葛研軍，李佩聰，張 劍，楊小聰

（大連交通大學機械工程學院，遼寧 大連 116028）

1 引言

磁力耦合器（簡稱磁耦）可通過導體轉(zhuǎn)子與永磁體轉(zhuǎn)子之間的磁力耦合作用實現(xiàn)主動軸與從動軸之間能量的傳遞。調(diào)速型磁耦可取代變頻器等調(diào)速裝置，且具有無機械接觸，隔離扭震，過載保護等優(yōu)點[1-2]。

現(xiàn)有調(diào)速型磁耦一般可分為盤式和筒式兩種結(jié)構(gòu)[3]，其中盤式結(jié)構(gòu)通過改變永磁體盤與導體盤之間的氣隙長度進行轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)[4]；而筒式則通過改變軸向磁通面積進行調(diào)速[5]；但無論上述的何種結(jié)構(gòu)，其調(diào)速方式均為轉(zhuǎn)差調(diào)速，具有轉(zhuǎn)差大其發(fā)熱量也大的特性[6]。另外，現(xiàn)有磁耦的調(diào)速機構(gòu)為花鍵結(jié)構(gòu)，通過調(diào)速機構(gòu)使導體（或永磁體）轉(zhuǎn)子沿花鍵副軸向移動來改變導體轉(zhuǎn)子與永磁體轉(zhuǎn)子的氣隙長度或軸向磁通面積進行調(diào)速，不僅調(diào)速精度低而且頻繁調(diào)速時花鍵副極易磨損并造成調(diào)速機構(gòu)無法工作[7]。

而繞線式磁耦可通過電刷及滑環(huán)將磁耦內(nèi)部的感生電流引出至外部電阻箱中，從而解決磁耦轉(zhuǎn)差大其發(fā)熱也大的問題。但大功率繞線式磁耦在轉(zhuǎn)差最小的額定狀態(tài)下仍存在較大的發(fā)熱量；以1000kW轉(zhuǎn)差為1%的繞線式磁耦為例，其在額定狀態(tài)下的發(fā)熱量仍將達到10kW 左右，如此大的發(fā)熱量，若無合理的風路設計及散熱結(jié)構(gòu)，繞線式磁耦內(nèi)部溫度的積累將使永磁轉(zhuǎn)子中的永磁體因溫度升高而產(chǎn)生不可逆退磁，導致繞線式磁耦所帶的傳動系統(tǒng)失效而無法正常工作[8]。

因此，以1000kW繞線式磁耦為例，分析了磁耦內(nèi)部熱源的分布及特點，提出了一種適于大功率繞線式磁耦的空冷散熱結(jié)構(gòu)，即通過外部冷空氣與繞線式轉(zhuǎn)子表面進行對流換熱，從而將熱量散出。

2 繞線式磁耦熱損耗原理

繞線式磁耦（Winding Type Magnetic Coupler，WMC）機械結(jié)構(gòu)，如圖1所示。

圖1 繞線式永磁調(diào)速裝置結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of Winding Permanent Magnet Speed Regulator

圖1中，輸入軸1由外動力源驅(qū)動使外軛鐵2及永磁體3做旋轉(zhuǎn)運動，永磁體3形成的旋轉(zhuǎn)磁場切割繞線式轉(zhuǎn)子4并在其中產(chǎn)生感生電流，該感生電流在磁場中受洛倫茲力作用，從而驅(qū)動輸出軸5將負載所需的動力輸出。

設圖1所示的永磁外轉(zhuǎn)子以轉(zhuǎn)速n1恒速旋轉(zhuǎn)，其所對應導體轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速為n，則永磁外轉(zhuǎn)子與導體轉(zhuǎn)子的相對轉(zhuǎn)速為(n1-n)，此時轉(zhuǎn)子感生電流的交變頻率f2為：

設永磁轉(zhuǎn)子所產(chǎn)生的主磁通為φ1，導體轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)角速度為ω2，永磁轉(zhuǎn)子對繞線式轉(zhuǎn)子所產(chǎn)生的感生電動勢為E2s，則：

式中：ω2、kω2—導體轉(zhuǎn)子繞組每項匝數(shù)及繞組系數(shù)；E2—繞線式轉(zhuǎn)子靜止時繞組的感生電勢。

由式（2）可知，WMC 運行時所產(chǎn)生的感生電勢等于其繞線式轉(zhuǎn)子靜止時的感生電勢與轉(zhuǎn)差率s的乘積。

由式（2）可知，繞線式轉(zhuǎn)子的感生電勢及電流將隨轉(zhuǎn)差率的增大而增大；由于額定運行時的轉(zhuǎn)差率最小，因此額定運行條件下的發(fā)熱量也最?。徽{(diào)速時，若不外接電阻箱，則隨著轉(zhuǎn)差的增大，繞組內(nèi)的感生電勢及電流也將增大，由于熱損耗功率與電流的平方成正比，因此WMC的發(fā)熱量將急劇上升。

但若將與導線8相連的外串電阻箱（圖1中未畫出）接通，繞線式轉(zhuǎn)子4中的感生電流將通過滑環(huán)6與電刷7流入電阻箱中，由于電阻箱的分壓作用，使繞線式轉(zhuǎn)子4中的感生電流減小，其所受的洛倫茲力及熱損耗均減小，輸出轉(zhuǎn)速也隨之減?。欢Ｓ嗟慕^大多數(shù)熱量則通過外串電阻箱散出。

綜上，WMC額定狀態(tài)下的感生電流最大，因此僅對額定狀態(tài)下的WMC進行風路及散熱結(jié)構(gòu)設計與分析。

3 WMC溫度場分析

WMC具體性能參數(shù)為：輸入轉(zhuǎn)速1500r/min，額定轉(zhuǎn)差1%，額定功率1000kW，額定轉(zhuǎn)矩6367Nm。

由于WMC與繞線式電機的機械結(jié)構(gòu)及運行特性相當，因此可借鑒繞線式電機相關尺寸，確定WMC機械結(jié)構(gòu)及相關參數(shù)，如圖2和表1所示。

圖2 WMC機械結(jié)構(gòu)Fig.2 Mechanical Structure of WMC

表1 WMC機械結(jié)構(gòu)Tab.1 Mechanical Structure of WMC

表1中，D3與D4之間的單邊氣隙寬度為5mm，軸向長度為l=480mm。由于轉(zhuǎn)差作用，WMC中的定子繞組會產(chǎn)生感生電流及功率損耗，造成繞組溫度升高；當繞組溫升高于其他部件時，熱量將以熱傳導及熱對流方式傳遞給WMC中的溫度較低部件，如圖3所示。

圖3 熱量傳遞示意圖Fig.3 Schematic Diagram of Heat Transfer

設計的WMC采用空冷式散熱方式，為此，可對其做出如下假設：

（1）外界環(huán)境溫度恒定；

（2）繞線式轉(zhuǎn)子的內(nèi)外表面、永磁體內(nèi)表面及外轉(zhuǎn)子外表面均以熱對流方式與外界環(huán)境進行熱交換；

（3）忽略輻射散熱，僅考慮熱傳導與熱對流。

WMC運行過程中將產(chǎn)生各種損耗，包括內(nèi)、外轉(zhuǎn)子鐵損，永磁體及銅導線的銅損；為縮短仿真時長，可將WMC中的繞線式轉(zhuǎn)子視為唯一熱源。

由于額定狀態(tài)下1000kW 的WMC 最大熱損耗為10kW，為保證一定的安全系數(shù)，可設定熱損耗P0為10×1.3=13kW。

基于上述假設，可知圖3中的由熱源發(fā)出的熱量最后均為對流換熱的形式流入外界環(huán)境中，熱傳導僅發(fā)生在固體與固體之間，因此WMC總散熱量為：

式中：Q—流經(jīng)固體壁面的總熱量，單位W；αi—散熱系數(shù)，單位W/（m2·K）；ΔTi—流體與固體壁面直接的溫差，單位K；Ai—流經(jīng)固體壁面的面積，單位為m2。

式（3）所述的散熱系數(shù)可展現(xiàn)流體與固體表面之間的換熱能力，即固體表面與接觸流體間溫差為1℃時，單位時間及單位面積上通過對流與流體交換的熱量。其數(shù)值的大小受參與換熱過程流體的物理性質(zhì)、換熱表面以及流體流速的影響，因此理論計算過程比較復雜，但在實際應用中可通過相似理論進行求解[9]。

系統(tǒng)穩(wěn)定時，熱源發(fā)熱量應與對流換熱的散熱量相等，即Q=P0；ΔTi則為已知許用溫度，為求證各散熱表面積Ai是否合理，需求出式（3）所需的各散熱系數(shù)αi。

由文獻[9]可知：

式中：α0—所求表面在自然狀態(tài)下的散熱系數(shù)；k—α0所對應的材料系數(shù)，vi則為空氣流經(jīng)所求表面的線速度，且有：

式中：ni—所求表面所在軸的轉(zhuǎn)速。

WMC中的對流換熱主要在圖2所示的繞線式轉(zhuǎn)子內(nèi)、外表面，外轉(zhuǎn)子內(nèi)、外表面及繞線式轉(zhuǎn)子兩個端面進行；若設所需的總散熱表面積為A，則有：

由文獻[9]可得α0和k值分別為20W/（m2/K）及1.5（s/m）1/2；由式（4）及式（5）并結(jié)合表1，可得各表面散熱系數(shù)，如表2所示。

表2 各表面散熱系數(shù)Tab.2 Surface Heat Dissipation Coefficients

而繞線式轉(zhuǎn)子兩個端面的線速度vi可利用均方根速率進行相同計算，并以此獲得其散熱系數(shù)為172.69W/（m2/K）。

將所獲得的αi及Ai分別代入式（3）及式（6）中計算，即可確定所需A。

4 WMC風路結(jié)構(gòu)及流體仿真

按計算出的A及圖2所示磁路結(jié)構(gòu)，可得機械模型及風路結(jié)構(gòu)，如圖4所示。圖4在圖2所示結(jié)構(gòu)的基礎上，加入了軸流式風扇6，并將輸出軸5改造成鐵幅軸結(jié)構(gòu)以形成與外界相通的風路結(jié)構(gòu)。

圖4 WMC機械模型及風路結(jié)構(gòu)Fig.4 Mechanical Model and Wind Circuit Structure of WMC

圖4 中，流體（冷空氣）由軸流式風扇6 進入，通過輸出軸5的鐵幅軸通道，并經(jīng)繞線式轉(zhuǎn)子4 與永磁體3 之間的氣隙進行對流換熱，以此將繞線式轉(zhuǎn)子4 的外表面及永磁體的內(nèi)表面所形成的熱量帶走；為迫使流體進入氣隙中，圖2及圖4所示的輸入軸與外軛鐵剛性相連部分應為封閉狀態(tài)，即不與外界進行流體熱交換；為節(jié)省仿真計算時間，可將圖2中的輸入軸1改為圖4的圓板結(jié)構(gòu)。將圖4模型導入Solidworks Flow Simulation，并設定流體計算域、流體熱屬性及環(huán)境屬性等載荷和邊界條件，然后對模型進行網(wǎng)格劃分、目標求解定義與控制等，可得模型仿真結(jié)果，如圖5～圖7所示。

圖5 WMC流體仿真Fig.5 Fluid Simulation of WMC

圖5為WMC流體仿真結(jié)果；其中，圖5（a）為流體跡線，圖5（b）為壓強切面云圖。由圖5（a）可知，流體跡線符合圖4所示風路結(jié)構(gòu)要求；其中，流體在鐵幅軸通道中的流線較密且流速較慢（平均流速為32.07m/s）；而在外轉(zhuǎn)子內(nèi)表面與繞線式轉(zhuǎn)子外表面所形成的跡線卻較疏，但流速較快（平均速度為56.89m/s）。

上述原因是由圖5（b）所示風壓造成的。圖5（b）中，氣隙通道入口點ɑ處為高壓區(qū)（壓強為101.9kPa），當流體由風扇進入鐵幅軸通道到達高壓區(qū)域前，因點ɑ所示的高壓區(qū)域風阻較大，因此造成鐵幅軸通道內(nèi)的流線較密且流速較慢。

由圖5（b）可知，點b所示出口側(cè)的平均壓強為101.1kPa，其與點ɑ處的壓差為0.8kPa；在壓差作用下，流體由點ɑ處的高壓流向點b處的低壓，流體流速較快；上述壓差保證了流體與繞線式轉(zhuǎn)子外表面（熱源）和永磁體內(nèi)表面的強制對流換熱。WMC永磁體表面溫度分布云圖，如圖6所示。

圖6 WMC永磁體表面溫度云圖Fig.6 Surface Temperature Cloud of WMC Permanent Magnet

由圖6 可知，永磁體最高溫度位于永磁體最右端（其值為70.33℃）；這是因為永磁體最右端為風路末端的流體出口，當流體通過風路與固體壁面進行對流換熱時，流體溫度將逐漸升高，導致流體與固熱壁面的溫差值ΔT逐漸縮小進而引起Q的減小，即溫度會沿永磁體軸向長度方向也就是風路方向逐漸積累，并在其最末端達到最高溫度。

由圖6還可知，永磁體平均溫度僅為65.51℃，遠離N35H的最高許用溫度（80℃）。繞線式轉(zhuǎn)子鐵心溫度分布云圖，如圖7所示。其中，圖7（a）為三維狀態(tài)下繞線式轉(zhuǎn)子內(nèi)、外表面溫度云圖，而圖7（b）則為圖7（a）高溫帶的溫度切面云圖。

圖7 WMC繞線式轉(zhuǎn)子溫度分布Fig.7 Temperature Distribution of WMC Winding Rotor

由圖7（a）可知，由于繞線式轉(zhuǎn)子鐵心兩側(cè)端面的換熱效率隨軸向距離的增加而降低，因此在其內(nèi)、外表面的中間處形成一條高溫環(huán)狀帶。由圖7（b）可看出，圖7（a）所示的高溫環(huán)狀帶存在四個高溫區(qū)，這是因為鐵心與鐵幅軸相互連接處存在溫度差，該溫差可將熱量以熱傳導方式從鐵心傳到至鐵幅軸，再經(jīng)鐵幅軸表面與流體進行對流換熱。由于熱傳導過程中熱阻與距離成正比[10]，因此在距鐵幅軸連接處較遠的位置形成了圖7（a）與圖7（b）所示的高溫區(qū)。由圖7 還可知，繞線式轉(zhuǎn)子鐵心的平均溫度為117.69℃，最高溫度為133.25℃，即其溫升可控制在繞線式轉(zhuǎn)子導線的F級絕緣許用溫度范圍（155℃）內(nèi)。

5 結(jié)論

（1）WMC的主要熱源為繞線式轉(zhuǎn)子中的銅導線，其在額定狀態(tài)下的感生電流最大，發(fā)熱量也最大，因此風路結(jié)構(gòu)滿足額定狀態(tài)下的散熱條件即可。（2）由于軸流式風扇的作用，使WMC的氣隙寬度在軸向長度上存在壓差，該壓差可使流體自外界進入鐵幅軸通道，并經(jīng)WMC氣隙寬度流出以與外界冷空氣進行對流換熱。（3）通過氣隙寬度的流體可與永磁體內(nèi)表面與繞線式轉(zhuǎn)子的外表面進行對流換熱，該過程將使溫度沿永磁體軸向長度方向逐漸積累，并在永磁體的風路出口端達到最大值。（4）由于繞線式轉(zhuǎn)子鐵心的換熱效率隨軸向距離的增加而降低，而熱傳導效率又與其傳導距離高度相關，因此繞線式轉(zhuǎn)子的高溫區(qū)為環(huán)狀帶且位于其軸向長度中部，在高溫帶中還存在距鐵幅軸較遠的四個高溫區(qū)。