電動(dòng)汽車無(wú)線充電系統(tǒng)雙邊LCC型諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)及電磁安全性研究

楊陽(yáng),王澍,顏黎明,陳軼嵩,張久鵬

(1.長(zhǎng)安大學(xué)汽車學(xué)院,710064,西安;2.長(zhǎng)安大學(xué)公路學(xué)院,710064,西安)

近年來(lái),隨著電動(dòng)汽車技術(shù),尤其是電動(dòng)汽車車載動(dòng)力電池技術(shù)的快速發(fā)展[1-3],越來(lái)越多的消費(fèi)者開始使用電動(dòng)汽車。與此同時(shí),作為電動(dòng)汽車新型充電方式的無(wú)線充電技術(shù),也在電動(dòng)汽車充電領(lǐng)域得到了越來(lái)越廣泛的關(guān)注。相對(duì)于傳統(tǒng)的有線充電方式,無(wú)線充電技術(shù)不需要人為進(jìn)行電器插拔,有利于實(shí)現(xiàn)電動(dòng)汽車充電的自動(dòng)化與智能化。同時(shí),發(fā)射線圈鋪設(shè)于地面下,可以避免占用地面上的空間,避免受惡劣環(huán)境的影響,有利于提高系統(tǒng)的安全性與可靠性。

無(wú)線充電技術(shù)根據(jù)傳輸機(jī)理的不同可以分為電磁感應(yīng)式、磁耦合諧振式及微波式[4]。微波式無(wú)線充電技術(shù)可以傳輸較遠(yuǎn)的距離,但傳輸效率過(guò)低;電磁感應(yīng)式無(wú)線充電技術(shù)盡管有著較高傳輸效率,但受制于傳輸機(jī)理,只適用在傳輸距離較短的場(chǎng)合[5];磁耦合諧振式無(wú)線充電技術(shù)基于磁共振原理,可以實(shí)現(xiàn)較高傳輸效率及較遠(yuǎn)傳輸距離,因而更加適用于應(yīng)用在電動(dòng)汽車領(lǐng)域[6]。因此,本文重點(diǎn)研究磁耦合諧振式的無(wú)線充電。

典型的磁耦合諧振式無(wú)線電能傳輸系統(tǒng)的組成包括激勵(lì)端直流電源、高頻逆變電路、由原邊線圈和副邊線圈組成的耦合機(jī)構(gòu)、改善系統(tǒng)電路特性的諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)、實(shí)現(xiàn)直流供電的整流和功率變換電路以及負(fù)載或車載電池[7],如圖1所示。

圖1 磁耦合諧振式無(wú)線電能傳輸系統(tǒng)組成圖 Fig.1 The composition diagram of magnetic coupling resonance wireless power transmission system

電動(dòng)汽車充電需要滿足大功率、高效率充電的要求,提高無(wú)線充電系統(tǒng)的傳輸效率與功率的關(guān)鍵因素在于耦合線圈與諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)的設(shè)計(jì)。耦合線圈的形狀、尺寸與系統(tǒng)的傳輸效率有著密切的關(guān)系,如線圈匝數(shù)、氣隙間隙、水平偏移等都對(duì)系統(tǒng)的傳輸效率有著影響。文獻(xiàn)[8]對(duì)常見(jiàn)線圈在不同氣隙與偏移下的耦合系數(shù)進(jìn)行研究,比較分析了不同線圈的抗偏移特性;文獻(xiàn)[9]提出了一種新型線圈,DD(double D)線圈,提高了線圈在偏移時(shí)的耦合能力;文獻(xiàn)[10]研究了磁芯形狀、排布方式及數(shù)量與DD線圈及矩形線圈耦合系數(shù)之間的關(guān)系;文獻(xiàn)[11]分析了線圈的匝數(shù)、半徑及諧振頻率的影響,提出了一種針對(duì)于平面盤式圓形線圈的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。由于無(wú)線充電系統(tǒng)耦合系數(shù)較小的特點(diǎn),因而需要在電感線圈兩端加入諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)來(lái)提高能量傳輸效率。文獻(xiàn)[12]比較總結(jié)了發(fā)射端與接收端采用S型、P型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的特性;文獻(xiàn)[13]對(duì)傳統(tǒng)的串聯(lián)-串聯(lián)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)改進(jìn),提高了穩(wěn)定功率傳輸范圍;文獻(xiàn)[14]對(duì)串聯(lián)-串聯(lián)、串聯(lián)-并聯(lián)補(bǔ)償特性進(jìn)行分析,證實(shí)了兩種拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)可以應(yīng)用于電壓源與電流源;文獻(xiàn)[15]分析了雙邊LCC諧振網(wǎng)絡(luò)中各補(bǔ)償元件參數(shù)調(diào)整對(duì)系統(tǒng)輸入阻抗角和輸出電流的影響。另外,無(wú)線充電系統(tǒng)的電磁輻射關(guān)系到公眾健康安全,因而在無(wú)線充電系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮電磁安全等因素,文獻(xiàn)[16]通過(guò)建立傳導(dǎo)電磁干擾等效電路模型,分析了在線圈偏移較大及整流電路工作在斷續(xù)導(dǎo)通模式(DCM)的情況下,系統(tǒng)傳導(dǎo)電磁干擾特性及其對(duì)安全性的影響。

本文從無(wú)線充電系統(tǒng)4種基本補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)涑霭l(fā),搭建了系統(tǒng)電路模型,分析了基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)涞妮敵鎏匦?在此基礎(chǔ)上,對(duì)雙邊LCC諧振拓?fù)涞奶匦赃M(jìn)行了理論分析與推導(dǎo),并與串聯(lián)諧振補(bǔ)償拓?fù)溥M(jìn)行了比較,分析了雙邊LCC諧振補(bǔ)償拓?fù)涞奶攸c(diǎn);其次,利用COMSOL軟件對(duì)磁耦合機(jī)構(gòu)進(jìn)行了仿真,分析了圓形線圈耦合系數(shù)隨線圈間氣隙變化和水平偏移變化的情況;最后,對(duì)簡(jiǎn)易人體模型在不同位置處的磁感應(yīng)強(qiáng)度,以及鋁板對(duì)磁感應(yīng)強(qiáng)度的屏蔽作用進(jìn)行了分析。

1 諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)浞抡媾c分析

1.1 基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)渑c仿真分析

根據(jù)電感線圈與補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)溥B接方式不同,無(wú)線充電系統(tǒng)有4種基本的補(bǔ)償拓?fù)?分別為串聯(lián)-串聯(lián)(SS)、串聯(lián)-并聯(lián)(SP)、并聯(lián)-串聯(lián)(PS)、并聯(lián)-并聯(lián)(PP),如圖2a～2d所示。

當(dāng)系統(tǒng)在工作頻率ω0發(fā)生諧振時(shí),系統(tǒng)的傳輸功率及效率可以表示為[17]

(1)

(2)

式中Qs為副邊線圈的品質(zhì)因數(shù)。

(a)SS (b)SP

(c)PS (d)PP V1—電源電壓;M—互感;Lp—原邊線圈電感;Ls—副邊線圈電感; Cp—原邊補(bǔ)償電容;Cs—副邊補(bǔ)償電容;RL—負(fù)載電阻; Ip和Is—流經(jīng)原邊和副邊線圈兩端的電流; I1—電源電流;I2—流經(jīng)負(fù)載的電流。圖2 4種基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)潆娐穲DFig.2 The circuit diagrams of four basic resonance compensation network topologies

為了對(duì)4種基本拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)輸出特性進(jìn)行比較,利用Matlab/Simulink對(duì)4種模型進(jìn)行仿真,分析各拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的傳輸效率和傳輸功率隨負(fù)載電阻的變化情況。表1給出了4種基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)浞抡鎱?shù)值。根據(jù)表1的參數(shù)值,系統(tǒng)仿真結(jié)果如圖3和圖4所示。

由圖3和4仿真結(jié)果可知,原邊采用串聯(lián)補(bǔ)償方式能夠?qū)崿F(xiàn)較大的傳輸功率,而原邊采用并聯(lián)補(bǔ)償?shù)膫鬏敼β瘦^小。SS補(bǔ)償可選用的負(fù)載阻值范圍較大,SP補(bǔ)償能夠保持穩(wěn)定的傳輸效率。

(a)SS (b)SP

(c)PS (d)PP圖3 4種基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)傳輸功率隨負(fù)載阻值的變化Fig.3 Curves of transmission power versus load resistance

(a)SS (b)SP

(c)PS (d)PP圖4 4種基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)傳輸效率隨負(fù)載阻值的變化Fig.4 Curves of transmission efficiency versus load resistance

表1 4種基本補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)浞抡鎱?shù)

本文還分析了諧振頻率對(duì)4種基本補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)的傳輸功率和傳輸效率的影響,仿真結(jié)果如圖5和圖6所示。

(a)SS (b)SP

(c)PS (d)PP圖5 4種基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)傳輸功率隨頻率的變化Fig.5 Curves of transmission power versus frequency

從圖5和6可以看出,原邊采用串聯(lián)補(bǔ)償可以實(shí)現(xiàn)較大的傳輸功率,副邊采用串聯(lián)補(bǔ)償可以在較大頻帶范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定且較高的傳輸效率。由于SS補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)的原邊補(bǔ)償電容與線圈之間的互感和負(fù)載均無(wú)關(guān),因此SS補(bǔ)償被廣泛應(yīng)用于大功率可變負(fù)載的無(wú)線充電系統(tǒng)。

1.2 雙邊LCC諧振補(bǔ)償拓?fù)涞睦碚摲治?/h3>

盡管基本補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)比較簡(jiǎn)單、容易實(shí)現(xiàn),但基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)抗偏移能力較弱,且系統(tǒng)容易受到耦合系數(shù)與負(fù)載和諧振頻率的影響。為了解決此問(wèn)題,由基本補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)衍生出各種高階補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò),本文重點(diǎn)對(duì)雙邊LCC諧振拓?fù)溥M(jìn)行分析,如圖7所示。

Uin—電源電壓;LT—發(fā)射線圈電感;L1—發(fā)射端的補(bǔ)償電感; C1、CT—發(fā)射線圈和發(fā)射端的補(bǔ)償電容;RT—發(fā)射線圈的電阻; IT—流經(jīng)發(fā)射端的電流;LR—接收線圈電感;L2—接收端的補(bǔ) 償電感;C2、CR—接收線圈和接收端的補(bǔ)償電容;RR—接收 線圈的電阻;IR—接收端的電流;R0—負(fù)載電阻。圖7 雙邊LCC諧振拓?fù)潆娐穲DFig.7 The circuit diagram of double-sided LCC resonant topology

結(jié)合文獻(xiàn)[18-19]和系統(tǒng)諧振條件,系統(tǒng)副邊的等效阻抗ZR和原邊輸入阻抗Zin的表達(dá)式分別為

(3)

Zin=[(RT+Zr)+ZLT+ZCT]∥ZC1+ZL1

(4)

式中:Zr為反映阻抗,表達(dá)式如下

(5)

其中α為引入?yún)?shù),滿足以下關(guān)系式

(6)

因此,雙邊LCC補(bǔ)償拓?fù)湓谪?fù)載為R0時(shí)的輸出功率[20]為

PLCC-LCC=(ω2M2Uin2α2R0)/[(1-ω2L1C1)2·

(RT(α2R0+RR)+ω2M2)2+ω2L12(α2R0+RR)2]

(7)

假設(shè)副邊替換成S補(bǔ)償,此時(shí)LCC-S補(bǔ)償結(jié)構(gòu)系統(tǒng)輸出功率為

PLCC-S=(ω2M2Uin2R0)/[(1-ω2L1C1)2(RT(R0+

RR)+ω2M2)2+ω2L12(R0+RR)2]

(8)

同樣,可以得到SS補(bǔ)償結(jié)構(gòu)系統(tǒng)輸出功率為

(9)

從式(7)～(9)可以得出,當(dāng)設(shè)定的參數(shù)α=1時(shí),系統(tǒng)將從雙邊LCC拓?fù)渥儞Q成LCC-S拓?fù)?。通過(guò)比較3種補(bǔ)償拓?fù)漭敵龉β实谋磉_(dá)式可以看出,雙邊LCC諧振拓?fù)涞妮敵龉β释瑫r(shí)受電感L1、電容C1和參數(shù)α的影響,系統(tǒng)抗偏移敏感度更高,即可以通過(guò)不同的元件數(shù)值控制,設(shè)計(jì)雙邊LCC諧振拓?fù)涞目蛊菩阅躘21]。

1.3 雙邊LCC諧振補(bǔ)償拓?fù)涞姆抡媾c分析

為了研究LCC-LCC、SS和LCC-S補(bǔ)償拓?fù)漭敵龉β逝c原邊線圈和副邊線圈之間距離的關(guān)系,根據(jù)式(7)～(9),對(duì)雙邊LCC諧振補(bǔ)償拓?fù)渑cSS諧振補(bǔ)償拓?fù)浞抡娼Y(jié)果進(jìn)行比較,如圖8所示。

圖8 雙邊LCC與SS拓?fù)漭敵龉β逝c傳輸距離的關(guān)系 Fig.8 The relationship between transmission power and distance of double-sided LCC and SS resonant topologies

從圖8可以看出,雙邊LCC諧振拓?fù)涞姆逯递敵龉β氏啾扔赟S諧振拓?fù)溆兴陆?但是其輸出功率平穩(wěn)的區(qū)間要大于SS諧振拓?fù)?。仿真結(jié)果表明,采用雙邊LCC補(bǔ)償拓?fù)涞南到y(tǒng)擁有更強(qiáng)的抗偏移能力,這與前面理論推導(dǎo)的結(jié)論相一致。

圖9 雙邊LCC與LCC-S拓?fù)漭敵龉β逝c傳輸距離的關(guān)系 Fig.9 The relationship between transmission power and distance of double-sided LCC and LCC-S resonant topologies

圖9展示了雙邊LCC與LCC-S拓?fù)漭敵龉β逝c距離的關(guān)系。從圖9可以看出,LCC-S補(bǔ)償拓?fù)渥鳛镾S拓?fù)渲岭p邊LCC補(bǔ)償拓?fù)渲g的過(guò)渡拓?fù)?LCC-S諧振補(bǔ)償拓?fù)鋼碛蓄愃芐S補(bǔ)償拓?fù)涞妮敵鲂阅?其最佳的傳輸距離與SS補(bǔ)償拓?fù)浣咏?原邊線圈與副邊線圈之間距離為0.18 m。但是,LCC-S補(bǔ)償拓?fù)漭敵龉β实钠椒€(wěn)區(qū)間顯然略小于雙邊LCC補(bǔ)償拓?fù)涞姆秶?其輸出性能介于SS和雙邊LCC補(bǔ)償拓?fù)渲g。

根據(jù)1.2節(jié)的分析,當(dāng)α=1時(shí),系統(tǒng)副邊的補(bǔ)償拓?fù)鋵⒂蒐CC拓?fù)滢D(zhuǎn)變?yōu)榇?lián)拓?fù)?即為L(zhǎng)CC-S補(bǔ)償拓?fù)?。?duì)α進(jìn)行分析,使α=1為參考組,此時(shí)補(bǔ)償結(jié)構(gòu)為L(zhǎng)CC-S補(bǔ)償拓?fù)?隨著α依次增大,觀察位于耦合系數(shù)kmax處系統(tǒng)的輸出功率變化,結(jié)果如圖10所示。

圖10 系統(tǒng)在不同α?xí)r輸出功率隨耦合系數(shù)的變化Fig.10 The changes of transmission power with coupling coefficient k for different α

從圖10可以看出,整個(gè)系統(tǒng)輸出功率隨α增加也在不斷增大,且系統(tǒng)的抗偏移能力有所增強(qiáng),符合理論分析的結(jié)果。由此可見(jiàn),雙邊LCC補(bǔ)償拓?fù)涞目蛊颇芰τ兄@著的優(yōu)勢(shì),其諧振頻率與負(fù)載和耦合系數(shù)無(wú)關(guān),能實(shí)現(xiàn)更高的系統(tǒng)傳輸效率和功率,因此雙邊LCC補(bǔ)償拓?fù)湎到y(tǒng)可應(yīng)用于大功率、高效率的動(dòng)態(tài)無(wú)線充電系統(tǒng)[22-23]。

2 磁耦合機(jī)構(gòu)的建模與仿真

2.1 磁耦合機(jī)構(gòu)的建模

為了提高大功率、高效率無(wú)線充電系統(tǒng)的傳輸效率與功率,除了滿足諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)拓?fù)涞脑O(shè)計(jì)要求外,還需要對(duì)磁耦合機(jī)構(gòu)尤其是充電線圈的磁場(chǎng)分布和偏移情況進(jìn)行研究。為了研究無(wú)線充電磁耦合機(jī)構(gòu)磁場(chǎng)的分布情況,本文利用3D有限元仿真軟件COMSOL構(gòu)建了圓形線圈,保持初級(jí)線圈與次級(jí)線圈尺寸完全相同,如圖11所示。為研究磁芯對(duì)耦合系數(shù)的影響,在初級(jí)線圈與次級(jí)線圈兩端分別添加了6根長(zhǎng)條形磁芯,如圖12所示。為分析鋁板的屏蔽作用,分別在線圈和鐵芯的兩側(cè)添加了屏蔽鋁板,如圖13所示。圓形線圈、磁芯以及鋁板的具體參數(shù)如表2所示。

圖11 圓形線圈示意圖Fig.11 The diagram of circular coil

圖12 帶有磁芯的圓形線圈示意圖Fig.12 The diagram of circular coil with magnetic cores

表2 圓形線圈、磁芯及鋁板的參數(shù)

圖13 帶有磁芯與鋁板的圓形線圈示意圖Fig.13 The diagram of circular coil with magnetic cores and aluminum plates

2.2 圓形線圈的仿真與分析

由于原邊線圈和副邊線圈之間存在位置偏移,本文研究線圈發(fā)生水平方向偏移和垂直方向(氣隙)偏移時(shí),線圈間耦合系數(shù)及磁通密度分布情況。

首先對(duì)圓形線圈發(fā)生水平方向偏移的情況進(jìn)行仿真,仿真中線圈間的氣隙距離始終保持在80 mm不變,每次的橫向偏移設(shè)定為25 mm,從正對(duì)位置即無(wú)偏移開始共進(jìn)行8組測(cè)試,線圈間水平偏移最大距離為175 mm,耦合系數(shù)隨水平方向偏移的變化如圖14所示。

從圖14可以看出:當(dāng)圓形線圈處于正對(duì)位置即無(wú)偏移時(shí),兩線圈之間的耦合系數(shù)為0.304;當(dāng)線圈開始水平移動(dòng)時(shí),耦合系數(shù)也隨之開始下降,且隨著水平偏移距離的增加,耦合系數(shù)的下降幅度逐漸增大,當(dāng)發(fā)射線圈和接收線圈的偏移距離為175 mm時(shí),耦合機(jī)構(gòu)間的耦合系數(shù)已經(jīng)下降至0.109,對(duì)系統(tǒng)的傳輸效率將產(chǎn)生影響。

圖14 耦合系數(shù)隨水平方向偏移變化曲線Fig.14 The curve of coupling coefficient versus horizontal deviation

為了觀察原邊和副邊線圈發(fā)生水平偏移時(shí)線圈磁通密度變化情況,利用COMSOL進(jìn)行仿真。圖15仿真了不同線圈水平偏移距離下原邊線圈和副邊線圈間的磁通密度變化情況。從圖15中可以看出,當(dāng)發(fā)生水平偏移時(shí),原邊線圈(圖15中下方線圈)與副邊線圈(圖15中上方線圈)的磁場(chǎng)耦合狀態(tài)發(fā)生了變化,磁場(chǎng)在不斷變小。仿真結(jié)果表明,圖15與圖14水平偏移變化規(guī)律一致。

(a)偏移距離0

(b)偏移距離75 mm

(c)偏移距離175 mm圖15 不同水平偏移下原邊線圈和副邊線圈的磁通密度Fig.15 The magnetic flux density diagrams of the primary coil and secondary coil under different horizontal offsets

其次,對(duì)圓形線圈發(fā)生垂直方向偏移(氣隙變化)情況進(jìn)行仿真。仿真中保持兩線圈始終正對(duì),初始?xì)庀毒嚯x保持在80 mm不變,氣隙距離每間隔10 mm遞增,當(dāng)氣隙距離在80～180 mm的范圍內(nèi)變化時(shí),耦合系數(shù)隨氣隙距離的變化如圖16所示。由圖可以看出,當(dāng)原邊線圈與副邊線圈正對(duì)時(shí),隨著氣隙距離的增大,線圈間的耦合系數(shù)不斷減小。因此,適當(dāng)減小線圈間的垂直偏移距離可以有效地提高系統(tǒng)的耦合系數(shù),從而提高系統(tǒng)效率。

圖16 耦合系數(shù)隨氣隙距離的變化Fig.16 The curve of coupling coefficient versus air gap

為了觀察原邊線圈和副邊線圈氣隙距離發(fā)生變化時(shí)線圈磁通密度的變化,利用COMSOL進(jìn)行仿真。圖17展示了當(dāng)線圈氣隙距離分別在120 mm和180 mm時(shí),原邊線圈和副邊線圈間的磁通密度變化情況。由圖可以看出,當(dāng)線圈間氣隙距離為180 mm時(shí),兩線圈之間的磁場(chǎng)強(qiáng)度較120 mm處發(fā)生了明顯的減弱。仿真結(jié)果表明,圖17與圖16氣隙距離變化規(guī)律一致。

(a)氣隙距離120 mm

(b)氣隙距離180 mm圖17 不同氣隙距離下原邊線圈和副邊線圈的磁通密度Fig.17 The magnetic flux density diagrams of the primary coil and secondary coil under different air gaps

3 磁耦合機(jī)構(gòu)對(duì)人體安全的影響

電動(dòng)汽車在大功率無(wú)線充電工作過(guò)程中,原邊與副邊線圈之間通過(guò)產(chǎn)生高頻交變磁場(chǎng)傳遞能量,但高頻電磁場(chǎng)有可能對(duì)充電時(shí)周邊的人及其他生物電磁暴露安全性產(chǎn)生影響[24]。因此,在大功率高頻無(wú)線充電系統(tǒng)的設(shè)計(jì)中,需要考慮電磁安全等因素對(duì)人體安全的影響[25],因而有必要對(duì)無(wú)線充電系統(tǒng)的電磁安全進(jìn)行分析。

3.1 簡(jiǎn)易人體模型

為了評(píng)估人體在電動(dòng)汽車無(wú)線充電環(huán)境中的電磁輻射值,根據(jù)人體工程學(xué)建立了95百分位的簡(jiǎn)易人體模型,利用COMSOL仿真并分別測(cè)量了在85 kHz頻率下,簡(jiǎn)易人體模型腳踝(A點(diǎn))、腎臟(B點(diǎn))、心臟(C點(diǎn))和大腦(D點(diǎn))4處的磁感應(yīng)強(qiáng)度。圖18展示了無(wú)線充電系統(tǒng)中人體各個(gè)不同位置磁感應(yīng)強(qiáng)度測(cè)量點(diǎn)示意圖。在圖18中,根據(jù)中國(guó)成年男士站姿身高,建立身高為177.5 cm的成年男子模型,此時(shí)原邊線圈與副邊線圈之間氣隙距離為18 cm,原邊線圈距地表距離為3 cm,測(cè)量點(diǎn)距磁耦合機(jī)構(gòu)中心處距離為1 m。

圖18 無(wú)線充電系統(tǒng)人體不同位置測(cè)量點(diǎn)示意圖Fig.18 Electromagnetic induction measurement points in the WPT system

3.2 無(wú)線充電電磁環(huán)境對(duì)人體安全的影響

3.2.1 電磁安全標(biāo)準(zhǔn) 為了控制電磁場(chǎng)所導(dǎo)致的公眾暴露,電氣與電子工程師協(xié)會(huì)(IEEE)、國(guó)際非電離輻射防護(hù)委員會(huì)(ICNIRP)以及中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 38775.4—2020《電動(dòng)汽車無(wú)線充電系統(tǒng) 第4部分:電磁環(huán)境限值與測(cè)試方法》都對(duì)電磁環(huán)境中電場(chǎng)和磁場(chǎng)場(chǎng)量參數(shù)的極限值做出了明確的規(guī)定[26-28]。表3給出了85 kHz頻率下不同標(biāo)準(zhǔn)的公眾暴露控制限制。

3.2.2 結(jié)果分析 利用COMSOL軟件仿真,得到簡(jiǎn)易人體模型在不同位置測(cè)量點(diǎn)如腳踝(A點(diǎn))、腎臟(B點(diǎn))、心臟(C點(diǎn))和大腦(D點(diǎn))4處分別在只有線圈、線圈兩端添加磁芯與線圈帶有磁芯及鋁板3種情況下的磁感應(yīng)強(qiáng)度,具體見(jiàn)表4。圖19仿真了不同線圈模型在距離地面不同位置處的磁感應(yīng)強(qiáng)度。

表3 85 kHz頻率下不同標(biāo)準(zhǔn)的公眾暴露控制限制

表4 人體模型在4處測(cè)量點(diǎn)的磁感應(yīng)強(qiáng)度

圖19 不同線圈模型距離地面不同位置處的磁感應(yīng)強(qiáng)度Fig.19 Curves of magnetic flux density versus the distance from measuring point to ground for different coil models

由表4和圖19可以得出,在不同測(cè)量點(diǎn)處帶磁芯線圈的磁感應(yīng)強(qiáng)度最大,但4個(gè)測(cè)量點(diǎn)處的磁感應(yīng)強(qiáng)度均小于GB/T 38775.4—2020所規(guī)定的磁感應(yīng)強(qiáng)度最大值27 μT。腳踝處(A點(diǎn))的磁感應(yīng)強(qiáng)度要明顯大于其他測(cè)量點(diǎn)處,最大值為2.043 μT,占國(guó)標(biāo)規(guī)定值的7.57%,其他處均遠(yuǎn)小于國(guó)標(biāo)規(guī)定的安全限制。仿真結(jié)果表明,人體磁感應(yīng)強(qiáng)度最大值出現(xiàn)在腳踝處,當(dāng)有鋁板加入時(shí),磁感應(yīng)強(qiáng)度屏蔽效果明顯。因此,在設(shè)計(jì)大功率無(wú)線充電系統(tǒng)對(duì)人體安全影響時(shí),需要對(duì)人體腳踝處的磁場(chǎng)強(qiáng)度進(jìn)行有效抑制。

4 結(jié) 論

本文以電動(dòng)汽車無(wú)線充電系統(tǒng)的諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)為研究對(duì)象,分析了4種基本諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)和雙邊LCC諧振補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)的傳輸特性,比較了兩者的特點(diǎn)。對(duì)磁耦合機(jī)構(gòu)進(jìn)行了建模, 分析線圈間發(fā)生水平偏移和垂直偏移時(shí)耦合系數(shù)的變化,同時(shí)比較了簡(jiǎn)易人體模型距地面不同位置處的磁感應(yīng)強(qiáng)度,得到如下結(jié)論。

(1)SS補(bǔ)償結(jié)構(gòu)可應(yīng)用于大功率可變負(fù)載的無(wú)線充電系統(tǒng);雙邊LCC補(bǔ)償結(jié)構(gòu)抗偏移性能調(diào)節(jié)范圍大,適合于大功率、高效率的動(dòng)態(tài)無(wú)線充電系統(tǒng)。

(2)磁耦合機(jī)構(gòu)之間的水平偏移和氣隙變化會(huì)使耦合磁場(chǎng)有效范圍減小,導(dǎo)致線圈之間耦合系數(shù)下降。

(3)在屏蔽時(shí)應(yīng)考慮鋁板對(duì)周邊磁輻射的影響;在大功率無(wú)線充電系統(tǒng)的設(shè)計(jì)中,應(yīng)考慮對(duì)人體腳踝處磁感應(yīng)強(qiáng)度的抑制。