繞線式磁力耦合器熱特性分析

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

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

而繞線式磁耦可通過電刷及滑環將磁耦內部的感生電流引出至外部電阻箱中，從而解決磁耦轉差大其發熱也大的問題。但大功率繞線式磁耦在轉差最小的額定狀態下仍存在較大的發熱量；以1000kW轉差為1%的繞線式磁耦為例，其在額定狀態下的發熱量仍將達到10kW 左右，如此大的發熱量，若無合理的風路設計及散熱結構，繞線式磁耦內部溫度的積累將使永磁轉子中的永磁體因溫度升高而產生不可逆退磁，導致繞線式磁耦所帶的傳動系統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構，即通過外部冷空氣與繞線式轉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）機械結構，如圖1所示。

圖1 繞線式永磁調速裝置結構Fig.1 Structure of Winding Permanent Magnet Speed Regulator

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

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

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

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

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

由式（2）可知，繞線式轉子的感生電勢及電流將隨轉差率的增大而增大；由于額定運行時的轉差率最小，因此額定運行條件下的發熱量也最小；調速時，若不外接電阻箱，則隨著轉差的增大，繞組內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，繞線式轉子4中的感生電流將通過滑環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，輸出轉速也隨之減小；而剩余的絕大多數熱量則通過外串電阻箱散出。

綜上，WMC額定狀態下的感生電流最大，因此僅對額定狀態下的WMC進行風路及散熱結構設計與分析。

3 WMC溫度場分析

WMC具體性能參數為：輸入轉速1500r/min，額定轉差1%，額定功率1000kW，額定轉矩6367Nm。

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

圖2 WMC機械結構Fig.2 Mechanical Structure of WMC

表1 WMC機械結構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。由于轉差作用，WMC中的定子繞組會產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）外界環境溫度恒定；

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

（3）忽略輻射散熱，僅考慮熱傳導與熱對流。

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

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

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

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

式（3）所述的散熱系數可展現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。其數值的大小受參與換熱過程流體的物理性質、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]。

系統穩定時，熱源發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αi。

由文獻[9]可知：

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

式中：ni—所求表面所在軸的轉速。

WMC中的對流換熱主要在圖2所示的繞線式轉子內、外表面，外轉子內、外表面及繞線式轉子兩個端面進行；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）并結合表1，可得各表面散熱系數，如表2所示。

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

而繞線式轉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風路結構及流體仿真

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

圖4 WMC機械模型及風路結構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，并經繞線式轉子4 與永磁體3 之間的氣隙進行對流換熱，以此將繞線式轉子4 的外表面及永磁體的內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，即不與外界進行流體熱交換；為節省仿真計算時間，可將圖2中的輸入軸1改為圖4的圓板結構。將圖4模型導入Solidworks Flow Simulation，并設定流體計算域、流體熱屬性及環境屬性等載荷和邊界條件，然后對模型進行網格劃分、目標求解定義與控制等，可得模型仿真結果，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所示風路結構要求；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）；而在外轉子內表面與繞線式轉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（壓強為101.9kPa），當流體由風扇進入鐵幅軸通道到達高壓區域前，因點ɑ所示的高壓區域風阻較大，因此造成鐵幅軸通道內的流線較密且流速較慢。

由圖5（b）可知，點b所示出口側的平均壓強為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子外表面（熱源）和永磁體內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℃）。繞線式轉子鐵心溫度分布云圖，如圖7所示。其中，圖7（a）為三維狀態下繞線式轉子內、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，由于繞線式轉子鐵心兩側端面的換熱效率隨軸向距離的增加而降低，因此在其內、外表面的中間處形成一條高溫環狀帶。由圖7（b）可看出，圖7（a）所示的高溫環狀帶存在四個高溫區，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。由圖7 還可知，繞線式轉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子導線的F級絕緣許用溫度范圍（155℃）內。

5 結論

（1）WMC的主要熱源為繞線式轉子中的銅導線，其在額定狀態下的感生電流最大，發熱量也最大，因此風路結構滿足額定狀態下的散熱條件即可。（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表面與繞線式轉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，因此繞線式轉子的高溫區為環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。