夏加寬，鄭少偉，何 新

(沈陽工業(yè)大學(xué)，遼寧沈陽110870)

0 引 言

熱聲發(fā)電技術(shù)是一種新型的熱發(fā)電技術(shù)，它通過熱聲發(fā)動機(jī)驅(qū)動直線發(fā)電機(jī)往復(fù)運(yùn)動來實(shí)現(xiàn)熱能向聲能再向電能的轉(zhuǎn)換［1－2］。它要求直線發(fā)電機(jī)效率和功率密度要高，可靠性要好。并且作為熱聲發(fā)動機(jī)的的負(fù)載，直線發(fā)電機(jī)的運(yùn)動特性要與熱聲發(fā)動機(jī)的輸出特性相匹配，以提高電能的輸出。

常見的圓筒型直線電機(jī)的主磁路與動子的運(yùn)動方向平行，定子硅鋼片沿著運(yùn)動方向排列，疊裝硅鋼片較為困難;而橫向磁通直線電機(jī)的主磁路與運(yùn)動方向垂直，使得硅鋼片的疊裝方式變得簡單，利于加工，且功率密度較大［3－6］，非常適合進(jìn)行高頻往復(fù)運(yùn)動。本文采用了一種新型的橫向磁通直線發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)，可以較好地實(shí)現(xiàn)與熱聲發(fā)動機(jī)的匹配，接著主要研究了對電機(jī)運(yùn)行特性影響較大的定位力的特點(diǎn)。

定位力表征了永磁直線電機(jī)的一項(xiàng)基本性能指標(biāo)，是直線電機(jī)固有的特性，其大小和方向與電機(jī)運(yùn)行狀況無關(guān)［7－10］。目前定位力研究多通過建立分析模型，獲得定位力的計算方法，然后采取措施削弱電機(jī)的定位力［10－14］。本文考慮定位力并不總產(chǎn)生阻力的效果，而趨向?qū)㈦姍C(jī)動子停止在某一個位置，著重研究定位力與動子位移的關(guān)系。通過分析發(fā)現(xiàn)在該電機(jī)中定位力具有歸中性，這與彈簧的力特性相似，有助于實(shí)現(xiàn)匹配，可見合適的定位力將會對電機(jī)的運(yùn)動產(chǎn)生幫助。

1 電機(jī)結(jié)構(gòu)與運(yùn)行原理

該電機(jī)采用諧振彈簧式設(shè)計，圖1為直線發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)示意圖，圖2為電機(jī)橫向剖面圖。電機(jī)的定子采用集中繞組，每個定子齒上的線圈相互串聯(lián)。動子沿軸向安裝兩排永磁體，每排沿動子圓周均勻安裝8塊永磁體，永磁體與電機(jī)定子齒一一相對，每塊永磁體的尺寸均相等，且相鄰永磁體的極性相反。動子兩側(cè)裝有共振彈簧，動子在共振彈簧的支撐下左右運(yùn)動。電機(jī)端蓋上裝有直線軸承，用以維持氣隙恒定。

電機(jī)的動子在外力驅(qū)動下沿軸向作往復(fù)運(yùn)動，當(dāng)動子位于平衡位置(如圖1所示，動子鐵心與定子鐵心軸向中心重合)時，穿過定子繞組的磁通為零;當(dāng)動子運(yùn)動到正向振幅(動子鐵心與定子鐵心端面重合時振幅有最大值)時，穿過定子繞組的磁通為Φmax;當(dāng)動子運(yùn)動到負(fù)向振幅時，穿過定子繞組的磁通為－Φmax。因此當(dāng)動子沿軸向作往復(fù)運(yùn)動時，穿過定子繞組的磁通發(fā)生周期性變化，定子繞組中就會產(chǎn)生感應(yīng)電動勢。

2 定位力分析

永磁直線電機(jī)的定位力一方面來源于鐵心開槽引起的齒槽效應(yīng)，另一方面來源于有限的初級長度引起的端部效應(yīng)。從結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和運(yùn)行方式可以看出，該電機(jī)不存在因齒槽效應(yīng)引起的定位力，僅存在因端部效應(yīng)引起的定位力。

為便于分析，作以下假設(shè):

(1)電樞鐵心的磁導(dǎo)率為無窮大，忽略極間、端部漏磁;

(2)永磁體與定子鐵心重合部分的氣隙平均磁密為Bδav，永磁體不與定子鐵心重合部分的氣隙平均磁密為Bσav;

(3)各部分永磁體產(chǎn)生的磁場能量分布相同的空間范圍內(nèi)。

規(guī)定x0為定子鐵心軸向中心線與動子鐵心軸向中心線之間的距離，x=0位置設(shè)定在定子鐵心軸向中心線上，如圖3所示。

圖3 永磁體與定子鐵心的相對位置

對應(yīng)圖3所示位置動子軸向長度內(nèi)的氣隙磁密分布如圖4所示。則在時動子左右兩半對應(yīng)的氣隙平均磁密分別:

圖4 B(x)的分布

式中:lFe和lm分別為定子鐵心軸向長度和永磁體的軸向長度，則左右兩半產(chǎn)生的磁場能量分別:

式中:R1和R2分別為定子的內(nèi)半徑和動子軛的外半徑?？傻迷跁r電機(jī)內(nèi)存儲的總的磁場能量:

3 有限元仿真

該電機(jī)的磁場分布比較復(fù)雜，很難簡化成二維模型來處理，為了提高仿真的精確度，采用三維模型進(jìn)行仿真。電機(jī)的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 電機(jī)參數(shù)

圖5為電機(jī)三維有限元模型圖，圖6為仿真得到的平衡位置時動子軸向長度內(nèi)沿軸向氣隙磁密的分布圖。

定位力的仿真結(jié)果如圖7所示，可以看出，在一定位移范圍內(nèi)，定位力與位移的關(guān)系近似為直線。而當(dāng)位移接近，即動子軸向中心運(yùn)動到定子鐵心端面附近時，定位力的值開始下降，這是因?yàn)榇藭r定子鐵心與軸向兩排永磁體之間的相互作用開始減弱。對比有限元仿真結(jié)果和理論分析結(jié)果，可以看出，由于理論分析簡化了氣隙磁密的分布，導(dǎo)致計算結(jié)果有一定誤差。

圖7 定位力結(jié)果比較

進(jìn)一步分析kdf，可以得到電機(jī)的一些關(guān)鍵的結(jié)構(gòu)參數(shù)對定位力的影響，下面作詳細(xì)分析。

(1)氣隙寬度。氣隙寬度的大小與氣隙磁密的大小直接相關(guān)，氣隙寬度越大，氣隙磁密越小。通過保持定子鐵心內(nèi)徑和永磁體厚度不變，改變氣隙寬度的大小，得到一組定位力曲線，如圖8所示?？梢钥闯鰵庀秾挾仍酱?，對應(yīng)位置處定位力越小。但是氣隙寬度還影響電機(jī)的反電勢及其他性能，設(shè)計時需要綜合考慮。

圖8 不同氣隙寬度下定位力曲線

(2)永磁體厚度。永磁體厚度極大程度上決定了永磁體的工作點(diǎn)，永磁體產(chǎn)生的磁動勢與永磁體的厚度呈線性關(guān)系。保持定子鐵心內(nèi)徑和氣隙寬度不變，改變永磁體厚度，得到一組定位力曲線，如圖9所示?？梢钥闯鲇来朋w厚度越大，對應(yīng)位置處定位力越大。同時需注意永磁體厚度還影響電機(jī)其他的性能，需要相互兼顧。

圖9 不同永磁體厚度下定位力曲線

(3)永磁體軸向長度。永磁體軸向長度主要影響氣隙磁密的軸向分布，同時對動子的體積和質(zhì)量有影響。保持其他參數(shù)不變，改變永磁體軸向長度，得到如圖10所示的一組定位力曲線?？梢钥闯鲇来朋w軸向長度越長，對應(yīng)位置處定位力越小。

圖10 不同永磁體軸向長度下定位力曲線

另外，采用不同的永磁材料、不同極弧系數(shù)等對定位力的大小都有影響。總結(jié)發(fā)現(xiàn)，改變這些參數(shù)主要是影響電機(jī)氣隙磁密的大小和分布，進(jìn)而影響定位力。因此若要提高定位力理論分析的準(zhǔn)確度，需要精確獲得電機(jī)中氣隙磁密的分布規(guī)律。同時這些參數(shù)還影響著電機(jī)的反電勢、動子的體積和質(zhì)量等重要參數(shù)，進(jìn)而影響發(fā)電機(jī)的輸出和運(yùn)動特性，需要在設(shè)計時綜合考慮。

4 實(shí)驗(yàn)測試

由于電機(jī)中定位力和摩擦力同時存在，測試定位力時應(yīng)盡可能地消除摩擦力的影響。本文采用往復(fù)運(yùn)動雙向測量的方案，利用在同一位置上摩擦力大小相等、方向相反的特點(diǎn)加以抵消。測試時，沿軸向拖動樣機(jī)的動子進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動，與此同時借助力傳感器測量動子行程中每個絕對位置上的力值，最終通過計算得到測量位置處的定位力。

實(shí)驗(yàn)樣機(jī)如圖11所示，樣機(jī)的主要參數(shù)如表1所示，測試時樣機(jī)內(nèi)部未安裝彈簧。

圖11 實(shí)驗(yàn)樣機(jī)

圖12 為實(shí)驗(yàn)測試得到的定位力波形?？梢钥闯鋈N方法得到的結(jié)果趨勢相同。由于樣機(jī)機(jī)殼軸向長度較短，樣機(jī)兩側(cè)端蓋與動子上的永磁體的相互作用，導(dǎo)致當(dāng)動子端部與端蓋距離較近時無法測量，并使測試結(jié)果存在一定誤差。

圖12 測試結(jié)果

5 結(jié) 論

本文提出了一種新型的橫向磁通直線發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)，通過理論分析得到了定位力簡化的計算方法，并通過有限元仿真和實(shí)驗(yàn)測試，驗(yàn)證了理論分析的正確性。得出:

(1)在一定動子位移范圍內(nèi)，電機(jī)定位力的大小與動子位移成正比，方向相反，具有歸中性，為研究該電機(jī)的運(yùn)動特性奠定了基礎(chǔ)。

(2)定位力的大小與電機(jī)的氣隙寬度、永磁體厚度和軸向長度等參數(shù)密切相關(guān)，通過調(diào)整這些參數(shù)可以得到合適大小的定位力。

(3)該電機(jī)的定位力與彈簧彈性力的特性相似，可用來補(bǔ)償彈性力，合適的定位力有助于實(shí)現(xiàn)直線發(fā)電機(jī)與熱聲發(fā)動機(jī)的匹配。

［1］吳張華，羅二倉，戴巍.熱聲發(fā)電之直線發(fā)電機(jī)的理論研究［J］.太陽能學(xué)報，2008，29(4):493 －497.

［2］滿滿，吳張華，羅二倉，等.400W行波熱聲發(fā)電系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)研究［J］.工程熱物理學(xué)報，2011，32(4):557 －560.

［3］陳金濤，辜承林.新型橫向磁通永磁電機(jī)研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2005，25(15):155 －160.

［4］夏永明，盧琴芬，葉云岳，等.新型雙定子橫向磁通直線振蕩電機(jī)［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2007，27(27):104 －107.

［5］于明湖，張玉秋，葉云岳，等.雙定子直線振蕩電機(jī)諧振特性分析［J］.電機(jī)與控制學(xué)報，2010，14(8):1 －6.

［6］于明湖.直線壓縮機(jī)用橫向磁通永磁直線振蕩電機(jī)系統(tǒng)研究［D］.浙江大學(xué)，2011.

［7］Kim Y J，Dohmeki.Cogging force verification by deforming the shape of the outlet edge at the armature of a stationary discontinuous armature PM － LSM［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2007，43(6):2540 －2542.

［8］Youn S W，Lee J J，Yoon H S，et al.A new cogging － free permanent－ magnet linear motor［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2008，44(7):1785 －1790.

［9］Chen Y M，F(xiàn)an S Y，Lu W S.Performance analysis of linear permanent－ magnet motors with finite － element analysis［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2008，44(3):377 －385.

［10］王昊，張之敬，劉成穎.永磁直線同步電機(jī)定位力分析與實(shí)驗(yàn)研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2010，30(15):58 －63.

［11］潘開林，傅建中，陳子辰.永磁直線同步電機(jī)的磁阻力分析及其最小化研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報，2004，24(4):112－115.

［12］潘開林，傅建中，陳子辰.永磁直線同步電機(jī)的磁阻力分析及其優(yōu)化［J］.浙江大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版)，2005，39(10):1627－1632.

［13］黃玉平，吳紅星，洪作光，等.基于動磁式永磁同步直線電機(jī)定位力的研究［J］.微電機(jī)，2010，43(6):28 －31.

［14］常九健，馬文禮，黃金龍.雙邊永磁同步直線電動機(jī)磁阻力分析及最小化［J］.微特電機(jī)，2012，40(6):1 －3，7.