摘要 在传统的大型永磁电机磁极制造过程中，采用的“先充磁后组装”预充磁技术存在生产效率低、安全风险大等问题。为此，该文提出一种大型永磁风力发电机整体充磁技术，将传统的“先充磁后组装”改为“先组装后充磁”，有效地提高了装配精度、生产效率和安全性。首先通过研究N46SH钕铁硼永磁材料在多角度外磁场中的磁化及退磁行为，获得其在不同磁场方向下的饱和磁化判据；然后针对MW级直驱和半直驱风力发电机结构，提出其整体充磁系统中充磁线圈的设计方法，重点阐述充磁线圈的电-磁-热-力分析；最后以在2.5 MW直驱和20 MW半直驱风力发电机的整体充磁应用为例，研制了充磁线圈及其冷却系统、充磁电源、旋转推进系统和测量控制系统，成功应用于湘电和中车等企业的MW级系列永磁风力发电机的制造与维护，该文设计方法的可靠性得到有效验证。
关键词：整体充磁 永磁电机 脉冲磁场 磁特性 有限元法
随着风力发电机朝着单机大型化的方向发展，直驱式永磁发电机和半直驱式永磁发电机已成为当前风力发电领域的主要发展趋势[1]。在永磁电机中，永磁磁极作为磁动力源，其磁性质量对永磁电机的性能起着决定性的作用。
目前，大型永磁风力发电机磁极由众多永磁块组成，采用“先充磁后组装”的制造工艺，即先用高于饱和磁化强度的磁场在所需磁化方向上分别对每个永磁块充磁，再通过特殊的工装将多个永磁块用环氧胶粘接并压接拼装成大的磁极。由于带磁性的永磁块之间、永磁块与铁磁材料间强烈的磁力作用，组装过程复杂、安全风险大、容易导致永磁块退磁和损坏，电机生产效率低[2]。此外，充磁后的永磁块无法再进行机械加工，其装配精度和电机性能都会受到一定影响，难以满足大型永磁装备高端制造的需求。
“先组装后充磁”的整体充磁（Post Assembly Magnetization）技术是将永磁块在不带磁性的状态下组装成磁极，安装到发电机转子上后再整体充磁，避免了磁极制造装配过程中磁力作用的影响。这种无磁组装工艺能提高安装精度和效率，降低安装过程中永磁块碰撞吸附的风险，保障人身与设备安全。未充磁的磁极组装完成后还能根据需要进行机械加工，保证了电机的装配精度和气隙均匀性[3]。这种整体后充磁技术可以大幅提高电机的性能和制造效率[4]。
整体充磁技术最初在二十世纪的八九十年代提出[5-6]，目前主要被应用于小尺寸、小功率的永磁电机[7-10]。这些电机转子的直径普遍在mm至cm量级，功率为百、千瓦级。根据整体充磁对象的不同可将整体充磁分为整机磁化和整极磁化。整机磁化是一次完成对整个转子所有磁极的充磁，而整极磁化则是对单极进行充磁，分多次完成所有磁极的充磁，相应的原理如图1所示。50 kW电动汽车驱动电机、250 kW和300 kW高速永磁电机与三种MW级永磁风力发电机关键参数的对比[11-13]见表1。可以看出，将整体充磁技术应用于MW级的大型永磁电机面临诸多挑战。首先，MW级大型永磁电机的磁极数量更多、体积巨大，转子整机磁化或整极磁化所需的电源能量、线圈安匝数等与中小型永磁电机整体充磁相比都是数量级的增加。其次，MW级电机的磁极尺寸较大，充磁线圈可利用的空间有限，充磁时磁极区域的磁场不均匀，其方向和大小随空间而变化。在这种复杂多向的磁场环境下，确保磁极饱和充磁变得更加困难。同时，在整极磁化过程中线圈外的杂散磁场可能会影响临近已磁化的磁极，导致其退磁。最后，充磁线圈在磁极全范围内产生高于磁块饱和磁化强度的磁场给线圈的结构和热稳定性也带来了重大挑战。
（a）整机磁化
（b）整极磁化
图1 整体充磁原理示意图
Fig.1 Schematic diagram of the principle of post assembly magnetization
表1 转子规格参数
Tab.1 Specifications of the rotors
参数小型永磁电机大型永磁电机 直驱半直驱 电机功率/kW3.73503002 5004 80020 000 电机类型电动机电动机电动机发电机发电机发电机 磁极材料钕铁硼钕铁硼钐钴钕铁硼钕铁硼钕铁硼 饱和充磁磁场/T336333 整体充磁对象整机整机整机整极整极整极 转子外径/mm117160854 3081 6082 536 磁极数482841820 磁极宽度w/mm5235143.2208.6289.6 磁极高度/mm120832801 500343903 磁极面积/mm26 2402 905214 80071 549.8261 508.8 磁极间距τ/mm2717.4760.9977.78 磁块厚度d/mm3.76.4827.72626 总电源能量/kJ11.25129.6230980×84490×181 690×20
为了解决上述问题，本文首先研究了磁场方向对N46SH钕铁硼永磁体充磁和退磁特性的影响，并据此建立了复杂磁化条件下磁饱和判据的数学模型。由此，结合线圈双向加固和冷却技术，利用有限元软件仿真设计了磁化线圈及其电源控制系统。最后，以2.5 MW直驱及20 MW半直驱风力发电机的整体充磁系统为例，对其应用效果进行了分析与探讨。
烧结型钕铁硼块材是风力发电机中被运用最多的永磁材料，具有强各向异性，其易磁化c轴方向剩余磁通量（即剩磁）是其性能的关键指标，决定了永磁电机的整体性能[14]。永磁体的磁化饱和度定义为
（1）
式中，
为磁饱和度；
为亥姆霍兹线圈测得的磁通值；
为饱和磁通值，相应的永磁体磁饱和所需的充磁磁场为Bs[15]。
本小节利用国家脉冲强磁场科学中心的小型磁化装置，在0～10 T的磁场范围内研究了N46SH钕铁硼块材在不同磁场方向下磁化的饱和度特性。实验装置截面示意图如图2所示，磁化装置中的螺线管线圈内径为80 mm、外径为120 mm、高度为200 mm。在实验过程中，通过旋转磁块来调整磁场和磁块的相对位置，测量磁块在不同磁场方向下磁化后沿易磁化c轴方向的磁饱和度，以揭示其磁化行为。
图2 实验装置截面示意图
Fig.2 Schematic diagram of the cross-section of the experimental device
在永磁风力发电机中，普遍采用的N46SH钕铁硼块材大小为26 mm×50 mm×49 mm。为保证实验中外加磁场的均匀性，即磁块各点的磁场和方向的一致性，选取了相同材料、等比例缩小的永磁体样品（2.6 mm×5 mm×4.9 mm）进行实验，放置永磁体区域的磁场不均匀度小于0.05%。此外，为了保证实验结果的准确性和可重复性，在每个磁场方向下的每次磁化实验中，均采用相同生产批次且处于初始状态下的磁块作为实验对象。同时以q 为0°、外加磁感应强度为10 T时，磁块沿易磁化c轴方向的磁通值为式（1）中。
图3展示了不同磁场方向下磁饱和度与充磁磁场大小的关系。当磁场与易磁化c轴方向之间的夹角q 在0°～60°范围时，永磁体达到饱和磁化所需的磁场随夹角q 的增大而逐渐增加。当q 为0°时，3 T的磁场即可实现永磁体的饱和磁化，此时磁场再继续提高也不会提高永磁体剩磁的大小。当夹角q 超过60°时，永磁体的饱和磁化变得非常困难。当q 为80°时，即便外加磁场达到了8.5 T，磁饱和度也不超过60%；而q 为90°时，饱和度仅能达到10%。传统的单向磁化判据通常认为易磁化方向的磁场达到3 T以上便足以使永磁体达到饱和[16-17]。但实验表明，在夹角q 为70°，外磁场达到8.6 T时，虽然易磁化c轴方向的Bc分量已达到近3 T，磁饱和度也只能达到约90%。以上的研究结果表明，传统单向磁化判据在复杂多向的磁场下不再适用。
图3 不同磁场方向下磁饱和度与充磁磁场幅值的关系
Fig.3 The relationship between magnetic saturation and magnetization magnetic field amplitude under different magnetic field directions
为了进一步研究在不同磁场方向下永磁体的退磁和反向磁化特性，利用1.1节的实验装置将永磁体沿其易磁化c轴方向上磁化至饱和状态。随后，在不同角度的外加磁场作用下，测量永磁体在易磁化c轴方向的残余磁通，以揭示其退磁规律。外加磁场方向与永磁体易磁化c轴方向的相对位置与图1b保持一致。在实验过程中，逐步增大夹角q 直至永磁体出现退磁现象。
图4展示了不同磁场方向下永磁体的退磁和反向磁化曲线。当q＜60°时，外部磁场对永磁体的退磁效应微乎其微。然而，当q 继续增大至70°时，随着夹角进一步的增加，永磁体的退磁敏感性逐渐增强。特别地，当磁场方向与易磁化轴成钝角时，退磁现象变得更为明显。在这种磁场条件下，永磁体的磁通量会迅速减少至零，并可能在足够强的外部磁场作用下实现反向饱和磁化。值得注意的是，当q 为90°且外加磁场大小超过8 T时，永磁体可完全退磁。但在此状态下，磁场分量Bc为零，只有横向磁场分量Bp起到了推动永磁体退磁的作用。而传统单向退磁判据通常认为，仅当沿易磁化方向施加相反的磁场时，永磁体才会退磁[18]。以上研究结果表明，这种单向退磁判据在复杂多向磁场下也无法确定永磁体是否发生退磁。
图4 不同磁场方向下磁饱和度与退磁磁场幅值的关系
Fig.4 The relationship between magnetic saturation and demagnetization magnetic field amplitude under different magnetic field directions
基于上述充退磁特性的实验数据，可以建立永磁体应用于复杂多向磁场环境下的充退磁判据，能更准确、有效地评估永磁体各区域的磁状态。永磁体各区域所需的饱和磁场Bs及退磁的临界磁场Bd可分别表示为
（2）
（3）
式中，Bd为永磁体磁饱和度降至99%时对应的磁场大小。
永磁风力发电机的转子主要是由多列磁极和碳钢支架所组成。表1列出了2.5 MW直驱、4.8 MW半直驱和20 MW半直驱三种不同机型永磁风力发电机转子的具体参数。直驱式永磁风力发电机具有转速低、极数多、体积大的特点，半直驱式则通过采用增速齿轮箱，显著减小了体积和质量。
以图5和图6所示2.5 MW直驱发电机转子和20 MW半直驱风力发电机转子为例，直驱与半直驱转子两者在结构上存在着明显差异。首先，直驱式的磁极数量和高度明显大于半直驱式。2.5 MW机型由84个高1.5 m的磁极组成，每个磁极由30个磁极盒构成。20 MW机型则由20个高0.903 m的磁极组成，每个磁极由16个磁极盒构成。其次，直驱式的磁极宽度和间距明显小于半直驱式。2.5 MW机型极宽为143.2 mm，而20 MW机型极宽为289.6 mm，是前者的两倍；此外，2.5 MW机型的极间距大约为17 mm，布置有固定螺栓。相比之下，20 MW机型的极间距则高达约77 mm，且间隙中无其他结构。
（a）三维图
（b）截面图
图5 2.5 MW直驱电机转子三维图、截面及充磁线圈位置示意图
Fig.5 Three-dimensional drawing and sectional drawing of the rotor of a 2.5 MW direct-drive motor and the schematic diagram of the position of the magnetizing coil
（a）三维图
（b）截面图
图6 20 MW半直驱电机转子三维图、截面及充磁线圈位置示意图
Fig.6 Three-dimensional drawing and sectional drawing of the rotor of a 20 MW half-direct motor and the schematic diagram of the position of magnetizing coils
这些结构上的差异对直驱式和半直驱式永磁风力发电机的充磁线圈设计产生了显著影响。针对直驱式与半直驱式电机的结构特点，本文采用了整极磁化的充磁方案，跑道型充磁线圈的分布设计和截面如图5b和图6b所示。相较于直驱式，在半直驱式电机的磁极间增设了极间线圈来辅助充磁。极间线圈利用了磁极周围的邻近空间，能够与待磁化磁极实现更高效的耦合，从而提高充磁磁场的利用率。同时，极间线圈也能起到改善磁极磁场分布的作用，使得磁场方向能尽量靠近永磁体易磁化c轴方向，降低整体充磁的难度。
充磁线圈是整体充磁系统中的关键部件，其设计主要包含电磁设计、冷却设计和结构设计三个核心环节。这些环节对于确保充磁线圈的稳定性和可靠性起着至关重要的作用。为实现磁化线圈的有效冷却，两种机型均采用了中空铜导线绕制外线圈，并选用去离子水作为主要的传热介质。中空铜导线外部截面尺寸为6.7 mm×4.6 mm，壁厚为1.1 mm。极间线圈则采用了截面为4 mm×15 mm的实心导线，以降低其应力及温升。
电磁设计主要是确定适合的电磁参数，以实现待充磁极的饱和磁化。由于采用的是整极磁化的充磁方案，还需要避免相邻磁极发生退磁，这需要根据永磁体充退磁特性、磁路等因素来进行详细设计。
充磁线圈的电源采用由多个电容组模块组成的脉冲电源，可以产生脉宽短、幅值大的脉冲电流，降低线圈的功耗和温升。每个电容组模块由20个160 mF的电容器组成，其最高充电电压为25 kV，提供的峰值能量为1 MJ[19]。电源系统电路原理如图7所示，主要由充电系统、泄能回路、储能回路、开关系统、滤波回路以及充磁线圈等构成。
图7 电源系统电路原理
Fig.7 Circuit diagram of the power supply system
在脉冲磁化过程中，转子内具备较高导电性的碳钢支架会产生显著的涡流，影响磁极的磁化效果。以2.5 MW直驱机型为例，当电容为3.2 mF、放电电压24 kV时，线圈电流峰值时刻下的磁场分布和碳钢支架上涡流分布如图8所示。此时支架上的最大感应电流密度为5.75×107 A/m2，显著地影响了磁化线圈的磁场分布。尽管磁化线圈产生的最大磁感应强度达到了9 T，但永磁体的右下角区域依旧难以充磁至饱和。与不考虑碳钢支架涡流的情况相比，磁极在易磁化c轴方向上的磁感应强度平均值减少了22%，同时永磁体的磁饱和区域占比由100%降至94.14%。要实现磁极完全饱和磁化，需要继续增大电压或电容，以弥补或削弱涡流的影响。
（a）磁场分布
（b）涡流区域
图8 线圈电流峰值时刻磁场分布及涡流分布
Fig.8 Magnetic field distribution and eddy current distribution at the peak of coil current
若线圈位置或电源参数设置不当，充磁线圈会对邻近的已磁化磁极产生影响。当这种影响导致已磁化磁极的某些区域的磁感应强度超过了退磁判据中的临界磁场Bd时，这些区域将会发生退磁。图9a给出了特定条件下，相邻磁极的磁场与其原磁化方向之间的夹角分布情况，图9中红色箭头代表磁场方向。其中，相邻磁极的左下角区域最大夹角超出了90°，较易发生退磁。依据本文第1节中的退磁判据对相邻磁极的退磁情况进行了二元分类。对于发生退磁的区域，将其赋值为1；而对于未退磁的区域，将其赋值为0。通过这种分类方式，得到了发生退磁的区域（以红色表示）如图9b所示。分析图中红色区域可以发现，发生退磁的区域占磁极总体积的3.16%。这一现象将导致磁极表面的磁感应强度降低，影响电机的性能。
（a）磁场夹角分布
（b）退磁区域
图9 相邻磁极磁场夹角及退磁（红色）区域
Fig.9 The included angle q distribution and demagnetization area (red) on the adjacent magnetic pole
针对上述问题，基于第1节永磁体的充退磁判据，对线圈匝数和位置、电源等参数进行优化设计，以确保待磁化磁极达到饱和磁化，并避免邻近磁极出现退磁。基于此，不同机型设计的电源及充磁线圈参数详细列于表2。在半直驱机型中，外线圈与极间线圈为串联关系。
表2 电源及线圈参数
Tab.2 Parameters of power supplies and coils
参 数直驱半直驱 功率/MW2.54.820 电容/mF6.41015 电压/kV17.59.915 电源能量/MJ0.980.491.69 峰值电流/kA19.710.212.1 线路电阻/mW1306060 线路电感/mH0.420.50.5 外线圈匝数6×88×108×10 外线圈电阻/mW141.6106.86185.35 外线圈电感/mH3.684.5910.39 外线圈平均温升/K39.4218.238.33 极间线圈匝数2×82×10 极间线圈电阻/mW7.7715.46 极间线圈电感/mH0.311.01 极间线圈平均温升/K2.154.6
由毕奥-萨伐尔定律可知，在线圈匝数与电流密度不变的情况下，随着磁极宽度的增加，即跑道型线圈的直边间距变大，会导致线圈中心磁场随之下降，难以达到磁极饱和磁化所需磁场。以4.8 MW半直驱机型为例，当仅有外线圈时，电源能量增加至1 MJ都不能实现整极的饱和磁化。由表1可知，4.8 MW半直驱机型的磁极面积仅为2.5 MW直驱机型的1/3，电源能量却与2.5 MW机型所需能量相当。因此，随着磁极宽度的增加，越难实现整极充磁。而新增极间线圈后的双线圈结构，可以提高充磁磁场的利用率并改善磁极磁场分布，最终4.8 MW半直驱机型所需的电源能量大幅减小至0.49 MJ，即可使整极饱和磁化。尽管20 MW半直驱机型同样新增了极间线圈，但随着磁极宽度、高度进一步的增加，最终电源能量需大幅增加至1.69 MJ才能满足磁极的饱和磁化要求。
冷却设计主要是为了解决线圈在充磁过程中产生的热量问题，保证线圈不会因为过热而受损或失效。下面选取2.5 MW机型的磁化线圈，对其冷却过程进行分析。该机型的磁极尺寸较大，其对应的磁化线圈导线总长度达170 m。依据泊肃叶定律，冷却流体在磁化线圈内的流动阻力与冷却水道长度成正比。为了最大限度地减小水的流动阻力并提高线圈冷却效率，基于磁化线圈的匝数分布将线圈划分为了三个子集，每个子集由两层8匝的单饼线圈串联组成。通过导线与特制铜排焊接，可以使电路与水路隔离，确保三组线圈间电路为串联而水路为并联。此冷却策略只有单相流动，根据给定的冷水机组出口压力，可以通过式（4）计算冷却水的流量及流速[20]。
（4）
式中，DP为盘管进口水压；DPH为静压降；DPV为加速压降；DPf为摩擦压降；rw为流体密度；Z1、Z2分别为水路起点和终点的标高；u1和u2分别为水路起点和终点的速度；l 为摩擦系数，可由式（5）计算；L为水路长度；D为水路的等效直径，可由式（6）计算；
为管件、阀门等的开关阻力系数之和；u为流体的平均流速。
（5）
式中，Re为雷诺数；m 为流体的介质粘度。
（6）
式中，Aw为流体的截面积；Cw为水路的外周长。
在实际工程设计中，考虑到水路尺寸、线圈外部附件以及阀门阻力系数可能存在着估算误差，通常会设定一个15%的安全系数。基于此，仿真计算中线圈的进水口压力最终设置为0.425 MPa。同时，线圈的初始温度及冷却水的温度都设定为10℃。通过式（4）～式（6），可以得出流体的初始流速为0.98 m/s。
为了进一步地简化计算，采用长直导线来代替实际的跑道型线圈，构建了总长度为56.7 m的三维中空导线模型。同时，假定只有线圈和冷却水之间发生热交换，忽略其他的热传递方式。为了分析线圈在连续多次放电下的冷却过程，将线圈每次的放电间隔设定为5 min。通过COMSOL有限元软件分析，可以得到放电结束后线圈产生的总热量为Q，同时线圈的放电持续时间Dt=50 ms。依据式（7），可以得到在50 ms内线圈的平均热功率密度P为
（7）
式中，VCu为铜导线的总体积。
由此可以在线圈上加载了一个周期为5 min、持续时间为50 ms的热功率密度函数，来模拟线圈在连续放电中的温度变化，以分析冷却方案的可行性。可根据实际需要，采取增大冷却水泵的出水口压力和降低冷却水初始温度等措施，进一步提高充磁线圈的冷却效率。
基于上述计算过程，计算出2.5 MW机型外线圈的平均温度随时间变化趋势如图10所示。放电时间仅有50 ms，并且线圈与冷却水两者之间具有良好的热接触，在初始时刻能实现迅速的热交换，这使得线圈温度在短时间内先迅速增加后迅速降低。随着线圈平均温度的逐渐下降，其与冷却水的温差也逐步减小，导致后续换热效率逐渐下降。在冷却过程中，线圈的最高平均温度为48℃左右。在约3 min内，线圈的平均温度能够降至10℃左右。此冷却方案足以满足充磁线圈的连续放电需求。
图10 线圈的平均温度
Fig.10 Average temperature of the coil
根据半直驱机型的外线圈匝数，外线圈被划分为四个子集以提高其冷却效率。线圈的冷却计算方法与过程同上，在5 min时间内，线圈的平均温度能够降至10℃。
结构设计对于充磁线圈长时间的稳定运行至关重要。传统的高场线圈一般采用沿着线圈缠绕方向绕制玻璃纤维的加固技术[21]。但对于本研究中的跑道型线圈，此加固方法对于跑道型线圈直边无约束作用，会导致线圈产生严重的变形。为解决这一难题，针对外线圈，本文提出了如图11所示的双向加固方法。通过在线圈的直边部分加入横向绕制的玻璃纤维，可以有效抑制线圈直边的变形，增强线圈结构的稳定性。同时，为缓解方形中空导线在拐角区域的应力集中问题，增加了半圆柱形的环氧材料以圆角过渡。图10b给出了线圈的y方向横切面示意图。
（a）1/8三维结构图
（b）切面示意图
图11 外线圈加固方法示意图
Fig.11 Schematic diagram of reinforcement method for the outer coil
2.5 MW机型仅有外线圈，其线圈的电流密度更大，因此选取该机型进行结构力学仿真来验证双向玻璃纤维加固的可靠性。表3列出了相关材料的力学参数。通过Ansys软件对磁化线圈的力学分析结果如图12所示，线圈的最大von Mises等效应力为134 MPa，低于铜线的抗拉极限（200 MPa）。仿真结果充分证明了环向与横向双向加固策略的有效性与可行性。
表3 材料力学参数
Tab.3 Mechanical parameters of the materials
材料密度/(kg/m3)杨氏模量/GPa泊松比 铜导线8 9001100.34 玻璃纤维2 46016/55/160.087/0.33/0.33 FR-4环氧2 600220.34
图12 外线圈的等效应力分布
Fig.12 Equivalent stress distribution of the outer coil
而极间线圈由于空间限制，无法采用横向玻璃纤维加固。因此，极间线圈采用了截面较大的实心导线以降低其电流密度，进而降低线圈的应力及温升。图13展示了20 MW机型极间线圈与磁极装配后的模型示意图。极间线圈被封装于环氧凹槽内进行加固，并被放置于磁极间隙中固定。同样地选取电流密度更大的20 MW机型的极间线圈进行结构力学仿真，验证仅有环氧加固下线圈的可靠性。经有限元仿真计算，极间线圈应力最大为92 MPa，远低于铜线的抗拉极限。
（a）1/4三维结构图
（b）切面示意图
图13 极间线圈加固方法示意图
Fig.13 Schematic diagram of reinforcement method for the interpole coil
图14 极间线圈的等效应力分布
Fig.14 Equivalent stress distribution of the interpole coil
大型永磁风力发电机整体充磁系统主要包括充磁线圈、冷却系统、充磁电源、旋转推进系统和测量控制系统。图15所示为整体充磁系统的三维结构模型以及2.5 MW直驱机型和20 MW半直驱机型整体充磁系统的实物图。为了确保磁化过程中的准确性和重复性，转子采用了高精度转台进行旋转和定位。同时，磁化线圈配备了推进系统进行与磁极的精确匹配。单极整体充磁的具体流程如下：首先通过旋转转子，将待充磁极旋转至预定位置；接着推进磁化线圈与磁极完全贴合；然后切换极性开关为N极或S极充磁模式；随后充磁电源按预定参数放电，完成对单极的整体充磁；最后将磁化线圈推离转子，待线圈完成冷却和待充磁极定位后，重复上述流程直至转子的所有磁极完成充磁。
（a）三维结构模型
（b）2.5 MW直驱
（c）20 MW半直驱
图15 整体充磁系统
Fig.15 The post assembly magnetization system
为了评估线圈在连续工作条件下的性能，测试线圈的稳定性。2.5 MW直驱和20 MW半直驱的磁化线圈进行了间隔5 min的连续放电，分别完成了相应转子的充磁。
图16所示为两种机型磁化线圈的电流波形。在20 MW半直驱机型中，由于线路电感和电源容量更大，线圈电流的脉宽更长。两种机型的磁化线圈在连续冷却5 min后，出水口温度均能降低至水冷机的预设冷却温度，这表明磁化线圈已恢复至初始温度。图17所示为2.5 MW直驱机型磁化线圈的出水口温度的测量值与仿真值的对比，其中测量时间间隔为1 min，实验数据与仿真结果吻合，验证了仿真模型的准确性和有效性。随后，对磁化线圈的电感和电阻进行了测量，线圈的电感和电阻值与其初始状态测量结果一致。以上测试结果表明，两种机型的线圈即使在经历多次放电后，其机械结构和性能都未受到影响，验证了其出色的稳定性和长期使用时的可靠性。
图16 磁化线圈的电流波形
Fig.16 Current waveforms of magnetizing coils
图17 磁化线圈的出水口温度
Fig.17 Outlet temperature of the magnetizing coil
本节实验通过测量磁极盒的表面磁通密度和单个磁钢盒磁通作为充磁结果的衡量指标。以2.5 MW机型为例，该转子单个磁极由30个磁极盒拼接而成，取紧贴磁极盒中心的表面磁通密度的测量结果，如图18所示。由于相邻的磁极盒会互相影响磁场分布，导致表面磁通密度被削弱，因此缺少一侧磁极盒的磁极两端的表面磁通密度会更强。序号为2～29的磁极盒可近似认为呈对称式分布，表面磁通密度基本一致，其相对偏差小于0.8%。整体充磁后的磁极显示出较好的均匀性。
图18 磁极盒表面磁通密度
Fig.18 Magnetic flux density of the surface of pole boxes
为了进一步评估整体充磁系统的磁化效果，单个磁极盒的磁通值通常被作为主要的评价指标[22]。将整体充磁后电机上的磁极盒拆解，通过亥姆霍兹线圈对其磁通进行测量，并与预充磁电机磁极盒的磁通测量值进行对比。为了使数据便于比较，首先计算了整体充磁和传统预充磁电机的磁极盒磁通的平均值，然后计算各磁极盒磁通值相对于其平均值的最大偏差，以分析磁极的一致性。
表4展示了2.5 MW和20 MW电机磁极盒磁通测试数据，测试结果表明整体充磁和传统预充磁电机的磁极盒磁通值基本一致，整体充磁电机的磁极具有较好的一致性。同时，该实验结果还表明了在充磁过程中，已充磁的磁极的永磁块并未出现退磁现象，验证了本文整体充磁系统设计方法的可靠性。
表4 预充磁与整体充磁的电机磁极盒磁通
Tab.4 Magnetic flux of pole boxes of pre-assembly magnetization and post assembly magnetization motors
参数2.5 MW机型20 MW机型 预充磁整体充磁预充磁整体充磁 平均磁通/mWb11.97011.97820.12920.130 正偏差(%)0.6680.5180.8990.745 负偏差(%)0.7520.4010.9890.894
为了更为深入地评估整体充磁转子的工作效能，对两种机型进行了一系列的运行性能测试，并将其与传统预充磁转子的结果进行了比较，整体充磁电机的性能均满足了预定的工况标准。 2.5 MW机型和20 MW机型的型式试验数据见表5，表5中型式试验结果为整体充磁技术的实际应用提供了可靠的依据。
表5 预充磁与整体充磁电机性能参数
Tab.5 Performance parameters of pre-assembly magnetization and postassembly magnetization motors
参数2.5 MW机型20 MW机型 预充磁整体充磁预充磁整体充磁 试验转速/(r/min)1212533.8533.8 试验频率/Hz8.48.488.988.9 试验电压/V681681.21 3271 320 试验电流/A2 518.92 4801 8961 920 试验功率/kW2 754.42 750.117 11417 100 试验效率(%)92.992.998.498.4 空载反电动势/V1 5431 553
永磁电机中钕铁硼磁体含有20%～30%的稀土元素，是经济发展的重要资源。从永磁电机的报废磁体中回收稀土元素或进行磁体再生制造以循环再利用，不仅有利于环境保护，同时也有助于促进稀土产业的可持续发展[23]。目前大型永磁电机的维修或是退役后的再制造，均必须进行退磁处理。然而，现有采用的“整机加热退磁”方法对设备场地要求高，需要将体积庞大、质量数百吨的转子加热到至少300℃，且需保持12 h以上。这一过程中永磁体由于高温开裂，损失率高达40%，同时伴随着能耗大、污染重等问题。
基于图7中的充退磁切换开关，整体充磁线圈可以产生交流振荡的电流波形，实现永磁磁极“整体交流退磁”。退磁时间可以降低至ms量级，能耗也大幅降低。图19展示了2.5 MW直驱机型线圈的退磁电流波形，第一个半波的磁场方向与磁极原磁化方向相反。为了获得良好的退磁效果，退磁强度的最大振幅要达到饱和磁化的磁通密度值[24]。待放电结束后，紧贴磁极盒表面中心测量退磁后的磁通密度，结果见表6。磁通密度相比初始状态已接近于零，此时磁极与转子碳钢背板几乎无磁力，可以实现磁极的手动拆装。
图19 2.5 MW直驱机型线圈退磁电流波形
Fig.19 The demagnetization current waveform of the coil for 2.5 MW direct-drive wind turbine generator
表6 电机磁极盒表面中心退磁前后磁通密度
Tab.6 The magnetic flux density at the center of the pole boxes surface of the motor before and after demagnetization
状态磁极盒表面磁通密度/mT 1号5号10号15号20号25号30号 初始191160162162162163193 整体退磁0.0160.0180.0330.0340.0280.0150.01
本文通过研究N46SH钕铁硼永磁材料在多角度外磁场中的磁化及退磁行为，建立了其在不同磁场方向下的饱和磁化判据。基于此，针对MW级直驱和半直驱风力发电机结构，提出了整体充磁线圈系统的设计方法，并以其在2.5 MW直驱和20 MW半直驱风力发电机的整体充磁应用为例，重点阐述了充磁线圈系统的电磁、结构和热力学分析、设计及整体充磁系统的应用成效。
整体充磁技术为大功率大型永磁电机的制造提供了一种高效与实用的方案，但其涉及的学科领域广泛，相关理论尚不完善且研究较少。后续还需要解决以下几个方面的问题。首先，本文仅对单一型号的永磁体进行了材料测试，其规律的普适性有待进一步验证。其次，虽然极间线圈单次温升较低，但在长时间的连续工作情况下会导致温度累积效应明显。因此，采用减少匝数或使用中空导线等策略来优化极间线圈的设计需要进一步深入探究。同时，需要实现整体充磁系统的设备轻量化和便携化，以降低其规模和体积，提高其适用性。最后，需要进一步研究“定子和转子组装后再磁化”的在线原位整体充磁技术，提高定子和转子的装配精度来减小气隙，以提高电机性能。
综上所述，整体充磁技术具有广阔的应用前景，必将成为未来永磁电机设计及制造的必然趋势，将在风力发电、新能源汽车、家用电器及工业驱动控制等领域产生深远的影响。
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Design and Application of the Post Assembly Magnetization System for Large Permanent Magnet Wind Generators
Abstract In the conventional manufacturing process of large permanent magnet motors, the prevalent “magnetize then assemble” pre-magnetized technique is fraught with challenges such as low production efficiency and significant safety risks. Addressing these issues, this research introduces an innovative postassembly magnetization method for large permanent magnet wind turbine generators. This method revolutionizes the traditional approach by advocating for “assemble then magnetize”, substantially enhancing assembly accuracy, production efficiency, and safety.
This research initially focused on the magnetization and demagnetization behaviors of N46SH neodymium-iron-boron (NdFeB) permanent magnet materials under various external magnetic field orientations. It established criteria for deter mining the saturation magnetization strength in different magnetic field directions, laying the foundation for subsequent magnetizing coil design. For megawatt-level direct-drive and half-dirve wind turbine generators, a comprehensive design method was proposed for magnetizing coil systems within the post-assembly magnetization system. This involved an in-depth electromagnetic, thermal, and mechanical analysis of the magnetizing coils, with a particular emphasis on addressing the eddy current issues during magnetization, calculations of the coil cooling process, and stress distribution within the coils.
The study further introduced case studies of post-assembly magnetization applications in 2.5 MW direct-drive and 20 MW half-drive wind turbine generators, encompassing the design and functionality of magnetizing coils, cooling systems, magnetizing power sources, rotational and propulsion systems, and measurement and control systems. The application of the proposed method in the manufacturing and maintenance processes of megawatt-scale permanent magnet wind turbines generators was illustrated, especially in its adoption by industry leaders such as Xiangdian Electric Manufacturing Company Limited (XEMC) and China Railway Rolling Stock Corporation (CRRC). The stability and reliability of the magnetizing coils were validated through continuous discharge experiments. Furthermore, a comprehensive comparative analysis was conducted between post-assembly magnetized motors and pre-magnetized motors, encompassing various aspects such as magnetic pole performance and overall motor performance. The results indicated that post-assembly magnetized motors not only met all performance standards but also exhibited superior pole consistency and manufacturing efficiency. This outcome is particularly crucial for an industry increasingly focused on reliability and efficiency. Additionally, the research extended the post-assembly magnetization technique to the maintenance and recycling of damaged or retired permanent magnet motors. This application achieved complete demagnetization of the poles, reducing the demagnetization time by five orders of magnitude compared to traditional methods, and was environmentally friendly, resulting in zero pollution and promoting sustainable and green remanufacturing of permanent magnet motors.
In conclusion, the reliability of the proposed post-assembly magnetization design method was validated through comprehensive testing and analysis. This validation emphasized the technical feasibility and practical applicability of the method in the current industrial environment. The findings of this study have the potential to revolutionize the manufacturing processes and design of large permanent magnet motors, especially in the field of wind energy, by introducing a more efficient, safe, and environmentally friendly post-assembly magnetization technique.
keywords：Post assembly magnetization, permanent magnet motor, pulsed magnetic field, magnetic characteristic, finite element method
中图分类号：TM153; TM351
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.232032
国家自然科学基金资助项目（51821005）。
收稿日期 2023-10-08
改稿日期 2023-11-12
李 亮 男，1963年生，教授，长江学者，博士生导师，杰出青年基金获得者，973 项目首席科学家，研究方向为脉冲磁场时空调控，脉冲磁体分析、设计、制造及其应用。E-mail: liangli44@hust.edu.cn
吕以亮 男，1985年生，副研究员，研究方向为强电磁技术及应用。E-mail: Yilianglv@hust.edu.cn（通信作者）
（编辑 郭丽军）