李爭 杜磊 楊凱 劉令旗 董維超

摘 要：為了提高風能利用率，解決現(xiàn)有開關磁阻發(fā)電機轉子旋轉的單一性問題，提出一種新型可偏轉雙定子開關磁阻式風力發(fā)電機。首先，基于電磁-固體力學模塊，建立定子結構磁固耦合數(shù)值模型，對電磁場、磁通密度、磁致伸縮密度進行了理論分析。其次，采用有限元平臺對發(fā)電機進行了直觀建模，基于力學理論建立考慮磁致伸縮效應的電磁-固體力學基本方程。最后，通過有限元法對發(fā)電機內、外雙定子以及轉子自轉、偏轉進行磁固耦合仿真，得到應力分布及對應的振動位移。仿真結果表明：磁致伸縮效應下的振動位移屬納米級別且所受應力較小，對發(fā)電機運行影響可忽略不計。磁固耦合的分析方法可為分析電機振動、進一步優(yōu)化發(fā)電機參數(shù)提供理論參考。

關鍵詞：電磁固體力學;磁固耦合;振動位移;雙定子;磁致伸縮效應

中圖分類號：TM352;O348.8?文獻標志碼：A

文章編號：1008-1542（2019）04-0325-08

開關磁阻式風力發(fā)電機具有結構簡單、啟動風速低、輸出電能穩(wěn)定等特性，因此在風力發(fā)電領域具有廣闊的應用前景和較高的研究價值。雙定子結構的發(fā)電機響應快、可高精度定位、過載能力強，在發(fā)電機本體結構和外界風速一定的情況下，其工作效率可大大提高。同時，根據(jù)以往可偏轉多自由度電機[1-5]具有高效、靈活性高等優(yōu)點，提出了一種可偏轉雙定子開關磁阻式發(fā)電機，其主要特征除了采用轉子雙側具有齒槽式結構的轉子和雙定子進行設計外，還利用轉子兩側連接的液壓控制臺來調節(jié)發(fā)電機的轉向，以適應不同風向，提高風能利用率。

但隨著人民物質生活水平的提高，人們對低振動噪聲電機的需求越來越高，嚴重的振動和噪聲會浪費能量，降低電機效率，阻礙其在一些場合的推廣。對于電機電磁振動噪聲的研究起源于20世紀30年代，基本上都是從電磁力的角度進行研究。1842年由英國學者JOULE[6]首先發(fā)現(xiàn)磁致伸縮效應，主要體現(xiàn)在結構場和電磁場之間，即：磁固耦合;文獻[7—8]指出磁致伸縮現(xiàn)象是磁性材料處于磁場中并被磁化時，沿其磁化方向出現(xiàn)的縮短及伸長變化，表現(xiàn)為振動效果;文獻[9—10]對電機的定子進行了受力分析，建立了二維非線性穩(wěn)態(tài)有限元模型，分析了由磁致伸縮效應導致的電機定子形變;文獻[11—12]從磁固耦合角度對發(fā)電機定子結構的振動開展了研究工作，取得了較系統(tǒng)的研究成果。文獻[13—14]得出磁致伸縮力是電機定子結構應力的主要來源及振動因素，并且對無取向硅鋼片在正弦及諧波激勵下的磁化和磁致伸縮特性曲線進行了測量。因此，考慮磁致伸縮效應可以使模型更加完善精確，便于對電機進行結構的優(yōu)化設計。

筆者在前人研究的基礎上研究了可偏轉雙定子開關磁阻式發(fā)電機在結構力學和電磁場中的振動問題，利用comsol有限元軟件對其進行仿真分析，最后得出發(fā)電機的磁通密度、雙定子所受應力及振動位移等參數(shù)，其結果可為進一步優(yōu)化發(fā)電機提供理論參考。

1?可偏轉雙定子開關磁阻式發(fā)電機的結構參數(shù)及控制機理

1.1?發(fā)電機整體結構

1.2?發(fā)電機的控制機理

根據(jù)發(fā)電機本體結構，可將其近似看成由內外兩臺發(fā)電機組成，分別是外定子、內轉子組成一臺內轉子開關磁阻發(fā)電機;內定子、外轉子組成一臺外轉子開關磁阻發(fā)電機。由于該發(fā)電機的結構為內、外雙定子，所以須采用兩套外控電路來分別連接內定子繞組（D，E，F(xiàn)）和外定子繞組（A，B，C）。該發(fā)電機轉子由原動機拖動旋轉，控制電機實現(xiàn)勵磁和發(fā)電續(xù)流狀態(tài)轉換。如圖3所示為發(fā)電機控制電路，承擔著勵磁功率輸入與發(fā)電功率輸出的雙重任務，采用他勵工作模式確保能提供穩(wěn)定的勵磁電壓。其中勵磁電壓源Uc為100 V，二極管VD1，VD2，VD5，VD6，VD9，VD10確保勵磁階段電源向繞組供電，其余的二極管則為電感儲存能量向負載供電提供通道。S1—S6是6個導通開關，由驅動電路控制其導通順序。

規(guī)定逆時針方向為電機旋轉正方向，當轉子位置角為17.5°～27.5°，內定子D相繞組導通;當轉子位置角為25°～35°，外定子B相繞組導通。本文選取轉子位置角為38°，此時轉子相對于外定子處于中間位置，即轉子齒極與外定子齒極有部分重合的時刻，內定子的D相繞組與外定子的B相繞組處于同時發(fā)電狀態(tài)，其中，B相繞組發(fā)電電流為25 A，D相繞組發(fā)電電流為13 A。圖4所示為轉子逆時針轉過38°時繞組發(fā)電時的結構圖。

2?發(fā)電機定子結構的磁固耦合數(shù)值模型

發(fā)電機B，D相繞組發(fā)電后，在電機內部產生磁勢，進而在定子凸極與轉子凸極之間的氣隙建立電磁場，根據(jù)磁阻最小原理，定轉子氣隙間產生電磁力，其中徑向電磁力會引起定子系統(tǒng)的電磁振動[15-19]，具體表現(xiàn)為定子系統(tǒng)受到應力后會產生振動位移現(xiàn)象。本文建立了電磁-固體力學耦合數(shù)值模型，并利用有限元法對磁致伸縮效應導致的電機定子結構振動特性進行了計算與分析。

2.1?磁場分析

電機繞組的磁場方程如式（1）所示：

2.2?磁致伸縮應力分析

使用彈性力學方法分析電機的振動特性，利用達朗貝爾原理等效慣性力及阻尼力的結構力學基本方程如式（2）所示：

磁致伸縮應變可由磁感應強度B與單值磁致伸縮特性曲線插值計算得出[20]。定轉子氣隙中的磁場是引起振動的主要原因[21-22]。

線圈的氣隙磁通密度通過采用有限元法進行分析和計算。當轉子位置角位于圖4所示位置時，B，D相繞組同時發(fā)電，此時只分析內定子所在的D相繞組發(fā)電情況，外定子原理與之相同，不做分析。圖6為繞組發(fā)電后得到的磁通密度分布圖，內定子、轉子間氣隙磁通密度曲線圖如圖7所示。

觀察圖6和圖7可知，3D圖形與曲線相對應。磁密最大值出現(xiàn)在發(fā)電繞組周圍。定轉子處于中間位置時磁阻最小，磁力線最密集，磁通密度最大，約為0.32 T。其中，當4個D相繞組同時發(fā)電時，繞組會在電流的作用下顯現(xiàn)磁性。從圖6中面上箭頭可知，相鄰繞組顯示不同磁性，磁通密度方向相反;相隔繞組顯示相同磁性，磁通密度方向相同。

圖8所示為外定子、轉子間氣隙磁通密度B沿空間角度θ，Φ變化的分布圖。其中氣隙磁通密度B隨θ角的變化周期為60°，在一個變化周期內，B的變化曲線呈矩形分布，對應于磁力線N極發(fā)出，流向同相相隔兩側的S極。磁通密度B沿Φ角的分布波形周期為360°，有2個波峰2個波谷，對應一個周期內發(fā)電機轉子齒極與內定子齒極部分重合，即內定子4個D相繞組發(fā)電時，此時磁通密度最大值為0.32 T。通過對比發(fā)現(xiàn)磁密最大值及分布情況與圖6相一致，由于在電磁力激勵下電機模塊的振動位移是電機機械變形的主要來源，這為下文研究由于電磁力導致的定子結構振動與位移奠定了良好基礎。

3?定子結構振動位移與所受應力分析

3.1?外定子分析

為了在有限元分析中得到定子系統(tǒng)所受應力及振動位移情況，對電磁場、磁致伸縮應力、磁通密度進行理論分析。

由于本發(fā)電機為可偏轉雙定子式結構，本節(jié)先分析發(fā)電線圈對外定子結構振動特性的影響。其中，在有限元仿真中，將外定子與外定子殼表面的接觸部分設置為邊界條件，即固定約束，如圖2左側箭頭所示。當外定子上的B相繞組發(fā)電后，發(fā)電機外定子結構引起的應力和所引起的振動位移如圖9—圖11所示。圖10為外定子外徑所在位置的位移曲線，外定子結構整體位移情況如圖11所示。

由圖9分析可知，外定子結構上不同位置所受的應力大小不同，主要集中分布在纏繞在定子齒上的4個B相發(fā)電繞組，所受最大應力為1.5×104 N/m2。與定子齒相接觸的外定子軛部所受應力相比較小。觀察圖10可知，發(fā)電機定子結構受力產生的振動位移主要集中在4個B相發(fā)電繞組周圍，與定子結構所受應力相對應。顯示相同磁性的發(fā)電繞組的振動位移相近，相差不到0.02 mm，最大位移僅為0.06 mm。

從圖11可以看出，發(fā)電繞組發(fā)電產生電磁場后，對外定子結構產生的振動位移最大僅為0.12 mm，對發(fā)電機工作的影響可忽略不計。

3.2?內定子分析

上節(jié)分析了發(fā)電線圈對外定子結構振動特性的影響。同理，將內定子與內定子軸接觸部分設為邊界條件，如圖2右側箭頭所示。此外，本發(fā)電機內定子上共有12個內定子齒，根據(jù)圖8分析可知，4個B相線圈發(fā)電后，對外定子結構的影響只集中在與之接觸的外定子齒、外定子軛部，對相鄰的定子齒沒有影響。所以本節(jié)只分析內定子齒上4個D相發(fā)電繞組的發(fā)電情況，其余8個內定子齒及繞組由于不發(fā)電不做研究。發(fā)電機內定子結構引起的應力和所引起的位移如圖12—15所示。

觀察圖12和圖13看出，所受應力大的地方產生的振動位移大，內定子外徑的振動位移主要集中在4個D相發(fā)電繞組四周。其中內定子所受最大應力為2.5×103 N/m2。由此導致的最大振動位移約為0.016 mm。由于內定子繞組發(fā)電電流為13 A，比外定子發(fā)電繞組所發(fā)電流小，所受最大應力與振動位移均比外定子的小，與實際情況相吻合。

如圖14所示為內定子齒位移曲線圖，走勢呈左右對稱，最大位移為0.106 mm。由于內定子齒離發(fā)電繞組近，所以其振動位移比圖13中內定子外徑的振動位移略大。內定子整體在電磁力作用下壓縮或擴張導致的最大位移為0.1 mm，對發(fā)電機的工作幾乎無影響。

分析圖15可知，顯示相同磁性的相隔發(fā)電繞組由于振動位移情況相近，與實際相符，最大位移為0.1 mm。

3.3?內、外雙定子分析

3.3.1?內、外雙定子自轉分析

當發(fā)電機轉子繞xy平面自轉到如圖4所示位置時，內、外雙定子上相對應的B，D繞組同時發(fā)電，交變的氣隙磁場產生電磁力，鐵磁材料中的磁疇由雜亂無章變?yōu)檠刂帕€的方向壓縮或擴張。內、外雙定子結構及轉子同時會受到應力及產生振動位移的影響。

當B，D相繞組發(fā)電，定轉子氣隙間產生的電磁力波引起定子結構振動的同時，會對氣隙長度產生影響，即發(fā)生振動位移。反之，定轉子間氣隙長度的改變也會影響電磁力的大小。在磁場和振動位移場的相互影響作用下，導致發(fā)電機自轉時，其所受應力較不考慮磁場、振動位移場相互影響時小，約為2×103 N/m2。通過觀察圖16可知，在轉子齒和內外定子齒部分重合區(qū)域，也存在受力情況。

3.3.2?內、外雙定子偏轉分析

當發(fā)電機轉子以y方向為軸，偏轉9°時，得到如圖16所示在偏轉情況下，內、外雙定子所受應力及轉子受應力三維圖，如圖17所示。

當發(fā)電機工作在風力場合時，外界風迫使液壓控制臺升降，與之相連的轉子實現(xiàn)偏轉。此時研究繞y軸偏轉9°時的工況，內、外定子齒與轉子齒處于部分重合狀態(tài)，致使接觸面積不同，B，D相8個繞組發(fā)電電流也出現(xiàn)變化;另外磁致伸縮的大小不僅與定子結構所處的磁場大小有關，還與磁場的方向有關，不同電流產生不同的交變氣隙磁場，致使偏轉時所受最大應力如圖17所示為1.8 N/m2，低于自轉時所受應力。

4?結?論

本文提出的新型可偏轉雙定子開關磁阻式發(fā)電機，采用內、外雙定子，利用液壓升降臺控制轉子實現(xiàn)多自由度偏轉，可滿足不同風向的要求。

基于電磁-固體力學模塊，通過建立定子結構磁固耦合數(shù)值模型，對磁場、磁通密度、磁致伸縮應力進行理論分析，采用有限元平臺對發(fā)電機進行了直觀建模，系統(tǒng)闡述了基于磁致伸縮效應下的定子系統(tǒng)所受應力，并計算了內、外雙定子、內定子齒的振動情況，且均屬于納米級位移。其中定子結構中的定子軛部與定子齒所受應力較大，因此，對于電機的設計，應增加材料的強度，才有利于提高發(fā)電機運行穩(wěn)定性及降低振動噪聲，計算和分析的結果可為電機的優(yōu)化設計提供了理論依據(jù)。

未來還需完善可偏轉雙定子開關磁阻式風力發(fā)電機中的偏轉運動狀態(tài)的振動研究，并將繼續(xù)對影響發(fā)電機振動的溫度場-應力場進行研究，以達到降低噪聲、優(yōu)化電機結構的目的。

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