摘" 要：

大功率高速永磁電機(jī)中通常采用綁扎碳纖維護(hù)套的方式來(lái)降低轉(zhuǎn)子應(yīng)力，然而護(hù)套厚度過(guò)大會(huì)導(dǎo)致等效氣隙增加，電機(jī)性能隨之降低。針對(duì)這一問(wèn)題，設(shè)計(jì)了一種具有新型轉(zhuǎn)子拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的1.1 MW、18 000 r/min的內(nèi)置式高速永磁同步電機(jī)。該結(jié)構(gòu)采用永磁體分段設(shè)計(jì)，并增設(shè)加強(qiáng)筋，分擔(dān)轉(zhuǎn)子隔磁橋處的應(yīng)力，使護(hù)套厚度得到有效降低。同時(shí)，將轉(zhuǎn)子外部隔磁橋處替換為非導(dǎo)磁填充塊，阻斷漏磁路徑，提升永磁體利用率。最后，有限元分析結(jié)果表明，相較于初始模型，新型結(jié)構(gòu)電機(jī)在等效氣隙增大1.5 mm的情況下，輸出轉(zhuǎn)矩達(dá)到600.44 N·m，增加了16.86 N·m，并且新型轉(zhuǎn)子鐵心最大應(yīng)力降低了496.82 MPa，轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的機(jī)械強(qiáng)度得到顯著提高，可為大功率高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子拓?fù)湓O(shè)計(jì)提供參考。

關(guān)鍵詞：高速永磁電機(jī)；轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度；碳纖維護(hù)套；加強(qiáng)筋；非導(dǎo)磁填充塊

DOI：10.15938/j.emc.2024.06.007

中圖分類(lèi)號(hào)：TM355

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1007-449X（2024）06-0066-10

收稿日期： 2023-08-01

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金區(qū)域創(chuàng)新發(fā)展聯(lián)合基金重點(diǎn)支持項(xiàng)目（U21A20145）；國(guó)家自然科學(xué)基金（52377045）；黑龍江省自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目（ZD2022E006）

作者簡(jiǎn)介：謝" 穎（1974—），女，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)綜合物理場(chǎng)計(jì)算、新能源汽車(chē)用電機(jī)設(shè)計(jì)及多目標(biāo)優(yōu)化；

王澤兵（1999—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)楦咚儆来磐诫姍C(jī)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化；

蔡" 蔚（1959—），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)轵?qū)動(dòng)電機(jī)、功率電子控制器及汽車(chē)電動(dòng)化電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)、低振動(dòng)噪聲電機(jī)等；

李道璐（1998—），女，博士研究生，研究方向?yàn)橛来磐诫姍C(jī)的設(shè)計(jì)及振動(dòng)噪聲計(jì)算分析；

楊艷會(huì)（1996—），女，碩士研究生，研究方向?yàn)楦咚儆来磐诫姍C(jī)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化；

張" 燚（1999—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)榇艌?chǎng)調(diào)制式復(fù)合電機(jī)。

通信作者：謝" 穎

Novel rotor topology design and strength optimization of 1.1 MW high speed interior permanent magnet synchronous motor

XIE Ying，" WANG Zebing，" CAI Wei，" LI Daolu，" YANG Yanhui，" ZHANG Yi

（School of Electrical and Electronic Engineering， Harbin University of Science and Technology， Harbin 150080， China）

Abstract：

In high-power and high-speed permanent magnet motors， carbon fiber banding is commonly used to reduce maximum rotor stress. However， the retaining sleeve may enlarge the thickness of equivalent air-gap， resulting in a decrease in motor performance. To solve this problem， a 1.1 MW， 18 000 r/min interior permanent magnet synchronous motor with a novel rotor topology was designed. In the structure the permanent magnet segment design was adopted， and the strengthening rib was added to disperse the stress at the magnetic bridge， so that the thickness of the retaining sleeve can be effectively reduced. At the same time， the external magnetic bridge was replaced with non-magnetic fillers to block the magnetic leakage path， so as to improve the utilization of permanent magnet. Finally， the finite element method analysis results show that compared with the initial model， under the condition of the equivalent air-gap of the novel structure motor is increased by 1.5 mm， the output torque reaches 600.44 N·m， an increase of 16.86 N·m. In the meanwhile， the maximum stress of the novel rotor is reduced by 496.82 MPa， the rotor mechanical strength of the novel structure motor is significantly improved， which can provide reference for the rotor topology design of high-power and high-speed permanent magnet motors.

Keywords：high speed permanent magnet motor; rotor mechanical strength; carbon fiber retaining sleeve; strengthening rib; non-magnetic filler

0" 引" 言

高速永磁電機(jī)具有體積小、功率密度和效率高、可直接與高速負(fù)載或原動(dòng)機(jī)相連、低振噪和高可靠性等優(yōu)點(diǎn)［1-2］，在電動(dòng)汽車(chē)、航空航天、分布式發(fā)電系統(tǒng)、離心式壓縮機(jī)以及飛輪儲(chǔ)能等諸多高速驅(qū)動(dòng)裝備領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用前景［3-5］。

電機(jī)高速運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)子部件會(huì)承受巨大的離心力，有可能導(dǎo)致轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)損壞，影響電機(jī)的正常運(yùn)行，因此眾多學(xué)者圍繞高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度問(wèn)題開(kāi)展了相關(guān)研究。文獻(xiàn)［6］基于一臺(tái)8 kW、40 000 r/min的高速永磁電機(jī)，分析了永磁體層數(shù)及每層加強(qiáng)筋數(shù)量對(duì)電機(jī)電磁特性和轉(zhuǎn)子強(qiáng)度的影響，相較于表貼式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)磁鋼用量減少了約53%，但該轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)加工難度提升。文獻(xiàn)［7-8］分析了永磁體不同分段數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)子應(yīng)力和電機(jī)電磁性能的影響，然而永磁體分段后在改善轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布的同時(shí)電機(jī)漏磁也會(huì)隨之增大。在一些高速應(yīng)用場(chǎng)景，僅靠?jī)?nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子本身的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度可能無(wú)法滿(mǎn)足要求，可借鑒表貼式永磁轉(zhuǎn)子綁扎碳纖維護(hù)套的保護(hù)措施［9-11］，保證永磁轉(zhuǎn)子高速工況下的安全運(yùn)行。文獻(xiàn)［12-14］采用有限元法，研究了護(hù)套厚度、過(guò)盈量和永磁體極間填充塊對(duì)護(hù)套設(shè)計(jì)的影響。但保護(hù)套一般為非導(dǎo)磁材料，這樣會(huì)增加電機(jī)的等效氣隙從而降低永磁體的利用率。為了提升電機(jī)性能，文獻(xiàn)［15-18］采用參數(shù)化掃描的方法分析了護(hù)套厚度和過(guò)盈量對(duì)轉(zhuǎn)子應(yīng)力的影響，并以此為基礎(chǔ)確定了滿(mǎn)足強(qiáng)度要求的最小護(hù)套厚度和過(guò)盈量。文獻(xiàn)［19］以一臺(tái)250 kW、25 000 r/min的高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子為例，提出一種護(hù)套厚度最小化的快速設(shè)計(jì)方法，并通過(guò)有限元方法驗(yàn)證了設(shè)計(jì)結(jié)果的準(zhǔn)確性，此方法僅針對(duì)表貼式永磁轉(zhuǎn)子。

本文首先設(shè)計(jì)一臺(tái)1.1 MW、18 000 r/min內(nèi)置式V型高速永磁同步電機(jī)，利用有限元法初步驗(yàn)證電磁設(shè)計(jì)的合理性。為了保證轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的機(jī)械強(qiáng)度以及解決僅采用綁扎碳纖維護(hù)套導(dǎo)致電機(jī)的等效氣隙過(guò)長(zhǎng)從而使電磁性能下降的問(wèn)題，對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化。首先，將永磁體分段，增設(shè)非導(dǎo)磁高強(qiáng)度加強(qiáng)筋，分擔(dān)隔磁橋上的應(yīng)力，有效減小護(hù)套厚度。然后，對(duì)外部隔磁橋進(jìn)行斷橋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，斷橋間隙嵌入非導(dǎo)磁填充塊，在不影響轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度的前提下阻斷永磁體極間漏磁路徑。最后，對(duì)優(yōu)化前后電機(jī)性能進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證本文提出的新型電機(jī)結(jié)構(gòu)在電磁性能和轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度方面的優(yōu)勢(shì)。

1" 電機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與電磁性能分析

本文設(shè)計(jì)了一臺(tái)兆瓦級(jí)高速內(nèi)置式永磁同步電機(jī)，記此電機(jī)為模型Ⅰ，拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示，設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。電機(jī)定子采用矩形槽結(jié)構(gòu)，在定子槽靠近轉(zhuǎn)子側(cè)預(yù)留一定高度的通風(fēng)道來(lái)加強(qiáng)電機(jī)的散熱能力。由于內(nèi)置式V型磁路結(jié)構(gòu)不對(duì)稱(chēng)，能夠產(chǎn)生磁阻轉(zhuǎn)矩，有利于提高電機(jī)的功率密度水平［20］，并且轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度高，適合于高速永磁電機(jī)運(yùn)行［21］，因此電機(jī)轉(zhuǎn)子選用內(nèi)置式V型磁極結(jié)構(gòu)。

利用有限元法對(duì)模型Ⅰ進(jìn)行電磁特性仿真，模型Ⅰ額定轉(zhuǎn)速運(yùn)行時(shí)的空載反電勢(shì)（back electromotive force，back EMF）曲線(xiàn)如圖2所示，空載反電勢(shì)呈平頂波，有效值約為1.67 kV，滿(mǎn)足性能需求。

模型Ⅰ額定工況下的輸出轉(zhuǎn)矩曲線(xiàn)如圖3所示，負(fù)載轉(zhuǎn)矩在577.97～590.24 N·m之間波動(dòng)，平均值約為583.58 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)約為2.1%。其中，轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)計(jì)算公式可表示為

Tripple=Tmax－TminTavg×100%。（1）

式中：Tmax為電機(jī)轉(zhuǎn)矩最大值；Tmin為電機(jī)轉(zhuǎn)矩最小值；Tavg為電機(jī)平均轉(zhuǎn)矩。

2" 轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度分析

內(nèi)置式永磁同步電機(jī)高速運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子各部件受到巨大的離心力作用，隔磁橋由于寬度較小同時(shí)承受著永磁體和極靴引起的離心力，嚴(yán)重情況下會(huì)發(fā)生斷裂，損壞轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)?？紤]到本文所設(shè)計(jì)的電機(jī)為1.1 MW、18 000 r/min，轉(zhuǎn)子強(qiáng)度問(wèn)題更為突出，為此需要對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的機(jī)械強(qiáng)度進(jìn)行校驗(yàn)。

2.1" 轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度理論分析

永磁轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的離心力為

F=mrω2。（2）

式中：m為轉(zhuǎn)子質(zhì)量；r為轉(zhuǎn)子半徑；ω為轉(zhuǎn)子角速度。

轉(zhuǎn)子所受離心應(yīng)力為

σ=FA。（3）

式中A為離心力作用面積。

為保證永磁轉(zhuǎn)子的安全運(yùn)行，離心應(yīng)力受轉(zhuǎn)子材料屬性的約束，即

σ≤［σ］=σsS。（4）

式中：［σ］為轉(zhuǎn)子材料許用應(yīng)力；σs為轉(zhuǎn)子材料屈服強(qiáng)度；S為安全系數(shù)。

若采用碳纖維護(hù)套對(duì)轉(zhuǎn)子鐵心進(jìn)行綁扎，碳纖維的應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系［22］為：

σrσθ=Q11Q21Q12Q22εrεθ；（5）

Q11=s22s11s22－s212，s11=1Er；

Q22=s21s11s22－s212，s22=1Eθ；

Q12=－s12s11s22－s212，s12=－vrθEr=－vθrEθ。（6）

式中：Er、Eθ分別為碳纖維保護(hù)套的徑向、切向彈性模量；vrθ、vθr分別為徑向、切向泊松比；εr、εθ分別為徑向、切向應(yīng)變；σr、σθ分別為徑向、切向應(yīng)力。

由于內(nèi)置式永磁轉(zhuǎn)子沿軸向質(zhì)量均勻分布，因此忽略軸向應(yīng)變，只考慮徑向應(yīng)力和應(yīng)變關(guān)系，則平衡方程式為［23］

dσrdr+σr－σθr+ρω2r=0。（7）

其幾何方程為

εθ=urr；

εr=urr。（8）

將式（6）～式（8）聯(lián)立可得

Err2d2urdr2+Errdurdr－Eθur=－ρω2r3（1－vθrvrθ）。（9）

式中：ur為徑向位移；ρ為碳纖維護(hù)套的密度。

假設(shè)K=Eθ/Er，可求得護(hù)套所受應(yīng)力為：

σr=ErK2rk－1（A－Br－2k）+Ervθrrk－1（A+Br－2k）1－vθrvrθ－

（3+vθr）9－K2ρω2r2；

σθ=Eθrk－1（A+r－2k）+Eθvrθrk－1（A+Br－2k）1－vθrvrθ－

（3+vrθ）9－K2ρω2r2。（10）

式中：A、B為與邊界條件有關(guān)的系數(shù)；σr、σθ為護(hù)套所受的徑向應(yīng)力和切向應(yīng)力。

碳纖維護(hù)套所受應(yīng)力應(yīng)滿(mǎn)足約束條件：

σr≤［σr］=σrsS；

σθ≤［σθ］=σθsS。（11）

式中：［σr］、［σθ］分別為碳纖維護(hù)套的徑向、切向許用應(yīng)力；σrs、σθs分別為徑向、切向抗拉強(qiáng)度。

2.2" 轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度分析

為了留有一定的安全裕量，本文對(duì)運(yùn)行在1.1倍額定轉(zhuǎn)速下的轉(zhuǎn)子應(yīng)力進(jìn)行分析。轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的材料屬性如表2所示，選取材料屈服強(qiáng)度的安全系數(shù)為1.25時(shí)（材料的許用應(yīng)力按表2中屈服強(qiáng)度的80%計(jì)［24］），例如轉(zhuǎn)子硅鋼片材料許用應(yīng)力為360 MPa，當(dāng)轉(zhuǎn)子鐵心應(yīng)力最大值低于該值時(shí)，則認(rèn)為轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度滿(mǎn)足要求。

圖4為模型Ⅰ在1.1倍超速19 800 r/min下的轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布圖。從圖中可知，隔磁橋處最大應(yīng)力為854.82 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于硅鋼片材料35W270的許用應(yīng)力360 MPa，不滿(mǎn)足電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的機(jī)械強(qiáng)度要求。因此可借鑒表貼式永磁轉(zhuǎn)子磁鋼的保護(hù)措施，即在轉(zhuǎn)子鐵心外面綁扎碳纖維護(hù)套來(lái)保證電機(jī)高速下的安全運(yùn)行。

若采用碳纖維護(hù)套綁扎轉(zhuǎn)子鐵心，所需的護(hù)套厚度為4.3 mm，過(guò)盈量為0.3 mm，此時(shí)轉(zhuǎn)子在19 800 r/min下的應(yīng)力分布和電機(jī)額定工況下的輸出轉(zhuǎn)矩如圖5和圖6所示?？梢钥闯?，轉(zhuǎn)子鐵心最大應(yīng)力為358.84 MPa，小于硅鋼片材料的許用應(yīng)力360 MPa。輸出轉(zhuǎn)矩約為368.24 N·m，相比于模型Ⅰ輸出轉(zhuǎn)矩（見(jiàn)圖3）減小了36.9%。由此可見(jiàn)，僅綁扎碳纖維護(hù)套可以使轉(zhuǎn)子滿(mǎn)足機(jī)械強(qiáng)度要求，但會(huì)導(dǎo)致電機(jī)的等效氣隙過(guò)長(zhǎng)，電磁性能大幅下降。因此，有必要對(duì)模型Ⅰ的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化來(lái)同時(shí)滿(mǎn)足轉(zhuǎn)子應(yīng)力和電磁性能的需求。

3" 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)強(qiáng)度優(yōu)化研究

3.1" 增設(shè)加強(qiáng)筋轉(zhuǎn)子強(qiáng)度分析

本文采用永磁體分段并在兩段永磁體之間增設(shè)加強(qiáng)筋的結(jié)構(gòu)，以分擔(dān)隔磁橋處的應(yīng)力，從而提升轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的機(jī)械強(qiáng)度，保持分段前后永磁體用量不變，增設(shè)加強(qiáng)筋轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)如圖7所示。加強(qiáng)筋選取屈服強(qiáng)度為1 100 MPa的鎳基合金材料GH4169。

加強(qiáng)筋寬度a對(duì)轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度有顯著影響，本文選取加強(qiáng)筋寬度由1 mm逐漸增加到3.5 mm，分析不同加強(qiáng)筋寬度對(duì)轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布的影響如圖8所示。分析得知，隨著加強(qiáng)筋寬度的逐漸增加，轉(zhuǎn)子所受應(yīng)力呈下降趨勢(shì)，但下降程度逐漸減弱，當(dāng)加強(qiáng)筋寬度大于2.5 mm時(shí)，轉(zhuǎn)子應(yīng)力下降趨勢(shì)趨于平緩。因此，本文加強(qiáng)筋寬度選取2.5 mm。

加強(qiáng)筋寬度為2.5 mm時(shí)轉(zhuǎn)子的應(yīng)力分布如圖9所示，采用加強(qiáng)筋后，隔磁橋處最大應(yīng)力為517.51 MPa，相比于模型Ⅰ轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)（見(jiàn)圖4）最大應(yīng)力降低了337.31 MPa，減小了39.46%。加強(qiáng)筋最大應(yīng)力為607.95 MPa，小于合金鋼材料GH4169的許用應(yīng)力880 MPa。因此，采用分段永磁體，并在永磁體段間增設(shè)非導(dǎo)磁高強(qiáng)度加強(qiáng)筋的結(jié)構(gòu)可以明顯改善轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布，提升轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度。

為了研究增設(shè)加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)磁場(chǎng)分布的影響，本文對(duì)模型Ⅰ和增設(shè)加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)的電機(jī)在空載工況下的磁場(chǎng)分布進(jìn)行分析，如圖10所示?？梢钥闯觯Ｐ廷竦拇琶茱柡筒糠殖霈F(xiàn)在V型磁極結(jié)構(gòu)的隔磁橋部分，隔磁橋起到了限制漏磁的作用，其余部分磁密大小分布合理。增設(shè)加強(qiáng)筋后，在加強(qiáng)筋處沒(méi)有漏磁，這是因?yàn)榧訌?qiáng)筋采用非導(dǎo)磁合金鋼，起到了隔磁的作用，由于加強(qiáng)筋呈榫卯型結(jié)構(gòu)，嵌入轉(zhuǎn)子鐵心的部位會(huì)增大磁路磁阻，略微延長(zhǎng)了該部位處磁路路徑，但對(duì)電機(jī)電磁性能影響較小。

3.2" 護(hù)套厚度和過(guò)盈量對(duì)轉(zhuǎn)子強(qiáng)度的影響

由上述分析可知，當(dāng)加強(qiáng)筋寬度超過(guò)2.5 mm時(shí)，僅依靠增加加強(qiáng)筋寬度仍難以滿(mǎn)足轉(zhuǎn)子應(yīng)力的要求，因此在轉(zhuǎn)子鐵心外面綁扎碳纖維護(hù)套，分析不同護(hù)套厚度和過(guò)盈量下對(duì)轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布的影響。本文選取護(hù)套厚度分別為1、1.5、2、2.5 mm，過(guò)盈量范圍為0～0.3 mm進(jìn)行分析。轉(zhuǎn)子鐵心在不同護(hù)套厚度和過(guò)盈量下所受的最大應(yīng)力如圖11所示，可以看出，轉(zhuǎn)子鐵心最大應(yīng)力隨著護(hù)套厚度和過(guò)盈量的增大而降低，并且護(hù)套越厚，過(guò)盈量的增大對(duì)應(yīng)力的降低效果越顯著。

考慮到護(hù)套厚度的增大會(huì)導(dǎo)致電機(jī)主磁路磁阻的增加，因此在滿(mǎn)足轉(zhuǎn)子應(yīng)力要求的前提下，應(yīng)選取護(hù)套厚度的最小值。由圖11可以看出，當(dāng)護(hù)套厚度為1.5 mm，過(guò)盈量為0.25 mm，恰好可以滿(mǎn)足要求，此時(shí)電機(jī)在19 800 r/min下的轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布如圖12所示?？梢钥闯觯D(zhuǎn)子鐵心最大應(yīng)力發(fā)生在中間隔磁橋處，其值為357.42 MPa，護(hù)套最大切向拉應(yīng)力為954.82 MPa，加強(qiáng)筋最大應(yīng)力為499.83 MPa，均小于材料的許用應(yīng)力，能夠保證電機(jī)高速下的安全運(yùn)行。

4" 采用斷橋結(jié)構(gòu)電機(jī)的性能分析

綁扎碳纖維護(hù)套降低了轉(zhuǎn)子的最大應(yīng)力值，滿(mǎn)足了轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度要求，但電機(jī)的等效氣隙隨之增大，導(dǎo)致主磁路磁阻增大，從而使電磁性能降低。因此本文在此基礎(chǔ)上，在外部隔磁橋上設(shè)置斷路，本文中記為斷橋結(jié)構(gòu)，對(duì)采用斷橋結(jié)構(gòu)電機(jī)的轉(zhuǎn)子應(yīng)力和電磁性能進(jìn)行分析。

4.1" 采用斷橋結(jié)構(gòu)電機(jī)的轉(zhuǎn)子應(yīng)力分析

本文對(duì)轉(zhuǎn)子外部隔磁橋進(jìn)行兩種斷橋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖13所示，以斷橋長(zhǎng)度6 mm為例，結(jié)構(gòu)A在斷橋間隙處不填充，結(jié)構(gòu)B在斷橋間隙處嵌入非導(dǎo)磁填充塊，通過(guò)在斷橋間隙處嵌入填充塊可以保證轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)整體性，填充材料選取鎳基合金GH4169，分別對(duì)結(jié)構(gòu)A和結(jié)構(gòu)B的轉(zhuǎn)子應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析。

上述兩種轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在19 800 r/min下的轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布如圖14所示。結(jié)構(gòu)A隔磁橋處最大應(yīng)力為454.65 MPa，轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度降低，這是由于斷橋后導(dǎo)致永磁轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力主要由中間隔磁橋承擔(dān)。結(jié)構(gòu)B隔磁橋處最大應(yīng)力為354.71 MPa，應(yīng)力變化幅度不大，這是由于填充合金鋼后，離心力由中間隔磁橋和填充塊承擔(dān)，從應(yīng)力的角度，填充塊承擔(dān)了外部隔磁橋的作用，保持了轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)整體性。因此本文采取結(jié)構(gòu)B，并進(jìn)一步對(duì)其電磁性能進(jìn)行分析。

4.2" 采用斷橋結(jié)構(gòu)電機(jī)的電磁性能分析

為了研究斷橋長(zhǎng)度對(duì)電機(jī)電磁性能的影響，對(duì)結(jié)構(gòu)B選取斷橋長(zhǎng)度范圍為0～12 mm進(jìn)行分析。不同斷橋長(zhǎng)度時(shí)，電機(jī)空載反電勢(shì)和輸出轉(zhuǎn)矩曲線(xiàn)如圖15和圖16所示，斷橋長(zhǎng)度從0增加到2 mm，空載反電勢(shì)和轉(zhuǎn)矩顯著上升，這是由于嵌入非導(dǎo)磁填充塊后，有效抑制了永磁體極間漏磁，從而提升了主磁通的利用率。隨著斷橋長(zhǎng)度的逐漸增加，空載反電勢(shì)和輸出轉(zhuǎn)矩上升幅度逐漸減弱，斷橋長(zhǎng)度大于8 mm時(shí)，上升幅度趨于平緩。當(dāng)斷橋長(zhǎng)度增加到10和12 mm，轉(zhuǎn)子鐵心最大應(yīng)力分別為362.71和368.62 MPa。因此，綜合考慮電磁性能和轉(zhuǎn)子應(yīng)力，本文斷橋長(zhǎng)度最終選取8 mm。

5" 電機(jī)性能對(duì)比分析

采用碳纖維護(hù)套綁扎轉(zhuǎn)子鐵心，永磁體分兩段并增設(shè)加強(qiáng)筋，與斷橋相結(jié)合的結(jié)構(gòu)得到電機(jī)記為模型Ⅱ，模型Ⅱ的新型轉(zhuǎn)子拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖17所示，對(duì)其機(jī)械強(qiáng)度進(jìn)行校核，并分別對(duì)模型Ⅰ、模型Ⅱ的電磁性能進(jìn)行對(duì)比分析。

5.1" 新型轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度校核

新型轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在19 800 r/min下應(yīng)力分布如圖18所示，隔磁橋處最大應(yīng)力為358 MPa，護(hù)套最大切向拉應(yīng)力為962.08 MPa，加強(qiáng)筋最大應(yīng)力為507.18 MPa，均處于材料許用應(yīng)力的安全范圍內(nèi)，因此新型轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿(mǎn)足機(jī)械強(qiáng)度要求。

5.2" 電磁性能對(duì)比

分別對(duì)模型Ⅰ和模型Ⅱ進(jìn)行空載特性分析，得到磁力線(xiàn)分布和空載反電勢(shì)波形對(duì)比如圖19和圖20所示。模型Ⅰ在轉(zhuǎn)子外部隔磁橋處發(fā)生了較為嚴(yán)重的極間漏磁，該處磁力線(xiàn)未進(jìn)入定子齒與電樞繞組有效耦合，而是在轉(zhuǎn)子內(nèi)部形成了閉合回路，導(dǎo)致永磁體的利用率降低；模型Ⅱ?qū)⑼獠扛舸艠蛱幪鎿Q為非導(dǎo)磁填充塊，通過(guò)增大外部隔磁橋處漏磁路磁阻，利用“磁力線(xiàn)走磁阻最小路徑”的原則，有效阻斷了漏磁路徑，從而使該處磁力線(xiàn)經(jīng)過(guò)定子齒與電樞繞組交鏈，永磁體的利用率得到提升。永磁體作為永磁電機(jī)的磁源，模型Ⅰ和模型Ⅱ的永磁體用量保持一致，所產(chǎn)生的磁通量是固定的，模型Ⅱ的轉(zhuǎn)子外部隔磁橋處漏磁通得到有效抑制，從而使氣隙磁場(chǎng)增強(qiáng)，模型Ⅱ的空載反電勢(shì)隨之增大。相較于模型Ⅰ，模型Ⅱ空載反電勢(shì)有效值增加了361.3 V，上升了21.63%。

模型Ⅰ和模型Ⅱ額定工況下的輸出轉(zhuǎn)矩波形對(duì)比如圖21所示。相較于模型Ⅰ，模型Ⅱ的輸出轉(zhuǎn)矩增加了16.86 N·m，上升了2.89%，電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩能力得到提升。模型Ⅰ和模型Ⅱ性能對(duì)比的具體數(shù)據(jù)見(jiàn)表3。

6" 結(jié)" 論

本文首先設(shè)計(jì)了一臺(tái)兆瓦級(jí)高速內(nèi)置式V型永磁同步電機(jī)，通過(guò)對(duì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化，提出一種具有新型轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的電機(jī)。采用有限元方法對(duì)比分析了優(yōu)化前后電機(jī)的電磁性能和轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度，得到以下結(jié)論：

1）模型Ⅱ采用分段永磁體，并在永磁體段間增設(shè)非導(dǎo)磁高強(qiáng)度加強(qiáng)筋，可以明顯改善轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布，從而減小護(hù)套厚度，并且非導(dǎo)磁加強(qiáng)筋不會(huì)在永磁體段間產(chǎn)生漏磁。

2）模型Ⅱ采用斷橋結(jié)構(gòu)，斷橋間隙嵌入非導(dǎo)磁填充塊，在不影響轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度的前提下有效阻斷了永磁體極間漏磁路徑，提升了永磁體的利用率。

3）模型Ⅱ在等效氣隙增大的情況下輸出轉(zhuǎn)矩達(dá)到600.44 N·m，相較于模型Ⅰ，輸出轉(zhuǎn)矩增加了16.86 N·m，提升了2.89%；空載反電勢(shì)有效值增加了361.3 V，上升了21.63%，電機(jī)性能得到提升，并且模型Ⅱ滿(mǎn)足轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的機(jī)械強(qiáng)度要求。

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（編輯：邱赫男）