表贴式与内置式永磁同步风力发电机的轴电流模型对比分析

引用本文

刘瑞芳, 孟延停. 表贴式与内置式永磁同步风力发电机的轴电流模型对比分析[J]. 北京交通大学学报, 2017,41(2): 106-111.
LIU Ruifang, MENG Yanting. Comparison analysis of bearing currents model in surface mounted and built-in permanent magnet synchronous wind generators[J]. JOURNAL OF BEIJING JIAOTONG UNIVERSITY, 2017,41(2): 106-111.
Doi:10.11860/j.issn.1673-0291.2017.02.017 复制到剪切板

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表贴式与内置式永磁同步风力发电机的轴电流模型对比分析

刘瑞芳, 孟延停

北京交通大学电气工程学院,北京 100044

第一作者:刘瑞芳(1971—),女,山西阳曲人,副教授,博士. 研究方向为电磁场理论及数值计算.email:rfliu@bjtu.edu.cn.

收稿日期: 2016-10-08

基金: 国家自然科学基金(51107004)

摘要

永磁同步风力发电机通过变流器与电网相连时,变流器产生的共模电压会产生轴电压和轴电流,继而引起轴承早期失效,危害系统的安全运行,因此对永磁同步风力发电机轴电流问题进行研究具有重要意义.本文对表贴式与内置式永磁同步发电机的轴电流问题进行分析,分别建立轴电流分析模型,通过解析计算获取杂散电容参数,确定发电机的轴承分压比.通过对比分析发现:永磁同步发电机的轴承分压比小于双馈异步发电机;内置式永磁同步风力发电机与表贴式的轴电压分压比相近;但是表贴式永磁同步电机的共模电流较大.

关键词: 永磁同步风力发电机; 表贴式; 内置式; 轴电流; 轴承分压比

中图分类号:TM315 文献标志码:A 文章编号:1673-0291(2017)02-0106-06

Comparison analysis of bearing currents model in surface mounted and built-in permanent magnet synchronous wind generators

LIU Ruifang, MENG Yanting

School of Electrical Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044,China

Fund:National Natural Science Foundation of China(51107004)

Abstract

Permanent magnet synchronous generators (PMSG) are connected to the grid through converters.The common mode voltage from the converter could induce the high bearing voltage and bearing currents, which endangers the safety of the operation system. It is important to analyze the bearing current problem of PMSGs. The circuit models of bearing currents in surface mounted PMSG and built-in PMSG are put forward in this paper. The coupling capacitances are obtained through analytical calculation and bearing voltage ratios are determined. According to the analysis of the two types of PMSG, it shows that bearing voltage ratio of the PMSG is smaller than the double fed induction generator (DFIG). The bearing voltage ratio of built-in PMSG is close to the surface mounted PMSG, but the common mode current in surface mounted PMSG is bigger than which in built-in PMSG.

Keyword: permanent magnet synchronous generators; surface mounted; built-in; bearing current; bearing voltage ratio

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加强可再生能源开发和利用, 是应对日益严重的能源和环境问题的必由之路.推动能源结构优化升级, 继续推进风电等可再生能源发电被列入了国家“ 十三五” 规划.在可再生能源发电技术中风电的成本最接近于常规能源, 因而成为产业化发展最快的清洁能源^{[1, 2]}.

风力发电机是风力发电机组中将机械能转化成电能的核心.不论在陆地还是在海上, 风力发电机都安装在离地面很高的地方, 风力发电机发生故障引起的维护和检修复杂, 且费用高昂.因此与风力发电机故障相关的研究也引起大家的重视.轴电流问题是轴承故障的一种.风力发电机轴电流问题产生的原因与变频驱动电动机的轴电流相似, 变流器产生的共模电压流过电机杂散电容在电机轴上感应出较高的轴电压并产生轴电流, 轴承发生电蚀^{[3, 4]}.永磁同步风力发电机和双馈异步发电机作为主流发电方式已经广泛应用于风力发电.双馈异步发电机的共模模型, 参数计算和轴电流仿真的研究已有报道^{[5, 6, 7, 8]}.国内外对于永磁同步风力发电机的设计讨论较多^{[9, 10]}, 但永磁同步发电机轴电流问题目前还是研究空白.

永磁同步风力发电系统可分为直驱式和半直驱式风力发电系统.永磁直驱风力发电机由转子上的永磁体提供磁场, 定子引出线与变流器相连, 变流器的另一端与电网相连, 实现交-直-交变换.多极电机与叶轮直接连接进行驱动.其优点在于无滑环、无增速齿轮箱、转速低和可靠性高, 目前在风电企业得到了广泛的应用.直驱式永磁同步发电机中永磁体一般为表贴式安装.这类型电机也存在体积大、极数多、成本高、运输和吊装困难等问题.

半直驱式永磁同步发电机采用两级增速齿轮箱, 与直驱式永磁风力发电机相比, 极数少、体积小、永磁体使用量小、成本下降、有利于运输和吊装.由于有这些优点, 其应用也在逐渐推广.由于其转速较高, 半直驱式永磁同步发电机的永磁体一般为内置式.

直驱和半直驱永磁同步发电机分别对应多极数的表贴式永磁结构和少极数的内置式永磁结构.由于两种电机结构不同, 内部杂散电容的分布也不同.而变流器共模电压引起轴电流与电机内杂散电容的分布紧密相关.本文作者将对两种不同结构类型电机的轴电流问题进行对比.首先将对直驱和半直驱永磁同步发电机中杂散电容分布和参数的提取方法展开分析, 分别建立其轴电流分析模型, 推导出两种电机的轴电压分压比, 该比值为轴电流问题的一个指标性参数.然后通过实例对两种电机的轴电压进行了比较.

1 表贴式永磁同步风力发电机

1.1 表贴式永磁同步发电机杂散电容

表贴式永磁同步电机用在直驱永磁风力系统, 其特点是极数多、转速低, 永磁体放置在转子表面.对永磁同步风力发电机的轴电流分析来说, 变流器的共模电压是轴电流的激励源, 而电机内部杂散电容构成了轴电流的耦合通道.图1为一台表贴式永磁同步发电机局部示意图.

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	图1 表贴式永磁同步发电机模型Fig.1 Surface mounted PMSG model

由图1可见, 在同步发电机中存在着4部分导体, 分别为定子绕组、转子铁心、永磁体和定子铁心.其中定子绕组与定子铁心被槽绝缘分开, 定子铁心与转子铁心之间由空气气隙隔开, 定子铁心与机壳电气导通, 转子铁心与转轴导通.根据多导体系统部分电容理论, 可将表贴式永磁同步发电机视为四导体系统, 其内部存在6个杂散电容, 分别为C_wf定子绕组与定子铁心之间的杂散电容, C_wr定子绕组与转子铁心之间的杂散电容, C_rf转子铁心与定子铁心之间的杂散电容, C_wm定子绕组与永磁体之间的杂散电容, C_rm转子铁心与永磁体之间的杂散电容, C_mf永磁体与定子铁心之间的杂散电容.下面对这些电容的解析计算公式进行推导.

1.2 表贴式永磁同步发电机杂散电容解析计算

将电机中等效电极之间的电容利用平板电容公式进行分析, 可以得到内部电容的解析计算公式.

1)定子绕组与定子铁心杂散电容C_wf

该电容会对共模电流的大小产生影响.它可以等效为定子绕组与定子铁心之间的平板电容, 二者之间存在槽绝缘.设定子槽数为N_s, 真空介电常数为ε _r0, 槽绝缘的相对介电常数为ε _r1, 定子绕组和定子槽之间的有效面积为A_s, 槽绝缘厚度为t_s, 定子铁心长度为L_s, 所以C_wf的计算公式为

$C_{wf} = \frac{N_{s} ε_{0} ε_{r 1} A_{s}}{t_{s}} (1)$

式中: $A_{s} = (2 d_{s 1} + b_{s 1}) L_{s}$ , 其中d_s1为定子槽深, b_s1为槽底宽.

2)定子绕组与转子铁心杂散电容C_wr

该电容可以等效为定子绕组与转子铁心之间的平板电容, 二者之间存在槽楔、空气等绝缘材料, 且永磁体通过特定介质粘连在转子铁心的表面.设转子内半径为R_r, 定子槽楔的相对介电常数为ε _r2, 厚度为d_s2, 定、转子铁心之间的气隙为δ , 用卡氏系数k_c考虑等效气隙的增大, 定子槽口宽b_s2, 永磁体磁化方向宽度W_m, 永磁体个数N_m, 可得

$C_{wr} = \frac{N_{s} ε_{0} ε_{r 2} b_{s 2} L_{s}}{ε_{r 2} k_{c} δ + d_{s 2}} \cdot \frac{(2 π R_{r} - N_{m} W_{m})}{2 π R_{r}} (2)$

卡式系数k_c的计算公式为

$k_{c} = \frac{Φ_{不开槽}}{Φ_{不开槽} - △ Φ} = \frac{B_{\max} t_{z}}{B_{\max} (t_{z} - b_{s} σ)} = \frac{t_{z}}{t_{z} - b_{s} σ} (3)$

式中:t_z=b_s+b_z, t_z、b_s和b_z分别为齿距、槽宽和齿宽; Φ _不开槽、△ Φ 、B_max分别为单位轴向长度上的定子铁心不开槽时的磁通量、单位轴向长度上由于开槽所减少的磁通量、单位轴向长度上距槽口无限远处的磁感强度; σ 为过渡变量.

3)转子铁心与定子铁心(机壳)杂散电容C_rf

该电容可以将定子内径和转子外径之间形成的间隙视为圆柱形电容器, 但由于转子外径远大于气隙, 可以用平板电容做近似处理.设转子铁心长度为L_r定子内半径为R_s.由于开槽引起等效气隙增可用卡氏系数k_c考虑, 则

$C_{rf} = \frac{2 π ε_{0} L_{r}}{\ln (\frac{R_{r} + k_{c} δ}{R_{r}})} \cdot \frac{(2 π R_{r} - N_{m} W_{m})}{2 π R_{r}} (4)$

4)定子绕组与永磁体杂散电容C_wm

该电容可以等效为定子绕组与永磁体之间的平板电容, 二者之间存在槽楔、空气等绝缘材料.设定子铁心与永磁体之间的气隙为δ ₂, 则

$C_{wm} = \frac{N_{s} ε_{0} ε_{r 2} b_{s 2} L_{s}}{ε_{r 2} k_{c} δ_{2} + d_{s 2}} \cdot \frac{N_{m} W_{m}}{2 π R_{r}} (5)$

5)永磁体与定子铁心(机壳)杂散电容C_mf

该电容可以等效为永磁体与定子铁心(机壳)之间的平板电容, 二者之间存在气隙.C_mf计算式为

$C_{mf} = \frac{N_{m} ε_{0} W_{m} L_{r}}{k_{c} δ_{2}} (6)$

6)转子铁心与永磁体杂散电容C_rm

该电容可以等效为转子铁心与永磁体之间的平板电容, 二者之间存在某种介质, 设转子铁心与永磁体间介质的介电常数为ε _r3, 厚度为d_s3, 所以C_rm的计算公式为

$C_{rm} = \frac{N_{m} ε_{0} ε_{r 3} W_{m} L_{r}}{d_{s 3}} (7)$

在实际应用中考虑到槽底垫条、定子绕组的外层绝缘及浸漆时, 需要对上述公式进行相应的修正.

1.3 表贴式永磁同步发电机轴电流模型

通过对表贴式永磁同步发电机的杂散电容分析可知, 表贴式永磁同步发电机的轴电流分析模型如图2所示.其中:SW, M, F, R分别代表定子绕组(Stator Winding), 永磁铁(Permanent Magnet), 机壳(Frame)和转子(Rotor).

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	图2 表贴式永磁同步发电机轴电流分析模型Fig.2 Bearing current model of the surface mounted PMSG

图2中, C_b为轴承等效电容, 即以轴承滚道和滚动体为极板, 润滑油膜为绝缘介质的等效电容.当轴电压没有超过轴承阈值电压时, 油膜完整, 此时轴承充当一个电容.图2中两个C_b分别对应驱动端和非驱动端轴承等效电容.与变频电动机的轴电流分析模型相似, 变频电源的激励施加在定子绕组上, 则共模电压V_com存在于定子绕组和地之间, 电机内部定子绕组、机壳、转子及永磁体之间形成电容网络, 共模电压V_com会在转轴上感应轴电压V_b.当轴电压大于轴承油膜的击穿电压, 轴承就产生放电电流, 发生电蚀, 危害系统安全稳定.

为简化图2所示电路, 将永磁体看作C_wm、C_mf、C_rm3个电容构成的星形中点, 对三个电容做星三角变换, 得到轴电压分析模型如图3所示.

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	图3 Y-△ 变换后表贴式永磁电机轴电流分析模型Fig.3 Bearing current model of the surface mounted PMSG after Y-△ conversion

图3中带撇号的电容计算公式如下

$\{\begin{array}{l} C'_{wf} = \frac{C_{wm} \cdot C_{mf}}{C_{wm} + C_{rm} + C_{mf}} \\ C'_{wr} = \frac{C_{wm} \cdot C_{rm}}{C_{wm} + C_{rm} + C_{mf}} \\ C'_{rf} = \frac{C_{rm} \cdot C_{mf}}{C_{wm} + C_{rm} + C_{mf}} \end{array} (8)$

工程上将轴承分压比(Bearing Voltage Ratio, BVR)看作是电机轴承危害的一个指标.由图3轴电流分析等效模型可得表贴式永磁同步发电机的轴承分压比 $λ_{BVR}$ 计算为

$λ_{BV R_{1}} = \frac{V_{b}}{V_{com}} = \frac{C_{wr} + C'_{wr}}{C_{wr} + C'_{wr} + C_{rf} + C'_{rf} + 2 C_{b}} (9)$

2 内置式永磁同步风力发电机

2.1 内置式永磁同步发电机的杂散电容

内置式永磁同步电机多用在半直驱永磁风力系统, 其特点是极数较少、转速较高, 永磁体放置在转子铁心内部.内置式永磁同步发电机的结构图如图4所示.

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	图4 内置式永磁同步发电机结构Fig.4 Structure of built-in mounted PMSG

2.2 内置式永磁同步发电机杂散电容解析计算

$C_{wf}$ 的计算方法可以采用式(1).下面介绍内置式永磁同步发电机与表贴式不同的另外两个电容.

1)定子绕组与转子铁心杂散电容C_wr

可以等效为定子绕组与转子铁心之间的平板电容, 二者之间存在槽楔、空气等绝缘材料.不同点在于, 由于永磁体被包在转子铁心内部, 所以定子绕组与转子铁心之间的相对面积发生改变.C_wr的计算公式为

$C_{wr} = \frac{N_{s} ε_{0} ε_{r 2} b_{s 2} L_{s}}{ε_{r 2} k_{c} δ + d_{s 2}} (10)$

考虑槽绝缘、定子绕组的外层绝缘及浸漆时, 需要对式(10)进行相应的修正.

2)转子铁心与定子铁心(机壳)杂散电容C_rf

将定转子间电容视作以气隙为介质的圆柱形电容, 用卡式系数考虑开槽影响, 则C_rf的计算公式为

$C_{rf} = \frac{ε_{0} 2 π L_{r}}{\ln (\frac{R_{r} + k_{c} δ}{R_{r}})} (11)$

2.3 内置式永磁同步发电机轴电流模型

内置式永磁同步发电机的轴电流分析模型如图5所示.与表贴式相比, 其等效电路要简单一些.

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	图5 内置式永磁同步发电机轴电流分析模型Fig.5 Bearing current model of the built-in PMSG

由图5轴电流分析模型可以得出轴电压分压比的计算公式为

$λ_{BV R_{2}} = \frac{V_{b}}{V_{com}} = \frac{C_{wr}}{C_{wr} + C_{rf} + 2 C_{b}} (12)$

3 两种永磁同步发电机的比较

3.1 表贴式永磁同步发电机分析

以一台1.2 MW表贴式永磁同步风力发电机进行分析.发电机具体参数如下:定子额定电压 $U_{N} 为$ 770 V, 额定频率 $f_{N}$ 为16 Hz, 定子槽数 $N_{s}$ 为360, 极对数 $N_{m}$ 为48; 铁心长 $L_{s}$ 为892 mm, 转子内半径 $R_{r}$ 为1 764.5 mm, 定子槽楔厚度 $d_{s_{2}}$ 为2 mm, 定子槽口宽 $b_{s_{2}}$ 为14 mm, 气隙 $σ$ 为6 mm; 槽绝缘和槽楔相对介电常数 $ε_{r_{1}} 、 ε_{r_{2}}$ 分别是3.4和3.

将该上述发电机代入数值进行式(1)~式(7)进行计算, 可得电机的杂散电容结果如表1所示.

表1 表贴式永磁同步发电机杂散电容计算结果 Tab.1 Parasitic capacitances of the surface mounted PMSG

对其进行Y-△ 变换, 将所得的 $C'_{wf}$ 、 $C'_{wr}$ 和 $C'_{rf}$ 与上表中的数值带入式(9)中可得到内置式永磁同步发电机的 $λ_{BV R_{1}}$ 值为20.1%.

3.2 内置式永磁同步发电机分析

以一台2.1 MW内置式永磁同步风力发电机为对象进行分析.发电机定子额定电压 $U_{N}$ 为690 V, 额定频率 $f_{N}$ 为70 Hz, 定子槽数 $N_{s}$ 为72, 极对数 $N_{m}$ 为3; 铁心长 $L_{s}$ 为680 mm, 转子内半径 $R_{r}$ 为300 mm, 定子槽楔厚度 $d_{s_{2}}$ 为3 mm, 定子槽口宽 $b_{s_{2}}$ 为12.1 mm, 气隙 $σ$ 为6 mm, 槽绝缘和槽楔相对介电常数与表贴式电机相同 $ε_{r_{1}} 、 ε_{r_{2}}$ 分别为3.4和3.将该内置式永磁同步发电机参数带入相应杂散电容解析公式进行计算, 可得电机的杂散电容结果如表2所示.

表2 内置式永磁同步发电机杂散电容计算 Tab.2 Parasitic capacitances of the built-in PMSG

文献[6]中指出轴承电容C_b会受负荷和转速的影响, 兆瓦级风力发电机的轴承电容在37~208 pF之间变化.本文中选取C_b=120p $F$ 带入式(12)中.得到内置式永磁同步发电机的 $λ_{BV R_{2}}$ 值为19.7%.

3.3 分析讨论

通过两台不同转子结构的永磁同步发电机轴电流分析模型的对比可以看出:

1)永磁同步风力发电机的轴电流问题相较于变频电动机来说更为严重.一般而言变频电动机的轴承分压比在10%之内.这是由于兆瓦级永磁同步风力发电机的定子绕组的匝数和定、转子内径较一般三相异步电机大.

2)与双馈异步风力发电机相比, 其轴电压和轴电流问题要小一些.在没有加其他抑制措施时, 双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11, 12, 13, 14, 15, 16, 17, 18]}.即永磁同步风力发电机的轴承故障会小于双馈异步风力发电机, 这也是永磁同步发电机的优点之一.

3)表贴式永磁同步发电机与内置式永磁同步发电机的轴承分压比均在20%左右, 因此两者的轴电流问题严重程度相近.

4 结论

风力发电系统中, 变流器产生的共模电压在电机轴上感应出较高的轴电压并产生轴电流, 带来轴承早期失效, 危害系统的安全稳定运行.本文对表贴式和内置式永磁同步发电机杂散电容参数进行了计算分析, 并提出了相应的轴电流分析模型, 给出轴承分压比的计算公式.通过实例分析表明:1)永磁同步风力发电机的轴电压分压比介于变频电动机和双馈异步风力发电机之间; 2)表贴式永磁同步发电机与内置式永磁同步发电机的轴承分压比相近; 3)表贴式永磁同步发电机的共模电流会大于内置式永磁同步发电机, 在应用中要注意表贴式永磁同步发电机共模电流的抑制问题.

The authors have declared that no competing interests exist.

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, CAO

Guorong

, YUAN

Ying

. Ring used in the double fed wind power converter in common mode rejection[J]. Energy Saving and New Energy, 2013(3): 47-54. (in Chinese)

... 双馈异步发电机的共模模型,参数计算和轴电流仿真的研究已有报道^[5,6,7,8] ...

2014

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艾波. 永磁同步电机轴电压和轴电流研究[D]. 重庆: 重庆大学, 2014.

. Research on bearing voltage and current of permanent magnet synchronous motors[D]. Chongqing: Chongqing University, 2014. (in Chinese)

永磁同步电机具有效率高、结构简单、功率因数高、调速范围宽等优点。目前在变频调速系统中得到广泛的应用且具有良好的发展前景。但是随着永磁同步电机单机容量的增大，由轴电压和轴电流引起轴瓦损伤事故日趋严重。对于引发轴电压和轴电流的原因主要有以下几种：SPWM逆变器供电产生的共模电压；端部漏磁；磁通不对称；剩磁；静电效应。轴电压和轴电流对电机运行可靠性带来较大负面影响，因此对其进行研究具有重要的现实意义。本文主要针对SPWM逆变器供电的永磁同步电机中产生的轴电压和轴电流进行研究。本文首先介绍了永磁同步电机的基本原理、优缺点、不同的转子结构，并对变频调速技术做了简要概述。其次对SPWM逆变器供电下的共模电压频谱及影响因素进行了推导和仿真分析。阐述了轴电压和轴电流的产生机理，定性分析了永磁同步电机内部的耦合电容。然后介绍了电机电磁场理论和电场分析方法，运用JMAG-designer软件建立了永磁同步电机模型和轴承模型，对电机内部的耦合电容和轴承电容进行计算，重点针对电机内部几何尺寸和端部绕组对耦合电容的影响进行研究。最后结合相应的共模模型和计算所得的共模参数，在Matlab/Simulink中对其进行仿真，观察油膜击穿前后轴电流的大小，并分析直流母线电压、死区效应和共模参数对轴电压的影响以及轴承油膜击穿的风险程度。结果表明，共模电压谐波含量随死区时间增大略有减小，而幅值有所增大，导致轴电压击穿轴承油膜的风险上升；随着载波频率的增大，共模电压谐波含量减少，幅值增大，油膜击穿风险增加。另外，电机内部尺寸对耦合电容也有较大的影响，气隙宽度和槽口宽度对定、转子之间的耦合电容Crf影响很大；气隙宽度、齿顶高、绕组绝缘厚度和槽口宽度均对定子绕组和转子之间的耦合电容Csr有一定影响；槽口宽度和绕组绝缘厚度对定子绕组和定子之间的耦合电容Csf有一定影响。永磁同步电机轴承油膜击穿风险与共模电压、共模参数和回路有关。

... 国内外对于永磁同步风力发电机的设计讨论较多^[9,10],但永磁同步发电机轴电流问题目前还是研究空白 ...

2009

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贾健. 3. 2 MW高速永磁风力发电机的设计及关键技术的研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2009.

JIA

Jian

. Study on design and key technology of 3. 2 MW high speed permanent magnet wind turbine generators[D]. Chendu: Southwest Jiaotong University, 2009. (in Chinese)

风能做为一种清洁能源,其主要形式是风力发电,近些年发展迅速,各风电主机厂也陆续推出其主打机型。目前市场上应用最多的是永磁直驱风力发电机和双馈风力发电机。永磁直驱风力发电机承受低电压穿越能力强,可靠性高,但目前受磁钢价格高的影响,成本较高；而双馈风力发电机虽然成本低,但由于其高速齿轮箱故障率较高,且存在集电环和电刷,降低了系统的可靠性。本文适时提出了高速永磁风力发电机,该机型与永磁直驱风力发电机有相同的电气特性,且成本低,与双馈风力发电机相比,无集电环和电刷,系统的可靠性较高。因此,目前一些风电主机厂将其视为今后发展的重点。本课题是由永济新时速电机电器有限责任公司与太原重工签订的技术协议,为其设计制造一台3200kW,转速为1000rpm的高速永磁风力发电机。本课题在我厂现有永磁同步发电机设计技术的基础上,对高速永磁风力发电机的设计及关键技术进行了研究。通过有限元分析,对基于场路结合的电机的关键参数的计算。包括电机的计算极弧系数、电机的漏磁系数及齿槽转矩的仿真分析；基于谐波最小化,磁通最大化的分析,利用MATLAB软件对谐波进行傅立叶分解,结合绕组分布系数理论,确定节距选取的最优化原则；对永磁电机的齿槽转矩产生机理进行阐述,提出抑制齿槽转矩工艺上最易实施的4个方案,并通过斜槽的应用,分析了在在斜槽状态下,永磁风力发电机轴承的受力方向,最终确定了斜槽的方向；永磁风力发电机的关键部件永磁体进行抗去磁性能研究,针对传统电机设计利用稳态去磁电流校核永磁体,利用Ansoft软件进行场路结合的三相及两相电机短路仿真,以确定永磁体在极端情况下的安全状态；详述了永磁风力发电机的几种磁极安装形式,并对各形式的优、缺点进行分析,结合分析结果,选择本课题所需的永磁体安装形式,并利用ANSYS软件对转子冲片隔磁磁桥部位进行核算,以确定转子冲片的安全程度；对困扰风力发电机的轴电流问题进行了分析,详述了轴电流产生的原因,提出了对高、低频轴电流的抵制措施。最终设计完成该课题电机。通过试验,该电机各项性能满足用户要求,并已稳定运行一年。该电机为我厂首台自主设计的3MW功率级别永磁电机,为我厂今后大功率永磁电机的设计提供了数据支撑。

... 国内外对于永磁同步风力发电机的设计讨论较多^[9,10],但永磁同步发电机轴电流问题目前还是研究空白 ...

2012

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... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...

2014

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... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...

2007

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张兆强. MW级直驱永磁同步风力发电机设计[D]. 上海: 上海交通大学, 2007.

ZHANG

Zhaoqiang

. Design of MW direct-drive permanent magnet synchronous wind generators[D]. Shanghai: Shanghai Jiaotong University, 2007. (in Chinese)

直驱永磁同步风力发电机去掉了风力发电系统中常见的齿轮箱,让风力机直接拖动电机转子运转在低速状态,这就没有了齿轮箱所带来的噪声、故障率高和维护成本大等问题,提高了运行可靠性。它不同于电励磁的凸极同步发电机,而是采用高磁能积的永磁材料作为磁极,就省去了励磁绕组产生的损耗,使得电机的结构变得简单,效率也随之提高。直驱永磁同步风力发电机运行转速低,一般定子外径都比较大。为了电机的运输方便和良好的冷却效果,本文选择内转子永磁同步发电机作为设计类型。首先提出了电机设计的目标,即在满足电机设计要求的基础上提高运行的可靠性和降低成本。然后根据等效磁路法编制了电磁计算程序,据此进行了电机的初始设计。然后使用有限元的方法分析了电机在各种运行状态下的性能,最后设计了电机的通风系统并进行了通风计算。

... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...

2007

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姜保军. PWM电机驱动系统传导共模EMI抑制方法研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2007.

JIANG

Baojun

. Research on EMI suppression method for conducting common mode of PWM motor drive system[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2007. (in Chinese)

虽然PWM电机驱动系统因其具有良好的运行特性，而在工业系统和民用装置中得到了广泛地应用，但它所带来的EMI问题也日趋严重，这不但严重地威胁着系统自身的安全、稳定运行，而且还对周边其它电气系统构成了较大的威胁。其中的传导共模EMI，因其传播路径包含大地，而会增大系统辐射EMI发射强度，同时它还会以电流的形式注入其它电气系统形成干扰，并且这种干扰的发射强度正随着功率变换器开关频率和电压、电流变化率的提高而逐渐增强。为此本文就PWM电机驱动系统传导共模EMI的抑制技术、及相关等效电路的建立方法进行了深入研究，并在此基础提出了相应的解决方法。　　本文在详细研究PWM电机驱动系统感应电机侧共模电压形成机理、时域/频域特性，及该侧共模EMI电流形成机理的基础上，提出了一种感应电机传导干扰频段共模等效电路。该等效电路是依据感应电机高频共模特性及绕组对地、对中性点阻抗幅频特性测量值获取等效电路参数。此共模等效电路可以用于分析和预测PWM电机驱动系统传导共模EMI发射强度、感应电机侧共模EMI电流。等效电路仿真结果与实验结果的具有良好的一致性。　　针对系统功率变换器侧传导共模EMI发射强度难以得到有效抑制这一问题，本文在深入分析该EMI形成机理与传播特点的基础上，提出了一种用于降低系统功率变换器侧传导共模EMI发射强度的方法。该方法是通过提高散热器对地共模阻抗实现这一目的的。为了从理论上验证该方法正确，论文通过FEM-BEM耦合法对采用此抑制方法前/后散热器表面电场强度的变化情况进行了数值模拟。模拟结果和实验结果证明了该方法能够有效地抑制功率变换器侧传导共模EMI发射强度。　　鉴于PWM电机驱动系统感应电机侧普遍存在着共模电压、共模电流这一EMI问题，本文依据系统感应电机侧共模电压、共模电流的形成机理，提出了一种应用于功率变换器输出端的无源共模EMI滤波器结构。它由结构类似于只具有单边星接绕组变压器结构的电感，且每相绕组两端并联电容的共模电压检测单元和起电压补偿作用的四绕组共模变压器组成。该滤波器克服了传统功率变换器输出端无源共模EMI滤波器高低频特性难以兼顾，且体积过大的缺点。仿真结果和实验结果均验证了该无源滤波器可以有效地抑制感应电机侧共模电压、共模电流，实现有效降低整个系统传导共模EMI发射强度的目的。　　研究了有源EMI滤波器的插入损耗及设计与应用中的最佳匹配问题，并依据所得出的“电流检测电流补偿方式反馈型有源滤波器适用于共模电流噪声和漏电流的抑制”观点，提出了一种用于抑制系统共模EMI电流的有源EMI滤波器结构。该有源滤波器是以反向补偿电流直接注入系统的方法阻断系统电源侧共模电流流通路径，实现有效抑制系统传导共模EMI发射强度这一目的。与采用补偿电流注入大地方式的典型有源EMI滤波器相比，该有源EMI滤波器克服了补偿电流不足所带来的插入损耗变小的缺点。同时，在该滤波器的电源设计上还注重了共模EMI电流的抑制。仿真结果与实验结果均证明该有源滤波器可以有效地抑制系统传导共模EMI发射强度。

... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...

2011

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... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...

2014

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王磊. PWM多驱动系统中共模电压的分析及其抑制[D]. 哈尔滨: 哈尔滨理工大学, 2014.

WANG

Lei

. Analysis and suppression of common mode voltage in PWM multi-drive system[D]. Haibin: Harbin Polytechnic University, 2014. (in Chinese)

在工业生产中，PWM技术的应用解决了很多实际生产中的难题，但是在解决难题的同时，也会产生一些负面影响，如电磁干扰、轴承过早损坏、电缆爆裂等。这些负面影响同样存在于PWM多驱动系统中，甚至有些负面影响更为显著，如会使电磁干扰进一步加剧等。首先，以PWM多驱动系统的一个子系统为研究对象，研究该子系统产生的共模电压及其负面效应的本质，得出共模电压是PWM驱动系统负面效应产生的根源之一的结论。提出利用RCL滤波器抑制共模电压的方法。仿真验证了这种方法的有效性。其次，以上述分析为基础，对PWM多驱动系统的负面效应进行研究。以两个PWM子驱动系统组成的PWM多驱动系统为研究对象，对多驱动系统的共模电压特性进行了理论分析。分析结果表明PWM多驱动系统并不会改变PWM子系统共模电压的本质，但是PWM多驱动系统中漏电流的大小发生变化，即为各个子系统中漏电流的大小的总和，并且会诱发幅值更大的电磁干扰。基于上述分析的结论提出了抑制PWM多驱动系统共模电压的有效方法，即采用RCL滤波器以及改进SVPWM驱动控制策略结合的方法，达到抑制共模电压以及共模电压所引起的漏电流的目的，并用PSPICE进行仿真验证此方法的可行性。最后，进行PWM多驱动系统实验平台的搭建，为验证所述理论的可行性提供了实验基础。通过对上述理论分析和仿真结果的实验验证，证明了所提方法的有效性。

... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...

2014

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张怡海. PWM逆变器驱动异步电机系统的共模电压研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2014.

ZHANG

Yihai

. Study on common mode voltage of PWM inverter driving asynchronous motor system[D]. Chendu: Southwest Jiaotong University, 2014. (in Chinese)

随着高频电力电子开关广泛应用于铁路机车牵引系统,在提升电机控制性能的同时也给牵引系统带来了负面效应。由于铁路机车牵引系统中的PWM逆变器的瞬时输出三相电压是不对称的,就会在牵引系统中产生共模电压,并且在异步电机系统中产生轴电压、轴电流等负面效应,严重影响了牵引系统的安全性和可靠性。因此,研究共模电压的形成机理、影响过程和抑制策略,对提升铁路机车牵引系统的安全性和可靠性有重要意义。本文首先会对PWM逆变器的工作原理和输出共模电压进行分析研究,了解共模电压的相关特性。之后对异步电机的基本工作原理、结构进行研究,在此基础上分析异步电机共模模型和共模电压对异步电机的影响,特别对轴电压的产生原理和轴电流的流通路径进行详细分析研究。然后在PWM逆变器和异步电机分析研究的基础上,提出共模电压的抑制策略,主要包括硬件策略和软件策略两方面,并就抑制原理进行分析。最后结合PWM逆变器驱动异步电机系统的理论分析,利用Matlab/Simulink仿真软件,建立驱动系统仿真模型,首先研究SPWM调制参数对共模电压、轴电压、dvldt电流和EDM电流的影响；然后研究直流侧供电模式和滤波器对共模电压、轴电压和轴电流的影响；最后研究SVPWM控制、NZPWM控制和直接转矩控制(DTC)对共模电压、轴电压和轴电流的影响。通过理论研究和仿真分析可以得出,共模电压硬件抑制策略有一定的优势,但是并没有从根本上消除共模电压,不仅增加了系统的复杂程度,而且相关硬件成本较高,通用性差,因此其性价比较低；而根据基于控制策略来抑制共模电压的分析研究可知,软件抑制策略不需格外增加硬件结构,而且投入低,通用性较好,基本上能满足机车牵引系统中共模电压抑制的要求。如果将硬件和软件抑制策略的优势相结合,能以最小的成本达到最好的效果。

... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...

2016

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陈嘉垚. 双馈异步风力发电机轴电流的分析与抑制[D]. 北京: 北京交通大学, 2016.

CHEN

Jiayao

. Analysis and mitigation of bearing currents in doubly induction generator for wind power turbines[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2016. (in Chinese)

双馈异步发电机是风力发电系统目前广泛采用的形式之一。变流器产生的共模电压会通过电机寄生电容形成的共模通路在电机转轴上感应出轴电压并产生轴电流,会缩短轴承使用寿命,严重影响风力发电系统的安全稳定运行。对双馈异步发电机的轴电流问题展开分析与抑制方法研究对其稳定运行具有重要的意义。首先针对双馈异步发电机寄生电容的计算和测量方法进行了研究。依据1.5MW双馈异步发电机结构,推导了寄生电容的解析计算公式；采用有限元数值计算对异步发电机的部分电容进行了求解;提出多导体系统部分电容的三种测量方案并进行了比较。将电容的解析计算、有限元数值计算结果与实际测试数据进行对比分析,结果表明有限元法的计算结果与实测值更为接近。其次对双馈异步发电机轴电流模型进行了研究。目前文献中没有讨论定子绕组对轴电流问题的影响,本文首次建立了计及定子绕组的完整模型,将其与不含定子绕组的简化模型进行对比分析。通过比较两种模型的轴承电压分压比可以看出,定子绕组与其他部件之间的寄生电容对轴电压的影响是可以忽略的,简化模型可以用于轴电流问题的分析。为抑制双馈异步发电机的轴电流,本文首次提出了在转子槽内添加金属屏蔽层的方法。基于有限元计算分析了屏蔽层厚度及分段结构对抑制效果的影响。并对屏蔽层带来的涡流损耗进行了计算。分析结果表明,添加屏蔽层可以有效抑制轴电流,屏蔽层厚度对抑制效果基本无影响,屏蔽层分段没有引起抑制效能明显下降。屏蔽层的涡流损耗会受到转子转速和发电负荷的影响。最后对绝缘轴承座、绝缘端盖以及绝缘轴承等方法对抑制轴电流的效果进行分析对比。对前两种方法分析了绝缘层所处的位置和厚度对抑制效果的影响；对绝缘轴承分析了喷涂不同陶瓷材料时的抑制效果。分析表明,这些方法对高频轴电流的抑制效果是有限的。

... 在没有加其他抑制措施时,双馈风力发电机轴承分压比会达到90%以上^{[11,12,13,14,15,16,17,18]} ...