何海翔 陳志輝 梅慶梟 王蘭鳳
(南京航空航天大學(xué)多電飛機(jī)電氣系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 南京 210000)
聚磁型無源轉(zhuǎn)子橫向磁通永磁電機(jī)電磁力及轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度的分析
何海翔 陳志輝 梅慶梟 王蘭鳳
(南京航空航天大學(xué)多電飛機(jī)電氣系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 南京 210000)
以兩相聚磁型無源轉(zhuǎn)子橫向磁通永磁電機(jī)為研究對象,分析了電機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)與運(yùn)行原理,并給出了主要尺寸參數(shù)。建立了3D仿真模型,在不同負(fù)載條件下對電機(jī)的轉(zhuǎn)子鐵心進(jìn)行了電磁力分析計(jì)算。將仿真得到的電磁力作為載荷施加于轉(zhuǎn)子鐵心上,借助應(yīng)力場研究分析了轉(zhuǎn)子鐵心的應(yīng)力分布規(guī)律及形變量大小,計(jì)算結(jié)果表明該電機(jī)轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)剛度是滿足要求的。
橫向磁通永磁電機(jī) 電磁力 應(yīng)力 形變 機(jī)械強(qiáng)度
橫向磁通永磁電機(jī)(Transverse Flux Permanent Magnet Machine,TFPMM)因具有較高的轉(zhuǎn)矩密度及功率密度,在電動汽車、艦船電力推進(jìn)和風(fēng)力發(fā)電等大功率及高可靠性的場合具有良好的應(yīng)用前景[1-4]。但TFPMM普遍存在漏磁嚴(yán)重、功率因數(shù)低和工藝結(jié)構(gòu)復(fù)雜的不足。電機(jī)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時(shí),受到離心力和電磁力的作用,對轉(zhuǎn)子鐵心產(chǎn)生一定的形變進(jìn)而影響轉(zhuǎn)子鐵心的機(jī)械強(qiáng)度,因此需要借助電磁場分析軟件對電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行電磁力分析計(jì)算[5],結(jié)合電機(jī)的內(nèi)部結(jié)構(gòu)采用應(yīng)力場對轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布及形變量大小進(jìn)行研究分析。
目前針對TFPMM本體結(jié)構(gòu)方面研究較多,主要是進(jìn)行電機(jī)結(jié)構(gòu)和電磁場分析計(jì)算以及優(yōu)化設(shè)計(jì)等,對于TFPMM電磁力及應(yīng)力方面研究較少。文獻(xiàn)[6]基于能量守恒原理和虛位移原理,提出了采用虛功法來計(jì)算電磁力,通過推導(dǎo)直線同步電機(jī)的計(jì)算公式驗(yàn)證了其正確性。文獻(xiàn)[7]從局部虛位移法的基本原理出發(fā),建立由等效節(jié)點(diǎn)力計(jì)算介質(zhì)電磁力密度和不同介質(zhì)交界面處電磁應(yīng)力的數(shù)學(xué)模型,該模型具有較高的計(jì)算精度和剖分適應(yīng)性。文獻(xiàn)[8-12]主要通過建立電機(jī)各零部件有限元仿真模型,對相關(guān)部件施加理想約束條件模擬了電機(jī)實(shí)際受力狀況,并針對電機(jī)特定工況進(jìn)行應(yīng)力分析。文獻(xiàn)[13]利用有限元分析方法計(jì)算了軸向磁場永磁電機(jī)的電磁力,仿真分析了轉(zhuǎn)子盤體應(yīng)力及最大變形。文獻(xiàn)[14-17]結(jié)合轉(zhuǎn)子電磁應(yīng)力和結(jié)構(gòu)靜力學(xué),對籠型感應(yīng)電機(jī)故障前后的電磁力及形變位移的變化進(jìn)行分析,從而推測出故障的進(jìn)一步演化趨勢。
本文以兩相聚磁型無源轉(zhuǎn)子橫向磁通永磁電機(jī)為研究對象,利用Ansoft軟件建立3D仿真模型,對兩相TFPMM的電磁力進(jìn)行分析計(jì)算。在此基礎(chǔ)上,將電磁場仿真結(jié)果耦合到應(yīng)力場作為激勵(lì)源,借助Workbench軟件對TFPMM的轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布規(guī)律及形變量大小進(jìn)行研究。這些研究成果為橫向磁通永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了理論基礎(chǔ)和重要依據(jù)。
TFPMM磁場呈三維分布,一般電機(jī)結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,需要借助Ansoft軟件建立3D仿真模型進(jìn)行分析計(jì)算。本文所研究的兩相聚磁型無源轉(zhuǎn)子橫向磁通永磁電機(jī)的結(jié)構(gòu)如圖1所示,其定、轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)分別如圖1a、圖1b所示。定子部分包括16個(gè)E形定子鐵心、16個(gè)E形永磁體和2個(gè)環(huán)形電樞繞組。其中E形定子鐵心和E形永磁體沿圓周交替放置,永磁體沿周向磁化,相鄰永磁體的磁化方向相反。轉(zhuǎn)子部分包括16個(gè)L形轉(zhuǎn)子鐵心、8個(gè)T形轉(zhuǎn)子鐵心以及2個(gè)轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)。其中轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)的2個(gè)端面各開有8個(gè)槽,每個(gè)端面上的8個(gè)槽沿圓周均勻分布,2個(gè)端面的槽錯(cuò)開180°電角度即22.5°機(jī)械角度,8個(gè)T形轉(zhuǎn)子鐵心插入軸向放置的2個(gè)轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)的槽中,將2個(gè)轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)連接起來,L形轉(zhuǎn)子鐵心插入2個(gè)轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)的外側(cè)槽中。電機(jī)主要尺寸參數(shù)見表1。
圖1 橫向磁通永磁電機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure chart of TFPMM
參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值定子外徑/mm70轉(zhuǎn)子外徑/mm39.2定子內(nèi)徑/mm40轉(zhuǎn)子內(nèi)徑/mm12定子軛厚/mm3.5鐵心長度/mm60氣隙/mm0.4極對數(shù)8鐵心材料DW310_35額定轉(zhuǎn)速/(r/min)240永磁體NdFe35繞組匝數(shù)/匝102
本文研究的聚磁型無源轉(zhuǎn)子橫向磁通永磁電機(jī)具有如下特點(diǎn):
1)各永磁體同時(shí)向主磁路提供磁動勢,永磁體利用率高。
2)永磁體位于定子上,振動小且易于散熱。
3)環(huán)形電樞繞組無端部,銅損小。
4)T形轉(zhuǎn)子鐵心的齒部軸向長度小于L形轉(zhuǎn)子鐵心軸向長度的2倍,電機(jī)軸向長度減小,提高了轉(zhuǎn)矩密度。
5)兩相之間的互感抵消了部分自感,有利于減小總的等效電感,提高功率因數(shù)。
為了方便分析TFPMM運(yùn)行原理和主磁通路徑,以1對極結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析說明。其主磁通路徑如圖2所示,永磁體產(chǎn)生的磁通主要經(jīng)過T形轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)、L形轉(zhuǎn)子鐵心、E形定子鐵心,最后回到永磁體形成三維閉合回路。當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)子連續(xù)旋轉(zhuǎn)時(shí),環(huán)形電樞繞組中由于磁鏈方向的交替變化而產(chǎn)生感應(yīng)電動勢。若TFPMM由原動機(jī)驅(qū)動,就可以進(jìn)行發(fā)電工作,若根據(jù)反電動勢波形通入相應(yīng)的電流,就可以作為電動機(jī)向機(jī)械負(fù)載提供轉(zhuǎn)矩。
圖2 橫向磁通永磁電機(jī)主磁通路徑Fig.2 Main flux path of TFPMM
電機(jī)內(nèi)部電磁力的分布是影響電機(jī)振動、噪聲和形變的主要因素之一,特別是結(jié)構(gòu)復(fù)雜的橫向磁通永磁電機(jī),電磁力的分析研究顯得尤為重要。針對上述兩相結(jié)構(gòu)的TFPMM,轉(zhuǎn)子磁極是交鏈磁鏈的主要路徑,其L形轉(zhuǎn)子鐵心和T形轉(zhuǎn)子鐵心是承受電磁力的主要部分,并且電磁力可以正交分解為切向電磁力和徑向電磁力[18]。其中切向電磁力主要用來產(chǎn)生電磁轉(zhuǎn)矩,如式(1)所示,空載時(shí)切向電磁力為0,帶載時(shí)這部分電磁力用來產(chǎn)生電磁轉(zhuǎn)矩。徑向電磁力為永磁體對轉(zhuǎn)子鐵心的吸力,如式(2)所示。
(1)
(2)
式中,F(xiàn)tan為質(zhì)心處的切向力;km為最大轉(zhuǎn)矩倍數(shù);TN為電機(jī)轉(zhuǎn)矩;p為極對數(shù);r為轉(zhuǎn)子質(zhì)心旋轉(zhuǎn)軌跡曲率半徑;Frad為質(zhì)心處的徑向力;B為氣隙處的磁通密度;A為一個(gè)磁極的表面積;μ0為真空磁導(dǎo)率。
建立TFPMM三維仿真模型,如圖3所示(以1對極結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析說明,仿真時(shí)采用全模型),然后進(jìn)行定義材料屬性,設(shè)定求解邊界,網(wǎng)格剖分等步驟[13]。在每個(gè)L形轉(zhuǎn)子鐵心和T形轉(zhuǎn)子鐵心上設(shè)置參數(shù)“force”進(jìn)行電磁力瞬態(tài)場仿真,從而分析每個(gè)轉(zhuǎn)子鐵心的電磁力分布情況。
圖3 橫向磁通永磁電機(jī)仿真模型Fig.3 Simulation model of TFPMM
圖4為其中一個(gè)L形轉(zhuǎn)子鐵心和一個(gè)T形轉(zhuǎn)子鐵心在空載時(shí)一個(gè)機(jī)械周期(即8個(gè)電周期)的電磁力仿真波形,其中,F(xiàn)mag為總的電磁力,F(xiàn)x、Fy、Fz分別為x、y、z軸方向電磁力分量。分析可知轉(zhuǎn)子鐵心空載時(shí)受到的電磁力只有徑向電磁力,在0°機(jī)械角度時(shí)徑向即為x軸方向。其中L形轉(zhuǎn)子鐵心受到徑向電磁力數(shù)值為40 N,x軸方向電磁力分量呈余弦變化趨勢,y軸方向電磁力分量呈正弦變化趨勢,z軸方向電磁力分量變化周期為x軸方向的16倍,幅值約為18 N。T形轉(zhuǎn)子鐵心磁極面積是L形轉(zhuǎn)子鐵心磁極面積的2倍,由式(2)可知T形轉(zhuǎn)子鐵心受到的徑向電磁力大小是L形轉(zhuǎn)子鐵心的2倍,為80 N。T形轉(zhuǎn)子鐵心處于轉(zhuǎn)子中間位置,在z軸方向電磁力基本上相互抵消,平均值為0。
圖4 空載電磁力仿真波形Fig.4 Simulation waveforms of no load electromagnetic force
每相環(huán)形電樞繞組通入有效值為4 A額定電流時(shí),其中一個(gè)L形轉(zhuǎn)子鐵心和一個(gè)T形轉(zhuǎn)子鐵心電磁力仿真波形如圖5所示。此時(shí),總的電磁力為切向電磁力和徑向電磁力的合力,幅值有所增加。由于切向電磁力的作用,轉(zhuǎn)子鐵心在z軸方向電磁力分量變化較大。L形轉(zhuǎn)子鐵心總的電磁力幅值約為50 N,T形轉(zhuǎn)子鐵心總的電磁力幅值約為90 N,都比空載時(shí)增加了近10 N,但轉(zhuǎn)子鐵心受到的電磁力依然主要是徑向電磁力,并且一個(gè)機(jī)械周期總的電磁力波形都變化8次,與極對數(shù)相對應(yīng)。
圖5 負(fù)載時(shí)電磁力仿真波形Fig.5 Simulation waveforms of on load electromagnetic force
L形轉(zhuǎn)子鐵心和T形轉(zhuǎn)子鐵心受到的總電磁力幅值隨電流有效值的變化關(guān)系如圖6所示。分析可知電流增加主要導(dǎo)致切向電磁力幅值增加,引起總的電磁力隨電流的增加呈線性增長,并且T形轉(zhuǎn)子鐵心受到的電磁力始終比L形轉(zhuǎn)子鐵心大40 N左右。
圖6 不同電流時(shí)電磁力仿真波形Fig.6 Simulation waveform of electromagnetic force with different currents
一般而言,電機(jī)轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)剛度直接影響電機(jī)的正常運(yùn)行及可靠性[19]。所研究的兩相TFPMM的轉(zhuǎn)子是該電機(jī)最復(fù)雜的部件,轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)由L形轉(zhuǎn)子鐵心和T形轉(zhuǎn)子鐵心通過中間環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)連接而成,電機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí),轉(zhuǎn)子受到離心力和電磁力的作用,對轉(zhuǎn)子鐵心產(chǎn)生一定大小的形變進(jìn)而影響轉(zhuǎn)子鐵心的機(jī)械強(qiáng)度。因此在分析TFPMM電磁力的基礎(chǔ)上,需要運(yùn)用應(yīng)力場對電機(jī)轉(zhuǎn)子的應(yīng)力分布規(guī)律及形變量大小進(jìn)行分析研究,從而提高電機(jī)運(yùn)行的可靠性。
進(jìn)行應(yīng)力場分析計(jì)算時(shí),暫不考慮溫度變化對材料性能、瞬態(tài)結(jié)構(gòu)的影響,也不考慮安裝引起定子、轉(zhuǎn)子偏心的問題。一般常用硅鋼片轉(zhuǎn)子材料的屈服極限為235 MPa,在靜載下比例極限為200 MPa,考慮安全系數(shù)后強(qiáng)度極限為113 MPa[20]。
將上述Ansoft仿真得到的電磁力密度傳遞到應(yīng)力場作為其載荷之一。除此之外,施加的載荷還考慮電機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)產(chǎn)生的離心力,如式(3)所示。離心力通過在Workbench軟件中對轉(zhuǎn)子部分賦予轉(zhuǎn)速而施加。
Fc=mω2r
(3)
式中,m為轉(zhuǎn)子部分的質(zhì)量;ω為旋轉(zhuǎn)的角速度。
轉(zhuǎn)子硅鋼片材料為DW310_35,查閱相關(guān)材料手冊將轉(zhuǎn)子材料的彈性模量E設(shè)置為1.2×1011Pa,泊松比μ設(shè)置為0.3。對兩相TFPMM轉(zhuǎn)子模型進(jìn)行網(wǎng)格剖分時(shí)采用自由網(wǎng)格最密自由度劃分,如圖7所示,共計(jì)120 532個(gè)節(jié)點(diǎn),45 972個(gè)單元。
圖7 網(wǎng)格剖分Fig.7 Mesh generation
應(yīng)力分析以線性靜力學(xué)為基礎(chǔ),由經(jīng)典力學(xué)理論可知,物體的動力學(xué)通用方程為[20]
Mx″+Cx′+Kx=F(t)
(4)
式中,M為質(zhì)量矩陣;C為阻尼矩陣;K為剛度矩陣;x″為加速度矢量;x′為速度矢量;x為位移矢量;F(t)為力矢量。
線性結(jié)構(gòu)分析時(shí),與時(shí)間t相關(guān)的量都被忽略,于是式(4)簡化為[15]
Kx=F
(5)
借助Workbench軟件仿真得到兩相TFPMM穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)子各部分應(yīng)力及形變效果如圖8所示。由圖8a可知,最大形變量為6.05×10-4mm,發(fā)生在轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)兩側(cè)L形轉(zhuǎn)子鐵心的齒部,而沒有發(fā)生在中間受力最大的T形轉(zhuǎn)子鐵心的齒部。由電磁力分析可知T形轉(zhuǎn)子鐵心受到的電磁力比L形轉(zhuǎn)子鐵心大,但是其兩側(cè)的環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)對T形轉(zhuǎn)子鐵心有固定擠壓的作用[21],使得形變量比L形轉(zhuǎn)子鐵心小。此時(shí)徑向最大形變量為3.92×10-4mm,形變量遠(yuǎn)小于氣隙長度0.4mm。由圖8b可知,轉(zhuǎn)子的最大應(yīng)力為6.63MPa,發(fā)生在L形轉(zhuǎn)子鐵心和環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)的接觸面處,遠(yuǎn)小于其強(qiáng)度極限113MPa。以上分析表明兩相TFPMM空載穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),電機(jī)轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度是足夠的。
圖8 空載形變及應(yīng)力云圖Fig.8 No load deformation and stress cloud map
每相環(huán)形電樞繞組通入有效值為4A額定電流時(shí),仿真得到兩相TFPMM穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)子各部分應(yīng)力及形變效果如圖9所示。由圖9a可知,最大形變量為6.50×10-4mm,徑向最大形變量為4.02×10-4mm,仍發(fā)生在轉(zhuǎn)子環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)兩側(cè)L形轉(zhuǎn)子鐵心的齒部,相比空載時(shí)形變量有所增加。由圖9b可知,轉(zhuǎn)子最大應(yīng)力為7.28MPa,也發(fā)生在L形轉(zhuǎn)子鐵心和環(huán)形導(dǎo)磁結(jié)構(gòu)的接觸面處,由于切向電磁力的作用使得最大應(yīng)力增加了0.65MPa。雖然施加額定電流時(shí)應(yīng)力及形變量都有所增加,但形變量和應(yīng)力依然很小,穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)電機(jī)轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仍滿足要求。
圖9 負(fù)載時(shí)形變及應(yīng)力云圖Fig.9 On load deformation and stress cloud map
施加不同電流時(shí),仿真得到轉(zhuǎn)子鐵心的形變及應(yīng)力大小見表2,電流有效值增加使得轉(zhuǎn)子鐵心受到的電磁力增加,從而形變量及應(yīng)力也相應(yīng)地增加,但電機(jī)轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度始終是滿足要求的。
表2 不同電流時(shí)形變及應(yīng)力Tab.2 Deformation and stress with different currents
不同轉(zhuǎn)速空載情況下形變及應(yīng)力大小見表3,可知空載穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),電機(jī)轉(zhuǎn)速對轉(zhuǎn)子鐵心的形變及應(yīng)力影響不大。轉(zhuǎn)速達(dá)到兩倍額定轉(zhuǎn)速運(yùn)行時(shí),電機(jī)轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仍滿足要求。
表3 不同轉(zhuǎn)速下空載時(shí)形變及應(yīng)力Tab.3 No load deformation and stress with different speed
不同轉(zhuǎn)速負(fù)載情況下形變及應(yīng)力大小見表4,可知施加額定電流穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),和空載情況一樣轉(zhuǎn)速對轉(zhuǎn)子鐵心的形變及應(yīng)力影響不大。相同轉(zhuǎn)速下,額定負(fù)載時(shí)應(yīng)力比空載時(shí)增加了約0.64 MPa。TFPMM主要應(yīng)用于低速大轉(zhuǎn)矩場合,最高轉(zhuǎn)速較低,因此影響電機(jī)轉(zhuǎn)子形變量和應(yīng)力的主要因素是負(fù)載電流的大小,而轉(zhuǎn)速對其影響不大。并且TFPMM起動時(shí),相電流大小由控制器控制,電流大小與穩(wěn)態(tài)運(yùn)行狀態(tài)基本相等,起動過程中形變量和應(yīng)力并不會太大。
表4 不同轉(zhuǎn)速下負(fù)載時(shí)形變及應(yīng)力Tab.4 On load deformation and stress with different speed
電機(jī)在一個(gè)機(jī)械周期內(nèi),仿真得到空載時(shí)轉(zhuǎn)子最大應(yīng)力為7.90 MPa,額定負(fù)載時(shí)轉(zhuǎn)子最大應(yīng)力為11.12 MPa,比空載時(shí)增加了3.22 MPa,進(jìn)一步說明了負(fù)載電流大小對轉(zhuǎn)子應(yīng)力的影響較大。根據(jù)轉(zhuǎn)子硅鋼片的屈服極限計(jì)算得到疲勞極限約為110 MPa[22],轉(zhuǎn)子鐵心的最大應(yīng)力發(fā)生在轉(zhuǎn)子齒的根部,遠(yuǎn)小于其疲勞極限,不會發(fā)生疲勞斷裂。
TFPMM的結(jié)構(gòu)復(fù)雜,電機(jī)運(yùn)行時(shí),轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)剛度需要滿足一定的要求。本文建立了兩相聚磁型無源轉(zhuǎn)子橫向磁通永磁電機(jī)的3D仿真模型,對其轉(zhuǎn)子鐵心進(jìn)行電磁力分析計(jì)算,在此基礎(chǔ)上,對該電機(jī)的轉(zhuǎn)子應(yīng)力分布規(guī)律及形變量大小進(jìn)行研究,得到如下結(jié)論:
1)電機(jī)空載穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),轉(zhuǎn)子鐵心受到的電磁力主要是徑向電磁力,T形轉(zhuǎn)子鐵心受到的徑向電磁力是L形轉(zhuǎn)子鐵心的2倍。施加額定電流時(shí),切向電磁力使得轉(zhuǎn)子鐵心在z軸方向電磁力分量變化較大。
2)電流有效值增加導(dǎo)致切向電磁力幅值增加,使得總電磁力大小隨電流的增加呈線性增長。
3)電機(jī)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),最大形變量及最大應(yīng)力發(fā)生在L形轉(zhuǎn)子鐵心處,隨著電流有效值增加,形變量和應(yīng)力都有所增加,但電機(jī)轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度始終是滿足要求的。
4)在低速大轉(zhuǎn)矩的應(yīng)用場合,負(fù)載電流大小是影響TFPMM轉(zhuǎn)子鐵心形變量及應(yīng)力的主要因素,而轉(zhuǎn)速對形變量及應(yīng)力影響不大。
這些理論研究和分析為優(yōu)化TFPMM轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)提供了依據(jù),對提高電機(jī)轉(zhuǎn)子的機(jī)械強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)剛度具有重要的意義。
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(編輯 于玲玲)
Analysis of Electromagnetic Force and Rotor Mechanical Strength on Flux-Concentrating Transverse Flux PM Machine with Passive Rotor
HeHaixiangChenZhihuiMeiQingxiaoWangLanfeng
(Center for More Electric Aircraft Power System Nanjing University of Aeronautics and Astronautics Nanjing 210000 China)
Based on a two-phase flux-concentrating transverse flux PM machine with passive rotor,the structure characteristics and operation principle of the machine were analyzed in this paper.The 3D simulation model of the machine was established,then the electromagnetic force of the rotor under various load conditions was obtained.The stress field was adopted to study the stress distribution and deformation of the rotor by imposing the electromagnetic force on it.The results indicate that the rotor of the prototype machine has sufficient mechanical strength and structural stiffness.
Transverse flux permanent magnet machine,electromagnetic force,stress,deformation,mechanical strength
南京航空航天大學(xué)研究生創(chuàng)新基地(實(shí)驗(yàn)室)開放基金(kfjj20150305)和國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51677090)資助。
2016-04-22 改稿日期2016-08-09
10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.160543
TM343
何海翔 男,1992年生,碩士研究生,研究方向?yàn)殡娏鲃酉到y(tǒng)。
E-mail:hhaixiang@126.com
陳志輝 男,1972年生,副教授,研究方向?yàn)楹娇针娫聪到y(tǒng)、電機(jī)及其控制技術(shù)。
E-mail:chenzhh@nuaa.edu.cn(通信作者)