永磁活塞機械-電力發(fā)動機額定工況的動力特性

梁震，張洪信*，趙清海，孫蕓

1.青島大學(xué) 機電工程學(xué)院，山東 青島 266071；2.青島大學(xué) 動力集成及儲能系統(tǒng)工程技術(shù)中心，山東 青島 266071

0 引言

內(nèi)燃發(fā)電機組作為移動電源廣泛應(yīng)用于混合動力電動汽車、野外作業(yè)等領(lǐng)域，傳統(tǒng)的活塞式內(nèi)燃發(fā)電機組由活塞式內(nèi)燃機、旋轉(zhuǎn)電機和機械參數(shù)變換連接裝置(聯(lián)軸器或變速器)3部分組成，即通過3個環(huán)節(jié)完成由熱能向電能的轉(zhuǎn)換，活塞式內(nèi)燃機將燃料燃燒產(chǎn)生的熱能轉(zhuǎn)換為機械能，再通過聯(lián)軸器或變速器等中間環(huán)節(jié)將動力傳遞給發(fā)電機的轉(zhuǎn)子，通過發(fā)電機轉(zhuǎn)子和定子的相對運動輸出電能[1]。內(nèi)燃機發(fā)電機組具有熱效率高、功率范圍廣、結(jié)構(gòu)緊湊、便于移動、操作簡便等特點，但存在某些短板：1)內(nèi)燃發(fā)電機組僅實現(xiàn)了對外輸出電力，不能滿足多樣化的作業(yè)對多種動力的需求；2)雖然實現(xiàn)了熱能到電能的轉(zhuǎn)變，但發(fā)電機組含有活塞式內(nèi)燃機和旋轉(zhuǎn)式發(fā)電機2個獨立的能量轉(zhuǎn)換裝置，且2個裝置是通過外部連接而成，存在工作不協(xié)調(diào)、匹配不合理等缺點[2]；3)能量轉(zhuǎn)換傳遞路線較長、需要經(jīng)過多個中間環(huán)節(jié)，影響能量傳遞的效率，造成能源浪費、生產(chǎn)和運行成本增加、環(huán)境污染加劇等問題。

關(guān)于發(fā)動機和電機結(jié)構(gòu)集成的研究很多。1991年以直線發(fā)電機為基礎(chǔ)的自由活塞式直線發(fā)電機發(fā)明專利引起了業(yè)界對自由活塞式直線發(fā)電機的關(guān)注[3]。1998年Clark等[4]設(shè)計了能夠穩(wěn)定運行的第一代自由活塞式內(nèi)燃發(fā)電機。根據(jù)Boldea等[5]提出的圓筒形永磁直線發(fā)電機設(shè)計參數(shù)優(yōu)化要求，F(xiàn)amouri等[6-7]對自由活塞式內(nèi)燃發(fā)電機中的直線發(fā)電機部分進(jìn)行了設(shè)計和優(yōu)化。馮慧華等[8]基于自由活塞式直線發(fā)電機的原理，提出了一種以直線電動機作為回彈裝置的單缸無活塞式發(fā)動機線性發(fā)電機的新穎設(shè)計。賈博儒等[9]提出了一種渦輪組合式自由活塞發(fā)動機發(fā)電機的混合動力裝置，該裝置通過耦合更多的直線發(fā)電機將燃?xì)廨啓C散失的大部分熱量轉(zhuǎn)化為電能，使得系統(tǒng)效率得到了大幅度提高。上海交通大學(xué)對自由活塞直線發(fā)電機進(jìn)行了很多研究，李慶峰[10]設(shè)計了一種基于自由活塞式內(nèi)燃機的直線發(fā)電機并進(jìn)行了性能仿真。胡凱[11]對自由活塞內(nèi)燃發(fā)電機中的直線發(fā)電機在不同結(jié)構(gòu)和不同尺寸下的空載反電動勢、輸出功率、定位力等進(jìn)行了分析與優(yōu)化。

針對自由活塞直線發(fā)電機沒有固定的上止點和下止點，點火時刻不固定，導(dǎo)致工作穩(wěn)定性較差，而傳統(tǒng)內(nèi)燃機的活塞受曲柄連桿機構(gòu)約束，具有固定的上止點和下止點，點火時刻固定，工作穩(wěn)定性好的特點，2006年張鐵柱等[12]提出“約束活塞型雙元動力發(fā)動機及柔性動力發(fā)動機”概念，同年內(nèi)燃式機械與電力雙元能量輸出裝置、輸出方法及其裝置等獲得2項專利[13-14];2007年，把傳統(tǒng)的內(nèi)燃機與發(fā)電機組合、將直線電機作為發(fā)動機的連桿進(jìn)行電能輸出的電力約束活塞發(fā)動機樣機面世[15-17]。

電力約束活塞發(fā)動機雖然解決了自由活塞內(nèi)燃發(fā)電機工作不穩(wěn)定的問題，但電力約束活塞發(fā)動機的永磁體和線圈繞組集成在連桿上，大大增加了機體高度和往復(fù)運動慣量，難以實際應(yīng)用，對此張洪信等[18]又提出了一種機械-電力雙元動力發(fā)動機的新型裝置并獲得了實用新型專利，機械-電力雙元動力發(fā)動機的線圈和永磁體分別直接固定在活塞和氣缸上，大大減小了機體高度和往復(fù)運動慣量，但機械-電力雙元動力發(fā)動機接線端子的引出較為復(fù)雜，制造難度大，為了解決這個問題，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，將永磁體固定在活塞上，線圈固定在氣缸上，形成了永磁活塞機械-電力發(fā)動機。本文中針對永磁活塞機械-電力發(fā)動機的結(jié)構(gòu)原理，對額定工況(曲軸轉(zhuǎn)速為3600 r/min)下的動力特性進(jìn)行分析。

1 結(jié)構(gòu)與工作原理

永磁活塞機械-電力發(fā)動機是一種將燃料燃燒產(chǎn)生的熱能轉(zhuǎn)化為機械能和電能的動力裝置，結(jié)構(gòu)原理如圖1所示。定子為線圈繞組，動子為鑲嵌在活塞上的永磁體，曲柄連桿機構(gòu)約束活塞-永磁體組件的運動和行程，并驅(qū)動附屬系統(tǒng)，實現(xiàn)整個系統(tǒng)的工作定時。線圈繞組因永磁體的往復(fù)移動，內(nèi)部磁通量發(fā)生變化從而產(chǎn)生感應(yīng)電動勢并對外輸出電動力，同時曲軸端對外輸出機械動力。由于活塞環(huán)具有密封和刮油作用，所以當(dāng)活塞運行到下止點時，活塞環(huán)以下的缸體內(nèi)周開環(huán)槽并嵌裝硅鋼片鐵心和線圈繞組(主要防止活塞環(huán)與環(huán)槽上緣發(fā)生干涉)。硅鋼片鐵心凹槽內(nèi)的線圈繞組通過接線端子對外輸出電能。

活塞結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)的活塞式內(nèi)燃機的活塞結(jié)構(gòu)基本一致，但活塞銷孔下嵌裝1塊永磁體，永磁體制成環(huán)狀，外周與缸體內(nèi)表面相對滑動。發(fā)動機正常工作時活塞裙部溫度可達(dá)140 ℃[19-20]，但是常用的釹鐵硼永磁體在此溫度下會導(dǎo)致退磁，因此選用一種最高受熱溫度在250～350 ℃的釤鈷材料制作環(huán)狀永磁體。永磁體上端面與活塞之間有隔熱墊，堵斷活塞向永磁體的傳熱，防止永磁體受到過高的溫度。

永磁活塞機械-電力發(fā)動機工作時，動子和定子相對運動，定子對外輸出電能。在做功沖程曲軸加速旋轉(zhuǎn)，飛輪儲能；在排氣沖程、吸氣沖程和壓縮沖程中飛輪釋放能量，使曲軸連續(xù)轉(zhuǎn)動。曲軸的端部可以與外部負(fù)載連接，輸出機械能。

2 機械系統(tǒng)動力學(xué)分析

永磁活塞機械-電力發(fā)動機基于單缸4沖程的F168汽油發(fā)動機設(shè)計制造，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 永磁活塞機械-電力發(fā)動機結(jié)構(gòu)參數(shù)

依照傳統(tǒng)往復(fù)活塞式內(nèi)燃機動力學(xué)分析方法[13-14]，永磁活塞機械-電力發(fā)動機做功沖程下的動力分析如圖2所示。

圖2 做功沖程動力分析簡圖

在不考慮曲軸偏心的情況下，活塞位移

x=r+l-rcosφ-lcosβ=

r[(1+1/λ)-cosφ-(1-λ2sin2φ)1/2/λ] ,

式中：r為曲軸回轉(zhuǎn)半徑，mm；l為連桿長度，mm；λ為曲柄連桿比，λ=r/l；β為連桿擺角，rad；φ為曲軸轉(zhuǎn)角，rad，起始位置為作功沖程的上止點，φ=ωt=2πft，其中ω為曲軸角速度，rad/s，t為時間，s，起始位置t=0，f為頻率，Hz，f=n/60(額定工況下，f=60 Hz)，其中n為曲軸轉(zhuǎn)速，r/min。

對x取一階和二階導(dǎo)數(shù)得到動子速度v和加速度a:

v=rω[sinφ+(λ/2) sin(2φ) - (1-λ2sin2φ)-1/2],

a=rω2{cosφ+λ[cos(2φ) (1-λ2sin2φ)+

(λ2/4) sin2(2φ)](1-λ2sin2φ)-3/2}。

永磁活塞機械-電力發(fā)動機取動子上止點為零點，動子組件向下運動為正方向，依次經(jīng)過做功、排氣、進(jìn)氣和壓縮四個沖程，永磁活塞機械-電力發(fā)動機在額定轉(zhuǎn)速下的動子組件位移x和速度v隨時間的變化曲線如圖3所示，其中0～8.333 ms為做功沖程、8.333～16.667 ms為排氣沖程、16.667～25.000 ms為進(jìn)氣沖程、25.000～33.333 ms為壓縮沖程。

圖3 動子組件的位移和速度隨時間的變化曲線

與傳統(tǒng)發(fā)動機動子組件的受力情況相比，永磁活塞機械-電力發(fā)動機動子組件上增加了豎直方向的電磁力，受力平衡方程

FΣ=Fa+Fj+Fμ+Fe,

式中：FΣ為發(fā)動機的活塞力，N；Fa為燃燒推力，N，F(xiàn)a=paπD2/4，其中pa為缸內(nèi)燃燒壓力，Pa；Fj為動子組件的往復(fù)慣性力，F(xiàn)j=-mja，N，其中mj為動子組件質(zhì)量，包括活塞、主銷、永磁體質(zhì)量和連桿質(zhì)量的1/3，kg；Fμ為動子組件與氣缸之間摩擦力，N；Fe為動子組件所受到的電磁力，N。

由燃燒過程熱力學(xué)模擬得到缸內(nèi)燃燒壓力pa和缸內(nèi)燃燒推力Fa如圖4所示。

圖4 發(fā)動機缸內(nèi)壓力壓強曲線

3 電動力分析

利用Maxwell電磁仿真軟件對永磁活塞機械-電力發(fā)動機額定轉(zhuǎn)速下的靜磁場特性、空載特性和負(fù)載特性進(jìn)行研究與分析，其二維有限元模型如圖5所示，模型包括活塞、釤鈷永磁體、氣缸、硅鋼片鐵心和線圈繞組A、B。

圖5 Maxwell二維模型

3.1 靜磁場特性

動子組件中的永磁體材料選取釤鈷YXG-32H型號，其剩余磁感應(yīng)強度約為1.11 T，分別采用徑向和軸向的充磁方式，動子組件在下止點位置處的磁力線分布如圖6所示。當(dāng)永磁體采用徑向充磁時，平均氣隙磁通密度為0.184 T；當(dāng)永磁體采用軸向充磁時，平均氣隙磁通密度為0.261 T，可見采用軸向充磁方式較好。結(jié)構(gòu)只用了一個永磁體，沒有其他永磁體的助磁作用，故氣隙磁通密度較小，在未來的研究中可考慮對此加以改進(jìn)。

a)徑向充磁磁力線 b)軸向充磁磁力線圖6 徑向與軸向充磁永磁體磁力線分布

3.2 空載特性

將圖5中的線圈繞組A和B各設(shè)置為100匝，并且串聯(lián)纏繞在硅鋼片鐵心凹槽內(nèi)。當(dāng)永磁活塞機械-電力發(fā)動機以額定轉(zhuǎn)速空載運行時，空載感應(yīng)電動勢波形如圖7所示。此時空載感應(yīng)電動勢的峰值為81.96 V，有效值為25.49 V。

圖7 空載感應(yīng)電動勢波形

3.3 負(fù)載特性

以電阻為5 Ω的純電阻作為外電路負(fù)載，得到線圈繞組內(nèi)阻為4.04 Ω，永磁活塞機械-電力發(fā)動機的負(fù)載電流和負(fù)載電壓波形如圖8所示，此時負(fù)載電流的峰值為5.72 A，有效值為2.19 A；負(fù)載電壓的峰值為28.62 V，有效值為10.93 V。電磁力波形如圖9所示，當(dāng)動子組件抵達(dá)下止點時，受到向上的電磁力為59.22 N，有助于動子組件回彈；當(dāng)動子組件即將離開氣缸凹槽上邊緣時，受到向下的電磁力(最大為107.17 N)，雖然對動子組件有一定的阻力，但由于飛輪的慣性儲能，并不影響動子組件的往復(fù)運動[21]。

圖8 徑向與軸向充磁永磁體磁力線分布 圖9 電磁力波形

4 永磁活塞機械-電力發(fā)動機輸出功率

永磁活塞機械-電力發(fā)動機將燃料燃燒產(chǎn)生的熱能轉(zhuǎn)化為機械能和電能輸出，這個過程也必定帶來損耗，可以分為摩擦損耗、線圈繞組銅耗和定子鐵芯鐵耗。考慮上述電磁力及各摩擦副的摩擦系數(shù)對整機系統(tǒng)動力學(xué)編程仿真。

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4.1 損耗分析

根據(jù)圖2受力分析，計算得到動子組件與氣缸之間的摩擦力Fμ(忽略潤滑液的黏性作用)和摩擦損耗Pμ:

Fμ=μ(Fa+Fj-Fe)tanβ，

(1)

(2)

式中：μ為動子組件與氣缸之間的摩擦因數(shù)，μ=0.2；T0為動子組件運動的周期時間，s，T0=33.333×10-3s。

由式(2)得出永磁活塞機械-電力發(fā)動機額定工況下的摩擦損耗為375.682 W，而原F168汽油機的摩擦損耗為372.906 W，兩者相比，增加了2.776 W，主要來源于電磁力Fe引起的摩擦損耗。

永磁活塞機械-電力發(fā)動機的銅耗主要來源于通電后線圈繞組內(nèi)阻產(chǎn)生的損耗

PCu=I2R1，

(3)

式中：I為額定輸出電流，A；R1為線圈繞組內(nèi)阻，Ω。

由式(3)得出線圈繞組銅耗為16.426 W。

根據(jù)Bertotti的經(jīng)驗公式，計算永磁活塞機械-電力發(fā)動機的定子鐵芯鐵耗為0.245 W[23]。

綜上所述，永磁活塞機械-電力發(fā)動機的總損耗為392.353 W，與原F168汽油機的摩擦損耗相比，增加了19.447 W，約5%的幅度，其中增加的損耗主要來源于銅耗，占比達(dá)到84.47%。

4.2 電功率輸出

Pe=I2Rcosφ，

(4)

式中：I為有效感應(yīng)電流，A；R為負(fù)載電阻，Ω；cosφ為功率因數(shù)，由于外接負(fù)載為純電阻，則cosφ=1。

由式(3)得出額定轉(zhuǎn)速下的輸出電功率為20.33W。

4.3 機械功率輸出

發(fā)動機的輸出轉(zhuǎn)矩

T=9550Pm/n,

(5)

式中:Pm為機械輸出功率，W。

額定工況下曲軸轉(zhuǎn)速為3600 r/min，由式(5)計算得到原發(fā)動機的輸出轉(zhuǎn)矩為9.82 N·m，在保持油門開度和轉(zhuǎn)速不變的情況下，受電磁力的影響，動子組件受到的合力隨著速度方向的變化有增有減，通過計算，永磁活塞機械-電力發(fā)動機的機械輸出功率能夠為3 660.224 W，比原F168小型汽油機的額定機械輸出功率(3700 W)僅減少了39.776 W。而永磁活塞機械-電力發(fā)動機輸出轉(zhuǎn)矩為9.71 N·m，僅減少了0.11 N·m，影響較小。

5 結(jié)論

1)永磁活塞機械-電力發(fā)動機將傳統(tǒng)往復(fù)活塞式內(nèi)燃機與直線發(fā)電機集成一體，形成了一種結(jié)構(gòu)緊湊、體積小、能量傳遞轉(zhuǎn)換路徑短的新型動力裝置。

2)建立永磁活塞機械-電力發(fā)動機的機械系統(tǒng)動力學(xué)、電動力學(xué)分析模型，發(fā)動機額定工況下空載感應(yīng)電動勢峰值達(dá)到81.96 V；5 Ω負(fù)載電阻下的負(fù)載電流峰值達(dá)到5.72 A，負(fù)載電壓峰值達(dá)到28.62 V。

3)永磁活塞機械-電力發(fā)動機額定工況下電輸出功率為20.33 W，機械輸出功率為3660.224 W，輸出轉(zhuǎn)矩為9.71 N·m。相比原F168汽油機，機械輸出功率和輸出轉(zhuǎn)矩雖略有減少，但是不影響該發(fā)動機的正常工作，還增加了電動力輸出，從而達(dá)到雙元動力輸出，具有較好的應(yīng)用前景。

永磁活塞機械-電力發(fā)動機可同時輸出機械功率和電功率，實現(xiàn)雙元輸出，發(fā)動機結(jié)構(gòu)原理可行，具有較好的研究和應(yīng)用價值，但該設(shè)計尚處于初步設(shè)計研究階段，還不能完全替代內(nèi)燃機發(fā)電機組輸出電能，距離產(chǎn)品市場化還有距離，發(fā)動機功率和效率需要進(jìn)一步研究和改善。