盤式永磁同步發(fā)電機(jī)的設(shè)計及輸出特性分析

李 昊，楊 靜，劉宇航，王 超，陸言洲

（中國人民解放軍后勤工程學(xué)院機(jī)械電氣工程系，重慶401311）

盤式永磁同步發(fā)電機(jī)的設(shè)計及輸出特性分析

李 昊，楊 靜，劉宇航，王 超，陸言洲

（中國人民解放軍后勤工程學(xué)院機(jī)械電氣工程系，重慶401311）

盤式永磁同步發(fā)電機(jī)以其特殊的結(jié)構(gòu)，優(yōu)越的性能特點被廣泛地應(yīng)用于小型垂直軸風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中。介紹了盤式永磁同步發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)及工作原理，初步設(shè)計了一臺300W的無鐵心盤式永磁同步發(fā)電機(jī)，利用Maxwell軟件建立電機(jī)與負(fù)載電路聯(lián)合仿真模型，并對其進(jìn)行靜態(tài)與瞬態(tài)仿真，研究空載與負(fù)載狀態(tài)下的電機(jī)性能，探討電機(jī)經(jīng)三相不可控整流橋接直流負(fù)載時的性能變化，為下一步優(yōu)化設(shè)計方案提供了理論基礎(chǔ)。

盤式永磁同步發(fā)電機(jī)；聯(lián)合仿真模型；三相不可控整流橋

中國風(fēng)能資源豐富，風(fēng)力發(fā)電建設(shè)速度迅猛，但還存在一些偏遠(yuǎn)地區(qū)，地域地形復(fù)雜，人口分散，電網(wǎng)架設(shè)困難，同時蘊(yùn)含豐富的風(fēng)能資源［1］。為了改善當(dāng)?shù)氐墓╇姉l件，充分利用風(fēng)能資源，提出發(fā)展中小型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的方案［2］，其中小型垂直軸風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)被廣泛利用［3］。盤式永磁同步發(fā)電機(jī)以其結(jié)構(gòu)簡單、便于安裝拆卸、體積小、能低風(fēng)速啟動、運(yùn)行風(fēng)速范圍大［4－5］等性能優(yōu)勢逐步被應(yīng)用于此系統(tǒng)。

電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩的波動情況是檢驗系統(tǒng)穩(wěn)定性的重要指標(biāo)。目前針對盤式永磁同步發(fā)電機(jī)性能優(yōu)化的工作已大量展開，大部分的優(yōu)化方案多建立于空載以及阻性負(fù)載基礎(chǔ)上［6－10］。呂曉威等［6］以平均氣隙磁通密度和空載漏磁系數(shù)為目標(biāo)，利用正交試驗法，實現(xiàn)400 W無鐵心盤式永磁同步電機(jī)的優(yōu)化。劉明基等［9］以氣隙磁密諧波畸變率和氣隙磁密基波幅值大小為目標(biāo)，提出Halbach磁體陣列與組合型磁極相結(jié)合的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對電機(jī)進(jìn)行優(yōu)化。以上優(yōu)化方案中，電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩波動較小，電機(jī)運(yùn)行穩(wěn)定，而電機(jī)經(jīng)三相不可控整流橋接直流負(fù)載時，輸出轉(zhuǎn)矩會發(fā)生明顯波動，影響系統(tǒng)穩(wěn)定。本文初步設(shè)計了一個雙轉(zhuǎn)子中間定子的無鐵心盤式永磁同步發(fā)電機(jī)，利用Maxwell軟件［11－12］對其進(jìn)行建模以及空載和負(fù)載狀態(tài)的分析，著重探討電機(jī)經(jīng)三相不可控整流橋接直流負(fù)載時的輸出轉(zhuǎn)矩變化，為下一步優(yōu)化設(shè)計方案提供理論基礎(chǔ)。

1 結(jié)構(gòu)和原理

1.1 電機(jī)結(jié)構(gòu)

圖1為本文所研究的發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖，雙轉(zhuǎn)子夾中間定子繞組形成雙氣隙結(jié)構(gòu)，采用表貼式永磁體，定子電樞繞組采用單層繞組預(yù)先繞制，環(huán)氧樹脂澆注固定。

1.2 主磁路分析

定子電樞盤的有效切割導(dǎo)體呈徑向分布，位于永磁體前方的面上，當(dāng)轉(zhuǎn)子由風(fēng)力機(jī)拖動至接近同步轉(zhuǎn)速時，盤式永磁同步發(fā)電機(jī)在氣隙中產(chǎn)生與電樞繞組交鏈的旋轉(zhuǎn)磁場，有效導(dǎo)體切割旋轉(zhuǎn)磁場，進(jìn)而感應(yīng)出三相交流電動勢［13］。工作時的磁路如圖2所示。可以看出：永磁體主磁通由N極流出，穿過氣隙，然后通過定子電樞盤，再穿過氣隙，到達(dá)相對應(yīng)的N極，再通過轉(zhuǎn)子磁軛到達(dá)S極，后經(jīng)氣隙與電樞盤到達(dá)本側(cè)S極，最后經(jīng)過轉(zhuǎn)子磁軛回到N極，即“N極—?dú)庀丁ㄗ与姌斜P—?dú)庀丁狽極—轉(zhuǎn)子磁軛—S極—?dú)庀丁ㄗ与姌斜P—?dú)庀丁猄極—轉(zhuǎn)子磁軛—N極”。

圖1 雙轉(zhuǎn)子單定子結(jié)構(gòu)

圖2 主磁通路徑

1.3 基本電磁關(guān)系

盤式永磁發(fā)電機(jī)磁通密度分布不均勻。圖3為電磁計算示意圖，以極坐標(biāo)x和θ標(biāo)示有效導(dǎo)體的空間位置，選取1對極下單個導(dǎo)體作為研究對象。圖3中R0，Ri為永磁體內(nèi)外徑半徑，則在（x，θ）處d x長的導(dǎo)體產(chǎn)生的電勢為

其中：Ω為電機(jī)角速度，Bδ（θ）為電機(jī)平均半徑處的氣隙磁密。

根據(jù)電機(jī)工作原理，由等效磁路法，采用數(shù)學(xué)微積分，推導(dǎo)其基本電磁關(guān)系［14］：

式中：Ef為感應(yīng)電動勢；Pe為電磁功率；Te為電磁轉(zhuǎn)矩；ns為同步轉(zhuǎn)速；N為每相導(dǎo)體數(shù)；kw為繞組系數(shù)；?i為計算極弧系數(shù)；Aav為平均電負(fù)荷；Bδ為氣隙磁密幅值；Din、Dout分別為永磁體內(nèi)外徑直徑。

圖3 電磁計算示意圖

2 盤式永磁同步發(fā)電機(jī)設(shè)計

2.1 額定功率和額定電壓的選取

小型垂直軸風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)具有“低風(fēng)啟動、微風(fēng)發(fā)電”的特點。本文設(shè)計研究的盤式永磁同步發(fā)電機(jī)緊貼系統(tǒng)特點，根據(jù)輸出端低電壓大電流，直接帶動負(fù)載或經(jīng)整流過程為蓄電池充電儲能的情況，設(shè)定額定功率為300 W，額定相電壓為24 V。

由式（2）～（4）可知，電負(fù)荷A值決定了電機(jī)的利用系數(shù)，直接影響了電機(jī)尺寸的選取，與電機(jī)的運(yùn)行參數(shù)，性能密不可分。電負(fù)荷的選取應(yīng)重點考慮電機(jī)的散熱情況。盤式永磁同步發(fā)電機(jī)由風(fēng)力機(jī)拖動至同步轉(zhuǎn)速。本文研究的小型垂直軸風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)配套風(fēng)力機(jī)的額定轉(zhuǎn)速為500 r／min，隨著風(fēng)速增加，輸出功率變大，發(fā)熱也隨之增加，但由于其自身結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性，散熱條件較為良好，因此可以選擇較大的A值。本文選取電機(jī)內(nèi)徑處的A值為9 000 A／m。

2.2 電機(jī)主要尺寸的確定

根據(jù)傳統(tǒng)電機(jī)設(shè)計的尺寸公式以及電磁功率的表達(dá)式可知，當(dāng)電機(jī)的外直徑與內(nèi)直徑的比值為時，電磁功率為最大值。實際設(shè)計時，在綜合考慮電機(jī)損耗、導(dǎo)線的安放情況后，本文取為1.9。參照拓又達(dá)科技有限公司TYD350-1000w垂直軸風(fēng)力發(fā)電機(jī)組產(chǎn)品，根據(jù)本文設(shè)計條件，選取電機(jī)內(nèi)直徑為110 mm。

2.3 電機(jī)磁極的設(shè)計

電機(jī)磁極的選擇是電機(jī)設(shè)計中最關(guān)鍵的一步，涉及磁極材料、極對數(shù)、極弧系數(shù)、形狀、磁極厚度以及安裝方式的選擇。本文選用永磁體Nd-Fe35［15］，采用常用的扇形結(jié)構(gòu)以及表貼式安裝方式［8］。小型垂直軸風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中風(fēng)能通過葉片轉(zhuǎn)換為動能，帶動風(fēng)力機(jī)，進(jìn)一步經(jīng)過盤式永磁同步發(fā)電機(jī)產(chǎn)生電能。根據(jù)本文所提到的風(fēng)力機(jī)的額定轉(zhuǎn)速，在達(dá)到系統(tǒng)最佳葉尖速比時，由確定永磁體極對數(shù)為8。極弧系數(shù)的大小對氣隙磁場的分布有直接影響［16－17］。當(dāng)極弧系數(shù)較大時，漏磁減少，但永磁材料增加，成本提高；極弧系數(shù)較小時，氣隙增大，每極磁通量減少，導(dǎo)致繞組匝數(shù)增加，銅損、熱損耗增加［18］。綜合考慮以上因素，本文選擇極弧系數(shù)為0.75。磁極厚度的選擇與氣隙大小有關(guān)，也會影響電機(jī)設(shè)計的經(jīng)濟(jì)性。當(dāng)氣隙大小與磁極極數(shù)不變時，增加磁極厚度，在一定范圍內(nèi)可以加大氣隙磁密。本文初步選擇永磁體厚度為5mm，單邊氣隙1mm。電機(jī)參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)設(shè)計參數(shù)

3 電機(jī)的有限元仿真

3.1 建立模型

根據(jù)選取的電機(jī)參數(shù)，利用Maxwell 3D建立電機(jī)的物理模型，對材料進(jìn)行定義，設(shè)置邊界條件，添加激勵源，對網(wǎng)格進(jìn)行劃分。

模型建立如圖4所示，網(wǎng)格剖分模型如圖5所示。

圖4 電機(jī)物理模型

圖5 網(wǎng)格剖分模型

3.2 靜態(tài)求解

電機(jī)靜態(tài)分析首先是驗證電機(jī)設(shè)計的合理性，其次是求解預(yù)先設(shè)定的參數(shù)。

利用Maxwell的后處理功能，可以直觀地觀察電機(jī)內(nèi)磁場的分布，同時可以研究出氣隙磁場的變化規(guī)律。圖6是電機(jī)的磁場分布，可以清楚地驗證本文磁路的正確性以及設(shè)計的合理性。圖7是電機(jī)平均半徑處氣隙磁場密度隨周向長度變化的曲線。圖8是磁場峰值隨半徑變化圖。圖9是電機(jī)氣隙磁密云圖。由圖8和圖9可以清楚地看出，靠近中心處磁密較小，沿周向向兩側(cè)增大的趨勢。

圖6 電機(jī)磁場分布

圖7 平均半徑處磁場波形

圖8 磁場峰值隨半徑變化

圖9 電機(jī)氣隙磁密云圖

在靜態(tài)分析中，利用Maxwell求解出上下轉(zhuǎn)子的受力情況，求解結(jié)果如表2所示。

表2 電機(jī)受力分析

從表2的結(jié)果可以看出：雙轉(zhuǎn)子單定子結(jié)構(gòu)的盤式永磁電機(jī)，上下轉(zhuǎn)子受力均沿軸向方向，大小相等，方向相反，克服了單邊磁拉力對軸承的負(fù)荷壓力。

3.3 瞬態(tài)分析

瞬態(tài)分析包括空載分析與負(fù)載分析，其中負(fù)載分析又可以分別對帶三相對稱電阻負(fù)載和三相不可控整流橋接直流負(fù)載進(jìn)行分析。

空載特性是電機(jī)的基本特性之一，主要包括磁鏈特性分析、空載感應(yīng)電動勢和轉(zhuǎn)矩特性。Maxwell中為了模擬發(fā)電機(jī)空載運(yùn)行，利用其插件Circuit將外電路繞組設(shè)置為30 GΩ，空載回路如圖10所示。

由圖11（a）、（b）可以看出：電機(jī)空載時，氣隙中只有轉(zhuǎn)子上永磁體形成的旋轉(zhuǎn)磁場，電樞繞組與磁場交鏈，電機(jī)轉(zhuǎn)子在風(fēng)力機(jī)的拖動下轉(zhuǎn)動，逐漸達(dá)到額定轉(zhuǎn)速，電樞繞組磁鏈不斷發(fā)生變化，產(chǎn)生相位滯后于磁鏈90°的感應(yīng)電動勢。由圖11（c）可以看出：雖然電磁轉(zhuǎn)矩曲線波動較大，但平均值接近為0，表明在不考慮電樞繞組渦流和誤差時，空載時轉(zhuǎn)子上不存在電磁轉(zhuǎn)矩。

圖10 空載回路

圖11 空載時三相磁鏈、感應(yīng)電動勢和轉(zhuǎn)矩特性

電機(jī)在如圖12所示的三相對稱電阻負(fù)載狀態(tài)下運(yùn)行時，電樞反應(yīng)與永磁體產(chǎn)生的主磁場形成合成磁場，電樞電流在合成磁場的作用下產(chǎn)生與運(yùn)動方向相反的電磁力，形成電磁轉(zhuǎn)矩，將風(fēng)力機(jī)輸入的機(jī)械能轉(zhuǎn)化為電能。圖13（a）、（b）、（c）分別為電機(jī)的磁鏈、感應(yīng)電動勢和轉(zhuǎn)矩特性。

圖12 三相對稱電阻負(fù)載

觀察圖13（a）、（b）可以發(fā)現(xiàn)：發(fā)電機(jī)在三相對稱電阻負(fù)載狀態(tài)下運(yùn)行時磁鏈以及感應(yīng)電動勢依然具有較好的正弦性，與空載時曲線相一致，且各項性能參數(shù)變化不大，說明電機(jī)的輸出性能受三相對稱電阻負(fù)載的影響不大。電機(jī)輸出性能的變化與電樞反應(yīng)、電樞繞組和永磁體工作點緊密相關(guān)。本文選取的是NdFe35永磁體，具有較高的永磁體工作點，同時電樞電流磁場遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于永磁體形成的主磁場，因此電樞反應(yīng)對主磁場的影響大大減少，同時由于定子電樞盤采用無鐵心結(jié)構(gòu)，端部繞組減小，氣隙大，有效地減小了感應(yīng)電動勢的變化率。圖13（c）可以看出：電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩在3ms時開始趨于穩(wěn)定，且波動較小，說明電機(jī)在三相對稱電阻負(fù)載狀態(tài)下運(yùn)行平穩(wěn)，可以充分利用風(fēng)能進(jìn)行發(fā)電。

電機(jī)在如圖14所示的三相不可控整流橋接直流負(fù)載狀態(tài)下運(yùn)行時，此時電機(jī)的三相磁鏈、感應(yīng)電動勢、電樞電流和轉(zhuǎn)矩特性如圖15（a）、（b）、（c）、（d）所示。

圖15（a）、（b）、（c）可以看出：與三相對稱電阻負(fù)載狀態(tài)相比，磁鏈與感應(yīng)電動勢波形發(fā)生了明顯的畸變，三相不可控整流電路在對電機(jī)輸出的三相電壓進(jìn)行整流的同時，形成了呈感性的電樞電流，產(chǎn)生了遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于三相對稱電阻負(fù)載狀態(tài)下的電樞反應(yīng)磁場，削弱了永磁體產(chǎn)生的主磁場，進(jìn)而改變了永磁體的工作點，從而使磁鏈和感應(yīng)電動勢發(fā)生畸變。

圖14 三相不可控整流橋接直流負(fù)載

圖15 三相不可控整流接直流負(fù)載時三相磁鏈、感應(yīng)電動勢和轉(zhuǎn)矩特性

從圖15（d）可以看出，電磁轉(zhuǎn)矩的波動性明顯加強(qiáng)，在這種狀態(tài)下工作的電機(jī)穩(wěn)定性下降。目前多數(shù)用于小型垂直軸風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的負(fù)載都為蓄電池，電機(jī)輸出的電壓都要經(jīng)過整流過程儲存在蓄電池中。蓄電池的投切會引起負(fù)載轉(zhuǎn)矩的波動，進(jìn)而影響電磁轉(zhuǎn)矩，對電機(jī)造成沖擊。

由于本文研究的盤式永磁同步發(fā)電機(jī)無鐵心結(jié)構(gòu)，不會產(chǎn)生齒槽轉(zhuǎn)矩，因此轉(zhuǎn)矩的波動是由電樞反應(yīng)造成的，電機(jī)在經(jīng)三相不可控整流橋接直流負(fù)載狀態(tài)運(yùn)行過程中，整流橋電路使交軸電樞反應(yīng)增大，磁場發(fā)生畸變，引起整個磁場分布的不對稱，從而改變反電勢波形，產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩波動。

通過對比分析可以發(fā)現(xiàn)電機(jī)經(jīng)三相不可控整流橋接直流負(fù)載時，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩波動明顯，系統(tǒng)穩(wěn)定性下降，基于空載或阻性負(fù)載的結(jié)構(gòu)優(yōu)化參數(shù)不能滿足穩(wěn)定性需求。本文選擇極弧系數(shù)進(jìn)行了初步研究，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩如圖16所示。對其做傅里葉分析，結(jié)果如表3所示，其中：N為諧波次數(shù)；T為輸出轉(zhuǎn)矩幅值；?為極弧系數(shù)。

圖16 極弧系數(shù)變化時電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩

表3 電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩傅里葉分析

由圖16及表3可以看出，改變極弧系數(shù)可以降低輸出轉(zhuǎn)矩的波動，提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。

4 結(jié)束語

本文利用Maxwell軟件建立無鐵心盤式永磁同步發(fā)電機(jī)與負(fù)載聯(lián)合仿真模型，根據(jù)小型垂直軸風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的特點，確定電機(jī)參數(shù)，通過靜態(tài)和瞬態(tài)分析，獲取電機(jī)磁力線和磁通密度分布圖表，驗證電機(jī)設(shè)計的合理性。通過電機(jī)在三相對稱電阻負(fù)載與經(jīng)三相不可控整流橋接直流負(fù)載時電機(jī)性能的對比分析發(fā)現(xiàn)，同樣的電機(jī)參數(shù)在不同的負(fù)載狀態(tài)時會產(chǎn)生不同的電機(jī)性能，第2種狀態(tài)對電機(jī)的沖擊更大，電機(jī)參數(shù)優(yōu)化的要求更高。通過改變極弧系數(shù)的大小驗證了這一結(jié)論，為下一步優(yōu)化設(shè)計方案提供理論依據(jù)。

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（責(zé)任編輯楊文青）

Design and Output Characteristic Analysis of Disc Permanent M agnet Synchronous Generator

LIHao，YANG Jing，LIU Yu-hang，WANG Chao，LU Yan-zhou
（Logistics Engineering University of PLA，Chongqing 401311，China）

Disk permanent magnet synchronous generator is widely used in small vertical axis wind power generation system due to its special structure and excellent performance.This paper introduces the disc permanent magnet synchronous generator’s structure and working principle.A 300W coreless disc permanent magnet synchronous generator has been designed.By using software Maxwell，a model combining the generator and load is established，and the static and transient simulation of no-load and load state is discussed.The paper focuses on performance of the generator when supplying DC load by three-phase uncontrolled rectifier bridge.The results provide theoretical basis for the optimal method of the generator.

disc permanent magnet generator；model combining the generator and load；three-phase uncontrolled rectifier bridge

TM341；TM351

A

1674－8425（2016）12－0075－08

10.3969／j.issn.1674－8425（z）.2016.12.012

2016－07－13

李昊（1991—），男，山東乳山人，碩士研究生，主要從事移動電源與多能源發(fā)電技術(shù)，E-mail：554041474＠qq.com；楊靜（1973—），女，重慶人，博士，副教授，主要從事移動電源與多能源發(fā)電技術(shù)，E-mail：yj7329＠163.com。

李昊，楊靜，劉宇航，等.盤式永磁同步發(fā)電機(jī)的設(shè)計及輸出特性分析［J］.重慶理工大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)），2016（12）：75－82.

format：LIHao，YANG Jing，LIU Yu-hang，WANG Chao，et al.Design and Output Characteristic Analysis of Disc Permanent Magnet Synchronous Generator［J］.Journal of Chongqing University of Technology（Natural Science），2016（12）：75－82.