（机械电子工程专业论文）应用于深海环境的非接触式电能传输系统的关键技术研究.pdf

浙江大学硕士学位论文摘要 摘要 海底观测系统中海洋机电设备的安全供电是海洋课题研究的关键热点。传统输电方式 在深海环境的应用中暴露出了安全隐患大等缺点，本文研究的深海非接触式电能传输系 统，利用电磁互感耦合的原理在电源与负载之阄进行电能传输，不需要直接的电气连接， 可以有效适应深海应用环境。 本文分别从深海非接触式电能传输系统的祸合器子系统、机械封装子系统、电路子系 统这三个部分进行分析与优化。研究重点在于设计本装置中的耦合器子系统，以及整个装 置都赖以正常工作的机械封装子系统。 在耦合器子系统的分析中，根据非接触电能传输的机理，建立磁阻模型与励磁模型， 分析其电感、耦合系数等参数与结构尺寸的关系；针对海洋环境下的应用所带来的特殊问 题，优化磁阻模型，并对磁通管进行分割，计算各关键参数；将理论推导、仿真计算与实 验测量获得的数据进行比较分析，证明了所建模型的正确性；根据此模型优化耦合器的结 构，增大耦合系数，提高了祸合器的传输性能，完成对耦合器的分析与优化设计的过程 在机械封装子系统的设计中，通过对单元体各方向应力的受力分析，计算耐压腔体的 壁厚与端盖厚度，并进行强度校核与稳定性校核；选择密封方式，并通过a n s y s 有限元仿 真校核其密封性能；用a u t o c a d 和s o l i d w o f k s 设计封装的机械结构，并通过有限元仿真 校核结构强度并优化；将所设计的结构交付加工，并成功应用于现场实验。 对电路子系统进行原理模型、仿真模型与实验模型的搭建；通过理论计算与m a t l a b s i m u l i n k 电路仿真测试，分别对电路系统的谐振频率等参数进行分析；进行实验测量， 验证模型的正确性，简化系统的设计过程。用这种方法设计与制作整套系统时可以提高工 作效率，避免大量不必要的重复的实验过程。 本系统于2 0 1 1 年1 0 月在千岛湖进行了水下2 0 米深度的浅水试验，在直流输入5 0 v 电源的情况下，完成了5 0 w 的功率传输，传输效率达到了8 5 证明了本文所分析并优化 的部分能够在浅水应用环境下正常工作。 关键词：深海；非接触式电能传输；耦合器；机械封装；电路仿真；a n s o f tm a x w e ll ； s o li d w o r k s ：m a t l a bs i m u li n k 浙江大学硕士学位论文a b s t 曙c t a b s t r a c t n o w a 2 如时，2 最一一 2 ，则耦合系数仍然可以上升。但是由于海水磁导率远大于磁芯的磁导率， 因此耦合系数上升并不明显。 2 4 2 问隙变化的影响 由于非接触电能传输系统的工作性质，耦合器的初级和次级在工作时连接，在不工作 时分离，初级与次级之间独立封装，因此，即使在连接时，初级与次级之间也避免不了存 在间隙；而且本系统是应用于深海环境中，在水流的冲击作用下，磁芯的初级端和次级端 会发生微小的间隙变化。磁芯间隙是影响耦合器性能的主要因素之一 铁氧体的相对磁导率约为2 3 0 0 ；水和空气都是非铁磁性物质，相对磁导率约为1 由 耦合器磁阻模型和磁阻计算公式可以看出，间隙内的磁阻要远大于磁芯内的磁阻，即使很 微小的间隙变化也会引起很大的磁阻变化，进而改变耦合器的自感、互感、耦合系数等参 数，影响耦合器的性能。因此，分析耦合器间隙变化的影响非常重要。 根据简化后的耦合系数的计算公式j i = 三( 上+ 2 9 ) 可得耦合系数随磁芯间隙的变化趋 势。随着间隙的增加，耦合系数迅速下降。这并不意味着耦合器间隙越小越好，磁芯间隙 减小时，任何一个扰动因素都会使耦合器参数发生较大波动，影响稳定性和传输性能。因 此需要合理选择耦合器的间隙。 2 4 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 2 4 3 耦合器的稳定性 当耦合器处于4 0 m p a 海水压力环境下，如图2 1 4 所示，励磁电感与磁阻成反比关系。 间隙很小时，压力对励磁电感的影响很大；磁芯间隙较大时，电感值趋于稳定，这对保证 耦合器受水流冲击影响的稳定性很重要。间隙越大，电感越稳定。引入较大间隙后可以降 低水流冲击对耦合器参数的影响6 1 h 。 图2 1 4 励磁电感与励磁磁阻随间隙的变化 ? 生 昌 、一， 基 耀 镡 逶 对于在深海环境下应用的c l p t 系统，不仅要考虑高压环境对电磁耦合器的影响，还 要考虑耦合器参数的稳定性。为提高系统对深海高压环境的适应性，应选择适当的磁芯间 隙，以减小高压对系统参数的影响，获得稳定的传输特性，这对固定频率的c l p t 系统很 重要。针对本文选择的p 4 8 3 0 型铁氧体磁芯，即系统应用的水深，选择2 衄的磁芯间隙 可以使电磁耦合器获得稳定的参数及较高的功率传输能力。 2 5 耦合器模型的改进 2 5 1 原模型限制因素 以上分析都基于简化后的磁阻模型的基础。这种简化的前提有两个假设。 假设一：考虑磁芯内磁阻远小于间隙磁阻，在简化磁阻模型时，将磁芯内的磁阻忽略 不计，只考虑起主要影响的间隙磁阻。包括内圆柱磁阻、外圆柱磁阻如和漏磁阻欺； 假设二：忽略各磁路截面的不同，即如冬4 4 。彳。是磁芯的磁路等效截面积， 在磁芯的产品手册中可以查到相应的数据。 根据图2 1 0 所示的耦合器简化结构图和简化磁阻模型的假设，推导出耦合器各参数 的表达式： 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 2 者，心。者，2 者 m = l = 竽= 彘= 警 厶= 竽= 筹= 华 厶= 厶= 厶+ 厶= 心三岩 七： 堡l 凰+ r 。+ 天。三+ 2 譬 根据磁芯手册数据可知，p 4 8 3 0 型磁芯的尺寸参数和磁心参数分别如表2 3 和表2 4 所示，材料l p 3 的相对磁导率产2 3 0 0 图2 1 5 罐形磁芯p 4 8 3 0 的结构图 表2 3 罐形磁芯p 4 8 3 0 的尺寸参数 a ( 衄)b ( 衄)c ( 衄)d ( 衄)e ( 衄)f ( 衄)g ( 姗) p 4 8 3 0 4 7 34 02 05 3 510 1 51 4 87 7 5 表2 4 罐形磁芯p 4 8 3 0 的磁心参数 l e ( 衄)a e ( 舢2 ) c ( m m - 1 ) v e ( 衄3 )a l ( n h n 2 )pr p 4 8 3 07 3 33 3 1 7 0 2 2 1 2 4 3 1 07 5 5 02 3 0 0 表2 4 中，1 e 为磁心等效磁路长度，彳e 为磁心等效截面面积，跆为磁心等效体积， 磁心常数c = 乞4 。以为电感因素，即磁心上每匝线圈产生的电感量，为材料l p 3 的相 对磁导率，真空磁导率心= 4 万1 0 _ 7 日朋。在磁芯上绕制线圈的匝数比n 。：n ：为3 0 ：3 0 ， 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 初级与次级固定间隙g 为2 衄，初次级匝数相同，即n - 3 0 。 下面计算漏磁通在间隙空间中的平均磁路长l 的值，l 如图2 1 0 ( a ) 所示： a = 4 7 3 ，b = 4 0 ，a b = 7 3 ， ( a b ) 4 ；1 8 2 5 m m ： b = 4 0 ，c = 2 0 ，b c ；2 0 ，( b c ) 2 = 1 0 m m ： c = 2 0 ，d = 5 3 5 ， c d = 1 4 6 5 ， ( c d ) 4 = 3 6 6 2 5 m m ： l = ( a b ) 4 + ( b c ) 2 + ( c d ) 4 = 1 8 2 5 + 1 0 + 3 6 6 2 5 = 1 5 5 m m 。 则有耦合器的各参数值： 表2 5 由简化磁阻模型计算的耦合器各参数值 心 如m = l mk厶= 厶= k + 厶 七 ( 日1 )( 日- 1 ) ( 日- 1 ) 日)o 日) 日) gg 三 弘o a e n 2p o a e 砰 心4 ：2 要兰三 三 l o a eo a eh o a c 2 9 三 z g 厶三+ 2 9 4 8 1 0 64 8 1 0 63 7 2 1 0 6 9 3 82 4 21 1 7 9o 7 9 实际在测量时，初次级n 都为3 0 匝线圈，间隙g 为2 衄时，k 的平均值要小于由上 ： 述简化模型计算出来的k 值，计算值与测量值不一致。这跟忽略了磁芯内的磁阻，简化了 间隙磁阻计算有关系。说明图2 1 0 ( b ) 所示的耦合器磁阻模型在计算耦合器各参数时不够 准确，需要改进。 2 5 2 改进的磁阻模型 在耦合器对称，次级开路的前提下，对绕有线圈的耦合器进行a n s o f tm a x w e l l2 d 仿 真分析，将仿真后的磁场划分成7 个区域h 射，如图2 1 6 所示。这7 个区域的磁通按照耦 合性质可以分成2 个部分。在大多数情况下，气隙相对端面尺寸较大时，磁通不仅经过磁 芯的端面，还会通过气隙的边缘、尖角、气隙附近的磁芯侧表面，如图2 1 6 中所示的区 域2 、区域3 、区域5 和区域6 ，这些磁通称为边缘磁通n 9 1 ，而通过端面直接耦合的磁通 称为断面磁通。 第1 部分：完全耦合磁通由叮 完全耦合磁通是被初级电流激起，在图2 1 6 所示区域中全部被次级线圈耦合的磁通。 在图2 1 6 中大部分为完全祸合磁通，有区域1 、区域2 、区域3 、区域4 和区域5 。其中， 区域1 和区域4 是端面磁通，区域2 、区域3 、和区域5 是边缘磁通。边缘磁通的计算十 浙江大学硕士学位论文 2 耦合器子系统的分析与优化 分复杂，有分析法、经验公式法等。对于规则的形状可以按照经验公式来求解。 图2 1 6 耦合器的a l l s o f t 磁场仿真及其磁场分区 第2 部分：发散耦合磁通由_ 发散耦合磁通是被初级电流激起后，在较大面积发散，并经过较大路径耦合至次级的 磁通，在图2 1 6 中用区域6 表示。显然区域6 只包含了大部分密度较大的磁通，不能代 表全部经发散后耦合的磁通，因此由区域6 计算出的结果需要乘以一个修正系数口，以获 得较精确的值。 第3 部分：自耦合磁通由l t 自耦合磁通是被初级电流激起后，没有耦合到次级，经过磁芯窗口的路径直接耦合回 次级的磁通，在图2 1 6 中是区域7 所示由于区域7 所示的磁通是曲线路径，曲线线径 长度用，表示，为简化计算，将区域7 简化为 表2 6 所示的模型，同时 表2 6 所示模型计算出来的结果乘以修正系数，以获得较精确的值 ( b ) 圈2 1 7 ( a ) 改进后的磁阻模型；( b ) 改进后的磁阻模型的简化模型 隰 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 根据以上对7 个区域磁通的三种分类，建立起改进后的磁阻模型，如图2 1 7 ( a ) 所示 励磁磁通丸在磁芯内柱的磁路上，有并联的端面磁阻墨和边缘磁阻恐，完全耦合磁通站 在磁芯外柱的磁路上，有并联的边缘磁阻恐、端面磁阻心和边缘磁阻恐，发散耦合耦合 磁通幻在磁芯外柱的磁路上有边缘磁阻民，漏磁通九在磁芯窗口的磁路上有漏磁阻尺，。 i 如= 九+ 丸 1 丸：蝣+ 九 q 2 趵 2 5 3 改进后的耦合器参数的表达式 与电阻的电导类似，磁阻的倒数称为磁导岔如2 2 所示根据改进后的磁阻模型推 导励磁磁阻和漏磁阻： 将上式代入改进后的磁路的欧姆定律后，可以得到励磁磁通和漏磁通的表达式： 肺= 丸屯= 丸瓦 瓦+ 瓦了靠) m = 九= 冬 u h n 九2 丁t 一 工 百酉+ 百万i 再瓦 妣= n i g l m = 孚= - t _ 卫t g l + g 2 。g 3 + g 4 + g 5 + g 6 k ：华= ：g 7 厶= 厶= m + k = 。m 七= 厶 2 g 1 + g 2g 3 + g 4 + g 5 + g 6 1 g = _ _ _ - - _ - - _ _ _ - _ - _ _ _ _ _ _ _ _ - _ _ _ _ i 二_ _ _ - _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ - _ - _ - _ _ 一 111 一+ + 一 g l + g 2g 3 + g 4 + g 5 + g 6g 7 ( 2 3 0 ) + n 1 g 。 志 壶 = = 如 欧 浙江大学硕士学位论文 2 耦合器子系统的分析与优化 由2 3 0 可以看出，我们可以根据磁路欧姆定律得到的励磁磁通和漏磁通的表达式来 求耦合器的自感互感系数与耦合系数关于磁导的表达式，并且只要计算出这些磁导，就可 以计算出耦合器的关键参数了。 2 5 4 磁通管分割和磁阻计算 如图2 1 6 所示已经将耦合器的磁场分割成7 个区域，在计算每个区域的磁阻时，需 要分析每个区域所对应的磁通管如图2 1 8 和 表2 6 所示m 引 g 二一 l i l r 墨矿 浙江大学硕士学位论文 2 耦合器子系统的分析与优化 磁通平均长度：乞= 秘号圳一捧】； 磁通管2 的磁导：g 22 碍2 焉 2 口2 + 2 6 2 3 ) 磁通管3 是边缘磁通，也呈半椭圆环形状，与磁通管2 不同的是，磁通管3 的半椭圆 为内凹形状，椭圆长轴为口3 ，短轴为2 6 3 ，环外径为磁芯尺寸b 。这部分磁阻为r ， 磁导为g 3 。 磁通平均截面积：4 = ( 詈+ 鲁) 万c ； 磁通平均长度：毛= 磅鲁+ 6 3 ) 一譬】； 磁通管3 的磁导：g 32 从詈2 浩 2 口3 + 2 2 j 3 4 ) 磁通管4 是端面磁通，呈圆环形状，内径为磁芯尺寸b ，外径为磁芯尺寸a ，圆环高 为两磁芯间隙长度g 。这部分磁阻为蜀，磁导为g 4 。 磁通平均截砜纠争一( 争= 竿万； 磁通平均长度：，4 = g ； 磁通管4 的非g 4 = 以鲁= 舻等。 5 ) 磁通管5 是边缘磁通，成半圆环形状，截面为半圆。半圆直径为两磁芯间隙长度g ， 环内径为磁芯尺寸a 。这部分磁阻为恐，磁导为g 4 。 使用经验公式计算：g 5 = o 2 6 碱彳。 6 ) 磁通管6 是发散耦合的边缘磁通，在分割磁通管时，选取了磁通密度较大的区域，呈 半圆管环形状，截面为半圆管内圆直径为两磁芯间隙长度g ，外圆直径为2 m + g ，环 内径为磁芯尺寸a 。表2 6 所示的磁通管7 只包含了大部分的发散耦合磁通，因此由 表2 7 计算出来的磁阻结果需要乘以修正系数口。这部分磁阻为民，磁导为g 6 。 磁通平均截面积：以= 坍仿么) ； 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 磁通平均长度：厶= ( 旦# 沙； 磁通管6 的磁导：g 6 = 筹= 心焉 口k口l m + 2j 7 ) 磁通管7 是漏磁通，为简化计算，将原来曲线辐射环形状的磁通管简化为直线辐射环 形状，辐射长度为原来的曲线平均长度，即磁通管7 的环内径为磁芯尺寸c ，环外 径为“2 ，环内高为口，环外高为6 ，。然后要将计算出的结果乘以修正系数这 部分磁阻为马，磁导为g 7 磁通平均截面积：4 ：旦妄生万( c + ，) ； 磁通平均长度：z ，= ，； 磁通管7 的姆g 7 = 筹= 乜盟筹业 表2 6 各磁通管的形状与尺寸参数 磁通管1磁通管2磁通管3磁通管4 b 2 b 3 市， l 刨 曩曩 易荔嘲 ii8l 镛 i c l| 鼻i f l8 磁通管5 磁通管6 磁通管7 ) 乏：瓷、 蓼 眨劲 l 锡铂i 珍 q鼍 一 l4 善 lf。l f ? c 。2 1 ? 一一 一 二一一 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 表2 7 各磁通管计算磁导的表达式及其尺寸参数值 磁通管磁导尺寸参数值 磁通管1 q 等 c = 2 0 聊珑 d = 5 3 5 聊聊 g ，：鸶c= 3 m m 磁通管2 2 3 2 口2 6 2 2 呸+ 2 如 6 = l ，z 朋 z 磁通管3 g 2 3 笼岛 包= 6 朋m 2 码+ 2 魄 6 3 = 2 册所 磁通管4 一 q w 等 彳= 4 7 3 脚m 曰= 4 0 肌研 磁通管5g 5 = o 2 6 碱么经验公式 m = 5 棚聊 磁通管6 瓯绷，竹+ 2 仉= l 胧，靠 磁通管7 g 7 = 心烈哆等笋“) 6 = 4 肌肌 ，- 一1 2 肌m 由表2 7 可见，口和是求磁导的关键。根据表2 7 所得的计算公式和已获得的参数 的值，可以得到各磁通管磁导关于口、和g 的表达式。由a n s o f t 仿真得到的自感和互 感的值，可以求得口和关于g 的曲线。 2 6 耦合器a n s o f t 磁场仿真 a n s o f tm a x w e l 是一款功能强大、结果精确、易于使用的二维三维有限元分析软件， 作为世界著名的电磁场仿真软件，在各个工程电磁场领域都有广泛的应用。它基于麦克斯 韦微分方程，采用有限元离散形式，将工程中的电磁场计算转为庞大的矩阵求解。a n s o f t m a x w e l 的分析领域包括静电场、静磁场、时变电场、时变磁场、涡流场、瞬态场合温度 场等，可以用来分析电机、传感器、变压器、永磁设备、激励器等电磁装置的静态、稳态、 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 瞬态、正常工况和故障工况的特性h 钔。 a n s o f t 的仿真步骤如下： 1 ) 选择求解器类型 本模型选择静磁场模型； 2 ) 模型绘制 本模型先用s 0 1 i d w o r k s 绘制好三维模型后导入a n f o f t 软件中仿真导入后的模型如 图2 1 9 所示； 3 ) 设置材料属性 磁芯选择用铁氧体f e r r i t e 材料，磁芯内线圈选择用铜c o p p e r 材料外围求解域选 择用真空v a c u u m 材料。如图2 2 0 所示； 4 ) 设置激励源和边界条件 在初级线圈中加载1 5 0 安匝数的电流源激励，边界条件系统默认； 5 ) 网格剖分 为了在加强分析精度的基础上尽量缩短分析时间，本模型对不同材料设置了不同的网 格长度，线圈设置3 衄网格长度，磁芯设置5 衄网格长度，求解域设置8 衄网格长度。网 格剖分结果如图2 2 1 所示； 6 ) 设置间隙变量 耦合器的自感系数、互感系数与耦合系数都会随着两磁芯间隙的变化而变化，分析间 隙变化对这些参数的影响是本次仿真的关键。因此需要设置间隙为变量，根据不同的间隙 值进行逐点的参数扫描，得出对应的耦合器参数矩阵，从而得出变化曲线； 7 ) 有限元计算与后处理 图2 2 2 是耦合器的标量磁通密度图，图2 2 3 和图2 2 4 是耦合器的矢量磁通密度图， 可见磁通量是从外围向中间汇聚，在两个磁芯间相互耦合。 由以上的1 7 步对耦合器的a n s o f t 磁场仿真分析可以得到各种场图，以及磁芯间距 为变量的情况下，耦合器的自感系数、互感系数和耦合系数的值。做曲线如图2 2 5 所示。 可见，耦合器的自感、互感都随着间隙的增加而减小，并在间隙较大时趋于稳定。但同时， 间隙增大会过多地降低耦合系数而使传输效率下降。在综合考虑耦合器传输效率和稳定性 的情况下，在系统实验时选择用2 姗间隙时，此时既可以保证耦合器的传输效率，又可以 使耦合器在海底恶劣条件下保证一定的稳定性。 浙江大学硕士学位论文 2 耦合器子系统的分析与优化 ，_， 图2 1 9 绘制好的耦合器模型的三维图 熊 ；羹i 誊 ，哺hmy 图2 2 0 耦合器模型的三维透视图 图2 2 1 耦合器模型的网格剖分图 图2 2 2 耦合器模型的标量磁密b 的场图 景雾 簟 蒌 囊 警：量 图2 2 3 耦合器模型的矢量磁密b 的侧视场图 图2 2 4 耦合器模型的矢量磁密b 的轴视场图 雹 j = 罐 州 娶 j 镱 司立 髓 祸合器间隙g ( 衄) 图2 2 5 由仿真得到的耦合器各参数随距离的变化曲线 j d 髅 如 窭 由仿真得到的耦合器自感、互感、耦合系数的值，结合表2 7 中各磁通管计算磁导的 表达式，和2 3 0 中由各磁通管推导耦合器自感、互感、耦合系数的公式，可以得到磁通 管6 的修正系数口和磁通管7 的修正系数随耦合器间隙的数值和变化曲线，如图2 2 6 和图2 2 7 所示。 l o 9 o 8 o 7 a 辍o 6 垛0 5 目o 4 玲o 3 o 2 0 1 o 图2 2 6 修正系数口随间隙的变化曲线 图2 2 7 修正系数随间隙的变化曲线 2 7 耦合器参数的测量和比较 在实际测量时，耦合器初级线圈与次级线圈的自感可以直接用l c r 测量仪测量到所需 1 9 8 7 6 5 4 3 2 1 o n v o n u o n v o n v 0 o 皿豁账目玲 浙江大学硕士学位论文 2 耦合器子系统的分析与优化 要的数据，但是祸合器的互感不能直接由测量得到。以下为间接测量互感的方法b 伽d 。假 设初级线圈的两线段编号为1 和2 ，次级线圈的两线段编号为3 和4 。分别对初次级线圈 进行串联连接和并联连接，如图2 2 8 所示。 1 + v b + v b _ - m m ( a ) 串联连接测量原理囹 十 v s b ( b ) 并联连接测量原理图 图2 2 8 用于测量互感的耦合器线圈串联与并联连接的原理图 对于串联连接有： ( 2 3 1 ) v 。= v p + v 。= u l p i + j 国mi 、+ u l s i + j mi 、= j l 。i q 3 对于并联连接有： 故可以得到： v p = j l pl j 国m i v s = 一j l sl + j mi ( 2 3 3 ) y d a r 。v p v s = 0 j l p i j m1 1 一卜j l s i 寺j mi 、= j l 材i q 3 钔 ，上 r 上 m m 硒 硒 + + ， ，上 厶b 硒 硒 = i i 珞 ，jll 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 乏三z ：z 二焉jm = 毕 亿。s ， i 矽= p + 丘一2 m 一 4 因此，初级线圈自感。和次级线圈自感，可以直接测量得到，互感m 可以通过测量 串联连接电感k 和并联连接电感三肼的值再经过计算得到 图2 2 9 、图2 3 0 和图2 3 1 所示分别为实验测得的各参数的值与仿真得到的值的对 比。由此可得，由上述分割耦合器各个磁通管所建立的耦合器模型非常接近实际模型，通 过分析该模型可以优化分析实际模型具有正确性和可靠性，进而提高非接触式电能传输系 统的整体性能 2 j 一 ： 髅 镱 皿 譬 圃 靡 祸合器间隙g ( 衄) 图2 2 9 耦合器初级自感感系数的测量值与仿真值比较 浙江大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 z 二 = 辎 垛 餐 州 留 稚 如 骣 耦合器间隙g ( m m ) 图2 3 0 耦合器互感系数的测量值与仿真值比较 耦合器间隙g ( 姗) 图2 3 1 耦合器耦合系数的测量值与仿真值比较 2 8 耦合器的结构优化 基于上文中对磁芯磁阻和耦合器各参数的分析，选择优化耦合器中磁芯的结构参数， 以提高耦合器的耦合系数b 2 h 53 1 。根据2 1 8 、2 3 0 和改进的磁阻模型( 如图2 1 7 所示) ， 需要增大完全耦合磁通由m r 和发散耦合磁通由叫，减小自耦合磁通由t t ，印减小耦合器间隙 磁阻r g ；和r g o ，增大漏磁阻r 。根据上文中对磁通管的分割，已经知道间隙磁阻r 。；由磁 通管1 、2 组成，间隙磁阻r 。由磁通管3 、4 、5 、6 组成，漏磁阻r ，。由磁通管7 组成。因 浙江大学硕士学位论文 2 藕合器子系统的分析与优化 此为了提高耦合系数k ，需要增大磁导g 。一g 。，减小磁阻g ，。根据表2 7 所示各磁通管磁 导的计算表达式，选择增大磁芯结构参数a 印磁芯外径，同时考虑到尽量减小耦合器的体 积和重量，考虑在两个磁芯外增加尺寸相配合的环形磁芯，如图2 3 2 所示。 囊焉 缓、：。i 州“ 誊 兰 图2 3 2a n s 0 f t 中结构优化后的耦合器模型 图2 3 3a n s o f t 分析结构优化后模型的矢量磁密的场图 结构优化后，经由a n s 0 ”软件分析后得到的自感、互感、耦合系数的值随耦合器问 隙的变化曲线，以及和优化前的值相比较的结果，如图2 3 4 、图2 3 5 和图2 3 6 所示。 4 0 宣 量 嗡 镶 皿 窖 一 墨 螺 图2 3 4 初级线圈自感系数l l 在结构优化前后的值随耦合器间隙g 的变化曲线 浙ji ：大学硕士学位论文2 耦合器子系统的分析与优化 z 5 辎 锵 镗 嘲 g 稚 如 窭 图2 3 5 耦合器的互感系数m 在结构优化前后的值随耦合器问隙g 的变化曲线 _ 辎 憔 如 窭 窖 酷 如 窭 图2 3 6 耦合器的耦合系数k 在结构优化前后的值随耦合器间隙g 的变化曲线 由上图可知，结构优化前当耦合器间隙为2 衄时，耦合系数k zo 8 2 7 ，优化后，在 相同的间隙情况下，耦合系数k 。0 8 3 5 ，增大了1 。这主要是因为选择优化的结构参数 只有磁芯外径a 值，而同样对间隙磁阻的减小起主要作用的其他结构参数却较难优化，因 此在尽量减小耦合器体积和质量的情况下，这种结构优化的方法虽然在一定程度上提高了 耦合系数k 的值，但提高程度并不明显。在以后的研究工作中，还需要思考其他结构优化 的方案，以求更大程度地提高耦合器转换的效率。 表2 8 耦合器间隙为2 衄时优化前后数据比较 优化参数优化前优化后 环形磁芯外径a ，4 8 舢5 8 衄 环形磁芯高度h 5 m m 耦合系数k o 8 2 7o 8 3 5 4 l 浙江大学硕士学位论文 3 封装子系统的设计与优化 3 封装子系统的设计与优化 集成封装子系统是非接触式电能传输系统能够在深海中工作的先决条件，也是系统电 路与控制系统测试的载体系统的封装需要完成电能传输前的线圈对准、卡紧，然后在电 能传输结束后实现释放、退出等一系列动作。深海环境下的密封、耐压、耐海水腐蚀是在 设计封装时需要考虑的重点。本章根据系统对封装提出的性能要求与性能指标，首先选择 适合在深海这个特殊环境下应用的封装腔体的制作材料；接着，通过对单元体各方向应力 的受力分析，计算耐压腔体的壁厚与端盖厚度，并进行强度校核与稳定性校核；然后，选 择封装的密封形式与密封材料，通过a n s y s 有限元仿真软件校核其密封性能；之后，根据 对关键尺寸的设计计算，用s o l i d w o r k s 三维软件设计封装的机械结构，包括用于水下机 器人操作的联结结构，通过有限元仿真校核机械结构的强度并优化；最后将所设计的结构 交付加工，并成功应用于现场实验。 3 1 系统对封装的性能要求 c l p t 系统在深海环境中应用，为防止高压海水侵入系统内部，造成电路损害，要对 系统的电路系统与耦合器系统进行集成封装设计封装设计时要考虑以下几个关键因素： 1 ) 耦合器的铁氧体磁芯是粉末压制成型，在物理上有陶瓷的性质，硬度高，脆，易 碎，可加工性差。金属封装外壳可以有效地保护铁氧体磁芯，避免由于操作不当而破坏磁 芯。封装材料必须是非铁磁性材料； 2 ) 海水的腐蚀性强，一般金属的化学稳定性较差，在海水中易受电化学腐蚀。需要 采用耐海水腐蚀的金属材料； 3 ) 封装外壳需要保证完全密封，避免电路系统短路发生故障； 4 ) 耦合器的对接机构要方便水下机器人的插拔操作。 封装系统承载了电气、通信元器件，其机械结构会涉及以下一些关键技术： 1 ) 高压密封技术 高压密封是深海装备能正常工作的首要前提条件。深海恶劣环境，几千米以下的海水 压力达到数百个大气压。封装器件的腔体必须有足够高的强度，密封良好，防止海水渗入 破坏电子器件。 2 ) 水下插拔的机械机构 水下非接触式电能传输系统投入到海底，在实现其功能的时候需要水下机器人r o v 操 浙江大学硕士学位论文3 封装子系统的设计与优化 作其插拔动作，因此，插拔的机械机构要便于水下机器人r o v 的操作，使用寿命长，不易 损坏，不会在插拔动作中破坏腔体而渗入海水。 3 ) 小型化技术 小型化技术一方面可以减小制造成本，另一方面减轻系统总重量后可以降低投放系统 所用的设备的功率要求，还可以减小水下机器人操作的难度。 设计本系统所要达到的性能指标如下： 1 ) 应用于水下4 0 0 0 m 深度的环境； 2 ) 初次级间隙范围为2 衄一1 0 蚴。 3 ) 总长度小于1 m ，总质量小于5 0 k g 。 4 ) 可以实现5 0 w 传输功率和大于8 6 的电能传输效率； 3 2 封装材料的选择 为达到腔体小型化的要求，可以从选择低比重材料考虑，此外，深海工作环境要求材 料具有耐腐蚀、耐高温、高强度的特征。 在深海系统中常用的材料有非金属材料和金属材料，而其中的非金属材料一般包括高 分子材料、塑料和工程陶瓷。不过由于其力学强度较低、高温性能差，机械加工工艺性能 差，显然不适合用于本课题中的耐压腔的设计。 金属材料主要有铝合金、不锈钢和钛合金。其中铝合金密度小，但强度较低，为满足 耐压腔的承压指标，容易造成采样舱的体积庞大，另外铝合金的耐腐蚀性也不强，也不满 足耐压腔的性能要求。因此，本封装系统的设计在选择材料时主要是不锈钢和钛合金b 4 1 3 2 1 不锈钢材料的性能 不锈钢强度高，高温性能较好，耐腐蚀性主要是随其含铬量的增多而提高，含铬量较 多、强度较高的不锈钢为马氏体不锈钢，如3 c r 3 l 和i c r l n 7 z i ，在室温下其屈服强度为 盯。= 5 4 0 朋黝，抗拉强度为= 5 8 8 m p 口。 首先讨论3 0 4 不锈钢( o c r l 8 n i 9 ) 。3 0 4 相当于我国的o c r l 8 n i 9 ( o c r l 9 n i 9 ) 不锈钢。 3 0 4 含铬1 9 ，含镍9 。其防锈原理与其他不锈钢都是大致相同的，即不锈钢的合金元素 形成致密氧化膜，隔绝氧接触，阻止继续氧化。3 0 4 不锈钢是按照美国a s l m 标准生产出 来的不锈钢的一个牌号。 3 0 4 是得到最广泛应用的不锈钢、耐热钢。耐高温方面也比较好，能高到10 0 0 一1 2 0 0 。 浙江大学硕士学位论文 3 封装子系统的设计与优化 3 0 4 不锈钢具有优良的不锈耐腐蚀性能。对氧化性酸，在实验中得出：浓度 6 5 的沸腾 温度以下的硝酸中，3 0 4 不锈钢具有很强的抗腐蚀性。对碱溶液及大部分有机酸和无机酸 亦具有良好的耐腐蚀能力。用于食品生产设备普通化工设备、核能等。3 0 4 不锈钢的具 体物理性能参数如表3 1 和表3 2 所示： 表3 13 0 4 不锈钢的力学性能参数 屈服极限强度极限密度 延伸率( ) 。 硬度 ( 岫a )( m p a ) ( g c m 3 ) h bh r bh v 2 0 55 2 04 07 9 3 1 8 7 试验温度 牌号强度极限 持久强度 ( ) ob ( m p a )o1 0 0 ho3 5 h t c 44 0 08 9 55 7 0 3 ) 抗蚀性好 钛合金在海水介质中工作的抗蚀性优于不锈钢。钛合金抗点蚀、应力腐蚀等的能力强， 浙江大学硕士学位论文 3 封装子系统的设计与优化 但对具有还原性氧介质的抗腐蚀能力差。 4 ) 导热系数小 钛的导热系数入= 1 5 2 4 w ( m k ) 约为镍的1 4 ，铁的1 5 ，铝的1 1 4 ，而各种钛合 金的导热系数比钛的导热系数约下降5 0 。 5 ) 弹性模量小 钛合金的弹性模量e = 1 0 7 8 1 0 5 m p a ，约为钢的1 2 ，硬度h b l 9 5 。故其刚性差、易 变形，不宜制作细长杆和薄壁件。 现用牌号t c 4 的钛合金，t i 一6 a 卜4 v ，属于( a + b ) 型钛合金，是应用最广泛的钛合金。 3 3 关键尺寸的设计计算 考虑到圆柱体耐压性能高、易加工等特点，将耐压腔体设计为圆柱腔体u 7 5 引。在封装 设计计算时，我们需要考虑两套电路系统的腔体，一套内径为6 0 衄，用于安装电路板的 。 腔内空间长度为4 5 衄；另一套为内径1 5 0 姗，用于安装电路板的腔内空间长度为3 7 0 衄；。 6 0 衄内径的腔体为方案一，安装的系统需要完成电能传输的功能，1 5 0 衄内径的腔体为方 案二，安装的系统除了需要完成电能传输的功能外，还需要通过天线系统完成信号传输的 _ 功能，改方案的系统用于连接水下摄像头等设备，除了给这些设备提供能量，还将这些设 备采集的信号通过该系统传输回岸基。这两套系统有不同的功能、尺寸和封装结构的要求， 因此有不同的封装设计方案。 由于钛合金价格较贵，在最终使用钛合金制作封装进行深海试验之前，需要先进行水 池试验或浅水湖试，以校验封装的设计是否合理，以便于及时发现问题，解决问题，控制 项目的成本。因此，我们先用不锈钢材料制作完整的腔体，检查封装设计的合理性，包括 耐压和密封效果等；然后将电路与控制系统、耦合器等元件安装在腔体内，进行水池试验 和浅水湖试；最后将试验成功的封装方案用钛合金材料制作，与腔内系统一起进行深海试 验，达到期望的功能。 3 3 1 腔体壁的应力分析与强度校核 在厚壁圆形腔体中，应力沿壁厚非均匀分布，需要从平衡、几何、物理等方面进行分 析，才能确定其应力分布。由于资料中只给出了承受内压的圆形腔体的应力分析过程，因 此有必要对承受外压的圆形腔体的应力进行分析b 钔。 盯 浙江大学硕士学位论文3 封装子系统的设计与优化 z 6 r 卜d g t 0 2 ( a )( b ) 图3 1 ( a ) 微元体受力分析( b ) 微元体的位移与形变 给出腔体壁中的扇形微元体矗6 c 蹦盘，岛白进行应力分析，如图3 1 ( a ) 所示考虑微元 体的平衡，四个侧面上的应力在径向投影之和等于零： ( q + d q ) ( ，+ d ，) d 目= q m 护+ 2 d 厂s 试d 护2 ) ( 3 1 ) 因d 秒很小，所以s 眦d 臼2 ) d 占2 展开上式，略去高阶无穷小量，可得平衡方程式： 坚+ 堡二鱼：o( 3 2 ) d ， 在压力作用下，微元体的各点都发生变形，如图3 1 ( b ) 所示可得径向形变s ，和环向 形变岛的表达式： 驴i 一面 ( 3 3 ) = 警= 一詈 一 对岛求导，有： 觇e | 越= 婶r 一a lt 应力与应变之间的关系满足胡克定律，有表达式： is ，= 仃，一( + 盯：) 】e 【岛= h 一( 盯，十吒) 】e 其中，e 为弹性模量，u 为泊松比，o ：为常数。 将3 4 代入3 5 可得： 誓一誓= 半c 咋一， 船 浙江大学硕士学位论文 3 封装子系统的设计与优化 由3 2 和3 6 可得： 仁暑二筋 n7 ， 【= q c 2 ，2 其中，c ，、c ：可以由边界条件确定。 若r ；表示腔体的内半径，r o 表示腔体的外半径。且壁厚系数k = 足r 吒 q ，他们即 分别为主应力盯l 、仃2 、仃3 ，大小关系有仃l 仃2 仃3 。 4 9 浙i l 大学硕士学位论文3 封装子系统的设计与优化 表3 6 外压厚壁圆形腔体中的应力 应力 内壁处，= r 任意半径厂处 外壁处，= r 仃，2 仃； 0 南c 一多 p 2 尸 南c t + 争尸篙1 一k 2 口口4 仃l 1 一k 2 ppp 仃z 2 仃2 l k 2l k 2l k 2 取圆形腔体的横截面，做应力示意图如图3 3 所示b 9 1 图3 3 外压厚壁圆形腔体横截面的应力示意图 采用第三强度理论，即最大剪应力理论，进行校核即q 一吒【盯】。由此推导出来 的表达式可以用来计算所需腔体的壁厚陆们。 芝川j 1 一k 2 。 p 譬( 1 嗣) 嚏厢 。1 2 3 3 2 腔体壁厚计算 首先设计封装材料为钛合金t c 4 ，根据以上对腔体进行的应力分析和对应强度理论， 计算腔体耐海水深度4 0 0 0 米压强时的筒体尺寸和端盖尺寸；然后用不锈钢3 0 4 材料取代 后，分别校核两个方案能够承受的水深与压强。 已知海水密度风水= 1 0 3 1 0 3 培脚3 ，重力加速度g = 9 8 船，则当海水深度为4 0 0 0 米时，有海水压强的计算式： 5 0 浙江大学硕士学位论文3 封装子系统的设计与优化 p = 风水g k 水= 1 0 3 1 0 3 姆聊3 9 8 堙4 0 0 0 聊4 0 胁 ( 3 1 3 ) 下面分别计算钛合金t c 4 和不锈钢3 0 4 这两种不同材料的壁厚系数： a 钛合金 腔体的材料选择耐压耐海水腐蚀的钛合金材料t c 4 时，有材料的物理性能如下表： 表3 7 钛合金t c 4 材料的物理性能参数表 钛合金 屈服极限 强度极限 延伸率泊松比 弹性模量密度 牌号 仃j仃6 艿l ， e p t c 4 8 2 4 刃) 口8 9 5 a 纡切4 0 0 31 1 0 m 4 4 1 0 3 堙脚3 取屈服安全系数亿= 2 ，有钛合金t c 4 的许用屈服应力： 盯】。= 吒亿= 4 1 2 彪阳； 取强度安全系数= 3 ，有钛合金t c 4 的许用强度应力：【仃l = = 2 9 8 3 朋砌。 取许用应力【盯】= 2 9 8 3 砌翰1 m 羽 将上述数据代入3 1 2 ，则有： b 不锈钢 小妻0 一篙= 卜慧一o 跚兄、f 仃】 、f 2 9 8 3 腔体的材料选择耐压耐海水腐蚀的不锈钢3 0 4 ( 0 c ，1 8 n ；9 ) ，有材料的物理性能如下表： 表3 8 不锈钢3 0 4 材料的物理性能参数表 不锈钢 屈服极限强度极限 延伸率泊松比弹性模量密度 牌号 a s盯6 艿 ， e p 3 0 42 0 5 衙) 口5 2 0 ? 汐口4 0 o 32 0 6 g 只口 7 9 3 1 0 3 姆脚3 取安全系数刀= 1 5 ，则有不锈钢3 0 4 的许用应力：【叫= 吼撑= 1 3 6 7 舰。 将上述数据代入3 1 2 ，则有： 小妥卜最= j i 一篇一o 川 眠 rv 纠拉、 1 3 6 7 已知腔体内外径的情况下，可以根据3 1 2 计算腔体能够承受的最大压强。 下面分别设计内径6 0 姗和内径1 5 0 衄这两种方案的腔体壁厚： 浙江大学硕士学位论文3 封装子系统的设计与优化 方案一： 材料为钛合金t c 4 ，系统要求的内径为6 0 衄，即半径r = 3 0 朋所，则计算的腔体外径： r 血= 志= 裟一删 n 旧 取壁厚附加量o 9 眦，圆整后取腔体外径兄= 3 6 肌朋。则有腔体壁厚： 6 = 3 6 3 0 ，”，竹= 6 删( 3 1 7 ) 计算内半径6 0 m m 、外半径7 2 m m 时腔体能够承受的最高压强： 心一如譬- 【1 一( 翻孚胁洲6 胁 n 即材料为钛合金的情况下，该壁厚的设计可以满足4 5 6 0 米左右的海水深度。 当试验用腔体采用该尺寸方案而用不锈钢3 0 4 替代加工时，可以计算不锈钢腔体能够 承受的最大压强： 尸圭- 【外( 1 一霸= 三1 3 6 7 【1 - ( 罢) 2 】胁= 2 0 8 8 慨 ( 3 1 9 ) 即材料为不锈钢的情况下，同样的尺寸方案能够承受2 0 8 8 米左右的海水深度。 方案二： 材料为钛合金t c 4 ，系统要求的内径为1 5 0 衄，即半径r = 7 5 删，则计算的腔体外径： 民曲= 志= 怒一m 所 nz 。， 取壁厚附加量统洫，圆整后取腔体外径兄= 8 8 m 坍则有腔体壁厚： 6 = 8 8 7 5 嬲= 1 3 m 所 ( 3 2 1 ) 计算内半径7 5 衄、外半径8 8 衄时腔体能够承受的最高压强： 删，一如譬【1 一( 黝孕胁训8 舰 瓴2 z ， 即材料为钛合金的情况下，该壁厚的设计可以满足4 0 8 0 m 左右的海水深度。 当试验用腔体采用该尺寸方案而用不锈钢3 0 4 替代加工时，可以计算不锈钢腔体能够 承受的最大压强： 尸三例( 1 一购= 三1 3 6 7 x 【1 一( 嚣) 2 】腧= 1 8 7 胁 ( 3 2 s