車用永磁緩速器磁-熱耦合建模與試驗研究?

葉樂志，劉玉朋，李德勝

(北京工業(yè)大學(xué)機械工程與應(yīng)用電子技術(shù)學(xué)院，北京 100124)

前言

隨著我國道路交通狀況的改善和車輛通行能力的提高,重載貨車高速、超載、持續(xù)制動發(fā)熱等問題嚴重威脅著行車安全,因此,除車輛本身主制動系統(tǒng)外,加裝輔助制動裝置已成為交通安全的迫切需要[1-2]。永磁緩速器是一種基于永磁體渦流制動原理的無摩擦輔助制動裝置,具有結(jié)構(gòu)簡單、體積小、質(zhì)量輕和基本不消耗電能等優(yōu)點,具有廣闊的推廣應(yīng)用前景[3-4]。

永磁緩速器將車輛的動能或勢能轉(zhuǎn)換為熱能,工作時產(chǎn)生的大量熱能引起緩速器渦流盤溫度急劇升高,最高可達500℃以上。渦流盤高溫一方面會帶來緩速器制動力矩衰退、永磁體易失磁等問題,另一方面會引起材料電磁特性特別是電導(dǎo)率和磁導(dǎo)率的非線性變化,對電磁場和溫度場模型等理論計算帶來較大誤差。近年來國內(nèi)外學(xué)者對渦流制動裝置的電磁場建模、溫度場建模、結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計和制動性能實驗等方面進行了深入研究[5-10]。盡管少數(shù)研究者認識到溫度對永磁緩速器制動性能的影響不可忽略,并進行了耦合計算[11-13],但采用雙向耦合方法對緩速器電-磁-熱-流等多物理場耦合計算的研究較少。

本文中提出一種制動力矩可無級調(diào)節(jié)的永磁緩速器,建立緩速器電磁場和溫度場模型,分析電磁場和溫度場分布,得到制動特性曲線。提出一種磁-熱雙向耦合方法建立緩速器磁-熱耦合分析模型,研究考慮溫度影響的緩速器制動力矩特性,并試制緩速器樣機,進行了試驗研究。該項研究為緩速器優(yōu)化設(shè)計提供理論支持,可用于解決永磁緩速器長時間制動產(chǎn)生高溫導(dǎo)致制動力矩衰退和永磁體失磁等問題。

1 結(jié)構(gòu)與工作原理

圖1 永磁緩速器結(jié)構(gòu)示意圖

本文中提出一種新型盤式永磁緩速器,其結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要由2個永磁盤、2個渦流盤和1個力矩調(diào)節(jié)機構(gòu)組成,永磁盤包括永磁體、保護盤和磁軛,永磁體采用釹鐵硼材料,以N,S極交替放置通過保護盤固定在磁軛上(為清晰表示,圖中保護盤作透明處理)。渦流盤位于永磁盤兩側(cè),通過法蘭與車輛傳動軸和變速器輸出軸相連接,其上設(shè)有散熱風道,采用強制風冷方式進行散熱。當渦流盤靠近永磁盤時,永磁體、磁軛、渦流盤和兩盤之間的氣隙形成閉合磁路,渦流盤隨輸出軸旋轉(zhuǎn)時切割永磁體產(chǎn)生的磁力線,感應(yīng)渦流產(chǎn)生的磁場與原磁場相互作用,從而產(chǎn)生制動力矩；當渦流盤遠離永磁盤時,制動減小直至解除。制動力矩調(diào)節(jié)機構(gòu)由氣缸和球頭連桿組成,氣缸固定在車架上,球頭連桿與磁軛相連接,基于杠桿原理,通過控制氣缸的軸向運動調(diào)節(jié)氣隙大小,改變氣隙磁阻和感應(yīng)渦流磁場強度,從而實現(xiàn)緩速器的開關(guān)和對制動力矩進行無級調(diào)節(jié)。

2 電磁場數(shù)值分析

2.1 電磁場數(shù)學(xué)模型

在永磁緩速器電磁場模型中,忽略渦流盤中的位移電流,麥克斯韋方程組可表示為

式中：H為磁場強度,A/m；J為電流密度,A/m2；E為電場強度,V/m；B為磁通密度,T。

對于包含運動導(dǎo)體的渦流問題,其場域及邊界如圖2所示。設(shè)定三維渦流場的求解區(qū)域Ω,包括Ω1和Ω2,其中Ω1為渦流區(qū)域,不含源電流,Ω2為非渦流區(qū)域；Γ12為Ω1和Ω2的內(nèi)部交界面；Ω的外邊界有ΓB和ΓH兩種定義,在ΓB上給定磁感應(yīng)強度的法向分量,在ΓH上給定磁場強度的切向分量。

圖2 運動導(dǎo)體渦流場域及邊界

為提高電磁場數(shù)值計算的效率,引入磁矢勢A和標量電位 φ,則 Ω1和 Ω2區(qū)域的控制方程[14]分別為

式中：ν為磁阻率(磁導(dǎo)率μ的倒數(shù)),m/H；σ為渦流盤電導(dǎo)率,S/m；v為渦流盤運動速度,m/s。根據(jù)以上方程可分別求解磁通密度B和電流密度J。

2.2 電磁場數(shù)值模型

永磁緩速器在工作時,永磁體使旋轉(zhuǎn)的渦流盤內(nèi)表面感應(yīng)產(chǎn)生渦流,而渦流產(chǎn)生的磁動勢會對氣隙磁場產(chǎn)生增強或減弱的影響,因此氣隙磁場由永磁體磁動勢和渦流磁動勢的合成磁動勢所決定。利用展開方法對永磁緩速器進行建模分析,渦流計算模型如圖3所示。各部件結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖3 緩速器渦流計算模型

表1 緩速器模型結(jié)構(gòu)參數(shù)表 mm

圖4 電磁場計算模型及1/20網(wǎng)格劃分模型

根據(jù)表1中的結(jié)構(gòu)參數(shù)建立緩速器的電磁場數(shù)值計算模型,對渦流盤上的散熱風道進行結(jié)構(gòu)簡化,三維模型如圖4(a)所示。因保護盤不導(dǎo)磁,故在圖3、表1和圖4中皆予略去。由于模型具有周期性,為縮小計算區(qū)域和縮短計算時間,設(shè)置反對稱周期對稱條件,取周期旋轉(zhuǎn)角ψ為18°,即采用整體模型的1/20進行求解,其3D網(wǎng)格模型如圖4(b)所示。考慮到渦流的趨膚效應(yīng),在渦流盤上設(shè)置邊界層網(wǎng)格,對其表面與邊沿處生成的高度各向異性網(wǎng)格進行控制,層數(shù)為3層,如圖4(c)所示,厚度為渦流等效趨膚深度Δ,其計算公式為

式中：μ為渦流盤的磁導(dǎo)率,H/m；ω為渦流盤的旋轉(zhuǎn)角速度,rad/s。

建立三維模型、賦予材料特性、劃分網(wǎng)格和設(shè)置邊界條件后,對電磁場數(shù)值模型進行求解。下面對緩速器不同轉(zhuǎn)速和不同氣隙條件下的電磁場進行瞬態(tài)計算,研究緩速器的氣隙磁通密度、感應(yīng)渦流密度和制動力矩。轉(zhuǎn)速n＝1500r/min時不同氣隙下的氣隙磁通密度分布如圖5所示。從圖中可看出,緩速器靜止時永磁體對應(yīng)位置的氣隙磁通密度均勻分布,而工作時渦流盤進入永磁體一側(cè)的氣隙磁通密度被減弱,另一側(cè)卻略有增強,總氣隙磁通密度被渦流磁動勢減弱。隨著氣隙δ的減小,氣隙磁通密度不斷增大,且由于渦流磁動勢增大,導(dǎo)致氣隙磁通密度減弱的部分更為明顯。

圖5 不同氣隙時氣隙磁通密度分布

由感應(yīng)渦流密度J可得緩速器的損耗功率為

式中：V為渦流盤體積,m3；ρe為渦流盤電阻率,Ω·m。

轉(zhuǎn)速為1 500r/min時不同氣隙下的渦流盤中感應(yīng)渦流密度分布如圖6所示,渦流集中在永磁體寬度方向邊線對應(yīng)的渦流盤部分,隨著氣隙的增大,渦流密度變得越來越小,則損耗功率隨之變小。

緩速器制動力矩T與渦流盤損耗功率P的關(guān)系為

圖6 不同氣隙時感應(yīng)渦流密度分布圖

由圖6、式(5)和式(6)可知,隨著氣隙的增加,同一轉(zhuǎn)速下渦流盤中的感應(yīng)渦流密度和損耗功率越來越小,制動力矩也隨之減小,當δ＝40mm時最大制動力矩約10N·m,該值為永磁緩速器的殘余力矩。不考慮溫度影響時,不同氣隙下緩速器制動轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)速變化的仿真曲線如圖7所示。由圖可見,同一氣隙下,隨著轉(zhuǎn)速提高,氣隙平均磁通密度不斷減小,進而渦流感應(yīng)磁通密度也減小,制動力矩逐漸達到飽和值。

圖7 不同氣隙時制動力矩仿真曲線

渦流盤與永磁盤之間的吸力會影響力矩調(diào)節(jié)機構(gòu)的工作。不同氣隙時緩速器渦流盤與永磁盤之間的吸力隨轉(zhuǎn)速變化的曲線如圖8所示。由圖可見：同一氣隙下,隨著轉(zhuǎn)速的增加,感應(yīng)渦流密度逐漸增大,渦流盤感應(yīng)磁場削弱永磁磁場,吸力逐漸減?。煌晦D(zhuǎn)速下,吸力隨著氣隙的增大而減小。

3 溫度場數(shù)值分析

圖8 不同氣隙時吸力隨轉(zhuǎn)速變化曲線

永磁緩速器是利用渦流制動原理將汽車的動能轉(zhuǎn)化為渦流盤的熱能,并通過風冷強制對流進行散熱。一方面,制動所產(chǎn)生的大量熱能使渦流盤溫度急劇升高,使渦流盤材料的電磁特性發(fā)生改變,降低了緩速器的制動性能；另一方面,渦流盤中的熱量通過氣隙傳遞到永磁盤,使永磁體溫度升高,一旦超過釹鐵硼材料的工作溫度,永磁體將發(fā)生不可逆失磁。因此,有必要對永磁緩速器的溫度場進行分析。

3.1 溫度場數(shù)學(xué)模型

緩速器工作時產(chǎn)生的熱能通過熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射3種傳遞方式散發(fā)出去。風冷型緩速器主要利用渦流盤上的散熱裝置進行熱傳導(dǎo)和強制對流換熱,其中一部分熱量通過熱對流和熱輻射的方式傳遞到永磁盤中,引起永磁體溫度升高。為簡化計算模型,做了以下假設(shè)：(1)各部件為各向同性導(dǎo)熱介質(zhì)；(2)部件的接觸部分為緊密接觸,不考慮接觸表面的熱阻；(3)環(huán)境流體為標準大氣壓下的干燥空氣,且溫度保持不變。

考慮到渦流制動的趨膚效應(yīng),將渦流盤虛擬劃分為內(nèi)熱源區(qū)和非內(nèi)熱源區(qū),假設(shè)熱量均布于內(nèi)熱源區(qū),即渦流等效趨膚深度Δ內(nèi)。根據(jù)以上分析,利用周向展開方法建立如圖9所示的數(shù)學(xué)模型。

圖9 緩速器溫度場數(shù)學(xué)模型

渦流盤內(nèi)部和各接觸部件之間基本上以熱傳導(dǎo)的方式進行熱量傳遞,其基本方程為

式中：Qc為傳導(dǎo)的熱流量,W；λ為熱導(dǎo)率,W/(m·℃)；A為熱傳導(dǎo)面積,m2；Δtm為熱傳導(dǎo)平均溫差,℃；δ為熱傳導(dǎo)距離,m。

各部件與環(huán)境空氣之間主要以熱對流和熱輻射的方式進行熱量傳遞,其基本方程為

式中：Qd為熱傳導(dǎo)的熱量,J；A為傳熱面積,m2；ε為表面發(fā)射率；Cs為黑體輻射常數(shù)；hc為對流換熱系數(shù),W/(m2·℃)；Tw和Tf分別為表面溫度和環(huán)境空氣溫度,℃。

緩速器溫度場的分布是電磁場和流場共同作用的結(jié)果,利用等效散熱系數(shù)的經(jīng)驗公式難以精確計算溫度場分布,因此本文中通過流場計算得到散熱系數(shù)的精確解,且風冷式緩速器工作時渦流盤溫升較高,應(yīng)采用導(dǎo)熱、對流和輻射耦合的方式對溫度場分布進行修正,故引入離散坐標輻射模型,進而求解得到溫度場的具體分布。引入k-ε湍流模型,流體湍動動能k和湍動能耗散率ε的方程[15]分別為

式中：ρ為流體密度,kg/m3；t為時間,s；ui為時均速度,m/s；xi和 xj為速度矢量分量,m/s；μ為速度矢量,m/s；Gk為湍流產(chǎn)生率；μt為湍流黏性系數(shù),μt＝和 Cε2為經(jīng)驗常數(shù)；σk和 σε分別為 k和ε的普朗特數(shù)。

3.2 溫度場數(shù)值模型

建立包含渦流盤、永磁體、保護盤、磁軛、散熱裝置和環(huán)境流體在內(nèi)的緩速器溫度場仿真模型,如圖10(a)所示。設(shè)置環(huán)境流體為動域和靜域兩個區(qū)域,由于模型具有周期性,取1/20進行計算,其網(wǎng)格劃分模型如圖10(b)所示。

本模型涉及旋轉(zhuǎn)流動,可采用RNG k-ε湍流模型進行瞬態(tài)計算,模型中各部件材料的熱物理性質(zhì)如表2所示。

將電磁場中計算得到的渦流損耗作為熱源,生熱率公式為

圖10 溫度場計算模型和1/20網(wǎng)格劃分模型

表2 各部件的熱物理性質(zhì)

由數(shù)值模擬緩速器在環(huán)境溫度30℃、氣隙9mm和轉(zhuǎn)速750r/min下持續(xù)制動時瞬態(tài)溫度場,得到第12min時緩速器各部件溫度分布,如圖11所示。由圖可見：渦流盤最高溫度位于軸向氣隙內(nèi)側(cè)達450℃,徑向外側(cè)溫度空氣流速較大,因此溫度低于徑向內(nèi)側(cè)；熱量通過對流和輻射傳遞到永磁體和保護盤上,溫度徑向分布趨勢與渦流盤一致,但整體溫差較小,永磁體最高溫度為54℃,未超過釹鐵硼50M的最高工作溫度(tw＝100℃)。

圖11 緩速器各部件溫度分布云圖

圖12 為氣隙δ＝9mm時渦流盤內(nèi)熱源區(qū)平均溫度和不同氣隙時永磁體溫度隨時間變化曲線。假設(shè)車輛在0-12min內(nèi)緩速器持續(xù)制動,第12min時停止制動,12-40min內(nèi)渦流盤隨傳動軸繼續(xù)旋轉(zhuǎn)散熱。由圖可知：(1)δ＝9mm時渦流盤內(nèi)熱源區(qū)平均溫度在3min時已達到270℃,之后上升減緩,12min時達到432℃,停止制動后溫度基本呈直線趨勢下降,40min時為111℃,永磁體溫度上升先緩后快,這是因為隨渦流盤溫度的升高,熱量對流和輻射加速,12min時達到54℃,停止制動后由于對流和輻射的存在溫度仍略有升高,20min后溫度開始緩慢下降,40min時溫度為46℃；(2)隨著氣隙的減小,永磁體溫度越來越高且上升速度增大,δ＝6mm時永磁體溫度在12min升至83℃；δ＝3mm時永磁體溫度在7.5min開始超過 tw＝100℃,在 12min溫度高達154℃,永磁體將出現(xiàn)不可逆失磁。由于在δ＝3～6mm之間未做進一步的細化仿真,無法斷言,故為保險起見,緩速器持續(xù)制動12min時建議氣隙應(yīng)不小于6mm。

圖12 永磁體和渦流盤溫度隨時間變化曲線

4 磁-熱耦合數(shù)值分析

4.1 磁-熱耦合數(shù)學(xué)模型

緩速器多場耦合模型可由相應(yīng)物理場的基本方程及其界面約束關(guān)系導(dǎo)出,數(shù)學(xué)模型可通過分析場間物理量的作用關(guān)系得出,本文中主要研究緩速器的磁-熱耦合場,其數(shù)學(xué)描述為

式中：T,V和φ為溫度場、電場和磁場的主自由度,即溫度陣、電勢陣和標量磁勢陣；Q,I和φf為已知的各場載荷陣,即熱載荷陣(包括節(jié)點熱流率、熱生成率等)、節(jié)點電流載荷陣和磁場載荷陣(包括場源磁通量、節(jié)點磁通量等)；Ct為比熱系數(shù)陣；Kt為傳導(dǎo)和對流系數(shù)陣；KV為電導(dǎo)率系數(shù)陣；Km為標量磁勢系數(shù)陣。

從矩陣方程可知,磁-熱耦合是子系統(tǒng)關(guān)聯(lián)或結(jié)構(gòu)模塊集成形成的耦合,其建模和求解方法為根據(jù)各場基本方程建立數(shù)學(xué)模型后利用數(shù)值方法進行求解。

4.2 磁-熱耦合數(shù)值模型

為計算得到緩速器更準確的制動力矩特性曲線,本文中采用雙向耦合法建立磁-熱耦合數(shù)值模型,包括電磁場、溫度場和流體場等多物理場,利用數(shù)值模擬的方法對各物理場進行耦合計算,其計算流程如圖13所示。

圖13 耦合計算流程圖

耦合計算流程說明如下。

(1)分別建立緩速器的電磁場和溫度場有限元模型,設(shè)置初始溫度,計算渦流制動損耗功率,并將其作為熱源計算溫度場,得到更新溫度后渦流盤材料的電導(dǎo)率σ和磁導(dǎo)率μ,以此為影響因子重新計算電磁場,經(jīng)多次迭代,溫度誤差小于k后,停止計算。

(2)電磁場計算中,由初始化參數(shù)計算主磁通密度,得到渦流密度和渦流感應(yīng)磁通密度,進而得到合成氣隙磁通密度,迭代過程中考慮渦流盤材料磁導(dǎo)率μ的非線性(即B-H曲線)和溫度的影響。圖14為永磁體釹鐵硼50M隨溫度變化的B-H曲線。

(3)渦流盤材料電導(dǎo)率σ與其電阻的關(guān)系為

圖14 永磁體釹鐵硼50M的B-H曲線

電阻隨溫度呈線性變化,計算公式為

式中：R和R0分別為溫度t和t0時的電阻值,Ω；α為電阻溫度系數(shù)。

(4)溫度場計算中,固體與流體之間通過對流、輻射和傳導(dǎo)3種方式進行換熱,迭代計算至溫度收斂為止。

5 試驗研究

5.1 緩速器試驗平臺

永磁緩速器臺架試驗平臺如圖15和圖16所示,它主要由拖動系統(tǒng)和測量系統(tǒng)組成,包括拖動電機、離合器、汽車變速器、永磁緩速器、高精度轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速傳感器、溫度傳感器(包括熱電偶式和紅外非接觸式)和特斯拉計等,滿足對不同試驗?zāi)K的試驗要求。為分析緩速器的制動力矩特性、溫升特性和持續(xù)制動特性,試制了不同材料渦流盤、不同散熱結(jié)構(gòu)的多個永磁緩速器樣機,并利用轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速傳感器、溫度傳感器和特斯拉計等儀器采集試驗系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速、制動力矩、溫度和磁通密度等參數(shù)。

圖15 緩速器臺架試驗平臺示意圖

5.2 制動力矩特性試驗

圖16 緩速器臺架試驗平臺

加工渦流盤材料為20CrMo、風道式散熱結(jié)構(gòu)的緩速器樣機,對氣隙從35到3mm選取樣點進行臺架試驗,記錄轉(zhuǎn)速為750r/min時持續(xù)工作的制動力矩曲線,如圖17所示。從圖中可以看出：溫度對制動力矩影響很大,未考慮溫度的仿真值和試驗值的最大誤差為38%；而考慮溫度影響的雙向耦合法,制動力矩計算更接近試驗值；但雙向耦合值仍存在一定誤差,最大為8.6%,誤差可能來源于耦合仿真模型中沒有考慮永磁體由于高溫產(chǎn)生的部分失磁,以及模型的簡化,因為實際制動試驗中永磁體釹鐵硼50M的溫度曾超過tw＝100℃；隨著氣隙的增大,渦流盤中的溫升逐漸減小,兩種仿真值與試驗值的誤差也隨之減小。

圖17 制動力矩仿真與試驗結(jié)果對比

為考察永磁體失磁情況,對緩速器進行持續(xù)制動12min試驗,試驗后測得永磁體溫度高達150℃,已經(jīng)導(dǎo)致失磁。在同一室溫(30℃)下測得試驗前后的氣隙磁通密度如表3所示。可以看出,試驗后永磁體由于溫升出現(xiàn)了部分不可逆的失磁,氣隙磁通密度下降10.3%。

表3 _試驗前后氣隙磁通密度對比表

5.3 渦流盤材料對制動力矩影響試驗

渦流盤是緩速器磁路的主要組成部分,其材料對制動力矩有很大影響。選取紫銅T1、黃銅H62和碳鋼20CrMo等3種材料試制渦流盤進行試驗,3種材料的電導(dǎo)率依次減小,如表4所示。

表4 渦流盤不同材料電導(dǎo)率

為考察渦流盤材料屬性對制動力矩影響,試驗中先將轉(zhuǎn)速提升到測試值,然后迅速將緩速器置于最大擋位即氣隙為3mm,讀取最大制動力矩作為冷態(tài)制動力矩,3種材料渦流盤的緩速器冷態(tài)時制動力矩隨轉(zhuǎn)速變化的曲線如圖18所示。從圖中可以看出：渦流盤采用T1和H62高電導(dǎo)率的材料時制動力矩分別在轉(zhuǎn)速為150和400r/min時達到最大值,隨后逐漸減小,這是因為電導(dǎo)率高的材料在低轉(zhuǎn)速時可產(chǎn)生更強渦流,但隨轉(zhuǎn)速增大,渦流感應(yīng)磁場削弱永磁磁場,造成制動力矩迅速下降；采用20CrMo材料時制動力矩在轉(zhuǎn)速為1 000r/min時為1 790N·m,之后上升平緩,最大制動力矩達到2 080N·m,比采用T1和H62材料時略大。

圖18 不同渦流盤材料冷態(tài)時制動力矩曲線

重載貨車在60km/h行駛速度時傳動軸轉(zhuǎn)速約為1 500r/min,要使車輛在1 000r/min時獲得較大的制動力矩,渦流盤應(yīng)選用導(dǎo)磁性能好、剩磁少和易于加工的合金鋼或碳鋼材料；而應(yīng)用在渦流傳動或調(diào)速技術(shù)方面,選用電導(dǎo)率高的銅材料可在低滑差轉(zhuǎn)速時獲得最高的傳動力矩。

5.4 持續(xù)制動溫升特性試驗

綜合考慮緩速器的散熱效果、制造成本和安裝使用等因素,提出風道式和翅片式兩種結(jié)構(gòu)的渦流盤散熱裝置,對兩種散熱裝置進行相同條件下的試驗,試驗條件為：750r/min轉(zhuǎn)速、9mm氣隙和持續(xù)制動12min。試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比如圖19和圖20所示。從圖中可以看出：(1)采用翅片式散熱結(jié)構(gòu)時,渦流盤監(jiān)測點溫度在8min后趨于平穩(wěn),溫度達到260℃,永磁盤監(jiān)測點溫度在12min時上升至60℃,制動力矩下降32%,可見溫度對制動力矩的影響非常大,故分析緩速器制動特性時必須采用磁熱耦合計算方法；(2)渦流盤和永磁盤的溫度仿真值與試驗值吻合較好,最大誤差為9.5%,這可能來源于溫度測量；(3)采用翅片式散熱裝置的緩速器制動力矩較大,溫升較低,即翅片式散熱裝置的散熱效果優(yōu)于風道式。

圖19 翅片式散熱裝置溫度-時間特性曲線

圖20 風道式散熱結(jié)構(gòu)溫度-時間特性曲線

6 結(jié)論

(1)提出一種制動力矩可無級調(diào)節(jié)的永磁緩速器,采用磁-熱雙向耦合法建立了緩速器多物理場模型。所試制的永磁緩速器最大制動力矩為2 460N·m,最小制動力矩為10N·m。

(2)持續(xù)制動時溫升對緩速器性能影響很大,未考慮溫度的仿真值和試驗值的最大誤差為38%；而考慮溫度影響的雙向耦合法計算誤差最大為8.6%,誤差的產(chǎn)生可能來源于耦合仿真模型中沒有考慮永磁體由于高溫產(chǎn)生的部分失磁。

(3)隨著氣隙的減小,永磁體溫度越高且上升快,工作氣隙δ＝3mm時永磁體溫度在7.5min開始超過tw＝100℃,在12min溫度高達154℃,永磁體將出現(xiàn)不可逆失磁,緩速器持續(xù)制動12min時氣隙不能小于6mm。

(4)渦流盤采用低碳鋼材料時,制動力矩在轉(zhuǎn)速為1 000r/min時達到較大值且仍在緩慢上升,而選用電導(dǎo)率高的銅材料可在低轉(zhuǎn)速時獲得最高的傳動力矩,緩速器采用翅片式散熱裝置制動性能優(yōu)于風道式。