趙玫,　鄒繼斌,　張?jiān)屏?　韓輔君,　楊洪勇

(1.魯東大學(xué) 信息與電氣工程學(xué)院， 山東 煙臺 264025；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 電氣工程及其自動化學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001；3.威海廣泰空港設(shè)備股份有限公司 博士后科研工作站，山東 威海 264200)

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橫向磁場永磁直線電機(jī)連續(xù)往復(fù)運(yùn)行時(shí)溫度場計(jì)算與分析

趙玫1,2,3,鄒繼斌2,張?jiān)屏?,韓輔君1,楊洪勇1

(1.魯東大學(xué) 信息與電氣工程學(xué)院， 山東 煙臺 264025；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 電氣工程及其自動化學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001；3.威海廣泰空港設(shè)備股份有限公司 博士后科研工作站，山東 威海 264200)

摘要:根據(jù)橫向磁場永磁直線電機(jī)在直線運(yùn)動系統(tǒng)中的具體應(yīng)用，對連續(xù)往復(fù)運(yùn)行工況下電機(jī)的溫升特性進(jìn)行了研究。在綜合考慮電機(jī)結(jié)構(gòu)和運(yùn)行狀態(tài)特殊性的基礎(chǔ)上，首先，建立橫向磁場永磁直線電機(jī)包含機(jī)殼端蓋在內(nèi)且計(jì)及電樞繞組三維結(jié)構(gòu)的溫度場計(jì)算模型；其次，應(yīng)用傳熱學(xué)理論，在考慮電機(jī)熱源、工作狀態(tài)和電機(jī)各部分熱交換等因素的前提下，給出電機(jī)中材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱容以及各個(gè)表面散熱系數(shù)的確定方法，同時(shí)，給出動子表面的散熱系數(shù)、氣隙間動子外表面和定子內(nèi)表面的散熱系數(shù)隨速度的變化規(guī)律；最后，計(jì)算電機(jī)在連續(xù)往復(fù)運(yùn)行工況下的瞬態(tài)溫度場，并通過樣機(jī)實(shí)驗(yàn)對溫度場的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。

關(guān)鍵詞:橫向磁場；永磁直線電機(jī)；溫度場；連續(xù)往復(fù)

0引言

圓筒型直線電機(jī)常常被用于短行程的往復(fù)運(yùn)動場合。隨著它的應(yīng)用場合越來越廣泛，單機(jī)容量不斷上升，它的發(fā)熱和冷卻問題也就越來越突出，并且電機(jī)的技術(shù)性能指標(biāo)與熱特性密切相關(guān)，良好的熱設(shè)計(jì)可以最大限度的提高電機(jī)的技術(shù)性能指標(biāo)，因此對其溫度場的分析計(jì)算也就顯得尤為重要。而本文所研究的橫向磁場永磁直線電機(jī)屬于圓筒型永磁直線電機(jī)(PMLM)，一方面由于其結(jié)構(gòu)形式特殊，屬于長動子短定子結(jié)構(gòu)，定子鐵心沿軸向多段排列，且鐵心之間通過非導(dǎo)磁環(huán)連接，電樞繞組繞制方向平行于電機(jī)的運(yùn)動方向，因此其溫度場求解域模型有別于傳統(tǒng)直線電機(jī)，需要建立其三維溫度場計(jì)算模型。另一方面當(dāng)直線電機(jī)的動子在連續(xù)變速往復(fù)運(yùn)動時(shí)，氣隙位置隨動子的運(yùn)動而改變，有別于傳統(tǒng)旋轉(zhuǎn)電機(jī)氣隙結(jié)構(gòu)不變的特點(diǎn)，因此動子各表面散熱系數(shù)需要視流體的流動狀態(tài)來確定。因此結(jié)合結(jié)構(gòu)和運(yùn)行特點(diǎn)對橫向磁場圓筒型PMLM的溫度場進(jìn)行深入研究是十分必要的。

目前，關(guān)于本文所研究的橫向磁場圓筒型直線電機(jī)的溫度場研究還未有報(bào)道。因此，溫度場方面的研究現(xiàn)狀這里只能參考國內(nèi)外傳統(tǒng)直線電機(jī)的溫度場研究[1-6]。對于圓筒型直線電機(jī)無非有兩種結(jié)構(gòu)形式：長動子短定子和長定子短動子。兩種電機(jī)結(jié)構(gòu)上的差異，導(dǎo)致在溫度場計(jì)算方面也有所區(qū)別。文獻(xiàn)[1]針對一種長定子短動子圓筒型直線電機(jī)，根據(jù)電機(jī)不同的工況選取不同的溫度場計(jì)算域進(jìn)行研究，運(yùn)用有限元法建立了二維等效計(jì)算模型，以及給出了等效對流換熱系數(shù)的確定方法。文獻(xiàn)[2]將圓筒型直線感應(yīng)電動機(jī)溫度場作軸對稱場處理，選取電機(jī)子午面(RZ截面)作為計(jì)算域，采用時(shí)步網(wǎng)絡(luò)拓?fù)浞ㄓ?jì)算其動態(tài)溫度場；文獻(xiàn)[3]選取定子和動子耦合區(qū)域的1/2作為溫度場計(jì)算模型，計(jì)算了扁平型直線異步電機(jī)靜止時(shí)的溫升規(guī)律，由于電機(jī)實(shí)際運(yùn)行過程中，動子表面及氣隙內(nèi)空氣流動，以及動子和定子相對位置均會發(fā)生改變，因此文獻(xiàn)所用靜止法計(jì)算直線電機(jī)的溫升在估算各種工況下電機(jī)溫升時(shí)具有很大局限性；文獻(xiàn)[4]選取電磁彈射用長行程大推力直線電機(jī)的初級作為溫度場計(jì)算域，計(jì)算了繞組的溫升規(guī)律；文獻(xiàn)[5]在流體場計(jì)算基礎(chǔ)上得到動子各表面的對流換熱系數(shù)，并建立了簡化的一維熱路模型，該文獻(xiàn)為直線電機(jī)表面對流換熱系數(shù)的計(jì)算提供了指導(dǎo)，但是將復(fù)雜的電機(jī)熱傳導(dǎo)及熱交換簡化為一維熱路，需要進(jìn)行大量的理想假設(shè)。文獻(xiàn)[6]采用電磁場——溫度場耦合的方式來計(jì)算分析圓筒型永磁直線電機(jī)的電磁性能和溫升問題，并通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。

綜上所述，關(guān)于直線電機(jī)溫度場方面的研究主要集中在對電機(jī)溫度場計(jì)算模型的等效處理，動子各表面對流換熱系數(shù)的確定以及針對電機(jī)不同工況的溫升預(yù)估等方面。而本文綜合考慮了橫向磁場圓筒型PMLM結(jié)構(gòu)和運(yùn)行狀態(tài)的特殊性，建立其三維溫度場計(jì)算模型。應(yīng)用傳熱學(xué)理論，在考慮電機(jī)熱源、工作狀態(tài)和電機(jī)各部分的熱交換等因素的前提下，詳細(xì)討論電機(jī)中材料的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容以及各個(gè)表面散熱系數(shù)的確定方法，在此基礎(chǔ)上對橫向磁場圓筒型PMLM的瞬態(tài)溫度場進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)電機(jī)在直線伺服系統(tǒng)中的具體應(yīng)用，對連續(xù)往復(fù)運(yùn)行工況下電機(jī)的溫升特性進(jìn)行分析和溫升預(yù)估。

1橫向磁場PMLM三維暫態(tài)溫度場的計(jì)算模型

1.1數(shù)學(xué)模型

根據(jù)傳熱學(xué)理論，橫向磁場圓筒型PMLM三維暫態(tài)溫度場滿足以下方程[7]：

(1)

(2)

式中:T為溫度(℃)；Ts為已知壁面溫度(℃)；Tc為周圍介質(zhì)的溫度(℃)；q為熱源密度(W/m3)；q0為通過邊界面的熱流密度(W/m3)；c為比熱容(J/(kg·℃))；ρ為密度(kg/m3)；t為時(shí)間(s)；h為散熱系數(shù)(W/(m2·℃))；Si(i=1,2,3) 為第i類邊界條件的物體邊界；λn為邊界面的法向?qū)嵯禂?shù)(W/(m·℃))；λx、λy、λz為各介質(zhì)x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)(W/(m·℃))。

1.2基本假設(shè)和邊界條件

電機(jī)溫度場數(shù)值計(jì)算中，確定求解域是計(jì)算溫度場的首要任務(wù)。本文所研究的橫向磁場圓筒型PMLM屬于長動子短定子結(jié)構(gòu)，其電樞繞組的繞制方向平行于電機(jī)的運(yùn)動方向，在確定溫度場求解域時(shí)也有別于傳統(tǒng)直線電機(jī)，不能單純的只考慮定子和動子相耦合的區(qū)域，需要建立包含機(jī)殼端蓋在內(nèi)且計(jì)及電樞繞組的三維結(jié)構(gòu)的溫度場模型，此時(shí)的二維計(jì)算模型已不再適用，需要建立三維溫度場計(jì)算模型，為了在保證計(jì)算準(zhǔn)確度的前提下減少計(jì)算時(shí)間，對溫度場計(jì)算模型的基本假設(shè)如下：

1)對于電機(jī)溫度場定解問題的研究，不存在第一類邊界；

2)電機(jī)中熱源隨溫度的變化忽略不計(jì)；

3)機(jī)械損耗忽略不計(jì)；

4)材料屬性隨溫度的變化忽略不計(jì)。

圖1　橫向磁場圓筒型PMLM三維溫度場的求解區(qū)域Fig.1　　　　3D temperature field solved region in transverse　　　 flux tubular PMLM

圖2　三維溫度場求解區(qū)域的整體網(wǎng)格剖分圖Fig.2　　　　3D whole mesh plot of the temperature field　　　 solved region

根據(jù)上述基本假設(shè)，計(jì)算區(qū)域內(nèi)的傳熱和散熱邊界條件如圖3所示，具體說明如下：

(3)

2)機(jī)殼外表面S1、前端蓋外表面S2及后端蓋外表面S4、繞組端部表面S7、動子左右上下表面S13、S16及軸的左右表面S12、定子鐵心端面S10、定子齒冠表面S11、動子氣隙間外表面S17面應(yīng)用第三類對流換熱邊界條件，即滿足如下邊界條件

(4)

S1-機(jī)殼外表面；S2-前端蓋外表面；S3-前端蓋內(nèi)表面；S4-后端蓋外表面；S5-后端蓋內(nèi)表面；S6-機(jī)殼內(nèi)表面；S7-端部繞組外表面；S8-絕緣層表面；S9-分段鐵心外表面；S10-鐵心端部外表面；S11-定子齒冠內(nèi)表面；S12-軸表面；S13-動子上表面；S14-動子端部表面；S15-動子軛端部表面；S16-動子下表面；S17-氣隙間動子外表面；S18-鋁環(huán)內(nèi)表面；S19-槽楔。圖3　溫度場求解域內(nèi)散熱面示意圖Fig.3　　　　Schematic diagram of heat dissipation surface 　　　in the soved region

2熱源的分布和熱參數(shù)的確定

2.1熱源的分布

電機(jī)在機(jī)電能量轉(zhuǎn)換的過程中，其內(nèi)部難免會產(chǎn)生銅耗、鐵耗、渦流損耗、機(jī)械損耗和雜散損耗等各種損耗，這些損耗將轉(zhuǎn)變成熱能散發(fā)到電機(jī)周圍的冷卻介質(zhì)中，同時(shí)也使電機(jī)的溫度升高。我們通常把這部分使電機(jī)發(fā)熱的損耗統(tǒng)稱為熱源。關(guān)于本電機(jī)的銅耗、鐵耗和渦流損耗在文獻(xiàn)[8]中做了詳細(xì)研究，而由機(jī)械損耗所產(chǎn)生的熱源在本文的溫度場計(jì)算中忽略不計(jì)。

2.2熱傳導(dǎo)系數(shù)

根據(jù)傅里葉導(dǎo)熱定律，熱傳導(dǎo)系數(shù)與物質(zhì)的種類和溫度等因素有關(guān)，是溫度場計(jì)算中較重要的一個(gè)物理量，直接關(guān)系到物體內(nèi)熱流的大小[9]。橫向磁場圓筒型PMLM的求解域中存在多種導(dǎo)熱體，有鐵心疊片、繞組銅線、槽絕緣、槽楔、隔磁鋁環(huán)、永磁體、動子軛、軸，從導(dǎo)熱材料與結(jié)構(gòu)上主要分為各向同性和各向異性兩種媒質(zhì)。這些材料的系數(shù)可參考傳統(tǒng)旋轉(zhuǎn)電機(jī)的熱傳導(dǎo)系數(shù)的計(jì)算方法來確定[10]。

2.3表面散熱系數(shù)

在電機(jī)中流體與固體壁面間的對流換熱有很重要的實(shí)際意義，對流換熱的強(qiáng)度關(guān)系到電機(jī)的溫升及壽命。由于換熱過程復(fù)雜，因此表征換熱能力的表面散熱系數(shù)與流體運(yùn)動的性質(zhì)、運(yùn)動速度和固體表面的形狀以及流體的物理性質(zhì)等均有關(guān)系[11-14]。由于所研究的對象為長動子短定子圓筒型直線電機(jī)，電機(jī)空腔里存在多種對流換熱現(xiàn)象，因此散熱系數(shù)的選取也有所不同，考慮電機(jī)采用的是自然通風(fēng)的冷卻方式，可以根據(jù)流體具體的流動起因選擇相似的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式來得到不同的表面散熱系數(shù)。

2.3.1自然對流表面散熱系數(shù)的確定

在自然對流傳熱規(guī)律中，不同流動形態(tài)對應(yīng)不同的關(guān)聯(lián)式，本文采用近年來常用的格拉曉夫數(shù)Gr作為判定自然對流時(shí)流動形態(tài)轉(zhuǎn)變的判據(jù)[14]。從物理意義上講，格拉曉夫數(shù)Gr是浮生力和粘滯力的比值，且表達(dá)式為

(5)

式中:g為重力加速度(m/s2)；α為空氣的體脹系數(shù)，α=1/T，(K-1)；l為對于豎平板豎圓柱代表長度，對于橫圓柱代表外徑(m)；Δt為過余溫度(℃)；v為動力粘度(m2/s)；T為定性溫度即平均溫度(℃)。

通過格拉曉夫數(shù)Gr的取值范圍來確定空氣的流態(tài)及努塞爾數(shù)的表達(dá)式，具體見表1。從而得到空氣表面的自然對流表面散熱系數(shù)為

(6)

式中:Nu為努塞爾數(shù)；l為特征長度(m)；λ為流體的熱傳導(dǎo)系數(shù)(W/m·℃)；h為表面散熱系數(shù)(W/(m2·℃))。

2.3.2強(qiáng)迫對流表面散熱系數(shù)的確定

在橫向磁場圓筒型PMLM中動子作往返運(yùn)動，其表面空氣的流動對應(yīng)實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式屬于橫掠圓管的強(qiáng)迫對流。在強(qiáng)制對流中，判別流態(tài)的特征數(shù)是雷諾數(shù)Re準(zhǔn)則，因此首先計(jì)算動子表面空氣流動的雷諾數(shù)為

(7)

式中:μ為空氣流速(m/s)；l為動子長度(m)；υ為空氣的動力粘度(m2/s)。

文獻(xiàn)[14]中給出了用表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)計(jì)算準(zhǔn)則和相關(guān)修正系數(shù)來計(jì)算其對流換熱系數(shù)，其表面散熱系數(shù)與表面空氣的雷諾數(shù)、普朗特?cái)?shù)相關(guān)。本文選空氣的平均溫度為60℃，對于不同散熱面其特征長度不同、速度不同，導(dǎo)致雷諾數(shù)也不同，因此努賽爾數(shù)公式系數(shù)選取也不同，詳見表2。強(qiáng)迫對流表面散熱系數(shù)可計(jì)算為

(8)

表2　努賽爾公式系數(shù)一覽表[14]

由于在不同速度下空氣流動的雷諾數(shù)不同，使得動子表面的散熱系數(shù)隨速度變化而變化。圖4所示分別為軸表面S12、動子上表面S13、動子下表面S16的散熱系數(shù)在不同速度下的變化情況。

圖4　散熱系數(shù)隨空氣流速的變化曲線Fig.4　　　　Coefficient of heat transfer on the surface VS.　　　 the velocity of air

2.3.3氣隙間表面散熱系數(shù)的確定

定子和動子之間的熱交換比較復(fù)雜，關(guān)于定子和動子間氣隙表面散熱系數(shù)的選取方法，可以將其歸納為兩種。第一種是采用等效導(dǎo)熱系數(shù)來計(jì)算，即把氣隙等效為熱傳導(dǎo)的實(shí)體[12]；第二種是考慮氣隙內(nèi)流體速度及空間大小，判斷其強(qiáng)制對流和自然對流的影響程度，根據(jù)混合對流的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[14]，分別計(jì)算氣隙間動子外表面和定子內(nèi)表面的散熱系數(shù)。本文采用第二種方法在強(qiáng)制對流中考慮自然對流的影響程度，引入混合對流的判據(jù)如下：

通過判據(jù)分析可知在空氣流速0.3 m/s到2 m/s之間，氣隙間散熱系數(shù)需通過混合對流的努賽爾數(shù)公式計(jì)算得到，有

(9)

式中：NuM為混合對流時(shí)的努賽爾數(shù)；NuF為強(qiáng)制對流關(guān)聯(lián)式計(jì)算得到的努賽爾數(shù)；NuN為自然對流關(guān)聯(lián)式計(jì)算得到的努賽爾數(shù)；n為常數(shù)，一般取3。

圖5所示為氣隙間定子齒冠內(nèi)表面S11和動子外表面S17隨速度變化的對流散熱系數(shù)曲線。

3橫向磁場PMLM連續(xù)往復(fù)運(yùn)行時(shí)溫度場計(jì)算與分析

根據(jù)橫向磁場圓筒型PMLM在直線伺服系統(tǒng)中的具體應(yīng)用，對連續(xù)往復(fù)運(yùn)行電機(jī)的熱特性進(jìn)行分析。圖6為橫向磁場圓筒型PMLM在連續(xù)往復(fù)運(yùn)行時(shí)所加負(fù)載力59 N，速度平均值為1.0 m/s運(yùn)行工況下的溫度場分布圖。

圖5　散熱系數(shù)隨空氣流速的變化曲線Fig.5　　　　Coefficient of heat transfer on the surface VS. 　　　the velocity of air

圖6　　　　橫向磁場圓筒型PMLM在速度平均值為1 m/s　　　下的溫度場計(jì)算結(jié)果Fig.6　　　　Diagram of temperature field of transverse flux 　　　tubular PMLM with average speed of 1 m/s

圖7　橫向磁場圓筒型PMLM各部件溫升曲線Fig.7　　　　Curves of transverse flux tubular PMLM 　　　temperature rise

圖7所示為橫向磁場圓筒型PMLM在連續(xù)往復(fù)運(yùn)行時(shí)所加負(fù)載力為59 N速度平均值為1 m/s下各部件的溫升曲線(環(huán)境溫度為24℃，對應(yīng)熱力學(xué)溫度為273.15 K)。溫升計(jì)算結(jié)果表明，橫向磁場圓筒型PMLM往復(fù)運(yùn)行100分鐘以后，電機(jī)溫升較為緩慢，基本達(dá)到熱穩(wěn)定狀態(tài)。由于電機(jī)采用自然冷卻，定子各部件(槽絕緣、定子鐵心、繞組、鋁環(huán))溫度差異較小，而動子上永磁體溫升最低。

4連續(xù)往復(fù)運(yùn)行時(shí)橫向磁場PMLM溫升測試

在橫向磁場圓筒型PMLM溫度場計(jì)算中，為了簡化計(jì)算模型，做了部分等效處理。同時(shí)，電機(jī)內(nèi)各等效導(dǎo)熱系數(shù)以及各散熱表面對流傳熱系數(shù)都是通過經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到的，盡管這些經(jīng)驗(yàn)公式是從試驗(yàn)中總結(jié)得來的，但是與實(shí)際值畢竟存在一定的誤差。因此，計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性需要通過實(shí)驗(yàn)加以驗(yàn)證。

圖8為橫向磁場圓筒型PMLM溫升實(shí)驗(yàn)原理圖。實(shí)驗(yàn)樣機(jī)通過連桿機(jī)構(gòu)拖動磁粉制動器來實(shí)現(xiàn)電機(jī)的加載。定子繞組溫升采用電阻法測量，機(jī)殼表面溫度采用紅外測溫儀來檢測。

圖8　溫升試驗(yàn)原理圖Fig.8　Schematic diagram of temperature rise experiment

根據(jù)溫升實(shí)驗(yàn)原理圖，設(shè)計(jì)并搭建了樣機(jī)的負(fù)載實(shí)驗(yàn)平臺如圖9所示。由于直線電機(jī)行程有限，為保證其連續(xù)工作，直線電機(jī)需做往復(fù)直線運(yùn)動，同時(shí)給磁粉制動器通以直流電，以保證直線電機(jī)加以合適的負(fù)載力。在實(shí)驗(yàn)中用磁粉制動器為橫向磁場PMLM提供負(fù)載。

圖10(a)和圖10(b)所示分別為橫向磁場圓筒型PMLM在連續(xù)往復(fù)運(yùn)行下電樞繞組和機(jī)殼的實(shí)驗(yàn)測量值和數(shù)值計(jì)算值。由于采用電阻法測量繞組溫升，通電開關(guān)的反復(fù)通斷導(dǎo)致實(shí)測溫升曲線并不光滑，而且從數(shù)值上看，計(jì)算值要小于實(shí)測值，可能的原因是損耗計(jì)算存在誤差，同時(shí)導(dǎo)熱系數(shù)和散熱系數(shù)的偏差也會使得實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值存在一定的誤差。

圖9　溫升試驗(yàn)加載裝置Fig.9　Temperature rise experiment at load

圖10　溫升曲線的數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測量結(jié)果Fig.10　　　　Comparison of the prototype temperature　　　 rise curves

5結(jié)論

本文針對橫向磁場圓筒型PMLM在直線伺服系統(tǒng)中的具體應(yīng)用，對連續(xù)往復(fù)運(yùn)行工況下電機(jī)的溫升特性進(jìn)行研究。完成的主要工作有以下幾方面：

1)在綜合考慮了橫向磁場圓筒型PMLM結(jié)構(gòu)和運(yùn)行狀態(tài)的特殊性的基礎(chǔ)上，建立了包含機(jī)殼端蓋在內(nèi)且計(jì)及電樞繞組三維結(jié)構(gòu)的三維暫態(tài)溫度場計(jì)算模型。

2)應(yīng)用傳熱學(xué)理論，在考慮電機(jī)熱源、工作狀態(tài)和電機(jī)各部分的熱交換等因素的前提下，給出電機(jī)中材料的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容的確定方法，而且詳細(xì)討論了各個(gè)表面散熱系數(shù)的確定方法。對橫向磁場圓筒型PMLM連續(xù)往復(fù)運(yùn)行工況下的瞬態(tài)溫度場進(jìn)行了計(jì)算，分析了整機(jī)瞬態(tài)溫升過程。

3)根據(jù)橫向磁場圓筒型PMLM在直線伺服系統(tǒng)中的具體應(yīng)用，搭建了溫升測試裝置，對連續(xù)往復(fù)運(yùn)行工況下的溫升進(jìn)行測試，并通過溫升實(shí)驗(yàn)對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，從而證明該電機(jī)溫度場數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性。

參 考 文 獻(xiàn):

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(編輯：劉琳琳)

Computation and analysis of temperature field for transverse flux permanent magnet linear motor in continuous reciprocating running

ZHAO Mei1,2,3,ZOU Ji-bin2,ZHANG Yun-liang3,HAN Fu-jun1,YANG Hong-yong1

(1.Department of Information and Electrical Engineering,Ludong University,Yantai 264025,China; 2.Department of Electrical Engineering and Automation,Harbin Institute of Technology,Harbin 150001,China; 3.Weihai Guangtai Airport Equipment CO.,Limited,Post-Doctoral Research Center,Weihai 264200,China)

Abstract:According to the specific application of the transverse flux permanent magnet linear motor(PMLM) in the linear servo system,the motor thermal characteristics was studied in the condition of running back and forth for a long time. On the basis of comprehensive consideration of the particularity of motor structure and operation of state,the three-dimensional temperature field calculation model of transverse flux PMLM was established,taking into account the motor heat,work status,and motor part of the heat exchange and other factors,the motor thermal conductivity of the material,the heat capacity and heat transfer coefficient of each surface were discussed in detail.Furthermore,the changing law as heat transfer coefficient of mover surface and air-gap surfaces as speed was illustrated. The transient temperature field of the transverse flux PMLM was calculated in the condition of running back and forth for a long time.Accuracy of the numerical results was verified by the testing of the characteristics of prototype.

Keywords:transverse flux; permanent magnet linear motor; temperature field; continuous reciprocating

收稿日期:2014-09-01

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金(51407088，61273152)

作者簡介：趙玫(1983—)，女，博士，副教授，研究方向?yàn)橹本€電機(jī)及其驅(qū)動控制；

通訊作者:趙玫

DOI:10.15938/j.emc.2016.05.011

中圖分類號:TM 359.4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號:1007-449X(2016)05-0077-07

鄒繼斌(1957—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)橛来烹姍C(jī)一體化設(shè)計(jì)；

張?jiān)屏?1980—)，男，碩士，工程師，研究方向?yàn)橛来烹姍C(jī)及其驅(qū)動控制；

韓輔君(1975—)，男，博士，副教授，研究方向?yàn)橛来烹姍C(jī)及其驅(qū)動控制；

楊洪勇(1967—)，男，教授，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)閺?fù)雜網(wǎng)絡(luò)控制、非線性系統(tǒng)控制。