1、Influence of Design Parameters on cogging Torque inDirectly Driven Permanent Magnet Synchronous WindGenerators影響設(shè)計參數(shù)對齒槽扭矩直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機 摘要：為了降低齒槽轉(zhuǎn)矩。本文研究的影響，一些參數(shù)對齒槽轉(zhuǎn)矩由直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機?；谑Ｓ啻磐芏?，其齒槽轉(zhuǎn)矩的計算采用有限元方法。結(jié)果表明，許多參數(shù)影響齒槽轉(zhuǎn)矩和槽極數(shù)組合有重大影響齒槽轉(zhuǎn)矩。一個簡單的因素，介紹了顯示效果該槽極數(shù)組合。一些實踐經(jīng)驗降低齒槽轉(zhuǎn)矩應(yīng)用于2兆瓦的三階段永磁同步發(fā)電機在額定轉(zhuǎn)速37.5轉(zhuǎn)風(fēng)能轉(zhuǎn)換。仿真和

2、實驗結(jié)果驗證效果的方法。關(guān)鍵詞：齒槽轉(zhuǎn)矩，永磁，同步發(fā)電機，電機設(shè)計1. 簡介在傳統(tǒng)的風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中的風(fēng)力機必須連接到發(fā)電機的變速箱。變速箱的存在將遭受機械故障和噪聲。在風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中為了避免定期維護和補充損失的變速箱，低速直驅(qū)永磁同步發(fā)電機使用 1 , 2。不幸的是，由于磁場結(jié)構(gòu)的空間周期，在某些情況下齒槽轉(zhuǎn)矩可能會出現(xiàn)。齒槽轉(zhuǎn)矩可導(dǎo)致機械共振，振動，噪聲，和損壞傳動部件 3。在風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中可以通過提高接入風(fēng)力發(fā)電機的速度，從而降低系統(tǒng)的效率。考慮到獲得動力取決于第三個風(fēng)力渦輪速度，也就是齒槽轉(zhuǎn)矩，還應(yīng)該適當(dāng)?shù)脑O(shè)計成1.5% - 2.5%的額定轉(zhuǎn)矩 4。永磁電機的電磁性能是高度依賴于每極槽

3、數(shù)的數(shù)量和相位，磁體的形狀，定子槽和槽開放和傾斜角度，以及設(shè)計特點等輔助齒和槽5。在本文中降低齒槽轉(zhuǎn)矩的一些實踐經(jīng)驗將主要是基于2兆瓦的三相永磁同步能量轉(zhuǎn)換的風(fēng)力發(fā)電機。影響的槽極數(shù)組合對齒槽轉(zhuǎn)矩的影響，及其與其他各種設(shè)計參數(shù)以及設(shè)計特點等輔助齒和槽的考慮。2.轉(zhuǎn)矩的理論依據(jù)和齒槽轉(zhuǎn)矩分析表面式永磁同步發(fā)電機的幾何形狀的是本文討論的重點。眾所周知，齒槽轉(zhuǎn)矩的產(chǎn)生是通過互動重組和有槽電樞相互的結(jié)果之間產(chǎn)生的。這是由于能量的變化在一個沒有電流機器里的繞組里。由于能量的變化在空氣和互動重組和相比是微不足道的，靜磁能量可以給出如下：因此，齒槽轉(zhuǎn)矩可以表示為 9：其中，B(,), G(), V，,，和

4、是氣隙磁通密度，相對于氣隙磁導(dǎo)函數(shù)，與氣隙的滲透和轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)角度有關(guān)，永磁同步和定子半徑與許多有效長度有關(guān)。在這里，永磁同步的通透性是被認為和空氣一樣的。由于永久機的互動重組和插槽均勻，B和 G()能近似的使用傅里葉系數(shù)：其中， 和分別為插槽的數(shù)量，互動重組和相應(yīng)的傅里葉系數(shù)。用均衡器。（3）和（4）式（2），利用沒有正交性的功能，齒槽扭矩可以有下面的形式表達： 是槽極數(shù)和齒極數(shù) 和之間的最小公倍數(shù)，對應(yīng)著相應(yīng)的傅里葉系數(shù)，齒槽轉(zhuǎn)矩可以減少控制, 和基本周期。因此，各種設(shè)計技術(shù)進行了重點控制和諧波成分的氣隙磁導(dǎo)函數(shù)的平方和磁通密度函數(shù)。3.槽數(shù)和極數(shù)組合的選擇從式（5）可以發(fā)現(xiàn)，齒槽轉(zhuǎn)矩的頻率

5、與最小公倍有關(guān)。圖1-3表明齒槽扭矩波形對應(yīng)不同極數(shù)和槽數(shù)結(jié)合在兩個齒之間。對于一個風(fēng)機有一個整數(shù)槽數(shù)的2倍極交替的齒槽扭矩和經(jīng)驗2周期性轉(zhuǎn)動時通過齒兩個齒。例如，一風(fēng)u機180槽和90極的齒槽扭矩，扭矩（見圖1）是非常大的，但采用分數(shù)槽數(shù)可以減少齒槽扭矩。當(dāng)極數(shù)改為96或160的齒槽扭矩時，可以降低扭矩。價值的減少取決于的大小。例如，當(dāng)磁鐵極弧系數(shù)極間距”=0.8 和其他配置參數(shù)的比率是一樣的扭矩時，扭矩在2=90是足夠高達4323218，占80%以上的額定轉(zhuǎn)矩。齒槽扭矩2p=120是179970，占24%以上的額定轉(zhuǎn)矩。而齒槽扭矩在2p=96是179.2478，只占不到0.1%的額定轉(zhuǎn)矩。

6、當(dāng)“=0.75，=90的齒槽轉(zhuǎn)矩時也高達414693。齒槽扭矩2p=120是132273的，而齒槽扭矩在2p=96時只有63.458。我們可以發(fā)現(xiàn)，較大數(shù)量的周期齒槽扭矩，較小的規(guī)模的齒槽扭矩。一些數(shù)目在一個牙齒的最小整數(shù)使是一個整數(shù)。它可以表示為：我們可以發(fā)現(xiàn)，GCD(， )是較大的周期齒槽扭矩，其中，槽數(shù)的最大公約數(shù)是極數(shù)最大公約數(shù)。 在一個牙齒的最小整數(shù)使成為整數(shù)。它可以表示為： 這樣可以選擇合適的組合之間的極數(shù)和槽數(shù)有效的降低齒槽轉(zhuǎn)矩。 一般而言，較大的最小公倍數(shù)，和較小的槽數(shù)、極數(shù)，可以小幅度減小齒槽轉(zhuǎn)矩。以幫助選擇、，引入表示影響槽極數(shù)組合，適合齒槽轉(zhuǎn)矩有關(guān)，在那里：較大的因子與齒

7、槽扭矩之間的關(guān)系。 由于高磁極數(shù)直接驅(qū)動的永磁同步發(fā)電機分數(shù)槽/極點配置，必須使用。這也將減少扭矩的衣服。每極槽數(shù)和相位的范圍是0.25到0.5。在這種情況下的相位線圈所謂齒集中雙層線圈。不幸的是，這些繞組有相對較低的基本繞組因數(shù)和重要的諧波含量，會造成額外的加熱，額外的損失和振動。優(yōu)化的電力系統(tǒng)，可以分析和仔細選擇的組合之間的槽極數(shù)。4.齒和槽的輔助使用氣隙磁導(dǎo)函數(shù)可以有效地控制槽齒面。具有適當(dāng)深度的凹槽，他們可以像插槽數(shù)量的增加，插槽適當(dāng)增加有效的能提高，價值的減少，從而可以減小齒槽轉(zhuǎn)矩。5.最佳磁鐵極弧眾所周知，磁鐵極弧系數(shù)極間距的比率對齒槽扭矩有重大影響，和最佳的比例存在最小齒槽扭矩。

8、磁鐵的邊緣可以影響扭矩以及齒槽。一般來說，倒角磁鐵的可以降低齒槽扭矩。變化的峰值扭矩和極弧間距齒槽比在不同的極槽數(shù)組合（=180 /160等和=180 /96）如圖4所示，假定其他機設(shè)計參數(shù)不同的槽極數(shù)組合保持恒定?？梢钥闯觯X槽轉(zhuǎn)矩隨比極弧到極間距和有一個最佳值，而槽極數(shù)組合起著主導(dǎo)作用，在確定的齒槽轉(zhuǎn)矩和影響選擇最優(yōu)值1。最佳比例的極弧，極間距最小的基本組成部分，齒槽轉(zhuǎn)矩，任意組合的極槽數(shù)，是： 在那里，N=在實踐中，然而，由于邊緣效應(yīng)的磁通量的插槽，最佳值應(yīng)略有增加一個小因素，即, i.e., 在通常范圍從0.01至0.03取決于氣隙長度。顯然，為了最大限度地提高氣隙磁通，從而激勵力矩，

9、最佳比例的磁鐵極弧系數(shù)極間距應(yīng)盡可能高。因此，在實踐中，=1，i.e, =+,通常是首選的價值。式（9）表明，最佳比例的磁鐵極弧系數(shù)極間距取決于槽極數(shù)組合。明顯地，價值較大的N=, 例，然后更大的是一些可能的最佳比例間距極弧系數(shù)。如前所述，一般， 較大的最小公倍數(shù)，和較小的槽數(shù)、極數(shù)，將小幅度的減小齒槽扭矩。例如，機械的=180 /96和180/ 160=，它們的最小公倍數(shù)等于1440，而齒槽扭矩較小的桿數(shù)較小，相應(yīng)因其低。當(dāng)然，選擇槽極數(shù)組合和比例間距磁鐵極弧，還取決于其他因素，如相電勢波形，而選擇比例的磁鐵極弧，極間距也取決于機器的拓撲。6. 傾斜 眾所周知，無論是磁鐵或傾斜的牙齒可以減少

10、層次的齒槽扭矩。如果定子或轉(zhuǎn)子是扭曲的，氣隙磁導(dǎo)函數(shù)或磁通密度函數(shù)將成為一個軸向方向的函數(shù)， (,z)和(,z)和是否能夠表示如下的傾斜角度為：由式（10），（11）和式（2）的齒槽轉(zhuǎn)矩可以表示為以下形式：式（12）表明，齒槽轉(zhuǎn)矩與無關(guān)，與齒槽轉(zhuǎn)矩整數(shù)倍的傾斜角的顯示的關(guān)聯(lián)。雖然這是常見的做法，通過一個斜插槽間距，式（13）表明，這并非總是必要的，因為齒槽轉(zhuǎn)矩的基本和諧波順序是整數(shù)的最小公約數(shù)只要：其中是偏斜系數(shù)和可寫為： 對于一臺機器有一個每極槽數(shù)的小數(shù)，一些最佳傾斜角可能會存在，這不止關(guān)系到槽間距，而實際情況的比例取決于,i.e,如果傾斜角僅限于小于一個槽間距，從而消除了涂層的最佳傾斜力矩

11、：例如，對于=180 /90，唯一的最佳傾斜是一個槽間距，=1, i.e., =1. 但是=180/120,，最佳偏移可以是一個槽間距或半槽間距，因為=2，即0.5或1，= =。=180 /96一樣，有八種可能的最優(yōu)值的偏差， =2, i.e., =0.5 或者=1 .而由于=180/96,這是圖5所示，這表明影響的傾斜幅度的齒槽轉(zhuǎn)矩。它可以從已知的公式（15）和圖5，還取決于槽極數(shù)組合和齒槽轉(zhuǎn)矩降低最快時，“SK是從0增加到0.15。而齒槽扭矩，在理論上，可以通過傾斜槽消除。在實踐中，定子和轉(zhuǎn)子可能有不同的軸向長度，并采用傾斜使得風(fēng)機更加困難難是由于有效寬度的槽開口略有降低。此外，在風(fēng)機上采

12、用非重疊繞組，每極槽數(shù)往往是小數(shù)或分數(shù)，使傾斜槽槽間距更小。 理論上，傾斜磁體一般是不切實際的，由于磁鐵的形狀而變得太復(fù)雜。一個比較實用的方法是斜磁化的磁鐵在一個適當(dāng)?shù)氖褂妹}沖充磁夾具。更常見的方法是將磁鐵環(huán)軸向，雖然剩余齒槽扭矩可能仍然存在。7.結(jié)論從上面的討論我們可以得出如下結(jié)論：（1）基本秩序的齒槽轉(zhuǎn)矩波形等于最小公倍數(shù)。抑制齒槽轉(zhuǎn)矩的永磁電機，適當(dāng)匹配的極數(shù)槽應(yīng)選擇，盡可能的提高。（2）雖然齒槽轉(zhuǎn)矩隨比磁鐵極弧的間距，這主要取決于適當(dāng)?shù)慕M合數(shù)之間的槽數(shù)和極數(shù)的范圍內(nèi)的最佳極弧系數(shù)。所以齒槽扭矩可以在很大程度上是減小，選擇合適的匹配的槽極數(shù)組合與最優(yōu)極弧系數(shù)。（3）是一個證實齒槽扭矩的好

13、處是便于用替代組合極槽數(shù)子來評估的優(yōu)點，其主要影響的是齒槽扭矩。（4）雖然各種齒槽轉(zhuǎn)矩最小化技術(shù)是可行的，但還是有一些缺點和困難。例如，無論是傾斜的疊片定子或轉(zhuǎn)子磁鐵，是很難實現(xiàn)批量生產(chǎn)，并增加漏感和降低平均輸出扭矩。一些實踐經(jīng)驗可以降低齒槽轉(zhuǎn)矩應(yīng)用于2兆瓦額定速度37.5轉(zhuǎn)的三相永磁同步發(fā)電機的風(fēng)能轉(zhuǎn)換。從分析可知，96桿和180個插槽是建機。仿真結(jié)果是很好的協(xié)議與實驗測試結(jié)果。參考文獻：1 M. Popescu, M.V. Cistelecan, L. Melcescu, M. Covrig, Low speed directly driven permanent magnet synch

14、ronous generator for wind turbine energy application, IEEE Transactions on Industry Application 4 (5) (2007) 784-788. 2 E. Spooner, A.C. Williamson, Direct coupled permanent magnet generator for .vind turbine application, IEE Proc-Electric. Power Appl. 143 (1) (1996) 1-8. S.M. Hwang, J.B. Eom, Y.H.

15、Jung, Various design techniques to reduce togging torque by controlling energy variation in permanent magnet motors, IEEE Transactions on Magnetics 37 (4) (2001)2806-2809.4 M.V. Cistelecan, M. Popescu, M. Popescu, Study of the number slots/pole combinations for low speed permanent magnet synchronous

16、 generator, IEEE Transactions on Magnetics 36 (5) (2007) 1616-1620.5 Z.Q. Zhu, D. Howe, Influence of design parameters on cogging torque in permanent magnet machines, IEEE Transaction on Energy Conversion 15 (4) (2000) 407-412.6 C. Studer, A. Keyhani, T. Sebastian, Study of cogging torque in permane

17、nt magnet machines, in: IEEE IAS Annual Meeting, New Orleans, Louisians, USA, 4-9 Oct 1997, pp. 42-49.7 Z.Q. Zhu, D. Howe, Synthesis of cogging-torque waveform from analysis of a single stator slot, IEEE Transactions on Industry Application 42 (3) (2006) 125一130.8 Y.B. Yang, X.H. Wang, R. Zhang, The optimization of pole arc coefficient to reduce cogging torque in surface-mounted permanent magnet motors, IEEE Transactions on Magnetics 42