طراحی و کنترل ژنراتور مغناطیس دائم شار محور بدون هسته جهت استحصال بیشترین توان از توربین بادی سرعت متغیر

Transcript

1 مجله کنترل I S I C E ISSN (print) ISSN (online) صفحه 1396 تابستان 2 شماره 11 جلد طراحی و کنترل ژنراتور مغناطیس دائم شار محور بدون هسته جهت استحصال بیشترین توان از توربین بادی سرعت متغیر Downloaded from joc.kntu.ac.ir at 16: on Saturday July 14th حميد جوادی 2 سيده مهناز ابراهيمی 1 علی دقيق a_daghigh@iaushab.ac.ir دانشگاه آزاد اسالمی واحد شبستر گروه مهندسی برق 1 h_javadi@sbu.ac.ir دانشگاه شهيد بهشتی - پرديس فنی مهندسی شهيد عباسپور دانشكده مهندسی برق 3 و 2 )1396/5/5 تاريخ پذيرش مقاله 1396/3/17 (تاريخ دريافت مقاله. در اين مقاله طراحی و کنترل ژنراتور سنكرون آهنربای دائم شار محور بدون هسته جهت کاربرد توربين بادی سرعت متغير ارائه شده است : چکیده تاثير تغييرات پارامترهای اصلی طراحی بر هزينه مواد فعال مصرفی و مشخصههای عملكردی ژنراتور با استفاده از روش آناليز حساسيت مورد بررسی قرار ژنراتور طراحی شده با استفاده از نرم افزار اجزاء محدود سه بعدی مدل سازی شده و صحت. گرفته و مقادير مناسب پارامترهای طراحی انتخاب شدهاند استراتژی کنترلی در جهت استحصال بيشترين توان از توربين بادی سرعت متغير است که با محاسبه مقدار گشتاور. طراحی آن مورد ارزيابی قرار گرفته است به سيستم FEM به منظور مدلسازی هر چه دقيقتر سيستم و اتصال مستقيم مدل ژنراتور در حوزه. بهينه به ازای سرعتهای مختلف باد صورت میگيرد FEM استفاده از اين نرم افزار و مدل واقعی ژنراتور در حوزه. استفاده شده است Simplorer از نرم افزار واسط Matlab کنترلی مورد استفاده در نرم افزار نتايج حاصل نشان میدهد که سيستم کنترلی مورد استفاده قابليت رديابی سريع نقطه کار ژنراتور در جهت توليد. نتايج دقيقتر و مناسبتری را نتيجه میدهد. ماکزيمم توان را دارد. روش اجزاء محدود رديابی حداکثر توان بدون هسته توربين بادی ژنراتور آهنربای دائم شار محور : کلمات کلیدی Design and Control of a Coreless Axial Flux Permanent Magnet Synchronous Generator to Extract the Maximum Power from the Variable Speed Wind Turbine Ali Daghigh, Mahnaz Ebrahimi, Hamid Javadi Abstract: This paper presents design and control of a coreless axial flux permanent magnet synchronous generator for variable speed wind turbine application. The effect of design main parameters variation on the active material cost of the generator and its performance characteristics are investigated using sensitivity analysis, and the proper values of design parameters are chosen. The generator is modeled with 3-D Finite Element Method (FEM) and the validity of the design is evaluated. In the control method, the optimum torque values for different wind speeds are calculated to extract the maximum power from the variable speed wind turbine. In order to accurate modeling of the system and direct connection of the generator model in FEM to control system in Matlab-Simulink, the simplorer software is used. Using this software and the real model of the generator in FEM, are lead to more accurate results. The results show that the control system tracks the generator maximum power point with good dynamic response. Keywords: Axial Flux Permanent Magnet Synchronous Generator, wind turbine, coreless, Maximum power point tracking, Finite Element Method. قطب علمی کنترل صنعتی دانشگاه صنعتی خواجه نصيرالدين طوسی - انجمن مهندسان کنترل و ابزار دقيق ايران مجله کنترل علی دقيق : نويسنده عهده دار مكاتبات

2 32 عملكردی دلخواه است. در بسياری از مطالعات مرتبط با ماشينهای -1 مقدمه در سالهای اخير استفاده از توربينهای بادی سايز کوچک در نقاط دور از شبكه مورد توجه خاصی قرار گرفته است. اين توربينها از نظر سايز توان توليدی و سرعت چرخش با توربينهای سايز بزرگ متفاوت هستند. استفاده از سيستمهای با کوپل مستقيم توربين و ژنراتور ] [1 افزايش بازده و قابليت اطمينان سيستم شده است. از نظر طراحی بايد ژنراتور مورد استفاده در توربين سرعت پايين دارای تعداد قطبهای بيشتری بوده و کمترين ميزان گشتاور دندانه را داشته باشد تا عملكرد مناسب توربين در سرعتهای پايين را مهيا سازد ].[2 ژنراتورهای سنكرون آهنربای دائم شار محور AFPM ( Axial Flux Permanent )Magnet با توجه به دارا بودن حجم کم و نسبت باالی توان به وزن انتخاب مناسبی جهت عملكرد در سرعت پايين و کاربرد توربينهای بادی میباشند ].[3 با توجه به اينكه در ژنراتورهای بادی با در نظر گرفتن محل بهرهبرداری و سرعت باد احتمال گردش ژنراتور در سرعتهای پايين زياد است لذا انتخاب ساختار بدون هسته از جهت حذف گشتاور دندانه و کاهش سرعت شروع به کار ژنراتور مناسب است ].[4 در توربينهای بادی سرعت متغير با کوپل مستقيم به علت تغييرات سرعت باد فرکانس و دامنه ولتاژ خروجی ژنراتور در حال تغيير بوده و ناگزير به استفاده از مبدلهای الكترونيک قدرت هستيم ].[5 با استفاده از سيستمهای کنترلی مناسب استحصال حداکثر توان از باد در سرعتهای مختلف آن امكان پذير است. جهت کسب حداکثر توان از باد به کارگيری سيستم رديابی نقطه حداکثر توان ( )MPPT ضروری میباشد. در اين روش سرعت روتور با کنترل مبدلهای به کار گرفته شده در سمت ژنراتور و مطابق با تغييرات سرعت باد به گونهای تغيير داده میشود که بيشترين ميزان توان از سيستم توربين بادی دريافت گردد ].[6 امروزه مطالعات زيادی در خصوص طراحی مناسب ژنراتور و بهرهگيری از سيستمهای کنترلی بهبود يافته در کاربرد توربين بادی صورت گرفته است. طراحی و ساخت يک ژنراتور مغناطيس دائم شار محوری با هسته هوايی جهت استفاده در توربين بادی و آبی در ] [4 مورد توجه قرار گرفته است. در ] [2 مدل ژنراتور AFPM با کوپل مستقيم به توربين بادی ارائه شده است. ساختار به کار گرفته شده به نحوی است که قابليت کاربرد در دو نوع توربين بادی با محور افقی و عمودی را دارد. استفاده از استاتور بدون هسته در اين ساختار باعث حذف نيروهای محوری وارده بين روتور و استاتور و تلفات هسته شده است. بررسی و آناليز تاثير ساختار ماشين AFPM و وزن قسمتهای غير فعال ماشين در روند طراحی قسمتهای فعال در مرجع ] [7 ارائه شده است. بررسیهای انجام شده در اين مقاله نشان میدهد که بيش از 60 درصد وزن کل ماشين AFPM شامل وزن قسمتهای غير فعال ماشين است. در بيشتر تحقيقات صورت گرفته هدف اصلی تغيير ساختار و پارامترهای طراحی ماشين در جهت نيل به شرايط ماشين مورد توجه قرار گرفته است ].[10-8 امروزه بحث هزينه مواد مصرفی ماشين به عنوان يک هدف اصلی در طراحی بيشتر مورد توجه قرار میگيرد. در ] [11 يک طراحی بهينه از ماشين AFPM هسته دار در جهت کاهش هزينه مواد مصرفی ارائه شده است. آناليز مقدماتی از تغييرات پارامترهای اصلی طراحی و چگونگی تاثير آنها بر مشخصههای ژنراتور و هزينه آن در ] [12 آورده شده است. در تحقيقات صورت گرفته بحث کاهش هزينه در ماشينهای AFPM بدون هسته کمتر مورد توجه قرار گرفته است. اگرچه هزينه اين ماشينها بيشتر از مشابه هستهدار آن است ليكن در برخی از کاربردها به دليل پارامترهايی همچون وزن و ريپل گشتاور کم انتخاب مناسبی هستند ].[13 روشهای کنترلی مختلفی جهت استحصال ماکزيمم توان از توربين بادی سرعت متغير در مراجع ارائه شده است ] [14 که از جمله آنها میتوان به روش کنترل نسبت سرعت نوک ( (TSR کنترل سيگنال توان بازگشتی ) (PSF و روش جستجوی تپه صعود ) (HCS اشاره کرد. در ] [15 سه روش مختلف برای رديابی حداکثر توان توربين بادی برای ژنراتور کم توان سرعت متغير مورد ارزيابی قرار گرفته و با هم مقايسه شدهاند. يک سيستم رديابی حداکثر توان توربين بادی متشكل از يک مدل dc/dc نوع باک و يک ميكروکنترولر در ] [6 ارائه شده است. از جمله مزايای روش ارائه شده عدم نياز به مشخصه توان بهينه سيستم بادی و يا اندازهگيری سرعت باد میباشد. در ] [16 يک روش کنترلی گشتاور مستقيم جهت استحصال حداکثر توان از ژنراتور IPM ارائه شده و نتايج شبيهسازی بر مبنای معادالت ديناميكی ماشين آورده شده است. در ] [17 يک سيستم تبديل انرژی بادی متشكل از ژنراتور سنكرون مغناطيس دائم شار محوری به صورت ديناميكی مدل شده و مقادير پارامترهای مورد نياز به منظور مدلسازی ديناميكی از طريق مدلسازی سه بعدی ماشين در نرم افزار المان محدود محاسبه شده است. در مطالعات پيشين صورت گرفته در خصوص ژنراتور بدون هسته AFPM طراحی و کنترل ژنراتور به طور مجزا مورد بحث و بررسی قرار گرفتهاند. اکثر سيستمهای کنترلی طراحی شده بر مبنای معادالت ديناميكی ماشين بوده و نتايج شبيهسازیها در محيط Matlab-Simulink ارائه شده است. در اين تحقيق جهت مدلسازی هر چه دقيقتر سيستم و اتصال مستقيم مدل ژنراتور در حوزه FEM به سيستم کنترلی مورد استفاده در نرم افزار Matlab از نرم افزار واسط Simplorer استفاده شده است. به عبارت ديگر به جای مدلسازی ژنراتور در Matlab-Simulink که بر مبنای معادالت حالت است از مدل واقعی آن در حوزه FEM استفاده شده است. در همين راستا ابتدا با هدف کاهش هزينه مواد مصرفی ژنراتور و با در نظر گرفتن مشخصات عملكردی آن طراحی مناسبی از ژنراتور بدون هسته AFPM بر مبنای روابط تحليلی و با استفاده از نتايج آناليز حساسيت پارامترهای اصلی ژنراتور صورت گرفته است. عملكرد سيستم در سرعتهای پايين باد را بهبود داده و در کل باعث AFPM مقدار توان خروجی بازده و يا نسبت گشتاور خروجی به وزن

3 33 صحت طراحی تحليلی صورت گرفته با استفاده از مدل سازی 3 بعدی ژنراتور در نرم افزار Maxwell-3D ارزيابی شده و سپس مدل کنترلی pitch angle=0 pitch angle=5 pitch angle=12 pitch angle=15 X: Y: 0.48 حوزه زمان ارائه شده و با استفاده از نرمافزار واسط Simplorer عملكرد 0.2 سيستم کنترلی و ژنراتور به صورت يكجا شبيهسازی شده است. 0.1 MPPT Cp در جهت استحصال ماکزيمم توان از توربين سرعت متغير در مدل توربین بادی 10 TSR شكل :1 منحنی تغييرات Cp نسبت به λ و β توربينهای بادی عمل تبديل انرژی باد به توان مكانيكی را انجام میدهند و ميزان توان خروجی از شفت يک توربين بادی با ( )1 بيان میگردد. -3 طراحی ژنراتور AFPM 3 ( )1 به طوری که Pm Pm 0.5 ρcp ( λ, β ) Av w توان خروجی مكانيكی از توربين در اين مقاله ساختار ژنراتور مورد مطالعه به صورت ژنراتور سنكرون Cp ضريب توان توربين ρ چگالی هوا A سطح جاروب توربين vw سرعت باد λ نسبت سرعت نوک توربين ( )TSR و β زاويه گام توربين میباشند. رابطه Cp 5 ( )2 i مقادير ضرايب c1 الی c6 متمرکز دواليه بوده و در درون يک ماده غير فرومغناطيسی جای داده NdFeB ( Cp ( λ, β ) c1 میباشد. در اين ماشين به دليل ساختار غير مغناطيسی استاتور طول فاصله هوايی موثر زياد بوده و مواد مغناطيس دائم روی ديسکهای روتور قرار داده میشوند. شكل 2 نمای باز شدهای از ژنراتور را نشان λi λ 0.08 β β 3 1 ( )3 ميانی در نظر گرفته شده است. استاتور دارای سيمپيچی سه فاز سيمپيچی شده است. مواد مغناطيس دائم مورد استفاده بر روی روتور از جنس برحسب مشخصات توربين در ( )2 و ( )3 بيان شده است ].[18 c c2 c3 β c4 )e λ c6 λ λi مغناطيس دائم شار محور دوطرفه با دوروتور و يک استاتور بدون هسته میدهد. عبارتند از c3=0.4 c2=116 c1= : c5=21 c4=5 و.c6= با توجه به مشخصات توربين مد نظر قرار گرفته شده که در جدول 1 ارائه شده است. ماکزيمم مقدار ضريب توان برابر با Cpmax=0.48 است که به ازای مقادير β=0 و λ=8 به دست خواهد آمد. در واقع ميزان بازدهی تبديل توان در توربين به نسبت سرعت نوک وابسته است. نسبت سرعت نوک ( )TSR طبق ( )4 محاسبه میگردد. ωm R b vw ( )4 λ شكل :2 نمای باز شدهای از ژنراتور AFPM بدون هسته در ( Rb )4 طول پره توربين و ωm سرعت زاويهای شفت میباشد. توربين بادی در صورتی میتواند بيشترين توان مكانيكی را توليد کند که مقدار -1-3 معادالت طراحی ژنراتور ضريب توان در ماکزيمم مقدار خود قرار داشته باشد. بنابراين الزم است که سرعت روتور به گونهای تنظيم شود که نسبت سرعت نوک λ در قرار داشته باشد. در شكل 1 منحنی تغيير Cp بر مقدار بهينه خود λopt حسب λ در مقادير زاويه گام ( )β مختلف نشان داده شده است. پارامترها مقدار واحد چگالی هوا 1/02 Kg/m3 سطح جاروب پرههای توربين 14/11 ضريب توان بهينه Cp_opt سرعت باد نامی m 0/48 فاصله هوايی ( )Bmg ماکزيمم مقدار بارگذاری الكتريكی( )Am و بازده از طريق ( )5 به هم مرتبط میشوند ].[19 ( ) ) αi k w1 ns Dout Bg Ae (1 k d ) 2 (1 k d ) η cos( 32 = Pout که در آن kw1 ضريب سيمپيچی مربوط به هارمونيک اصلی ns سرعت 8 8/3 خارجی( )kd ضريب پهنای نسبی آهنربا ( )αi ماکزيمم چگالی شار در ژنراتور ( )η مقدار توان خروجی ژنراتور ( )Pout و قطر خارجی آن ( )Dout جدول :1 پارامترهای توربين در سيستم بادی مورد نظر نسبت سرعت نوک بهينه λopt با در نظر گرفتن مقادير اوليه مناسب برای نسبت قطر داخلی به قطر m/s گردش برحسب راديان بر ثانيه و ) cos(φ ضريب توان ماشين است. مقدار

4 34 نيروی محرکه الكتريكی القايی در سيمپيچ استاتور به وسيله تحريک نشتی فاصله هوايی است. در شكل Rr,i Rg,i 3 و Rpm,i به ترتيب رلوکتانس روتور با استفاده از ( )6 به دست میآيد. فاصله هوايی رلوکتانس آهن پشتی روتور و رلوکتانس آهنربا هستند. 2 ) kw1ns N1 Bmg Dout (1 kd 4 ( )6 = Ef Rmr,i و Rmm,i نيز رلوکتانسهای نشتی آهنربا به روتور و آهنربا به آهنربا میباشند. سيمپيچی استاتور مورد استفاده تقريبا ذوزنقهای شكل بود و تعداد آن در بهترين حالت برابر با 3/4 تعداد قطبهای ماشين است ].[4 تعداد قابل محاسبه هستند. ) aw Dout Am (1 ( )7 4 2 mi a ( )8 2 mn1 I a K f Qc a w J a = N1 = s w در روابط باال Ia جريان فاز Ja چگالی جريان aw تعداد هادیهای موازی و Kf ضريب پرشدگی است. حال میتوان عرض کالف و طول محوری کالف (طول محوری استاتور) را با استفاده از سطح مقطع آن به دست شكل :3 مدار معادل مغناطيسی ژنراتور برای نصف زوج قطب آورد. در استاتورهای بدون هسته جهت کاهش ضخامت هسته استاتور و طول فاصله هوايی مؤثر بين دو روتور تا حد امكان عمق سيمپيچی را کمتر و عرض آن را زيادتر انتخاب میکنند. محدود شدن فضای الزم جهت قرارگيری اتصاالت انتهايی ماشين در شعاع داخلی مهمترين عامل محدودکننده افزايش عرض سيمپيچی به شمار میآيد. جهت ايجاد مقاومت مكانيكی مناسب در محاسبه مقدار ضخامت سيمپيچی در شعاع داخلی ماشين ضريبی تحت عنوان ضريب فضا ( [2] )ks در نظر گرفته شده است. حداقل مقدار طول محوری سيمپيچی در حالت متمرکز دواليه و در شعاع داخلی بهصورت ( )9 قابل محاسبه است. 2 s w Qc k s Din ( )9 مشخصات ابعادی آهنرباها نيز با توجه به طول فاصله هوايی مؤثر بين دو آهنربا در روتورهای روبرو و مشخصات مغناطيسی آنها بهصورت ( )10 قابل دستيابی است ].[20 ( )10 تغييرات کم چگالی شار در محل روتور از مقدار تلفات هسته صرفنظر شده است. در مقابل با توجه به قرار داشتن سيمپيچیها در معرض مستقيم ميدان مغناطيسی فاصله هوايی مقدار تلفات گردابی سيمپيچی قابلتوجه است. مقادير تلفات مسی استاتور ( ) ΔPcu و تلفات گردابی سيمپيچی ( )ΔPe در شرايطی که نحوه خنک کاری ژنراتور به صورت تهويه طبيعی در نظر گرفته شده طبق ( )11 و ( )12 بدست میآيد ].[19 Pcu=m I a Rac ( )11 = Ls ) μ r Bmg ( Ls 2 g B ) 2(0.95 Br mg K pm همانطور که گفته شد با توجه به ساختار بدون هسته استاتور و ( )12 در روابط باال Rac مقدار مقاومت هر فاز m تعداد فازهای استاتور d قطر هادی ρ ضريب مشخصه چگالی هادی mcon وزن هادیهای استاتور = Lpm بدون اتصاالت انتهايی و عايق f فرکانس جريان استاتور Bmx و Bmz به ترتيب مؤلفههای مماسی و محوری ماکزيمم چگالی شار مغناطيسی و ηd ضريب پراکندگی است. مقاومت سيمپيچی استاتور به ازای هر فاز نيز با که در آن Lpm طول محوری آهنربا Ls طول محوری استاتور g طول استفاده از ( )13 محاسبه میشود. شار پسماند و Kpm نسبت شار فاصله هوايی به شار خروجی از آهنربا ( )13 فاصله هوايی بين استاتور و آهنربا μr گذردهی نسبی آهنربا Br چگالی (ضريب نشتی شار) است. مقدار ضريب شار نشتی با استفاده از محاسبه پارامترهای مدار معادل مغناطيسی آن قابل محاسبه است. شكل 3 مدار معادل مغناطيسی ماشين مورد نظر را برای يک زوج قطب نشان میدهد. در ماشينهای بدون هسته بر خالف ماشينهای هسته دار ] [21 به دليل ساختار بدون شيار استاتور و طول فاصله هوايی موثر زياد مولفه شار نشتی از طريق دندانهها وجود نداشته و شار نشتی آهنرباها فقط شامل شار f d mcon Bmx1 Bmz1 d 4 = Pe K1R N1 L1av ap aw sa = Rac در معادله فوق L1av طول متوسط يک دور K1R ضريب اثر پوستی ap تعداد مسيرهای موازی جريان σ هدايت الكتريكی هادی آرميچر در يک دمای معين و sa سطح مقطع هادی میباشد. برای ماشينهای کوچک با هادیهای گرد و فرکانس تغذيه 50 تا 60 هرتز میوان با تقريب مناسب و قابل قبولی مقدار آن را برابر 1 در نظر گرفت. تلفات مكانيكی در دو بخش کلی تلفات بادخوری و تلفات اصطكاک ياتاقانها در نظر دور در هر فاز ( )N1 و سطح مقطع هر کويل ( )sw با استفاده از ( )7 و ( )8

5 35 گرفتهشده و طبق روابط ارائه شده در ] [19 محاسبه شده است. پس از محور بدون هسته افزايش مقدار بارگذاری الكتريكی و مغناطيسی به محاسبه پارامترهای ماشين میتوان وزن مواد فعال مصرفی mtot و هزينه سبب افزايش حجم آهنربا مورد نياز باعث افزايش هزينه تمام شده Ctot آنها را به ترتيب از ( )14 و ( )15 به دست آورد. ژنراتور میشوند. در شكل 5 تغييرات هزينه مواد مصرفی ژنراتور به ازای ( )15 Ctot=Ccu mcu CFe mfe CPM mpm در معادالت باال mpm CFe mfe Ccu mcu و CPM به ترتيب نشاندهنده وزن و هزينه مس آهن آهنربا هستند. شايان ذکر است که مقدار وزن هر ماده با محاسبه حجم و مقدار چگالی آن قابل محاسبه است. ارائه شده است. افزايش مقدار بارگذاری الكتريكی باعث افزايش طول محوری استاتور و طول فاصله هوايی موثر شده و با توجه به افزايش مقدار شار نشتی آهنرباها در اين حالت سبب افزايش مقدار آهنربای الزم جهت تامين چگالی شار مورد نظر در فاصله هوايی خواهد شد. انتخاب مقدار مناسب بارگذاری الكتريكی در جهت کاهش هزينه و دستيابی به مقدار بازده مورد قبول اهميت فراوانی دارد آناليز حساسيت پارامترهای اصلی طراحی در اين بخش جهت انتخاب مقادير مناسب پارامترهای ژنراتور 100 سازی مشخصات عملكرديس موردنظر يک برنامه کامپيوتری بر اساس 80 روابط تحليلی استخراج شده و تأثير تغيير پارامترهای اصلی ماشين بر روی 70 معيارهای مدنظر طراحی مورد مطالعه قرار گرفته است تعداد قطب و نسبت قطر داخلی به خارجی انتخاب تعداد قطبهای ژنراتور در کاربرد توربين بادی به سرعت 6 4 pole pairs Din/Dout (الف) بازده گردش توربين و رنج فرکانسی قابلقبول بستگی دارد. در توربين بادی با اتصال مستقيم به ژنراتور تعداد قطبهای باال ترجيح داده میشود. با توان محدوديت عملی جایگيری قطبها در سطح روتور مطرح میشود. در شكل ( 4 الف) تغييرات بازده ماشين به ازای تغييرات تعداد قطب و نسبت قطر داخلی به قطر خارجی آورده شده است. همانطور که از کاهش تلفات مسی افزايش میيابد. برای تعداد قطب کم مقادير کم ) Total cost (pu افزايش تعداد قطب در ماشينهای شار محور و بخصوص در رنج پايين شكل 4 مشخص است با افزايش تعداد قطبها مقدار بازده به سبب ) Efficiency (% AFPM بدون هسته در جهت کاهش هزينه مواد فعال مصرفی و برآورده Din/Dout pole pairs نسبت قطر و برای تعداد قطب زياد مقادير نسبت قطر در بازه 0/55 تا (ب) هزينه مواد مصرفی 0/65 بيشترين مقادير بازده با رنج تغييرات کم را به همراه دارد. در شكل شكل :4 تغييرات بازده و هزينه مواد مصرفی ژنراتور به ازای تغييرات تعداد قطب و نسبت قطر ( 4 ب) تغييرات هزينه مواد مصرفی ماشين به ازای تغييرات تعداد قطب و نسبت قطر ژنراتور ارائه شده است. افزايش نسبت قطر تأثير زيادی در حجم کلی آن افزايش میيابد. از طرفی مقدار Dout-Din کاهش يافته و درنتيجه مقدار آهنربای مصرفی کم میشود. با توجه به قيمت باالی آهنربا در سالهای اخير آهنربا نقش اصلی را در تعيين قيمت تمام شده ژنراتور دارد بارگذاری الكتريكی و مغناطيسی ويژه در حالت کلی و در بحث طراحی ماشين الكتريكی جهت کاهش حجم و هزينه ماشين مقادير بارگذاری الكتريكی و مغناطيسی در بيشترين مقادير ممكن انتخاب میگردند ].[22 ليكن در مورد ژنراتور شار ) Total Cost (pu کاهش هزينه مواد فعال آن دارد. با افزايش مقدار λ قطر خارجی ماشين و x ) Electrical Loading (A/m 1.5 شكل :5 تغييرات هزينه مواد فعال مصرفی ژنراتور به ازای تغيير بارگذاری الكتريكی ( )14 mtot=mcu mfe mpm تغييرات بارگذاری الكتريكی در مقادير ثابت تعداد قطب و نسبت قطر

6 36 در شكل 6 تغييرات هزينه مواد مصرفی به ازای تغييرات مقدار نيز علی رغم مستقل بودن از منحنیهای مشخصه سيستم و عدم نياز به بارگذاری مغناطيسی و در مقادير مختلف تعداد قطب نشان داده شده تخمين سرعت باد به دليل سرعت پاسخ پايين و بازده پايين تحت است. همانطور که از شكل مشخص است با افزايش مقدار بارگذاری سرعتهای باد به شدت نوسانی ضعيف عمل خواهد نمود. با توجه به مغناطيسی هزينه افزايش يافته است. البته شيب افزايش هزينه با تعداد داليل بيان شده در اين مقاله از روش کنترل گشتاور بهينه ( )OTC که قطبها متناسب بوده و به ازای مقادير باالی تعداد قطب بيشتر است. نيازی به اندازهگيری سرعت باد نداشته و ديناميک پاسخ مناسبی نيز دارد استفاده شده است روش کنترل گشتاور بهينه يكی ديگر از پارامترهای تاثير گذار در طراحی ژنراتور مقدار نسبت عرض آهنربا به گام قطب است. تغييرات هزينه مواد مصرفی به ازای تغيير نسبت عرض آهنربا به گام قطب برای مقادير مختلف نسبت قطر در شكل 7 ارائه شده است. افزايش نسبت عرض آهنربا به گام قطب باعث کاهش قطر خارجی ماشين شده و از طرفی به سبب افزايش شار نشتی بين با استفاده از ( )1 و ( )4 ماکزيمم توان توربين بادی در سرعتهای مختلف باد را میتوان به صورت ( )16 نوشت. 3 ( )16 Pm-max=K optωopt آهنرباها سبب افزايش طول محوری آنها شده است. شيب افزايش هزينه به طوری که در رابطه ( )16 مقدار Kopt و ωopt مطابق ( )17 و( )18 خواهد به ازای مقادير کم نسبت قطر بيشتر است. بود. 5 ( )17 Pole Pairs=6 Pole Pairs=8 Pole Pairs=10 ) Total Cost (pu λopt 0.55 ) Maximum Airgap Flux Density (T ρcp max Rb = K opt 0.45 λoptvw ( )18 Rb ωopt با توجه به رابطه توان و گشتاور ماکزيمم مكانيكی سيستم و با در نظر گرفتن ( )16 مقدار گشتاور بهينه مطابق ( )19 تعيين میشود ].[23 ( )19 Topt=K optωopt شكل :6 تغييرات هزينه مواد فعال مصرفی به ازای تغيير بار گذاری مغناطيسی برای تعداد قطب مختلف در شكل 8 توان مكانيكی توليد شده توسط توربين به صورت تابعی از سرعت روتور برای سرعتهای مختلف باد ارائه شده است. هدف از طراحی کنترلکننده حفظ عملكرد توربين بر روی نقاط ماکزيمم Din/Dout=0.75 Din/Dout=0.65 Din/Dout=0.55 به صورت مناسب اين نقاط را دنبال کند آنگاه توربين بادی قادر خواهد بود که در هر سرعتی در محدودهی مجاز بيشترين توان را توليد نمايد. ) Total Cost (pu منحنیهای شكل 8 در سرعتهای متغير باد است. اگر کنترلکننده بتواند Magnet Width to Pole Pitch Ratio شكل :7 تغييرات هزينه مواد فعال مصرفی به ازای تغيير نسبت عرض آهنربا به گام قطب برای مقادير مختلف نسبت قطر روش کنترلی جهت استحصال بیشترین توان همانطور که در بخش مقدمه گفته شد روشهای مختلفی جهت رديابی حداکثر توان توليدی ( )MPPT در توربينهای بادی ارائه شده است. که از آن بين روش TSR علیرغم دارا بودن ديناميک سريع ) Rotor Speed (rpm ) Mechanical Power (Watt ) wind speed=6 (m/s ) wind speed=7 (m/s ) wind speed=8.3 (m/s 0 شكل :8 توان مكانيكی توليدی به صورت تابعی از سرعت روتور در سرعتهای مختلف باد -2-4 ساختار سيستم کنترلی نيارمند يک بادسنج جهت اندازهگيری سرعت باد میباشد. که باعث در اين مقاله جهت مدلسازی هر چه دقيقتر سيستم و اتصال مستقيم HCS مدل ژنراتور در حوزه FEM به سيستم کنترلی مورد استفاده در نرم افزار افزايش قيمت و همچنين پيچيدگی سيستم کنترلی میگردد. روش نسبت عرض آهنربا به گام قطب

7 37 Matlab از نرم افزار واسط که بر مبنای مشخص میشود. اگر سرعت ژنراتور کمتر از سرعت بهينه باشد گشتاور معادالت حالت است از مدل واقعی در حوزه FEM استفاده شده است. توربين بيشتر از گشتاور ژنراتور بوده و در نتيجه سرعت ژنراتور افزايش توضيحات بيشتر در اين خصوص در بخش بعدی ارائه میگردد. شكل 9 خواهد يافت و در صورتی که سرعت ژنراتور بيشتر از سرعت بهينه باشد ساختار کنترلی ژنراتور AFPMSG مبتنی بر توربين بادی سرعت متغير را با اعمال روش کنترلی مقدار سرعت کاهش خواهد يافت. در نهايت نشان میدهد به طوری که شامل يک توربين بادی ژنراتور AFPMSG گشتاور توربين و گشتاور ژنراتور در هر سرعت باد مقدار بهينه گشتاور يكسوساز ديودی مبدل بوست و يک بار dc است. همانطور که در شكل ( )Topt را دنبال مینمايند و توربين بادی در نقطه توان ماکزيمم Matlab- بهرهبرداری میشود. از مهمترين مزايای روش به کار رفته عدم نياز به و مدل مبدل و بار در نرم افزار اندازهگيری و يا تخمين سرعت باد است که پيادهسازی آن در عمل را نيز Simplorer ديگر به جای مدلسازی ژنراتور در Matlab-Simulink نيز مشخص شده است مدل توربين و سيستم کنترلی در Simulink مدل ژنراتور در Simplorer Maxwell مدلسازی شدهاند. خروجی ژنراتور AFPMSG با توجه به ساده میکند. تغييرات سرعت باد دارای دامنه و فرکانس متغير میباشد بنابراين مقدار ولتاژ dc ثابتی برای استفاده مستقيم ذخيرهسازی و يا تبديل به حالت ac از طريق يک اينورتر مورد نياز است. مقدار خروجی مبدل سمت ژنراتور با کنترل دوره زمانی سوئيچ به کار رفته در مبدل بوست قابل کنترل است. شكل :10 استراتژی کنترل يكسو ساز و مبدل بوست -5 نتایج FEM و شبیهسازی سیستم کنترلی همانطور که گفته شد در اين مقاله با استفاده از نرم افزار واسط Simplorer مدل ژنراتور در حوزه FEM به سيستم کنترلی مورد استفاده در نرم افزار Matlab به طور مستقيم متصل شده است. اين از استفاده شده است. نرمافزار Simplorer از مجموعه نرمافزارهای شرکت Ansoft بوده شكل :9 ساختار کنترلی يک توربين بادی سرعت متغير همراه با ژنراتور AFPMSG که به صورت تخصصی بر روی مدلسازی عناصر الكترونيک قدرت کار کرده و قابليت ارتباط مستقيم با نرم افزار طراحی ماشين Ansoft Maxwell و همچنين Matlab-Simulink را دارد. ارتباط اين ساختار روش کنترلی بكار گرفته شده برای يكسوساز ديودی و نرمافزار با دو نرمافزار ديگر ( Maxwell و )Simulink به صورت همزمان مبدل بوست در شكل 10 ارائه شده است. هدف از اين روش کنترلی است به اين معنی که هر سه نرمافزار به صورت همزمان اجرا شده و کنترل دوره زمانی کليد مورد استفاده در ساختار مبدل بوست به منظور دادههای تنظيم شده را برای يكديگر ارسال میکنند تا نرمافزار مقصد از جذب حداکثر توان از توربين بادی سرعت متغير و انتقال آن به بار مورد اين اطالعات در شبيهسازی خود استفاده کرده و نتيجههای مشخص شده نظر میباشد ].[23 همانطور که از شكل 10 مشخص است در سيستم را برای نرمافزارهای ديگر ارسال نمايد. در ادامه ابتدا مدل طراحی شده کنترلی ابتدا با اندازهگيری سرعت ژنراتور مقدار گشتاور مرجع (* )Tg با ماشين ارائه شده و توسط نرم افزار مورد ارزيابی قرار استفاده از رابطه ( )20 محاسبه شده و سپس مقدار جريان مرجع با میگيرد. سپس در قسمت بعدی نحوه عملكرد سيستم کنترلی بررسی اندازهگيری ولتاژ خروجی يكسوساز ( )Vd مطابق ( )21 بدست میآيد. میشود. ( )20 Tg =K optωm * Tg ωm * ( )21 Vd * = Id اختالف بين جريان مرجع dc و جريان dc اندازهگيری شده از طريق يک کنترلکننده PI به منظور تغيير دوره زمانی کليد و تنظيم خروجی مبدل و گشتاور ژنراتور استفاده میشود. افزايش و يا کاهش سرعت Maxwell-3D -1-5 نتايج FEM سه بعدی در اين بخش مطابق روابط طراحی تحليلی ارائه شده در بخش 1-3 و با توجه به نتايج آناليز حساسيت صورت گرفته در بخش 2-3 نتايج طراحی بهبوديافته ژنراتور AFPM جهت کاربرد توربين بادی با کوپل مستقيم ارائه شده است. يک مدل سه بعدی از ژنراتور با استفاده از نرمافزار Maxwell-3D ساختهشده و صحت فرضيات طراحی و استفاده شده است. به عبارت ژنراتور با اختالف بين گشتاور توربين ( )Tm و گشتاور ژنراتور ( )Tg

8 38 پارامترهای ژنراتور مورد بررسی قرار گرفته است. مقادير نامی ژنراتور آناليز ديناميكی نرم افزار ماکسول جهت محاسبه ولتاژ و جريان AFPM بهبود يافته به همراه پارامترهای ابعادی آن در جدول 2 ارائه شده توليدی ژنراتور در سرعت نامی 300 دور در دقيقه مورد استفاده قرار است. در شكل 11 مدل ژنراتور پيشنهادی در محيط نرمافزار Maxwell گرفته است. جهت مشزنی از دو روش Cylindrical Gap و Length ماکزيمم مقدار چگالی شار در آهن پشتی روتور رخ داده که مقدار آن المان میباشد. همچنين با توجه به ساختار دو طرفه روتور و به حدود 1/5 تسال است. در شكل 12 اندازه چگالی شار در شعاع متوسط منظور تحليل هر چه راحتتر مساله مشخصات حرکتی به استاتور اعمال فاصله هوايی و در ربع دور ماشين ارائه شده است که ماکزيمم مقدار آن شده است. در شكل 13 ولتاژ القايی بیباری ژنراتور نشان داده شده است. حدود 0/5 T میباشد. مشخصه ولتاژ خروجی ژنراتور بر اساس تغييرات جريان بار و به ازای مقادير مختلف سرعت گردش ژنراتور در شكل 14 ارائه شده است. جدول :2 مشخصات ژنراتور AFPM طراحی شده پارامتر مقدار توان نامی Pout 2 kw سرعت نامی nm 300 rpm ولتاژ موثر نامی فاز Vn تعداد جفت قطب p 8 تعداد کويل سيمپيچی Qc تعداد دور سيمپيچی هر کويل Nc 234 ماکزيمم مقدار بارگذاری مغناطيسی Bmg 0/ 5 T ماکزيمم مقدار چگالی شار در روتور Bcr 1/ 5 T نسبت قطر داخلی به خارجی λ 0/6 ضريب پهنای نسبی آهنربا αi 0/64 بازده η %90 قطر خارجی Dout ضخامت آهنرباها Lm خطای قابل قبولی نتايج تحليلی حاصل را تاييد میکند. 220 V 12 فاصله هوايی فيزيكی g همانطور که در شكل 14 مشخص است نتايج FEM سه بعدی با درصد شكل :13 ولتاژ پايانه ژنراتور AFPM تحت بار نامی با ضريب توان 0/9 384 mm 2 1/5 mm 17 mm شكل :14 تغييرات ولتاژ خروجی ژنراتور AFPM بر اساس تغييرات جريان بار و به ازای مقادير مختلف سرعت گردش ژنراتور -2-5 نتايج شبيهسازی سيستم کنترلی شكل :11 توزيع چگالی شار در ژنراتور AFPM بدون هسته با عنايت به اجرا همزمان هر سه نرمافزار و مشكالت ناشی از طوالنی شدن زمان اجرا برنامه ساختار ژنراتور AFPMSG با استفاده از مدل دو بعدی Maxwell نيز ساخته شده است. استفاده از مدل دوبعدی ژنراتور زمان محاسباتی و اجرا برنامه را تا حد زيادی کاهش میدهد. توربين بادی در صورتی میتواند بيشترين توان مكانيكی را توليد کند که مقدار ضريب توان Cp در ماکزيمم مقدار خود قرار داشته باشد. بنابراين الزم است که سرعت روتور به گونهای تنظيم شود که نسبت سرعت نوک λ برابر با مقدار بهينه λopt باشد. شكل ( 15 الف) منحنی تغييرات سرعت باد مرجع را برای مقادير 6 8/3 و 7 متر بر ثانيه نشان شكل :12 چگالی شار مغناطيسی در شعاع متوسط فاصله هوايی ارائه شده و مقدار چگالی شار در قسمتهای مختلف مشخص شده است. based نرم افزار ماکسول استفاده شده و تعداد المانهای مشزنی برابر با

9 39 میدهد. با توجه به مشخصات سيستم بادی مورد استفاده که در بخش 2 مطرح شد حداکثر مقدار ضريب توان توربين به ازای β=0 و λ=8 بدست میآيد و مقدار آن برابر با 0/48 است. در شكلهای ( 15 ب) و ( 15 ج) منحنی تغييرات λ و ضريب توان به ازای تغييرات سرعت باد نشان داده شده است. پارامتر λ با سرعت باد طبق معادله 4 رابطه عكس داشته و در نتيجه با کاهش سرعت باد در ثانيه 1/5 به طور گذرا افزايش يافته و با سرعت باد از شكلها مشخص است با تغيير سرعت باد مقادير Cp و λ از مقدار بهينه خود فاصله میگيرند ولی با اعمال کنترل رديابی حداکثر توان به طور مجدد به مقدار بهينه خود بازمیگردند. همانطور که در بخش 1-4 بيان گرديد در روش کنترل گشتاور بهينه گشتاور ژنراتور مرجع و جريان dc مرجع محاسبه شده و سعی میشود که با اعمال روش کنترلی جريان dc و گشتاور ژنراتور واقعی از مقادير مرجع خود پيروی نمايند. در شكل 16 منحنی تغييرات جريان dc مرجع و جريان dc اندازهگيری شده ارائه شده است. با کاهش سرعت باد مقدار جريان dc کاهش يافته و با افزايش سرعت باد مقدار جريان افزايش در شكلهای ( 17 الف) و (ب) نيز به ترتيب منحنی تغييرات گشتاور مرجع و گشتاور توربين نسبت به زمان و همچنين تغييرات گشتاور مرجع و گشتاور ژنراتور نسبت به زمان نمايش داده شده است. همانطور که در شكلها مشخص است با تغيير سرعت باد مقدار گشتاور توربين تغيير يافته و سپس با اعمال روش کنترلی مقدار گشتاور مرجع به روز میگردد. نتايج نشان میدهد که گشتاور ژنراتور به خوبی از گشتاور مرجع پيروی میکند. میيابد. از شكل مشخص است که در سرعتهای مختلف باد جريان اندازهگيری شده از جريان مرجع پيروی مینمايد. (الف) گشتاور توربين - مرجع (الف) (ب) گشتاور مرجع - ژنراتور شكل :17 منحنی تغييرات گشتاور توربين - مرجع و گشتاور مرجع - ژنراتور با توجه به تغييرات سرعت باد (ب) از جمله اهداف کنترل رديابی حداکثر توان دريافت ماکزيمم توان از توربين در سرعتهای مختلف باد است. در سيستم بادی سرعت متغير با تغيير سرعت باد سرعت چرخش توربين و ژنراتور نيز تغيير میکند و در يک سرعت چرخش مشخص توربين بادی حداکثر توان را توليد خواهد نمود. با توجه به منحنیهای توان - سرعت ارائه شده در شكل 8 بخش 4 میتوان مشاهده نمود که در هر سرعت باد مقدار سرعت بهينه چرخش توربين و ژنراتور و همچنين حداکثر توان توربين يک مقدار (ج) معينی را خواهد داشت. در شكل 18 منحنی سرعت ژنراتور و در شكل شكل :15 منحنی تغييرات (الف) سرعت باد مرجع (ب) نسبت سرعت نوک (ج) 19 منحنی توان مكانيكی توربين نمايش داده شده است. از نتايج مشخص ضريب توان توربين افزايش سرعت باد در ثانيه 2/5 به طور گذرا کاهش میيابد. همانطور که 0 شكل :16 تغييرات جريان dc مرجع و اندازهگيری شده با توجه به تغييرات

10 40 است که مقادير سرعت و توان در شكلهای 18 و 19 با مقادير منحنی واقعی ژنراتور در حوزه توان - سرعت ارائه شده در 8 مطابقت مینمايد. توزيع شار را مهيا ساخته و نتايج دقيقتر و مناسبتری را نتيجه میدهد. FEM امكان توليد مستقيم مولفههای ولتاژ از نتايج حاصل از شبيهسازی عملكرد مناسب سيستم کنترلی در انتخاب مقادير مناسب گشتاور مرجع سرعت ژنراتور و دنبال کردن نقاط متناظر با ماکزميم توان را با توجه به مشخصه توربين و تغييرات سرعت باد مرجع نشان میدهد. شكل :18 تغييرات سرعت ژنراتور نسبت به زمان شكل :19 منحنی تغييرات توان مكانيكی نسبت به زمان -6 نتیجهگیری در اين مقاله رديابی حداکثر توان در يک سيستم بادی سرعت متغير [1] P. Lampola, Directly Driven, Low-Speed Permanent-Magnet Generators for Wind Power Applications, Dissertation for the degree of Doctor of Science in Technology, Department of Electrical Engineering, Helsinki University of Technology, Finland, [2] T. F. Chan, and L. L. Lai, An Axial-Flux Permanent-Magnet Synchronous Generator for a Direct-Coupled Wind-Turbine System, IEEE Transactions on Energy Conversion, vol. 22, no. 1, pp , [3] D. Bang, H. Polinder, G. Shrestha, and J. A. Ferreira, Review of Generator Systems for Direct-Drive Wind Turbines, Delft University of Technology, The Netherlands, و مجهز به ژنراتور سنكرون مغناطيس دائم شار محور بدون هسته با [4] J. R. Bumby, and R. Martin, Axial-flux permanent-magnet air-cored generator for small-scale wind turbines, IEE Proceedings Electric Power Applications, vol. 152, no. 5, pp , حساسيت پارامترهای اصلی ماشين و با هدف کاهش هزينه مواد فعال [5] H. Polinder, F. F. A. van der Pijl, G.-J. de Vilder, and P. J. Tavner, Comparison of direct drive and geared generator concepts for wind turbines IEEE Transactions on Energy Conversion,vol. 21, no. 3, pp Sept, استفاده از کوپل مستقيم مدل FEM ژنراتور به اداوات الكترونيک قدرت و سيستم کنترلی ارائه شد. در همين راستا ابتدا طراحی بهبوديافتهای از ژنراتور آهنربای دائم شار محور بدون هسته با استفاده از روش آناليز مصرفی و لحاظ نمودن مشخصات فنی مورد نظر صورت گرفته است. نتايج حاصل از آناليز حساسيت نشان داد که با توجه به تاثير زياد قيمت آهنربا در قيمت تمام شده ژنراتور برخالف ژنراتورهای هسته دار مقدار بار گذاری مغناطيسی و الكتريكی بايد در مقادير کم انتخاب شود. تعداد جفت قطبهای ژنراتور با توجه به کاربرد مورد نظر و تغييرات بازده برابر 8 و مقدار نسبت قطر داخلی به خارجی ژنراتور نيز در بيشترين مقدار ممكن جهت کاهش هزينه و برآورده سازی حداقل مقدار بازده مورد قبول برابر 0/6 لحاظ شده است. بررسی مدل 3 بعدی ژنراتور در نرمافزار Maxwell با درصد خطای کمی فرضيات در نظر گرفته شده در طراحی تحليلی را تأييد میکند. از روش کنترل گشتاور بهينه ( )OTC جهت رديابی حداکثر توان توربين بادی استفاده شده است. در اين روش به اندازه گيری و يا تخمين سرعت باد نياز نبوده و الگوريتم کنترلی حداکثر توان قابل جذب از توربين بادی را با اندازهگيری سرعت روتور و محاسبه مقدار گشتاور بهينه حاصل میکند. ارتباط مستقيم بين مدل ژنراتور در نرمافزار Maxwell و سيستم کنترلی ژنراتور در محيط Matlab-Simulink با استفاده از نرمافزار واسط Simplorer صورت گرفته است. استفاده از اين نرمافزار و مدل [6] E. Koutroulis, and K. Kalaitzakis, Design of a maximum power tracking system for wind energy-conversion applications, IEEE Transactions on Industrial Electronics, vol. 53, no. 2, pp , [7] Z. Zhang, A. Chen, A. Matveev, R. Nilssen, and A. Nysveen, High-power generators for offshore wind turbines, Energy Procedia, vol. 35, pp , [8] W. Rong-Jie, M. J. Kamper, K. Van der Westhuizen, and J. F. Gieras, Optimal design of a coreless stator axial flux permanent-magnet generator, IEEE Transactions on Magnetics, vol. 41, no. 1, pp , [9] H. Vansompel, P. Sergeant, and L. Dupre, Optimized Design Considering the Mass Influence of an Axial Flux Permanent-Magnet Synchronous Generator With Concentrated Pole مراجع

11 41 حميد جوادی سيده مهناز ابراهيمی علی دقيق Downloaded from joc.kntu.ac.ir at 16: on Saturday July 14th 2018 IPM Synchronous Generator-Based Gearless Variable Speed Wind Turbine, IEEE Transactions on Sustainable Energy, vol. 5, no. 2, pp , [17] V. Behjat, and M. Hamrahi, Dynamic modeling and performance evaluation of axial flux PMSG based wind turbine system with MPPT control, Ain Shams Engineering Journal, vol. 5, no. 4, pp , [18] C.-M. Hong, C.-H. Chen, and C.-S. Tu, Maximum power point tracking-based control algorithm for PMSG wind generation system without mechanical sensors, Energy conversion and management, vol. 69, pp , [19] J. F. Gieras, R. J. Wang, and M. J. Kamper, Axial Flux Permanent Magnet Brushless Machines, 2nd ed., New York: Springer, [20] J. L. S. Huang, F. Leonardi, T. A. Lipo, A Comparison of Power Density for Axial Flux Machines Based on General Purpose Sizing Equations, IEEE Transactions on Energy Conversion, vol. 14, no. 2, pp , June, [21] Q. Ronghai, and T. A. Lipo, Analysis and modeling of air-gap and zigzag leakage fluxes in a surface-mounted permanent-magnet Machine, IEEE Transactions on Industry Applications, vol. 40, no. 1, pp , طراحی بهبود يافته ژنراتور سنكرون مغناطيس دائم, [ نقی رستمی 22] پايان شار محوری با کوپالژ مستقيم به توربين بادی دانشگاه تبريز.1391, نامه دکتری [23] M. Haque, M. Negnevitsky, and K. Muttaqi, A Novel Control Strategy for a Variable-Speed Wind Turbine With a Permanent-Magnet Synchronous Generator, IEEE Transactions on Industry Applications, vol. 46, no. 1, pp , Journal of Control, Vol. 11, No. 2, Summer 2017 Windings, IEEE Transactions on Magnetics, vol. 46, no. 12, pp , [10] S. Eriksson, and H. Bernhoff, Loss evaluation and design optimisation for direct driven permanent magnet synchronous generators for wind power,applied Energy, vol. 88, no. 1, pp , [11] N. Rostami, M. R. Feyzi, J. Pyrhonen, A. Parviainen, and V. Behjat, Genetic Algorithm Approach for Improved Design of a Variable Speed Axial-Flux Permanent-Magnet Synchronous Generator, IEEE Transactions on Magnetics, vol. 48, no. 12, pp , طراحی بهبوديافته حميد جوادی و حسين ترکمن [ علی دقيق 12] ژنراتور سنكرون مغناطيس دائم شار محور بدون هسته باهدف بيست, کاهش هزينه و با در نظر گرفتن محدوديتهای مكانيكی.2015, ايران تهران, و سومين کنفرانس مهندسی برق ايران [13] Z. Zhaoqiang, A. Matveev, R. Nilssen, and A. Nysveen, Ironless Permanent-Magnet Generators for Offshore Wind Turbines, IEEE Transactions on Industry Applications, vol. 50, no. 3, pp , [14] M. Abdullah, A. Yatim, C.Tan, and R. Saidur, A review of maximum power point tracking algorithms for wind energy systems, Renewable and Sustainable Energy Reviews, vol. 16, no. 5, pp , [15] C. Patsios, A. Chaniotis, M. Rotas, and A. G. Kladas, A comparison of maximum-powerpoint tracking control techniques for low-power variable-speed wind generators, in 8th International Symposium on Advanced Electromechanical Motion Systems & Electric Drives Joint Symposium, (ELECTROMOTION 2009) 2009, pp [16] M. E. Haque, Y. C. Saw, and M. M. Chowdhury, Advanced Control Scheme for an 1396 تابستان 2 شماره 11 جلد مجله کنترل