高速永磁同步发电机的设计和电压调整率研究

高速永磁同步发电机的设计和电压调整率研究 上海交通大学 硕士学位 论文 政研论文下载论文大学下载论文大学下载关于长拳的论文浙大论文封面下载 高速永磁同步发电机的设计和电压调整率研究 姓名:田小鹏 申请学位级别:硕士 专业:电机与电器 指导教师:饶芳权 20050101 高速永磁同步发电机的设计和电压调整率研究 摘 要 本文研究了在船舶电力系统中用永磁同步发电机代替异步发电 机的可行性，并给出了一台永磁同步发电机详细的设计、计算过程。 计算结果表明，永磁同步发电机在运行性能和安全性上都比异步发 电机优越。 本文针对永磁同步发电机的磁场不能调节，其端电压会随着负 载情况的改变而变化的问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 ，提出了从设计 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 方面采取措施以降 低其固有电压调整率的几种办法。 对于发电机直接供电给负载，而用户又对端电压的恒定有很严 格的要求的场合，作者提出了一套在定子上加装补偿绕组，并通过 电力电子电路对其进行调控，以抵消电枢反应产生的电压降，保持 端电压恒定的调压方案。 关键词:永磁同步发电机，电机设计，电压调整率，补偿绕组 THE DESIGN OF HIGH-SPEED PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS GENERATOR AND RESEARCHES ON VOLTAGE REGULATION ABSTRACT In this paper, the author evaluates the possibility that using a Permanent Magnet Synchronous Generator PMSG to replace an un- synchronous generator in ship power system, in addition that who gives the full design and calculation process of a PMSG. The result shows that PMSG is better than unsynchronous generator in both working performance and security. Due to PMSG magnetic field cannot be modified and its output voltage will change with the load changing, the author proposes some measures which decrease the voltage regulation by doing some efficient work in the design process. In some case, such as the load being directly supplied by the generator, at the same time the users have the strict requirement on voltage regulation, the author proposes a method to decrease the voltage regulation. In this method, by adding a set of compensating coil which is controlled by an electric-electronic circuit in the stator, we can make the output voltage decrease caused by the armature reaction less and keep the stability of the output voltage. Keywords: synchronous generator, generator design ，voltage regulation, compensating coil 上海交通大学 学位论文原创性声明 本人郑重声明:所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下， 独立进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的 内容 财务内部控制制度的内容财务内部控制制度的内容人员招聘与配置的内容项目成本控制的内容消防安全演练内容 外，本 论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的作品成果。对本 文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。 本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。 学位论文作者签名:田小鹏 日期: 2005 年 5 月 20 日 1 上海交通大学 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规 定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子 版，允许论文被查阅和借阅。本人授权上海交通大学可以将本学位论 文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印 或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。 保密?，在 年解密后适用本授权书。 本学位论文属于 不保密?。 (请在以上方框内打“?”) 学位论文作者签名:田小鹏 指导 教师签名:饶芳权 日期: 2005 年 5 月 20 日 日期: 2005 年 5 月 20 日 2 第一章 绪论 1.1 我国船舶电气装置的发展概况 我国是一个海洋大国，船舶工业的发展对于我国的经济发展和国防军事都 具有重大的意义。新中国成立以来，经过50 多年的发展，我国已经从一个基础 工业薄弱、造船工业落后的国家发展成为能够建造性能优良、技术复杂、具有 世界水平的各类船只的国家。伴随着船舶工业的发展，船舶电气装置也取得了 较快的发展。建国初期，蒸汽机船仍占主导地位，我国设计的各类客船、货船、 油船仍采用蒸气机作为动力装置，船舶的电气化程度很低。50 年代末，我国建 造的船舶上开始出现直流电站，但这类船舶数量较少，直流电站的容量也小。50 年代末到60 年代末，内燃机船逐渐取代蒸气机船，船舶电气化程度得到提高， 直流电系统和交流电系统并存。在这段时期内，我国建造了一大批采用直流系 统的船舶。60 年代中期开始，我国用了十多年的时间对原动机调速、发电机的 电压调整和发电机的并联运行三个主要问题进行了研究探索，并研制出了一批 新的装置，大大加快了我国船舶电气系统交流化的步伐。70 年代以来，我国建 造了一大批采用交流电气系统的各类船只。改革开放以来，由于采用了技术引 进和技术攻关的办法，船舶电气装置得到长足的进步，改变了以往我国船舶电 气设备品种不多、规格不细、结构陈旧、技术指标不高的状况，并已建造了一 批电气装置水平达到国外先进水准的船只。随着我国经济的发展，我国的船舶 电气装置水平还在进一步的提高当中。 1.2 船舶电力推进系统发展状况简介 对一艘船舶来说，其动力推进系统无疑是至关重要的。目前，船舶的推进 方式主要有两种。一种是直接推进方式，另一种是电力推进方式。所谓直接推 进方式，是指由原动机(柴油机、汽轮机或燃气轮机)通过主轴和齿轮箱直接 带动螺旋桨运转，从而推动船舶运动。而电力推进方式，则是指由原动机带动 发电机发电，发电机供电给电动机，最后由电动机带动螺旋桨运动。 电力推进方式相对直接推进方式来说，是一种较为先进的推进方式，到目 前为止已有 100 多年的历史。从1838 年第一艘电动试验船诞生到20 世纪初期， 1 电力推进装置主要采用蓄电池做动力，直流电动机作为电力推进机，功率也较 小;20 世纪初期到 20 世纪中期，电力推进船只得到了广泛应用，仅二战期间 美英两国建造的电力推进船只的总功率就占其船舶动力装置总功率的五分之 一;二战以后，随着大功率晶闸管技术和自动控制技术的发展，电力推进装置 的调节性能、机动性能和低噪音性能也不断得到提高，其应用也日趋广泛。目 前，随着大功率电子器件、计算机自动控制技术和超导电机技术的发展，可以 预见，船舶电力推进装置将在我国的船舶工业发展中获得更加广泛的应用。 1.3 船舶电力推进方式的特点和应用场合 相对于直接推进方式，船舶的电力推进方式主要有以下几个优点: 1)机动性能好，操纵灵活 采用电力推进方式的船只，可以由驾驶室直接进行船舶的操纵，从而使 得 船舶的操纵十分机动灵活。而采用直接推进方式的船只，一般是由驾驶室向机 舱传递主机操作指令，由主机操作人员按指令操纵原动机，然后向驾驶室回令。 这样不但操纵速度慢而且很容易产生误操作。如采用电力推进，驾驶人员只需 在驾驶室控制改变晶闸管的触发角，即可实现对船舶的操纵，大大节约了时间， 同时也减少了误操作的可能性，因此它应付紧急状态的能力较强，增加了航行 安全性。 2 )拖动性能良好，提高了船舶的技术经济性能 由于电动机的起停的快速性、低速特性、恒功率特性、恒电流特性和 堵转 特性均优于柴油机，使得电力推进船只的技术性能要远高于直接推进的船只。 3 )推进装置可以由几个机组承担，提高了船舶的生命力和经济性 采用直接推进方式的船只，一般一只螺旋桨由一台柴油机带动。而采用电 力推进方式的船只，一只螺旋桨可以由两台或两台以上的发电机供电。这样当 一部分机组损坏时，另外的机组仍可以继续工作，提高了船舶的生命力;同时， 当只需以较低航速航行时，可以停用部分机组，从而提高航行的经济性。 4 )提高了舰船武器装备条件 可以通过整船的综合电力系统对船上用电设备的供电进行调配，有可能实 现在一定时段内提供巨大的脉冲功率，为舰船装备先进的高能武器创造了条件。 2 5 )可以采用中高速原动机 由于螺旋桨的转速不能太高，一般在 300r/min 以下，否则其效率将降低， 因此在直接推进时，如采用柴油机为原动机，则必须采用重型低速柴油机，其 特点是重量大，尺寸大，速度低。而采用电力推进则原动机可以选择中高速柴 油机，其重量轻，尺寸小，便于布置。同时，中高速柴油机的维护检修比较简 单，更换也方便。 6 )原动机和螺旋桨之间无硬性连接 这样的好处是使得螺旋桨转速可以选择最佳值，而不必受到原动机转速的 限制。同时柴油机转速也可以选取最佳值，不必受到螺旋桨转速的限制。另外， 主轴的长度也可以大为缩短，使得动力设备布置更为灵活，并且可以防止冲击 振动，有利降低噪音。 由于电力推进装置具有以上的几个优点，其主要应用在需要高度机动性能、 特殊工作性能或大容量辅助机械的船舶上，例如渡轮、破冰船、起重船、消防 船及各种大型舰艇等等。 1.4 目前船舶电力推进系统的存在的一些缺点及解决方案 一般来说，常见的船舶电力推进系统主要包含以下几个部分:原动机、齿 轮箱、发电机、电动机、螺旋桨和控制设备。其结构图如下: 图1-1 船舶推进系统结构图 Figure1-1 Schematic diagram of “All Electric” Ship Propulsion 推进系统工作时，高速原动机经过齿轮箱带动发电机转子转动，发电机将 发出的电能通过整流设备整流后传输给直流电动机，直流电动机将电能转化为 机械能带动螺旋桨旋转。 3 在此系统中，齿轮箱的目的是为了减速。因为一般同步发电机的转子的同 步转速为 1500r/min 或者 3000r/min，而高速原动机的转速一般都在 6000r/min 左右，故二者之间需要用减速齿轮箱来减速。但是，减速齿轮箱减速的同时也 带来了一些问题: 1)由于齿轮旋转时有机械损耗，导致效率降低; 2 )齿轮旋转时会产生较大的噪音。 3 )多占用了船舶上有限的空间 如果能够将这种原动机,齿轮箱,发电机组合简化为原动机,发电机组 合，即由原动机直接带动发电机的转子，则可以省去齿轮箱这个中间环节， 也 就没有了上面所说的几个缺点。但是，这样一来，就需要转子转速为 6000r/min 的高速发电机。 目前，这种高速发电机有下面两种类型:高速异步发电机和高速同步发电 机。但是，这两种电机均存在一些缺点: 1)由于船用发电机一般都是通过整流装置整流后再向负载供电，这就导致 发电机绕组内存在大量谐波，转子体表面的损耗也相应增加，发热量也随之增 加。而高速异步发电机的气隙长度较小，一般在 1-3mm 左右，这就导致了气隙 内通风困难，转子上产生的热量不能被空气及时带走，降低了电机运行的可 靠 性; 2 )高速同步发电机虽然气隙长度大一些，但是一般的同步发电机采用的是 电励磁，其转子上装设有滑环和电刷，高速运行时会产生碳刷磨损和电刷滑环 接触不良等一系列故障因素，同样会降低电机运行的可靠性。 鉴于高速异步发电机和一般电励磁高速同步发电机存在的这些缺点，目前 发展很快的永磁同步发电机有希望成为一个理想的选择。它在高转速下良好的 运行性能，以及不存在电刷、滑环等装置的特点，使得它具备了成为船用高速 同步发电机的条件。下一章将对这种永磁同步发电机做一个简略的介绍。 4 第二章 高速永磁同步发电机在船舶电站中的应用前景 2.1 永磁同步电机的发展概况 随着对稀土永磁体等永磁材料研究的进一步加深，永磁材料的性能不断得 到提高，永磁发电机的性能也不断得到改善，其应用场合遍及航海、航空航天、 计算机、汽车、工业机器人、新型医疗设备、自动化仪表、纺织机械、油田矿 山等工业部门，目前已发展成为一个具有相当规模的产业群体。下面就首先介 绍一下永磁材料和永磁发电机的发展历程。 永磁材料的发展历程 永磁电机的发展与永磁材料的发展密切相关，永磁材料研究的发展推动了 永磁电机的发展。19 世纪 20 年代，世界上出现的第一台电机，它的转子就是 用永磁体来励磁的，是一台永磁电机。但由于当时所用的永磁材料为天然磁铁 矿石，磁能密度很低，造成电机体积庞大，所以很快被电励磁电机所取代。因 此，寻找磁能积大的永磁材料，成为永磁电机发展的迫切需要。 随着人们对永磁材料的进一步深入研究，相继发现了碳钢、钨钢、钴钢等 多种永磁材料。特别是20 世纪30 年代出现的铝镍钴永磁和50 年代出现的铁氧 体永磁，磁性能相比天然的磁铁矿石有了很大提高。但是，铝镍钴永磁的矫顽 力偏低，铁氧体永磁的剩磁密度不高，使得它们在电机中的应用范围受到限制。 本世纪 60 年代和 80 年代，出现了稀土永磁材料:钴永磁和钕铁硼永磁。由于 它们具有高剩磁密度、高矫顽力、高磁能积和线性退磁曲线的优异磁性能，因 而特别适合于制造电机，并由此极大地带动了永磁电机的发展。 稀土永磁材料的发展又可大致分为三个阶段。 1)1967 年出现了第一代稀土永磁，为钐钴永磁。 2 )1973 年出现了第二代稀土永磁，其化学式为R Co 。 2 17 3 )1983 年出现了第三代稀土永磁，是钕铁硼永磁。 5 由于钕铁硼永磁具有磁性能高、价格较低、稀土中含量较高等诸多优点， 因而它的研究开发得到了国内外的一致重视，发展很快。除此之外，目前还在 研究如钐铁氮永磁、纳米复合稀土永磁等新的更高性能的永磁材料，如能研制 成功，则又将进一步推动永磁电机的发展。 永磁电机的发展历程 和永磁材料的发展历程相对应，稀土永磁电机的发展历程也可以大致分成 三个阶段。 1 60 年代后期和70 年代，由于这时的稀土永磁材料主要为稀土钴永磁，价 格昂贵，因而应用领域主要限于航空、航天等对电机性能要求高且对价格不敏 感的高科技领域。 2 80 年代，特别是 1983 年出现价格相对较低的钕铁硼永磁后，永磁电机的 应用领域扩大到工业和民用电机。这段时期内，电力电子器件和微机控制技术 得到了很大发展，结合稀土永磁的优异磁性能，使得永磁电机的应用范围不断 得到扩大，不仅取代了许多传统的电励磁电机，而且能够达到传统的电励磁电 机所难以达到的高性能。 3 90 年代以来，随着永磁材料性能的不断提高和完善，特别是钕铁硼永磁 的热稳定性和耐腐蚀性的改善和价格的逐步降低，再加上电力电子技术的进一 步发展，同时永磁电机研究开发经验也逐步成熟，永磁电机在国防、工农业生 产和日常生活等方面获得了越来越广泛的应用。 目前，永磁电机的发展趋势有两个新特点:一方面，向大功率化 高转速、 高转矩 、高功能化和微型化方向发展。目前，稀土永磁电机的单台容量已超过 1000kW，最高转速已超过 300000r/min，最低转速低于 0.01r/min，最小电机的 外径只有0.8mm，长1.2mm。另一方面，促使永磁电机的设计理论、计算方法、 结构工艺和控制技术等方向的研究工作出现了崭新的局面，有关的学术论文和 科研成果大量涌现，形成了以电磁场数值计算和等效磁路解析求解相结合的一 整套分析研究方法和计算机辅助设计软件。 同时，在永磁电机发展的过程中，我国在永磁电机的设计理论、计算方法、 结构工艺和控制技术等方面都取得了很大的成就。比如，沈阳工业大学唐任远 6 教授编著的《现代永磁电机理论与设计》一书，不仅详细阐述了永磁电机设计 和运行中的基本概念和基本原理，而且反映了永磁电机发展过程中的新技术、 新成就和新的应用动态。这些都说明我国在永磁电机的研究方面已居于世界前 列。 我国的稀土资源丰富，稀土矿的储藏量为世界其他各国总和的 4 倍左右， 稀土矿石和稀土永磁的产量均处于世界前列，“稀土不稀”。因此，充分发挥我 国稀土资源丰富的优势，积极促进稀土永磁材料和稀土永磁电机研究的进一步 发展对实现我国社会主义现代化具有重要的理论意义和实用价值。 2.2 永磁同步发电机的特点 稀土永磁发电机的特点主要表现在以下三个方面: 1)体积小，功率密度高，高速运行性能好 由于稀土永磁发电机由高磁能积的稀土永磁材料励磁，转子尺寸可以做得 小，而且可以外设紧圈，类似于一台实心转子电机，非常适应于高速运行，所 以这类发电机的功率密度很高。 2 )运行效率高 由于转子不设励磁绕组，没有励磁损耗和电刷滑环间的摩擦、接触损耗， 使得稀土永磁发电机的效率相比电励磁发电机有所提高。另外，在设置紧圈的 情况下，表面光滑，风阻小，这也进一步降低了损耗。 3 )可靠性高 由于稀土永磁同步发电机转子上没有励磁绕组、电刷和滑环，因而也就没 有了电励磁发电机上存在的励磁短路、断路、绝缘损坏、电刷滑环接触不良等 一系列故障因素，运行的可靠性大大增加。另外，由于采用永磁体励磁，转子 结构简单，使得制造稀土永磁发电机所用的的零部件数也少于一般电励磁发电 机。 2.3 高速永磁同步发电机在船舶电站中的应用 从上一节对永磁同步发电机的特点分析中可以看出，其结构特点决定了它 具有优良的高速运行性能。同时，它又具备了无刷、效率高等诸多优点。可 以 7 预见，这种高速永磁同步发电机在大型的船舶电站中有着广阔的应用前景。 在 “十五”预研的一个舰船项目中，需要研制一台2500 千瓦、6000 转/分 的大型高速异步发电机。由于这台发电机的功率较大，转子的发热量也相应较 大，要使电机能够长时间稳定运行，冷却系统就显得至关重要。为了减小电机 运行时的噪音，这台电机拟采用套筒式蒸发冷却。但是，这样一来就使得定转 子间的气隙更小，通风更加困难，异步发电机散热性能差的的缺点显得更为突 出。由于同步发电机的气隙较大，散热条件要优于异步发电机，所以作者认为 采用永磁同步发电机可能是更为适当的选择。 为了验证蒸发冷却系统的可靠性，相关方面设计制造了一台315kW 的样机 进行试验。本文以这台对比样机的相关技术要求作为参考，设计了一台 315 千 瓦的永磁同步发电机，并将二者的一些主要性能参数进行了对比分析。 8 第三章 高速永磁同步发电机的设计 3.1 对比样机的主要参数 对比样机的几项主要参数如下表所示: 表3-1 样机的基本数据 额定功率 kW 315 额定电压 V 380 定子铁芯外径 mm 590 定子铁芯内径 mm 400 定子铁芯长度 mm 470 气隙长度 mm 3 极对数 2 额定转速 rpm 1500 定子齿数 72 转子结构 鼠笼式 转子齿数 64 套筒厚度 mm 1.5 对比样机的1/4 截面图如下图所示: 图3-1 对比样机的截面图 Figure3-1 Sectional View of the Prototype Induction Generator 3.2 设计思路及流程图 本文所设计的这台永磁发电机的主要技术要求参照表 3-1 所示的对比样机 数据。其中，定子的尺寸与对比样机基本一致，主要区别在于转子。 9 设计的主要流程如下图所示: 10 图3-2 设计流程图 Figure3-2 Flowchat of Generator Design 3.3 高速永磁同步发电机的设计 基本规格及额定值 本文设计的这台电机的技术要求如下: 1 额定功率 P 315 KW N 2 相数 m 3 3 额定相电压 UN 220 V 4 额定转速 nN 1500r / min 5 额定频率 f 50 Hz 6 额定功率因数 cos?N 0.8 主要尺寸、电枢绕组及槽型 1 (主要尺寸及参数 1 电枢内径Di1 电枢内径与样机的定子内径相同，Di1 ,40 cm 2 电枢外径D1 电枢外径也与样机的定子外径相同，D1 59 cm 3 电枢长L 电枢长度L ,42 cm 4 极对数p 60f p 2 n N 5 电枢总槽数Z 取每极每相槽数q 6，则槽数Z ,2mpq ,72 6 极距η 11 πD η i1 31.416 cm 2p 7 并联支路数 a ,4 b 8 额定电流I N P I N 596.6 A N 3U cos? N N 2. 电枢槽型及绕组尺寸 1 电枢槽型 选用开口矩形槽 取槽口宽b ?0.4t 1.1 cm s πD 式中，齿距t i1 ?1.7453 cm Z 2 电枢绕组线径 2 取电流密度J ' 3 A/mm ，则所需导体截面 I S ' N 49.7 mm2 cu a ×J ' b 选用 QZ-2 型厚绝缘聚酯漆包扁铜线，具体规格为 1.90×4.50 (mm )， 截面积为8.187 mm2 。将6 根导线组成一匝线圈，总截面 S 6 ×8.187,49.122 mm2 cu 实际电流密度 I J N ?3.04 A/mm2 a S b cu 3 每槽导体数Ns 取N ,4 s 4 每元件匝数W s 12 W ,N /2 2 s s 5 槽型尺寸 绕组高度(包括绝缘)h1 h3 1.54 cm 槽楔高度h0 0.5 cm 层间绝缘高度h2 0.2 cm 槽整体高度h ,3.33 cm t 槽的具体尺寸如图3 ,3 所示: 图3 ,3 定子槽型图 (单位:mm ) Figure3-3 Dimensions of Stator Slot unit: mm 3 (电枢绕组参数 1 每相串联匝数W ZW W s 12 ma b 2 基波绕组系数kdp 1 2pπ o 每槽占电角度α 10 Z Z 极距η 18 槽距 2p 取节距y 1 14 槽距 13 则基波绕组系数 α sin q ? y 1 π 2 ? ? 0.90 kdp 1 sin η 2 α q sin 2 3 每极所需气隙磁通Φδ1 E Φ δ 0.098 Wb δ1 4.44fWK dp 1 式中，气隙电势E CU 235.4 V (预取气隙电势计算系数C 1.07 ) δ i N i 4 线负荷As 2mWI A N ?341.8 A/cm s πD i1 转子结构及永磁体材料、尺寸选择 1 转子结构选择 按永磁体磁化方向和转子旋转方向的相互关系，可以将永磁电机的转子结 构分为以下三种:径向式、切向式和轴向式。在实际应用中，又以径向式和切 向式居多。 在径向式磁化结构中，永磁体工作于串联状态，发电机每极气隙磁通由每 块永磁体的面积提供，每块永磁体的磁势提供发电机一个极的磁势。永磁体直 接面对气隙，使得气隙磁感应强度接近永磁体工作点的磁感应强度。 在切向式磁化结构中，永磁体处于并联工作状态，由两块永磁体提供发电 机每极气隙磁通，每块永磁体的磁势提供一对极的磁势。这是一种聚磁结构， 可以提高发电机的气隙磁感应强度。 由于本文设计的发电机功率较大，需要比较大的磁负荷，故选用切向 式磁 化结构。这种型式的转子结构如下图所示: 14 图3-4 切向式转子结构 1-紧圈 2-极靴 3-永磁体 4-非导磁垫圈 5-转轴 Figure3-4 Sectional View of the Rotor 1-Badage 2-Pole body 3-Permanent magnet 4-Non-magnetic Bushing 5-Shaft 由于永磁体材料的物理特性比较硬脆，抗拉强度低，故在转子的外围 加了 一层紧圈。紧圈的作用主要是使得永磁体在发电机高速运行时不至于在离心力 的作用下损坏。 2 永磁体材料的选择及相关尺寸的确定 a (永磁体材料的选择 因这种高速发电机对性能要求较高，故永磁体材料选用了高性能的第二代 钐钴永磁合金，具体型号为 NSC27G (参考文献[5]，311 页)。其具体性能参数 如下: 剩余磁感应强度B 1.0 T r 矫顽力H 680 kA/m c 内禀矫顽力H ci ?1035 kA/m 最大磁能积 B ?H 191,215 kJ/m3 温度系数α ?0.03% /o C B r o 居里温度T 800 C c 15 o 最高工作温度T ,300 C 密度ρ 8.3 g/m3 o 由120 C 时的去磁曲线可查得此时的剩余磁感应强度和矫顽力: B ?0.97 T r 624 H ? kA/m c b (额定负载时永磁体向外磁路提供的磁势F m K K K ?2δB F a s δ δ 14670 安匝 m μ0 式中，取气隙长度δ 8 mm (包括紧圈厚度3mm )，取磁势系数K 1.15 ， a 磁路饱和系数Ks 1.24 ，气隙系数Kδ 1.01，气隙磁感应强度Bδ 0.8 T c (选取永磁体工作点 o 由文献[5]查得这种永磁体材料的120 C 去磁曲线，取工作点磁感应 强度 BM 0.64 T ，相应的矫顽力H M 212 kA/m 。 d (永磁体尺寸的确定 磁化方向长度 b 67.3 mm M 永磁体宽 h 17.4 mm M 永磁体轴向长度LM 40 cm ，轴向分三段布置 e (转子相关尺寸 转子外径D2 Di1 ?2δ 38.4 cm πD 转子极距η2 2 30.16 cm 2p 电枢绕组电阻和漏电抗 1 (电枢绕组每相电阻r a 16 1 绕组平均匝长Lav Lav 2 L +Lg 180.54 cm 式中，绕组端部平均长度L 1.6η 50.27 cm g 2 常温(20 o C )下，绕组直流电阻r a 20 L ?W av r ρ ? 0.004 ? a 20 S cu o ?6 式中，ρ 为铜在20 C 的电阻率，大小为1.785×10 cm 3 120 o C 时绕组直流电阻r a 120 r r 1 +0.0038×?T 0.0055 ? a 120 a 20 式中，?T ,120,20 ,100 4 集肤效应系数kF (参考文献[3]，69 页) 2 ny f 4 8 kF 1 +0.107m ? 2x ε×10 ,1.098 b 50 s 式中， 槽的宽度上的导体数n 1 一根导线的宽度y 0.9 x 一根导线的高度 5.7 L ε, 0.455 L +L g 5 电枢绕组热态电阻r a r k r ,0.006 ? a F a 120 2 (电枢绕组漏电抗X ζ 1 槽漏磁导系数λ (文献[3]，55 页) s h h 上层线圈边自感的比磁导λ 1 + 0 1.484 a 3b b s s 17 h h +h +h 下层线圈边自感的比磁导λb 3 + 0 1 2 4.204 3b b s s h h 上下层线圈边互感的比磁导λab 1 + 0 1.745 2b b s s 7 式中，节距比β 9 1 [ 3 1 ] λ λ +λ +λ β ? 2.414 s a b ab 4 2 齿顶漏磁导系数λz 5δ 3β+1 λ ? 0.46 z 5b +4δ 4 s 3 端部漏磁导λg η 3β?1 λg 0.57q ? 1.722 L 2 * 4 漏抗标么值X ζ 2πμ λ * 0 ? A s X ? ,0.0677 ζ kdp 1mq Bδ 式中， λ λ +λ +λ 4.597 ? s z g 空气磁导率μ 4π ×10?7 H/m 0 * U 漏抗X X ? N 0.025 ? ζ ζ I N 3 (校核电势系数 气隙电势E U cos? +I r 2 + U sin? +I X 2 ,232.02 V δ N N N a N N N ζ E 气隙电势系数Ci δ 1.055- U N 转子漏磁导计算 1 (转子漏磁场分割图 18 转子磁场的分割图如图3-5 所示，其中各项参数数值如下: 转子外径 D2 ,384 mm 转子极靴 b ,241.3 mm p 2 永磁体轴向长度 LM ,420 mm 永磁体高度 h ,17.4 mm M 永磁体磁化方向长度 b ,67.3 mm M a 紧圈非导磁部分长度 ,69.2 mm 紧圈厚度 δ ,3 mm T 永磁体端部间距 b ,227.7 mm 1 永磁体底部间距 b ,202.9 mm 2 图3-5 转子磁场分割图 Figure3-5 Distribution of Rotor’s Magnetic Field 2 (磁极槽上部内侧面漏磁导?1 μ δ L ?8 ? 0 T M ,2.32 ×10 H 1 a 19 3 (磁极槽上棱边间漏磁导(装入定子后)?2 2δL ?8 ? μ ? M ,4.12 ×10 H 2 0 3a 4 (磁极槽上部两侧棱间漏磁导?4 ? 0.26μ δ ,0.098 ×10?8 H 4 0 T 5 (磁极槽上点角之间漏磁导?5 ? 0.077μ a ,0.67 ×10?8 H 5 0 6 (磁极槽上部外表面侧棱间漏磁导?6 μ b ? 0 p 2 ,3.65 ×10?8 H 6 8 7 (磁极两端面间漏磁导?7 μ h ?8 ? 0 M [ ' + ' ln '+ ' ? 'ln '? ' ] ,10.6×10 H a b a b a a b 7 ' πb πb 式中， ' 1 + 2 ,5.61 a 2h M π b ?b b ' 1 2 ,0.56 2h M 8 (磁极两棱边间漏磁导?8 ? 0.26μ b ,0.516 ×10?8 H 8 0 M 9 (磁极底面间漏磁导?9 L b ?8 M 2 ? μ ln 1 + ,23.3 ×10 H 9 0 π h M 10 (磁极底面轴向棱边间漏磁导?10 ?8 ? 0.26μ L ,13.89×10 H 10 0 M 11 (磁极底面点角间漏磁导 ? 0.77μ h ,6.7 ×10?8 H 11 0 M 20 12 (磁极底面切向棱边间漏磁导?12 μ0b2 ?8 ? ,3.19 ×10 H 12 8 13 (转子总漏磁导?ζ2 ? 2 ? +? +? +? +4 ? +? +? +? +? +? +? ζ2 1 2 9 10 4 5 6 7 8 11 12 ?6 ,1.89×10 H 电枢反应折合系数及电抗计算 1 (气隙磁导?δ b L ? μ ? p 2 M , 7.97 ×10?6 H δ 0 2K δ δ 2 (永磁体磁导?M 2b L ?6 ? μ M M ,2.44 ×10 H M M h M 3 (磁导系数 ? c δ ,3.27 ? M ? d δ ,4.22 ? ζ2 4 (直轴磁密波形系数K d 1 K α + απ ,0.967 d p sin π 式中，转子极弧系数α 0.8 p 5 (交轴磁密波形系数K q 1 2 απ K q αp ? sin απ + cos ,0.8 π 3 2 6 (激磁磁密波形系数K f 4 απ K f sin ,1.211 π 2 21 7 (直轴电枢反应折合系数K ad K c +d K d ? ,1.417 ad K d f 8 (交轴电枢反应折合系数K aq K c K aq q 1 +c + ,3.333 K d f 9 (每极电枢磁动势F a Wk Fa 0.45m dp 1 I N ,4358.4 安匝 p 10 (交轴电枢反应电抗X aq 2F K E X a aq 0 ,0.8 ? aq I F N m 式中，预取E0 ,1.10UN ,242 V 11 (交轴同步电抗X q X X +X ,0.83 ? q ζ aq 12 (内功率因数角ψN U sin? +I X ψN tg?1 N N N q ,74.2 o U cos? +I r N N N a 电压调整率计算 1(预估空载电动势E0 ' ?U E0 ' 1 + N ×U N 242 V 100 式中，额定固有电压调整率值取?UN , 10×100, 2 (计算空载磁通Φ ' δ0 E ' Φ ' 0 0.1 Wb δ0 4.44fWk dp 1 22 3 (主磁导?δ Φ ' ?6 ? δ0 6.816 ×10 H δ F m 4 (主磁导标么值λδ b λ ? ? M 5.6202 δ δ μμ A r 0 m B 式中，相对回复磁导率μ r 1.237 r H c μ0 ?2 2 永磁体每极截面积Am 2hM LM 1.392×10 m 5 (漏磁导标么值λ ζ b λ ? ? M 0.6227 ζ ζ μμ A r 0 m 6 (外磁路总磁导标么值λ n λ λ +λ 6.2429 n δ ζ 7 (永磁体空载工作点 λ b n 0.8619 m 0 λ 1 + n 1 h 0.1381 m 0 λ +1 n 8(空载漏磁系数ζ0 b ζ m 0 1.1108 0 b ?h λ m 0 m 0 ζ 9 (每极直轴电枢磁动势Fad Wk F 0.45m dp 1 K I sinψ ,2763.83 安匝 ad ad N N p 2F 标么值f ad ad 0.037 H h c M 23 10(负载工作点 λ 1?f ' b n 0.8332 mN λ +1 n f ad 式中， ' 0.033 f ζ 0 h 1 ?b 0.1668 mN mN 11(额定负载磁通ΦδN Φ b ?h λ B A 0.0985 Wb δN mN mN ζ r m 12(负载漏磁系数ζN b ζ mN 1.1424 N ? ×λ b h mN mN ζ 13(负载气隙系数BδN ΦδN 4 B ×10 0.8718 T δN αηL t ef 4 式中，计算极弧系数α α + 0.858 t p η 6 + δ 1?α p 铁心有效长度L L +2δ 43.6 cm ef 14(负载定子齿磁密BtN tL B B ef 1.6003 T tN δN b K L t Fe πD 式中，齿距t i1 1.745 cm Z π D +2h b i1 0 ?b 0.689 cm t s Z 铁心叠压系数KFe 0.95 15(负载定子轭磁密B jN 24 ΦδN 4 B ×10 1.3073 T jN 2L h K j j Fe D ?D 式中，轭高h 1 i1 ?h 6.17 cm j 2 t π D ?h 定子轭磁路计算长度L 1 j 20.746 cm j 4p 16(空载磁通Φδ0 Φ b ?h λ B A 0.1048 Wb δ0 m 0 m 0 ζ r m 17(空载励磁电动势E0 E 4.44 fWk Φ 251.268 V 0 dp1 δ0 18(额定负载时直轴内电动势Ed E 4.44 fWk Φ 236.16 V d dp 1 δN 19(输出电压U 2 2 2 2 2 2 0.5 U [E ?I r sin? ? X cos? +I X cos ψ ] ?I r cos? + X sin? d N a N ζ N N aq N N a N ζ N 232.512 V 20 (电压调整率?U E ?U ?U 0 8.50 , U N 21 (短路电流倍数I * k * I 4.44 λ ?λ fWk B A ×[4.44fWk 1+λ λ f 'B A + k n ζ dp 1 r m dp 1 ζ ζ r m 2 2 2 2 ?1 1+λ I R +X ?X cos ψ ] ζ N 1 1 aq k ,18.4721 X 式中，ψ arctan q 87.94o k R 1 损耗和效率计算 1(定子齿质量mt 25 ?3 m ZL K h b ρ ×10 111.28 kg t Fe t t Fe 式中，ρ 7.8 g / cm3 Fe 2 (定子轭质量m j m π D ?h h L K ρ ×10?3 250.50 kg j 1 j j j Fe Fe 3 (齿部单位铁耗 按齿磁密查损耗曲线，p t 5.8 4 (轭部单位铁耗 按齿磁密查损耗曲线，p j 3.75 5 (定子铁耗p Fe p k p m +k p m 3492.32 W Fe t t t j j j 式中，k 、k 为铁耗校正系数。取k 2.5，k 2 t j t j 6 (定子绕组铜耗p Cu p Cu mI N 2 R1 5876.3 W 7 (机械损耗p fw 参考同等级发电机实测数据，取p fw 3000 W 8(杂散损耗p s p s 0.5 ~ 2.5 PN ×10 ，取p s 0.8PN 2520 W 9 (总损耗 p ? ?p p Fe +pCu +p fw +p s 14888.6 W 10(效率, ?p , 1 ? ?3 ×100% 94.42% P cos? ×10 +?p N N 26 3.4 设计说明 根据上面的计算结果，可以看出此电机各部分电磁负荷均在一般设计规格 许用范围以内，所以设计方案是可行的。 本文所设计的这台永磁同步发电机与对比样机相比较，主要有以下几个优 点: (1) 气隙长度明显增大，使得通风条件得到很大的改善，对转子散热十 分有利，有效地克服了异步发电机散热困难的缺点; (2 ) 定子铁心长度有所缩短，减小了电机体积，节省了空间; (3 ) 没有励磁损耗，效率有所提高; 据悉，某厂在制造异步发电机真机时，为了确保电机的可靠性，不得不采 用了工艺性能很差的方案，在实心转子上钻孔，再装上高强度的笼条，在笼条 和端环焊接方面遇到很大的困难，而且在转子冷却方面也存在相当大的问题。 虽然由于条件限制，未能按本设计做出一台样机和原来的异步发电机样机 进行对比，但可以相信，根据本设计的经验，再对电磁方案和机械结构方面进 行一些相关的优化工作后，一定可以制造出优于原方案的电机。 27 第四章 永磁同步发电机电压调节方法研究 4.1 永磁同步发电机存在的缺点 永磁同步发电机相对电励磁发电机来说虽然具有很多优点，但同时也存在 一些缺点: 1)磁场大小无法调节，电压变化率较大 由于采用稀土永磁材料励磁，所以一旦制成后，其磁场无法调节。当负载 改变时其端电压也随之变化。因此，永磁发电机要保持端电压恒定或有较小的 电压变化率比较困难。当对端电压稳定性要求比较严格时，就必须采取措施来 维持端电压恒定。 2 )永磁材料机械加工困难 由于永磁材料本身硬脆的特性，使得对它进行机械加工较为困难。 3 )造价较高 由于目前永磁材料的价格仍较贵，导致永磁电机的造价也较高。 其中，最主要的缺点就在于励磁大小无法调节。由于不能调节励磁，所以 在负载变化的过程中，由于直轴去磁电枢反应的作用，发电机端电压也将不停 地波动。由于永磁发电机的这个缺点，从而大大限制了它的应用范围。 在设计永磁电机时，可以采用种种方法来降低其固有电压调整率。例如， 在上一章的设计过程中，本文就采用了下列措施来降低固有电压调整率: 1 为了增大永磁体的抗去磁能力，即增大永磁体的抗去磁磁动势，选用了 矫顽力大、回复磁导率小的永磁材料;同时增大永磁体磁化方向长度，使工作 点提高，削弱电枢反应的影响。 其次，为了减少电枢绕组每相串联匝数和增加转子漏磁导以削弱电枢反应 对永磁体的去磁作用，选用了剩磁密度大的永磁材料;并且增加了永磁体提供 每极磁通的截面积，使得磁通增加，减少每相串联匝数。 2 为了减小定子漏抗，尽量缩短了绕组端部长度，并适当加大了气隙长度， 加大了长径比等。 3 为了减小电枢电阻，尽量减少了电枢绕组每相串联匝数和增大了导体截 面积。 28 采用以上几种措施后，永磁同步发电机的固有电压调整率将得到较大的改 善(不到 10,)，但这些措施只能降低其固有电压调整率，不能完全消除。在 某些场合，发电机发出的电能是经过整流装置整流成直流向负载供电的，由于 可以通过调节整流装置来稳定负载端的电压，所以这种情况下端电压的波动影 响不是很大;但在其他一些由发电机直接向负载供电，并且负载对电压的稳定 性要求较高的场合，这种波动的影响就不能忽略。在这种情况下，我们就必须 设法对发电机的端电压进行调节，减弱这种电压波动。 4.2 目前永磁同步发电机电压调节的几种方法 为了解决永磁同步发电机的电压波动问题，我们可以采取一些措施主动地 对其端电压进行调节。目前，国内外采用的各种调压方法主要有如下几种: 1 串联电容调压 串联电容的调压方法，是在发电机的输出端串联电容器，依靠电容器 的容 性电流补偿发电机感性负载电流的作用以达到调节电压的目的。这种方法虽然 简单，但不能随负载变化平滑调节，只能逐级调节，实际效果很差，稳压精度 很低。 2 利用电力电子变化器调压 这种方法靠发电机输出端的电力电子变换器及其控制系统来调节电压。有 两种方案:一种是交,直,交方案，另一种是交,交方案。交,直,交方案是 将永磁发电机输出电压通过可控整流器整流成直流，再将直流通过逆变器，成 为所需电压和频率输出;交,交方案是按一定规律对 18 只晶闸管进行触 发控 制，可以将发电机变化的电压(包括频率和大小)直接变换成恒频恒压输出。 利用电力电子变换器调压的方法技术复杂、成本高，如果只用来稳定电压值是 不合算的，尤其对于大功率发电机。 3 双电机调压 双电机调压法是用两台同轴永磁发电机，将它们的定子绕组相串联，通过 液压系统或差动齿轮调节两台转子之间相对角位移，使发电机两个定子绕组输 出电压矢量之和为常数，达到输出电压恒定的目的。显然，调节两台旋转着的 电机定子的相对位置，结构复杂，难度大。同时，由于用机械方法实现控制， 29 故电压调节速度慢、时间常数大，并且也降低了发电机的利用率。 4 混合励磁稀土永磁同步发电机 这种发电机气隙磁场的主要部分由稀土永磁磁体建立，而电压调节所需的 磁场变化部分则靠辅助的电励磁绕组来实现，形成混合励磁。这种电机具有永 磁发电机的优点，且又依靠附加的电励磁绕组解决永磁发电机的电压调节问题， 有一定的发展潜力。 4.3 一种新的永磁发电机电压调节方案的提出 在上一节提到的几种调压方案中，混合励磁方案由于调压速度快、精度高， 有比较好的应用前景。但是这种方案要在转子上加设一套励磁绕组，导致电机 必须装设电刷和滑环，这就使得永磁电机无刷的结构优势不复存在。 随着电力电子技术和自动控制技术的快速发展，本文在参考混合励磁调压 方案的基础上，提出一种新的永磁发电机电压调节方案，其具体内容为:在永 磁发电机的定子上增设一套绕组，称为补偿绕组。在补偿绕组上串联一定大小 的容性负载，并通过一个由 DSP (数字信号处理器)控制的电力电子电路向容 性负载供电。根据负载变化情况，调节 DSP 发出的 PWM (脉宽调制)波的频 率和占空比，来调节补偿绕组中的电流的大小和相位，使得补偿绕组中容性 电 流产生的磁场刚好抵消掉由感性负载电流引起的去磁电枢反应的影响，从而保 持气隙磁场大小的恒定，进而达到保持发电机端电压恒定的目的。 这种新型发电机的内部截面如下图所示: 30 图4-1 新型永磁发电机内部截面图 Figure4-1 Sectional View of The New Type PMSG 从上图中可以看出，新型电机的定子槽内安放有两层绕组。其中远离转子 的这一层绕组为主绕组，用来向负载提供电功率;靠近转子的这一层绕组为补 偿绕组，用来抵消电枢反应对气隙磁场的影响。 整套补偿方案的结构图如下: 补偿绕组 主绕组 负 智能功率模块 PMSG 载 A + A ? B + B ? C + C ? I a 1 I b1 DSP Ua1 Ub1 Uc1 cosθ 转子 d , q a,b,c sinθ 位置检测 U U? 电流 电流 调节器2 调节器1 a,b,c d , q 电压 调节器 I I d 1 q 1 ? ? I I q 1 d 1 图4-2 新型调压方案结构框图 31 Figure4-2 Schematic Diagram of The New Voltage Regulation Method 这种新型电机的向量原理图如下图所示: 图4-3 新型永磁发电机的运行向量图 Figure4-3 Simplified Vector Diagram of The New Type PMSG 在本文提出的这套方案中，补偿绕组与主绕组之间的夹角设为零度，这 样 使得主绕组的空载电势 E01 和补偿绕组的空载电势 E02 同相。也可以设为其他某 个角度，从理论上说，这并不影响补偿原理的正确性。在图 4-3 中，主绕组电 流产生的直轴电枢反应磁势大小为F1ad ，补偿绕组 中的电流产生的直轴电枢反 应磁势大小为F2ad ，补偿的目的是使得F1ad F2ad 。 具体的补偿控制原理为:利用电压电流互感器，将补偿绕组中的电流 信号 和发电机端电压信号传送至数字信号处理器(DSP )中，根据计算得到补偿 绕 组的指令电流I 2* ，通过快速电流检测装置测取补偿绕组的实际电流I 2 ，并把两 者加以比较，再由DSP 计算得出PWM 信号并发送给智能功率模块(IPM )，由 此控制 IPM 中逆变器的开关动作，使补偿绕组三相电流尽可能无延时地跟踪指 令电流。 相比混合励磁调压方案，这种新型调压方案有如下几个特点: 1) 采用现代电力电子技术和高速数字信号处理器来控制补偿绕组电路，可以 达到与混合励磁相当的调压精度和速度; 32 2 ) 补偿绕组放在定子上使得发电机仍然为无刷的结构，保持了永磁发电机无 刷的结构优势; 3 ) 由于定子不旋转，使得补偿绕组工作起来更为可靠; 4 ) 控制电路中变换器的功率小，成本低。 由于这种新型调压方案的诸多优点，可以预测，这种方案如能研制成功， 必将进一步扩大这种高性能的永磁同步发电机的应用场合。 33 第五章 结论 本文参照一台舰船用高速异步发电机的设计要求，设计了一台315kW 的永 磁同步发电机，并对二者的性能进行了分析比较。同时，本文还对永磁同步发 电机的电压调整率问题进行了分析。 通过以上的计算和分析，本文的主要工作和结论如下: (1)永磁同步发电机具有许多一般电励磁发电机不具备的优点，但是也存 在励磁难以调节的问题。所以，在一些对电压稳定性要求不高，特别是需要高 速发电机的场合，完全可以用永磁同步发电机取代电励磁发电机，它不仅具有 优良的高速运行性能，而且具备比异步发电机优越的散热条件，其无刷的转子 结构还可以提高发电机的运行可靠性。 (2 )在不断发展的电力电子技术和自动控制技术的基础上，提出了 一种新 的改善永磁同步发电机电压调整率的方案，这种方案相比以前的一些调压方案， 具有调压速度快、精度高等优点，同时电机结构改变不大，易于制造。如能研 制成功，可以大大提高永磁同步发电机的应用场合，充分发挥这种电机的各项 优势。 34 参考文献 [1] 唐任远，《现代永磁电机理论与设计》，机械工业出版社，1997 [2] 李隆年等，《电机设计》，清华大学出版社，1992 [3] 陈世坤，《电机设计》，机械工业出版社，1982 [4] 陈峻峰，《永磁电机》，机械工业出版社，1982 [5] 李钟明等，《稀土永磁电机》，国防工业出版社，1999 [6] 李发海，陈汤铭等，《电机学》，科学出版社，1990 [7] 周顺荣，《电机学》，科学出版社，2002 年 [8] 戴克健，《同步电机励磁及其控制》，水利电力出版社，1988 [9] 谭建成，《电机控制专用集成电路》，机械工业出版社，2003 [10] 王群京，《稀土钕铁硼永磁同步电动机的设计理论及计算机仿真》，中国 科学技术大学出版社，1997 [11] 上海电器科学研究所《中小型电机设计手册》编写组，《中小型电机设计 手册》，机械工业出版社，1994 [12] 电机 工程 路基工程安全技术交底工程项目施工成本控制工程量增项单年度零星工程技术标正投影法基本原理 手册编辑委员会，《电机工程手册》，机械工业出版社，1982 [13] 金德昌、姜梦文、云峻峰，《船舶电力推进原理》，国防工业出版社，1993 [14] 林华峰，《船舶电站》，哈尔滨工程大学出版社，1998 [15] 张宏杰、唐任远、励庆孚，《混合励磁永磁同步发电机的原理与设计》， 《电工电能新技术》，2002 年1 月 第一期，第21 卷 [16] 窦一平、陈海镇、严仰光，《组合励磁稀土永磁同步发电机的基本原理 和设计方法》，《中小型电机》，2001 ，28 (4 ) [17] Allsopp, M.R，Jones, G.R ， Wakeley, K, 《Large 4-pole generator design》， Electrical Machines and Drives, 1995. 35 [18] Wang, J，《Design optimisation of a miniature multi-pole permanent magnet generator 》，Electrical Machines and Drives, 1999. 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