楊超君 鄭 武 李直騰 李志寶 蔣生發(fā)

江蘇大學,鎮(zhèn)江,212013

可調速異步盤式磁力聯軸器性能參數計算

楊超君 鄭 武 李直騰 李志寶 蔣生發(fā)

江蘇大學,鎮(zhèn)江,212013

提出一種具有新型結構的可調速異步盤式磁力聯軸器,其從動盤導體采用深槽齒形結構,通過主從動盤之間的氣隙長度的變化來改變磁場強度,從而實現速度的調節(jié)。該聯軸器可應用在一些大轉矩、大振動的機械裝備中以避免振動,或實現電機在負載時的軟啟動。對該磁力聯軸器結構與主磁路特點進行了分析,對一臺9對極16槽的深槽式異步磁力聯軸器進行三維靜態(tài)、瞬態(tài)有限元模擬分析,獲得了該磁力聯軸器的磁場分布、電流分布情況;并對其轉矩、功率損耗以及軸向力等性能參數進行計算,得出它們在瞬態(tài)情況下隨時間變化的曲線。

可調速異步磁力聯軸器;三維有限元;瞬態(tài)分析;轉矩

0 引言

聯軸器是機械傳動系統(tǒng)中重要的組成部分,被稱為機械傳動中的三大器之一,使用量大、面廣,涉及機械行業(yè)的各個領域,如廣泛用于礦山、冶金、航空、兵器、水電、化工、輕紡及交通運輸等行業(yè)。機械式聯軸器大多采用剛性連接、機械力傳遞轉矩,在如磨煤機、破碎機、輸煤皮帶機、壓縮機等一些大轉矩、振動場合極易發(fā)生破壞失效。安全聯軸器雖具有過載保護功能,但僅限于極限情況下以犧牲聯軸器中的元件來確保原動機和設備的安全,從而使得傳動無法維持。由上可見,如何實現動力的平穩(wěn)持久傳遞變得較為迫切。同時電機在負載啟動時,在短時間內就可以達到額定轉速,而轉子轉速則要帶動負載從零逐漸達到額定轉速,所以當轉子轉速較低時,轉子中就會感應出較大的轉子電流從而可能使電機迅速發(fā)熱,嚴重時甚至燒壞線圈。如何實現電機低負荷啟動、滿負荷運行即軟啟動,成為拖動技術的重要研究課題。

針對上述種種問題,根據電磁感應原理及調速機理,筆者提出了一種新穎的可調速式異步盤式磁力聯軸器[1],本文在分析該磁力聯軸器結構與主磁路特點的基礎上,擬采用精度較高的三維有限元分析方法,對一臺9對極16槽的深槽式異步磁力聯軸器進行有限元分析,研究磁力聯軸器的磁場分布、電流分布情況,計算出其傳動性能參數。

1 聯軸器結構及主磁路特點

1.1 聯軸器結構特點及調速機理

可調速異步盤式磁力聯軸器結構如圖1所示,它由兩個普通的盤式磁力聯軸器復合而成。其主動轉子上布置有永磁體,永磁體軸向磁化且緊密相間排列,而在從動轉子上開槽,嵌入銅導體,其銅導體內外環(huán)用薄環(huán)形銅層包起,形成封閉的感應電流回路?？烧{速異步盤式磁力聯軸器的主動盤與從動盤不接觸,當永磁主動盤運轉時,從動盤導體材料因切割磁力線而產生感應電流,由感應電流產生的感應磁場與永磁旋轉磁場相互作用而發(fā)生相應轉動,通過調速裝置調節(jié)永磁盤和銅盤的氣隙長度來改變氣隙磁場強度,以實現不同轉矩的輸出,從而實現速度可調;兩盤通過氣隙磁場相互作用實現轉矩的傳遞,由于主動盤與從動盤不接觸,從而可避免振動的干擾,減小傳動部件的損耗;也由于主動盤與從動盤不接觸,有效解決了負載與電機的分離,從而可實現電機的軟啟動。

圖1 可調速異步盤式磁力聯軸器結構

1.2 聯軸器主磁路特點

盤式磁力聯軸器的電磁場分布比較復雜,為軸向磁通、呈三維分布。這里,從N、S交替排列的軸向充磁永磁體結構入手,對盤式磁力聯軸器的主磁路進行分析。從圖1可知,該聯軸器主要由兩個單盤式磁力聯軸器復合組成,在結構上成軸對稱,因此只要分析其中一個盤式磁力聯軸器即可。其主磁通從一個極出發(fā),沿著軸向穿過氣隙和與之相對的從動轉子盤齒部,沿圓周經過從動轉子軛部,再沿軸向穿過氣隙和相鄰的磁極,最后沿主動轉子軛部閉合,如圖2所示。

圖2 磁力聯軸器主磁路示意圖

2 計算模型的建立

從上面分析可見,磁力聯軸器的主磁場為三維軸向磁場,與傳統(tǒng)的徑向圓柱式磁力聯軸器磁場分布不同[2-3],因此不能像處理圓柱式磁力聯軸器那樣,選取聯軸器的橫截面來建立其二維模型,需建立三維模型才能準確反映其磁場分布的情況[4-6]。本文在進行磁場數值計算時,進行一定的假設以簡化計算過程:①鐵磁材料各向同性,忽略磁滯效應,采用平均磁化曲線;②只考慮模型中與磁性相關的材料,即主動盤、從動盤、永磁體以及銅導體,其余的當作空氣處理。

在上述假設的基礎上建立有限元幾何分析模型,如圖3所示。其中,δ為氣隙長度,mm,h為轉子軛鐵厚度,mm,h1為槽深,mm,h M為永磁體厚度,mm,R1為永磁體內徑,mm,R2為永磁體外徑,mm。

圖3 磁力聯軸器分析模型

在分析模型圖3a中,記整個求解域為 Ω,模型的內外側面為S1,不同介質交界面為S2,銅導體沿從動轉子半徑方向的側面為S3,由麥克斯韋方程組,在 Ω區(qū)域有:

式中,▽為矢量算子;H為磁場強度,A/m;B為磁感應強度,T;J為電流密度,A/m2。

磁感應強度B可以由磁矢位A得到:

磁感應強度B與磁場強度H的關系為

由式(1)～式(3)可得

其中,β為材料的磁阻率,n為S2或S3的法線方向。對空氣 ,取β=1/μ0,其中 μ0為空氣的磁導率;對釹鐵硼材料,取β≈1/(1.099μ0);對鐵質材料,β由其磁化曲線B=f(H)確定。

將泛定方程式(4)與邊界條件式(5)合在一起,構成了邊值問題,即在求解域Ω內求解磁矢位A的數學模型:

由式(6)求得A(x,y,z)后,可根據式(2)求得B(x,y,z),從而得到聯軸器磁場分布。求得聯軸器磁場分布后,即可求得磁力聯軸器的轉矩T以及磁力聯軸器軸向力F,分別為

式中,V為主從動轉子間氣隙體積,mm3;r1、r2為銅導體內外半徑,mm。

磁力聯軸器的功率損耗主要由銅導體上電流發(fā)熱所致,因此:

PL=I2R (9)式中,PL為功率損耗,kW;I為銅導體上電流,A;R為銅導體電阻,Ω。

3 磁場分析及性能參數計算

設磁力聯軸器分析模型參數為:在一定的內外直徑下,設磁極9對,槽數16,銅導體為扇形結構,夾角 15°,槽深 15mm,永磁體厚度為 10mm,主從動盤厚度為25mm。應用有限元軟件Maxwell 3D進行分析。

3.1 磁場分布

圖4所示為磁力聯軸器靜態(tài)磁場分布,圖5所示為磁力聯軸器負載磁場分布。從圖4、圖5中可以看出其磁力線走向一致,但磁感應強度并不一致,其原因是:靜態(tài)時磁力聯軸器沒有相對轉速,其磁場都是由永磁體提供,而在磁力聯軸器負載時,由于主從動轉子存在轉速差,銅導體因切割磁力線會產生感應電流,從而會產生感應磁場,此感應磁場與永磁體提供的磁場相互疊加。在銅導體表面氣隙平均半徑處,建立沿周向的軸向磁感應強度的分布曲線,如圖6所示,從中可清晰看到磁力聯軸器瞬態(tài)工作時氣隙磁場磁感應強度比靜態(tài)時磁感應強度大。

圖4 靜態(tài)磁場分布

圖5 負載磁場分布

圖6 磁感應強度的分布曲線

3.2 感應電流分布

磁力聯軸器是通過銅導體切割磁力線產生感應電流的,通過此電流產生的感應磁場與永磁體產生的磁場相互作用來實現非接觸傳動,該電流影響磁力聯軸器的磁場分布進而影響磁力聯軸器的性能。圖 7顯示了磁力聯軸器在轉速為1000r/min,轉差率為3%情況下的感應電流分布情況。從圖7中可看出,磁力聯軸器的感應電流主要分布在銅導體上,在從動盤軛上分布很少。這說明磁力聯軸器從動轉子主要的發(fā)熱源為銅導體,從動盤軛上只有靠近銅導體邊緣部分才對轉矩傳遞起很小的作用。

圖7 感應電流分布圖

3.3 轉矩、功率損耗和軸向力計算

磁力聯軸器主要是以轉矩形式傳遞動力,因此轉矩是其性能指標之一。圖8、圖9分別顯示了磁力聯軸器轉矩和功率損耗隨時間變化的曲線。磁力聯軸器是利用電磁感應原理設計,其損耗主要由銅導體上感應電流產生,因此其轉矩和功率損耗變化跟感應電流的變化有關。從圖8、圖9可知,初始階段轉矩和功率損耗先逐漸增大,增大到一定值后慢慢減小,最后趨于平穩(wěn)。其原因是:磁力聯軸器在初始運行時,氣隙中的磁場主要由永磁體提供,此磁場可產生一個感應電流,同時此感應電流產生一個感應磁場與永磁體提供的磁場相互疊加,并在下一個時間段內產生更大的感應電流,如此反復疊加,因此在開始的一段時間內,感應電流慢慢增大,直到達到理論值時再慢慢地減小,最后趨于平穩(wěn)。但對于一個平穩(wěn)運行的磁力聯軸器,其轉矩和功率損耗的變化應該是穩(wěn)定的,所以取有限元計算結果相對平穩(wěn)后的數據,即取0.01s后的計算值作為磁力聯軸器平穩(wěn)運行時的輸出轉矩和功率損耗,可以得到轉矩 T=19.03N?m,功率損耗 P L=2.23kW。

圖8 轉矩隨時間變化曲線

圖9 功率損耗隨時間變化曲線

磁力聯軸器永磁體軸向磁化,因此在主從動轉子間存在一個靜磁場軸向吸力,且為常量,而在磁力聯軸器負載運行時,由感應電流產生的感應磁場的作用,兩者又存在一個排斥力,此力只有聯軸器工作時才會存在,因此磁力聯軸器負載運行時,兩盤間的軸向力由以上兩個力合成。圖10顯示了磁力聯軸器在負載情況下軸向力隨時間變化的情況。從圖10知,其軸向力在一段時間內先減小,后再增大,最后趨于平穩(wěn),其原因是:磁力聯軸器在啟動過程中,主動轉子加速到額定轉速過程中,使主從動轉子間轉速差增大,銅導體上感應電流增大,其感應斥力也隨著增大;當主動轉子達到額定轉速不再增加,從動轉子則繼續(xù)加速又使得兩盤轉速差逐漸減小,感應電流變小,軸向磁感應斥力又逐漸減小,當從動轉子達到與主動轉子設定的額定轉速差后,電流大小不再變化,軸向力斥力穩(wěn)定。

圖10 軸向力隨時間變化曲線

4 結論

(1)在磁力聯軸器運行過程中,感應電流對磁力聯軸器的氣隙磁場有較大的影響,進而影響到磁力聯軸器性能參數的輸出,并且感應電流主要分布在銅導體上,在從動盤軛上分布較少,其發(fā)熱源主要為銅導體。因此設計中,應考慮在從動盤上采取冷卻措施,以降低銅導體上的溫度。同時由于銅導體的內外包層起短路電流的作用,因此為避免電流過大將它燒壞,其截面積不能太小,應與銅導體最小截面積相當。

(2)磁力聯軸器在啟動過程中,其轉矩和功率損耗先增大后減小,最后趨于平穩(wěn);軸向力先減小,后增大,在主從動轉子達到額定轉速差時,達到一個穩(wěn)定值。其結果準確地反映了磁力聯軸器的啟動運行過程,為減少轉矩脈動、提高啟動轉矩提供了依據。

[1] 楊超君,鄭武,李直騰.可調速式磁感應聯軸器:中國,200910263064.X[P].2010-06-09.

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Per formance Parameter Calculation of Ad justable Speed Asynchronous Disk Magnetic Coup ling

Yang Chaojun Zheng Wu Li Zhiteng Li Zhibao Jiang Shengfa
Jiangsu University,Zhenjiang,Jiangsu,212013

A noveladjustable speed asynchronous disk magnetic coup ling was proposed,of which conductor on driven p late adopted a deep slot teeth shape structure.While the length of air gap between drive and driven plate is changed,the strength ofmagnetic field is increased or reduced accordingly,then its run speed adjustment isavailable.It can be used in some high pulling torque and excess vibration ofmechanicalequipment to avoid vibration,or also realize themotor soft startwhen in load.Its configuration characteristics and mainm agnetic circuit characteristics were discussed herein and a deep slot asynchronousmagnetic coup ling w ith 9 po le-pairs and 16 slotswas analyzed by three-dim ensional FEM under static and transient state,the distribution o f magnetic field and current were ob tained.The perform ance parameters of the new coup ling including torque,power loss and axial force were calcu lated,and their corresponding curves in the transient conditions were obtained.

ad justab le speed asynchronous disk magnetic coup ling;3D-FEM(finite elem ent method);transient analysis;torque

TH 133

1004—132X(2011)05—0604—05

2010—03—08

國家自然科學基金資助項目(51075189)

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(編輯 袁興玲)

楊超君,女,1965年生。江蘇大學機械工程學院教授。研究方向為磁力機械及激光加工技術。發(fā)表論文50余篇。

鄭 武,男,1982年生。江蘇大學機械工程學院碩士研究生。

李直騰,男,1985年生。江蘇大學機械工程學院碩士研究生。

李志寶,男,1985年生。江蘇大學機械工程學院碩士研究生。

蔣生發(fā),男,1938年生。江蘇大學許士芬(香港)聯合研究所所長。