一種新型機(jī)械整流式轉(zhuǎn)子永磁發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)及其電磁特性

劉欣,牛磊磊,王曉遠(yuǎn)

(1.天津工業(yè)大學(xué)現(xiàn)代機(jī)電裝備技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,300387,天津;2.天津大學(xué)電氣自動(dòng)化與信息工程學(xué)院,300072,天津)

隨著經(jīng)濟(jì)的迅速發(fā)展,傳統(tǒng)發(fā)電方式需要消耗大量不可再生資源,因此尋找可持續(xù)的發(fā)電源發(fā)電成為未來(lái)發(fā)電系統(tǒng)中主要發(fā)電方式[1-2]。往復(fù)運(yùn)動(dòng)機(jī)械能量憑借其廣泛的應(yīng)用場(chǎng)合和背景在發(fā)電領(lǐng)域得到了廣大學(xué)者的重視。綜合國(guó)內(nèi)外在該領(lǐng)域的研究現(xiàn)狀,往復(fù)機(jī)械運(yùn)動(dòng)主要通過(guò)相應(yīng)的機(jī)械整流裝置轉(zhuǎn)換為單向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),從而單向驅(qū)動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電,實(shí)現(xiàn)往復(fù)運(yùn)動(dòng)機(jī)械能向電能的轉(zhuǎn)化。文獻(xiàn)[3-4]提出了一套新型行星齒輪機(jī)構(gòu)+雙超越離合器式的饋能阻尼器結(jié)構(gòu),該結(jié)構(gòu)中發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子通過(guò)行星齒圈與絲杠直接相連,在滾珠絲杠和雙向超越離合器的作用下,沿阻尼器的雙向直線運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)榘l(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的單向轉(zhuǎn)動(dòng),實(shí)現(xiàn)了機(jī)械整流功能;文獻(xiàn)[5-6]均提出了一種用于回收背包振動(dòng)能量的機(jī)械整流式能量回收器,采用雙單向軸承+齒輪齒條結(jié)合的方式實(shí)現(xiàn)了背包能量雙向輸入的機(jī)械整流;Liang等在收集波浪能量進(jìn)行機(jī)械整流發(fā)電領(lǐng)域做了大量研究[7-9],提出了一種基于3個(gè)傘齒輪和兩個(gè)單向離合器組合而成的波浪整流發(fā)電裝置,該整流裝置將波浪浮子的雙向浮動(dòng)經(jīng)滾珠絲杠連接到齒輪箱輸入端,通過(guò)單向離合器作用整流轉(zhuǎn)變?yōu)辇X輪箱的單向旋轉(zhuǎn)輸出,實(shí)現(xiàn)了波浪往復(fù)能量的機(jī)械整流;文獻(xiàn)[10]介紹了一種有獨(dú)特機(jī)械運(yùn)動(dòng)整流器設(shè)計(jì)的擺錘動(dòng)能采集器,該采集器使用僅帶單個(gè)離合器的串驅(qū)動(dòng)整流器將擺錘的雙向輸入振蕩轉(zhuǎn)換為直流電機(jī)的單向旋轉(zhuǎn)以發(fā)電。

從以上研究結(jié)果可以看出,往復(fù)運(yùn)動(dòng)機(jī)械能量在經(jīng)過(guò)相應(yīng)的機(jī)械整流裝置之后,單向傳遞給發(fā)電機(jī)輸入端完成機(jī)電能量轉(zhuǎn)換,減少了轉(zhuǎn)子的換向損失,從而提高了能量的回收效率。本文在國(guó)內(nèi)外學(xué)者所研究?jī)?nèi)容的基礎(chǔ)上,將永磁發(fā)電機(jī)與行星定軸傳動(dòng)系統(tǒng)相結(jié)合,提出一種新型機(jī)械整流式轉(zhuǎn)子永磁發(fā)電機(jī)(MRR-PMG)。永磁同步發(fā)電機(jī)與傳統(tǒng)感應(yīng)發(fā)電機(jī)和電磁發(fā)電機(jī)相比,不需要?jiǎng)?lì)磁繞組和直流勵(lì)磁電源,具有體積小、結(jié)構(gòu)多樣化、高效率、高功率密度和高過(guò)載能力等優(yōu)點(diǎn)[11-12]。MRR-PMG在機(jī)械結(jié)構(gòu)上具有以下特點(diǎn):往復(fù)運(yùn)動(dòng)輸入可以是雙向旋轉(zhuǎn)或直線運(yùn)動(dòng);其齒圈轉(zhuǎn)子內(nèi)部空間呈鏤空狀態(tài),具有很好的散熱條件和較高的功率密度;在設(shè)計(jì)時(shí)可根據(jù)發(fā)電場(chǎng)合需要選擇不同的齒輪模數(shù)和軸向長(zhǎng)度,使得MRR-PMG實(shí)際運(yùn)行時(shí)空間場(chǎng)合結(jié)構(gòu)緊湊。

1 MRR-PMG結(jié)構(gòu)及原理

1.1 基本結(jié)構(gòu)

機(jī)械整流式轉(zhuǎn)子永磁發(fā)電機(jī)(MRR-PMG)的基本結(jié)構(gòu)主要由外定子、轉(zhuǎn)架、齒圈轉(zhuǎn)子、行星輪和中心輪等組成,其三維拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。外定子由硅鋼片疊壓而成,其內(nèi)表面均勻布有梨形電樞繞組槽;齒圈轉(zhuǎn)子與轉(zhuǎn)架固連,其外表面均勻嵌有N、S極相間的永磁體,同時(shí)與中心輪和行星輪組成行星定軸傳動(dòng)系統(tǒng)以收集和傳遞雙向往復(fù)運(yùn)動(dòng);轉(zhuǎn)架軸和中心輪軸上均裝有單向軸承,且兩者的鎖合方向相反,隨其輸入軸轉(zhuǎn)向的變化實(shí)現(xiàn)不同的鎖止和脫開(kāi)狀態(tài),從而保證齒圈轉(zhuǎn)子單向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)輸出。

圖1 MRR-PMG三維拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

1.2 運(yùn)動(dòng)整流原理

圖2為MRR-PMG的機(jī)械整流原理圖。圖2(a)實(shí)線所示傳遞過(guò)程如下:MRR-PMG輸入軸順時(shí)針1方向輸入,其轉(zhuǎn)架軸處單向軸承內(nèi)外圈鎖止,從而帶動(dòng)轉(zhuǎn)架驅(qū)動(dòng)齒圈轉(zhuǎn)子順時(shí)針2方向轉(zhuǎn)動(dòng),中心輪軸處單向軸承內(nèi)外圈脫開(kāi)各自空轉(zhuǎn),內(nèi)圈隨輸入軸順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng),外圈隨與齒圈轉(zhuǎn)子嚙合驅(qū)動(dòng)的中心輪4逆時(shí)針?lè)较蜣D(zhuǎn)動(dòng),此時(shí)齒圈轉(zhuǎn)子與輸入軸同向旋轉(zhuǎn)。圖2(b)虛線所示傳遞過(guò)程如下:MRR-PMG輸入軸逆時(shí)針1方向輸入,其中心輪軸處單向軸承內(nèi)外圈鎖止,帶動(dòng)中心輪逆時(shí)針2方向轉(zhuǎn)動(dòng),通過(guò)與行星輪嚙合傳動(dòng)從而驅(qū)動(dòng)齒圈轉(zhuǎn)子順時(shí)針4方向轉(zhuǎn)動(dòng);轉(zhuǎn)架軸處單向軸承內(nèi)外圈脫開(kāi)各自空轉(zhuǎn),內(nèi)圈隨輸入軸逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng),外圈隨轉(zhuǎn)架與齒圈轉(zhuǎn)子順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng),此時(shí)齒圈轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)向與輸入軸相反。由此完成了MRR-PMG雙向輸入單向輸出的機(jī)械運(yùn)動(dòng)整流過(guò)程。

(a)順時(shí)針輸入 (b)逆時(shí)針輸入

MRR-PMG綜合了永磁發(fā)電機(jī)和機(jī)械傳動(dòng)的優(yōu)點(diǎn),將輸入端的雙向往復(fù)運(yùn)動(dòng)整流轉(zhuǎn)變?yōu)辇X圈轉(zhuǎn)子的單向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)輸出,從而切割永磁磁場(chǎng)產(chǎn)生感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)進(jìn)行發(fā)電,充分發(fā)揮了機(jī)電能量轉(zhuǎn)換在電機(jī)中的作用,實(shí)現(xiàn)了機(jī)電磁的有機(jī)結(jié)合。

2 MRR-PMG運(yùn)行特性解析計(jì)算

2.1 空載特性計(jì)算

本文以滾柱絲杠裝置驅(qū)動(dòng)MRR-PMG進(jìn)行分析研究,圖3為機(jī)械整流永磁發(fā)電裝置示意圖,圖中v、F分別為絲杠工作臺(tái)往復(fù)驅(qū)動(dòng)速度、驅(qū)動(dòng)力,ni、Ti分別為MRR-PMG的輸入轉(zhuǎn)速、輸入轉(zhuǎn)矩。為方便分析,給出其整流系統(tǒng)傳動(dòng)關(guān)系如圖4所示,圖中Zr、Zpi和Zs分別為齒圈轉(zhuǎn)子、行星輪和中心輪的齒數(shù)。定義vL、FL為絲杠工作臺(tái)趨向MRR-PMG時(shí)的速度、驅(qū)動(dòng)力,傳動(dòng)關(guān)系如圖4(a)所示,齒圈轉(zhuǎn)子與行星輪的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩分別為nLr、TLr和nLpi、TLpi;定義vR、FR為絲杠工作臺(tái)遠(yuǎn)離MRR-PMG時(shí)的速度、驅(qū)動(dòng)力,傳動(dòng)關(guān)系如圖4(b)所示,齒圈轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為nRr,中心輪與行星輪的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩分別為nRs、TRs和nRpi、TRpi。

圖3 機(jī)械整流永磁發(fā)電裝置

(a)順時(shí)針輸入 (b)逆時(shí)針輸入

根據(jù)傳動(dòng)關(guān)系,則有

(1)

式中:N為行星輪個(gè)數(shù);Ph為滾珠絲杠導(dǎo)程。

為便于分析MRR-PMG空載氣隙磁密表達(dá)式,給出其軸向結(jié)構(gòu),如圖5所示。規(guī)定α為永磁齒與電樞繞組的相對(duì)位罝角,即外定子齒中心線和永磁磁極中心線夾角;θ為齒圈轉(zhuǎn)子位置角,θ=0°的位置設(shè)定在該永磁磁極中心線上;Dsi為外定子內(nèi)徑;dri為齒圈轉(zhuǎn)子內(nèi)徑,且有Dsi=dri+2(δg+hm);m為模數(shù);δg為氣隙長(zhǎng)度;hm為永磁體厚度;τ為極距。采用氣隙相對(duì)磁導(dǎo)法可得空載氣隙磁密表達(dá)式為[13-14]

圖5 MRR-PMG軸向結(jié)構(gòu)

Bg(θ,t)=F(θ,t)Λg(θ,α)

(2)

式中:F(θ,t)為永磁體磁動(dòng)勢(shì);Λg(θ,α)為氣隙相對(duì)磁導(dǎo)。

在表貼式永磁同步電機(jī)中,其表達(dá)式為

(3)

式中:Br為永磁體剩磁;μ0為空氣磁導(dǎo)率;Fμ為μ次諧波旋轉(zhuǎn)磁動(dòng)勢(shì)幅值;ω為角速度;p為極對(duì)數(shù);αp為極弧系數(shù);Λg0為相對(duì)氣隙磁導(dǎo)恒定分量;Λk為相對(duì)氣隙磁導(dǎo)諧波分量;k為氣隙磁導(dǎo)諧波次數(shù);μr為永磁體磁導(dǎo)率;Q為槽數(shù)。聯(lián)立式(1)～(3),可得絲杠工作臺(tái)趨向和遠(yuǎn)離MRR-PMG運(yùn)行單位導(dǎo)程內(nèi)的空載輸出電壓EL(t)、ER(t)分別為

(4)

式中:Lef為軸向長(zhǎng)度;CE=4.44NsKdpKΦ,Ns為相串聯(lián)匝數(shù);Kdp、KΦ為基波繞組、氣隙波形系數(shù)。

2.2 負(fù)載特性計(jì)算

為研究MRR-PMG負(fù)載穩(wěn)態(tài)輸出特性,本文將其相繞組進(jìn)行等效分析[15-17],其相繞組等效電路和負(fù)載向量圖如圖6所示。圖6中E為空載輸出電壓,Ia為負(fù)載相電流,Ra為繞組內(nèi)阻,RS為負(fù)載電阻,XS為合成同步電抗,由每相繞組漏抗Xσ和電樞反應(yīng)電抗Xa組成,U為負(fù)載輸出端電壓,δ為功率角,表示為圖中空載電壓向量E與負(fù)載端電壓向量U之間角度,ψ為內(nèi)功率因數(shù)角,表示為空載電壓E與負(fù)載相電流向量Ia之間角度。由于負(fù)載為純電阻,因此有δ=ψ。通過(guò)合成向量圖分析,可得單相負(fù)載電壓平衡方程式為

(a)等效電路圖 (b)負(fù)載向量圖

(5)

式中:Ra=2ρLavNs/ACu,ρ為銅導(dǎo)體電阻率;Lav為繞組線圈平均半匝長(zhǎng);ACu為銅導(dǎo)體截面積。

由于MRR-PMG屬于隱極式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu),交直軸電樞反應(yīng)電抗理論上相等[18-19],表達(dá)式為

(6)

式中:mP為相數(shù);kδ為外定子開(kāi)槽對(duì)應(yīng)氣隙系數(shù);q為每極每相槽數(shù);λS、λE、λD、λT分別為外定子槽比漏磁導(dǎo)、端部比漏磁導(dǎo)、差比漏磁導(dǎo)和齒頂比漏磁導(dǎo)。根據(jù)負(fù)載合成向量圖,可得絲杠工作臺(tái)在趨向和遠(yuǎn)離MRR-PMG往復(fù)運(yùn)行單位導(dǎo)程周期內(nèi),其負(fù)載瞬時(shí)輸出功率PL(t)、PR(t)分別為

(7)

式中XSL、XSR分別為絲杠工作臺(tái)趨向、遠(yuǎn)離MRR-PMG運(yùn)行工況下的合成同步電抗。將式(7)對(duì)時(shí)間進(jìn)行積分,可得MRR-PMG在絲杠工作臺(tái)往復(fù)運(yùn)行單位導(dǎo)程周期內(nèi)的負(fù)載平均輸出功率為

(8)

2.3 損耗和效率計(jì)算

MRR-PMG在負(fù)載運(yùn)行過(guò)程中的損耗主要有外定子鐵心的磁滯損耗,由鐵心的齒部損耗和軛部損耗組成[20],三相繞組感應(yīng)電流所產(chǎn)生的銅損耗以及其機(jī)械整流轉(zhuǎn)子系統(tǒng)在絲杠往復(fù)運(yùn)行工況下,各嚙合副嚙合傳動(dòng)引起齒面間的滑動(dòng)摩擦損耗和滾動(dòng)摩擦損耗。由嚙合接觸面的法向載荷、摩擦系數(shù)和滑移速度積分可得其滑動(dòng)摩擦損耗[21-23]。在絲杠工作臺(tái)往復(fù)運(yùn)行單位導(dǎo)程內(nèi),MRR-PMG產(chǎn)生的平均銅損耗、平均鐵損耗,以及機(jī)械整流轉(zhuǎn)子系統(tǒng)產(chǎn)生的平均滑動(dòng)摩擦、平均滾動(dòng)摩擦損耗分別為

(9)

式中:Kh為磁滯損耗系數(shù);Btm、Bjm為齒部、軛部的最大磁密;ρFe為鐵心密度;Vt、Vj為齒部、軛部體積;KFe為疊壓系數(shù);rbr、rbp、rbs為齒圈轉(zhuǎn)子、行星輪和中心輪基圓半徑;α為壓力角;fLrp、fLsp、fRsp、fRrp為絲杠工作臺(tái)趨向和遠(yuǎn)離MRR-PMG運(yùn)行工況下,其內(nèi)外嚙合副的滑動(dòng)摩擦系數(shù);XLrp、XLsp、XRsp、XRrp為對(duì)應(yīng)嚙合副重合度影響系數(shù);vLrpR、vLspR、vRspR、vRrpR為對(duì)應(yīng)嚙合副嚙合點(diǎn)處的平均滾動(dòng)速度;h為油膜厚度。本文采用Martin等所提算法計(jì)算滑動(dòng)摩擦系數(shù)和油膜厚度[24-25]

(10)

(11)

式中:ζ為壓黏系數(shù);Ep為嚙合副彈性模量;R為嚙合點(diǎn)節(jié)處曲率半徑;ρ為潤(rùn)滑油運(yùn)動(dòng)密度;ψ為載荷系數(shù);b為嚙合齒寬;T1、rb1分別為主動(dòng)齒輪的驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩、基圓半徑;vH、vR為各嚙合副嚙合點(diǎn)處的平均滑動(dòng)、平均滾動(dòng)速度;Z1、Z2為機(jī)械整流轉(zhuǎn)子系統(tǒng)各嚙合副主、從動(dòng)齒輪齒數(shù);n1、d1分別為主動(dòng)齒輪轉(zhuǎn)速、分度圓直徑;ε1、ε2為對(duì)應(yīng)嚙合副嚙合節(jié)點(diǎn)處前、后重合度。

綜上所述,MRR-PMG在絲杠工作臺(tái)往復(fù)運(yùn)行單位導(dǎo)程周期內(nèi)的平均總損耗為

ploss=pFe+pCu+pgH+pgR

(12)

總發(fā)電效率為

(13)

3 有限元仿真分析

3.1 仿真參數(shù)設(shè)置

為驗(yàn)證MRR-PMG結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的正確性以及其在空載和負(fù)載穩(wěn)態(tài)運(yùn)行狀態(tài)下的運(yùn)行性能滿(mǎn)足情況,對(duì)其進(jìn)行有限元仿真分析,仿真參數(shù)如表1所示。極槽方案選用6極36槽單層鏈?zhǔn)嚼@組,并采用星型連接,仿真時(shí)采用外電路激勵(lì)源,負(fù)載Rs取值為5 Ω,其負(fù)載運(yùn)行外電路如圖7所示。

圖7 MRR-PMG負(fù)載運(yùn)行外電路

表1 MRR-PMG仿真參數(shù)

3.2 仿真結(jié)果分析

圖8為MRR-PMG在120 ms時(shí)刻空載和負(fù)載狀態(tài)下的磁密云圖。由圖8可以看出:空載狀態(tài)下磁力線回路三相對(duì)稱(chēng),磁場(chǎng)分布均勻合理;負(fù)載感應(yīng)電流與永磁磁場(chǎng)相互作用,使得負(fù)載合成磁場(chǎng)中心線偏離了永磁磁極中心線,相對(duì)于主極磁場(chǎng)滯后一定的角度。

(a)空載狀態(tài) (b)負(fù)載狀態(tài)

在絲杠工作臺(tái)以0.1 m/s的速度往復(fù)等速運(yùn)行單位導(dǎo)程周期內(nèi),圖9、圖10分別給出其空載氣隙磁密和輸出電壓的理論與有限元仿真結(jié)果對(duì)比圖,可以看出兩種計(jì)算結(jié)果基本吻合,為后續(xù)解析分析MRR-PMG平均功率和效率問(wèn)題奠定了基礎(chǔ)。

圖9 空載氣隙磁密理論與仿真結(jié)果對(duì)比曲線

(a)單位導(dǎo)程內(nèi)空載輸出電壓(b)單位導(dǎo)程內(nèi)負(fù)載輸出電壓

4 不同參數(shù)對(duì)電磁特性影響分析

4.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

永磁體結(jié)構(gòu)參數(shù)和氣隙長(zhǎng)度是決定永磁體磁動(dòng)勢(shì)Fμ和氣隙相對(duì)磁導(dǎo)恒定分量Λg0的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù),此外中心輪齒數(shù)變化也會(huì)使機(jī)械整流轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的嚙合摩擦損耗發(fā)生變化,影響MRR-PMG發(fā)電量和效率。負(fù)載為5 Ω時(shí),絲杠工作臺(tái)以v=0.1 m/s、驅(qū)動(dòng)力F=100 N往復(fù)運(yùn)行單位導(dǎo)程內(nèi),圖11給出MRR-PMG在不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下,單位導(dǎo)程內(nèi)的瞬時(shí)功率變化曲線。圖12給出單位導(dǎo)程內(nèi),平均功率及損耗隨結(jié)構(gòu)參數(shù)變化趨勢(shì)。結(jié)合圖11、12可以看出,功率和損耗均隨永磁體厚度、極弧系數(shù)和中心輪齒數(shù)的增加而增大,隨氣隙長(zhǎng)度增加而減小。在圖11(a)、11(b)、11(c)中,由于功率幅值與氣隙磁密直接相關(guān),永磁體厚度和極弧系數(shù)增加直接加大了氣隙磁密在單個(gè)永磁齒下平頂波寬度,磁密分布更加均勻,而氣隙值增加使得氣隙間漏磁增大,從而磁密減小;圖11(d)中,由于齒圈轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速與中心輪齒數(shù)呈正比關(guān)系,齒數(shù)增大使得功率幅值增加周期變短。

(a)不同永磁體厚度下瞬時(shí)功率變化曲線

(a)隨永磁體厚度變化 (b)隨極弧系數(shù)變化

經(jīng)圖12分析計(jì)算可知,MRR-PMG效率隨永磁體厚度、極弧系數(shù)和中心輪齒數(shù)的增大,分別提高了9.37%、8.77%和4.20%,隨氣隙長(zhǎng)度值增加降低了4.17%?？梢?jiàn)其效率變化幅度受以上結(jié)構(gòu)參數(shù)變化影響均在10%以?xún)?nèi),效果并不顯著。此外,在不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下,總損耗均低于平均功率,這是因?yàn)樨?fù)載為5 Ω時(shí),與繞組內(nèi)阻相接近,隨著負(fù)載相電流增大或減小,繞組銅損消耗與負(fù)載平均功率均發(fā)生了相同數(shù)值上的變化,兩者占比基本持平,再加上機(jī)械整流轉(zhuǎn)子系統(tǒng)嚙合摩擦功率損耗,使得總損耗遠(yuǎn)低于平均功率,因此需要進(jìn)一步分析MRR-PMG在不同負(fù)載及往復(fù)運(yùn)動(dòng)參數(shù)下的電磁特性。

4.2 負(fù)載電阻影響分析

圖13為絲杠工作臺(tái)以0.1 m/s速度、100 N驅(qū)動(dòng)力往復(fù)運(yùn)行單位導(dǎo)程內(nèi),不同體積參數(shù)對(duì)MRR-PMG功率、損耗及效率負(fù)載曲線的影響。由圖13可以看出,在不同體積參數(shù)下,隨負(fù)載增大,平均功率均呈現(xiàn)出先增大后減小趨勢(shì)且存在一個(gè)峰值,損耗逐漸減小,效率逐漸增大且在負(fù)載為30 Ω時(shí)趨于平緩。這是由于電阻增大使得繞組電流減小,從而銅損減小,效率增大;而平均功率由負(fù)載電流和電阻決定,電流的減小和電阻的增大使得平均功率先升高后降低。

(a)模數(shù)對(duì)功率負(fù)載曲線的影響 (b)軸向長(zhǎng)度對(duì)功率負(fù)載曲線的影響

4.3 運(yùn)動(dòng)參數(shù)影響分析

圖14給出負(fù)載為30 Ω時(shí),在絲杠以100 N驅(qū)動(dòng)力往復(fù)運(yùn)行單位導(dǎo)程內(nèi),不同體積參數(shù)對(duì)MRR-PMG功率、損耗及效率速度曲線的影響。由圖14可以看出:平均功率及損耗均隨往復(fù)速度升高而增大,體積越大其增大斜率越快;同時(shí)隨速度增加,平均功率增加幅度大于總損耗增加幅度,效率變化幅度受體積參數(shù)變化影響在速度較小時(shí)比較明顯,隨速度增大其影響逐漸減小,在速度達(dá)到1 m/s時(shí)其效率達(dá)到最高,接近于80%左右趨于穩(wěn)定。

(a)模數(shù)對(duì)功率速度曲線的影響 (b)軸向長(zhǎng)度對(duì)功率速度曲線的影響

負(fù)載為30 Ω時(shí),圖15給出絲杠工作臺(tái)在F=100 N、v=1 m/s時(shí),MRR-PMG在往復(fù)單位導(dǎo)程周期內(nèi)的效率,分別隨往復(fù)速度比vR/vL和往復(fù)驅(qū)動(dòng)力比FR/FL的變化規(guī)律。由圖15可以看出,在往復(fù)驅(qū)動(dòng)力為100 N時(shí),效率在往復(fù)速度從0.2 m/s增加到1 m/s時(shí),增加了約26%,且效率變化幅度受往復(fù)速度比vR/vL變化減小了7.2%;在往復(fù)速度為1 m/s時(shí),效率在往復(fù)驅(qū)動(dòng)力從500 N減小到100 N時(shí),增加了約22%,且效率變化幅度隨往復(fù)驅(qū)動(dòng)力比FR/FL變化減小了21.2%。

(a)效率隨往復(fù)速度比vR/vL變化曲線(F=100 N)

5 結(jié) 論

本文提出一種機(jī)械整流式轉(zhuǎn)子永磁發(fā)電機(jī),并分析了其運(yùn)動(dòng)、電磁和發(fā)電等特性,得出如下結(jié)論。

(1)MRR-PMG效率變化幅度受永磁體結(jié)構(gòu)參數(shù)、氣隙長(zhǎng)度和中心輪齒數(shù)影響均在10%以?xún)?nèi),效果并不顯著,因此在實(shí)際制造過(guò)程中,要合理選擇合適以上結(jié)構(gòu)參數(shù)的數(shù)值,來(lái)保證MRPMG空間結(jié)構(gòu)的緊湊和整流轉(zhuǎn)子系統(tǒng)齒輪嚙合傳動(dòng)的強(qiáng)度,不必考慮其結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)發(fā)電效率的影響。

(2)在不同體積參數(shù)下,MRR-PMG平均功率隨負(fù)載增加呈先增大后減小的趨勢(shì),平均損耗隨負(fù)載增加而逐漸減小且在負(fù)載為30 Ω時(shí)趨于平緩;發(fā)電效率隨絲杠往復(fù)速度增加而增大,在速度達(dá)到1 m/s時(shí)其發(fā)電效率達(dá)到最高,接近80%且逐漸趨于穩(wěn)定。

(3)在負(fù)載增至30 Ω,絲杠往復(fù)速度為1 m/s和驅(qū)動(dòng)力為100 N的工況下,相比于往復(fù)速度、驅(qū)動(dòng)力分別為0.2 m/s、100 N和往復(fù)速度、驅(qū)動(dòng)力分別為1 m/s、500 N的工況下,其效率分別提升了約26%、22%,且效率變化幅度受絲杠往復(fù)速度比變化減小了7.2%,受往復(fù)驅(qū)動(dòng)力比變化減小了21.2%。因此,增大絲杠往復(fù)速度同時(shí)減小其驅(qū)動(dòng)力,可提高M(jìn)RR-PMG效率,并減弱往復(fù)速度比和往復(fù)驅(qū)動(dòng)力比變化對(duì)其效率變化幅度產(chǎn)生的影響。