Februari 2001
ECN-C--01-024
DE AXIALE-FLUXGENERATOR VAN OCTOPUS WIND TECHNOLOGY Een haalbaarheidsstudie Ruud van Schie
ECN ECN-directie: Saris, F.W. Schatborn, W. Kenniscommunicatie: Bruin, M.S.J. ECN-Wind: Beurskens, H.J.M. Janssen, L.G.J. Machielse, L.A.H. Pierik, J.T.G. Snel, H. Souillé, P.P.
1 2 3 4 5 6 7 8 9
ECN ECN-EE(TS&C): Bremmers, P. Ruiter, A.J. Schie, R.G. van Tazelaar, W.H. Veltman, A.T. Vriesema, B. ECN-Beleidsstudies: Verkroost, H.
10 11 12 13 14 15 16
Overigen 17 Kon. Bibliotheek Ministerie van 18 Economische zaken Novem: ’t Hooft, J. 19-28 OWT: Eikelenboom, P. 29-32 TU-Delft: Polinder, H. 33 Dubois, M. 34 35 Bibliotheek TU Delft
Verantwoording Dit project is ondersteund door subsidie van NOVEM in het kader van het Besluit Subsidie Energieprogramma’s (BSE). Contactpersoon van NOVEM is Jaap ’t Hooft, telefoonnummer.: 030-2393468. Het project is tot stand gekomen door de samenwerking van Octopus Wind Technology (OWT), de faculteit Elektrotechniek van de Technische Universiteit Delft en de units Energie Efficiency en Windenergie van het Energieonderzoek Centrum Nederland (ECN). De bijdrage van de TU Delft aan het rapport is als bijlage 2 toegevoegd. Deze is in het Engels geschreven omdat de auteur Maxime Dubois uit Canada afkomstig is.
Abstract This report presents the results of a feasibility study of a generator concept for wind turbines that was suggested by Octopus Wind Technology (OWT). In this concept the following ideas were implemented: 1. 2. 3. 4. 5.
The generator is a direct-drive generator with permanent magnets. (Sliding) bearings are integrated the generator on the circumference of. Rotor and stator are divided into (radial) modular segments. The generator has an axial magnetic flux. The blades of the turbine are mounted between the rotors.
The result of this study is that the OWT-concept has to be changed. It is better to mount the turbine blades on a compact hub than on the large rotor ring. Also in this concept there is no reason to choose for the axial magnetic flux. The use of modules, of permanent magnets and a large bearing are very useful developments in wind turbines and are already examined or implemented. The application of a bearing on an even larger diameter of approximately 3,5 m still is (very) expensive. Hydrostatic bearings are the sliding bearings to implement on this diameter and have the advantage of being modular as well. The drawback of this bearing type is the use of oil. Jeumont uses axial modules in their generator design. The objective is to use the same modules in turbines with different power ratings. In the OWT-concept the modules are radial and the aim is ease of production, transport and maintenance. This idea was already patented in December 1998 (US-patent 5 844 341) for a radial flux machine and that appeared to be the logical choice.
2
ECN-C--01-024
It is concluded that after the desired changes the OWT-concept has insufficient unique characteristics to protect the design. Most of the good ideas in the OWT-concept were already implemented in the research work following the mentioned patent and in the design of the LW 50/750. A combination of these ideas could be a good base for a new turbine design, but a detailed analysis is needed to examine the true perspective of such a design.
ECN-C--01-024
3
4
ECN-C--01-024
INHOUD 1.
INLEIDING
2. 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5
OVERZICHT VAN BESTAANDE CONCEPTEN Koppeling van de rotor met een snellopende generator via een tandwielkast Concept met een direct-drive generator De axiale-fluxgenerator van Jeumont De axiale-fluxgenerator van Crescimbini Een transversale-fluxgenerator
11 11 12 14 15 15
3. 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5
ONTWIKKELING VAN HET OWT-CONCEPT De lay-out uit het projectvoorstel De lagering De generator Overige aspecten van de mechanische constructie Modulaire bouw
17 17 19 21 23 24
4.
EVALUATIE
27
5.
CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN
31
6.
LITERATUURLIJST
33
7.
BIJLAGEN
35
ECN-C--01-024
9
5
6
ECN-C--01-024
SAMENVATTING In deze studie is de haalbaarheid onderzocht van de door Octopus Wind Technology (OWT) voorgestelde opbouw van de generator van een windturbine voor grote vermogens. In dit concept is een aantal vernieuwende ideeën verwerkt, te weten: 1. 2. 3. 4. 5.
De generator is een direct-drive generator met permanente magneten. (Glij)lagering is geïntegreerd aan de omtrek van deze generator. Rotor en stator zijn modulair opgebouwd. De magnetische flux is axiaal gericht en niet radiaal. De bladen zijn aan de rotoromtrek gemonteerd.
Uit deze studie is naar voren gekomen dat het concept gewijzigd dient te worden voor verdere ontwikkeling. Zo is het monteren van de bladen aan de rotoromtrek niet aan te bevelen en is er geen reden om specifiek voor de minder gunstige axiale magnetische flux te kiezen. Beiden leiden tot een gewichtstoename terwijl er geen duidelijk voordeel tegenover staat. Andere ideeën zijn zinvolle ontwikkelingen in windturbines en worden door de industrie dan ook benut of onderzocht. Daaronder vallen modulaire bouw, de toepassing van permanente magneten en van een groot lager met een buisvormige as. Vergroting van de lagerdiameter tot bijvoorbeeld 3.5 m is nog (zeer) duur. Hydrostatische lagering komt als glijlager op deze diameter in aanmerking en maakt de lagering modulair. De noodzaak van gebruik van olie is het grootste bezwaar tegen dit lagertype. Modulaire bouw van axiale-generatormodules is o.m. door Jeumont voorgesteld. Door deze modulaire bouw is met standaardmodules een aantal vermogensklassen te bedienen. In het OWT-concept zijn stator en rotor door een deling over de omtrek in modules verdeeld. Doel is niet om meerdere vermogensklassen van dezelfde modules te voorzien, maar het vergemakkelijken van productieautomatisering, transport en onderhoud. Er is naar dit idee een nieuwheidsscan uitgevoerd en dit idee bleek al door US-patent nr. 5 844 341 beschermd te zijn (december 1998). Dit betreft wel een radiale-fluxmachine maar dat is juist een logische keuze gebleken. Samengevat: wijziging van het OWT-concept is nodig maar na wijziging blijven er onvoldoende unieke kenmerken over om het ontwerp te kunnen beschermen. Veel van de goede ideeën uit het OWT-concept zijn al te vinden in het onderzoek dat na de verlening van bovengenoemd patent is uitgevoerd alsmede in het ontwerp van de Nederlandse LW 50/750. Een combinatie van deze ideeën zou een goede basis voor een nieuw turbineontwerp kunnen zijn, maar een detailanalyse is nodig om de prestaties van zo’n ontwerp in kaart te brengen.
ECN-C--01-024
7
8
ECN-C--01-024
1. INLEIDING De technologische ontwikkelingen bij windturbines worden de laatste jaren vooral gekenmerkt door een snelle schaalvergroting en toenemende belangstelling voor offshore-toepassing. Bij opschaling van de rotordiameter nemen materiaalgebruik en –kosten sneller toe dan de energieopbrengst en daarom wordt gezocht naar kostprijsverlaging bij vooral de grotere turbines. Een substantiële verlaging van de kostprijs zou wellicht kunnen worden bereikt door het concept dat Octopus Wind Technology (OWT) heeft bedacht, in het vervolg het OWTconcept genoemd. Dit concept betreft een direct-drive (DD-) generator (dit is een generator zonder tandwieloverbrenging), waarbij de (glij)lagering zich – in tegenstelling tot gangbare concepten – aan de omtrek van de generator bevindt. Daarnaast is voor een modulaire opbouw van rotor en stator gekozen. Daardoor kunnen grotere series van kleine modules worden vervaardigd, waarmee kostenbesparing door schaalvergroting in de productie te bereiken is. Daarnaast kan dit de montage en reparatie op locatie vereenvoudigen. De generator wijkt in nog een ander opzicht af van standaard wisselstroomgeneratoren: door de verticale plaatsing van magneten en spoelen is de flux in de luchtspleet niet radiaal maar axiaal gericht. Bovendien worden permanente magneten toegepast voor het opwekken van de benodigde flux. Om een oordeel te kunnen vellen is van het OWT-concept allereerst een elektromagnetisch en mechanisch concept lay-out gemaakt, waarvan de ontwikkeling is beschreven in hoofdstuk 3. Vanuit deze lay-out is een aantal karakteristieke grootheden bepaald zoals het aantal poolparen, het aantal statorspoelen, het gewicht van magneten en blikpakket, de ligging en omvang van de statorwikkelingen, de dimensies van de mechanische ondersteuning en keuze en globale afmetingen van de lagering. Vervolgens is in hoofdstuk 4 een evaluatie van de voor- en nadelen van dit type generator gegeven, in vergelijking tot conventionele en direct-drive generatoren die in windturbines worden toegepast of voor toepassing in windturbines zijn ontwikkeld. Deze concepten zijn daartoe eerst in hoofdstuk 2 globaal beschreven. Bij de vergelijking worden de punten materiaalbenutting, energie-efficiency en de materiaal-, productie- en onderhoudskosten beschouwd. Uitgangspunt van de analyse is een windturbine met een nominaal vermogen van 1,8 MW. Er is slechts een globaal oordeel ontstaan doordat de omvang van de studie geen uitgebreide analyses toestond. Na het voorontwerp is een nieuwheidsscan uitgevoerd naar modulaire bouw van de stator en rotor van de generator, waarbij deze in cirkelsegmenten opgedeeld zijn.
ECN-C--01-024
9
10
ECN-C--01-024
2. OVERZICHT VAN BESTAANDE CONCEPTEN Om duidelijk te maken wat het OWT-concept toevoegt aan bestaande concepten en in hoeverre het verschilt van andere innovaties worden eerst de bestaande concepten beschreven. De concepten, die beschreven zijn in de paragrafen 2.1 en 2.2, zijn voor de 1,5 MW-klasse beschikbaar op de markt. De nadruk van de evaluatie van het OWT-concept ligt op de vergelijking met deze concepten.
2.1 Koppeling van de rotor met een snellopende generator via een tandwielkast
Figuur 1. Opbouw van de Neg-Micon 1500C/64 (bron: internet)
Figuur 2. Opbouw van de Vestas V66 (1,65/1,75 MW) (bron: internet) De koppeling van de rotor met een snellopende generator via een tandwielkast is het meest toegepaste concept bij de huidige generatie windturbines. Als voorbeelden zijn in figuur 1 de 1,5 MW turbine van Neg-Micon weergegeven en in figuur 2 de 1,65/1,75 MW van Vestas. Te zien is dat de aërodynamische rotor vooraan op de as is gemonteerd. Deze as loopt door het hoofdlager naar de planeetwielkast. Via de tandwieloverbrenging is de rotor met één of meerdere snellopende generatoren verbonden. In deze vermogensklasse wordt voor dit concept
ECN-C--01-024
11
steeds een asynchroongenerator toegepast. Dit is in beginsel een constante-toerenmachine. Er zijn verschillende methoden in gebruik om bij een asynchroongenerator toch het toerental te variëren: 1. Bij een generator met een kooianker, die direct gekoppeld is aan het net, kan bij een juiste opbouw van de stator het aantal polen geschakeld worden, waardoor bij twee toerentallen kan worden gedraaid. 2. Het volledige vermogen kan via een inverter aan het net gekoppeld worden. Dit maakt zeer ruime toerentalvariatie mogelijk, maar er is zware vermogenselektronica voor nodig. 3. Met een gewikkelde rotor en regelbare voorschakelweerstanden kan 10% toerentalvariatie worden bereikt. 4. Een gewikkelde rotor kan via een inverter aan het net worden gekoppeld. Er gaat slechts ongeveer 25% van het vermogen door de inverter, maar er is wel een toerentalvariatie van 60% te bereiken (Vestas 1,75 MW/Enron). Het belangrijkste verschil tussen de Neg-Micon en de Vestas is de regeling. De Neg-Micon past een robuuste passieve overtrekregeling toe en 2-toerenbedrijf volgens optie 1. De Vestas maakt gebruik van actieve bladverstelling (pitch-control) en de 1,75 MW werkt tevens met variabel toerental volgens optie 4. De belastingpieken worden daardoor veel beter weggeregeld en rotoren gondelgewicht zijn dan ook aanzienlijk lager bij hetzelfde vermogen. Hier staan hogere kosten tegenover veroorzaakt door de grotere complexiteit. Deze maakt het systeem ook gevoeliger voor storingen, hoewel dit door de gelijkmatige belasting in de praktijk mee kan vallen. Het ziet ernaar uit dat voor de grotere vermogens steeds meer van variabeletoerenregeling volgens optie 4 gebruik zal worden gemaakt.
2.2 Concept met een direct-drive generator De direct-drive generator wordt gekenmerkt door het ontbreken van de tandwielkast. Door het actieve materiaal van de generator op een grote diameter te brengen wordt een zo hoog mogelijke snelheid benut. Door de afwezigheid van de tandwielkast is korte bouw mogelijk en wordt onderhoud verminderd en de betrouwbaarheid verhoogd. Daarentegen is meer en duurder materiaal (koper en gelamelleerd blik) nodig voor de generator en is onderhoud moeilijk indien het toch nodig blijkt. Transport over de weg is bij diameters groter dan 4,5 m vrijwel niet mogelijk. Het magneetveld wordt in de beide turbines die hierna worden besproken (nog) opgewekt met elektromagneten en niet met permanente magneten. Het concept met DD-generator wordt in de 1,5 MW klasse toegepast door Enercon. Het betreft hier een synchroongenerator met een door elektromagneten bekrachtigd magneetveld. De E-66 is een 1,5/1,8 megawatt turbine waarvan de opbouw in figuur 2 is weergegeven. Enercon heeft een prototype van de E-112 voorzien voor najaar 2001, een 4–4,5 MW turbine met een rotordiameter van 112 m.
12
ECN-C--01-024
Figuur 2. De opbouw van de E-66 van Enercon met DD-generator (bron: internet).
Internal maintenance access
Direct drive Variable speed
Back to back convertor One bearing concept
Flexible grid connection
Figuur 3. Impressie van de LW 50/750 van Lagerwey, met duidelijk herkenbare ringgenerator (bron: Lagerwey).
ECN-C--01-024
13
Lagerwey heeft een 750 kW turbine met een DD-generator, de LW 50/750. In deze turbine is gekozen voor de toepassing van een één-lagerondersteuning van de gehele aërodynamische rotor (figuur 3). Dit is een relatief groot lager en er wordt dan ook een holle, buisvormige ‘as’ toegepast, hetgeen materiaal bespaart. Voor turbines met een groot vermogen (3 tot 5 MW, kust- en offshore-locaties) wordt een DDconcept met permanente magneten in de rotor ontwikkeld door Scanwind, een Zweeds-Noors samenwerkingsverband. ABB is verantwoordelijk voor het generatorontwerp. Naast het gebruik van permanente magneten valt op dat de generator direct een spanning van 20 kV opwekt (geen transformator nodig, maar daarentegen meer elektrische isolatie tussen de wikkelingen), en dat voor het vermogenstransport een gelijkspanningskabel wordt voorzien. In juli 2001 worden 2 prototypes naar verwachting operationeel, terwijl al in begin 2002 serieproductie wordt voorzien.
2.3 De axiale-fluxgenerator van Jeumont De axiale-fluxgenerator van Jeumont bestaat uit modules van 750 kW en door stapeling van deze modules kan naar zeer grote vermogens worden opgeschaald. De modules zijn in dit geval volledig ronde axiale-fluxgeneratorschijven. Dit concept is in patent nr. 97 02808 bij het ‘Institut National de la Propriété Industrielle’ vastgelegd, waarbij twee uitvoeringsvormen in een specifieke doorsnede zijn geschetst. Een turbine met een dergelijke generator is bij Wideheim gebouwd.
Figuur 4. De axiale-fluxgenerator van Jeumont. De hoofdpatentschets (links) en het prototype dat is gebouwd volgens deze opbouw (bron foto: internet) In een andere uitvoeringsvorm die in het patent beschreven is zijn de bladen op de buitenring van generator en gondel gemonteerd. Dit betekent dat de centrale disk nu de stator is en dat de buitenschijven beiden via (wentel)lagers steunen op een holle stilstaande as. De rotorschijven zijn met permanente magneten uitgevoerd.
14
ECN-C--01-024
2.4 De axiale-fluxgenerator van Crescimbini
Figuur 5. Exploded view van dit generatorconcept (bron: proceedings EWEC ’91) De axiale-fluxgenerator die in figuur 5 is weergegeven is gepresenteerd op de conferentie ‘Wind Energy, Technology and Implementation’ georganiseerd door de European Wind Energy Association in 1991 (EWEC) [10]. Deze generator heeft een centrale statorkern omsloten door rotordiscs met permanente magneten, dus een omgekeerde configuratie als in het OWT-concept. De statorring wordt omwikkeld door koperdraad, hetgeen eenvoudig is. Dit concept is nog niet op grotere schaal toegepast, maar kan op een ‘Jeumont-achtige’ wijze worden geimplementeerd.
2.5 Een transversale-fluxgenerator
Figuur 6. Opbouw van de transversale-fluxgenerator van het NREL (bron: internet) Transversale-fluxmachines zijn generatoren die in de nabije toekomst ook ontwikkeld kunnen gaan worden voor toepassing in windturbines, al wordt gesteld dat het voordeel van deze opbouw vooral in de lage vermogensklasse telt [7]. Het National Renewable Energy Laboratory (NREL) heeft een uitvoering volgens figuur 6 voorgesteld. Het magneetveld van de centrale rotorschijf loopt afwisselend door het statorijzer aan de ene en de andere kant. De koperwikkeling (groen) is een simpel gewikkelde spoel. Daar tegenover staat dat hij in deze configuratie maar voor 50% in het magneetveld zit. Ook hier wordt stapeling van schijfmodules voorzien om tot grote vermogens te komen ECN-C--01-024
15
16
ECN-C--01-024
3. ONTWIKKELING VAN HET OWT-CONCEPT 3.1 De lay-out uit het projectvoorstel Het OWT-concept – onderwerp van deze haalbaarheidsstudie – wordt in dit hoofdstuk besproken. Vertrekpunt voor de ontwikkeling van het OWT-concept was de lay-out die in het projectvoorstel is opgenomen, overeenkomend met figuur 7.
statorwikkeling rotor
stator
magneten
lagers
Figuur 7. Lay-out van het OWT-concept in het projectvoorstel. Ten opzichte van andere concepten valt vooral op dat er lagers aan de omtrek van de generator zitten. Daardoor bevindt de lagering zich dicht bij de luchtspleet van de generator en daarmee zijn de vervormingen in de luchtspleet gering en kan deze luchtspleet klein worden gehouden. De omtreksnelheid in deze lagers is hoog hetgeen een relatief hoog energieverlies tot gevolg heeft en grote slijtage kan veroorzaken. Een ander specifiek punt dat overigens niet uit de figuur blijkt: de stator en de rotor zijn in de omtrek gezien opgebouwd uit cirkelsegmenten. Deze segmenten zijn afzonderlijke generatormodules, waardoor productie, transport, onderhoud en uitwisseling eenvoudiger zijn dan bij de huidige DD-concepten. Ook kunnen de modules apart worden gesteld bij montage zodat de vervorming van de vrijwel constante magneetkracht per module kan worden gecompenseerd. Ook is essentieel dat de rotor links en rechts een generatorhelft heeft, waardoor de magneetkracht is gebalanceerd en niet door de lagering hoeft te worden opgenomen. De overige kenmerken zijn de axiale magnetische flux en de toepassing van permanente magneten. Voor de generator geldt dat een grote omtreksnelheid de effectiviteit verhoogt. Figuur 7 geeft een vertekend beeld van de verhouding tussen binnen- en buitendiameter van de generator. In werkelijkheid is alleen het materiaal aan de buitenomtrek effectief, vanwege de hoge snelheid en hoge arm voor het koppel. Er is dan ook voor gekozen de generator zoveel mogelijk naar de buitendiameter te brengen en een lagerconstructie alleen aan de binnendiameter van de ECN-C--01-024
17
generator toe te passen. De ringbreedte van het ijzerpakket ligt in de orde van 0,5 m terwijl voor de buitendiameter 4,5 m is gekozen. Dit is de maximale afmeting die nog in één stuk over de weg te transporteren is. Des te groter de diameter des te lichter de generator. Voor offshoreturbines (E-112 / Scanwind) worden generatoren met een nog grotere diameter ontwikkeld. Modulaire bouw is een ontwerpkeuze om de transportbarrière van 4,5 m voor land te slechten. De geringe ringbreedte van het generatorpakket is gewenst opdat de kracht van de permanente magneten met een zo klein mogelijke arm kan worden afgesteund. Deze magneetkrachten vormen de grootste belasting op de gondelconstructie. Door de grote lagerdiameter kunnen in plaats van een massieve as buizen worden gebruikt met een grote diameter. Omdat de magneetkrachten een enkele buis in de wand buigen is een dubbele buis met verbindingspennen toegepast, waardoor een lichte constructie mogelijk is, aangeduid als ‘space-frame’. Het opschalen van de constructie naar grotere vermogens (zeg meer dan 2 MW) zal niet gunstig zijn als bij een enkele generatorschijf de buitendiameter gehandhaafd blijft. Er komt dan steeds meer actief materiaal op een kleine diameter en ook wordt het moeilijk het grote aantal polen te handhaven omdat op een kleine diameter de ruimte tussen de wikkelingen voor het ijzer afneemt. Het toevoegen van een generatorschijf om tot grotere vermogens te komen is een optie. Zo kan de rotor worden gesplitst en kan daartussenin een gebalanceerde stator worden gemonteerd. Dit verhoogt echter de complexiteit van de constructie. Voor offshore-toepassingen, waar de hele grote vermogens benodigd zijn, is het logischer een grotere diameter toe te passen om binnen dit concept de constructie op te schalen. De constructie zal dan over water moeten worden getransporteerd (logisch voor offshore) of op locatie moeten worden gemonteerd. De overwegingen maken dat de conceptlay-out die meer in detail is beschouwd afwijkt van figuur 7. Deze aangepaste lay-out is in figuur 8 aangegeven.
Figuur 8. Lay-out van het concept dat voor verdere uitwerking wordt benut
18
ECN-C--01-024
3.2 De lagering De lagering van de rotor bevindt zich op een voor standaard lagers uitzonderlijk grote diameter van ca. 3,5 m. Dit heeft een aantal belangrijke gevolgen. Het meest ingrijpend zijn de hoge omtreksnelheid en de grote arm van de wrijvingskracht. Dit verhoogt de lagerverliezen en de kans op slijtage. Aan de andere kant maakt een lagering op grote diameter de toepassing van een enkele lagering en een ruime buisvormige as mogelijk, zoals de LW 50/750 laat zien. De momenten kunnen over de grote lagerdiameter in de ring worden opgevangen. Wel zijn de kosten van een lager met een zo grote diameter zeer hoog en worden voor het gebruikelijke wentellager hoge eisen gesteld aan de toleranties van het huis. Er zijn verschillende typen lagering in beschouwing genomen en de belangrijkste kenmerken zijn in onderstaande tabel samengevat. De waarden voor de wrijvingscoëfficiënt en de verliezen zijn slechts indicatief. Bijzondere omstandigheden als schokken en vervuiling kunnen het functioneren van een lager sterk beïnvloeden. Lagertype
Nauwkeurige Wrijvings- Indicatie Opmerkingen tolerantie coëfficiënt verliezen vereist / (typical) directe Uitzettingsprolagerwrijving blemen? + indirecte verliezen = totaal verlies Wentellager Staal Ja 0,001 – 3,2 + 0 = Bliksembeschadiging (draaikrans) 0,002 3,2 kW (?) / Prijsindicatie fl. 100.000,-1 op deze diameter Glijlager droog Sinterbrons Nee, 0,05 – 0,1 162 + 0 = 162 Enige lagermateriaal zelfinstellende kW dat droog de hoge segmenten omtreksnelheid verdraagt (oliegeïmpregneerd). Glijlager passief Staal Ja 0,005 – 16 kW, maar Hoge slijtage bij oliegesmeerd, 0,001 bij metallisch aanlopen; Stabiele (axiaal kunnen (bedrijf) contact oliefilm niet te Michell-blokjes 0,12 tijdelijk veel realiseren worden (aanlopen) meer gebruikt) (640 kW) Glijlagering Staal Nee zeer laag, 0,5 + 9,5 = Oliesysteem vergt (hydrostatisch) afhankelijk 10 kW (SKF) aandacht. van Prijsindicatie filmdikte fl. 200.000,-1 Magneetlager ElektroNee ‘0’ 0 + Niet Beveiliging tegen niet magneten bepaald bekrachtigde lagers is gelameleerd een punt van zorg. e rotorring 1
Materiaal
Zeer summier bepaald en exclusief bewerking van het huis.
Uit de tabel blijkt dat uit het oogpunt van verliezen en slijtage het wentellager, het hydrostatisch lager (zie bijlage 1) en het magneetlager toegepast kunnen worden. Ook blijkt dat de kosten van een lager op deze diameter voor alle typen (nog) zeer hoog zijn.
ECN-C--01-024
19
Hydrostatische en magnetische lagering zijn minder bekende lagertechnieken. Daarom worden in de volgende tabel de belangrijkste kenmerken van deze technieken met elkaar vergeleken.
Belasting Snelheid
Magnetische lagering
Hydrostatische lagering
Relatief lage belasting toelaatbaar Zeer hoge snelheden toelaatbaar Geen afdichting nodig
Hoge belastingen toelaatbaar
Bij hogere snelheden kunnen verliezen aanzienlijk worden Afdichting Enige afscherming van oliereservoir nodig Onbalans Onbalans kan door de regeling Onbalans wordt als trilling buiten het frame worden doorgegeven aan het frame gehouden Dynamische Op lagere frequenties kan de Onmiddellijk sterke demping belastingen demping worden ingesteld door compressie Verliezen Laag Pompverliezen en hydrodyna-mische verliezen laag bij lage snelheden. Condition Direct uit regelsysteem af te Trillings en monitoring leiden temperatuursensoren toevoegen Betrouwbaarheid en Geen contactschade en Erg betrouwbaar weinig eisen onderhoud electronica is beschermd op te aan het onderhoud, al is de stellen kwaliteit van de olie een punt van zorg Aanlopen Eerst vrijgave door lager Eerst vrijgave door lager Netuitval 1. Backup nodig 1. Backup nodig (batterijvoeding) 2. Eventueel op glijvlakken 2. Noodlager nodig laten uitlopen Het uitgangspunt van OWT is de glijlageroptie. Omwille van de gegarandeerde oliefilm wordt dan een hydrostatische lagering aanbevolen. Een voordeel is dat met afzonderlijke lagerschoenen kan worden gewerkt, hetgeen volledig aansluit bij de voorziene modulaire bouw. Maatafwijkingen kunnen worden opgevangen door het zgn. master-slave principe. De masterlagers hebben één oliefilm en bepalen de positie van het tegenvlak, terwijl de slave-lagers door een tweede oliefilm tegen het vlak aangedrukt blijven en dit kunnen volgen. Hierdoor kan het tegenvlak met ruime toleranties worden vormgegeven. Er is in het algemeen niet veel ervaring met het toepassen van hydrostatische lagers omdat er een apart pompsysteem voor nodig is. Deze lagers worden momenteel slechts toegepast voor zeer zware lasten of indien extreme eisen aan de stijfheid en stabiliteit van de lagering worden gesteld. De kostprijs is hoog en deze lagering wordt daarom, en ook vanwege de complexiteit niet door SKF aanbevolen. Echter de complexiteit zit vooral in het ontwerp en als windturbines op voldoende grote schaal worden geproduceerd is een acceptabele kostprijs mogelijk. De benodigde schoenen van een hydrostatisch lager wegen namelijk in totaal slechts rond de 500 kg, zoals uit het gewicht van de – min of meer – standaard units die SKF levert kan worden afgeleid. Een grotere belemmering voor de toepassing is het open olieretoursysteem. Bij verdere uitwerking zal deze lagering specifiek voor deze toepassing moeten worden ontworpen. Daarbij geldt in elk geval de eis van onderhoudsarm bedrijf. Hiertoe zullen onder meer het toepassen van een dubbele voeding, uitgebreide filtering en automatische olieverversing vanuit een geconditioneerd vat moeten worden overwogen. De axiale kracht van de wind zorgt voor een dominante lagerbelasting in één richting, maar omdat bij een enkele lagering ook het kipmoment van de gehele rotor in deze ring moet worden
20
ECN-C--01-024
opgevangen is een tweezijdige axiale lagering nodig. Daarnaast zijn er radiaal gerichte schoenen nodig voor het dragen van de rotor. Een open oliehouder zal (helaas) onderdeel moeten uitmaken van dit lagersysteem, waarin de olie die uit de lagers komt terugvloeit en van waaruit het met pompen weer naar de lagers wordt gevoerd. Een detailontwerp van dit systeem is vereist voor de afweging ten opzichte van een draaikranslager (wentellager) kan worden gemaakt. Bij actieve bladhoekregeling worden er ook lagers in elk blad toegepast. Hier worden nu wentellagers voor gebruikt en een argument dat in de afweging moet worden betrokken is dat bij toepassing van een wentellager als hoofdlager slechts één soort lagering in de turbine wordt gebruikt. Glijlagering is voor de bladhoekverstelling ook mogelijk, maar heeft meer last van stick-slip verschijnselen en vergt zwaardere actuatoren ten gevolge van de hoge wrijvingscoëfficiënt. Een suggestie van OWT ter verhoging van de slijtvastheid van de contactvlakken van een glijlager is het opspuiten van een keramische coating. Een relatief goed materiaal is zirkoonversterkt aluminium, maar de hoge wrijvingscoëfficiënt maakt dat deze materialen bij een glijproces snel heet worden en beschadigd zullen raken. Het toepassen van een harde laag zal wel de slijtage verminderen bij het rusten van de rotor op de lagerschoenen. Alleen deze laatste overweging kan een reden zijn tot toepassing over te gaan. Resumerend kan worden gesteld dat het toepassen van lagering op een grote diameter technisch haalbaar wordt geacht. Het zal tot meer verliezen en hogere kosten leiden dan gebruikelijk. Daar staan als voordelen besparing van constructiegewicht en stabiliteit van de luchtspleet tegenover. In een op deze oplossing toegespitst detailontwerp zal door afweging van kosten, rendement en betrouwbaarheid een goede keuze moeten worden gemaakt. Uitgaande van de huidige meerkosten van fl. 80.000,- voor het lager alleen en een staalprijs van fl. 8,- per kg is een materiaalbesparing van zo’n 10 ton staal nodig. Bij deze prijzen is het kleine lager met meer staal dan ook nog steeds de economische keuze.
3.3 De generator De bekrachtiging van de generator wordt verzorgd door permanente magneten. De generator bestaat uit twee helften waarbij de krachten op de rotor van de permanente magneten van deze helften elkaar balanceren. Dit is absoluut noodzakelijk omdat deze grote krachten niet via de lagering mogen worden geleid, vanwege de enorme wrijvingsverliezen en de slijtage die dan zou optreden. Generatoren met permanente magneten hebben een hoger rendement dan generatoren waarbij de bekrachtiging wordt verzorgd door elektromagneten. Daar de prijs van permanente magneten sterk is gedaald en verder zal dalen is het gebruik van permanente magneten voor dit concept een logische keuze. De materialen voor permanente magneten bezitten een relatieve permeabiliteit van nagenoeg 1. De weerstand van het magnetisch circuit wordt daardoor – bij verwaarlozing van de magnetische weerstand van het blik – bepaald door de dikte van de magneet en de breedte van de luchtspleet tezamen. Bij de bekrachting door elektromagneten is slechts de luchtspleet verantwoordelijk voor deze weerstand. Bij verkleining van de luchtspleet door bijvoorbeeld vervorming is in het tweede geval de vermindering van de weerstand van het magnetisch circuit veel groter, en daarmee de verhoging van de magneetkracht. Deze verhoging van de magneetkracht leidt tot een verdere vervorming en daarmee verkleining van de luchtspleet. Een hoge stijfheid van de constructie is dan ook nodig om de luchtspleet stabiel te houden. Met permanente magneten is dit effect minder sterk en dit komt de stabiliteit van de constructie ten goede. Een belangrijk argument voor plaatsing van de lagering op grote diameter is dat de luchtspleet door deze opzet kan worden verkleind. Bij het gebruik van permanente magneten is het effect daarvan op de vermogensdichtheid echter ook
ECN-C--01-024
21
minder dan bij elektromagneten, vanwege de geringere toename van de magneetflux. Toch blijft een kleinere luchtspleet gunstig en in de berekeningen (bijlage 2) is aangenomen dat deze tot 2 mm kan worden teruggebracht. Uitgangspunt van het OWT-concept is modulaire bouw in de omtrek gezien. De rotor van de generator wordt echter wel tevoren tot één geheel samengebouwd, hoewel dit niet noodzakelijk is. De rotor bevat de permanente magneten en deze behoeven geen onderhoud zodat dit argument voor modulaire bouw vervalt. Er is voor een generatordiameter gekozen van 4,5 m, zodat vervoer van de samengestelde rotor over de weg nog mogelijk is. In eerste instantie is gekozen de stator van de generator op te bouwen uit 8 losse statorsegmenten per generatorhelft. Elk van deze segmenten heeft zijn eigen wikkelingen, en er is dus geen verbindingswikkeling tussen de segmenten. Iedere statorgroef bevat normaliter twee halve wikkelingen van respectievelijk een heen- en van een teruggaande spoel. Bij een rondgaande bewikkeling komt men dan bij een goed ontwerp met een volbewikkelde stator uit. De keuze voor afzonderlijke statorsegmenten heeft tot gevolg dat bij een driefasenwikkeling de eerste drie en de laatste drie groeven van een module maar een halve wikkeling zullen bevatten. Het is wel mogelijk om spoelen te wikkelen die de eerste en de laatste drie groeven binnen een segment opvullen, maar dit geeft verhoogde koperweerstand in de lange wikkelkoppen, een lange fluxweg en onzekerheid vanwege het uitzonderlijke karakter. Het is dan ook niet verstandig om dit pad te bewandelen en er is voor gekozen om de half bewikkelde groeven als kenmerk in de beoordeling mee te nemen. Het blikpakket van de generator (figuur 9) wordt gevormd door een ringsegment van op elkaar gestapelde lamellen. Deze lamellen hebben in principe een met de straal verlopende lengte, hoewel er per 3 of 4 lamellen voor een gelijke lengte kan worden gekozen. De breedte voor de wikkelingen is steeds constant, zodat het ijzer tussen de wikkelingen per lamel in breedte moet variëren. Bij de fabricage van de lamellen uit een strip kan de groefsteek verlopen door de doorvoer van de strip met een sturing per lamel te laten variëren. Ook het lasersnijden uit plaat is een bewerking die steeds kosteneffectiever wordt. De kostprijsverhoging voor de verlopende lamellen zal in serieproductie dan ook gering zijn.
Figuur 9. Het blikpakket van een module
22
ECN-C--01-024
Analyse van de koeling van de generator vergt een thermische analyse van het generatorontwerp, hetgeen een te uitgebreide analyse is voor dit onderzoek. De vermogensdichtheid waarvoor gekozen wordt bepaalt of luchtkoeling voldoende is of dat waterkoeling is vereist.
3.4 Overige aspecten van de mechanische constructie De uitwendige hoofdbelastingen op de rotor zijn de windbelastingen, het gewicht en het generatorkoppel, terwijl als belangrijkste inwendige belastingen de centrifugaalkracht en de magneetkracht kunnen worden aangemerkt. Om gevoel te krijgen voor de grootte van de belastingen zijn in onderstaande tabel indicaties van de maximaal te verwachten waarden gegeven. Belastingsoort Kracht uit het aandrijfkoppel op de generatordiameter Axiaalkracht per blad Gewichtskracht van de rotor / gondel / toren Centrifugaalkracht van een blad Magneetkracht van een enkele generatorhelft Aërodynamische kipmoment op de gehele rotor
Kracht [kN] 200 100 250 / 600 / 1200 250 2000 165 kNm
Het specifieke samenspel van deze (vermoeiings)belastingen met elkaar en onder invloed van de vermogensregeling is te complex om binnen het kader van deze studie tot een reële schatting van het constructiegewicht te komen. Bij de bestaande turbines in dezelfde vermogensklasse blijkt dat de regeling een verschil van 40% in het rotorgewicht kan betekenen. Dit betekent dat alleen een gedetailleerde eindige-elementenberekening waarin de invloed van de regeling is meegenomen duidelijk kan maken wat het benodigde gewicht is van een turbineconcept, ook voor de OWT-constructie. Wel kunnen globaal belangrijke overwegingen uit de constructie-layout worden afgeleid. Een keus in het concept is de bladen op een rotorbuitenring te monteren. Hierdoor is een iets kortere bladlengte mogelijk dan bij de gebruikelijke compacte rotornaaf. Een nadeel van deze bladmontage is dat het bladverstelmechanisme minder toegankelijk is. Ook de ondersteuning van het klapmoment van de afzonderlijke bladen is minder. Juist door de geringe hoogte van de ring wordt het blad relatief slap gesteund. Het backingijzer van de permanente magneten wordt als constructiemateriaal benut, hetgeen overigens gebruikelijk is. De centrifugaalkracht van de bladen zal de rotorring tot een driehoek willen vervormen. Het voordeel van de axiale-fluxmachine is dat de luchtspleet van de generator niet afhangt van de rondheid van de rotor t.o.v. de stator, zodat deze vervorming geen probleem oplevert. Ook de gewichtsbelasting van de bladen zal een vervorming in dat vlak veroorzaken. De magneetkrachten van de rotor zijn vrijwel in evenwicht en de axiale positie wordt door de lagering zeer goed bewaakt. Zoals aangegeven is een ongunstige belasting voor de rotorring het klapmoment, de buiging door de axiale kracht op een blad. Dit moment bedraagt per blad maximaal zo’n 100 kN x 22 m = 2200 kNm. Dit enorme moment wil je niet in lagers opvangen (wrijvingsverliezen, overdimensionering), zodat het via de constructie naar het compenserend moment van de andere bladen moet worden geleid. Echter zal een nette krachtinleiding van deze vermoeiingsbelasting veel aandacht en materiaal vergen. Ook loopt deze belasting over een relatief grote buitenring naar de andere bladen. De gebruikelijke compacte rotornaaf is dan ook een lichtere optie om de bladen te verbinden. Het materiaal dat nodig is voor de nette ECN-C--01-024
23
krachtinleiding verbindt je dan bij wijze van spreken direct met het materiaal voor het volgende blad. Ook is de naaf gegoten waardoor lasverzwakking (ongunstig voor wat betreft vermoeiing) vermeden wordt. Bijkomend voordeel van een aparte rotornaaf is de toegankelijkheid van het bladverstelmechanisme. Een uitgebreide detailanalyse wordt door het geringe perspectief op dit punt dan ook niet gerechtvaardigd. Het ovaal trekken van de stator- en rotorcilinder van een radiaalgenerator wordt versterkt door de magnetische instabiliteit. Dit wil zeggen dat daar waar de luchtspleet kleiner wordt de magneetkracht harder trekt en de luchtspleet verder wil verkleinen en omgekeerd. Bij de axialefluxgenerator kun je een dergelijk fenomeen verwachten tussen de modules, waarbij de gondelbuis dan ovaal zou kunnen trekken. Over het algemeen geldt echter dat de drijvende kracht van deze instabiliteit evenredig is met het quotiënt van de verandering in de luchtspleet en de totale luchtspleet. De dikte van de permanente magneten mag je in deze berekening in de teller en de noemer als luchtspleet optellen, zodat een generator met permanente magneten hier veel minder gevoelig voor is. Indien je de montagepunten van de modules dicht bij elkaar brengt kunnen deze nauwelijks t.o.v. elkaar bewegen, zodat sowieso niet wordt verwacht dat dit een probleem is. De magneetkrachten in de rotor kunnen van de ene axiale generatorhelft naar de andere worden geleid via op trek staande constructiedelen, hetgeen de ideale belasting is. De magneetkrachten van de stator lopen via buiging van de steun naar het space-frame. Hier kunnen de modules stijf aan worden gemonteerd. Het koppel van de magneetkrachten is door de kleine arm beperkt, zodat deze buiging goed in het space-frame op te vangen is. De modules kunnen afzonderlijk worden gesteld. Eventueel is er ook de mogelijkheid om modules een bewerking te geven die een negatief is van de vervorming door de magneetkracht. Hierdoor kan een constante en minimale luchtspleet worden verkregen. De gondelbuis is groot genoeg om er rechtop in te kunnen staan. Vanwege de grote diameter is de buigstijfheid voor gewicht en windbelastingen eenvoudig voldoende groot te ontwerpen ondanks eventuele montagegaten. Dit wordt geïllustreerd met het volgende rekenvoorbeeld. Een windturbine van 1,8 MW heeft een as van 600 mm. Deze as weegt 2,2 ton per meter, terwijl een buis met een buitendiameter van 3 meter, en hetzelfde weerstandmoment tegen buiging een wanddikte heeft van:
3 − 4 34 − 0,63 ⋅ 3 s= = 0.003 m = 3 mm 2 en daarmee maar 10 % van het gewicht van de massieve as nodig heeft. Nu is 3 mm natuurlijk geen praktische wanddikte en ook heeft asmateriaal vaak een hogere sterkte dan buismateriaal. Echter deze berekening dient slechts om aan te tonen welk een stijfheid bij goede krachtinleiding aan een buis van deze diameter kan worden ontleend, en dat aanzienlijke gewichtbesparing daardoor mogelijk wordt. Hierbij moet wel worden bedacht dat staal en kleine lagers een lage kostprijs hebben terwijl grote lagers (nog) zeer duur zijn.
3.5 Modulaire bouw Zoals al bij de beschrijving van de generator is aangegeven wordt de stator in 16 (=2x8) modules opgebouwd. De modulaire opzet beoogt grofweg drie zaken, te weten grotere serieproductie, eenvoudig transport over land en eenvoudig onderhoud (vervangen van modules). De modules zijn voldoende handzaam om door bewerkingsmachines te worden gemanipuleerd. De moduleseries zijn groter doordat er meer identieke modules per turbine worden gemaakt. De ontwikkeling van de markt voor windturbines is wereldwijd gezien enorm
24
ECN-C--01-024
maar toch is veel van de productie gebaseerd op handwerk. De ontwikkeling naar meer productieautomatisering kan tot een significante prijsdaling leiden mits de modules eenvoudig kunnen worden samengebouwd en de seriegroottes voldoende groot zijn. Modulaire bouw is in vele concepten mogelijk. Steeds zal moeten worden bekeken hoe een effectieve en betrouwbare samenbouw kan worden gerealiseerd en tevens moet er een kostenafweging worden gemaakt. Hierbij is het goed de waarde van de drie doelen van modulebouw afzonderlijk te beoordelen. Serieproductie van kleine modules met daarna samenbouw tot één grote machine in de fabriek is steeds toe te passen en wordt dan ook al toegepast. Samenbouw tot twee of drie modules in de fabriek is al voldoende om eenvoudig transport mogelijk te maken. Het uitwisselen van modules is alleen mogelijk als de modules voldoende handzaam zijn in de operationele turbine en niet door wikkelingen gekoppeld zijn. Om ook deze laatste mogelijkheid te beoordelen zijn de elektrische prestaties voor 2x8 modules berekend. Nadelen van de modulaire bouw zijn dat de modules uiteindelijk goed aan moeten sluiten (zeg 1 mm tussen de blikpakketen in de omtrek gezien), dat de constructie door de deling verzwakt en dat de groefbelegging niet volledig is. De elektrische aansluitingen van de modules worden via een rondgaande rail verbonden. Omdat het aannemelijk is dat het concept van figuur 8 zal worden aangepast bij vervolgontwikkeling is de samenbouw binnen dit concept niet in detail uitgewerkt. Wel zijn in de basis twee methoden te onderscheiden, te weten: a. Samenbouw met magneten die zijn gemagnetiseerd, waarbij de modules zeer gecontroleerd tot in hun positie moeten worden begeleid; b. Het magnetiseren van de permanente magneten na samenbouw; dit vergt een aparte voorziening, maar de montage is eenvoudiger. Met zo’n voorziening is bovendien de magnetisatie te herstellen als de magneten gedemagnetiseerd zouden raken. Bij een goed ontwerp treedt demagnetisatie niet op, maar als het optreedt is het een groot probleem. Om het uitwisselen van de statormodules na samenbouw mogelijk te maken moeten deze eenvoudig kunnen worden weggenomen. Bij methode b wordt geen rekening gehouden met het manipuleren van modules onder magneetkrachten zodat de magneten voor demontage moeten worden gedemagnetiseerd. Hydrostatische lagers hebben een modulaire opzet. Door iedere generatormodule zijn eigen hydrostatische lager(s) te geven ontstaan modules die in de omtrek tegen de rotorring aan worden gesteld. Het master-slave-principe van de hydrostatische lagers maakt dat de eisen aan de nauwkeurigheid van de diameter niet hoog zijn. Slechts aan de lokale vormnauwkeurigheid van het tegenvlak worden eisen gesteld. Daarom passen hydrostatische lagers goed in het modulaire concept.
ECN-C--01-024
25
26
ECN-C--01-024
4. EVALUATIE In onderstaande tabel zijn specificaties van vier turbines opgenomen die op de markt verkrijgbaar zijn. Turbine
Vestas V66
Neg-Micon 1500C/64
Eigenschap 1750 1500 Vermogen [kW] 3000 2750 Prijs [kDM] 66 64 Rotordiameter [m] 60 / 67 / 78 60 / 68 / 80 Ashoogten [m] 4 4 V_wind in [m/s] 16 14 V_wind rated [m/s] 25 25 V_wind out [m/s] 70 70 V_wind survival [m/s] van 10,5 tot 24,5 11,6 en 17,4 Toeren rpm 23 39,5 Rotormassa [t] 57 65 Gondelmassa [t] 80 104,5 Gondelmassa incl. rotor 100 / 117 / 159 Torenmassa's [t] pitch en var. overtrek passief Vermogensregeling toeren 2-toeren asynchroon Asynchroon 4-6 Generatortype polig
Enercon E-66
Enercon E-66
1500
1800
66 64 / 66 / 84 2,5 13 25 70
70 64 / 66 / 84 2,5 12 25 70
van 10 tot 22 27,4 70 97,4
van 10 tot 22 29,5 70 99,5
122 / 130 / 191 pitch en var. toeren DD-synchroon
122 / 130 / 191 pitch en var. toeren DD-synchroon
De variabele-snelheidsregeling van asynchroongeneratoren in het tandwielkastconcept, zoals Vestas en ook de Amerikaanse turbinefabrikant Enron toepassen, is een grote verbetering voor wat betreft het materiaalgebruik. Dit blijkt uit de tabel, want de rotormassa van de Vestas V66 is beduidend lager dan die van Neg-Micon. Gevolg van de variabele-snelheidsregeling is wel dat onder meer een bladverstelmechanisme wordt toegevoegd en het aantal componenten dat een kans heeft op falen en onderhoud dan ook hoger is. De DD-synchroongenerator van Enercon maakt ook gebruik van variabele snelheidsregeling en bladverstelling maar heeft nog een hoger gewicht dan de V66, voornamelijk veroorzaakt door de generator. Bij DD-generatoren is er echter meer ruimte voor verdere optimalisatie dan bij de conventionele generatoren en er zijn minder componenten. Het ziet ernaar uit dat voor de grote turbines het concept van Vestas en ook de Amerikaanse fabrikant Enron steeds meer de standaard wordt van het ‘conventionele’ concept met tandwielkast. Een recente publicatie over de ontwikkeling van DD-generatoren is van Anders Grauers van de Technische Universiteit van Göteborg [4]. Enkele van zijn conclusies worden hier aangehaald omdat eruit kan worden afgeleid wat op termijn de kansen zijn van DD-generatoren ten opzichte van generatoren met een tandwielkast. Er moet wel bij worden bedacht dat Grauers affiniteit heeft met DD-generatoren. 1. Er zijn goede mogelijkheden om afmetingen en kosten van DD-generatoren te reduceren ten opzichte van de huidige situatie. De benodigde vermogenselektronica wordt steeds goedkoper. Verwachte ontwikkelingen zijn de introductie van permanente magneten en een verdere reductie van de generatorafmetingen.
ECN-C--01-024
27
2. De DD-generator heeft nu al een aanzienlijk deel van de windturbinemarkt (vnl. Enercon) veroverd. Daar deze technologie nog volop in ontwikkeling is mogen er verbeteringen verwacht worden. De prestatieverschillen ten opzichte van de opzet met tandwielkast zijn echter niet groot en het kan dan ook enige tijd duren alvorens de DD-technologie de overhand krijgt. Bovenstaande conclusies betekenen dat een significante verbetering in het DD-concept niet alleen de DD-markt opent, maar daarnaast het verdringen van de opzet met tandwielkast versnelt. Dan rest de vraag of het OWT-concept een significante verbetering in het DD-concept inhoudt. Door de TU Delft is het generatorgedeelte van het OWT-concept in een voorontwerp uitgewerkt. De resultaten zijn in bijlage 2 toegevoegd en de belangrijkste conclusies die kunnen worden getrokken zijn: 1. De opdeling in gescheiden modules vermindert de vrijheid om het poolaantal te optimaliseren. Het poolaantal moet namelijk deelbaar zijn door het aantal modules. 2. De slechts voor de helft gevulde statorgroeven aan het eind van ieder segment reduceren de benutting van magneten en ijzer significant. Voor een 3-fasen ontwerp met 72 poolparen en 8 modules is bij hetzelfde ijzer en magneetgewicht 5,5% minder koper toe te passen. Dit betekent 5,5% minder spanning en vermogen. Daar bovenop komt dus nog het prestatieverlies ten gevolge van punt 1. 3. Naarmate er voor meer segmenten wordt gekozen zijn de gevolgen van de onder punt 1 en 2 genoemde nadelen ernstiger. 4. Met rechthoekige geleiders is 50% minder actief materiaal nodig dan met ronde geleiders. 5. Het belangrijkste voordeel van een axiale-fluxmachine tegenover de radiale-fluxmachine is de verkorting van de axiale lengte. Dit is voor het OWT-concept geen belangrijke overweging en er is dan ook geen reden om in dit geval voor de axiale flux te kiezen. Voor de beoordeling op de overige punten worden de resultaten van hoofdstuk 3 samengevat. 1. De bladen kunnen beter compact op een naaf worden gemonteerd dan op een grote diameter vanwege het grote klapmoment van het blad uit de axiale winddruk. 2. Jeumont maakt gebruik van een axiale-fluxgenerator om meerdere schijven van beperkte diameter te kunnen stapelen voor grotere vermogens. Het transversale-fluxconcept of het concept van Crescimbini onderscheiden zich vooral door de zeer eenvoudige statorwikkeling, hetgeen een gunstige invloed op de kosten heeft. Geen van deze argumenten geldt specifiek in het OWT-concept, zodat de onderbouwing om met een axiale flux te werken in het OWT-concept niet duidelijk meer is. 3. Het gebruik van permanente magneten is naar de toekomst gezien een goede keuze. 4. Het toepassen van een buis als aselement maakt een significante gewichtsbesparing mogelijk. 5. Modulaire bouw is een kansrijke mogelijkheid om via meer seriematige productie de kostprijs sterk te verlagen. De modules kunnen in een fabriek tot één machine worden samengesteld. Ook kan de generator in 2 of 3 modules worden verdeeld waarmee transport over land te vergemakkelijken is. Meer dan ca. 6 modules maakt uitwisseling voor onderhoud mogelijk. Voor ieder niveau van modulaire bouw is een afweging van de kosten en baten nodig. Een eenvoudige samenbouw van de modules tot één generator is vereist. 6. Een enkele lagering op de diameter van de generator is technisch uitvoerbaar zonder bovenmatige energieverliezen. De toepassing van een dergelijke lagering is nog zo uitzonderlijk dat de kostprijs ervan op dit moment zeer hoog is. Bij productie van grote series lijkt aanzienlijke kostprijsverlaging mogelijk. De lagering zal echter zeker duurder blijven dan de gebruikelijke kleine wentellagers. 7. Hydrostatische glijlagering is een vorm van lagering die heel goed in de modulaire opbouw past. Er worden geen hoge eisen gesteld aan de bewerking van de grote diameter daar de modules zich naar het vlak kunnen richten. Daardoor kunnen ook uitzettingen en vervormingen goed worden gevolgd. Hydrostatische lagering geeft in het lagervlak een
28
ECN-C--01-024
vormvaste en stijve ondersteuning. Echter vergt deze lagering een hydraulisch systeem en is er een oliereservoir in de rotor nodig. Het bereiken van voldoende betrouwbaarheid is een belangrijk aandachtspunt. Er kan ook voor een wentellager worden gekozen, maar ook dan is de kostprijs hoog en gelden zware eisen voor de toleranties van het lagerhuis. Een derde optie die eventueel in aanmerking komt is magnetische lagering. Uit de evaluatie komt naar voren dat er te veel bezwaren kleven aan het OWT-concept om de ontwikkeling in deze vorm te rechtvaardigen. In ieder geval zou de keuze op een generator met radiale flux en een aparte rotornaaf voor de bladmontage moeten vallen. Modulaire bouw in de omtrek wordt voor radiale-fluxmachines al uitgebreid onderzocht [19]. Uit de nieuwheidsscan bleek dat dit idee in US-patent 5,844,341 is beschermd (figuur 10). Ook permanente magneten, een buisvormige as en een groter lager worden al toegepast. Een nieuwe ontwikkeling kan de toepassing van hydrostatische lagerschoenen zijn. De modulaire opzet en de mogelijkheid van gebruik op grote diameter zijn voordelen, waar de nadelen van het oliesysteem en (nog) de kostprijs tegenover staan.
Figuur 10. Constructieschets van een modulair gebouwde radiale-fluxgenerator (bron: USpatent 5.844.341)
ECN-C--01-024
29
30
ECN-C--01-024
5. CONCLUSIES EN AANBEVELINGEN In deze studie is de haalbaarheid onderzocht van de door Octopus Wind Technology voorgestelde opbouw van de generator van een windturbine voor grote vermogens. In dit concept is een aantal vernieuwende ideeën verwerkt, te weten: 1. 2. 3. 4. 5.
De generator is een direct-drive generator met permanente magneten. (Glij)lagering is geïntegreerd aan de omtrek van deze generator. Rotor en stator zijn modulaire opgebouwd. De magnetische flux is axiaal gericht en niet radiaal. De bladen zijn aan de rotoromtrek gemonteerd.
Binnen het kader van deze studie waren gedetailleerde analyses niet mogelijk. De volgende conclusies zijn dan ook voornamelijk op kwalitatieve gronden gebaseerd. 1. De bladen kunnen beter op een naaf worden gemonteerd dan op een ring met grote diameter. 2. Er is geen reden om de generator in het OWT-concept met axiale flux te ontwerpen. 3. Modulaire bouw voor een radiale-fluxgenerator wordt al experimenteel onderzocht. 4. Het toepassen van een buis als aselement maakt een grote gewichtsbesparing mogelijk, zoals Lagerwey al in de praktijk heeft aangetoond. 5. Permanente magneten zullen in DD-generatoren worden toegepast. De kostprijs is recentelijk sterk gedaald maar nog te hoog om bestaande systemen definitief te verdringen. 6. Een enkele lagering op de diameter van de generator is technisch uitvoerbaar zonder bovenmatige energieverliezen. De kostprijs van een dergelijke lagering is nog zeer hoog. Bij seriematige productie is aanzienlijke kostprijsverlaging mogelijk, als het materiaalgewicht in beschouwing wordt genomen. Hydrostatische glijlagering past heel goed in de modulaire opbouw. Er worden geen hoge eisen gesteld aan de bewerking van de grote diameter daar de modules zich naar het vlak kunnen richten. Bij een doordacht ontwerp kunnen ook uitzettingen en vervormingen goed worden gevolgd. Hydrostatische lagering geeft in het lagervlak een vormvaste en stijve ondersteuning. Echter vergt deze lagering een hydraulisch systeem en is er een oliereservoir in de rotor nodig. Het bereiken van voldoende betrouwbaarheid is een belangrijk aandachtspunt. Samengevat: het hydrostatisch lager is in deze toepassing een optie die verder dient te worden onderzocht. Het OWT-concept blijkt gewijzigd te moeten worden om verdere ontwikkeling te rechtvaardigen. Er blijven dan echter onvoldoende unieke kenmerken over om het ontwerp te kunnen beschermen, want deze worden al toegepast of onderzocht. Vooral in het onderzoek van E. Spooner en P. Gordon [19] en in het ontwerp van de LW 50/750 zijn de goede ideeën uit het OWT-concept al verwerkt. Evenwel kan een combinatie van deze ideeën een goede basis voor een nieuw turbineontwerp zijn, maar een detailanalyse is nodig om de prestaties in kaart te brengen.
ECN-C--01-024
31
32
ECN-C--01-024
6. LITERATUURLIJST 1. Demande de brevet d’invention, Institut National de la propriété industrielle, no. de publication 2 742 939 en 2 760 492. 2. Machine-onderdelen, ir. Jac Stolk, ir. C. Kros, 1981. 3. Werktuigbouwkundig ontwerpen & construeren, secties A2210 en A 2211, Samsom Bedrijfsinformatie. 4. Direct driven generators, Anders Gauers, http://www.elkraft.chalmers.se/Publikationer/EMKE.publ/Abstracts/NWPC2000.pdf. 5. Design of direct-driven permanent-magnet generators for wind turbines, PhD Thesis, Anders Gauers, 1996, Chalmers University, Goteborg, Sweden. 6. Hydrostatic shoe bearing arrangements, SKF Brochure. 7. Friction and wear of nanoscale oxide ceramics, E.J. Mulder,H.S.C. Metselaar en D.J. Schipper, http://www.wb.utwente.nl/vakgroep/tr/project5.htm. 8. Development of a transverse flux traction motor in a direct drive system, G. Henneberger, R. Blissenbach, U. Schäfer, W. Hackmann http://www.iem.rwth-aachen.de/~bliss/pdf/icem2000.pdf 9. Axial flux, modular , permanent-magnet generator with a toroidal winding for wind turbine applications, E. Muljadi, C.P.Butterfield, Yih-Huei Wan, National Wind Technology Center (NREL) http://www.nrel.gov/wind/library.html#28421 10. Gear-less wind energy conversion system using an axial flux PM synchronous machine, Wind Energy, Onorati Honorati, Federico Caricchi, Fabio Crescimbini, Giuseppe Noia, Technology and Implementation, Proceedings of EWEC 1991 11. Algemene specificaties V66-1,75 MW, Vestas 12. Algemene specificaties Enercon E-66, www.enercon.de 13. Algemene specificaties Neg-Micon, www.neg-micon.dk 14. Algemene specificaties Nordex, www.nordex.dk 15. Algemene specificaties Jeumont, www.espace-eolien.fr/lille/j48.htm 16. Comparison of generator topologies for direct-drive wind turbines, Proc. of the NORPIE 2000 Conference, M.R. Dubois, H. Polinder, J.A. Ferreira 17. Core losses in permanent-magnet motors, Slemon G.R., Liu X., IEEE Transactions on Magnetics, vol. 26, 1990, pp. 1653-1655 18. Global wind energy market report 1999, http://www.awea.org/faq/global99.html. 19. Segmental construction of large modular permanent magnet machines, P. Gordon, E. Spooner, ICEM 2000
ECN-C--01-024
33
34
ECN-C--01-024
7. BIJLAGEN Bijlage 1 Bijlage 2 Bijlage 3
ECN-C--01-024
SKF-uitvoering van hydrostatische lagering. Axial-Flux Generator for Wind Turbines, Maxime Dubois Conceptberekeningen aangaande de OWT-constructie
35
36
ECN-C--01-024
BIJLAGE 1 SKF-uitvoering van hydrostatische lagering
Voorbeeld van de opbouw van het axiale lager, met master-schoenen die de positie van het vlak bepalen, en slave-schoenen die het vlak volgen
Doorsnede van de SKF slave-schoen, met dubbele oliefilm
ECN-C--01-024
1
Standaarduitvoeringen van SKF
2
ECN-C--01-024
BIJLAGE 2
Axial-Flux Generator for Wind Turbines Design of a Modular Axial-Flux Permanent Magnet generator of Power 1.8 MW
Contract with ECN, contract number IS990012
Maxime Dubois, Henk Polinder Delft University of Technology Report number EPP00.R07 December 2000
Table of Contents
1. Introduction 1 2. Assumptions, starting-points and choices 1 2.1. Generator general lay-out ........................................................................... 1 2.2. Assumptions ............................................................................................... 1 2.3. Design specifications .................................................................................. 3 2.4. The use of modular segments ..................................................................... 3 2.5. Use of power converter............................................................................... 4 3. From dimensions and material properties to parameters and performance 5 3.1. Introduction................................................................................................. 5 3.2. List of variables .......................................................................................... 5 3.3. Used materials ............................................................................................ 7 3.4. Basic dimensional specification ................................................................. 8 3.5. Variable parameters .................................................................................... 8 3.6. Derived dimensions and characteristics...................................................... 9 3.7. Machine electric parameters ..................................................................... 11 3.8. Operating point: voltages and currents ..................................................... 13 4. Generator performance and specifications 15 4.1. Description of the performance criteria.................................................... 15 4.2. Generator specifications & dimensions with round conductors ............... 16 4.3. Generator specifications & dimensions with square conductors.............. 18 4.4. Stator winding........................................................................................... 19 5. Comparison with other generator concepts. 20 6. Conclusion 22 7. References 23
1. Introduction This report describes the design of an axial-flux generator for a 1.8 MW direct-drive wind turbine. The implementation of the axial-flux generator is only a part of a new wind turbine concept, which is under evaluation by ECN. This document is a feasibility study, and its aim is to give ECN a direction for the implementation of an axial-flux generator in the new wind turbine concept. The report investigates the design aspects of such a direct-drive generator, and gives good specifications for the construction of the generator. However, limited optimization has been carried out. Many assumptions have been used in order to obtain workable results within a limited time frame. As mentioned in the last paragraph, the axial-flux generator is only a part of the whole wind turbine concept. In many aspects, the design choices are dictated by the way the blades and hub are mechanically joining the generator, and by the installation procedure which is foreseen. The different constraints imposed on the design will be listed in section 2. Section 2 will also identify the constraints imposed by the actual limits of technology in terms of material selection. In section 3, the different equations for the design of the axial-flux generator will be given, leading to the results in section 4. Section 4 gives two different machine designs. The first one is the least performing, and uses round copper in the stator winding, where the second design is more performing, with the use of rectangular copper. These two designs are both given here, because the manufacturing costs of round copper may be lower than for the rectangular copper design. Since the present report does not evaluate the cost of manufacturing, we cannot judge over the final cost of either of the two machine designs. There is a possibility to implement either of these two designs, depending on the result of a manufacturing cost evaluation.
2. Assumptions, starting-points and choices 2.1. Generator general lay-out The generator concept that is evaluated in this report is the axial-flux generator with permanent magnets. Several types of axial-flux machines have been reported in literature. The main concept is the “TORUS” machine, where the windings are not placed in slots. This concept is described in [2]. The “TORUS” concept has the advantage of easier production, but the disadvantage of thicker permanent magnets. In [4], we compared the “TORUS” topology with the standard radial-flux permanentmagnet machine. It appears that the costs of active material for the “TORUS” topology are twice higher than the RFPM topology. For this reason, the idea of slotless winding is left out, and slotted axial-flux machine is considered for the current machine design. The axial-flux generator is illustrated in figure 1 and figure 2. In figure 2, the generator is divided into two identical machines. Each machine produces its own voltage and current. The two machines are electrically connected in parallel. The rotating part of the generator is shown on the inner side of the turbine in figure 2. The rotor includes the rotor back iron and the permanent magnets. The outer part of the turbine contains the stator windings (see figure 2) and stator laminations. The stator parts are not rotating with the blades.
2.2. Assumptions In the calculations of the generator parameters, it is assumed that: - the rotor uses Nd-Fe-B permanent magnets without flux concentration - there is no saliency: the stator inductance is constant for all rotor positions - the number of stator phases is m = 3 Axial-Flux generator, December 2000
1
Figure 1: Wind turbine with axial-flux generator; front view
Figure 2: Axial-flux generator; side view Axial-Flux generator, December 2000
2
- there is one slot per pole per phase (q = 1) - the two machines are connected in parallel - the phases are connected in star via a point of common connection - the three phases carry the same current - sufficient cooling is available to allow a current density between 3 and 4 A/mm2 in the conductors. With such values of current density, it is expected that air-cooling with adequate forced cooling will be sufficient, but this has to be verified accurately before building the generator. As an example, Lagerwey machine rated 750 kW uses no liquid cooling with comparable current densities in the conductors. - the iron losses are proportional to the frequency and to the square of the magnetic flux density - the copper fill factor of the slot is 0.45 for round conductors, and 0.6 for square conductors. Both options are investigated; - the distance between two segments is negligible (less than 1 mm); - the slots are closed with non-magnetic wedges; - the slot width is almost equal to the teeth width in the inner radius. The slot width is only 5% narrower than the tooth width; - the tooth width is 4.5 times lower than the slot depth
2.3. Design specifications - the outer radius of the machine is rlo = 2.25 m. This does not include copper end windings; - the minimum possible inner radius of the machine is rli = 1.65 m. This includes the copper end windings; - The generator nominal power is Pout = 1.8 MW; - The generator rotational speed is N = 21 rpm; - The air-gap g = 2 mm on each side; - The stator line voltage is Upl = 690 V; - The number of segments per machine is ks = 8; - The number of machines per generator is Nm = 2.
2.4. The use of modular segments The axial-flux generator provides a better utilization of the inner parts of the generator volume than the radial-flux generator. However, producing slotted laminations is more complex in the axial-flux configuration, due to the variable distance between two slots along the radial direction. In past designs, it was proposed to use slotless winding [2] to circumvent this problem. However, this leads to thick magnets in the rotor, and as a result, the costs for the active material are substantially increased. For the axial-flux generator presented in this document, the stator is divided into segments. Each segment is produced separately by stacking all the laminations one on top of the other. For a given segment, all the laminations are different, with increasing slot pitch. Separate segments have the following advantages: - Ease of transportation; - Ease of installation; Axial-Flux generator, December 2000
3
- Ease of production; - Possibility of replacing only one segment in case of generator failure. The following disadvantages must be mentioned however: - the poles at the two ends of each segment have half of their slots filled with copper; - the number of poles per segment must be equal for each segment. This prevents any refinement in the number of pole pairs for the optimization of the total machine; - mechanical attachment between two segments must be reinforced to prevent any variation of the air-gap from one segment to the other; - mechanical attachment between two segments must be such that the lateral space between two adjacent segments be less than 1 mm at all times; - clearance must be provided in the area near the segments borders, in order to make the connection of conductors possible. It is expected that copper end windings will be longer in that region, leading to higher copper losses. About the number of segments, the smaller the segments the easier transportation and installation. However, an increasing number of segments also increases the problem of half-filled slots in the area near the segment border. A trade-off must be made between the ease of manufacturing and the machine performance (weight and efficiency). The number of segments is chosen to be ks = 8 per machine (or per side). There are two machines (two sides) to the generator (Nm = 2), giving 16 segments in total. It must be mentioned that the use of a segmented machine with one phase (m=1) would reduce the problem related to the number of pole pairs per segment and the problem of half-filled poles at the segment ends. If the slot pitch is the same, and the machine has only one phase, the number of pole pairs will increase, and the amount of half-filled slots will be divided by three. However, a single phase rectifier will be more expensive and less efficient than a three-phase rectifier. The design of a single-phase generator-rectifier is not covered in this report, and is left for further studies.
2.5. Use of power converter The generator is used at variable rotational speeds. The frequency and voltage across the stator is then also variable. There is a need for a power electronics converter, which converts variable voltage & frequency into voltage & frequency with fixed value.
Figure 3: Power electronics converter proposed for the interface between the generator and the grid
Axial-Flux generator, December 2000
4
The design analysis of this converter is not included in this report. However, the choice for this converter has an impact on the generator design. In order to allow a maximum degree of freedom, the converter is assumed to have two voltage-source inverters (VSI). One of the VSI is used as a rectifier, and the other VSI is used as an inverter to the grid. The power converter which is assumed for this study is shown in figure 3.
3. From dimensions and material properties to parameters and performance 3.1. Introduction This section is built as follows. First, the used materials and material properties are mentioned. Next, a set of basic dimensions is given. From these basic dimensions, several other dimensions and the masses of the active material are calculated. Subsequently, the resistances, leakage inductances, main inductance and winding factors are calculated. Finally, the losses are calculated.
3.2. List of variables Many variables enter in the design of this electrical machine. Those variables are listed, along with their definitions: • ACus cross section of a conductor; • Ai Current loading at inner radius; • Bg Air-gap flux density; • Bgm The fundamental space harmonic of the magnetic flux density in the air gap; • Brm remanent flux density; • Bsbi maximum flux density for rotor back iron; • Bst peak flux density value obtained in the teeth; • Bsy peak flux density value obtained in the stator yoke; • bs slot width; • bti tooth width at the inner radius; • bto tooth width at the outer radius; • Ep no-load rms stator phase voltage; • Fatt attracting forces between rotor and stator; • f electrical frequency; • g air gap (between stator and magnet); • geff effective air gap of the machine; • hbi magnet back iron thickness; • hs slot height; • hsy yoke thickness (active part); • hw stator wedge height; • Isnom nominal current per machine; • Js conductors current density; • kCarterave average value of the Carter coefficient; Axial-Flux generator, December 2000
5
• kmag ratio of magnet area over pole area; • ks number of segments per machine; • ksfil copper fill factor; • kwp winding pitch factor; • kws magnet skew factor; • Ls total stator inductance per machine; • Lsm stator main inductance per machine; • Lsσ total stator leakage inductance per machine; • Lsσew stator end winding leakage inductance per machine; • Lsσg stator air gap leakage inductance per machine; • Lsσs stator slot leakage inductance per machine; • lCus phase winding length; • lm magnet thickness in the direction of magnetization; • MCus mass of the stator copper; • MFebi mass of the rotor back iron; • MFest mass of the stator teeth; • MFesy mass of the stator yoke iron; • MGen total generator mass; • Mm mass of the magnets; • Ms mass of stator iron; • m number of stator phases; • N generator rotational speed (rpm); • Nm number of machines in parallel; • Nslot number of conductors per slot; • PCus total copper losses; • P generator power rating; • PFes stator iron losses; • PFE,spec steel specific losses at 50 Hz and 1.5 T; • Pout electrical power fed to the grid; • ps number of pole pairs per segment; • q number of slots per pole per phase; • rli stator inner radius (excluding windings); • rlo stator outer radius (excluding windings); • rwi stator inner radius (including windings); • rwo stator outer radius (including windings); • Rs stator resistance per machine; • Upl terminal line voltage; Axial-Flux generator, December 2000
6
• Xpu per unit synchronous reactance; • β angle between no-load phase voltage and line current; • η machine efficiency at nominal load; • ρCu copper resistivity; • ρm,Fes mass density of stator laminations; • ρm,Fey mass density yoke steel; • ρm,m mass density permanent magnet; • τp average pole pitch; • τpi pole pitch ar inner radius; • τpo pole pitch at outer radius; • τs average slot pitch; • τsi slot pitch at inner radius; • τso slot pitch at outer radius; • µrm relative recoil permeability.
3.3. Used materials The mentioned material properties are given by the material manufacturers. The flux densities are values guaranteed by the material manufacturer as minimum values. Stator laminations: specific losses PFE,spec = 5.3 W/kg at 50 Hz and 1.5T; mass density ρm,Fes = 7700 kg/m3; flux densities: 1.54 at 2.5 kA/m, 1.64 T at 5 kA/m, 1.74 T at 10 kA/m; We use a maximum flux density Bsy = 1.2 T. We recommend the use of lamination type V530-50A from the manufacturer Kienle&Spiess (Germany) or equivalent material having the same characteristics as described above. The laminations V530-50A have a thickness of 0.5 mm, and a stacking factor of 0.97. Rotor iron The rotor back iron is assumed to be made of solid steel having the same magnetic characteristic as the stator laminations mass density ρm,Fey = 7700 kg/m3; flux densities: 1.54 at 2.5 kA/m, 1.64 T at 5 kA/m, 1.74 T at 10 kA/m; We use a maximum flux density Bsbi = 1.2 T for the rotor back iron. Stator conductors: Material = copper; insulation class H; Axial-Flux generator, December 2000
7
resistivity, ρCu = 0.0252 µΩm at 120 oC, (ρCu = 0.018 µΩm at 20 oC); mass density ρm,Cu = 8900 kg/m3.
Permanent Magnets Material = Nd-Fe-B; remanent flux density Brm = 1.1 T at 85 oC (Brm = 1.2 T at 20 oC); relative recoil permeability µrm = 1.1; mass density ρm,m = 7500 kg/m3. We recommend the use of Nd-Fe-B magnets type BM35SH from the manufacturer Bakkermagnetics (Netherlands). The maximum operating temperature of this material is 150 degrees C.
3.4. Basic dimensional specification The following dimensions and properties are used in the design process. These basic dimensional specifications are boundary conditions imposed to the generator, which originate from the assumptions and starting points listed in section 2. • stator outer radius (including windings) rwo = 2.25 m; • minimum value of stator inner radius (excluding windings) rli = 1.65 m; • number of slots per pole per phase q = 1; • ratio of magnet area over pole area kmag = 0.8; • stator wedge height hw = 5 mm; • air gap (between stator and magnet) g = 2 mm; • number of stator phases m = 3; • number of machines Nm = 2; • number of segments per machine ks = 8.
3.5. Variable parameters These variable parameters are varied during the design process in order to obtain good machine performances. • stator inner radius (excluding windings) rli; • number of pole pairs per segment ps; • number of conductors per slot Nslot; • Air-gap flux density Bg; • Angle β between no-load phase voltage and line current. These performances are described in section 4.
Axial-Flux generator, December 2000
8
3.6. Derived dimensions and characteristics From the basic dimensional specifications of section 3.4, the material specifications of section 3.3 and the input from the variable parameters of section 3.5, we may calculate the generator physical dimensions. This section gives the mathematical identities relating the physical dimensions to the basic dimensional specifications, the material specifications and the input from the variable parameters.
Figure 4: Stator teeth dimensions and layout
Total number of pole pairs per machine: p = ks ps Pole pitch at the outer radius:
πr lo τ po = --------p
Pole pitch at the inner radius: πr r τ pi = --------li = τ po -----lip r lo Slot pitch at the outer radius: τ po τ so = -----qm Slot pitch at the inner radius: τ pi r τ si = ------ = τ so -----liqm r lo Axial-Flux generator, December 2000
9
Average slot pitch: τ so + τ si τ s = -----------------2 Tooth width at the inner radius: bs b ti = τ si – b s = ----------0, 95 Tooth width at the outer radius: b to = τ so – b s Slot height: h s = 4, 5b ti Winding length per phase and per machine: l Cus = ( 2p – k s )N slot q ( ( r lo + τ po + τ pi ) – r li ) + 2k s τ pi Cross section of a conductor: ( h s – h w )k sfil A Cus = b s -----------------------------N slot Magnet thickness in the direction of magnetization: B g µ rm g l m = -------------------B rm – B g Stator yoke thickness (active part): πB g k mag h sy = -------------------- ( r lo + r li ) 4pBˆ sy Rotor back iron thickness: πB g k mag h bi = --------------------(r + r ) 4pB sbi lo li Mass of the stator copper for the complete generator: M Cus = N m mρ m, Cu A Cus l Cus Mass of the stator yoke iron for the complete generator: 2
2
M Fesy = N m ρ m, Fes π ( r lo – r li )h sy Mass of the stator teeth for the complete generator: M Fest = N m ρ m, Fes h s ( r lo – r li ) [ π ( r lo + r li ) – 2b s pqm ] mass of the rotor back iron for the complete generator 2
2
M Febi = N m ρ m, Fes π ( r lo – r li )h bi
Axial-Flux generator, December 2000
10
Mass of the magnets for the complete generator: 2
2
M m = N m ρ m, m π ( r lo – r li )k mag l m Winding outer radius: ( h s + τ po ) r wo = r lo + ----------------------2 Winding inner radius: ( h s + τ pi ) r wi = r li + ---------------------2
3.7. Machine electric parameters The previous sections showed how the different geometric dimensions of the generator have been calculated. This section gives the generator electrical characteristics. These characteristics can be modeled by an equivalent circuit, which is illustrated in figure 5.
Figure 5: Generator equivalent circuit
The remaining of this section gives the mathematical expressions used to calculate the parameters illustrated in figure 5. Axial-Flux generator, December 2000
11
The resistance may be calculated as: stator resistance per machine l Cus R s = ρ Cu ---------A Cus In order to calculate the stator inductance, the effective air gap of the machine is introduced as g eff = g 1 k Carterave where lm g 1 = g + -------µ rm and α - ln r--------------lo – α k Carterave = 1 + --------------------( r lo – r li ) r li – α
4g 1 r lo b s bs b s 2 α = -------------- -------- atan -------– log 1 + ------- πτ so 2g 1 2g 1 2g 1 where kCarterave is an average value of the Carter coefficient, because the slot pitch varies along the radius. The Carter coefficient takes into account the fact that stator field is curved between the teeth and the rotor back iron. In the calculation of the main inductances, the effect of distributing the winding over several slots within one pole pitch is considered by the distribution factor, which is given by
k wd
π sin ------- 2m = ---------------------------- = 1 π - q sin --------- 2mq
The windings are not short pitched: the winding span is equal to pole pitch, therefore, the pitch factor kwp is unity. The rotor magnets are skewed with respect to the stator, to reduce cogging torque. In our case, we skew the magnets by one slot pitch. The effect of skewing on the emf is taken into account with the skew factor. πτ sin --------s 2τ p k ws = --------------------πτ s -------2τ p
Axial-Flux generator, December 2000
12
Let us consider an average value of kws over the complete generator diameter, by calculating an average value of τp as: τ po + τ pi τ p = ------------------2 The stator main inductance per machine is given by: L sm
k 2 2 2 2 µ o πN slot q ( r lo – r li ) p – ----s 2 = --------------------------------------------------------------------3pg eff
The stator leakage inductance consists mainly of three parts, namely, the slot leakage per machine k h s – h w h w 2 L sσs = 2 p – ----s qµ o ( r lo – r li )N slot ---------------- + ------ 2 3b s bs the air gap leakage per machine L sσg
geff - 5 ------b k 2 s s = 2 p – ---- qµ o ( r lo – r li )N slot --------------------- g eff 2 5 + 4 ------- bs
and the end winding leakage per machine k 2 2 L sσew = ( 1, 2 ) p – ----s q µ o N slot 1--- ( τ po + τ pi ) + 0, 04 3 2 The stator inductance per machine is given by L s = L sm + L sσs + L sσg + L sσew
3.8. Operating point: voltages and currents The fundamental space harmonic of the magnetic flux density in the air gap due to the magnets is given by
4B Bˆ gm = --------g- sin π --- k 2 mag π The no-load rms voltage induced by this flux density in the stator winding is
πN slot ( 2p – k s ) ( r lo – r li )NBˆ gm k ws Ep = ---------------------------------------------------------------------------------60 2 2
The iron losses in the stator are calculated as
Axial-Flux generator, December 2000
13
2
Bˆ st 2 Bˆ sy 2 f -M ---------- ----------P Fes = 2P Fe, spec -----------M + Fesy 50Hz Fest 1, 5T 1, 5T where τs Bˆ st = Bˆ gm -------------τs – bs and Bˆ sy = 1, 2T This expression is only an approximation for the following reasons: 1) The effect of stator currents on the flux density is not considered. However, the effect is important only for very large loads; 2) The portion of iron losses caused by the excess losses and eddy current losses are proportional to the square of the frequency. Because the frequency is lower than 50 Hz, this expression results in an overestimation; 3) A factor 2 is included because the flux densities do not change sinusoidally and are not sinusoidally distributed, which again result in extra losses [1]. Because the generator output is connected to an AC/AC converter, we must overrate the generator to account for the losses inside the converter. We define the generator power rating P as:
P = 1, 06P out where Pout is the electrical power fed to the grid. The current per machine is given by:
I snom
( P + PFes ) 2 2 E p cos η – E p ( cos η ) – 4R s ------------------------mN m = -----------------------------------------------------------------------------------------------2R s
where β is the angle between the no-load phase voltage Ep and the phase current Isnom, imposed by the converter. The phasor diagram representing the stator electrical quantities is illustrated in figure 6.
Axial-Flux generator, December 2000
14
Figure 6: Phasor diagram used to determine the phase voltage Up (β is 0 degree). For a star connection, the terminal line voltage is given by: U pl =
2
2
3 [ ( E p – R s I snom cos β ) + ( 2πfL s I snom cos β ) ]
From the line current, we obtain the total copper losses at nominal load:
2
P Cus = mN m R s I snom
4. Generator performance and specifications Two generator designs are presented in this section. The first generator has round conductors, with a copper fill factor of 0.45, and the second generator design has square conductors, and the copper fill factor is assumed to be 0.6. To obtain the two generator designs, the five variable parameters: inner lamination radius rli, number of pole pairs per segment ps, air-gap no-load flux density Bg, number of conductors per slot Nslot and phase angle between no-load voltage and line current β are varied in such a way as to obtain a good combination of performances.
4.1. Description of the performance criteria The performance criteria are: • Total generator mass MGen as low as possible • Efficiency at nominal speed & nominal load as high as possible Axial-Flux generator, December 2000
15
• Current density Js in the conductors between 3 and 4 A/mm2 • Per Unit Synchronous Inductance Xpu as low as possible • Attracting forces between rotor and stator Fatt as low as possible These performances are calculated as follows: Total generator weight (active material only): M Gen = M Cus + M Febi + M Fest + M m Current density: I snom J s = ----------ACus Efficiency: P η = -------------------------------------P + PCus + P Fes Per Unit synchronous reactance: 2πfL s I snom X pu = -------------------------Ep Attracting forces between rotor and stator for one machine only: 2
F att
2
2
π ( r lo – r li )k mag B g = ------------------------------------------2µ o
4.2. Generator specifications & dimensions with round conductors Input specifications: Nominal power transferred to the grid Nominal generator power Number of machines in parallel Number of segments per machines Outer laminations radius Inner laminations radius Number of slot per pole per phase Number of phases Area of PM over pole area Air-gap Remanent Flux density PM Nominal rotational speed Number of pole pairs per machine Number of conductors per slot Copper fill factor Axial-Flux generator, December 2000
Pout = 1800 kW P = 1908 kW Nm= 2 ks= 8 rlo= 2.25 m rli= 1.74 m q= 1 m= 3 kmag= 0.80 g= 2.0 mm Brm= 1.10 T N= 21 rpm p= 56 Nslot= 2 ksfil= 0.45 16
Air-gap flux density at no-load Phase angle between phase I and no-load phase voltage
Bg= 1.00 T β= 0 degrees
Calculated geometrical output specifications: Interior radius of windings Exterior radius of windings Interior pole pitch Exterior pole pitch Tooth width at inner radius Tooth width at outer radius Slot width Slot height Wedge thickness Stator conductor length per phase per machine
rwi= 1.65 m rwo= 2.35 m τpi= 9.8 cm τpo= 12.6 cm bti= 1.67 cm bto= 2.60 cm bs= 1.6 cm hs= 7.5 cm hw = 5 mm lCus= 154.2 m
Conductors cross-section Back iron thickness Yoke thickness PM thickness Skewing factor
ACus=252 mm2 hbi= 3.7 cm hsy= 3.7 cm lm= 2.08 cm kws= 0.95
Calculated electrical output specifications: RMS amplitude of the line voltage No load RMS phase voltage Stator phase current per machine Electrical frequency at nominal speed Current densityat nominal load Angle between phase voltage and phase emf Angle between phase voltage and phase current Main stator inductance Slot leakage inductance Total stator leakage inductance Total stator inductance per machine Per Unit synchronous reactance Stator resistance per phase per machine
Upl= 667 Vrms Ep= 379 Vrms Isnom= 892.0 Arms f= 19.6 Hz Js= 3.6 A/mm2 = -19 degrees = -19 degrees Lsm= 0.44 mH Lsσs= 0.48 mH Lsσ= 0.69 mH Ls= 1.13 mH Xpu= 0.33 p.u. Rs = 15.4 mΩ
Losses and efficiency: Total iron losses Copper losses Efficiency at nominal power Attracting forces for one machine (at no-load)
Axial-Flux generator, December 2000
PFes= 44 kW PCus= 74 kW η= 94.2% Fatt= 2014.6 kN
17
Masses: Mass of stator iron Mass of rotor iron Mass of PM Mass of copper Mass for the active material of the total generator
Ms= 7906 kg MFebi= 3654 kg Mm= 1599 kg MCus= 2060 kg MGen= 15220 kg
4.3. Generator specifications & dimensions with square conductors Input specifications: Nominal power transferred to the grid Nominal generator power Number of machines in parallel Number of segments per machines Outer laminations radius Inner laminations radius Number of slot per pole per phase Number of phases Area of PM over pole area Air-gap Remanent Flux density PM Nominal rotational speed Number of pole pairs per machine Number of conductors per slot Copper fill factor Air-gap flux density at no-load Phase angle between phase I and no-load phase voltage
Pout = 1800 kW P= 1908 kW Nm= 2 ks= 8 rlo= 2.25 m rli= 1.87 m q= 1 m= 3 kmag= 0.80 g= 2.0 mm Brm= 1.10 T N= 21 rpm p= 72 Nslot= 2 ksfil= 0.60 Bg= 0.98 T β= 0 degrees
Calculated geometrical output specifications: Interior radius of windings Exterior radius of windings Interior pole pitch Exterior pole pitch Tooth width at inner radius Tooth width at outer radius Slot width Slot height Wedge thickness Stator conductor length per phase per machine
rwi= 1.80 m rwo= 2.33 m τpi= 8.2 cm τpo= 9.8cm bti= 1.43 cm bto= 1.97cm bs= 1.3 cm hs= 6.3 cm hw = 5 mm lCus= 153.6 m
Conductors cross-section Back iron thickness Yoke thickness PM thickness
ACus=226 mm2 hbi= 2.9 cm hsy= 2.9 cm lm= 1.72 cm
Axial-Flux generator, December 2000
18
Skewing factor
kws= 0.95
Calculated electrical output specifications: RMS amplitude of the line voltage No load RMS phase voltage Stator phase current per machine Electrical frequency at nominal speed Current density at nominal load Angle between phase voltage and phase emf Angle between phase voltage and phase current Main stator inductance Slot leakage inductance Total stator leakage inductance Total stator inductance Per Unit synchronous reactance Stator resistance per phase per machine
Upl= 677 Vrms Ep= 373 Vrms Isnom= 904.8 Arms f = 25.2 Hz Js= 4.0 A/mm2 = -24 degrees = -24 degrees Lsm= 0.41 mH Lsσs= 0.48 mH Lsσ = 0.69 mH Ls= 1.10 mH Xpu= 0.42 p.u. Rs = 17.1 mΩ
Losses and efficiency: Total iron losses Total copper losses Efficiency at nominal power
PFes= 36 kW PCus= 84 kW η= 94.2%
Masses: Mass of stator iron (total generator) Mass of rotor iron (total generator) Mass of PM (total generator) Mass of copper (total generator) Mass for the active material of the total generator Attracting forces for one machine (at no-load)
Ms= 4864 kg MFebi= 2213 kg Mm= 1013 kg MCus= 1884 kg MGen= 9974 kg Fatt= 1488.3 kN
4.4. Stator winding The previous section gave the number of turns for a good machine design. Values of Nslot = 2 were obtained. Two conductors must then be placed in each slot, except at the end of a segment. Within the slot, one of the conductor is placed in the top position, while the other is placed in the bottom position. The production of the winding should be done as shown in figure 7. It must be emphasized that the stator winding illustrated in figure 7 for a one conductor coil (two conductors per slot) may be difficult to realize. The hand-connected part of the winding illustrated in figure 7 will be very difficult to make when the three phases are combined. We recommend to use more conductors per coil, and to separate the stator into several parallel circuits.
Axial-Flux generator, December 2000
19
Figure 7: Winding layout for one phase. All three phases are identical, except they occupy different slots.
This will make the end windings smaller, and easier to connect from one coil to the other. The generator performances will be exactly the same as the current design, but the construction will be different. Such an analysis of the optimal construction configuration is not described in this feasibility study, but could be part of a further analysis.
5. Comparison with other generator concepts. This section looks at how the generator concept investigated in this report compares with existing generator concepts. Naturally, the ideal would be to have a comparison between this direct-drive generator, and the direct-drive generators that are currently sold on the market. However, we have no information on the direct-drive generators from Lagerwey, Enercon or Jeumont. Even though the comparison with existing direct-drive generators is not possible at this point, a study carried out by Grauers [3] provides sufficient information to compare with another design approach. The design approach used by Grauers for the direct-drive generators is the use of a radial-flux generator with permanent magnets. Grauers uses square conductors, with a fill factor of 0.58, which is comparable to the second machine design presented in the current report. Table 1 gives several characteristics of the two machines designed in the scope of this document, as well as characteristics of the machine designed by Grauers. It must be pointed out that Grauers never built this machine. However, our machines were not built either, and the approach used by Grauers for the design of this machine is comparable to the approach presented in this document. It is believed that Grauers’ results can be used to achieve a valid comparison. Axial-Flux generator, December 2000
20
Axial-Flux PM with 8 Axial-Flux PM with 8 segments and round con- segments and square ductors conductors
Radial-Flux PM from Grauers
Generator nominal power
1908 kW
1908 kW
2100 kW
Generator nominal torque
868 kNm
868 kNm
867 kNm
Generator outer diameter 4.7 m (including end windings)
4.7 m (including end windings)
4.6 m
Efficiency at nominal load
94.2%
94.2%
95%
Copper mass
2060 kg
1884 kg
2800 kg
Iron mass (active part)
11560 kg
7077 kg
6600 kg
Magnet mass
1599 kg
1013 kg
600 kg
Total mass
15220 kg
9974 kg
10000 kg
Table 1. Comparison between ECN axial-flux generator with segments and permanent magnets, and Grauers radial-flux generator with permanent magnets
From the results presented in table 1, we must pay attention to the following points: • the mass of copper is 40% higher in Grauers’ design; • the mass of permanent magnet is 40% lower in Grauers’ design. The difference in the amount of copper can be explained by the lower current density used by Grauers. This result in more copper being used than in our design. This also leads to higher efficiency, as noted in table 1. The use of a lower current density was made possible by deeper slots in Grauers’ case. In our case, the ratio of slot depth over tooth width was limited to 4.5, where Grauers’ ratio of slot depth over tooth width was extended to 6. The result of less magnet mass in the case of Grauers’ design can be explained by three factors: 1) Different ratios of magnet width over pole pitch. Grauers used 0.7 and we used 0.8. 2) Segments increase the amount of magnets by introducing useless magnets, and increased current in the area where the magnets are. 3) The use of deeper slots in the case of Grauers contributes to lower magnet masses, by increasing the number of pole pairs for the total machine. The results shown in table 1 indicate that there is no gain to be made with the use of the axial-flux concept with segments, on the basis of weights and efficiency. Even though our design is not fully optimized, and differences exist with Grauers’s design, the overall characteristics are comparable with Grauers’ design. It must be pointed out that better performances are expected with the axialflux concept in one piece (no segments).
Axial-Flux generator, December 2000
21
6. Conclusion This document presented a new generator concept for direct-drive wind turbines. The generator concept has the following characteristics: • Axial-flux concept with permanent magnets; • Windings mounted into slots; • Stator divided into 8 segments to ease manufacturing and installation in wind turbine; • One rotor and one stator located on each side of the blades; • The two stators are connected in parallel; • The output of the generator is connected to a AC/AC converter. Two generator designs are presented for a 1.8 MW wind turbine. The first design uses round conductors in the slots, and the second design uses square conductors. The report shows that the two designs can be successfully implemented within the specified diameter (4.5 meter), but they have different characteristics. The first design (with round conductors) gives a mass of active material 50% higher (15220 kg) than for the second design (9974 kg with square conductors), while the efficiencies of the two designs at nominal load are equal (94.2%). The reasons for such a difference in masses of active material is explained as follows: • Square conductors fill the slots in a better way, making higher currents in the slots possible; • The segment concept introduces only discrete values of pole pairs per segment, giving very limited flexibility in the total number of pole pairs for the whole machine. A method for connecting the windings was presented in section 4.4. It is believed that another machine design would provide easier connection of the end windings. Such an alternate machine design will give out the same performances in terms of efficiency, weights and dimensions. The optimization of the generator for manufacturing purposes does not fall in the scope of this study. As a feasibility study, the results presented in this report are valid and lead to the same conclusions. But we must point out that further investigation needs to be done on the manufacturing aspect of the generator. A comparison between the two designs obtained in section 4.2/section 4.3 and a radial-flux permanent-magnet generator designed by Grauers was carried out. The comparison shows no significant advantage of neither of the two axial-flux generator designs, over the radial-flux design. It appears that the idea of separating the stator into segments reduces significantly the machine performance. The two main problems related to the use of segments are the half-filled slots at the segments boundaries, and the discrete number of pole pairs per segment which reduces the degree of freedom in the generator optimization. One of the aim of the study was to evaluate how the axial-flux permanent-magnet generator with segments can reduce the costs of direct-drive generators in wind turbines. On the basis of the costs for active material and efficiency, this concept has no significant advantages over the radial-flux permanent-magnet generator, and we do not recommend its use for the purpose of reducing the cost of electromechanical conversion in wind turbines. However, it must be pointed out that no evaluation has been carried out to compare the production costs and the amount of structural material required between this concept and the radial-flux concept with permanent magnets. Maybe important advantages can be obtained by the use of the axial-flux generator with segments, in terms of manufacturing Axial-Flux generator, December 2000
22
and structural material. Only then, this concept will find an interest. However, such a demonstration did not fall in the scope of this study and therefore we can not conclude on this matter. The main advantage of the axial-flux generator is the reduction in generator axial length, if compared to the radial-flux generator. This will give a lower volume for the same torque, as indicated in [4]. However, this is not a very important consideration in the current design, and it appears that such an advantage does not lead to a significant improvement in the whole wind turbine design. On the basis of maintenance, the concept of segmented generator will find an advantage. Replacing only a part of the generator is easier than replacing the complete generator. Data on the number of generator failures for 600 kW wind turbines is available in [5], and the observed failure rate of a wind turbine ranges between 1 to 3 times per year, depending on the turbine operational age. In 5% of the cases, this failure is caused by the generator. In other words, it is expected that every year, 5 to 15% of the generators need to be replaced or repaired. Whether or not this number is sufficient to justify a more costly and bulkier generator is not known. However, we can only recommend to investigate the use of a lower number of larger segments, so as to increase the machine performance as much as possible and still obtain the maintenance advantages. This is left for further investigation.
7. References [1]
Slemon G.R., Liu X., “Core losses in permanent-magnet motors”, IEEE Transactions on Magnetics, vol. 26, 1990, pp. 1653-1655
[2]
Honorati, O., Caricchi F., Crescimbini F., Noia G., “Gear-Less wind energy conversion system using an axial-flux PM synchronous machine”, Proceedings EWEC 1991, p. 814 818
[3]
Grauers A., Design of Direct-driven Permanent-Magnet Generators for Wind Turbines, PhD Thesis, 1996, Chalmers University, Goteborg, Sweden
[4]
Dubois M.R., Polinder H., Ferreira J.A., “Comparison of generator topologies for directdrive wind turbines”, Proc. of the NORPIE 2000 Conference, Denmark, 2000, p. 22-26
[5]
Hahn B., “Reliability assessment of wind turbines in Germany”, European Wind Energy Conference 1999, Nice, France, pp. 459-461
Axial-Flux generator, December 2000
23
. _ . _ . , . _. -.-
Bijlage 3 Deze berekeningen zijn bedoelt als ondersteuning voor de concep tontwikkeling van de axiaalfiuxgenerator. MY? := 106.w
MPa := 106.Pa
kN := 1000-N
De hoofdbelastingen die voor het bepalen van de constructiegewichten van belang zijn zijn: 1. De aantrekkende kracht van de permanente magneten. 2. De gewichtsbelastingen. 3. De windbelasting. 4. De koppel/remkracht. Deze belastingen worden in ordegrootte bepaald, waarna de constructie kan worden.
globaal beoordeeld
1. De grootste inwendige kracht is de aantrekkende kracht van de permanente magneten.
Inductieniveau:
Bm := 0.8865.T
Permeabiliteit:
-7 H po := 4.n. 10 . m
Krachtdichtheid:
13m2 FperAm := 2-Po
Turbinevermogen en hoeksnelheid
Pt := 1.5.Mw at := 2,n.0.35.Hz dm gen := 3.85-m
Generatordiameter: Verhouding omtrekskracht en axiaalkracht
vFo_Fa := 0. I
Geschat generatorrendement:
Tj, := 0.95
Aantal generatoren:
n,:= 2 b
1
FperAm = 313E m2
_:
.-
.,
-
Bepaling van de massa in de trekrichting.
Atrek:=
Atrek
F
masP 100.MPa
= 18649 mm* Trek = 291 kg
Windbuiging: Mb := 2200.kN.m
2. De gewichtsbelastingen. Deze belasting hangt natuurlijk sterk af van de constructie en omgekeerd. Daarom wordt in dit stadium de volgende aannames gedaan: 1. Het rotorgewicht zal niet hoger zijn dan dat van de ENERCON E-66, met vergelijkbaar ontwerp, en eveneens DD-generator.
Rotorgewicht en (lager)kracht nf := 32000.kg F rad := 9-8
F rad = 314kN
3
3. De windbelasting Dit is een sterk varierende vermoeiingsbelasting. In dit stadium wordt de windkracht van het nominale vermogen berekend, en dit als zuivere oneindige vermoeiingsbelasting aangenomen. Ontwerpsnelheid nominaal windvermogen. Vwind **- 12.5.ms Windkracht axiaal: Cl := 0.9
k
plu& := l-25.m3
4otor
:= 66.m
plucht Fwbd := cl’2’v wind27c ‘4 nblad ‘= 3
Fwind = 3OlkN
F wind F blad ‘= nblad
slad= loom
4. Koppel en koppelkracht. De koppelkracht wordt direct uit het generatorvermogen bepaald, terwijl het kruimechanisme voor het remmen zorgt en er geen aparte rembelasting in rekening wordt gebracht.
Koppel en koppelkracht: M, = 6.82 x 1O’N.m Mt Ft := dmgen
4
Ft = 177.2kN
5. Berekening lagerconstructie. De lagering
op grote diameter stelt bijzondere eisen aan de lagerconstructie.
a. glijlagers.
Omtreksnelheid lagers:
qager := 3.2.m
Dit is voor drooglopende SKF glijlagers alleen toelaatbaar voor sinterbrons, omdat hierin olie is geimpregneerd. Sinterbrons is alleen als bus verkrijgbaar. Toch wordt hier de vrijheid genomen om de karakteristieken van de glijlagering met de ontwerpwaarden voor sinterbrons te bepalen. Lagerkrachten, Het lager wordt als 1 rondgaande unit berekend. Daardoor wordt de momentbelasting van de gehele rotor over de diameter opgevangen. Dit aspect wordt in dit stadium nog verwaarloosd.
Fax := Fwind
%x = 301 la Frad = 314kN
Toelaatbare vlaktedruk, dynamisch p$ := 10.ma Stel dat ringen van glijfagering wordt toegepast, zowel radiaal als axiaal:
Aad = 0.03m Hoogte van een ring, d.i. meer een rekenwaarde dan een praktische oplossing: hagl
Aagl := ‘Iager
Frad Ar@ := PgI
ha,I = 9mm b
Wrijvingscoefficient van sinterbrons flager := 0.075 Vermogensverlies:
Pg,= 162kW
Dit is onacceptabel veel verlies. Dit betekent dat alleen oliesmering of magnetische lagering op deze diameter haalbaar kan zijn. Voor een oliegesmeerd glijlager geldt dat de toleranties op deze diameter grote eisen stellen aan bewerking, vervorming etc. Relatieve lagerspeling:
sp :=
Tolerantie, 25 %(Mach. ond. blz. 259):
sp=4mm
to1 := 0.25.~~
to1 = 0.9mm
.
b. magnetische lagers Inductieniveau: Blager := 0.7-T Poolbedekking:
pb := 0.8
Afmetingen lager
A%* = 1.542 m2
hQ= 192mm
Ard = 1.61 rn2
hrd = 2OOmm Parameters magneetcircuit: slucht := 3mn-I Voor een U-vormig juk dat op beide polen bewikkeld is geldt:
M :=
Bla~~ei2’slucht M=3.3x 103A
PO Toegestane stroomdichtheid, nominaal: 6 A J CLl := 3.10 . Ill2
i
Koperdoorsnede per (halve) pool, dit is nu voor beide lagers nog een gelijk getal:
A& = 557mm2
7
-. Aantal magneetpolen: “p := 4
Mopervolume Vacu := ndlager*Pb.J (
Vacu= 1.96x 107mm3
+ $-4.%Ill)%l
Vr,, := ndlag,,.pb.4 + np.4.hrd).ACU (
pcu--- 17.5.
Vrcu= 1.97x 107mm3
10-g.hn
%ll
:= pcu.Jcu2.Vacu
Pacu = 3092 W
%
:= pcuJcu2.Vrcu
Prcu = 3103 W
Opvallend aan deze berekening is dat de verliezen niet van de absolute kracht afhangen, hetgeen veroorzaakt wordt door de lange rechthoekige vorm, waardoor met een minimale hoeveelheid kopertoevoeging een grotere kracht kan worden opgewekt. Er van uitgaande dat ijzer en regelverliezen nog eens 3 kW bedragen voor alle lagers kun je een dergelijke lagering binnen een verlies van 9 kW bouwen. Dit is 0.6 %, hetgeen een acceptabele waarde is. De uitdaging is om deze lagering ook robuust te maken, want indien bij netuitval deze lagering even wegvalt moet er een mechanische aanslag zijn die voorkomt dat de molen beschadigt en ook zelf niet beschadigt voordat de molen is stilgezet. Een deel van de windkracht kan door permanente magneten worden opgevangen, waardoor het energieverbruik nog lager kan worden.
8
c. Hydrostatisch lager Stel dat een hydrostatisch lager te realiseren is voor zowel het radiaal als het axiaallager. Gekozen wordt voor een hydrostatisch lager met een constante volumestroom olie (bijv. tandwielpomp). De smeerfildiktes zijn in de ordegrootte van 0.1 mm, waardoor er zeer hoge eisen aan de fabricage gesteld zouden worden. Voor het axiaallager zou je met zelfinstellende segmenten kunnen werken, maar het radiaallager Uitzetting op 2 m diameter bij 10 graden temperatuurverschil : aRVS := 17-10
-6
‘X1
dl = 0.34m.m
d := 2-m-aRvs’10’K
Dit betekent dat de film niet stabiel zal zijn als deze temperatuurverschillen optreden. Er zal dus een ring met een redelijk grote speling (zeg 0.5 mm) gebruikt moeten worden, waarbij alleen aan de bovenzijde een smeerfilm ontstaat. Een andere mogelijkheid is om 2 lagerblokken onder bijvoorbeeld 90 graden te plaatsen. Deze zullen altijd een verticale kracht van het rotorgewicht moeten balanceren. Axiaal moet je een voorkeursrichting voor de kracht aanleggen
Toevoerdruk
plag := 3.2.MPa
Viscositeit
-q :=
olie:
60.10-3.N.S
m2 Spleethoogte:
llf := 0.35mm
Lageroppervlak:
A axlag := plag
Pompvolume:
V apomp :=
Wrijvingsverlies
Fax
Aaxlag = 9.4 x 104mm2
Fax+f)3
3
vwt2 c ’ 1
V
3.11 .Adag
dlager pap-. hf 2
= 7.622 x 10-4= aww s
2( Aaxlag >
Pompdruk en vermogen bij 50% rendement
Pay 199w
.ppomp ‘= 2 A axlag Papomp ‘= ppomp .vapomp
P 9
apomp
= 4878 W
%adlag:= F p”
badJag = 98067 mm=
De lagers kunnen volgens het meester-slaaf principe samenwerken om niet van uitzettingsverschillen last te krijgen (A221 1-l 09)
%omp
= 7.622 x 10-4s
S
Prf = 208 W F rad Ppomp := 2 .bdlag
%pomp := ppornp’vrpomp
‘rpomp = 5x
Totaal verlies hydrostatische lagering:
pv ‘= Tlapomp + ‘rpomp Pv = 1OkW ppomp
= 6 x 106Pa
V apomp + Vrpomp
dm = 0.1-m
= 91-467 $
10
103w
-.
d. Uitzetting als
functie van temperatuur en lengte:
Uitgangspunt van het ontwerp moet zijn dat de warmte wordt ontwikkeld in de stator, waardoor de rotor relatief koud blijft. Aangezien echter aktieve koeling wordt toegepast is het wellicht niet uit te sluiten dat de rotor warmer wordt dan de stator, dus hier moet echt op gelet worden. astd := 12.lP.;
1 stat := 2-m
deltaT := 50-K
dl := a staidstat*del~T
dl= 1.2mm
11
