魏靜微,葉倩倩,李玉超

(哈爾濱理工大學(xué),哈爾濱150080)

0 引 言

近幾十年來,國內(nèi)外發(fā)生了很多起由于機(jī)械強(qiáng)度和振動(dòng)等原因釀成的事故,給人民的生命財(cái)產(chǎn)安全造成了重大損失[1]。永磁耦合器是傳動(dòng)技術(shù)、機(jī)械制造技術(shù)、永磁材料技術(shù)的集合成果,它采用全新的非接觸式傳動(dòng)技術(shù),能夠很大程度上減小機(jī)械振動(dòng),降低機(jī)械摩擦、磨損和噪聲。同時(shí),它還具有允許較大的對(duì)中誤差,可以實(shí)現(xiàn)電機(jī)的軟起動(dòng),能夠在潮濕、易燃易爆的惡劣環(huán)境中工作,使用壽命長,速度可調(diào),節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)。本文所針對(duì)的大慣性負(fù)載傳動(dòng)系統(tǒng)在起動(dòng)時(shí),負(fù)載需要很大的起動(dòng)轉(zhuǎn)矩。傳統(tǒng)系統(tǒng)中,通常用變頻器控制驅(qū)動(dòng)電機(jī)來帶動(dòng)大慣性負(fù)載工作。但變頻器存在的一些問題,使其應(yīng)用受到了限制,例如:變頻器為復(fù)雜的電力電子裝置,對(duì)工作環(huán)境的要求較高;變頻器的輸出電壓中存在很大的諧波分量,容易導(dǎo)致電機(jī)過熱;變頻器在系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)要被切掉,容易對(duì)系統(tǒng)產(chǎn)生沖擊;變頻器不能改變系統(tǒng)的機(jī)械連接方式等。為了解決上述問題,本文研究用永磁耦合器代替變頻器,從而帶動(dòng)大慣性負(fù)載工作。國內(nèi)外對(duì)永磁耦合器的研究取得了一定的成果。Canova提出了永磁聯(lián)軸器的分離變量法[2]。楊超君等研制了新型耐高溫磁力聯(lián)軸器[3]。

本文專門針對(duì)大慣性負(fù)載設(shè)計(jì)了一種永磁耦合器,建立了三維模型,分析了永磁耦合器的磁場和渦流場分布。然后利用Ansoft有限元軟件對(duì)永磁耦合器進(jìn)行了仿真,對(duì)影響耦合器傳動(dòng)性能的一些重要參數(shù)進(jìn)行了分析,得出永磁耦合器的轉(zhuǎn)矩、氣隙磁密及軸向力隨這些參數(shù)變化而變化的規(guī)律。用Simulink搭建模型對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行了起動(dòng)過程仿真,并對(duì)比生產(chǎn)現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),通過耦合器電機(jī)能平緩的帶動(dòng)大慣性負(fù)載,實(shí)現(xiàn)電機(jī)的軟起動(dòng)。

1 永磁耦合器的結(jié)構(gòu)和工作原理

永磁耦合器的結(jié)構(gòu)如圖1所示[4],其主要包括與驅(qū)動(dòng)電機(jī)相連的主動(dòng)盤和與負(fù)載端相連的從動(dòng)盤。主動(dòng)盤主要由導(dǎo)磁性較好的鋼盤和銅盤構(gòu)成。從動(dòng)盤主要由有導(dǎo)磁性較好的鋼盤和按磁性交替排列的永磁體以及鋁盤構(gòu)成。主動(dòng)盤和從動(dòng)盤之間有空氣隙,當(dāng)電機(jī)帶動(dòng)主動(dòng)盤轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí),主動(dòng)盤與從動(dòng)盤存在轉(zhuǎn)速差,主動(dòng)側(cè)銅盤切割從動(dòng)側(cè)永磁體產(chǎn)生的磁力線,會(huì)在銅盤表面產(chǎn)生渦流。永磁體產(chǎn)生的磁場和渦流產(chǎn)生的磁場相互作用,從而使從動(dòng)盤跟隨主動(dòng)盤一起同向轉(zhuǎn)動(dòng),實(shí)現(xiàn)了耦合器的非接觸式傳動(dòng)。耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速的大小,主要由控制執(zhí)行器進(jìn)行調(diào)節(jié)。控制執(zhí)行器通過調(diào)節(jié)空氣隙的長度,改變耦合器的氣隙磁密,從而控制輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速[5]。

圖1 永磁耦合器結(jié)構(gòu)圖

2 耦合器電磁場的數(shù)學(xué)模型

由于銅盤中渦流的復(fù)雜性,考慮各種因素的影響,對(duì)永磁耦合器模型做以下假設(shè)[6]:

(1)氣隙較小時(shí)忽略端部漏磁。

(2)忽略鋼盤的磁飽和影響。

(3)鐵磁材料各向同性,銅盤的電導(dǎo)率和磁導(dǎo)率均為常數(shù)。

(4)磁場在氣隙中均勻分布。

采用A,φ-A法建立三維運(yùn)動(dòng)電磁場的數(shù)學(xué)模型。求解區(qū)域Ω被分成永磁區(qū)Ω1,空氣區(qū)Ω2和渦流區(qū)Ω3。S′為渦流區(qū)與非渦流區(qū)的內(nèi)部分界面。Ω的外邊界S分成Sa和Sb兩部分。在Sa上給定磁感應(yīng)強(qiáng)度的法向分量,Sb上給定磁場強(qiáng)度的切向分量[7]?？刂品匠谭謩e如下:

式中:A為矢量磁位;Br為永磁體產(chǎn)生的磁感應(yīng)強(qiáng)度;A1為渦流區(qū)的磁矢位;A2為非渦流區(qū)的磁矢位;n為邊界S′的單位法向量,n12為分界面的單位法向量,方向從渦流區(qū)指向非渦流區(qū);v為導(dǎo)體的運(yùn)動(dòng)速度;φ為標(biāo)量電位;γ為電導(dǎo)率。

為了使A唯一,還要使用庫倫規(guī)范?·A=0。由A即可得到耦合器的磁感應(yīng)強(qiáng)度,求得永磁耦合器的電磁場分布后,即可計(jì)算傳輸?shù)霓D(zhuǎn)矩。

3 仿真分析

永磁耦合器的主磁場為三維軸向磁場,建立的有限元幾何模型如圖2所示。其中,永磁體材料為釹鐵硼N35,永磁體形狀為等腰梯形,極對(duì)數(shù)為6,鋼盤材料選用10#鋼。

圖2 永磁耦合器有限元幾何模型

3.1 耦合器電磁場分析

耦合器正常工作時(shí),其主動(dòng)側(cè)和從動(dòng)側(cè)的轉(zhuǎn)速差為40 r/min,銅盤的渦流密度分布云圖如圖3(a)所示。在距離銅盤1 mm處的空氣隙上,以銅盤的二分之一半徑作圓。以此圓為路徑,查看耦合器銅盤上的渦流密度波形如圖3(b)所示。在此路徑上查看耦合器不同狀態(tài)下空氣隙磁通密度分布波形,如圖4所示。

圖3 銅盤上渦流密度分布圖

圖4 耦合器不同狀態(tài)下空氣隙磁通密度波形圖

從圖3可以看出,當(dāng)耦合器工作時(shí),主動(dòng)側(cè)和從動(dòng)側(cè)存在轉(zhuǎn)速差,銅盤上會(huì)感應(yīng)出渦流。渦流環(huán)的數(shù)量與永磁體的數(shù)量相等。渦流密度周向呈周期性分布,徑向分布不均勻,在渦流環(huán)中心處較大。由于集膚效應(yīng),渦流主要分布在銅盤表面的薄層中。從圖4可知,耦合器不工作時(shí),空氣隙磁通密度的波形沿圓周方向近似為正弦波,在磁極中心處磁通密度高,兩端較低。這是因?yàn)?永磁耦合器沒有工作時(shí),銅盤不能切割磁力線產(chǎn)生感應(yīng)磁場和轉(zhuǎn)矩,磁路中只存在永磁體產(chǎn)生的磁場[5]。由于永磁耦合器的永磁體沿圓周方向按極性的正負(fù)均勻排列,所以磁場在圓周方向呈周期性變化。又因?yàn)橛来朋w的形狀為等腰梯形,所以磁通密度波形有較好的正弦性。當(dāng)耦合器工作時(shí),銅盤上的渦流產(chǎn)生的磁場會(huì)使永磁體產(chǎn)生的磁場發(fā)生畸變,在一定的范圍內(nèi),主動(dòng)側(cè)和從動(dòng)側(cè)的轉(zhuǎn)速差越大,畸變越嚴(yán)重。

3.2 耦合器參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)分析

3.2.1 永磁體厚度的優(yōu)化設(shè)計(jì)分析

改變永磁體的厚度,保持耦合器的其它結(jié)構(gòu)尺寸不變,得到永磁體厚度對(duì)耦合器各性能的影響如圖5所示。

圖5 永磁體厚度對(duì)耦合器性能的影響

從圖5(b),圖5(c)可以看出,耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩和最大氣隙磁密隨著永磁體厚度的增加而增加。這是由于,當(dāng)永磁體厚度增加時(shí),永磁體提供的磁勢增大,使磁路中的磁通增大,氣隙磁密隨之增大。氣隙磁密的增大又會(huì)引起輸出轉(zhuǎn)矩的增大。從圖5(b)還可以看出,當(dāng)永磁體厚度均勻增加時(shí),耦合器輸出轉(zhuǎn)矩的增長速度卻逐漸變緩。這是因?yàn)?永磁體厚度增加的同時(shí),磁路中永磁體磁阻也在增加,當(dāng)永磁體厚度增大到一定的程度時(shí),其所增加的磁勢大部分消耗在磁阻上,對(duì)輸出轉(zhuǎn)矩的貢獻(xiàn)很小。從圖5(d)可知,耦合器的軸向力隨永磁體厚度的增大而增大,且增大的趨勢逐漸變緩。這是由于,耦合器剛開始工作時(shí),永磁體對(duì)主動(dòng)側(cè)的引力大于銅盤渦流對(duì)從動(dòng)側(cè)的斥力。當(dāng)耦合器轉(zhuǎn)動(dòng)趨于穩(wěn)定時(shí),渦流對(duì)從動(dòng)側(cè)的斥力大于永磁體對(duì)主動(dòng)側(cè)的引力。耦合器的軸向力是引力與斥力的合力。永磁體的厚度越大,銅盤的渦流就越大,渦流的斥力也越大,所以耦合器的軸向力也隨之增大。永磁體厚度增大到一定程度后,銅盤渦流增加的幅度會(huì)變小,所以,耦合器的軸向力增大趨勢會(huì)變緩。軸向力會(huì)使耦合器的主、從動(dòng)盤發(fā)生軸向移動(dòng),從而導(dǎo)致零件之間產(chǎn)生摩擦或碰撞,不利于系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。因此,在設(shè)計(jì)耦合器時(shí),永磁體的厚度不宜得選太厚,本文中永磁體的厚度選為16 mm。

3.2.2 耦合器空氣隙長度的優(yōu)化設(shè)計(jì)分析

改變永磁體盤和銅盤間的空氣隙長度,保持耦合器的其它結(jié)構(gòu)尺寸不變,得到空氣隙長度對(duì)耦合器各性能的影響如圖6所示。

圖6 空氣隙長度對(duì)耦合器性能的影響

從圖6(b),圖6(c)可知,耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩和最大氣隙磁密隨空氣隙長度的增加而減小。這是因?yàn)?空氣隙長度增加時(shí),耦合器的氣隙磁阻隨之增加,很多磁勢消耗在氣隙中,使耦合器的最大氣隙磁密減小,輸出轉(zhuǎn)矩也變小。從圖6(d)可得,軸向力隨著空氣隙長度的增加而減小。這主要有兩個(gè)方面的原因:第一,空氣隙長度增大,永磁體對(duì)主動(dòng)側(cè)的引力和銅盤渦流場對(duì)永磁體盤的斥力都會(huì)衰減;第二,當(dāng)耦合器轉(zhuǎn)動(dòng)趨于穩(wěn)定時(shí),渦流的斥力大于永磁體對(duì)主動(dòng)側(cè)的引力?？諝庀堕L度越大,銅盤渦流越小,渦流引起的斥力也越小,從而使耦合器的軸向力減小。在設(shè)計(jì)耦合器時(shí),在確保耦合器能夠正常運(yùn)行的情況下,盡量減小空氣隙長度。本文中耦合器正常工作時(shí)空氣隙長度設(shè)置為3 mm。

3.2.3 轉(zhuǎn)速差的優(yōu)化設(shè)計(jì)分析

改變主動(dòng)側(cè)和從動(dòng)側(cè)間的轉(zhuǎn)速差,保持永磁耦合器的其它結(jié)構(gòu)尺寸不變,仿真得到永磁耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速差之間的關(guān)系如圖7所示。

圖7 輸出轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速差的關(guān)系曲線圖

從圖7中可知,耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩隨著轉(zhuǎn)速差的變大,先增加后降低。轉(zhuǎn)速差在300 r/min時(shí),轉(zhuǎn)矩達(dá)到最大為113N·m。這是由于耦合器剛開始起動(dòng)時(shí),磁場主要是由永磁體提供,隨著轉(zhuǎn)速差的增加,銅盤切割磁力線的速度也增加,轉(zhuǎn)矩上升,銅盤中渦流也會(huì)變大。渦流產(chǎn)生的磁場削弱永磁體產(chǎn)生的磁場,而氣隙磁場是渦流磁場和永磁磁場的合成磁場,所以,當(dāng)轉(zhuǎn)速差增加達(dá)到一定的數(shù)值后,渦流磁場對(duì)永磁磁場的削弱作用越來越明顯,耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩反而降低。在本文中,耦合器正常工作時(shí)轉(zhuǎn)速差設(shè)置為40 r/min。3.3大慣性負(fù)載下電機(jī)的起動(dòng)分析

表1 永磁耦合器的設(shè)計(jì)尺寸

在Simulink中搭建傳動(dòng)系統(tǒng)模型。驅(qū)動(dòng)電機(jī)為11 kW,6極異步電機(jī),通過三級(jí)齒輪減速,驅(qū)動(dòng)200 t重的大圓盤。系統(tǒng)傳動(dòng)模型,如圖8所示。

圖8 系統(tǒng)傳動(dòng)模型圖

通過Simulink仿真得到系統(tǒng)在不同的空氣隙長度下使用耦合器和不使用耦合器時(shí),電機(jī)起動(dòng)轉(zhuǎn)速與起動(dòng)轉(zhuǎn)矩隨時(shí)間的變化曲線,如圖9所示。

從圖9中可以看出,使用耦合時(shí)電機(jī)的起動(dòng)時(shí)間較長,起動(dòng)過程較平緩。這是因?yàn)?系統(tǒng)使用耦合器時(shí),相當(dāng)于負(fù)載被緩慢地施加在電機(jī)上。對(duì)比圖9(a)與圖9(c)可以看出,當(dāng)系統(tǒng)在耦合器的空氣隙長度為3 mm下起動(dòng)時(shí),電機(jī)的起動(dòng)時(shí)間為53 s;系統(tǒng)在耦合器的空氣隙長度為13 mm下起動(dòng)時(shí),電機(jī)的起動(dòng)時(shí)間為48 s。耦合器的空氣隙長度越大,電機(jī)需要的起動(dòng)時(shí)間越短。這是由于,耦合器的空氣隙長度越大,主動(dòng)側(cè)和從動(dòng)側(cè)之間的感應(yīng)力矩越小,電機(jī)起動(dòng)時(shí)處于輕載狀態(tài),由電力拖動(dòng)方程Te-Tl=知,電機(jī)的初始加速度較大,電機(jī)起動(dòng)時(shí)間會(huì)相對(duì)縮短。

在實(shí)際應(yīng)用中,如果讓電機(jī)直接帶動(dòng)大慣性負(fù)載起動(dòng),負(fù)載對(duì)系統(tǒng)的沖擊較大,不僅會(huì)對(duì)電機(jī)造成機(jī)械損傷,而且電機(jī)的起動(dòng)電流也會(huì)很大,有可能燒毀電機(jī)。現(xiàn)場應(yīng)用中,該系統(tǒng)多用變頻器來控制電機(jī)的起動(dòng)電流,帶動(dòng)大慣性負(fù)載起動(dòng)?，F(xiàn)場的測量數(shù)據(jù),如表2所示。通過調(diào)節(jié)變頻器,電機(jī)能夠平緩地帶動(dòng)負(fù)載,起動(dòng)時(shí)間約為60 s。將使用耦合器時(shí)電機(jī)的起動(dòng)情況和實(shí)際工況下用變頻器控制電機(jī)的起動(dòng)情況作比較,可以發(fā)現(xiàn),這兩種狀況下,電機(jī)的起動(dòng)效果相似。因此,在此類大慣性負(fù)載傳動(dòng)系統(tǒng)中,耦合器能夠替代變頻器工作,實(shí)現(xiàn)電機(jī)的軟起動(dòng)。

表2 現(xiàn)場應(yīng)用測量結(jié)果和仿真結(jié)果對(duì)比

4 結(jié) 語

通過對(duì)磁力耦合器的電磁場分析和傳動(dòng)系統(tǒng)的起動(dòng)過程仿真,獲得以下結(jié)論,可以為大慣性負(fù)載特性的永磁耦合器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1)通過對(duì)永磁耦合器進(jìn)行電磁場分析,得出銅盤上的渦流環(huán)在圓周方向呈周期性分布,徑向分布不均勻;耦合器的氣隙磁密分布波形近似為周期性的正弦波,隨著主動(dòng)側(cè)和從動(dòng)側(cè)之間轉(zhuǎn)速差的變大,波形更容易發(fā)生畸變。

2)在一定范圍內(nèi)增大永磁體的厚度,能夠有效提高耦合器的氣隙磁密和輸出轉(zhuǎn)矩,超出了這個(gè)范圍,永磁體的利用率會(huì)降低。同時(shí),永磁體的厚度增加,耦合器的軸向力也會(huì)隨之變大。所以,綜合考慮,永磁體的厚度設(shè)計(jì)為16 mm。

3)調(diào)節(jié)耦合器的空氣隙長度也能夠改變耦合器的氣隙磁密和輸出轉(zhuǎn)矩。空氣隙越大,耦合器的氣隙磁密、輸出轉(zhuǎn)矩和軸向力越小。綜合考慮,在系統(tǒng)正常工作時(shí),盡量減小空氣隙長度,有利于提高耦合器傳動(dòng)能力。本文中,耦合器正常工作時(shí)的空氣隙長度為3 mm。

4)在一定范圍內(nèi)增大耦合器主動(dòng)側(cè)與從動(dòng)側(cè)的轉(zhuǎn)速差,能夠提高耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩,超過這個(gè)范圍,耦合器的輸出轉(zhuǎn)矩就會(huì)逐漸減小。本文中,耦合器正常工作時(shí)的轉(zhuǎn)速差設(shè)置為40 r/min。

5)大慣性負(fù)載的傳動(dòng)系統(tǒng)起動(dòng)時(shí),使用耦合器能夠延長電機(jī)的起動(dòng)時(shí)間,減小負(fù)載對(duì)電機(jī)的沖擊。這與實(shí)際生產(chǎn)現(xiàn)場中,用變頻器控制電機(jī)軟起動(dòng)的效果是相似的。由此可見,本文所設(shè)計(jì)的永磁耦合器在大慣性負(fù)載的傳動(dòng)系統(tǒng)中,能夠替代變頻器工作。在電機(jī)剛開始起動(dòng)時(shí),使耦合器的空氣隙長度調(diào)到最大,等電機(jī)完全起動(dòng)后再將耦合器的空氣隙長度調(diào)小。

[1] 顧唯明.21世紀(jì)初中國重大工程建設(shè)中的若干機(jī)械強(qiáng)度問題[J].機(jī)械強(qiáng)度,2005,27(3):269-275.

[2] Canova.Genetic optimization of radial eddy current couplings[J].The International Journal for Computation and Mathematics in E-lectrical and Electronic Engineering,2005,24(3):767-783.

[3] 楊超君.新型耐高溫磁力聯(lián)軸器傳遞轉(zhuǎn)矩的數(shù)值計(jì)算[J].機(jī)械設(shè)計(jì),2005,22(10):22-24.

[4] 張澤東.永磁磁力耦合器[D].沈陽:沈陽工業(yè)大學(xué),2012:25-26.

[5] 王旭,王大志,劉震,等.永磁調(diào)速器的渦流場分析與性能計(jì)算[J].儀器儀表學(xué)報(bào),2012,33(1):155-160.

[6] 孟祥瑞.軸向磁通調(diào)速型永磁耦合器的研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué),2014:13-14.

[7] 高鑫.磁力耦合器傳動(dòng)性能的分析與研究[D].大連:大連海事大學(xué),2016:37-41.

[8] 楊超君,鄭武,李志寶,等.可調(diào)速異步盤式磁力聯(lián)軸器的轉(zhuǎn)矩計(jì)算及其影響因素分[J].電機(jī)與控制學(xué)報(bào),2012,16(1):85-91.

[9] 孔令營,楊超君,陳志朋,等.不同盤間距下可調(diào)速異步盤式磁力聯(lián)軸器的傳動(dòng)性能分析[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與研究,2013,29(6):25-32.

[10] 楊超君,管春松,丁磊,等.盤式異步磁力聯(lián)軸器傳動(dòng)特性[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2014,50(1):76-84.