摘要：近些年来，风力发电凭借其绿色、普遍等优点得到了较快的发展，特别是在沿海山区等电网不能达到的地方，离网型风力发电机的运用给当地的居民解决的用电问题。但是风速的不稳定性给离网型风力发电机的负载带来了冲击，减小了系统的寿命。本文摆脱了传统思想中通过控制电路控制输出功率的方法，尝试通过对电机本体的优化设计来抑制输出功率随转速的上升，从而兼顾系统的复杂程度、成本和可靠性。
关键词： 离网;永磁同步风力发电机;功率限制
0、引言
随着经济和技术的不断发展，进入21 世纪以来，人们对能源的需求日趋增长，而传统的一次性能源，如煤、石油、天然气等不但产生污染，而且面临着枯竭[1]。环境和能源问题已经成为当今人类生存发展所面临的最紧迫的问题。在节约使用现有能源的同时，世界各国正在努力寻求新的主流能源以面对日益严重的能源枯竭和环境污染问题。除了技术相对比较成熟、目前广泛应用的水能和核能(核裂变)以外，风能、生物能等新型能源的利用也渐渐受到人们的重视。
中国幅员辽阔，海岸线长，风能资源丰富。其中东南沿海及其附近岛屿地区风能资源丰富，新疆北部、内蒙古、甘肃北部也是我国风能资源丰富的地区，黑龙江、吉林东部、河北北部及辽东半岛的风能资源也较好，青藏高原北部风能也比较丰富，但由于青藏高原海拔高，空气密度小，所以有效风能密度较低。结合国内外机构组织对中国风能资源的普查结果及2006 年气象中心对我国风能资源的评价，我国陆上风能技术可开发量6 亿～10 亿千瓦，加上近海区域总量有7 亿～12 亿千瓦，储藏量十分丰富[2]。除能源储存量丰富的原因之外，结合我国特殊国情，我国同其他国家相比较发展风力发电更具有紧迫性和必要性。我国人口众多，人口分布面积广，电网难以完全覆盖。据统计，到2005 年我国还有700 万户，2800 万人没有用上电[3]。而这些人大部分居住在西部的山区、农牧区和沿海岛屿上，解决这些人的生活用电问题迫在眉睫。
前述 700 万没有用上电的家庭主要分散分布在中国西部省份的边远地区，以及东部沿海的一些岛屿上，通过常规电网延伸办法为这些远距离、低负荷的用户供电成本很大，收益却很小。况且这些人口大部分的经济能力较差，需要向他们提供廉价的能源。这一切都能通过离网型风力发电良好结解决。
本文在研究户用型的小功率直驱式永磁同步风力发电机的基础上，研究发电机工作时磁场的分布情况，理论分析找出了在临界速度以上使风力发电机保证恒功率输出特性的设计方法，并将理论付诸于实践，验证理论的正确性。
1、传统的功率控制思想及本课题的思想
直驱式永磁同步发电机的转轴直接与风轮相连，其转速完全取决于风轮转速，当风轮转速变化时，必定引起发电机的电压和输出功率的波动，特别是当转速超过额定转速继续升高到一个较高的水平时，将会对发电机本身和蓄电池负载造成一定的损害。所以永磁同步风力发电机的功率控制问题一直是一个热门问题，国内外很多学者都对此控制方法进行过研究，并取得了一定的成果。
当风速超过额定转速并不断升高时，传统的抑制输出功率及电压上升的方法主要有如下两种：
(1)当风速升高时，通过风机系统的特殊设计来抑制功率上升。一种思路叫做定桨距控制，这种思路中桨叶与轮毅刚性连接，桨距角保持不变。随着风速增加，攻角增大，桨翼变形，造成叶片失速，限制了功率增加。这种方式没有功率反馈系统和变桨距执行机构，整机结构简单、部件少、造价低，具有较高的安全系数。但这种控制方式依赖于叶片独特的翼型结构，叶片结构复杂，失速动态特性不易控制。另一种思路叫做变桨距控制，风轮上添加了桨距变动机构，当风速升高时，此机构发挥作用，增大风机桨矩角，使得叶片攻角减小以降低风能捕获。这种方式是根据风叶转速的反馈加以控制的，所以控制准确，效果好。但是，由于变桨距执行机构多采用液压传动或电动伺服机构，故执行速度较慢。而且，增加的桨矩执行和控制机构增大了整个系统的成本，降低了可靠性。也有人提出将两种思路组合构成主动失速控制，这里不再赘述。
(2)当风速升高时，通过改变发电机定子电流来抑制功率上升。随着转速增加，当发电机端电压或输出功率达到限制时，保持交轴电流不变，适当的增大直轴的去磁分量，通过弱磁控制发电机的输出功率和输出电压。
通过对以上两种方法的分析，我们看到了一个共性，就是无论哪种方法都需要在风电系统中加入额外的控制或者执行机构，这增加了系统的成本和复杂性，降低了可靠性。本文试图通过永磁同步风力发电机本身的高磁密优化设计，增加电机工作的饱和度，从而实现在直驱式风力发电机转速升高时限制输出功率和电压和上升。
2、限制功率
随转速上升的方案及原理众所周知，在空载情况下，永磁体产生的磁通会根据电机的磁路结构均匀的分布在电机内部。而在负载情况下，由于负载电流的存在，电枢磁势沿电枢表面的分布，在中心线x=0处，电枢磁势为零，随着x 的增加，电枢磁势F = xA(A为电机的线负荷)也正比例增大(不是严格的线性)，电枢磁势的最大值位于x = ±τ 2处(τ 为极距)，此时m 2 F A τ= 。图中所示的原点右侧电枢磁势起增磁作用，左侧起去磁作用，最大的增磁与去磁磁势分别作用于x = ±b 2处，其磁势为12F = bA，b 为极弧计算宽度。若电机处于线性状态，则增磁作用与去磁作用彼此相互抵消。但是实际上电机中存在饱和现象，电枢磁势起增磁作用的一侧，其饱和度就更趋严重，使磁通不易增加。而去磁侧的磁通却相应减少，这就造成电枢磁势的增磁和去磁不平衡。在计及饱和现象时，电枢反应会使永磁体极面下的磁通有所减少，这也是去磁作产生的原因，它将影响永磁磁极的磁化状态和工作点，而去磁作用越强，这种影响就愈加强烈[5]。
现在结合永磁磁极的空载与负载工作点来说明。图2 中，MN 线是钕铁硼永磁材料的退磁曲线，由材料的特性得出，曲线OG 是电机空载磁化曲线，可由电机的磁路计算给出。空载磁化曲线OG 与MN 交点e 即为磁极的'空载工作点，OH 为空载励磁磁势。在气隙均匀分布条件下，可认为整个磁极都近似工作在相同的空载工作点上。略去齿槽效应，在整个极弧计算宽度下，气隙磁密均匀分布，其值为0 Bδ 。沿轴向单位长度的每极磁通可以认为等于0 B b δ δ × (bδ 为永磁体宽度)。
为了讨论负载工作点，将磁极极身沿x 方向划分为无穷多个单元，各单元在x 方向上表现为一个点。将图2 中的空载磁化曲线OG 沿横轴F 向左右分别连续平移12F b A δ = 的距离，平移过程OG 与MN 线相交成一串连续的点，其轨迹为e1-e- e2，这些交点便是磁极各点的负载工作点，其中e2 对应于增磁侧磁极边缘的工作点，而e1 对应于去磁侧磁极边缘工作点。由此可见发电机在负载情况下永磁磁极各点的工作点是不同的，各点的气隙磁密也就随之不等。增磁侧磁极边缘的气隙磁密为2 Bδ ，而去磁侧磁极边缘的磁密为1 Bδ ， 0 Bδ 对应于磁极中心点的值，该点保持了空载磁密值。2 Bδ 、1 Bδ 、0 Bδ 的连接线表示了负载时极面下各点气隙磁密分布图(此处略去齿槽效应)。由于电机饱和现象的存在，增磁侧磁密的增加少于去磁侧磁密的减小，于是引起每极磁通量的减少。为了方便研究，我们把负载时的气隙磁密进行平均等效，即认为极面下各点的气隙磁密值可看为均匀分布，其值将较空载时的0 Bδ 减少B于是可以得到减少了ΔB的平均气隙磁密所对应的负载工作点e3，向左平移OG，使之与MN 线交于e3 点，如图中Oe3 所示。则OG 线平移的距离F= Δ 即为直轴电枢反应去磁磁势。本文通过电机的磁密设计，增大电机的饱和程度，使得当转速升高时，最大限度限制增磁侧的增磁作用，也就是通过限制增磁作用增大ΔΦ 的值，从而限制电压上升，达到限制功率上升的目的。
3、限制功率随转速上升方案的实现
前面两节我们已经知道了永磁同步风力发电机静态时的磁场分布规律和动态时的磁场变化规律，并拟出了一套限制输出功率随转速上升的方案，此方案是建立在我们对电机内部的磁场分布有准确的了解的基础上的，所以必须先设计出发电机模型，并了解其内部磁场分布。
3.1 发电机初步模型的形成
第二章中，我们已经把风力发电机的主要结构、极槽配合和材料选定，永磁路发设计出电机的初步模型，并将模型导入maxwell2D 仿真，并继续优化，使得发电机的仿格真指标相对严的与给出的设计指标一致。
离网型永磁同步风力发负载是通过不可控桥式整流电路连接的24V 蓄电池，三相不可控整流电路一次侧和二次侧的电压关系。Ud = 2.34U (3-1)式中：Ud 是直流侧的输出电压;U 是发电机一相的输出电压。
由上式可知，永磁同步发电机的输出相电压应略高于10.3V。国标GB T 10760 规定，风力发电机应满足在65%额定转速下，发电机的空载电压应不低于额定电压。根据这一设计原则初步形成电机模型，并结合其负载情况加以改善，最终得到相对合理的模型。图3是经maxwell 2D 仿真得到的65%额定转速下的空载反电势波形。从图中可以看出其峰值是14V 左右，满足设计指标。
由于实际蓄电池的等效内阻不是固定值，引起其变化的因素很多，很难摸清具体变化规律，仿真中用一固定电阻代替。实际上国标规定风力发电机特性的测定都是在负载为电阻的情况下测得的，电阻阻值的大小为使发电机输出电压高于蓄电池标准电压2V 时的阻值。这就意味着给定发电机额定功率和所带蓄电池负载后便可以确定直流侧的额定电阻值。于是向永磁同步风力发电机输出侧添加负载电路如图4 所示。计算得出其输出功率为409W，满足设计指标。
3.2 模型优化及其效果
因为电机的输出功率是一个涉及变量比较多的参数，为了保证优化前后模型的可比性，需要规定几个优化原则：
(1)优化前后应该保证两模型的输出电压、输出功率、槽满率等参数基本一致