馮治崗， 馬春燕， 陳 燕， 竇銀科， 于光輝

(太原理工大學 電氣與動力工程學院， 山西 太原 030024)

0 引 言

直線開關磁阻發(fā)電機是一種磁阻式發(fā)電機， 遵循“磁阻最小原理[1-3]”， 其結構簡單、 成本低、 便于維護， 可適用于高溫、 低速、 高腐蝕等惡劣環(huán)境， 因此與電磁式發(fā)電機相比更加適用于海浪發(fā)電. 直線開關磁阻發(fā)電機的定、 動子均由硅鋼片疊壓而成， 定子上繞有勵磁繞組， 動子上無勵磁繞組. 然而， 直線開關磁阻發(fā)電機在運行過程中， 動子受徑向磁拉力影響， 降低了系統(tǒng)的穩(wěn)定性且噪聲較大.

目前， 國內外學者主要針對傳統(tǒng)的直線開關磁阻發(fā)電機開展研究， 集中在發(fā)電機本體優(yōu)化設計、 發(fā)電系統(tǒng)、 數(shù)學模型以及控制方法等方面. 文獻[4-5]研究了單邊直線開關磁阻發(fā)電機系統(tǒng)， 但單邊式結構的單邊磁拉力較大， 對發(fā)電機的正常運行有一定影響； 文獻[6]研究了互感耦合直線開關磁阻發(fā)電機， 提高了發(fā)電效率， 但存在一定的耦合影響， 且其單邊磁拉力較大； 文獻[7]研究了雙邊直線開關磁阻發(fā)電機， 改善了單邊磁拉力問題， 但其不對稱漏磁導致徑向磁拉力脈動較大， 對發(fā)電機正常運行有一定影響； 文獻[8]研究了波能直驅互感耦合式開關磁阻發(fā)電機最佳效率的跟蹤控制， 采用雙邊互感耦合式開關磁阻發(fā)電機， 改善了雙邊磁拉力影響， 但是互感耦合加大了控制難度.

本文設計了一種新型結構的雙邊直線開關磁阻發(fā)電機， 并且在雙邊式結構中加入高性能永久磁鋼， 減小了徑向磁拉力， 降低了繞組之間的耦合， 同時， 也提高了發(fā)電機的發(fā)電效率. 采用Ansoft Maxwell軟件， 對永磁雙邊式直線開關磁阻發(fā)電機PMBLSRG(Permanent Magnet Bilateral Linear Switched Reluctance Generator)結構進行設計， 在瞬態(tài)磁場求解器中進行有限元分析[9]， 得出運動狀態(tài)下的徑向磁拉力、 磁鏈以及電感.

1 PMBLSRG結構及運行原理

1.1 基本結構

PMBLSRG的基本結構如圖 1 所示. 采用6/4/4/6 極四凸極結構， 由雙定子鐵心、 動子鐵心、 繞組和永久磁鋼構成. 定子凸極上有A,B,C3相繞組， 每相繞組分為4組， 每組繞組疊繞Na匝， 4組依次串接. 動子與定子結構如圖 2 和圖 3 所示. 動子和定子均由疊壓系數(shù)為0.9， 厚度為0.5 mm 的硅鋼片疊壓而成[10]， 采用集中式繞組， 在定子凸極安裝5 mm厚的NdFe30永久磁鋼.

圖 1 PMBLSRG整體模型Fig.1 Model of PMBLSRG

圖 2 動子結構Fig.2 Structure of mover

圖 3 定子結構Fig.3 Structure of stator

定子、 動子齒寬和槽寬的大小影響發(fā)電效率以及負載電流的連續(xù)性， 動子齒寬小于或大于定子齒寬時都會造成磁通Φ減小， 因此， 動子齒與定子齒等寬為最優(yōu)方案. 由雙邊式結構特點可知， 動子槽寬由定子槽寬、 定子齒寬及動子齒寬決定. 定子齒寬記為L， 則定子槽寬記為L±ΔL， 但是ΔL不宜過大， 當定子槽寬為L+ΔL時， ΔL過大會導致負載電流不連續(xù)； 當定子槽寬為L-ΔL時， ΔL過大時， 由于續(xù)流的存在， 相鄰兩相相電流重疊過大， 從而導致控制難度加大. 本設計采用定子槽寬大于定子齒寬的方案. 當定子槽寬和齒寬確定后， 動子槽寬q必須滿足下列關系式

q=5L+3ΔL.

(1)

選取定子齒寬為33mm,ΔL為5 mm， 由式(1)可知， 動子槽寬q=180 mm. 動子、 定子結構參數(shù)見表 1， 繞組參數(shù)見表 2.

表 1 定子與動子結構參數(shù)

表 2 繞組參數(shù)

1.2 運行原理

PMBLSRG定子與動子都是雙凸極結構， 在激勵的作用下， 定子與動子凸極位置發(fā)生變化時， 磁場分布也不同. 隨著動子位置x的變化， 繞組電感將會在電感最大值Lmax和電感最小值Lmin之間周期性變化[11-12]， 如圖 4 所示為線性模型一周期電感波形圖.

圖 4 電感理想變化波形圖Fig.4 Ideal variation waveform of inductance

當x1≤x≤x2時， 定子齒對著動子槽， 磁阻最大且基本保持恒定， 電感保持最小值Lmin不變. 當動子位置x>x2時， 定子齒與動子齒開始出現(xiàn)重疊， 在x2

通過上述對理想電感變化波形的分析， 可知電感的函數(shù)表達式為[14]

(2)

(3)

電磁力方程為[15]

(4)

將式(2)代入式(4)， 可得線性模型下一個發(fā)電周期的電磁力， 即

(5)

由式(5)可知， 在x2≤x≤x3時， 電磁力與外部機械力方向相同， 這一過程存儲磁場能， 即為勵磁階段； 在x3≤x≤x4時， 電磁力與外部機械力方向相反， 克服外部機械力做功， 這一過程將存儲的磁場能與外部的機械能轉換為電能， 即為發(fā)電階段.

2 PMBLSRG特性分析

采用Ansoft Maxwell軟件， 在瞬態(tài)場域下對PMBLSRG、 單邊式直線開關磁阻發(fā)電機ULSRG(Unilateral Linear Switched Reluctance Generator)及雙邊式直線開關磁阻發(fā)電機BLSRG(Bilateral Linear Switched Reluctance Generator)進行有限元分析. 動子初始位置x=0， 并沿著x軸正向移動， 移動速度為1 m/s.

2.1 磁拉力分析

直線開關磁阻發(fā)電機遵循“磁阻最小原理”， 磁拉力與動子運動方向成一定夾角， 并隨動子位置的變化而變化. 磁拉力在x和y方向產(chǎn)生分量，x方向的分量定義為橫向磁拉力，y方向的分量定義為徑向磁拉力.

對于ULSRG而言， 橫向磁拉力對發(fā)電機的正常運行至關重要， 在一個完整發(fā)電周期的前半周期， 橫向磁拉力與外部機械力同方向， 進行磁場儲能； 在后半周期橫向力與外部機械力方向相反， 克服外部機械力做功， 此階段發(fā)電機將外部機械力轉換為電能并釋放磁場儲能. 徑向磁拉力影響發(fā)電機的穩(wěn)定運行， 同時， 使ULSRG橫向摩擦力增大， 軸承使用壽命降低， 并且產(chǎn)生不可避免的噪聲. 如圖 5 所示為ULSRG的A,B,C3相繞組分別通以5 A電流時動子上受到的徑向磁拉力. 從圖可看出， 單邊式結構動子所承受的徑向磁拉力最大可達到5 kN， 嚴重地影響了電機的正常運行， 為解決上述問題， 在ULSRG的基礎上， 對其結構進行改進.

圖 5 ULSRG徑向磁拉力Fig.5 Radial magnetic force of ULSRG

將單邊式結構改為雙邊式， 在不考慮漏磁的情況下， 雙邊式結構為對稱結構， 動子上受到的兩個徑向磁拉力大小相等， 方向相反， 合力為0.x=16.5 mm，x=49.5 mm時的磁密分布如圖 6 所示， 最大磁密分別為15 117高斯和15 731高斯. 從仿真結果可以看出， 由于不對稱漏磁的存在， 動子上下齒的磁密分布不同， 導致徑向磁拉力合力不為0， 進而降低了電機運行的穩(wěn)定性， 因此， 需要對雙邊式結構進行改進來減小徑向磁拉力的波動.

圖 6 BLSRG磁密分布圖Fig.6 Distribution map of BLSRG magnetic density

BLSRG與PMBLSRG的A,B,C相繞組單獨通以5 A電流時， 一周期內動子徑向磁拉力變化波形如圖 7～圖 9 所示. 由ULSRG徑向磁拉力與BLSRG徑向磁拉力波形圖對比， 可以看出： 將單邊式結構改為雙邊式結構后， 徑向磁拉力明顯減小，A，B，C相徑向磁拉力幅值分別為458， -1 195， -382 N. 由BLSRG徑向磁拉力與PMBLSRG徑向磁拉力波形圖對比， 可以得出： 在雙邊式結構中加入永久磁鋼后， 徑向磁拉力明顯減小，A，B，C相徑向磁拉力幅值分別為-39， -454， -285 N. 因此可以得出結論： 本文設計的新型結構的發(fā)電機能有效降低徑向磁拉力造成的影響.

圖 7 A相徑向磁拉力Fig.7 Radial magnetic force of A phase

圖 8 B相徑向磁拉力Fig.8 Radial magnetic force of B phase

圖 9 C相徑向磁拉力Fig.9 Radial magnetic force of C phase

2.2 耦合特性分析

減小發(fā)電機相與相之間的耦合， 能簡化數(shù)學模型， 同時也能降低后期控制難度， 因此需對本文所設計的PMBLSRG進行耦合特性分析. PMBLSRG相繞組單獨通以5 A電流時， 相電感波形如圖 10 所示. 互感計算值為自感計算值的0%～9%， 所占比例非常小， 可以忽略不計， 因此， 可認為本文所設計的PMBLSRG相與相解耦.

圖 10 電感曲線Fig.10 Curve of inductance

2.3 磁鏈分析

開關磁阻發(fā)電機在勵磁階段輸入的電功率一部分為繞組儲能， 另一部分轉換為機械能. 繞組中存儲的磁能分為兩部分， 一部分為運動電勢引起的與機械能數(shù)值相等的磁能， 另一部分為勵磁電源提供的磁場儲能， 當發(fā)電機進入發(fā)電階段時， 將存儲的磁能和外部機械能一起轉換為電能供給負載. 通過對上述開關磁阻發(fā)電機發(fā)電過程的分析可知， 增加磁場儲能可以提高開關磁阻發(fā)電機的發(fā)電效率.

A相總磁鏈為

φ=φj+φy,

(6)

式中：φj為激勵磁鏈；φy為運動電勢磁鏈.

磁場儲能為

(7)

由式(7)可知， 增大磁鏈可以增大磁場儲能， 從而提高開關磁阻發(fā)電機的發(fā)電效率.

PMBLSRG,BLSRG及ULSRG的相繞組通以5A電流時， 單發(fā)電周期的磁鏈有限元計算值如圖 11 所示. 從圖 11 可以看出， 雙邊式結構的繞組磁鏈是單邊式結構的2倍.PMBLSRG與BLSRG相比較， 當定子齒與動子齒的中心線相差齒寬的一半時， 永磁雙邊式結構繞組磁鏈是雙邊式結構繞組磁鏈的2倍， 隨著動子的移動， 兩種發(fā)電機的磁鏈大小差值逐漸縮小， 在x=20 mm和 50 mm處， BLSRG和PMBLSRG的磁鏈值重合， 動子位置在20～50 mm， BLSRG的磁鏈值略高于PMBLSRG的磁鏈值， 從總體角度考慮， PMBLSRG的磁鏈平均值大于BLSRG的磁鏈平均值. 由此可以得出結論： 本文所研究的PMBLSRG的發(fā)電效率高于單邊式以及雙邊式直線開關磁阻發(fā)電機.

圖 11 磁鏈Fig.11 Flux linkage

3 結 論

本文設計了一種永磁雙邊式直線開關磁阻發(fā)電機， 分析了直線開關磁阻發(fā)電機的運行機理， 在Maxwell 2D中構建發(fā)電機模型， 并在瞬態(tài)場域下進行有限元分析， 得到徑向磁拉力波形圖和一周期磁鏈計算值. 通過對PMBLSRG、 BLSRG和ULSRG的徑向磁拉力波形圖以及磁鏈計算值進行比較得出結論： 在雙邊式直線開關磁阻發(fā)電機的定子齒上安裝5 mm厚的永久磁鋼， 可以減小徑向磁拉力和噪聲， 并且增加磁場儲能， 從而提高發(fā)電機的發(fā)電效率. 對PMBLSRG進行的耦合特性分析， 仿真結果表明， 相與相之間解耦， 為后續(xù)發(fā)電機控制研究奠定理論基礎.

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