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1、2010.7，4卷，第7号（串行32号）能源与动力工程学报英文刊名，1934-8975，美国Influence of Design Parameters on cogging Torque inDirectly Driven Permanent Magnet Synchronous WindGenerators影响设计参数对齿槽扭矩直驱永磁同步风力发电机Q.L.Deng1，S.D Huang和F.Xiao21.电气与信息工程学院，湖南大学，长沙x10082，中国2.电子与信息工程系，湖南工程学院，Xiangtan411101，中国收到：2010年2月28/接受：2010年4月14日/出版：20
2、10年7月31日摘要：为了降低齿槽转矩。本文研究的影响，一些参数对齿槽转矩由直驱永磁同步风力发电机。基于剩余磁通密度，其齿槽转矩的计算采用有限元方法。结果表明，许多参数影响齿槽转矩和槽极数组合有重大影响齿槽转矩。一个简单的因素，介绍了显示效果该槽极数组合。一些实践经验降低齿槽转矩应用于2兆瓦的三阶段永磁同步发电机在额定转速37.5转风能转换。仿真和实验结果验证效果的方法。关键词：齿槽转矩，永磁，同步发电机，电机设计1. 简介在传统的风力发电系统中的风力机必须连接到发电机的变速箱。变速箱的存在将遭受机械故障和噪声。在风能转换系统中为了避免定期维护和补充损失的变速箱，低速直驱永磁同步发电机使用 1
3、 , 2。不幸的是，由于磁场结构的空间周期，在某些情况下齿槽转矩可能会出现。齿槽转矩可导致机械共振，振动，噪声，和损坏传动部件 3。在风力发电系统中可以通过提高接入风力发电机的速度，从而降低系统的效率。考虑到获得动力取决于第三个风力涡轮速度，也就是齿槽转矩，还应该适当的设计成1.5% - 2.5%的额定转矩 4。永磁电机的电磁性能是高度依赖于每极槽数的数量和相位，磁体的形状，定子槽和槽开放和倾斜角度，以及设计特点等辅助齿和槽5。在本文中降低齿槽转矩的一些实践经验将主要是基于2兆瓦的三相永磁同步能量转换的风力发电机。影响的槽极数组合对齿槽转矩的影响，及其与其他各种设计参数以及设计特点等辅助齿和槽
4、的考虑。2.转矩的理论依据和齿槽转矩分析表面式永磁同步发电机的几何形状的是本文讨论的重点。众所周知，齿槽转矩的产生是通过互动重组和有槽电枢相互的结果之间产生的。这是由于能量的变化在一个没有电流机器里的绕组里。由于能量的变化在空气和互动重组和相比是微不足道的，静磁能量可以给出如下：因此，齿槽转矩可以表示为 9：其中，B(,), G(), V，,，和 是气隙磁通密度，相对于气隙磁导函数，与气隙的渗透和转子的旋转角度有关，永磁同步和定子半径与许多有效长度有关。在这里，永磁同步的通透性是被认为和空气一样的。由于永久机的互动重组和插槽均匀，B和 G()能近似的使用傅里叶系数：其中， 和分别为插槽的数量，
5、互动重组和相应的傅里叶系数。用均衡器。（3）和（4）式（2），利用没有正交性的功能，齿槽扭矩可以有下面的形式表达： 是槽极数和齿极数 和之间的最小公倍数，对应着相应的傅里叶系数，齿槽转矩可以减少控制, 和基本周期。因此，各种设计技术进行了重点控制和谐波成分的气隙磁导函数的平方和磁通密度函数。3.槽数和极数组合的选择从式（5）可以发现，齿槽转矩的频率与最小公倍有关。图1-3表明齿槽扭矩波形对应不同极数和槽数结合在两个齿之间。对于一个风机有一个整数槽数的2倍极交替的齿槽扭矩和经验2周期性转动时通过齿两个齿。例如，一风u机180槽和90极的齿槽扭矩，扭矩（见图1）是非常大的，但采用分数槽数可以减少齿
6、槽扭矩。当极数改为96或160的齿槽扭矩时，可以降低扭矩。价值的减少取决于的大小。例如，当磁铁极弧系数极间距”=0.8 和其他配置参数的比率是一样的扭矩时，扭矩在2=90是足够高达4323218，占80%以上的额定转矩。齿槽扭矩2p=120是179970，占24%以上的额定转矩。而齿槽扭矩在2p=96是179.2478，只占不到0.1%的额定转矩。当“=0.75，=90的齿槽转矩时也高达414693。齿槽扭矩2p=120是132273的，而齿槽扭矩在2p=96时只有63.458。我们可以发现，较大数量的周期齿槽扭矩，较小的规模的齿槽扭矩。一些数目在一个牙齿的最小整数使是一个整数。它可以表示为：
7、我们可以发现，GCD(， )是较大的周期齿槽扭矩，其中，槽数的最大公约数是极数最大公约数。 在一个牙齿的最小整数使成为整数。它可以表示为： 这样可以选择合适的组合之间的极数和槽数有效的降低齿槽转矩。 一般而言，较大的最小公倍数，和较小的槽数、极数，可以小幅度减小齿槽转矩。以帮助选择、，引入表示影响槽极数组合，适合齿槽转矩有关，在那里：较大的因子与齿槽扭矩之间的关系。 由于高磁极数直接驱动的永磁同步发电机分数槽/极点配置，必须使用。这也将减少扭矩的衣服。每极槽数和相位的范围是0.25到0.5。在这种情况下的相位线圈所谓齿集中双层线圈。不幸的是，这些绕组有相对较低的基本绕组因数和重要的谐波含量，会
8、造成额外的加热，额外的损失和振动。优化的电力系统，可以分析和仔细选择的组合之间的槽极数。4.齿和槽的辅助使用气隙磁导函数可以有效地控制槽齿面。具有适当深度的凹槽，他们可以像插槽数量的增加，插槽适当增加有效的能提高，价值的减少，从而可以减小齿槽转矩。5.最佳磁铁极弧众所周知，磁铁极弧系数极间距的比率对齿槽扭矩有重大影响，和最佳的比例存在最小齿槽扭矩。磁铁的边缘可以影响扭矩以及齿槽。一般来说，倒角磁铁的可以降低齿槽扭矩。变化的峰值扭矩和极弧间距齿槽比在不同的极槽数组合（=180 /160等和=180 /96）如图4所示，假定其他机设计参数不同的槽极数组合保持恒定。可以看出，齿槽转矩随比极弧到极间距
9、和有一个最佳值，而槽极数组合起着主导作用，在确定的齿槽转矩和影响选择最优值1。最佳比例的极弧，极间距最小的基本组成部分，齿槽转矩，任意组合的极槽数，是： 在那里，N=在实践中，然而，由于边缘效应的磁通量的插槽，最佳值应略有增加一个小因素，即, i.e., 在通常范围从0.01至0.03取决于气隙长度。显然，为了最大限度地提高气隙磁通，从而激励力矩，最佳比例的磁铁极弧系数极间距应尽可能高。因此，在实践中，=1，i.e, =+,通常是首选的价值。式（9）表明，最佳比例的磁铁极弧系数极间距取决于槽极数组合。明显地，价值较大的N=, 例，然后更大的是一些可能的最佳比例间距极弧系数。如前所述，一般， 较
10、大的最小公倍数，和较小的槽数、极数，将小幅度的减小齿槽扭矩。例如，机械的=180 /96和180/ 160=，它们的最小公倍数等于1440，而齿槽扭矩较小的杆数较小，相应因其低。当然，选择槽极数组合和比例间距磁铁极弧，还取决于其他因素，如相电势波形，而选择比例的磁铁极弧，极间距也取决于机器的拓扑。6. 倾斜 众所周知，无论是磁铁或倾斜的牙齿可以减少层次的齿槽扭矩。如果定子或转子是扭曲的，气隙磁导函数或磁通密度函数将成为一个轴向方向的函数， (,z)和(,z)和是否能够表示如下的倾斜角度为：由式（10），（11）和式（2）的齿槽转矩可以表示为以下形式：式（12）表明，齿槽转矩与无关，与齿槽转矩整
11、数倍的倾斜角的显示的关联。虽然这是常见的做法，通过一个斜插槽间距，式（13）表明，这并非总是必要的，因为齿槽转矩的基本和谐波顺序是整数的最小公约数只要：其中是偏斜系数和可写为： 对于一台机器有一个每极槽数的小数，一些最佳倾斜角可能会存在，这不止关系到槽间距，而实际情况的比例取决于,i.e,如果倾斜角仅限于小于一个槽间距，从而消除了涂层的最佳倾斜力矩：例如，对于=180 /90，唯一的最佳倾斜是一个槽间距，=1, i.e., =1. 但是=180/120,，最佳偏移可以是一个槽间距或半槽间距，因为=2，即0.5或1，= =。=180 /96一样，有八种可能的最优值的偏差， =2, i.e., =
12、0.5 或者=1 .而由于=180/96,这是图5所示，这表明影响的倾斜幅度的齿槽转矩。它可以从已知的公式（15）和图5，还取决于槽极数组合和齿槽转矩降低最快时，“SK是从0增加到0.15。而齿槽扭矩，在理论上，可以通过倾斜槽消除。在实践中，定子和转子可能有不同的轴向长度，并采用倾斜使得风机更加困难难是由于有效宽度的槽开口略有降低。此外，在风机上采用非重叠绕组，每极槽数往往是小数或分数，使倾斜槽槽间距更小。 理论上，倾斜磁体一般是不切实际的，由于磁铁的形状而变得太复杂。一个比较实用的方法是斜磁化的磁铁在一个适当的使用脉冲充磁夹具。更常见的方法是将磁铁环轴向，虽然剩余齿槽扭矩可能仍然存在。7.结
13、论从上面的讨论我们可以得出如下结论：（1）基本秩序的齿槽转矩波形等于最小公倍数。抑制齿槽转矩的永磁电机，适当匹配的极数槽应选择，尽可能的提高。（2）虽然齿槽转矩随比磁铁极弧的间距，这主要取决于适当的组合数之间的槽数和极数的范围内的最佳极弧系数。所以齿槽扭矩可以在很大程度上是减小，选择合适的匹配的槽极数组合与最优极弧系数。（3）是一个证实齿槽扭矩的好处是便于用替代组合极槽数子来评估的优点，其主要影响的是齿槽扭矩。（4）虽然各种齿槽转矩最小化技术是可行的，但还是有一些缺点和困难。例如，无论是倾斜的叠片定子或转子磁铁，是很难实现批量生产，并增加漏感和降低平均输出扭矩。一些实践经验可以降低齿槽转矩应用
14、于2兆瓦额定速度37.5转的三相永磁同步发电机的风能转换。从分析可知，96杆和180个插槽是建机。仿真结果是很好的协议与实验测试结果。参考文献：1 M. Popescu, M.V. Cistelecan, L. Melcescu, M. Covrig, Low speed directly driven permanent magnet synchronous generator for wind turbine energy application, IEEE Transactions on Industry Application 4 (5) (2007) 784-788. 2 E. Sp
15、ooner, 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. 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 generator, IEEE Transacti
