軸向磁通電勵磁發電機繞組排布方式電磁特性分析

李林濤，史立偉，李法成，王文強，劉政委

(山東理工大學 交通與車輛工程學院，山東 淄博 255049)

隨著現代社會的發展,汽車成為日常生活中不可或缺的一部分。然而傳統內燃機排出的廢氣不僅對環境造成了不可逆的污染,也大大浪費了其可利用的剩余能量[1]。回收廢氣能量,不僅可以降低對環境的污染,也最大限度地節省了化石能源的利用與消耗,成為國內外學者研究的熱點與方向。

實際上,內燃機燃料燃燒主要轉化為有用的機械能、廢氣能量、散熱損失能量與機械損失能量。但機械能的轉化率非常低,僅有30%～40%,而廢氣帶走的能量占總能量的25%以上[2]。為了利用廢氣中的剩余能量,直接渦輪復合發電系統[3]應運而生。該系統結構簡單,所需附加附件較少,受到廣大學者的關注。高溫高速是渦輪增壓器典型的工作環境,這在很大程度上限制了發電機類型的選擇。稀土永磁電機效率高、功率因數高,成為最常用、研究最為廣泛的電機類型[4-5]。然而永磁體高溫退磁、不易調磁與故障滅磁的特點也是其無法忽視的缺點,這也極大地限制了永磁類電機在高溫場合中的應用。文獻[6]把軸向磁通永磁發電機安裝在渦輪膨脹機的一側,這無疑會較大增加渦輪增壓器的體積,而且對其安裝位置有較高要求,同時隔熱材料與冷卻系統也是必不可少的。因此,電勵磁類電機以其調磁方便、結構簡單、穩定性高等優點脫穎而出[7-8]。GE公司與Honeywell公司分別研制了一種6/4極高速開關磁阻起動發電機,其發電運行轉速分別可達50 000 r/min和60 000 r/min[9-10]。二者作為高速發電機,其共性是轉子結構簡單、穩定性高、散熱性好。而把傳統徑向電勵磁電機直接應用于渦輪復合發電系統時,會因轉子質量大而導致渦輪增壓器響應延遲的問題。因此該系統所使用的發電機需具備轉子結構簡單、穩定性高、質量小的特點。

針對上述問題,本文提出一種軸向磁通雙定子雙凸極電勵磁發電機(axial flux doubly stator doubly salient electro-magnetic generator, AFDS-DSEG),用勵磁繞組提供磁動勢,避免了永磁體退磁的風險。轉子結構簡單、穩定性高,適合高溫高速的工作條件,并且整體質量輕,轉動慣量小,對渦輪機的響應影響較小。本文主要對該發電機定轉子極數的約束公式進行推導,并通過有限元軟件對AFDS-DSEG兩種繞組排布的電磁特性進行分析研究。

1 AFDS-DSEG工作原理

AFDS-DSEG為單轉子雙定子結構,轉子為分塊結構,位于兩定子中間,且固定在不導磁的轉子套上,如圖1所示。定子極與轉子極均為扇形極,定子槽為扇形槽,因此定子極與轉子極始終以線接觸嚙合與脫離,以確保電樞磁鏈可以均勻增加、均勻減少。電樞繞組為集中繞組,繞制在定子1上;勵磁繞組為跨兩極繞制,繞制在定子2上。

相比于徑向磁通發電機,該發電機的轉動部分只有分塊轉子及不導磁鋁制轉子套,有轉動慣量小的優點;并且轉子結構簡單,穩定性高,適合高溫高速的工作環境。

圖1 AFDS-DSEG基本拓撲

圖2所示為三相AFDS-DSEG發電機中間半徑處軸向截面磁通路徑示意圖。向纏繞在定子2上的勵磁繞組中通以恒定的直流電,在勵磁定子中建立勵磁磁場。

(a)定轉子對齊

當轉子齒處于圖2(a)所示的位置時,轉子對齊A相,磁通經轉子齒在A相內匝鏈產生感應電動勢。但此時磁通會在相鄰的異極性勵磁極間相互匝鏈,形成漏磁通。轉子逆時針旋轉時,轉子與A1重合面積逐漸減小,與B1的重合面積逐漸增大。當轉子處在圖2(b)所示的位置時,磁通經A相與B相后形成磁通回路,此時磁路中有兩相磁鏈發生變化。在轉子旋轉過程中,一相磁鏈增多,一相磁鏈減少,未匝鏈的一相磁鏈不變。磁鏈減少產生正的感應電動勢,磁鏈增大產生負的感應電動勢,經全橋整流電路后,輸出電壓為一定值。

圖3給出了三相AFDS-DSEG的理想電感與感應電動勢變化曲線。在轉子旋轉過程中,根據電樞繞組匝鏈的磁通具有周期性的特點,一個周期內電樞繞組與勵磁繞組的互感可以分成三個階段。在120°電角度時,轉子齒與C相繞組所在定子齒恰好完全脫離,C相定子齒與轉子槽對齊,當轉子繼續旋轉,C相定子齒仍然與轉子槽對齊,此時C相電感LCF處于最小值且保持不變;在240°電角度時,轉子齒與C相所在定子齒即將出現重合部分,隨著轉子旋轉,C相電感LCF逐漸增加,此時C相繞組內感應出負的感應電動勢,直至定轉子完全重合時,LCF達到最大值;當轉子繼續旋轉,與C相完全重合的轉子齒開始與定子齒脫離,C相電感LCF開始減小,在減小的過程中,繞組內感應出正感應電動勢,直至完全脫離到最小值,如360°電角度時刻所示。

圖3 理想電感與感應電動勢曲線

2 AFDS-DSEG拓撲結構分析

上述分析足以證明,轉子相對于電樞定子的位置對電樞電感有較大影響,在定轉子極弧寬度相同的情況下,定轉子極數是其相對位置的唯一影響條件。兩定子共同構成一條磁路,對勵磁定子與電樞定子分別進行分析。

假設勵磁定子數為

Pse=2ik,

(1)

式中:i為勵磁跨距;k為正整數。電樞定子數為

Psa=qt,

(2)

式中:t為相數;q為正整數。

由圖3可知,每轉過一個轉子極距,電樞繞組內感應出一個周期的感應電動勢,因此電樞定子上相鄰的兩相相差的機械角度應為

(3)

式中Pr為轉子極數。一個勵磁定子極、一個電樞定子極和一個轉子極極距所占的機械角度分別為

(4)

以A相和C相為例,其相對位置關系如圖4(a)所示,二者相差的機械角度應為

βsa-βr=±βδ,

(5)

聯立式(2)—式(5),可以得出

Pr=q(t±1)。

(6)

電樞繞組反電勢的產生是電樞繞組中匝鏈了來自勵磁繞組產生的磁通,并且雙側定子對齊可以增大轉子與電樞繞組完全重合時的最大磁通量Ψmax以提高電壓幅值,同時保證各相工作電角度為360°/t。因此與A3和C2繞組相對應的兩勵磁定子齒與轉子的相對位置如圖4(b)所示,二者相差的機械角度應為

βse-βr=±βδ,

(7)

聯立式(2) —式(4)和式(7),可以得出

(8)

即

(9)

(a)電樞定子與轉子位置關系

式中:ik=tn;n為正整數。因此,定轉子極數分別為

(10)

根據上述分析,表1給出了不同相數與不同勵磁跨距的定轉子極數。

表1 不同相數與不同勵磁跨距的定轉子極數

3 AFDS-DSEG電磁特性仿真分析

雙定子為鏡像結構,定子齒對齊,勵磁繞組與電樞繞組分別按照一定的次序纏繞在定子齒上。當勵磁繞組跨兩個定子齒繞制時,相鄰的勵磁繞組繞向相反,使其N極和S極交替分布,在磁通路徑上有短磁路的效果。電樞繞組為非疊集中繞組,相隔90°機械角度的四個線圈串聯為一相,共有三相,各相按照ABC的順序排列。AFDS-DSEG的基本參數見表2。

表2 AFDS-DSEG基本參數

在對AFDS-DSEG電感特性與定轉子極數分析的基礎上,本文利用有限元軟件,保證電機主要結構與電磁參數相同的前提下,提出了兩種電樞繞組與勵磁繞組的排布方式,分別為勵磁跨距1(excitation span 1, ES1)和勵磁跨距2(excitation span 2, ES2),二者拓撲結構如圖5所示。兩種繞組均按照上述繞向與連接規則進行排布,建立發電機的三維拓撲模型,并著重分析三相12槽8極兩種繞組排布方式的空載與負載的電磁特性。

(a)ES1 (b)ES2

該發電機旋轉部分包括分塊轉子和轉子套,二者合計質量為371.85 g,同尺寸徑向磁通發電機旋轉部分僅有轉子,其質量為3 017.57 g,AFDS-DSEG與傳統徑向發電機相比質量下降了87.68%。

3.1 空載發電分析

根據表2 所列AFDS-DSEG的基本參數建立有限元仿真模型,設置仿真條件為:勵磁電流為5 A,轉速為3 000 r/min,對兩種繞組排布進行空載發電仿真,空載感應電動勢如圖6所示。

圖6 電樞繞組空載感應電動勢

由圖6可知,兩種繞組排布方式感應電動勢的變化基本符合圖3分析中的波形,各相磁鏈上升、下降與不變所占的電角度均為120°。

電勵磁雙凸極發電機的定轉子均為凸極結構,其內部磁場非線性嚴重,這也導致了其諧波磁場的產生,進而產生了諧波電勢,諧波電勢又會給直流輸出電壓帶來較大的脈動,降低發電質量。因此諧波問題對發電機的結構設計至關重要。為了比較兩種繞組排布方式對AFDS-DSEG空載感應電勢的影響,對其空載感應電動勢波形進行傅里葉分解,得到其各諧波階次感應電動勢幅值,如圖7所示。ES1的基波幅值為6.27 V,ES2的基波幅值為5.78 V。盡管ES2的基波幅值相較于ES1有7.81%的降低,但其各次諧波相較于ES1也均有所降低。

圖7 ES1與ES2空載感應電動勢諧波對比

ES2有6套勵磁繞組,而ES1有12套勵磁繞組,相鄰兩套勵磁繞組極性相反。當轉子對齊異極性定子槽時,會引起漏磁通的閉合,如圖2(a)所示。8個分塊轉子中,4個對齊定子齒時,會有4個對齊定子槽。ES1中這4個定子槽全都是異極性定子槽,ES2中只有兩個異極性定子槽,持續性的磁通閉合又會引起鐵芯損耗的增加,如圖8所示。

圖8 鐵芯損耗對比

為了比較兩種繞組排布方式空載感應電動勢波形的正弦度,本文選取了空載感應電動勢的前10次諧波進行諧波失真分析,通過式(11)可以分別計算出總諧波失真(UTHD)、奇次諧波含量(UTHDO)和偶次諧波含量(UTHDE)。

(11)

式中:i為諧波次數;ui為感應電動勢的第i次諧波幅值。由式(11)得出的兩種繞組排布方式的空載電動勢各階次諧波含量見表3。由表3可以得出,ES2相較于ES1總諧波失真下降了5.17%,奇次諧波含量下降了7.14%,偶次諧波含量下降了3.53%。因此ES2排布方式的諧波失真更少,波形正弦性更好,諧波含量少,可以有效地降低諧波所造成的損耗,提高了發電機的發電質量與功率。

表3 ES1與ES2空載感應電動勢諧波含量

3.2 負載發電分析

圖9為定轉子相同的情況下,在勵磁電流為6 A,轉速為3 000 r/min,接入15 Ω純阻性負載時,兩種繞組排布的感應電動勢對比圖。由圖9可知,整體上二者波形均為正弦型,但均出現了由于電樞反應所導致的正負幅值不對稱的問題,這致使負向幅值稍大于正向幅值。

(a) ES1

為了進一步評估負載感應電動勢波形的畸變情況,對負載感應電動勢波形進行傅里葉分解后,取其前10次諧波進行分析,如圖10所示。ES2相較于ES1基波幅值下降了0.61 V,除此之外,其他各階次諧波也均有不同程度的降低。依據式(11)可計算得出具體降低量,見表4。

圖10 ES1與ES2負載感應電動勢諧波對比

由表4可知,ES2總諧波失真比ES1下降了5.07%,并且其奇次諧波與偶次諧波均有所下降,因此ES2感應電動勢波形中的總諧波失真少,諧波含量減少,發電機的發電質量較好,效率較高。

表4 ES1與ES2負載感應電動勢諧波含量

負載的輸出電壓如圖11所示,其中ES1與ES2的輸出電壓均值分別為8.33 V和7.15 V,脈動率分別為58.60%和42.17%。這說明ES2還有輸出脈動率低的優點。

圖11 ES1與ES2輸出電壓對比

4 結論

本文提出了一種軸向磁通電勵磁雙凸極發電機,介紹了發電機的基本拓撲結構與發電原理,并對該發電機定轉子極數進行推導,對兩種繞組排布方式進行仿真分析,得到如下結論:

1)AFDS-DSEG在設計時,其電感應對稱,總磁導應保持不變,其相數與勵磁跨距應滿足表1中的約束條件。

2)與ES1相比,ES2的漏磁路徑少,損耗較少;空載時,ES2的感應電動勢總諧波失真相較于ES1下降了5.17%,負載感應電動勢總諧波失真下降了5.07%。因而,ES2繞組排布方式正弦度較高,諧波含量較少,輸出電壓脈動小,發電質量較好。