引言

风力发电行业日新月异，尤其是海上风电机组功率已进入10MW+的商业应用时代。近年来，为提高海洋资源利用率和降低开发成本，国内各大主机厂包括金风科技、明阳智能、上海电气等陆续推出20MW+的海上风电机组系统方案，希望通过不断开发更大功率的机组达到降本增效的目的，但此举将对发电机制造、运输、装机吊运、应用维护等方面将带来明显的挑战。因此，对面向海上风电机组应用的发电机转矩密度及重量优化设计是一个重要的研究课题。

针对提升风力发电机转矩密度性能，国内外研究人员进行了大量探索。主要从电机类型、磁极结构、材料应用等方面对发电机转矩密度提升技术开展研究，其中潘忠亮等人提到利用轴向磁通电机的结构特点提升转矩密度和功率密度。有研究指出，在新能源方向，相比于传统表贴式和内置式结构，提出双V或U型转子结构达到提升转矩密度的，研究者提出利用Halbach阵列永磁体的聚磁效应，通过提高气隙磁密，最终实现提高转矩密度提升。房莉等人则提出利用磁齿轮结构，多磁密谐波协同工作提升转矩的方法，最终实现转矩密度大幅度提升。但以上学者未在兆瓦级风力发电机上从永磁游标电机的角度对发电机损耗、温升、结构等性能进行综合分析。

本文以10MW级半直驱永磁发电机转矩密度及性能为研究对象。首先阐述磁场调制技术对发电机转矩密度提升机理，结合磁场调制型永磁游标电机结构特点，对此发电机进行方案设计，通过有限元仿真计算对比此方案和传统内置式结构的优劣势，最终通过计算分析此优化方案在未来提高转矩密度方向中的可行性。

1 磁场调制型永磁游标电机

在气隙磁导谐波影响下，使电机产生与电枢和励磁初始磁密谐波极对数、幅值、频率、相位不同的磁密谐波，这种特殊的电磁现象与调制过程类似，称为电机的“磁场调制”现象。曲荣海老师团队对磁场调制电机做了全面的研究，同意定义为具备“励磁-调制-电枢”3个功能单元，如下图1。

此结构在拓扑结构上具有较高的灵活性，对具备磁场调制效应的电机总体可分为：三单元静止型、调制单元静止型、励磁单元静止型及无单元静止型，均可通过构造不均匀的气隙结构引入气隙磁导谐波，进而发挥磁场调制作用。假设磁场调制电机的调制单元仅为1层，根据磁场调制的原理，电机的极对数需满足以下条件：

式中，为励磁单元极对数，为电枢单元极对数，为调制单元的极对数。

其中永磁游标电机属于调制單元静止型磁场调制电机，该类拓扑结构也被称为磁齿轮永磁电机，此结构调制单元与电枢单元均静止，如果定子齿数和调制单元导磁块数量相同，并将定子结构设计为开口槽结构，使定子齿槽具备磁场调制功能，其调制单元极对数即为定子齿数Z。结构如下图2所示。

按照磁场调制电机气隙磁场模型和电磁转矩模型，可得到如下工作磁密和平均转矩表达式，由此可知此类型电机转矩具有P_r/P_a极比的放大特征。

式中，为工作磁密幅值，为气隙半径，为电枢每相串联匝数，为铁心长度，为绕组系数，为电枢电流。

2 电机方案

本文以28极24槽聚磁式永磁游标发电机为研究对象，其基本结构如图3所示。结合项目设计要求对其进行方案设计，通过有限元计算验证得到发电机初步方案如表1。

额定功率/kW	10500	有效长度/mm	280
额定电压/V	1380	气隙长度/mm	5
额定转速/rpm	450	永磁体厚度/mm	90
功率因数	0.95	永磁体宽度/mm	140
定子外径/mm	2820	极比	1.4
定子内径/mm	2400	每槽导体数	24
槽宽/mm	160	并联支路数	4
槽深/mm	130	并绕根数	4

该电机定子为双层集中绕组，转子采用聚磁式磁钢结构，与spoke转子结构类似，相比于内置结构气隙磁密幅值更高，为更好固定转子磁极和铁心，转子内圈可采用铝合金材质结构，在降低转子重量的同时减小磁极间漏磁，提高磁钢利用率（图3）。结合上述永磁游标电机原理可知，此电机定子电枢单元极对数为10，调制单元极对数为定子齿数24，励磁单元极对数为为14，电机极比为1.4。

3 仿真分析

内置式结构和聚磁式转子结构主要区别在于充磁方向不同，内置式充磁结构为径向充磁，聚磁式永磁游标电机结构为切向+径向充磁，传统结构无调制单元，属于永磁同步电机类。结合此两种结构对其主要性能进行对比分析，包括磁密云图分布、气隙磁密幅值、电压谐波成份及损耗占比等，通过对比分析该结构方案的可靠性。

3.1 电磁计算

对比空载气隙磁密FFT数据（图4），内置式结构气隙磁密基波幅值为0.99T，而聚磁式结构由于其结构特点和磁场调制效应，具有多谐波工作机理，空载气隙磁密磁密基波项（14次）幅值为1.3T，其中调制项（10次）磁密幅值为0.43T，可见此聚磁式游标电机结构能大幅度提高气隙磁密幅值，是提高转矩密度的重要特征。

通过磁密云图对比可评估方案磁路状态是否合理，气隙磁密幅值大小通常作为永磁电机高转矩密度的重要依据，如图5所示。

聚磁式与内置式结构磁密云图相比，由于磁极间聚磁效应明显，此结构对电机定转子齿顶饱和程度较高，其磁密幅值均大于2.0T，内置式通常处于2.0T附近，其余结构部分磁密分布均在合理范围内（图6）。

对比两种结构空载线电压，由于两类结构所配套变流器模块对应机侧电压分别为1200V和1400V，因此空载电压幅值有差异，但从空载电压谐波FFT分析数据后进行THD计算，聚磁式空载电压谐波THD为0.35%，内置式结构电压谐波THD为0.5%，聚磁式结构空载电压波形正弦度有明显提升（图7）。

通过对比以上两种结构损耗数据，其中内置式结构转子磁场为同步旋转磁场，因此转子铁耗和磁钢涡流损耗较低，该结构饱和程度低但定子铁心重量较大，因此定子铁耗明显更高；相比之下，聚磁式结构其工作磁场基频较高且存在多工作谐波机理，其中谐波磁场将引起转子铁耗升高，同时谐波磁场引入的谐波电流将导致磁钢涡流损耗明显增大，并且此结构应用扁铜线其交流铜耗异常大，需采用利兹线削弱谐波此结构对线圈的集肤效应。

3.2 温升计算

图8表示温升计算结构及风路流向图。冷却方式整体采用水夹克+空水冷却器结构，此结构水夹克为机座螺旋水套，用于冷却定子铁心及定子绕组，转子采用空水冷却器进行换热，冷风通过气隙后带走转子铁心与磁钢热量，热量通过电机上冷却器内芯组，由芯组内冷水将热量带走，此方案设计的最高环境温度为40℃，冷却器进水温度为50℃，风量5m³/s。通过温升计算，绕组最高温升为104K，磁钢最高温度为111.4℃，均未超过材料最高耐受温度。

3.3结构计算

对此方案转子冲片强度进行计算，在额定转速下运行，转子冲片最大应力301.77MPa，隔磁桥最大应力292.14MPa，内部凹孔位置最大应力为352.09MPa，均低于冲片材料屈服强度380Mpa，磁钢槽处最大形变为1.167mm，小于该方案结构气隙5mm。因此该聚磁式转子结构强度风险较低。

3.4关键指标对比

通过以上对比计算分析，聚磁式永磁游标电机转矩密度比内置式结构高48%，其空载电压正弦度及绕组交流铜耗优势更加明显，由于其聚磁效应及多工作谐波机理，因此转子铁耗和磁钢涡流损耗明显比内置式结构大。主要性能对比见表2。

发电机结构	内置式	聚磁式
空载电压畸变率/%	0.5	0.35
基波气隙磁密幅值/T	0.99	1.3
定子铁耗/kW	46	32.5
转子铁耗/kW	4.2	11.8
磁钢涡流损耗/kW	3	14.3
交流铜耗/kW	8.5	1.5
转矩密度Nm/kg	10.4	15.4

4结论

本文针对传统内置式半直驱永磁发电机结构无法明显降低大功率发电机体积及重量的问题，以10MW级半直驱永磁发电机展开研究，利用磁场调制机理及永磁游标电机结构特点，提出一种聚磁式永磁结构，通过仿真计算，对比了此结构与内置式结构磁密云图、气隙磁密基波幅值、空载电压正弦度及主要损耗分布情况，最终计算了此结构方案的通风散热及结构强度性能。最终研究表明，此结构对空载电压正弦度及气隙磁密基波幅值有明显提升之外，能大幅度提高发电机转矩密度，同时该结构温升及强度性能也满足设计要求，可为后续大功率风力发电机性能提升提供有效的设计依据。

参考文献：

1. [1] 潘忠亮,赵慧超,暴杰,等.轴向磁通电机控制方法综述[J]. 汽车文摘,2021(06):19-23.
2. [2] 于博学,刘光伟,宋志环,等. 内置式双V型断桥结构永磁同步电机空载电磁性能解析计算[J]. 电机与控制学报,2025,29(05):31-40.
3. [3] 高锋阳,岳文瀚,高建宁,等. 内置U型永磁电机电磁优化及振动噪声抑制[J]. 哈尔滨工业大学学报,2025,57(04):71-83.
4. [4] 何承平. Halbach磁齿轮风力发电机的研究与设计[D]. 江苏大学,2017.
5. [5] 房莉,曲荣海,李大伟. 高转矩密度游标永磁电机拓扑定向构造方法[J]. 中国电机工程学报,2025,45(04):1284-1299.
6. [6] 诸言,刘正蒙,赵文祥,等. 磁场调制电机铁耗计算方法综述[J]. 中国电机工程学报,2025,45(13):5294-5308.
7. [7] 曲荣海,李大伟,赵钰. 磁场调制电机的由来、发展与挑战[J]. 中国电机工程学报,2024,44(18):7361-7381.
8. [8] 曲荣海,李大伟,任翔. 磁场调制电机[M]. 北京：科学出版社，2022.