船舶軸帶無刷雙饋發電機關鍵技術研究*

呂雨農,劉萬太,周展

(湖南電氣職業技術學院風能工程學院,湖南湘潭411101)

0 引言

船舶主柴油機一般依據額定功率110%～115%的標準選用,并長期運行于85%額定功率及以下的負荷狀態,主機驅動船舶的同時,附帶驅動軸帶發電機運行,可顯著提高主機容量利用率,并能充分滿足船舶航行時的電力需求。

船舶軸帶無刷雙饋電機相比于軸帶同步電機,具有優秀的調速性能,更適合因復雜水況要求船舶主機轉速多變的變速恒頻發電系統[1]。主機軸的運行轉速多變,要求電機能在次同步、同步和超同步三種不同工況下正常運行,并能在三者間實現快速、穩定和可靠的轉換。船舶軸帶無刷雙饋發電系統結構如圖1所示,擁有2套定子繞組,在空間上互呈正交分布,不直接耦合,經與轉子電磁耦合,間接實現電磁轉換[2];功率繞組連接船舶負荷電網,輸出電能;控制繞組連接幅值、頻率、相序和相位均可調節的勵磁控制回路。

本文針對額定功率為5kW的小型內河船舶軸帶無刷雙饋發電機系統,基于有限元分析法,建立船舶軸帶無刷雙饋電機數學模型,進行電磁設計與優化,并通過Ansoft Maxwell完成仿真分析,驗證了該船舶軸帶無刷雙饋電機設計方案的可行性。

1 電機數學模型

設電機定/轉子繞組均對稱,極對數是p,船舶負荷電網頻率是f1。針對功率繞組施加頻率為f1的額定電壓,即產生旋轉磁場①,其轉速為n1。

(1)

針對控制繞組施加頻率為f2(變換器輸出)的可變交流電流,即產生旋轉磁場②,依據式(1),其轉速為n2。

假設f1為50Hz,為確保不同轉速條件下發電機輸出電壓的頻率恒定,要求n1為恒定值,可得

n1=n±n2或f1=f±f2

(2)

n與n1存在大于、等于和小于三種情況,分別對應發電機超同步、同步和次同步三種運行工況,本文僅針對超同步和次同步兩種運行工況進行分析[3]。當轉子轉速n小于或大于n1,且處于變化狀態時,可通過調節n2或f2的值,和勵磁電流的相序確保n1為恒定值。

1.1 功率平衡方程

雙饋軸帶發電機的輸入功率存在兩種來源：一是由發電機吸收主軸的機械功率PSG;二是由變換器反饋給發電機的電功率PC。不計船舶電網損耗,系統功率平衡方程為[4]

(3)

1.2 磁鏈方程

d-q坐標系下,無刷雙饋電機的磁鏈方程為

(4)

式中,Ls、Lr、Lm—指d-q坐標系下經等效變換后的定子繞組自感、轉子繞組自感和定/轉子繞組互感;ψ、i—指電機的磁鏈和電流,其下標d和q分別是指d軸和q軸上的分量,其下標s和r分別是指定子側和轉子側數據,以下各式同樣按此標注。

1.3 電壓方程

定子繞組與轉子繞組在d-q坐標系下的電壓方程

(5)

式中,u—指定子繞組輸出電壓;Rs、Rr—定子、轉子側繞組阻抗;p—指微分算子;ωsl—轉差角速度,ωsl=ωs-ωr(ωs是指同步角速度,ωr是指轉子角速度)。

1.3 定子功率方程

定子繞組輸出的有功功率和無功功率方程

(6)

式中,ψs=ψmsin(ωt+α)

2 定子繞組設計

無刷雙饋電機定子采用雙繞組設計,一為功率繞組,一為控制繞組,兩者繞組系數皆可獨立調整,相比于單繞組結構電機,諧波抑制效果有較大優勢[5]。

功率繞組采取3Y/△繞組聯結方案,每相繞組各有三段,A相繞組是A1、A2和A3,B相繞組是B1、B2和B3,C相繞組是C1、C2和C3[6]。圖2所示功率繞組設計方案遵循如下原則：三個下標相同的繞組分段分別短接于中性點上,構建三個Y繞組,再將Y繞組的兩個分段組成一相繞組主體,最后構建成△繞組;即A1、B1和C1短接于N1構成第一Y繞組;A2、B2和C2短接于N2構成第二Y繞組;A3、B3和C3短接于N3構成第三Y繞組。

圖2 3Y/△聯結功率繞組聯結方案

經過多次算例設計與分析,本文將功率繞組設計為36槽2對極3Y/△聯結繞組結構,每相占12個槽,等分成3條支路,每條支路占4個槽,可靈活調整每相支路槽號,顯著降低三相繞組不對稱對電磁性能的不利影響,槽號分配方案如圖3所示。

圖3 Y/△聯結槽號相位圖

依據3Y/△聯結繞組結構圖和Y/△聯結槽號相位圖可得功率繞組實際接線圖,如圖4所示。

圖4 功率繞組實際接線圖

控制繞組只要求有效控制勵磁電流,所以選用常規聯結方式即可,本文將其設計為4對極60度相帶Y型聯結,節距yc=4,如圖5所示。

圖5 控制繞組結構

圖6 凸極轉子結構示意圖

3 深槽加導條式凸極轉子

本文考慮到磁障式磁阻轉子結構具有較好磁耦合能力,因此參考其設計思想,在凸極轉子的凸極處設計深槽,并借鑒鼠籠轉子設計,將導條內置深槽中,得到深槽導條式凸極轉子[7]。深槽不導磁,開Pr個深槽,由于深槽高磁阻率的阻礙作用,諧波磁通路徑被限值成Pr個,減少了非相鄰凸極間的磁通流量,這樣可以增加有效諧波占比,同時減少無效諧波占比。轉子導條切割諧波磁場磁力線時,由于導條阻抗很小,因此導條上將感應出一個較大的電流,進而產生一個較大的反向磁通,該反向磁通能夠有效抑制無效諧波磁場,從而進一步加強新型轉子的磁場調制能力[8]。

本文針對5kW BDFM完成了電磁方案設計,其主要尺寸如下：定子外徑是240mm,定子內徑是150mm,鐵心軸向長度是140mm,最小氣隙長度是0.5mm,最大氣隙長度是0.75mm。初步設定普通凸極轉子尺寸：D1=15mm,D2=80mm,a=8mm,b=11mm,h1=5mm,h=55mm,w=50mm。之后,在普通凸極轉子尺寸的基礎上對深槽寬度c和深槽深度d進行分析和選取。

本文針對深槽寬度c,從0.5mm開始,每間隔0.5mm依次遞增,到5mm結束,應用最優點參數優化設計方法,得到不同深槽寬度轉子耦合性能數據,如表1所示。

表1 不同深槽寬度轉子耦合性能

由表1可知,隨著深槽寬度的增加,有效諧波占比上升,說明轉子耦合能力趨強,其中深槽寬度c從3.5mm變化到5mm,轉子耦合能力變強幅度較小,再考慮到深槽寬度過大會導致轉子鐵心磁阻較大,因此選取深槽寬度c為4mm。

本文針對深槽深度d,從1mm開始,每間隔2mm依次遞增,到21mm結束,應用最優點參數優化設計方法,得到不同深槽深度轉子耦合性能數據,如表2所示。

表2 不同深槽深度轉子耦合性能

由表2可知,隨著深槽深度的增加,有效諧波占比下降,說明轉子的耦合作用變弱,其中深槽深度d從1mm變化到9mm,變弱幅度較明顯,再考慮轉子結構強度和鐵心磁阻的影響,因此選取深槽深度d為5mm。

4 電機有限元分析

本文基于Ansoft Maxwell針對該船舶軸帶無刷雙饋電機構建有限元分析模型,并進行相應仿真分析,得到了深槽式凸極轉子BDFM的磁力線分布圖,如圖7所示。

圖7 深槽式凸極轉子BDFM磁力線分布

由圖7可知,使用短路導條會促使BDFM磁力線分布更加規則,在功率繞組單獨勵磁或控制繞組單獨勵磁時尤為明顯,能夠有效改善BDFM磁場諧波。

船舶軸帶無刷雙饋電機作為發電機運行時,通常工作于超同步和亞同步兩種運行狀態,本文對這兩種轉速運行狀態進行了仿真分析。由于電機轉速變化會引起功率繞組的電流頻率和電壓發生相應變化,為確保這兩個電磁參數不隨轉速而變,本文針對電機模型的轉速設置和外部激勵進行相應調節[9]。當電機運行于超同步轉速nr=650r/min,將控制繞組頻率設置成fc=15Hz,外部激勵設置成14.5A;當電機運行于亞同步轉速nr=400r/min,將控制繞組頻率設置成fc=10Hz,外部激勵設置成11.0A,仿真結果如圖8所示。

圖8 發電時功率繞組a相電壓

由圖8可知,當電機運行轉速為nr=400r/min時,功率繞組A相線電壓如圖8(a)所示,其頻率為50Hz,幅值約為520V。當電機運行轉速為nr=650r/min時,功率繞組A相線電壓如圖8(b)所示,其頻率為50Hz,幅值約為540V,此兩種運行狀態發出的三相電壓波形穩定,皆可滿足船舶發電需求。

5 樣機測試

樣機試驗原理圖如圖9所示,由一臺轉速范圍250r/min～850r/min的變頻調速電動機作原動機,用于模擬船舶主柴油機驅動軸帶無刷雙饋發電機運行工況。

圖9 樣機試驗原理圖

首先合上K1,給變頻調速電動機通電,使其轉速達到300r/min,再合上K3,利用蓄電池給雙向變頻器通電,使其提供相應頻率的電壓給控制繞組,然后合上K2、K4和K5,使得軸帶電機發出電能提供給船舶電網,經能量回饋單元整流后的電能可以向雙向變頻器供電,此時斷開K3,切除蓄電池支路,整個發電系統即可完成獨立發電功能,樣機對拖試驗臺如圖10所示。樣機測試結果見表3,其表現了不同轉速功率繞組滿負荷運行時,功率繞組電壓和控制繞組電流變化情況。由表3可知,功率端電壓偏差不超過2%,控制繞組電流基本保持不變。

表3 樣機測試結果

圖10 樣機對拖試驗圖

6 結語

本文中的無刷雙饋發電機定子繞組選用3Y/△聯結繞組設計,工藝簡單,且靈活多樣。設計了一款深槽加導條式凸極轉子,并對深槽的深度和寬度進行優化設計,結合有限元分析,探討了無導條和加導條對該凸極轉子磁場調制性能的影響。樣機實驗結果表明,3Y/△聯結繞組配合深槽加導條式凸極轉子,優化了運行諧波分量,加強了磁耦合能力,提高了轉子的磁場調制性能,驗證了設計方法的正確性。