不同工況下3.3 MW永磁直驅風力發電機電磁場仿真分析及損耗修正

李進澤，梅恬語，趙震，王曉東，劉光偉

（1.中車株洲電機有限公司，湖南 株洲 412000；2.沈陽工業大學電氣工程學院，遼寧 沈陽 110870；3.江蘇中車電機有限公司，江蘇 鹽城 224199）

0 引言

永磁電機具有功率密度大、效率高和運行可靠等優點，在風力發電系統中得到了廣泛應用。為了提高風電系統的可靠性并降低運行成本，近年來開始推行取消增速箱，采用低速風力機直接驅動的風力發電系統，雖然發電機的體積和成本增加了，但系統效率和發電量的增加使得運行成本降低[1]。盡管大型低速永磁風力發電機具有高效率、高可靠性和低電壓穿越能力強等一系列優點，但相比于高速電機，大型低速永磁風力發電機具有更大的額定轉矩，因而電機體積龐大，并且結構重量大，給裝配、運輸和吊裝帶來量很大困難[2]。針對大功率永磁風力發電機的設計經驗與參考相對較少，文獻[3]以7.6 MW永磁同步風力發電機為研究對象，對大功率永磁風力發電機的電磁特性進行了詳細的分析，同時設計了冷卻方案，并通過樣機實驗驗證了理論分析的正確性。

大型發電機的冷卻系統設計是決定大型發電機設計成敗的關鍵環節。文獻[4]針對兆瓦級半直驅籠障轉子雙定子無刷雙饋風力發電機提出了采用雙水冷的方案作為該種新型發電機的冷卻結構，并對比分析了不同水道結構的優缺點，確定了機殼內水道結構型式。風力發電機在其發展迅速的同時，其故障問題也日益增多，不僅影響著風電轉換系統的效率，同時也影響著輸出電能的質量[5]。Abdusamad K B[6]通過建立多元線性回歸模型，將風機中的其他參數作為輸入參數，將發電機的溫度作為輸出參數，搭建了狀態監測系統，完成了其狀態及故障分析。文獻[7]介紹了永磁同步電機在匝間短路故障情況下的數學模型及參數變化情況，分析了匝間短路故障對零序分量的影響，并由此提出了基于零序分量的永磁同步電機匝間短路故障診斷方法。文獻[8]研究了永磁同步電機匝間短路-退磁耦合故障，研究結果表明，在額定工況下，三次諧波含量的增加量可判斷電機的故障程度，即增加量越大，故障程度越重。

本文設計了一臺3.3 MW的永磁直驅風力發電機，通過有限元仿真軟件進行了電磁性能計算及短路故障分析；然后，探究了徑向通風道結構對電機定子鐵耗的影響，并對二維有限元仿真得出的損耗結果進行修正；最后，通過溫度場與電磁場的迭代仿真，考慮了溫度場對電機材料特性的影響，最終得出了考慮電機徑向通風道結構以及溫度場影響的損耗結果。

1 電機模型及參數選取

本文研究的3.3 MW外轉子表貼式永磁直驅風力發電機的基本參數和結構參數見表1，2。

表1 電機基本參數Table 1 Basic parameters of motor

表2 電機結構參數Table 2 Structure parameters of motormm

為縮短仿真計算時間，根據電機結構參數建立了十二分之一的二維仿真模型（圖1）。

圖1 電機有限元仿真模型Fig.1 Finite element simulation model of motor

2 有限元仿真結果

2.1 仿真結果

按照表1，2的參數要求對電機進行有限元仿真，其中電機軸向長度取為實際的定子長度1 118 mm，仿真結果如圖2～4所示。

圖2 相電壓Fig.2 Phase voltage

圖3 相電流Fig.3 Phase current

圖4 額定轉矩Fig.4 Rated torque

由圖2～4可知，在負載情況下，電機的相電壓有效值約為416 V，相電流有效值約為1.9 kA，額定轉矩為3.01 MN·m，此時的額定功率為3.682 7 MW。

電機各部分損耗的有限元仿真計算結果如表3所示。

表3 電機損耗的仿真計算結果Table 3 Simulation results of motor loss

作為風力發電的直驅電機，本文所設計的電機能夠達到低速、大轉矩的運行要求。雖然直驅能夠節省增速箱等一系列機械結構，但是也增大了電機的體積和重量，而且負載情況下的相電流有效值達到了1.9 kA，過大的電流會增加電機的熱負荷，所以冷卻系統的合理設計是該電機設計環節中必不可少的一部分。

圖5所示為負載情況下電機整體的磁密分布，電機磁場呈對稱分布且磁密大小處于正常范圍，齒部軛部無明顯飽和現象。

圖5 磁密云圖Fig.5 Magnetic dense cloud map

為了進一步考察電機內各部分磁密是否符合設計要求，分別選取氣隙中心、齒部中心以及軛部中心為磁密查看路徑。電機各部分的磁密在查看路徑上的分布如圖6～8所示。各部分磁密的平均值和最大值如表4所示。

表4 電機各部分磁密Table 4 Magnetic density of each part of the motor T

圖6 氣隙磁密Fig.6 Air gap magnetic density

圖7 齒磁密Fig.7 Tooth magnetic density

圖8 軛磁密Fig.8 Yoke magnetic density

2.2 故障情況分析

2.2.1 A1-B1相間短路

圖9為A1-B1相間短路時的轉矩波形圖。

圖9 A1-B1相間短路時的轉矩波形Fig.9 Torque waveform in case of phase to phase short circuit of A1-B1

由圖9可知，當電機的A1-B1相發生相間短路時，電機的平均轉矩會降低33%左右，在故障剛發生的瞬間會產生很大的轉矩波動，甚至降到零，平穩后其波動范圍達到故障前平均轉矩的50%左右。

圖10為A1-B1相間短路時的相電壓波形。圖11為A1-B1相間短路時的相電流波形。

圖10 A1-B1相間短路時的相電壓波形Fig.10 Phase voltage waveform in case of phase to phase short circuit of A1-B1

圖11 A1-B1相間短路時的相電流波形Fig.11 Phase current waveform in case of phase to phase short circuit of A1-B1

由圖10，11可知：短路相的相電壓峰值從600 V左右直接下降到100 V左右；相電流峰值從故障前的2.5 kA增加到7 kA，擴大將近3倍左右，故障相相電流的周期和相位也發生了改變；非故障相的相電流波形也受到一定的影響。

2.2.2 三相短路

圖12為三相短路時的轉矩波形。當電機發生三相短路時，電機的平均轉矩會降低50%左右，與相間短路時類似，故障剛發生時的轉矩波動非常大，故障平穩后，轉矩穩定在-1.5 MN·m左右。

圖12 三相短路時轉矩波形Fig.12 Torque waveform during three-phase short circuit

圖13，14分別為三相短路時的相電壓波形和相電流波形。

圖13 三相短路時的相電壓波形Fig.13 Phase voltage waveform during three-phase short circuit

圖14 三相短路時的相電流波形Fig.14 Phase current waveform during three-phase short circuit

由圖13，14可知：短路相的相電壓峰值從600 V左右直接下降到100 V左右；相電流峰值從故障前的2.5 kA左右增加到6 kA左右，且非故障相的相電流峰值從故障前的2.5 kA增加到4.5 kA左右。相比于相間短路的情況，三相短路對相電流的波形影響最小，基本只影響相電流的幅值變化。

3 不同因素對電機損耗的影響

對于兆瓦級永磁直驅風力發電機，隨著其功率等級的提升，運行溫度升高會對電機絕緣造成威脅，也可能會導致永磁體的不可逆退磁。因此，本文中的永磁直驅風力發電機采用了如圖15所示的18個徑向通風道的結構對電機進行冷卻，每個通風道的寬度為5 mm。

圖15 電機的徑向通風道Fig.15 Radial ventilation duct of motor

3.1 通風道結構對電機損耗的影響及修正

由于電機在軸向長度上存在90 mm的徑向通風道，而這一影響因素在電機的有限元二維仿真中無法進行考慮。因此，本文提出了一種徑向通風道的等效方法，并采用三維靜磁場對其進行仿真驗證。首先，建立如圖16所示的含有通風道的電機模型，即電機軸向長度為1 208 mm，并進行三維靜磁場仿真計算；然后，建立如圖17所示的不含通風道的電機模型，即電機軸向長度為1 118 mm，并進行三維靜磁場仿真計算；最后，在兩個模型中的相同位置創建面，并分別提取兩個面上的磁通。

圖16 含通風道的電機模型Fig.16 Motor model with ventilation duct

圖17 不含通風道的電機模型Fig.17 Motor model without ventilation duct

磁密分布的仿真結果如圖18，19所示。

圖18 含徑向通風道的電機模型在同一提取面上的磁密分布Fig.18 Flux density distribution on the same extraction surface of the motor model with radial ventilation ducts

圖19 不含徑向通風道的電機模型在同一提取面上的磁密分布Fig.19 Flux density distribution on the same extraction surface of the motor model without radial ventilation ducts

通過計算可得，在不含通風道的情況下，提取面上的磁通為0.880 3 Wb，在定子含有通風道的情況下，提取面上的磁通為0.920 1 Wb。由此可見，通風道的存在會影響電機的磁通，而定子的鐵耗又與磁通存在一定的關系。所以，在處理徑向通風道等效問題時，本文采用如下做法：在進行二維有限元仿真時，不考慮電機徑向通風道的影響，取其軸向長度為1 118 mm；仿真完成后，考慮徑向通風道結構對電機鐵耗產生的影響，引入系數k，對電機定子鐵耗進行修正。

式中：Φ1為不含通風道時電機的磁通；Φ2為含通風道的情況下同一提取面上的磁通。

經過計算k為1.092 8，即實際的電機鐵耗應比仿真計算的結果擴大了9.28%。

3.2 溫度場對電機損耗的影響

在進行電機損耗的仿真計算時，正確選取材料的屬性對仿真結果的準確度與合理性起到了至關重要的作用。電機內的轉子磁鋼、定子繞組以及定子鐵心在不同溫度條件下的電磁性能會有所變化，所以在進行電磁場仿真時最好能夠選取最接近實際溫升時的材料的電磁性能。而這在未進行溫度場計算之前是不可能的，所以在實際操作時采用如圖20所示的流程進行迭代仿真，以便更加合理地求取電機的損耗。

圖20 電機損耗仿真計算流程圖Fig.20 Flow chart of motor loss simulation calculation

通過鐵耗修正以及電磁場-溫度場的迭代仿真后的電機損耗如表5所示，電機各部分的溫度場分布結果如表6所示，其中電機定子的附加損耗按照經驗取為額定功率的0.5%。

表5 電機損耗的最終結果Table 5 Final results of motor losskW

表6 電機各部分的溫度Table 6 The temperature of each part of the motor℃

4 結論

本文設計了一臺3.3 MW外轉子表貼式永磁直驅風力發電機，并對其電磁性能及短路故障情況進行了有限元仿真分析，得到以下結論。

①在負載情況下，電機的相電壓有效值約為416 V，相電流有效值約為1.9 kA，額定轉矩為3.01 MN·m，此時的額定功率為3.682 7 MW。

②得出了電機在發生相間繞組短路和三相繞組短路時，電機轉矩、電壓和電流的變化特點。

③當電機定子具有徑向通風道結構時，通過三維靜磁場仿真，對定子總軸向長度不變、是否存在徑向通風道的兩種情況進行了三維靜磁場仿真，引入系數k，對二維有限元仿真計算所得鐵耗進行修正。

④通過電磁場-溫度場的耦合迭代仿真，考慮了受溫度場影響的情況下電機內部材料特性的變化對電機損耗結果的影響，得出了更符合電機實際運行條件的電機損耗結果。