高速永磁电机的机械和电磁特性研究

高速永磁电机的机械和电磁特性研究

姓名：王继强申请学位级别：博士专业：电机与电器指导教师：王凤翔

20061028

沈阳工业大学博士学位论文摘要本课题是国家自然科学基金重点资助项目“微型燃气轮机一高速发电机分布式发电与能量转换系统研究”００４３７０１０）的部分研究内容。高速电机的体积小、功率密度大和效率高，正在成为电机领域的研究热点之一。高速电机的主要特点有两个：一是转子的高速旋转，二是定子绕组电流和钓Ｄ中磁通的高频率，由此决定了不同于普通电机的高速电机特有的关键技术。本文针对高速永磁电机的机械与电磁特性及其关键技术进行了深入地研究，主要包括以下内容：首先，进行了高速永磁电机转子的结构设计与强度分析。根据永磁体抗压强度远大于抗拉强度的特点，提出了一种采用整体永磁体外加非导磁高强度合金钢护套的新型转子结构。永磁体与护套之间采用过盈配合，用护套对永磁体施加的静态预压力抵消高速旋转静Ｄ力产生的拉应力，使永磁体高速旋转时仍承受一定的压应力，从而保证永磁转子的安全运行。基于弹性力学厚壁筒理论与有限元接触理论，建立了新型高速永磁转子应力计算模型，确定了护套和永磁体之间的过盈量，计算了永磁体和护套中的应力分布。该种转子结构和强度计算方法已应用于高速永磁电机的样机设计。其次，进行了高速永磁转子的刚度分析和磁力轴承—转子系统的临界转速计算。基于电磁场理论分析了磁力轴承支承的各向同性，利用气隙静态偏置磁通密度计算了磁力轴承的线性支承刚度，在对高速电机转子结构离散化的基础上建立了磁力轴承—转子系统的动力学方程，采用有限元法计算了高速永磁电机转子的临界转速。利用该计算方法设计的ｌ台采用磁力轴承的高速电机，已成功实现６００００ｆ／ｒａｉｎ的运行。再次，进行了高速永磁电机的定子设计，提出了一种新型环形绕组结构。环型绕组线圈的下层边放在定子踟凸的６个槽中，而上层边分布在定子铷厶轭部外缘的２４个槽中，不但增加了定子表面的通风散热面积，使冷却气流直接冷却定子绕组，更为重要的是，解决了传统２极电机绕组端部轴向过长的难题，使转子轴向－１镀Ｔｋ为缩短，从而增加了高速永磁电机转子系统的刚度．然后，采用场路耦合以及解析与实验相结合的方法，分析计算了高速永磁电机的损耗和温升，并对高速永磁发电机的电磁特性进行了仿真。高速电机的优点是体积小和功率密度大，然而随之而来的缺点是单位体积的损耗大，以及因散热面积小造成的散热困难。损耗和温升的准确计算对高速电机的安全运行至关重要。为了准确计算高速电机的高频铁耗，对定子铁心所采用的各向异性冷轧电工钢片制作的试件，进行了不同频率和不同轧制方向的导磁性能和损耗系数测定。然后采用场路耦合的方法，分析计算了高速电机的定子铁耗和铜耗、转子护套和永磁体内的高频附加损耗以及转子表面的风磨损耗。在损耗分析的基础上，计算了高速电机的温升。最后，设计制造了一台额定转速为６００００ｆ／ｒａｉｎ的高速永磁电机试验样机，并进行了初步的试验研究。测量了电机在不同转速下空载运行时的定、转子温升及定子绕组的反电动势波形。通过与仿真结果的对比，部分验证了高速永磁电机理论分析和设计方法的正确性。在此基础上，提出一种高速永磁电机的改进设计方案，为进一步的研究工作打下了基础。关＂ｌｌｌＶ３＝高速永黛ｔ电机，转子强度，临界转速，场路耦合，损耗，温升一ＩＩ—沈阳工业大学博士学位论文Ａｂｓｔｒａｃｔｍｒｅｓｅａｒｃｈｗｏｒｋｏｆｔｈｉｓｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎｉｓｇｅｎｅｒａｔｏｒａｐａｒｔｏｆｔｈｅ喇∞慨ｄｉｓｍ＇ｂｕｔｅｄＩｌｉ曲ｓｐｅｅｄｔｈｅｒｏｔｏｒｈｉ曲ｓｐｅｅｄｓｙｓｔｅｍｄｒｉｖｅｎｂｙｍｉｃｒｏ－ｔｕｒｂｉｎｅｓａｎｄｉｔｓｅｎａｔ＇ｇｙｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍ＂，ｗｈｉｅｈｉｓｇｅｎｅｒａｔｏｒ，ｄｕｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅＮａｔｉｏｎａｌＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＣｈｉｎａ．１ｈｃｔ０ｉｔｓｓｍａｌｌｖｏ｜ｕｍｅ，ｈｉｇｈｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙａｎｄｇｒｅａｔｐｏｗｅｒｄｅｎｓｉｔｙ，ｉｓＯｌｌｅｏｆｔｈｅｇｒｅａｔｃｏｒｌｅｅｌ－ｎｓｉｎｅｌｅｃｔｒｉｃａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．Ｔｗｏｍａｉｎｆｅａｔｕｒｅｓ：ｔｈｅｈｉ曲ｒｏｔａｔｉｎｇｓｐｅｅｄｏｆａｎｄｔｈｅｈｉ【ｇｈｆｌｅｘｌｕｅｎｅｙｏｆｔｈｅｗｉｎｄｉｎｇｃｕ玎期吐ａｎｄｔｈｅｓｔａｔｏｒＣ．Ｏｌ℃ｆｌｕｘ．ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｔｈｅｕｎｉｑｕｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆｔｈｅｈｉ曲ｓｐｅｌｌｇｅｎｅｒａｔｏｒ．Ｉｎｔｈｉｓｔｈｅｓｉｓ，ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｐｅｒｆｏｒｍ．ｎ嘲ａｎｄａｌｅｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｋｅｙｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆｔｈｅｈｉｇｈｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅｔｈｏｒｏｕｇｈｌｙｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ．ｎｌｃｍａｉｎＦｉｒｓｔｌｙ，ｔｈｅｃｏｎｔｅｎｔｓａｍＩｉｓｔｅｄ骶ｆｏＩＩｏｗｓ：ｓｌｒｕｅｔｔｎｄｅｓｉｇｎａｎｄｓｔ瑚ｇｔｈａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅＰＭｒｏｔｏｒ勰ｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ．Ａｎｅｗｔｙｐｅｏｆｒｏｔｏｒ，ｗｈｉｃｈｉｓｍａｄｅｏｆａｎｉｎｔｅｇｒａｌＰＭｅｎｃｌｏｓｅｄｉｎｆｔ．ｎｏｎｍａｇｎｅｔｉｃｈｉｇｈｂｒｏｕｇｈｔｆｏｒｗａｒｄｆｏｒｔｈａｔｔｈｅＰＭＣＯＩｌｌｄｂｅａｒｌｉｔｔｌｅｔｅｎｓｉｉｅｓｔｍｌｇｔｈａｌｌｏｙ，ｉｓｓ雠蟠ｂｕｔｇｒｅａｔｐｒｅｓｓｕｒｅ．ＴｏｉｎｓｕｒｅｔｈｅＰＭｒｏｔｏｒ’ｓｓａｆｅｔｙ，ｔｈｅｉｎｔｅｒｆｅｒｅｎｃｅｆｉｔｂｅｔｗｌｅｃｎｔｈｅＰＭａｎｄｔｈｅｅｎｃｌｏｓｕｒｅｍｕｓｔｂｅｃａｒｅｆｕｌｌｙｃｈｏｓｅｎｆｏｒｔｈｅｏｒｅ－ｐｒｅｓｓｕｒｅｍｕｓｔｂｅｇｒｅａｔｅｒｔｈａｎｔｈｅｃｅｎｔｒｉｆｕｇａｌｆｏｒｃｅＳＯｔｈａｔｔｈｅＰＭｅ，ＯＵｌｄｓｔｉＵｂｅａｒｓｏｍｅｐｒ∞ｓｕｒｅｗｈｅｎｔｈｅｒｏｔｏｒｉｓｒｕｎｎｉｎｇａｔｔｈｅｒａｔｅｄｓｐｅｅｄ．ＢａｓｅｄｏｎｔｈｅｅｌａｓｔｉｃｔｈｉｅｋｗａｌＩｔｈｅｏｒｙａｎｄｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ，ｔｈｅｓ订ｅｓｓｍｏｄｅｌｉｓｂｕｉｌｔｕｐ，ｔｈｅｉｎｔｅｒｆｅｒｅｎｃｅｖａｌｕｅｉｓｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄａｎｄｔｈｅＳｌＩ＂ｅＳＳｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄ．Ｔｈｅｒｏｔｏｒｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｓｌｒｅ∞ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｈａｖｅｂｅｅｎａｐｐｌｉｅｄｔｏｔｈｅｈｉｇｌＩｓ博ｄＰＭｍａｃｈｉｎｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅｄｅｓｉｇｎ．Ｓｅｃｏｎｄｌｙ，ｔｈｅｒｏｔｏｒｓｔｉｆｆｎｅｓｓａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｔｈｅｃｒｉｔｉｃａｌｓｐｅｅｄｓｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒｓｙｓｔｅｍｓｕｐｐｏｍｘｌｂｙｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｒｉｎｇａｎａｌｙｚｅｄｂａｓｅｄｏｎｃａｌｃｕｌａｔｅｄ．１１１ｅｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇｉｓｏｌｘｏｐｙｏｆｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｔｉｎｇｉｓｔｈｅｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｆｉｅｌｄａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｔｈｅｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇｓｔｉｆｆａｌｅｓｓｏｆｔｈｅａｒｅｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｒｉｎｇｉｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄｕｓｉｎｇｔｈｅｓｔａｔｉｃｍａｇｎｅｔｉｃｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｉｎｔｈｅａｉｒ－ｇａｐ．Ｔｈｅｎｄｙｎａｍｉｃｅｑｕａｔｉｏｎｓｏｆｒｏｔｏｒｓｙｓｔｅｍｓｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｒｉｎｇｓ８１－ｅｂｕｉｌｔｕｐａｎｄｔｈｅｅｒｉｔｉｃａｌｓｐｅｅｄｓ黜ｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙｔｈｅｆｍ沁ｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ．１ｈｅａｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｈａｓａｐｐｌｉｅｄｔｏｄｅｓｉｇｎｈｉｇｌｌｓｐｅｅｄＰＭｍａｃｈｉｎｅｕｓｉｎｇ删ｌ伊甜ｃａｂｅａｒｉｎｇｓａｎｄｔｈｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅｍａｃｈｉｎｅｈａｓｂｅｅｎｒｕｎｎｉｎｇｓｕｃｃｅｓｓｆｕｌｌｙａｔ６００００ｆ／ｒａｉｎ．１１Ｉｉｒｄｌｙ，血ｅｓｔａｔｏｌ＇ｄｅｓｉｇｎｉｓｅｎｇａｇｅｄａｎｄｎｅｗｔｙｐｅｏｆｓｔａｔｏｒｒｉｎｇｗｉｎｄｉｎｇｓｉｓｂｒｏｕｇｈｔｆｏｒｗａｒｄ．１１伧ｌＯＷｅｌ＇ｌａｙｅｒｓｏｆｔｈｅｓｔａｔｏｌ＂ｗｉｎｄｉｎｇｓａｌｅｆｉｘｅｄｉｎｔｈｅｉｎｎｅｒｓｉｘｓｌｏｔｓｏｆｔｈｅｓｔａｔｏｒｃｏｒｅ’ａｎｄｔｈｅｕｐｐ盯ｌａｙｅｒｓａｒｃｆｉｘｅｄｉｎｔｈｅｏｕｔｅｒ２４ｓｌｏｔｓｏｆｔｈｅｓｔａｔｏｒｙｏｋｅ．１１他ｒｉｎｇｗｉｎｄｉｎｇｓｉｎｃｒｅａｓｅｎｏｔｏｎｌｙｔｈｅｃｏｏｌｉｎｇａｎ潞ｂｕｔａｌｓｏｔｈｅｃｏｏｌｉｎｇｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｆｏｒｔｈｅｃｏｏｌｉｎｇａｉｒｃｏｕｌｄｇｏｔｈｒｏｕｇｈｔｈｅｗｉｎｄｉｎｇｓ’ｓｕｒ￡ａｅｅｓｄｉｒｅｃｔｌｙ．Ｍｏｒｅｉｍｐｏｒｕｍｔ，ｔｈｅａｘｉａｌｅｎｄｏｆｔｈｅｒｉｎｇｗｉｎｄｉｎｇｉｓｍｕｃｈｓｈｏｒｔｅｒｔｈａｎｔｈａｔｏｆｔｈｅｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌ２．ｐｏｌｅｗｉｎｄｉｎｇｓ，ｗｈｉｃｈｒｅｄｕｃｅｓｔｈｅｒｏｔｏｒｓｔｉｆｆ］ｌｅＳＳｇｒｅａｔｌｙ．Ｆｏｕｒｔｈｌｙ，ｔｈｅｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｘｓｏｆｔｈｅｈｉｇｈｓｐｅｅｄＰＭｍａｃｈｉｎｅａｌｅｓｉｍｕｌａｔｅｄＩｌｌｓｉｎｇｆｉｅｌｄａｎｄｃｉｒｃｕｉｔｅｏｕｐｌｅｄｍｅｔｈｏｄ．Ｔｈｅｌｏｓｓａｎｄｔｈｅｓｔａｔｉｏｎａｒｙｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆｔｈｅｓｐｅｅｄｈｉ西ＰＭｍａｃｈｉｎｅａ∞ａｎａｌｙｚｅｄ．１１１ｅｍａｉｎａｄｖａｎｔａｇｅｓｏｆｔｈｅｈｉｇｈｓｐｅｅｄｍａｃｈｉｎｅａｌｅｓｉｎａｉｌｖｏｌｕｍｅａｎｄｇｒｅａｔｐｏｗｅｒｄｅｎｓｉｔｙ．Ｈｏｗｅｖｅｌ＇，ｔｈｅｃｏｏｌｉｎｇｐｒｏｂｌｅｍｉｓｍｏ∞ｓｅｒｉｏｕｓｄｕｅｔｏｔｈｅ—－ＩＩＩ—－ｇｒｅａｔｅｒｌｏｓｓｐｅｒｖｏｌｔｗｎｅａｎｄｔｈｅｓｍａｌｌｅｒｃｏｏｌｉｎｇａｒｃａｓ．ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔｉＳｄｏｎｅｔｏｔｅｓｔｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｃｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｎｄｌｏｓｓｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｔｈｅｓｔｅｅｌｌａｍｉｎａｔｉｏｎｆｏｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓａｎｄｄ／ｒｅｃｔｉｏｎｓ．Ｔｈｅｉｒｏｎ１０踞，ｃｏｐｐｅｒ１０ＳＳ．ａｉｒｆｒｉｏｒｉｏｎｌｏｓｓｏｎｔｈｅｒｏｔｏｒｓｕｒｆａｃｅａｎｄｔｈｅｌＯＳＳ＇２Ｓｉｎｔｈｅｒｏｔｏｒａｒｃｃａｌｃｕｌａｔｅｄ．Ｔｈｅｎ，ｔｈｅｓｔａｔｉｏｎａｒｙｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆｔｈｅｍａｃｈｉｎｅｉｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄｕｓｉｎｇｆｍｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ａｈｉｇｈｓｐｅｅｄＰＭｐｒｏｔｏｔｙｐｅｗｉｔｈｒａｔｅｄｓｐｅｅｄｏｆ６００００ｒ／ｒａｉｎｈａｓｂｅｅｎｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅｄａｎｄｔｅｓｔｅｄ．卟ｅｂａｃｋＥⅢｏｆｔｈｅｓｔａｔｏｒｗｉｎｄｉｎｇａｎｄａｂｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅｏｆｔｈｅｍａｃｈｉｎｅ勰ｍｅａｓｕｒｅｄａｔｄｉｆｆａｅｎｔｓｐｅｅｄｓ．８ｙｃｏｍｐａｒｉｎｇｔｈｅｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｔｏｔｈｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔ，ｔｈｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｄｅｓｉｇ．ｍｅｔｈｏｄｏｆｔｈｅｃｏｒＪｎｇＣＬＢａｓｅｄｏｎｔｈｅｓ蜮ａｈｉ曲ｓｐ。ｃｄＰＭｍａｃｈｉｎｅａｒｃｐａｒＯｙｐｒｏｖｅｄｔｏｂｅｎｃｗｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｈｉｇｈｓｐｅｅｄＰＭｍａｃｈｉｎｅｉｓｐｒｏｐｏｓｅｄ．Ｋｅｙｎｍｅｈｉｎｅ，Ｒｏｔｏｒｓｔｒｅｎｇｔｈ，Ｃｒｉｔｉｃａｌ，ｐｅｅｄ，Ｆｉｅｌｄ－ｃｉｒｃｕｉｔｃｏｕｐｌｅｄｍｅｔｈｏｄ，Ｌｏｓｓ，ＴｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｒｉｓｅＷｏｒｄｓ：ｒａｇｓｓｐｅｅｄＰｌＶｌ—ＩＶ—独创性说明本人郑重声明：所呈交的论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得研究成果。尽我所知，除了文中特ｊｌｌＪ）ｊｉｌ以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写的研究成果，也不包含为获得沈阳工业大学或其他教育机构的学位或证书所使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中做了明确的说明并表示了谢意。签名：互继日期：ｔ！Ｚ至：！！关于论文使用授权的说明本人完全了解沈阳工业大学有关保留、使用学位论文的规定，１１ｆＩ．学校有权保留送交论文的复印件，允许论文被查阅和借阅；学校可以公布论文的全部或部分内容，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文。签名：ｊ乙越导师签名：弓砸日期：士坚兰：！竺沈阳工业大学博士学位论文第一章绪１．１课题的来源及意义论二十世纪初以来电力行业流行观点是：发电叽组容量越大，则效率越高，单位ｋＷ投资越低，发电成本也越低。因此，电力工业发展方向是“大机组、大电厂、大电网”。近２０年来，我国电力工业发展迅速。１９８２年，全国总装机容量为７２ＭＷ，年发电量为３．２×１０１１ｋＷｈ，到２００２年底，全国发电装机容量突破３５０ＭＷ大关，全国共完成发电量１．６×１０１２ｋ、Ｖｈ。目前，我国电力工业居世界第二位【“。随着电力工业的发展，发电厂的装机容量在不断扩大，单机容量为２００ＭＷ、３００ＭＷ、６００ＭＷ的机组已成为我国电网的主力机型。从电网方面看，电压等级越来越高，输送距离越来越远，我国仅跨省连接的大电网就有６个（即：华北电网、东北电网、华东电网、华中电网、南方电网和西北电网１。在不远的将来，将形成以三峡电站为中心的全国性联合电网。尽管如此，由于我国幅员辽阔，电力发展及分布很不均匀，而经济发展又极不平衡，偏远地区用电困难，中心城市用电高峰期电力供应不足的情况仍很严重。集中发电、远距离输电和大电网互联的电力系统是目前电能生产、输送和分配的主要方式，正在为全世界９０％以上的电力负荷供电。这种集中供电方式，对不同地区的用户共享电力资源，缓解局部地区电力紧张是十分有利。但这种模式并非没有缺点，如：电力输送所需要的成本随着输电距离的增加而增大；电能在输送过程中存在着损耗；电力需求随时问、季节的不断变化，造成电力生产与用户需求不协调等等。另外，集中式供电模式面临的更为严重的问题是：一旦供电中枢或电力网出现故障，所造成的经济损失将难以估量。而且这种大电网又极易受到战争或恐怖势力破坏，严重时将危害国家安全；另外集中式大电网还不能跟踪电力负荷变化，而为了短暂的峰荷建造发电厂花费巨大，且经济效益也非常低。采用分布式供电系统作为辅助手段，可以较好地解决这些问题［２－５］．分布式发电１９７８年美国公共事业管理政策法（ＰＵＲＲＡ）公布后正式先在美国推广，然后被其它先进国家接受。分布式供电是指将发电系统以小规模、分散方式布置在用户附近，可独立地输出电能、热能或（和）冷能的系统。当今分布式供电方式主要是指用液体或气体燃料的内燃机Ｏｃ）、微型燃气轮机（Ｍｉｃ∞ｎ曲ｉｎ神和各种工程用的燃料电池（ＦｕｅｌＣｅｌｌ）。因其具有良好的环保性能，分布式供电电源与“小机组”己不是同一概念。与集中式供电模式相比，分布式供电具有许多优点，如：不需远距离输配电设备，输电损失显著减少：可利用排气热量实现热、电联产或热、电、冷三联产，提高能源利用率：可以弥补大电网在安全稳定性方面的不足，在电网崩溃和意外灾害情况下，可维持重要用户的供电；分布式供电系统体积小，各电站相互独立，非常适合对农村、牧区、山区以及发展中地区提供电力，也可作为军用车载或舰载电源；用户可根据时间、季节变化自行控制供电系统的工作，缓解电力生产与用户需求的不协调等等。与集中供电电站相比，分布式供电具有以下优势：没有或很低的输配电损耗；无需建设配电站，可避免或延缓增加的输配电成本：适合多种热电比的变化，可使系统根据热或电的需求进行调节；土建和安装成本低；各电站相互独立，用户可自行控制，不会发生大规模供电事故，供电可靠性高；可进行遥控和监测区域电力质量和性能；非常适合对乡村、牧区、山区、发展中区域及商业区和居民区提供电力：大量减少了环保压力１６－７１。纵观西方发达国家电力工业的发展过程，可以发现：电力工业的发展经历了从分布式供电到集中式供电，又到分布和集中相结合的供电方式的演变。造成这种现象不仅仅是由于生活水平提高的需求，而且也是集中式供电方式自身所固有的缺陷造成的。毋庸置疑，随着社会的发展，我国电力工业也将面临类似的问题。虽然，从目前电力工业的发展情况来看，集中式供电仍是我国电力工业发展的主要方向，但从长远看，只有合理地调整供电结构、有效地将分布式供电和集中式供电相结合，才能构架更加安全、稳定的电力系统妒“１。以化石能源为能源动力的分布式供电方式多种多样，随着微型燃机技术的不断完善，微型燃气轮发电机（Ｍｉｃｒｏ－ＴｕｒｂｉｎｅＧｅｎｅｒａｔｏｒ）ＭＴＧ已成为目前最成熟、最有商业竞争力的分布式发电设掣１２１３１，也是目前国际上分布式供电系统的主要发展方向，有可能成为２ｌ世纪能源技术的主流１１ｔ堋。由微型燃气轮机直接驱动内置式高速发电机，发电机与压气机、透平同轴，转速在５００００ｒ／ｍｉｎ～１２００００ｒ／ｍｉｎ之间。高速发电机发出高频交流电，经电力变换系统转换成直流电后，再转换为５０№岿８０Ｖ的交流电供用户使用。这样不仅简化了结构，使整台发电一２一沈阳工业大学博士学位论文机组体积显著减小，重量减轻，而且也使系统的．－ｊ－靠性得到了提高。这种将微型燃气轮机与发电机组合为一整体的设计理念，使微型燃气轮发电机获得强大的生命力【１６．．１９］。目前，开发研制微型燃气轮发电机的厂商主要集中在北美和欧洲。中国石油天然气蕴藏丰富，但是分布不均衡，西部储量大，而且人口居住分散，大电网不易覆盖，在这些地区建立分布式发电厂，就会节省投资，降低能源损耗，所以微型燃气轮发电系统在未来我国电力、动力等国民经济领域和国家安全等方面具有重要作用和战略意义。研究微型燃气轮机驱动高速发电机技术具有十分重要的现实意义。高速电机的研究目前正在成为国际电工领域的研究热点之一。由于转速高，电机的功率密度大，其几何尺寸远小于输出功率相同的中低速电机，可以有效地节约材料；由于高速电机的转动惯量较小，所以动态响应较快：高速电机可与原动机或负载直接相连，省去了传统的机械变速装置，因而可减小噪音和提高传动系统的效率。特别是永磁电机由于其结构简单，力能密度高、无励磁损耗和效率高等优点，最适合用于中、小型高速发电机∞捌。高速电机由于具有转速高、电机尺寸小、功率密度大、效率高等显著优点，在以下各方面具有广阔的应用前景。（１）高速电动机在空调或冰箱的离心式压缩机、储能飞轮、纺织、高速磨床等诸多场合得到广泛应用蹦２５】，而且随着科学技术的发展，特殊要求越来越多，它的应用会越来越广泛。（２）在混合动力汽车、航空、船舶等领域具有良好的应用前景１２６１。随着汽车工业混合动力汽车的发展，体积小、重量轻的高速发电机将会得到充分的重视，并广泛应用于欧美国家的军工领域。（３）在分布式发电系统中具有广阔的发展前景【体嘲。由燃气轮机驱动的高速发电机体积小，具有较高的机动性，可用于医院、宾馆及其它重要设施的备用电源，也可作为独立电源或小型电站，弥补集中式供电的不足，具有重要的实用价值。然而在我国，微型燃气轮机发电技术仍处于研制阶段，一些科研机构、高等院校以及部分航空发动机制造公司正在开展相关技术的研究。２００２年由哈尔滨东安公司和中科院工程物理研究所、西安交通大学等单位组成的联合体承担了国家８６３计划重大专项一３一高速永磁电机的机械和电磁特性研究课题微型燃气轮机发电机设计与研发，计划推出具有自主知识产权的国产微型燃气轮发电机组。由沈阳工业大学、南京航空航天大学和浙江大学共同承担的国家重点自然科学基金项目“微型燃气轮机一高速发电机分布式发电与能量转换系统研究”也已正式启动。这些表明，我国也正在积极致力于独立研制开发微型燃气轮发电系统。本课题来自于２００４年国家自然科学基金重点项目“微型燃气轮机一高速发电机分布式发电与能量转换系统研究”（５０４３７０１０）。１．２高速电机关键技术国内外的研究现状由于军用和民用对高速电机的需求，上世纪末以来，英美等发达国家竞相开展对高速电机的研究，其典型代表是：美国麻省理工学院（ＭＩＴ）的电磁和电子系统实验室研究的５ＭＷ高速感应发电机；德克萨斯州立大学机械电子中心用于先进机车推进系统的３ＭＷ高速同步发电机和高速感应飞轮电机；英国ＴｕｒｂｏＧｅｒ雠ｔ公司推出的以１．２ＭＷ高速永磁发电机为核心的新型移动电站；美国Ｃａｌｎｅｔｉｘ公司开发的舰用２ＭＷ高速永磁发电机，转速范围为１９０００ｒ／ｍｉｉ卜２２５００ｒ／ｍｉＩｌ网，目前已研制出５０００００ｒ／ｍｉｎ的永磁发电机。下面将对高速电机的国内外研究现状进行分析。１．２．１高速电机转子结构与强度高速电机可以有多种结构形式，如感应电机、永磁电机和磁阻电机等。电机在高速旋转时转子的离心力很大，当线速度达到２００ｍ／ｓ以上时，常规叠片转子难以承受高速旋转产生的离心力，需要采用特殊的高强度叠片或实心转子网。文献【２９１对高速感应电机进行了理论分析。文献［３０】对三台高速感应电机进行了试验分析。其中一台额定转速３０６００ｒ／ｒａｉｎ，额定功率６５ｋＷ的高速电机采用实心叠片转子结构。另外两台额定转速６００００ｒ／ｍｉｎ，额定功率６０ｋＷ的高速电机采用鼠笼式结构。文献［３１，３２］详细讨论了三种感应电机转子结构，并制造了图１．１所示的样机。高速感应电机的转子损耗大，功率因数低；但其实心转子能够承受４００ｍ／￥的表面速度，并能承受较高的温度。文献１３２１还讨论了三种不同类型的高速永磁电机结构，即内转子周边永磁体结构、外转子周边永磁体结构和内转予圆柱永磁体结构，指出永磁电机转子损耗小，功率因数高。一４一沈阳工业大学博士学位论文图１．１由弹性联轴舞ｉ碾的两台６０ＲＷ．６ｍＮｒ／ｍｌａ高速感应电机■蟹ＬＩＴｈｅ６０ｋＷ，６０帅ｅｒ／ｍｉａｈｉｇｈｓｐｅｅｄ劬№钿Ⅱｍ吣Ｄ幅ｅｅｕｐｌｅｄｗａｈ４矗旺曲ｋ伽暇ｐｋｒ瑞典斯德哥尔摩皇家技术学院早在上世纪８０年代中期就对高速永磁发电机进行研究，制造了一台额定转速为１０００００ｒ／ｍｉｎ，额定功率为２０ｋＷ的高速电机。其转子采用非导磁钢对永磁体进行了保护，并对电机转子进行了简单的应力计算Ｄ３Ｊ。其样机试验时，转子转速达到了７５０００ｒ／ｒａｉｎ。文献［３４１中，高速电机转子上永磁体表面采用碳纤维绑扎．国内对高速电机转子的结构研究还处于起步阶段。文献［３５１探讨了高速异步电机转子设计面临的问题，文献（３６１分析了高速永磁同步电机转子设计的关键问题。文献［３７１对一台１００ＭＷ空冷汽轮发电机护环强度进行了分析，文献【３８，３９】对燃气轮机转子进行了循环应力分析。文献［４０－４３１利用有限元法对一些预应力装配问题进行了有限元分析．１．２．２高速电机的轴承一转子动力学在转予动力学发展的近百年历史中，出现过很多计算方法，发展到今天，现代的计算方法主要可以分为两大类：传递矩阵法［４４－蝴和有限元法Ｈ”ｌ。传递矩阵法的主要特点是：矩阵阶数不随系统的自由度增大而增加，因而编程简单，占内存小，运算速度快，特别适用于像转子这样的链式系统。目前，传递矩阵法在转子动力学的计算中占主导地位ｆ５３ｊ４１。一５一高速永磁电机的机械和电磁特性研究有限元法的运动方程表达方式简洁，规范，在求解转子动力学问题或转子和周围结构一起组成的复杂机械系统的问题时，有很多的优点嘲。有限元法对复杂转子系统剖分单元庞大，计算结果比传递矩阵法准确，然而计算耗时长，占用内存大。现代计算机技术的发展，给有限元法提供了良好的硬件条件，目前，有限元方法也得到了广泛应用嗍。文献ｆ３０】对高速感应电机转子的固有振动频率进行了计算，得到转子的弯曲模态如图１．２所示。上述计算中没有考虑磁力轴承支承刚度和陀螺效应对转子临界转速的影响。图ｌｏ前两阶弯曲临界转速对应的模态确参１２Ｔｋｍ砌ｅａｈ岬ｏｆ血ｅ舾Ｉ棚＂厅钾ｂ衄ｄ诅ｇⅡａｔⅡ糟Ｉｆ嘲Ⅱ蚰ｃｈ文献【３０】还进一步试验测试了感应电机转子的固有振动频率，如图１３所示，并把有限元分析得到的固有频率和试验检测得到的固有频率进行了对比。其中一台６５ｋｗ电机叠片转子的一阶弯曲频率为５３０｝ｋ，只是这种转子临界转速计算的准确性还需要提高。一６一沈阳工业大学博士学位论文图１．３叠片转子的弯曲临界转速检测Ｆ蟹１．３Ｍｅｓｕｒｕｍｅｎｔｏｆｔｈｅｂ蛐曲曙口瞄蝴叩∞凼ｏｆｔｋｌ¨血ａｔ阳ｌｒＯＷｉｒ文献【５７】对一台高速永磁无刷电机的转子的固有频率进行了分析计算，如图１．４所示，转子两端的每一个轴承都被简化为２个Ｘ方向和两个Ｙ方向的弹簧。但是并没有考虑陀螺力矩对转子临界转速的影响，从而影响了分析的准确性。豳１．４轴承一转子系统的有限元痰垄啦！．４Ｔｈｅ肌ｍｏｄｅｌｆｏｒｒｏｌｏｒｗｉ凼ｂｅａｒ‘ｍｐ国内也有某些学者对电机转子的动态性能进行了研究∞蚓，但是对高速电机转子的动力学分析较少。一７一高速永磁电机的机械和电磁特性研究１．２．３高速电机的定子结构定子结构对高速电机的性能有重要的影响。文献［３３１对高速永磁发电机的特性、参数、结构等进行了初步研究，并根据研究的结果设计了一台２０ｋＷ样机，该样机采用了一种如图１．５所示的定子无槽结构，定予绕组采用环形绕组。在该种结构中，由于定子铁心没有齿槽，防止了因定子开槽在转子表面引起的涡流损耗，这也是该种结构的优点所在。但是，在转子永磁体和定子铁心之间，电枢绕组占了很大空间，这将使电机的气隙增大，导致电机输出功率受到限制。图１．５２０ｋＷ无糟结构的高速永磁电机结构示意图Ｆｉｇ．１．５Ｄｉａｇｒａｍｏｆａ２０Ｉ州幽蚰∞ＰＭｍａｃｈｉｎｅ瑞士ＡＢＢ公司和瑞典ＶＯＬＶＯ公司均在高速燃气轮机驱动永磁高速发电机匕进行了多年的研究，他们合作研制成功型号为ＭＴ１００的热电联产样机嗍。该机组的电气输出功率为１００ｋＷ，热输出功率１６７ｋＷ，总效率高达８０％。机组采用的高速永磁发电机结构简图如图１．６所示。一８一沈阳工业大学博士学位论文圈１．６ＩＮＩｋＷ高速永磁电机的结梅翻面圈嘶１．６Ｃｎｔａｗａｙｄｉａｇｒａｍｅｒａｈ袖。畔ｄ１００ｋＷＰＭｍａｃｈｉｎｅ英国燃气发电设备有限公司ｆｒｈｅＴｕｔｔⅪＧｅｎｓｅｔＣｏｍｐａｎｙＬｉｍｉｔｅｄ），专门从事开发研制燃气轮机驱动的高速发电产品。他们研制出一种盘式结构高速永磁发电机。转子由一个或多个同轴的圆盘构成，圆盘内是轴向磁化的永磁体，定子也是由一个或多个圆盘构成，盘内是定子绕组。转子盘和定子盘交错排列，具有较高的效率和强度，但是结构较复杂，增加了加工难度和成本。１．２Ａ高速电机的损耗和温升计算高速电机的损耗计算和传统电机的损耗计算有很大的不同。高速电机功率大，体积小，功率密度高，但同时高速电机单位体积内的损耗也大。虽然目前对各种普通电机的电磁性能睁卅和损韦＃御１１研究比较多，但是对高速电机损耗的研究比较少圈。高速电机的定子损耗分为铜耗和铁耗，其中定子铜耗计算比较简单。要计算定子铁耗，首先必须了解定子材料在高频下的损耗系数。文献ｆ７３】研究了材料的加工工艺过程对硅钢片材料性能的影响．文献１３０］中高速感应电机中使用的０．２ｒａｍ硅钢片在磁通密度为ＩＴ，１０００Ｈｚ时的损耗系数为４４Ｗ／ｋ．ｇ：而文献［７４１中感应电机使用的０．２０ｒａｍ硅钢片在磁通密度为ｌＴ，频率为１３３３Ｈｚ时的损耗系数为１３４．４Ｗ／ｋｇ；ｉ焉ｉｄ＇－文献中定子铷Ｄ材料的损耗系数相差甚大．一９一高速永磁电机的机械和电磁特性研究要计算高速电机的铁耗，还必须准确计算高速电机内的电磁场。赫尔辛基工业大学ｆ７５硼对高速感应电机的电磁场做了比较详尽的分析，而瑞典斯德哥尔摩皇家技术学院对高速永磁电机的电磁场做了比较深入的研究ｒ嗍。高速电机的转子损耗也可以分为两部分，转子表面的摩擦损耗和转子中的电磁损耗。对高速电机来说，由于电机转子转速比较高，所以转子表面与风的摩擦损耗比转子里面的电磁损耗大的多删。文献【８０ｊ和（８ｌ】比较详细的分析和试验研究了高速电机转子表面的摩擦损失。文献ｆ７６ｌ对高速感应电机的损耗做了比较详细分析，他计算了两台相同功率的普通感应电机和高速感应电机的损耗，并做了对比分析。和普通电机相比，高速电机中的各种损耗所占比例有很大的不同。文献【８０－钩对高速感应电机转子中的电磁损耗傲了比较详尽的分析。而对高速永磁电机来说，为了避免高频电磁波在永磁体中产生磁滞损耗和涡流损耗，必须在永磁体表面安装一个金属屏蔽套【８蚓。文献【８８】指出定子采用无槽结构，可以减少气隙磁场中空间谐波磁场的幅值，从而可以减少转子护套中的电磁损耗。文献ｆ３０】给出了一台３７ｋＷ感应高速电机的各种损耗和输出功率的关系，指出随着转速的增加，高速电机的铜耗在总损耗中所占的比例下降，而涡流损耗和摩擦损耗在总损耗中所占的比例增加。文献【３０】进一步指出，由于气隙较小，转子和定子之间的温度梯度是有限的，由于转子的冷却非常困难，可以通过有效的冷却定子来冷却转子。文献［７８－７９］对一台高速额定功率ｌｌＯｋＷ，额定转速７００００ｆ／ｒａｉｎ的高速电机进行了比较详细的损耗计算，指出由于转子表面碳纤维是热的不良导体，所以可以认为这种形式的转子和定子之间是绝热的。在这个假设条件下，用热路法计算了高速电机内部的温升，得到高速电机内部的稳态温度分布，其中转子表面温度接近了永磁体的极限温度１５０℃。目前，国内对高速电机的研究还处于起步阶段，有关高速电机温升计算方面的文献资料很少。一１０一沈阳工业大学博士学位论文１．３本文研究的主要内容本文共分五部分对高速永磁电机的机械和电磁特性进行了研究。（１）在对高速永磁电机关键技术分析的基础上，进行了高速永磁电机的定、转子结构设计。首先对转子动力学，高速电机的损耗、温升计算与散热技术，高速电机的磁悬浮技术等关键技术进行了分析。在此基础上，提出了一种可满足高速电机机械和电磁性能要求而且加工和充磁工艺简单的新型永磁转子结构与一种有利于提高冷却效率和增加转子刚度的定子环形绕组。（２）为了防止永磁体在高速旋转时产生的巨大拉应力作用下而破坏，利用非导磁合金钢对永磁体进行了保护。为了确保转子的强度，利用弹性力学理论，建立了护套和永磁体应力计算数学模型，并编制了转子设计程序。通过计算，得到了永磁电机转子的基本尺寸，并利用解析法和有限元法相结合，计算了额定转速和一定温度下永磁体和护套中的应力分布。（３）利用电磁场理论分析了磁力轴承的支承特性，得到了磁力轴承的支承各向同性和支承刚度。然后利用有限元法对高速永磁电机转子进行离散化，得到了计入磁力轴承支承特性的高速电机永磁转子的动力学方程。编制了计算转子临界转速的有限元程序，并计算了高速永磁电机转子的临界转速。（４）建立了高速永磁发电机的场路耦合模型，并分析了高速电机的空载特性，负载特性以及高速电机内的电磁场。在试验测得定子铁心材料损耗系数的基础上，计算了高速电机的各种损耗。然后，建立了高速电机定、转子稳态温升计算模型，并计算了高速电机内的稳态温升。（５）研制了一台高速永磁电机试验样机，并进行了初步的试验研究。测得了电机在不同转速下的温升和反电势，并把试验结果和仿真结果进行了对比分析。电机实现了６００００ｆ／ｒａｉｎ的空载运行。在理论和试验分析的基础上，提出了高速永磁电机的改进设计方案。高速永磁电机的机械和电磁特性研究第二章高速永磁电机的关键技术分析与定、转子结构设计高速电机的主要特点有两个：一是转子的高速旋转，转速高达每分钟数万转甚至十几万转，圆周速度可达２００ｍ／ｓ以上；二是定予绕组电流和铷０中磁通的高频率，一般在１０００Ｈｚ以上。由此决定了不同于普通电机的高速电机特有关键技术恻。本章在分析高速永磁电机关键技术的基础上，对一台额定功率７５ｋＷ，额定转速６００００ｒ／ｍＬｎ的高速永磁电机的定、转子进行了结构设计。提出一种加工和充磁工艺简单，能满足机械和电磁性能的新型２极转子结构与一种有利于提高冷却效率和增加转子刚度的定子环形绕组结构。２．１高速永磁电机的特点与关键技术２．１。１高速发电机的结构高速发电机可以有多种结构形式，如感应电机、永磁电机和磁阻电机等，它们各有优缺点。从功率密度和效率来看，选择循序为永磁电机、感应电机和磁阻电机；然而从转子机械特性来看，其选择次序需要颠倒过来，即磁阻电机、感应电机和永磁电机。在确定高速电机结构型式时，需要对其电磁和机械特性进行综合对比研究。目前中小功率高速电机采用永磁电机较多，中大功率高速电机采用感应电机较多嘲。２．１．２高速永磁电机转子关键技术分析电机在高速旋转时转子的离心力很大，当线速度达到２００ｍ／ｓ以上时，常规叠片转子难以承受高速旋转产生的离心力，需要采用特殊的高强度叠片或实心转子。对于永磁电机来说，转子强度问题更为突出，因为烧结而成的永磁材料不能承受高速旋转产生的拉应力，必须对永磁体采取保护措施。转予强度的准确计算和动力学分析是高速电机设计的关键技术。为了保证永磁电机的机械和电磁性能，在永磁转子设计中还需要重点考虑以下问题：（１）转子直径和长度的选取高速永磁电机的转速很高，一般都在２００００ｒ／ｍｉｎ以上，甚至高达十几万转，转子旋转时将产生很大的离心力。从减小静Ｄ力的角度来看，高速电机转予直径应选得越小越好，所以高速电机转子一般为细长型。然而转子要有足够大的空间放置永磁体和转轴，一１２—沈阳工业大学博士学位论文因而转子直径不可过小。而且为了保证转子具有足够的刚度和较高的临界转速，转子轴向不可过长。特别是对于采用磁悬浮轴承的高速电机转子，为了减小跨越临界转速时磁悬浮控制的难度，希望设计成为刚性转子，采用适当的转子长径比。高速永磁转子的直径和长度需要进行电磁和机械特性分析后才可确定［９０１．（２）永磁材料的选取高速电机的永磁体不仅要具有良好的磁性能，即较高的剩余磁通密度、矫顽力和最大磁能积，而且应具有足够高的工作温度和热稳定性。由于高速永磁转子的高速、高频附加损耗较大而散热条件较差，防止转子过热造成永磁体不可逆失磁，是需要考虑的一个重要问题。由于永磁转子承受巨大的离心力，永磁材料的机械性能也是选择时需要考虑的问题。综合技术要求和材料成本，目前在高速永磁电机设计中，多选用耐高温的烧结钕铁硼永磁材料。（３）极数选择高速电机一般为２极或４极，各有优缺点。２极电机的优点是转子永磁体可采用整体结构，保证转子沿径向各向同性有利于转予的动态平衡，同时可减小定子绕组电珈瓦和镪凸中磁场的交变频率，有利于降低高频附加损耗。２极电机的缺点是定子绕组端部较长而铷０轭部较厚。４极电机刚好与２极电机相反，优点是定子绕组端部较短和铷Ｄ轭部较薄，缺点是永磁转子需要多块永磁体拼接，这就降低了转子的刚度，同时定子绕组电流和铁心中磁场的交变频率较高，增加了铁耗。从电磁和机械两个方面综合考虑，特别是从提高转子机械强度和刚度来看，采用２极方案比较有利【鲫】。２．１１３高速永磁电机的损耗、温升计算与散热技术高速电机不仅由于绕组电流和铷Ｄ中磁通交变频率增加导致基本电气损耗的增加，还增加了高频附加损耗，特别是转予表面由于高速旋转产生的风磨损耗和轴承损耗在总损耗中所占有较大的比重，且与电机运行速度和散热条件密切相关，难以准确计算。同一１３一时，由于单位体积功率密度与损耗的增加和总体散热面积的减小，有效的散热和冷却方式，是高速电机设计中的一个重要问题。２．１．４高速永磁电机的磁悬浮技术普通的机械轴承在高速电机中应用寿命很短，一般需要采用非机械接触式轴承，主要有三类：（１）充油轴承油轴承在使用过程中需要配备高压油泵，这不但增大了高速电机附属设施的体积，而且由于存在漏油问题和损耗较大，逐渐被先进的气悬浮和磁悬浮技术所代替。瑞典斯德哥尔摩皇家技术学院制造的ｌＯＯｋＷ，７００００ｒ／ｒａｉｎ的高速永磁电机采用充油轴承【９”，轴承的摩擦损失达到ｌｋＷ，这对高速永磁电机的转子冷却来说是个严重的问题。ｅ２）空气轴承圈２．１空气轴承结构原理示意图啦２．１Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｂｌｇｒａｍｏｆａｉｒｂｅａｒｔ唾空气轴承的结构原理如图２．１所示。用压缩空气代替油膜实现气悬浮，漏气比漏油问题容易解决。与磁悬浮轴承比，空气轴承的体积较小，控制简单；其缺点是用很薄的一层压缩空气（２５ｒｉｍ）支撑转子，承受负载能力有限，同时对轴承材料的性能与加工精度要求极高。（３）磁力轴承磁力轴承是借助于永久磁铁或可控电磁铁产生的电磁力使转予实现稳定悬浮ｆ蜘川。磁力轴承是集力学、机械、控制工程、电磁学、电子学和计算机技术于一体的典型机电一体化产品。由于磁力轴承可以实施主动控制［９５－９９］，所以它具有一般传统轴承所无法比一１４—沈阳工业大学博士学位论文拟的优越性。由于电磁轴承的摩擦损耗极小，所以磁力轴承支承的转子可在每分钟数十万转的工况下运行【１雕１啊，同时也不存在类似滚动轴承、滑动轴承由于磨损和接触疲劳所产生的寿命问题。磁力轴承在高速电机中具有广阔的应用前景。图２．２为主动式磁力轴承的工作原理和控制系统示意图。脚姐Ｓｔｒｍａ＇ｍ＇ｅ：ｍｄＭ删ｓｙｍｏｆ枷＂ｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｒｍｐ２．２高速永磁电机的转子结构设计在分析高速电机关键技术的基础上，首先对一台额定转速６００００ｆ／ｒａｉｎ，额定功率７５ｋＷ的高速永磁电机转子进行了结构设计。图２．２主动式磁力轴承结构原理与控翩系统示意图２．２．１永磁转子直径和长度的选择高速永磁电机的额定转速为６００００ｒ／ｍｉｎ，根据转子表面线速度不宜超过２００ｍ／ｓ［辑ｌ，选择永磁转子的外径：根据永磁电机转子刚度和电机输出功率的要求综合考虑确定永磁转子长度。２．２．２永磁材料的选择高速永磁电机样机选用永磁材料的剩余磁感应强度Ｂｒ约为１．０５－１．１３Ｔ，矫顽力不小于７５６ｋＡ／ｍ，而它的工作温度不大于１８０℃，居里温度约为３４０℃．２．２．３永磁体的保护高速永磁电机选用的稀土永磁体为烧结钕铁硼，是一种类似于粉末冶金的永磁材料，能承受较大的压应力（１０００ＭＰａ），但不能承受大的拉应力，其抗拉强度一般低于抗一１５—压强度的十分之一（＜１００ＭＰａ）。如果没有保护措施，永磁体将无法承受转子高速旋转时产生的巨大离心力而破坏。目前，保护永磁体的措施有两种；一种保护方法是用采用碳纤维绑扎永磁体，另外一种是在永磁体外面加一高强度非导磁保护套。采用碳纤维绑扎时绑扎带的厚度较小，而且不产生高频涡流损耗；但是碳纤维绑扎工艺比较复杂。为了屏蔽气隙磁场中的高次谐波，减少永磁体中的磁滞损耗，一般需要在永磁体表面放置一层薄铜片，这就进—步增加了对加工工艺的要求，而且不利于转子动平衡；碳纤维是热的不良导体，这对永磁体的散热不利。本设计中高速电机的永磁转子采用非导磁高温合金钢对永磁体进行保护，如图２．３所示。根据永磁体抗压性能远大于抗拉性能的特点，护套和永磁体之间采用过盈配合，即对静态永磁体旋加一定预压应力，以抵消高速旋转时静０力产生的拉应力，并保证永磁体在转子高速旋转时始终承受适当的压应力。永磁体与护套之间需要采用多大的过盈量，需要根据永磁转子结构、转子运行速度范围和材料特性，进行转子强度分析，计算高速旋转时永磁体和护套的应力和应交后方可确定。ＰＭＥｎｃｌｏｓｕｒｅＡｘｉｓ图２．３高速永磁电机的转子脚２．３Ｔｈｅｒｏｔｏｒｏｆｔｈｅｈｉｇｈ叩ｅｅｄＩ＇Ｍｍｏｔｏｒ非导磁合金钢不但可以有效的屏蔽气隙磁场中的高次谐波，而且是热的良导体，对转子冷却非常有利。２．２．４极数的选择高速永磁电机采用２极结构，永磁体采用环形整体结构。由于非导磁高温合金钢和永磁体之间的过盈量较大，护套和永磁体装配困难。采用热套工艺，把护套加热到一定一１６—沈阳工业大学博士学位论文温度，装配后再冷却．为了避免高温使永磁体不可逆失磁，采用转子加工装配后再整体充磁的新工艺。采用４极结构时，永磁体大多采用拼装结构，为了保证转子高速时的动平衡，对分块永磁体的加工和拼装提出了较高的工艺要求。采用２极整体永磁转子，不但保证了转子质量的均衡，便于加工制造和提高转子的机械性能，而且具有良好的电磁特性。２极整体结构的永磁转子采用简单的径向充磁工艺就能获得正旋分布的气隙磁场，如图和２Ａ所示，这就使得即使采用集中整距的定子绕组仍可获得正弦电势波形，从而减少了定子、转予中的高频附加损耗。圈Ｚ４永磁转子的整；体充磁ＦＩｐｒ２ＡＭ嘲ｅ恼瞳岵ｏｎｏｆｔｈｅＰＭｒｏｔｏｒ２．３高速永磁电机的定子结构设计高速永磁电机转速高，定子绕组电流和铁心中磁场交变频率较高。如何减少高频电磁损耗及提高冷却效率是高速电机定子设计需要考虑的主要问题。２．３．１定子硅钢片的选择定子铁心中磁通的变化频率与电机的转速成正比，而单位铁损耗与频率的１．３～１．５次方成比例，额定转速为６０００ｍ／ｍｉｎ的高速永磁电机定子磁场变化频率是３００（ｋ／ｍｉｎ电机频率的２０倍，如铷０中的磁通密度相同，高速电机的单位铁耗将增加５０－８０倍。降低铁耗的办法有二：一是适当降低踟Ｄ中的磁通密度：二是采用低损耗的铁心材料，如特殊软磁合金、非晶态合金钢片（Ａｍ优ｐｈ肌ｓｓｔｅｃＤ和磁粉压制的ＳＭＣ（Ｓ０ｆｔｍａｇｎｃｔｉｃｏ咖ｐｏｓｉ回软磁铁心。一１７—高速永磁电机的机械和奄磁特性研究上述特殊软磁合金成本较高，非晶态合金钢片薄而脆不易加工成型，而ＳＭＣ材料尚处于开发和试用阶段。目前高速电机的定予铂凸仍以采用低损耗冷轧电工钢片为主。高速永磁电机定子铁心采用厚度０．２３ｒａｍ的冷轧激光刻痕取向硅钢片，在５０Ｈｚ，ｌ。７ｒ时，其单位体积损耗系数约为０．９Ｗ。２．３．２导线的选择由于定子绕组的电流交变频率很高００００砒），选择导线时候必须考虑集肤效应的影响，可以采用相互绝缘的多股细导线并联而成的，每根细导线的半径由下式确定：，对／知万其中：ｒ——导线的半径｝（２・１）∞——电流交变角频率；∥——导线材料的磁导率；盯——导线材料的电导率．２ｉ３．３定子铁心结构高速电机通常可以采用如图２．５所示的多槽式、少槽式和无槽式三种不同类型的定子铁心．ａ）Ｍｕａｉ－ｓｌｍｂ）Ｆｅｗｓｌｏｔｓｃ）Ｓｌｏｔｌｅｓｓ图２．５三种典型的定子铁心结构Ｆ嘻２．ＳＴｈｒｅｅ啪ｐ妇ｌｓｔｒｕｃｔａｒｅｓｏｆｓｔａｔｏｒ∞ｎ—１８一沈阳工业大学博士学位论文采用无槽结构，气隙磁场的空间谐波较小，对减少定、转子中的高频谐波损耗较为有利；但由于气隙较大而气隙磁场较弱，电机输出功率受到限制。采用多极结构，气隙磁场的空间谐波幅值较小，但是，定子铷ｃ、加工和绕组下线工艺较复杂。本设计中，高速永磁电机定子铁心采用了少槽结构，既屎证了气隙磁场强度，又在一定程度上减少定子踟Ｄ加工和绕组下线工艺的复杂性。２．３Ａ定子绕组型式高速永磁电机选择两极结构，为了缩短绕组端部轴向长度，本设计中采用了一种环形绕组结构。如图２．６所示，如果采用传统的定子绕组，定子绕组端部的轴向长度约为１２０ｍｍ；而采用环形绕组，绕组端部的轴向长度缩短为４０ｒａｍ；这就使得电机转子的长度减少了约为１６０ｍｍ，而电机定子本身的长度才１２５ｒｍｎ。■～刊…Ｉ……ｌ卜ｒ—■坊Ｒｉｎｇｔｙｐｅｗｉｎｄｉｎｇ图２．６环型绕组与传统绕组端部示意图Ｆｉｇ，２．６Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｃｏｎｖｅｎｔｉｏｎａｌｗｉｎｄｉｎｇａｎｄｒｉｎｇｗ缸ｄｍｇ—１９一高速永磁电机的机械和电磁特性研究采用环形绕组结构，绕组的下层边放在定子铁心的槽中，上层边分布与定子铁心轭部的槽中，相当于将传统２极电机绕组轴向端部长转移到了定子铁心轭部，这就大大减少了高速电机转子的长度，提高了高速电机永磁转子的刚度。采用环形绕组的不利之处是线圈嵌线工艺比较复杂，需要穿绕。然而，高速永磁电机定子绕组的每槽导体数很少，因此穿绕工艺并不是很复杂。２．３．５定子通风冷却通道的设计功率大，体积小，效率高，是高速电机的主要优点。然而，高速电机单位体积内的损耗也比普通电机大的多，因此如何对高速电机进行有效冷却是保证高速电机安全运行的关键条件之一。高速电机的定子采用如图２．７所示的结构，定子采用环形绕组，环形绕组的下边安放在定予铁心的六个槽中，而绕组的上边安放在定子轭部的２４个槽中；同时，这２４个槽中安放绕组的剩余空间还用作定予的通风冷却通道。定子绕组上层边分散在２４个槽中，增加了定子表面的冷却面积，提高了冷却效率。２４个齿槽结构使得电机定子表面的散热面积约为定子铁心外圆表面积的３倍。由于绕组分散在２４个槽中，使得冷却气流不但能够有效冷却定子铁心，而且能够直接冷却定子绕组，提高了定子的冷却效率。图２．／高速电机的定予结构啦２．ＴＴｈｅｓ抽ｔｏｒｏｆｔｈｅｈ讪ｓｐｅｅｄｍａｃｈｉｎｅ高速电机的转子损耗约为ＩｋＷ，如何对转子进行有效冷却是高速电机结构设计需要解决的关键闯题之一。转子表面一般采用轴向强迫风冷，由于高速电机的定、转子之一２０一沈阳工业大学博士学位论文间气隙较小，定转子表面的温度梯度有限，通过有效的冷却定子也可以在一定程度上冷却转子。２．４本章小结（１）本章对高速电机的转子动力学，磁悬浮技术，以及高速电机的损耗、温升计算与散热技术等关键技术问题进行了的研究，并确定了高速电机的定、转子的基本结构。（２）提出一种加工和充磁工艺简单，能满足机械和电磁性能的新型２极转子结构。由于永磁体不能承受高速旋转时产生的巨大离心力，因此采用非导磁高温合金钢护套对永磁体进行保护。永磁体采用环形整体结构，使得采用简单的充磁工艺就能得到正弦分布的气隙磁场；采用环形永磁体有利于转子动平衡，提高了转子刚度，同时简化了转子加工工艺。（３）高速电机的定子采用了一种有利于提高转子刚度和冷却效率的环形绕组。采用传统绕组时，２极电机的绕组端部轴向很长，为了避免过长的绕组轴向端部进一步增加转子长度，降低转子刚度，高速电机的定子绕组采用环形绕组。环形绕组下层边分布在定子铁心的６个槽中，而上层边分布在定予轭部的２４个槽中，不但增加了定子表面的通风散热面积，而且使得冷却气流不但能够有效冷却定子铁心，也能直接冷却定子绕组，提高了冷却效率。一２ｌ一高速永磁电机的朝械和电磁特性研究第三章高速永磁电机的转子强度分析根据永磁体抗压性能远大于抗拉性能的特点，利用高强度保护套对永磁体进行保护。高速永磁电机转子强度分析的主要目的，是在确定永磁转子结构的基础上，计算永磁体和护套的基本尺寸和过盈量，并分析永磁体和护套在工作状况下的应力分布，确保永磁转子安全．由于永磁体和护套都为环形结构，可以利用弹性力学的厚壁筒理论进行分析。然而厚壁简理论把永磁体和护套都看作无限长，而不考虑转子的实际长度和轴向应变。利用轴对称的有限元模型能够准确计算永磁体和护套中的应力分布，然而过盈配合、旋转等边界条件的正确性还需要理论分析来验证。因此，本章利用弹性力学和有限元相结合的方法计算了永磁体和护套的强度。３．１转子护套和永磁体应力的解析分析永磁体和护套的结构简图及其装配关系如图３．１所示。由图可见，永磁体和护套形状比较规则，属于典型轴对称问题，可应用弹性力学厚壁筒理论进行解析分析。Ｅ１ｗｌⅫＡＰＭ‰一Ｏ眦ｒａｄｉｕｓｏｆ∞ｃｌｏ吼埘瞄一曲婀Ｉａｄ缸ｏｆｅ∞蛔ｍ，苗一ｏＩ吐ｒａｄｉｕｓｏｆＰＭｐｒ一—昏讲鹤飘珥ｅ‰—．衄盯翔ｄｉ璐０ｆＰＭ圈３．１永磁体和护套之问的装配关系ｌ蟹３．１ｎｅ∞ｓｍ嘶０ｆ曲ｅＰＭａｎｄ也ｅＦ＿，ＢｃＭｓｍ利用厚壁筒理论进行解析分析时，把永磁体和护套都看成轴向无限长物体，也就是不考虑永磁体和护套的轴向应变。一２２—沈阳工业大学博士学位论文３．１．１转子护套和永磁体之间过盈量的计算护套和永磁体之间过盈量设计，对高速电机转子的可靠性和安全性至关重要。过盈量过大，造成护套过厚、气隙过大，从而影响电机的电磁性能：过盈量过小，在转子高速旋转和温升较高时，可能会导致护套松脱，永磁体承受不了巨大的拉应力而破坏．下面分析转子护套和永磁体在三种状况下的过盈量：（１）静态过盈量静态过盈量即装配过盈量，为永磁体外半径与护套内半径之差哦＝，．鹏一吃∞旋转位移反转于艇转啊刚赳盈基（３．１）由于旋转离心力的作用，永磁体及护套均产生径向位移，护套内表面的位移为：。力‰＝饥噜一警４＝塑世警盟磋（３．３）～。＝丸，ｍ＋鲁一华玩＝业气产ｍ为旋转角速度。由于旋转变形减少时的过盈量为一２３—Ｅ＝业鼍竽碰（３．４）厶＝业世甓型∞，㈤（３刀其中成，几，Ｅ，瓦，屹，‰分别为护套和永磁体密度，弹性模量和泊松比；Ａ玩＝‰。（屹）一‰。（ｒ珊）＝‰。一‰。（３．８）高速永磁电机的机械和电磁特性研究因此，考虑旋转后的过盈量为磊＝４一△磊＝（ｏ一‘）一（ＩＩ“一ｌ‰。）（３）温度位移及总过盈量护套内表面的温度位移为（３．９＇讹ｈ《紫Ⅳ捣卜ｒ０．１∞永磁材料在垂直于充磁方向上热膨胀系数为负，在平行于充磁方向上热膨胀系数为正，两者相差不大。即在温度升高的情况下，永磁体在一个方向膨胀多少，就在另一个方向收缩多少，所以永磁体的横截面将会由圆截面变为椭圆截面但周长不变。因此考虑永磁体和护套之间温升之后的过盈量时，可不考虑永磁体升温之后的变形。考虑温度及旋转位移后，永磁体与护套间的总静过盈量为艿＝磊一珥囊＝（，备。一％）一（‘ｂ—ｌ白皿ｏ）一珥一３．１．２转子护套和永磁体之间的压应力分析护套与永磁体之间的过盈量，决定护套与永磁体之间的压力：（１）永磁体与护套间的静压力（过盈静压力）（３．１１）胪蹰霞蔫翮ｐ＝（３．１２）Ｃ２）工作静压力考虑旋转及温度工况，永磁体与护套的工作静压力为（３．１３）式中：Ｊ—总静过盈量，由式（３．１１）确定。研究表明，为了保证永磁体和护套之问始终保持紧密配合，在考虑转子旋转和温度升高之后，使转子护套和永磁体之间在额定转速下保持５０ＭＰａ左右的压应力比较合适。一２．生一沈阳工业大学博士学位论文３．１．３刃ｃ糠孵强度翮带盱于刁ｔ在弹塑性力学中，一般采用ＶｏｎＭ醣屈服准则来判断材料是否屈服，因此强度解析分析时，首先分析永磁体中各个方向的应力，然后计算了它们的等效合成Ｍｉｓｃ应力。（１）静应力（装配应力）径向装配应力吒＝嘿乏笔（ｔ一刳切向装配应力吒一见麦（・＋事］Ｍｉｓｃｓ应力‰＝厘ｋ一硫）２＋皖）２＋％）２】（２）工作应力考虑旋转和温度工况，永磁体工作时的径向装配应力为分叩麦（－一事）切向装配应力％ｄ。＝叩麦（－＋刳旋转径向动应力‰＝∥孚Ｂ＋丘一等２２一］旋转切向动应力叱＝∥半［ｒ二心等一鼍ｒ２］一２５—叫Ｑ㈤（３峋叫乃∞毋∞∞ｏ刎高速永磁电机的机械和电磁特性研究径向总应力切向总应力Ｍｉｓｅｓ应力盯盅一－－ｕ帆ｄｌ＋仃‰０．２０畦＝咄ｌ＋％ｄ啦（３钩‰ｄ＝压陋一畦ｒ＋砩）２＋砩）２】３．１Ａ护套强度解析分析考虑旋转和温度工况，永磁体工作时的径向装配应力为（３－２３）”叩轰一ｒ２］切向装配应力（３．２４）”叩鑫叫ｒ２２］旋转径向动应力（３钧‰＝ｎ矿半嘭＋名一等＿ｒ２１旋转切向动麻力（３．２６）～＝只ｍ２下３＋Ｖｏｈｚ＋ｒ：＋等一面ｌ＋３Ｖｏ径向总应力切向总应力Ｍｉｓｅｓ应力ｒ２１（３．２７）吒２‰ｌ＋Ｏ＇ｍ，２以＝畦．１＋％ｄ啦（３．２８）（３．２９）％＝１｜／—１——２磊２２（３．３０）３．２永磁体和护套的材料及尺寸的确定要确定高速电机的转子尺寸，还必须了解永磁体和护套的材料属性。永磁体和护套的材料属性如表３．１所示。一２６—沈阳工业大学博士学位论文表玉１永磁体和护套的属性Ｔａｂｋ３．ＩＴｈｅｐｒｏｐｅｒｔｉｕ栅ｅＰＭａｎｄｅｎ岫ｕｌｔ从公式（３．２Ｈ３３０）中可以看出，永磁体和护套之间的过盈配合量不但与转子的旋转速度和转子的温度有关，而且还与永磁体和护套的尺寸有关。要确定转子的尺寸，只能通过反复的试算，然后从试算结果中选择—组较佳的尺寸。ＶｉｓｕａｌＣ＋＋６．ｏ提供了一个先进的Ｃ＋＋语言实现环境，它利用微软公司提供的强大的ＭＦＣ（ＭｉｃｒｏｓｏｆｔＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｃｌ舾鲥樊痒，在Ａ印ｌｉｍｉｏｎＦｒａｍｅｗｏｒｋ中，添加很少的自己的应用程序代码，就能实现界面友好的Ｗｉｎｄｏｗｓ程序设计。利用ＶｉｓｕａｌＣ＿Ｈ６．ｏ，设计了一个Ｗｍ曲ｗｓ程序，用来计算高速电机的转子尺寸，如图３．２所示图３２转子设计程序对话框磁北Ｔｈｅｄ№ｗｈｔｄｏｗｏｆ曲ｅｒｏｔｏｒｄ咖ｐｒｏｇｒａｍ一２７—高速永磁电机的机械和电磁特性研究利用解析法，经过反复试算，得到转子的尺寸如表３．２所示：表３．２永磁体和护套的尺寸Ｔａｂｌｅ北ｎｅｄｈｎｅｎｓｌｏｎｏｆ６１ｅＰＭａｎｄｅｎｃｌｏｓｕｒｅ３．３永磁体和护套的强度分析采用解析法计算时，由于把永磁体和护套看成无限长，不考虑它们的轴向应变。采用有限元法，则可以方便的计入永磁体和护套的轴向应变，进而方便的得到永磁体和护套各个部分的应力。采用有限元法，利用式（３．３０）式，可以准确计算永磁体和护套中的应力分布。吒＝Ｂ峙。一ｃｒｙ户＋杌一ｃｒｚｒ＋ｐ；一ｃｒＩ）２＋６（砖＋吒＋仃三）】）ｊ（３．３０）由于永磁体和护套都是环形结构，为了减少单元的数量和计算时间，采用二维轴对称模型，对称轴为Ｙ轴，如图３．３所示。根据有限元的接触理论，利用二维轴对称的线一线接触来模拟永磁体和护套之问的过盈配合。假定永磁体的内边Ａ上所有点的径向位移相同，并且令Ａ边中点的轴向位移为零；同时耦合护套外边Ｂ上所有点的径向位移。图３．３永磁体和护套酶辘肺像摸型№３．３ＴｈｅａｘｉａｌｓｙｍｍｅｔｒｙｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅＰＭａｎｄｌｅｅｎｃｌｏｓｕｒｅ一２８—沈阳工业大学博士学位论文利用有限元法分析建立永磁体和护套的应力分析模型时，边界条件的施加对计算结果影响很大，特别是利用有限元接触理论模拟永磁体和护套之间高达Ｏ．１３ｒａｍ的过盈配合是否正确，以及转子旋转和温升边界条件的正确性，都需要利用解析法和有限元法计算结果相比较来验证。所以下面采用弹性力学理论和有限元方法相结合的方法计算各种工况下转子中的应力，以确保了转子强度计算的正确性和准确性。３．３．１永磁体中的应力计算（１）ｏＥ，静态时永磁体内部应力的计算１）径向应力计算在永磁体和护套之间过盈量为Ｏ．１３ｎｍｎ时，解析法和有限元法计算得到永磁体内径向应力分布如图３．４所示。由解析法计算得到永磁体内的径向应力为０－－－－１４４．８３ＭＰａ，而有限元法计算结果为Ｏ～一１４７】ⅥＰａ。重ｌ‘｛Ｉ．‘、～＿Ｉ—ＡｍｌｙｅｃｅｌｍｅｔｈｏｄＩ－ｅ—Ｉｒｍｉｔｅ＾ｋｍ瞰ｍｅ“薹‘～ｈ嘞吣—’ｈＲａｄｉｕｓ／ｎｕｎ图３．４０＂Ｃ。静态时永磁体中的径向应力ｌｒｌｇ．３．４Ｔｈｅｒａｄｉａｌｓｔｒｅｕ如ｔｈｅｓｔａｔｉｃＰＭａｔ０Ｅ∞切向应力计算由解析法和有限元法计算得到永磁体内的静态切向应力分布如图３．５所示。用两种方法计算得到永磁体内的切向应力范围分别为一３７２．０６－－－－２２７２３ＭＰａ和一３７９．６２－－－２３２．４８～口ａ．一２９—高速永磁电机的机械和电磁特性研究重§蚕Ｒａｄｉｕｓ／ｒａｍ图３．５０℃。静态时永磁体中的切向应力哗３．５Ｔｈｅｔａｎｇｅｎｔａｌｓｔｒｅ《ｉｎｔｂｓｔａｔｉｃＰＭａｔ０＂Ｃ（２）转子以６００００ｒ／ｒａｉｎ速度旋转时永磁体内部应力分布旋转应力分析按电机的额定转速６００００ｒ／ｍｉｎ考虑，相应的电机旋转角速度为６２８３ｒａｄ／ｓ。由于旋转时在离心力作用下永磁体和护套产生了应变，其交接面的过盈量和压力皆发生变化，从而使永磁体的内部应力发生变化。１）径向应力计算由解析法和有限元法计算得到永磁体内的旋转径向应力分布如图３．６所示。用两种方法计算得到永磁体内的径向应力范围分别为０－－－１１３．６８ＭＰａ和０－－－１１５．０５ＭＰａ，二者十分吻合。与静态相比，旋转时永磁体承受的径向压应力有所减小。垂善萋Ｒ出ｄｉｕｓ／ｒｉｍｌ图３．６０＂Ｕ，６００００ｒ／ｒａｉｎ时永磁体中的径向应力脚３．６ＴｈｅｒａｄｉａｌｓｔｒｅｓｓｉｎｔｈｅＰＭａｔ０＂Ｃ，６００００ｒ／ｍｉ２）切向应力计算一３０—沈阳工业大学博士学位论文由解析法和有限元法计算得到永磁体内的旋转切向应力分布分别如图３．７所示。用两种方法计算得到永磁体内的切向应力范围分别为－－１３０．１７～１０２．０４ＭＰａ和－－１３３３．２－－－１０６．８８ＭＰａ。与静态相比，旋转时由于离心力产生的拉应力作用，永磁体承受的切向压应力明显减小。重ｌ茎ＲａｄｉｕＢ／ｎａｎ图３．７０℃，６０ｍｏｒ／ｍｌａ时永磁体中的切向应力Ｆｉｇ．３．７ＴｈｅｔａｎｇｅｎｔｉａｌｇｒｅｓｉｎｔｈｅＰＭａｔ０＂Ｃ，６ｍ００ｒ／ｎｄｎ∞轴向应力计算利用有限元法计算得到永磁体内的轴向应力分布如图３．８所示，０＂Ｃ时，永磁体转子以６００００ｒ／ｍｉｎ速度旋转时，转子受到的轴向应力约为－－１０４ＭＰａ到７．０１ＭＰａ。图３５Ｏ＇Ｃ，６０ｅ００ｒｈｎｋ时永ｊ麓体中的轴向镥日文应力脚３．８Ｔｈｅｓｔｒｅｓｓｏｆｔｈｅｙｄｉｒｅｃｔｉｏｎ缸ｔｈｅＰＭａｔ０＂Ｃ，６ｅ０００ｒ／ｎ血钔等效应力永磁体既承受径向力又承受切向力，是一科Ｉ！复合应力，需要校核其等效应力。由于解析法不考虑轴向应变，所以在轴向的各个截面上，永磁体承受的等效应力是一致的。然而，利用有限元法，可以方便的计算出各个永磁体在各个截面上的应力分布，如图一３ｌ一高速永磁电机的棚捌｝和电磁特性研究３．９所示，可以看出随着Ｙ的位置变化，永磁体沿着半径方向上的应力是不同的。由于考虑了轴向应变的影响，有限元法计算的结果相对更加贴近工程实际。重ｌ茎图３Ｊ０℃，６００００ｒ／ｒｏｂ时两个不同轴向位置永穗潍中的等效应力Ｆｉｇ．３．９Ｔｈｅｑ岫朔ｌ蛐ｔ甜ｒ瞄ａｈｇ曲时瑚ｄ№一：心．｛Ｊ焉誉笺篓釜霉‰。怒一＊。”，Ⅻ・＾ⅢＷ西日…ｊｉ；………………‘……一・｝………｛－＝－■｝｛№＝……÷………Ｒａｄｉｕｓ／ｍｉｔｔｗｏｋＪＩｍｗｌｉｍｌｓｈｔｂｅＰＭａｔ０Ｘ：．６００ｅｏｒ／ｍｉｎ图３．１０比较直观的显示了转子高速旋转时永磁体内的应力分布状况，永磁体的等效压应力范围为８９．６３－１３０．１７ＭＰａ。图＆ｌＯＯ＇Ｃ，６００００ｒ／ｍｉｎ时永磁体中的等效应力云图Ｆ蟹３．１０＂Ｉ＇ｎｅｅｑｕｉｖａｌｅｕｔｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅＰＭａｔ０℃，６００００ｒ／ｒａｉｎ（３）转子以６００００ｒ／ｍｉｎ的速度旋转，永磁体温度为１５０＂Ｃ时永磁体内部应力的计算永磁体工作温度部不高于ｌ∞℃；设计时，转子的工作温度不超过１５０＂Ｃ，所以这里按照转子温度为１５０＂０进一步计算了永磁体内的应力。由于热胀冷缩作用，温度升高３２—沈阳工业大学博士学位论文时，永磁体和护套之间的过盈配合量进—步减少，从而导致永磁体承受的压应力迸一步减少，必须对永磁体进行进一步应力分析．１１径向应力计算由解析法和有限元法计算得到永磁体内的径向应力分布如图３．１ｌ所示。用两种方法计算得到永磁体内的径向应力十分接近，为０＂一－－５７．５ＭＰａ。与静态相比，永磁体承受的径向压应力减小了５８ＭＰａ。萋ｌ薹Ｒａｄｉｕｓ／ｒａｍ图３．１１１５０１２，６０ｍｏｒ／ｍｉ时永磁体中的径向应力Ｆ嘻３．１１Ｔｈｅｒａｄｉａｌｓｔｒｅｓｓｉｎ伍ｅＰＭａｔｌ５０１２，６００００ｒ／ｍｌ缸２）切向应力计算由解析法和有限元法计算得到永磁体内的旋转切向应力分布分别如图３．１２所示．用两种方法计算得到永磁体内的切向应力十分吻合，约为４．１３ＭＰａ到－－２６２，５ＭＰａ。永磁体受到的切向应力也明显减小。董ｇ黝ｋ……』……・一＾ｌ・蜥ｄ＿●啊－ｅ－ｌｈｈ止删毗＿瞳一蚕鬻茕；Ｒａｄｉｕｓ／血一３３—图３．１２１５０＂Ｃ，６００００ｒ／ｒａｉｎ时永磁体中的切向应力晦３．ｔ２Ｔｈｅｔｔａｇｅａｆｉａｌｓｔｒｅｓ缸＊ｈｅｌｍａｔｌ５０℃．６ｅｅＯＯｒ／ｍｈ高速永磁电机的机械和电磁特性研究３）等效应力计算图３．１３中显示了随着Ｙ的变化，永磁体沿半径方向上的压应力略有不同。由图３．１４可以清楚的看到，永磁体温度达到１５０℃时各个部分承受的压应力。永磁体外表面所受到的压应力最大，约为５０ＭＰａ，达到了设计时提出的永磁在工作状态时候在配合面上承受５０ＭＰａ的压应力的要求。重ｌ委Ｒａｄｉｕｓ／ｒａｍ图３．１３ｌ卯℃，６００００ｒｔｍｌｎ时两个不同轴向位置永磁体中的等效应力Ｆ嘻３．１３ＴｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓａｌｏｎｇｔｈｅｒａｄｉｕｓａｔｔｗｏｄＭｅｒｅｎｔａｘｉａｌｌｏｃａｔｉｏｎｓｉｎｔｈｅＰＭａｔｌ５０＂０，６００００ｒ／ｒａｍ图３．１４１５０Ｘ：，砷∞ｍ．，ｍ虹时永磁体中的等效应力Ｆｉｇ．；３．１４Ｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓ缸ｔｈｅＰＭａｔｌ５０＂０．６００００ｒ／ｒａＭ由以上分析中可以看出，永磁体在额定转速，温度为１５０℃时，承受的压应力最小。此时，永磁体和护套的配合面上仍然承受了５０ＭＰａ的压应力，保证了永磁体和护套之间的紧密配合，为电机的高速安全运行提供了保证。一３４—沈阳工业大学博士学位论文３．３．２护套中的应力计算（１）静态时护套内部的应力分析１）径向应力计算在永磁体和护套之间过盈量为Ｏ．１３ｎｎｎ时，用解析法计算和有限元法计算得到护套内的静态径向应力分布如图３．１５所示。由解析法计算得到护套内的静态径向应力为肛一１４４．８３ＭＰａ，而有限元法计算结果为０－－－１４７。２５ＭＰａ。ｌ一＾Ｉ－ｂｂ函＿埘Ｉ争触・ｋ∞址ｍ蝴重ｌ委．／’，／∥—４…Ｚ‘Ｒａｄｉｕｓ／ｎａｎ图３．１５０１２，静态时护套中的径向应力晦３．１５Ｔｈｅｒａｄｉａｌｓｔｒｅｓｉｎｔｈｅｓｔａｔｉｃｅｎｃｌｍａｒｅｓｔ０＂Ｃ２）切向应力计算由解析法计算得到护套内的静态切向力为５３５．３２－６７９．６５ＭＰａ，而有限元法计算结果为５５１．９３～７００．８３ＭＰａ，如图３．１６所示：重ｌ蚕Ｒａｄｉｕｓ／ｎｕｎ图３．１６０＂Ｃ，静态时护套中的切向应力■窜３．１６ＴｈｅｔＲｇｍｌｉａｉｓｔｒｅｓｓｉｎｔｈｅｓｔａｔｋｅｎｃｌｏｓｕｒｅ“０℃一３５—高速永磁电机的机械和屯磁特性研究（２）Ｏ℃时，转子以６００００ｒ／ｍｉｎ旋转时护套内部的应力分析１）径向应力计算如图３．１７所示，由解析法计算得到护套内的径向应力为０～－１１３．６８ＭＰａ，而有限元法计算结果为帖一１１５．０５０ＭＰａ。董ｌ詈Ｒａｄｉｕｓ／ｍｍ电３，１７ｍ喇ｈＩｓｔｒｅｓｓ虹ｔｈｅｅｎｃｌｏｓｕｒｅａｔ０℃’鲫帅ｈ２）切向应力计算如图３．１８所示，由解析法计算得到护套内的切向应力为６５０．２６～８３５．８２ＭＰａ，而有限元法计算得到护套内的切向应力为６６１．５８－－８５７．４０ＭＰａ。圈３．１７Ｏ℃，６００００ｒ／ｍ■村糖中☆噼±囱应力重１．喜ｌｈｔｄｌｕｓ／ｎａｎ圈３．１８０＂Ｃ，６００００ｒ／ｍｕｈ护套中的切向应力晦３．１８Ｔｈｅｔａｎｇｅｎｔｉａｌｓｔｒｅｓｓ缸血ｅｅｎｃｌｏｓｕｒｅａｔ０＂Ｃ，和帅ｍ舡虹∞轴向应力计算有限元法计算的轴向应力如图３．１９所示，约为－－４．６８ＭＰ妒１３８Ⅶ隗一３６—沈阳工业大学博士学位论文圈３．１９Ｏ＇Ｃ，６００００ｒ／ｍ缸时护套中的轴向等效匿力脚３．１９Ｔｈｅｓｔｒｅｓｓｏｆｔｈｅｙｄｌｒｅｅ勘ｎｈ伍ｅｅｎｃｌｏｓｕｒｅａｔＯ＇Ｃ，６００００ｒ／ｍｈｌ４）等效应力计算如图３．２０所示，由解析法和有限元法计算得到护套内的等效应力为６５０．４２ＭＰａ－８９８．０７ＭＰ８，６３７．９７～８８５．９５ＭＰａ，６１１．２０－８７３．７７ＭＰａ。由可以看出，这三条应力曲线相当接近。重ｌ萋王一知岫ｄｌ－雠・争Ｆ蛐幽删ｍ州伊恤》寺胁幽ｍｌ埘Ｄｄ鲫Ｏ以触茸Ｒ“ＩｉＩＨ枷ｌ习柚疆图３．２０Ｏ＇Ｃ，６０ｅ００ｒ／ｍｉａ时两个不同位置护套中的等效应力Ｆ．錾３．２０Ｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｌ№ａｌｏｎｇＩｈｅｒａｄｈｍａｔｔｗｏｄｍｒｅａｔａｘｉａｌｉｏｃａｌｉｅｍｉｎｔｈｅｅａｄｍａｒｅ时Ｏ℃．６００００ｒ／ｈｉ从图３．２１中可以清楚看到护套内的应力分布情况，可以看出，护套和永磁体相接触的内表面承受的应力最大，随着半径的增大，护套的中的等效应力逐渐减小。一３７—高速永磁电机的机械和电磁特性研究圈３．２１Ｏ℃，６ｍｅｏｒ／ｍｉａ时护套中的等效应力Ｆ嘻３．２１ＴｈｅｅｑｕｉｖａｋｕｔｓｔｒｅｓｓｉｎｔｈｅｅａｅｌｅｒｕｒｅａｔＯ＇Ｃ，６０Ｇ００ｒ／ｍｈ（３）１５０＂Ｃ时，转子以６００００ｒ／ｒａｉｎ旋转时护套内部的应力分析１）径向应力计算温度升高时候，由于护套和永磁体之间的过盈配合迸一步减少，护套承受的压应力也减小。如图３．２２所示，护套配合面上承受的压应力约为５７．５ＭＰａ。重ｌ薹Ｒａｄｉｕｓ／ｒｉｍｌ图３．２２１５０℃。瑚伽帆加ｈ时护套中的径向应力啦北２Ｔｈｅｒａｄｉａｌｓｔｒｅｓｓｉｎｔｈｅｅｎｄｍａｒｅａｔｌ５０＂Ｃ，６００００ｒ／ｍｌ力切向应力计算如图３２．３所示，由于护套内表面的压应力减少，护套内的切向应力也减少。两种方法计算得到护套内的压应力约为４４６．８９～５７４．２９ＭＰａ。一３８—沈阳工业大学博士学位论文Ｒ城∞／ｎｕｎ图３２３１５０１２，６００００ｒ／ｈｉ时护套中的切向应力晦配３Ｔｈｅｔｓａｇｅｎｌｉａｌｓｔｒｔｍ缸ｆｉｎｅｅｎｃｌａｍｒｅａｔｌ５０１２，６００００ｒ／ｍｈ３）等效应力计算温度升高后，护套内的等效应力比冷态时候减少了。如图３．２４所示，护套承受的最大的等效应力为６１２．４５ＭＰａ，比冷态旋转时候小了２６１ＭＰａ，所以对护套来说，冷态旋转状态是护套最危险的应力状态。Ｒａｄｉｕｓ／妇图３．２４ｌ钟℃。和伽ｍ舡ｈ时两个不同位置护套中的等效应力脚３．纠Ｔｈｅｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｍａｌｏｎｇｔｌｌｅｒａｄｉｍａｔｔｗｏ埘ｍ｝嘟ｔ曩幽Ｉｂ∞伽哪缸ｔｈｅｅｎｄｏ删ｌｉ＇ｅａｔｌ５０＂Ｃ．６００００ｒ／ｍ缸一３９一转子高速旋转且转子温度为１５０＂（２时，护套中的应力分布如图３．２５所示：图３．２５１靳℃，甜伽ｍ岫缸时护套中的等效应力Ｆ咎３２．５Ｔｈｅｅｑａｉｖａｌｅａｔｓｈ嘲缸［ｈｅｅｎｃｌｍａｒｅａｔｌ鲫℃＇∞呻Ｏ咖缸３．４本章小结（１）为了永磁转子的安全，避免转子高速旋转和工作温度较高时，护套脱离永磁体，造成永磁转子破坏，必须对高速永磁电机转子进行准确的应力分析。利用弹性力学的厚壁筒理论，建立护套和永磁体应力计算的解析模型，计算了永磁体和护套在各种工况下的过盈量和它们之问的压力，并利用解析法计算选择了一组较佳的护套和永磁体基本尺寸。（２）采用解析法和有限元法相结合的方法，计算了护套和永磁体内的应力分布。由于有限元法可以方便的计入解析法中忽略的轴向应变，从而准确的计算永磁体和护套内的三维Ｖｏｎ－－Ｍｉｓｅｓ等效应力，所以有限法的计算结果比解析法的计算结果更加贴近工程实际。本章建立了永磁体和护套应力计算的二维轴对称模型。然而有限元模型的边界条件十分复杂，既有永磁体和护套之间的过盈配合，又必须考虑转子选择和温升的影响；而边界条件对计算结果又有重大的影响。为了确保有限元边界条件的正确性和应力计算的准确性，本文采用解析法和有限元法相结合的方法，计算了永磁体和护套中的应力．（３）通过计算，得到永磁体在１５０℃，转速为６００００ｒ／ｍｉｎ时受到的压应力最小，此时，永磁体承受的晟大等效压应力约为５０ＭＰａ；而护套在０＂ｃ，转速为６００００ｒ／ｒａｉｎ时受到的拉应力最大，护套承受的最大的等效拉应力约为９００ＭＰａ。一４０—沈阳工业大学博士学位论文第四章磁力轴承支承的高速永磁电伊Ｌ车专子的动力学分析转子动力学设计是旋转机械设计的重要内容，不论电机转子的动平衡做的多么精确，转子的质量中心和回转中心总会有一定的偏差，使转子产生周期性的离心干扰力。该力引起转子产生挠曲，这将引起气隙中的径向电磁力随着转子周向分布不均匀，使得转子的偏心进一步增加，转子振动的幅度进一步增加嗍。当转子的转速与转子的临界转速接近时，转子将会发生剧烈的弯曲振动，引起整个机组振动，严重时使得转子破坏。特别是永磁转子表面的永磁体只能承受约８０ＭＰａ的拉应力，极容易在转子发生弯曲变形时破坏，所以对永磁转子的临界转速计算显得更加重要。在传统的转子动力学中，计算分析的主要内容是转子弯曲临界转速、不平衡响应和稳定性。随着转子动力学研究工作的深入发展，轴承，轴承座以及其他有关结构对转子动力学特性的影响也纳入到转子动力学分析中来。高速电机的转速达到了６００００ｆ／ｒａｉｎ，如何让磁力轴承支承的高速电机转子工作在一个安全的速度区间，是转子系统设计必须解决的关键问题。本章利用在利用电磁理论分析磁力轴承支承特性的基础上，利用有限元法建立了高速电机永磁转子的动力学方程并计算了该转子的临界转速。４．１磁力轴承的支承特性分析磁力轴承是利用可控电磁铁对铁磁材料的吸引实现对转子无接触支承的—种新型高性能轴承。和传统轴承相比，磁力轴承具有无接触、不需要润滑和密封、功耗小，使用寿命长，便于主动控制，特别是磁力轴承由于没有摩擦损耗，对于每分钟数万转的高速电机，是比较理想的支承。要计算高速电机转子的临界转速，首先需要分析其使用轴承的支承特性．４．１．１磁力轴承的支承刚度分析在电磁轴承中，电磁铁的驱动一般以差动方式进行，可同时获得两个方向上的作用力。原理图如图４．１所示（仅画出了ｙ方向的情况）。一４１—高速永磁电机的机械和电磁特性研究磊＋＿ｙ磊一Ｙ图４．１磁力轴承差动励磁控材睫式Ｆ孽４．１ＴｈｅｄｉｆｆｅｒｅｕｌｈｌｃｏｎｔｒｏｌｌｌｌＯｄｅｏｆｍｉｌ口ａｅｌｉｃ晒血ｇ当转子位于中点位置时，为了建立起磁场，在上、下磁极线圈中通有相等的电流如。在任意工作状态，如转子发生偏移Ｙ，则转子与上磁体之间的气隙为面＋Ｙ，与下磁体之间的气隙为８０－Ｙ，根据电磁场理论，在这一对磁极之间所产生的合力为：式中ｔＦ＝华ｒｃ耪２一静２，（４Ａ，岛——真空磁导率彳——磁极面积Ⅳ——绕组匝数磊——转子在中间位置时的气障｝值厶——静态偏置电流卜一反馈控制电流Ｙ——转子位移式（４．１）的线性化公式为：，ｙ＝ｋｙＹ＋ｔｆｆ），（４．２）其中：．ｉ｝。为力一位移刚度系数ｋｓ为力一电流刚度系数‘＝一丁１６ＡＮ＋Ｉｏ＋一４２—（４３）沈阳工业大学博士学位论文屯＝华研究电磁力和支承刚度的关系时，可取嗍‘＝ｋ，ｙ其中比例反馈系数：（４．４）（４．５）毛－－２去此时，公式（４．２）可以改写为：Ｆ＝ｋｙＹ＋ｋ，ｋｐＹ（４．回＝竿ｙ＝七叫Ｙ（４．７）其中：铲笔等力轴承中的力一位移刚度系数七。的绝对值。一般情况下，磁力轴承的磁极安排成与Ｙ轴成一角度口，如图４．２所示。此时，磁力轴承的力位移刚度系数为：㈤由（４．７）可得，当磁力轴承控制系统的比例反馈系数为‘时，电磁力与转子的微小位移），呈线性关系，此时磁力轴承的刚度‰为磁力轴承的线性支承刚度，其值恰好为磁‘＝—“ｏＡＮｒ２１０２ｃｏｓ２（４・９）相应的磁力轴承的线性支承刚度为：一４３—高速永磁电机的机械和电磁特性研究ｂ＝堂警坐、（４．１０）』０、一滨ｆ—ｆ９＼、、图‘２磁力轴承的鬻路结构示意圈ｒｉｇ．４２Ｔｈｅｓｅｈｅｍａｔｋｄｆ哪ｐｍｏｆｄａｅＡＭＢ＇ｓｍａｇｎｅｔｉｅｄｒｅｕｌｔＡＭＢ由于定子铁心的相对磁导率很大，可以忽略铁心中的磁压降，磁极下的气隙磁通密度可近似表示为Ｂ。：—／ａｏＮ—Ｉｏ。（４．１ｔ）ｆ１日ｇｑ（４．１０）和式（４．１１）可知，磁力轴承的线性支承刚度‰也可表示为：㈤乃七唯＝等２８０其中ｓ为磁极的横截面积，局气隙磁场的磁通密度，掰为磁力轴承磁极与Ｙ轴的夹角，瓯为转子中间位置时的气隙。４．１．２磁力轴承的磁场分析通常可以采用矢量和标量磁势函数来求解磁场问题。由于磁力轴承的静态偏置磁场是由偏置直流电产生的，是无旋场，所以可以采用标量磁势函数来求解静态偏置电流产生的电磁场（１０３）。利用有限元方法建立的完接定子结构模型如图４．３所示，从图中可以看出，磁力轴承有８个齿，４对极。一“一沈阳工业大学博士学位论文图４．３磁力轴承的定子ｇｇ．４．３Ｔｈｅ蚰ａｔｏｒｏｆＡＭＢ有限元分析得到的磁力轴承中的磁场分布如图４Ａ所示。从图４．４中可以看出，磁力轴承各对磁极的磁路是相互独立的，所以可以认为磁力轴承提供的ｘ和Ｙ方向上的力是相互解耦的，也就是磁力轴承支承是各向同性的。图４４磁力轴Ｉ承的等翟瞄嚏％分布矾吕．４Ｍ雒ｎｅ№ｑ—脚钡Ｉ血憾ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｍ越肿如ｂｅａｒｈｌｇ窘粤菩皇置簧苫Ａ掣∞／。图４．５气隙中的磁通密度Ｆｉ９４．ＳＭａｇｎｅｔｉｃｆｌｕｘｄｅｎｓｉｔｙｉｎａｉｒ－ｇａｐ一４５一高速永磁电机的机械和电磁特性研究一对磁极下的气隙磁通密度如４．５所示，极下的气隙磁通密度约为０．４Ｔ。由式（４．１２）计算得到磁力轴承的线性支承刚度为２．０ｘｌＯａＮ／ｍ。４．２磁力轴承一转子系统模型的简化高速电机转子的实际结构如图２．３所示，由于永磁体不能承受自身高速旋转时的巨大离心力，所以高速电机的转子表面采用一个非导磁不锈钢护套来保护永磁体，护套和永磁体之问为过盈配合。当转子发生弯曲变形时。由于护套是主要的弯曲应力承受体，所以计算这部分单元的惯薰矩阵时，主要计算护套的惯量矩阵，而把永磁体和螺栓看成附加质量来处理。同时，磁力轴承被简化为各向厨性线性支承来处理。４．３运动方程的建立由于有限元法表达规范，物理意义清晰，计算结果比传递矩阵法准确，所以本文采用有限元法来计算高速电机转予的临界转速。４．３．１转子离散化和单元的运动方程采用如图４．６所示的弹性轴段单元来离散化转子，该单元的广义坐标是两端节点的位移，ｌｉｐ．．ｆ珥＝ｋ，毛，‰，已ＭｒＪ（４．１３）【哆＝ｋ，咆，‰，咆。ｒｒ图“轴单元及其属性№４．６Ｔｈｅａｘｉａｌｅｌｅｍｅｍａｎｄｉｔｓｑｕａｎｔｉｔｉｅｓ一４６—沈阳工业大学博士学位论文轴单元在ＳＯＸ平面和ｓｏｙ平面内弯曲变形可以用如图４．７所示的四个基本形状函数来表示：仁二二＝＝！叫Ⅳｌ（，）么生二＝＝＝——吣Ⅳ：（ｊ）Ｎ，（ｊ）对—￡＝二二二］Ⅳ４（５）洳——＝＝＝二刃图４．７辅单元的四个形函致晦４。７Ｔｈｅｆｏａｒｂ础ｓｈａｐｅｆａａｅｔｉｅｍｏｆａｘｉａｌｅｌｅｍｅｎｔ令Ｅ：昙，则四个基本的形函数和相应的四个基本的挠角函数可以写成（４．１４）和（４．１５）ｌ所示的形式圈：ｒⅣ。Ｇ）＝１—３善２＋２善３ＩＮ：Ｏ）＝ｚ孝一２，善２＋蟛３（４・１４）ｌⅣ，Ｏ）＝３善２—２孝３ＬⅣｊＯ）＝—，善２十，善３ｆ州ｏ）＝（－ｅ蟛２号Ｉ＾ｒ三Ｇ）＝ｌ一４善＋３善ｍ）：睡卅号、Ⅳ：Ｇ）＝—２孝＋３善２Ⅳ＝∽鸩＾‘川１＠均（４．１６）Ⅳ＝ｋＭ＾‘Ｍ】（４．１７）一４７一高速永磁电机的机械和电磁特性研究巨ｚ＝吉ｔ７∽＋峨）ｔ＋圭ｔ７似＋职ｈ㈤毋＋Ｑ面’，ｔ＋吾鹏２ｙ产三Ｑ蟊７置‘ｔ＋三Ｑｉ，’置。ｔ（４．１９）（４．２０）１５６２２１４，２１３１—３，２５４１３１１５６—２２１一１３１—３，２—２２１４，２讲４２０２２１５４一ｌ引Ｈ．２１）同理可得：３６３，４，２—３，一，２一３６一射３６—３，３，一，２—３，４，２麒：￡“３，一３６３，１２０ｌ（４．２２）—４８一沈阳工业大学博士学位论文１２日一１２—６，１２一口６ｆ肚等６『郇２刀２—６，一ｌ刀一６，目（４．２３）甜２射２卜茜【描３６运动方程：｛。３１－羔３６剽３１０．２４）令脚≮膨＋磁，并把式（４．１９）和（４．２０）代入Ｌａｇｒａｎｇｅ方程，得到第ｆ个轴单元的Ｉ．＾，撕＋‘ｙ＂＋室蝎＝见（４２５）【删ｖ，－Ｐ．ｒ舶＋室ｑ＝岛４．３．２系统运动方程的建立得到各个单元的运动方程后，还需要把各个单元的运动方程通过单元节点的关系组合起来，从而得到系统的运动方程。（１）整体刚度矩阵、质量矩阵和惯量矩阵把（４－２３）写成：其中：置’＝匮芝］怡・层Ｈｉ［－１。２，善］ｐＥ，，Ｌ／Ｉ－一１研２２研Ｐ］（４二叼０．２７）（４．２８）耻书爿。，（４．２９）％２丁【一６，郇：Ｊ一４９一ＥＩ『．１２Ｉ一卅高速永磁电机的机械和电磁特性研究“．３０）如果把轴划分为ｎ．１段。则它有ｎ个节点，每个节点具有两个ｓｏｘ平面内的自由度和两个ｓｏｙ平面内的自由度。根据刚度矩阵的定义，可以把第一个节点上ｓｏｘ平面上的广义力和广义位移的关系写成Ｈ．３ｔ）的形式：‘鼢瞳川为：Ｂ．。艺（４．３１）六：对于第ｆ—ｌ（２≤，ｓ刀一１）个轴单元，其两端的节点所受到的广义力和广义位移的关系‰Ｉ附碍１Ｍ，ＪＦ。Ｊ‰］巴１２ｋＩ－Ｉ蟛Ｊ割如以“缈ｆ４．３２）对于第ｉ（２≤ｆ≤开一１１个轴单元，其两端的节点所受到的广义力和广义位移的关系Ｍ¨一『詹０１露ｌｆ２］只“Ｉ一ｌ露：。詹二ｊ（４．３３）ＭｍＩ则节点，上作用的力和力矩和ｆ—ｌ，ｆ，以及ｉ＋１处的位移和转角有关．把式（４．３２）和（４．３３）中有关珀ｇ项组合起来，得到（４．３４）第／，／个节点在关系为：一５０一沈阳工业大学博士学位论文斛｜｜｝１矩阵、整体惯量矩阵是相同的，它们都是２ｎｘ２ｎ阶的对称稀疏带状矩阵。（２）磁力轴承支承刚度对整体刚度矩阵的影响（４．３５）把式（４．３１），（４．３４）暑ｎ（４．３５）的系数矩阵按照广义力和广义位移的对应关系叠加起来，便得到了系统的整体刚度矩阵Ｋ。按照同样的叠加方式，可以得到ｓ旺平面内系统的整体质量矩阵和整体惯量矩阵。由于转子一般是轴对称结构，所以ｓｏｙ平面内系统的整体刚度矩阵、整体质量矩阵、整体惯量矩阵和ｓｏｘ平面内系统的整体刚度矩阵、整体质量当轴承为各向同性时，ｋ＝ｋ，ｋ＝ｋ＝ｏ。假设轴承支承在节点ｆ上，由于支承总是提供和位移的方向相反的力，所以在ＳＯＸ平面内，节点ｆ上受到的广义力减小了七。而，令《．＝ｋ薯，可得：酬＝瞄榭令。∽。仁瞄习将（４．３镢去（４．３６）∞乃臣Ｍ詹２２％＋ｋ扎砧】札％ｔ％“‰（４３８）一５ｌ一高速永磁电机的机械和电磁特性研究可见，支承使系统的刚度变大，转子不容易产生弯曲变形，提高了转子的临界转速・由于ｋｕ＝ｋ，，考虑磁力轴承支承刚度时，ｓ眩平面内的系统的刚度矩阵和ｓｏｙ平面内系统的刚度矩阵仍然是相同的。（３）系统的运动方程对于具有ｎ个节点，ｎ－１个轴段连接而成的转子系统，系统的位移向量是：ｆ搿＝ｋ，Ｂｐ％，ｇ∥…，Ｘｏ，Ｂ，】ｒｉ，：№ｐ驴见∥…拂咆，ｌｒ系统的运动方程，ｒ＠３９’把（４．２５）所示的轴单元的运动方程按照各个节点的位移向量叠加起来，便得到转子Ｍｕ＋＜２．１ｖ＋Ｋｕ＝Ｑ（４．柏）｛【Ｍｖ－‘２Ｊｕ＋Ｋｖ；Ｑｔ这里刚度矩阵置包括了磁力轴承支承刚度的贡献。４．４临界转速的求解方程（４．４０）的齐次式为：ｆＭｕ＋ｆ２，ｌｖ＋Ｋｕ２０｛【．＾ｆｐ—Ｑ，口＋—ｊ印＝０（４．４Ｄ令：ｚ＝脚＋扣（４．４２）则（４．４Ｄ可以合并为膨Ｚ－ｉ【２Ｊｚ＋ｊ磁＝０（４．４３）系统的频率方程可以写成嘲：ｌ—Ｍｍ２＋砌＋置ｌ＝伊（４．４４）下面只讨论工程上一般发生的转子同步正进运动，此时转子的自转角速度Ｑ等于转子的涡动频率∞。由公式（４㈣，转子的临界转速可以表示为：一５２—沈阳工业大学博士学位论文ｍ＝√Ｏｆ一．，）－１Ｋ（４．４５）对所设计的高速永磁电机转子的临界转速和相应的模态计算结果如图４．８所示。第一阶和第二阶临界转速时转子对应的模态为刚体转动，且临界转速比较低，转子的动能小，跨越临界时磁力轴承需要的控制力的频率和幅值都比较小，所以转子可以很容易的跨过这两阶临界转速。三阶临界转速对应弯曲模态，而且转子的第三阶Ｉｌ缶界转速非常高，要让转子工作在这个临界转速以上时对磁力轴承的控制系统的要求是非常高，所以一般来说，要让转子工作在弯曲临界转速以下．△—＿ｌｂ目ｒ缸ｇ瓢呐印ｆ血ｇ埘幽Ｅｌｅｍｅｎｔ酬７８童是。薹暑－霉Ａｘｉａｌｌｅｎｇｔｈ／ｒａｍ圈４．８高速电机转子的临界转速及其对应的模杏唯４１．８Ｃｒｉｔｉｃａｌ即∞出ａｎｄｃｅｒｒｅｓｉｍｎｄｉａｇｖｉｂｒａｔｌｅａｍｏｄａｌ高速电机的额定工作转速为６００００ｒ／ｍｉｎ，既远高于转子的第二阶临界转速３５８９ｒ／ｍｉｎ，也远低于第三阶临界转速１２４．９９０ｒ／ｍｌｎ，转子工作在一个安全的速度区间。同时，转子的临界转速小于ｏ．７倍的弯曲Ｉ瞄界转速（８７４９３咖的，转子可以认为是一个刚性转子，从而降低了对磁力轴承的控制系统的要求，可以认为该高速永磁电机转子的动力学设计是合理的。一５３—高速永磁电机的机械和电磁特性研究４．５支承刚度对临界转速的影响一般说来，磁力轴承的支承刚度不仅与磁力轴承的控制系统的控制参数有关，而且与被控制的转子的工作转速有关。然而，可以通过调节磁力轴承的控制参数，使得磁力轴承的支承刚度在线性剐度区域变化。下面分析了磁力轴承的支承刚度在线性范围内变化时，转子的临界转速与磁力轴承的支承刚度之间的关系。从图４．９，图４．１０和图４．１１可以看成，支承刚度对转子的一阶Ｉ临界转速和二阶临界转速的影响比较大，而对第三阶临界转速的影响比较小。即使磁力轴承的支承刚度发生变化，转子仍然工作在一个安全的速度区间。一Ｂ喇ｈ譬ｓｔｉｆｌｈｃｓｓ㈣～万一一ｒ：×ｌ旷图４．９—阶稚界转速与支承雕度的关系脚４．９Ｔｈｅｆｇｓｔｃ—ｔｋａｌ删ＶＳ．ｔｈｅｂｅａｒｂｌｇ舳嘲．￡每譬×１０，Ｂ蜘ｓ衄睡￥㈣脚４．１０Ｔｈｅｓｅｃｏｎｄｃ蒯ｓｐｅｅｄＶＬｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｓｔｉｆｆｎｅｓｓ图４．１０二阶临界转速与支承雕度的关系一５４一沈阳工业大学博士学位论文量藿蕃蓍Ｂｅ捌雌ｓｔ湎ｎｅｓｓ（１ｑ／ｍ）图４．１１三阶惦界转速与支承瞒度的关系晦４．１１Ｔｈｅｅ畸ｒｄａ触潮０坤甜Ｈｔｈｂａｒｈｇｓｔ硼ｈ嘲４．６本章小节（１）对旋转机械来说，转子的动力学分析具有重要意义。随着转子动力学研究工作的深入发展，轴承对转子动力学特性的影响也被纳入到转子动力学分析中来。高速永磁电机采用磁力轴承支承，要分析转子的动力学特性，首先必须了解磁力轴承的支承特性。（２）本章详细分析了磁力轴承的支承刚度，推导了磁力轴承线性支承刚度的表达式。利用三维磁场分析分析了得到了磁力轴承支承的各向同性，并利用气隙静态偏置磁通密度计算了磁力轴承的线性支承刚度。（３）建立了磁力轴承支承的转子系统的简化模型。当转子发生弯曲变形时，由于护套是主要的承载体，所以计算这部分单元的惯量矩阵时，主要计算护套的惯量矩阵，而把永磁体和螺栓看成附加质量来处理。同时，磁力轴承被简化为各向同性线性支承来处理．（４）对高速电机转子的简化模型进行了离散化，建立磁力轴承一转子系统的运动方程，开发了计算转子临界转速的有限元程序，并计算了转子的临界转速。本文还计算了在一定的线性支承刚度范围内，转子的临界转子与支承剐度的关系。通过分析认为，转子工作在一个合理的速度区间，说明转子的动力学设计是合理的。一５５—高速永磁电机的机械和电磁特性研究高速永磁电机的转子结构与传统的永磁电机转子结构有所不同，借助传统基于磁路分析导出的计算公式很难保证电机参数计算的准确性。本章建立了高速永磁电机的场路耦合模型，计算了高速电机的空载和负载特性。损耗和温升计算是高速电机重要的研究内容，本章在试验测得高速电机定子铁心材料损耗系数的基础上，采用场路耦合方法计算了高速永磁电机的铁耗，铜耗和转子表面的摩擦损耗，然后利用有限元法计算了高速永磁电机的稳态温升。５．１高速电机空载和负载特性为了准确计算高速电机的电磁性能，采用场路耦合方法进行了高速永磁电机的电磁场分析。５．１．１高速永黻电机舶场路藕合楱型高速电机的Ａ相绕组如图５．１所示，它由环形绕组ａｌ和ａ２串连而成。每个环形绕组的下边占一个槽，而绕组的上边分布在定子铁心轭部的四个槽中。ａ２ｕｐｐｅｒｃ埘１ｓｉｄｅｃｏｉｌｓｉｌｄｅａ２ｌｍｖｅｔｃｏｌｌ图ｓｌ高速永磁电机的定子及Ａ相绕组啦５．１ＴｈｅｓｔａｔｏｒｍｄｐｈＭｅＡｗｈＭＩｈｔｐｏｆｔｈｅｈ讪ｓｐｅｅｄＰＭｍａｃｈｋ绕组ａｔ的下层边和ａ２的下层边构成定子Ａ相绕组，而ａｌ的上层边和赴的上层边相当于绕组端部。建立高速电机的场模型时，把绕组ａｌ的下层边和砸的下层边定义为电枢绕组；而把ａｔ的上层边和赴的上层边定义为绕组端部。按照同样的方式定义了Ｂ５６—沈阳工业大学博士学位论文相绕组和Ｃ相绕组。高速发电机的外部电路如图５．２所示，其中ｌ‰ＲＢ和Ｒｃ为三相负载电阻。ＬＡｋＲ＾图５．２高速电机的外部电路图晦５．２Ｔｈｅｅｘｔｅｒｍｌｌ曲ｑ血ｏｆｔｋｈ蛐ｓｐｅｅｄｍａｅｈｉｎｅ５．１．２场路藕合仿真结果分析当转予以６００００ｒ，ｒａｉｎ匀速转动，且图５．２中的负载电路趋于无穷大时，相当于发电机空载运行。此时，三相绕组上的反电动势如图５．３所示，其幅值约为４８０Ｖ。ｆＸ删黼刁斥：５７—高速永磁电机的机械和电磁特性研究图５．４负载运行时的三根电蒎Ｆｉｇ．５．４＂ｌｅｅｗｍｄｍｇｃｅｒｒＨｍａｔｆａｎｌｅａｄ电枢反应会使高速电机负载时的反电动势比空载反电动势低的多，约为３４０Ｖ，如图５．５所示；此时端部绕组上的反电动势约为３５Ｖ。＾，害薹Ｔｈｎｅ／ｓ圈５．５负载时电枢绕组和螭部绕组Ｅ的反电动势脚够１＇坤ｂａｃｋＥＭＦｏｆｗ＇ｍｄｔ咿ａｔｆａｌｌｌｅａｄ此时高速电机的电磁转矩约为１３Ｎｍ，高速电机的额定转速为６００００ｒ／ｒａｉｎ，从而可以得到高速电机的功率约为７８ｋＷ，如图５．６所示：沈阳工业大学博士学位论文重量Ｉｍ／ｓ圈＆６高速永磁发电机的电磁转矩Ｆ譬“ｎｅｅｋ咖咖ａ弘ｅ瞰ｔ０岫硅ｏｆ恤ｅｈ讪即鲥ｇｅｎｅｒａｔｏｒ５．２高速电机损耗计算高速电机的体积小，功率大，效率高；但是高速电机单位体积内的损耗也比普通电机大得多，准确计算电机的损耗和温升是高速电机设计的重要内容。高速电机的损耗可以分为定子损耗和转子损耗。其中定子损耗又可以分为铜耗和铁耗。高速电机转子损耗主要由转子高速旋转时转子表面与风的摩擦损耗和转子内的电磁损耗构成。５０．１高速永磁电机定子铁耗计算按照交流电机设计理论，定子铁耗可由下式估算：气屯‰［蜘列。瓯式中：（５．１）口——定子铁心实际磁通密度；，——定子铁心实际磁通变化频率；ＣＩ——经验校正系数；ｋ——铁心单位重量损耗，是在定子铷蝴密度和磁通交变频率分别为风和工时的单位重量损耗；口——频率指数；瓯——铁心重量。一翮一高速永磁电机的机械和电磁特性研究由于高速电机中的磁通频率厂高达１０００Ｈｚ，因此其定子铁心损耗比传统电机大得多。例如。一台转速为６００００ｒ／ｍｉｎ的２极高速电机和一台转速为３０００ｒ／ｍｉｎ的２极普通电机相比，假设其他参数相同的话，从式（５．１）可以看出，前者的铁耗将是后者铁耗的数十倍。有两种方法可以减小电机的定子铁耗：一是降低电机定子齿部和轭部的磁通密度曰；二是采用低损耗系数的硅钢片制造定子踟Ｄ，以减小铷心单位重量损耗岛。（１）定子硅钢片损耗系数的测定为了减少高速电机的定子铁耗，必须采用电磁性能优异、损耗系数较小的硅钢片。高速永磁电机的试验样机采用厚度０２３ｒａｍ的冷轧激光刻痕取向硅钢片，在５０Ｈｚ，１．７１＂时，单位体积的损耗系数约为０．９Ｗ；高频下此硅钢片的损耗系数还需要通过试验来测定。由于该硅钢片材料有取向，因此不同方向的磁导率不同，损耗系数也不相同。为了测得材料在不同方向上的损耗系数，用该种电工钢片制造了三个尺寸相同的单相变压器，但其铁心叠压方向各不相同，分别按照竖向轧制方向、横向轧制方向和混合轧制方向叠压而成。试验中采用变频器的供电，频率范围为０－－４００Ｈｚ。通过试验得到三个铁心的损耗曲线（４００Ｈｚ）如图５．７所示。在频率为４００Ｈｚ时，三种叠压方向铷Ｉ）的单位损耗系数分别为１１．１５Ｗ／ｌ【ｇ、１６．１６Ｗ／ｋｇ和２１．０７Ｗ／ｌ（ｇ。乏呈ＭａｇｎｅｔｉｃｎⅨ劬嗍，ｒ图５．７４００ＥＩｚ时不同叠压方向铁心的损耗曲线脚５．７ＴｈｅｌｅｓｓｆｌｌｌＷｌｓｏｆｌｈｅｉｒｌｍｃＯｒｌ８ｐｉｌｅｄｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｉｒｅｃｌｉｅｅｓａｔ４００Ｈｚ（２）定子硅钢片频率指数的测定一∞一沈阳工业大学博士学位论文对铁心叠压方式为混合轧制方向的变压器分别在３００Ｈｚ、３５０Ｈｚ和４００Ｈｚ进行空载试验，混合轧制方向的铁心在磁通密度为１．０Ｔ，频率分别为３００Ｈｚ、３５０Ｈｚ、４００Ｈｚ时的单位损耗系数分别为ｌＯ．６４Ｗ／ｋｇ、１２．９６Ｗ／ｋｇ、１４．９１ｗ／ｌ喀，带入式（５．１）求解可得：口＝１．２６。（３）负载时的定子铁耗高速永磁电机负载时的等磁位线分布如图５．８所示：珞５盘Ｔｈｅｍａ瞅ｆｌｕｘｌｉｍｅｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅｈ蛐ｓｐｅｅｄｍａｃｈｉａｅａｔｆｕｌｌｌｅａｄ把定子硅钢片的损耗系数和频率指数付给定子铁心材料后，利用有限元软件求得负载时的定子铁耗约为６３０Ｗ，如图５．９所示。图５卫高速永焉电机内的期嚼臌分布乏里鲫咖鲫姗枷姗抛瑚。ｌ＂ｎｎｅ／ｓ图５．９负载时的定子铁耗Ｆ电５．９Ｔｈｅｉｍｎｌｏｓｓｏｆｔｈｅｓｔａｔｏｒｗｉｄｅｒｆａｌｌｌｅａｄｅｏｎｄｉｔｉｅｎ一６ｌ一高速永磁电机的机械和电磁特性研究５．２．２高速永磁电机定子铜耗的计算高速电机的每相导体数为４０，每根导体采用２８根Ｈ级绝缘导线并联，该导线１５００Ｃ时的电阻率约为２．６７×１０．２ｆａｎｍ２／ｍ，相电阻Ｒ为：，Ｒ＝ｐ二＝０．０１６０．Ｊ（５．２）高速永磁电机的额定电流为１００Ａ，定子绕组电机的铜耗为：足＝３１２Ｒ＝４８０Ｗ５．２．３高速永磁电机转予表面的摩擦损耗（５．３）高速电机的转予圆周表面的摩擦损失决定于转子表面的粗糙度，转子的转速以及空气的性质，可以表示为鲫：Ｐ＝圮ｆ巧彻’ｒ４ｆ式中：七——转子表面粗糙度，表面光滑时为ｌ：（５．４）ｃ，－摩擦系数，决定于速度和气体的性质；Ｐ——气体的密度；国——转子的角速度；ｒ——转子的半径，——转子的长度其中：Ｃ＝轴向雷诺数“川（８１２Ｌｆ４№Ｒｅ．订‘Ｒｅ。：丝生∥（５．５）（５国径向雷诺数一６２沈阳工业大学博士学位论文Ｒｅ＝竽而转子两端的摩擦损失可表示为：㈣（５．８）Ｐ＝Ｏ．５ｋＣ一，×）式中：＿｜｝——转子表面粗糙度，表面光滑时为Ｏ；Ｃ。。—摩擦系数，决定于速度和气体的性质；其中：ｃ。。；尝Ｌｃ一。页丁■（５．９）ｐ’ｗＲｅ．：旦坚Ⅱ（５．１０）其中：％——转子的圆周速度；∥——气体的动态粘度从表５．１可以看出，随着转子表面空气流量和转子转速的增加，转子表面的摩擦损耗逐渐增大。当转子表面的冷却空气流量为ｌＯｇ／ｓ时，转子表面的摩擦损耗约为７００Ｗ。表５．１不同轴向通风量时高速永磁电机转子表面的摩擦损失一６３—高速永磁电机的机械和电磁特性研究５．２．４高速电机转子中的铁耗转子护套的电导率约为１．１ｘ１０６ｓ／ｍ，利用有限元计算得到转子表面护套中的铁耗约为２３５Ｗ，如图５．１０所示：芝兰Ｔｉｍｅ／ｓ圈Ｓ．１０负囊喇’的转子护套中的扭耗陋ｓ．１０Ｔｈｅｌｅａｈ（ｈｅｒｏｔｏｒｅｎｃｌｍｕｒｅｕｎｄｅｒｆｕｌｌｌｅａｄｃｏｎｄｉｔｉｏｎ由于转子护套有效的屏蔽了气隙中的电磁谐波，所以永磁体中的铁耗很小。５．３电机的温升计算电机运行时要产生损耗，这些损耗都转变为热能，使电机各部分的温度升高。电机不是一个均匀物体，其中的发热与散热过程比较复杂。高速电机的体积虽小，然而单位体积内的损耗比普通电机要大得多。对于高速永磁电机的温升计算，主要是计算绕组、定子铁心以及转子的温升。这些部件既是导热介质，其中又有分布热源，它们的温度一般来说总是按一定的规律分布，这样就有了最高温升和平均温升之分。虽然电机各部件的发热限度应以最高温升为准，但在计算时，作为整体来看通常可以只计算发热部件的平均温升；平均温升与最高温升之间有一定的规律性联系，因而也可用平均温升来衡量电机的发热情况。电机中热量传播过程的物理情况十分复杂，很难准确进行电机的温升计算。热路法是一种常用的方法，但是，热路模型比较简单：而且，对于形状比较复杂的物体，热阻的计算和热路的建立比较困难：而有限元法则能通过对复杂几何模型进行比较细的剖分，来实现对物体温度场的比较准确的计算。一６４—沈阳工业大学博士学位论文由于电机定子结构的对称性，再加上电机中的损耗也是对称分布的，所以可以取电机的１／６进行分析，如图５．１ｌ所示。ｕｐｐ盯谢螂图基ｌｌ电机横截面的六分之一Ｆ蟹ｓｌｌＴｋｏｎｅｓＭｂ０ｆ恤ｅｍ妯缸ｅｃ嘲∞ｃｔ叠叫高速电机的定子采用强迫风冷，电机中的热量主要是通过电机定子表面与空气流的热交换而被带走；同时，定、转子之间气隙中的冷却气流也能对电机起到一定的冷却作用。５．３．１高速永磁电机转子的稳态温升由于电机定、转子之间的气隙较小，所以定、转子表面的温度梯度是有限的。高速电机的转子散热条件差，表面温度较高，因此首先对高速电机转子进行热分析。（１）热载荷采用二维模型时，转予各个部分的热流密度可以按照（５．“）来计算：。＝簧其中：ｇ——热流密度；Ｊ——生热面积；㈣，——电机的转子长度一６５—高速永磁电机的机械和电磁特性研究‰——转子各个部分的损耗采用平面模型，转子中的电磁损耗采用面载荷施加在转子护套上；而转子表面与风的摩擦损耗用线载荷施加在转子表面上。（２）转子表面散热系数确定气隙中的气流是在两个光滑表面圆柱体之间具有轴向和旋转流动的气流。基于有效速度的雷诺数为【３３】：Ｒｅ＝２皖屹／ｖ其中：（５．１２）一＝瞳＋（ｖＩ／２）２】ｌ『２其中：ｖＲ——转子圆周速度，（５．１３）ｖａ——舶向气流速度，假定为转子圆周速度的ｌＯ％，如——等效直径，Ｖ——空气粘度，在此为２矗６为定转子之间的气隙，空气质点相对运动时产生阻力的性质。空气粘度的变化只受温度变化的影响，而压力变化对其影响甚微，可忽略不记。表５．２空气的运动粘度与温度的关系ＴａｂｌｅＳ．２＂Ｉ＇ａｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｌｌｔｈｅｌ抽ｅｔｉｃｖｉｓｅｔｄｉｔｙｏｆａｉｒａａｄｔｈｅｔｅｍｐｅｒａ加ｒｅ对于本论文所分析的高速永磁电机，有：ｖｌｔ＝冗×风ｘｎ／６０＝２０１．０６ｍ／ｓｖＩ＝７ｍ／ｓ崦＝唧１删岬＝１００．８ｍ／ｓＪｆ２ｘ０．００１＝０．００２ｍＶ＝２．３８８ｘ１０－５Ｒｅ＝２ｘ０．００２ｘ１００．８／（２．３８８ｘＩｏ－５）＝１７０８８～６６—沈阳工业大学博士学位论文Ｎｕｓｓｅｌｔ数可由下式计算Ｎ１Ｆ２倒溉（５．１４）根据光滑表面圆柱体雷诺数与Ｎｕｓｓｅｌｔ数关系试验曲线，可得Ｎｕ＝８０。空气导热系耋吮＝ｏ．０２６３。由此可求得气隙定转子表面的散热系数口约为１０５２Ｗ／ｍ２Ｋ。（３）转子的边界条件利用有限元法计算高速电机中的温升，必须了解求解区域的边界条件。采用流体介质冷却固体时，固体表面一般有如下三类边界条件：１．第一类边界条件第一类边界条件是指物体边界上的温度函数为已知ｒｌｒ＝ｒｏ或者（５・１５）ｒｌｒ＝厂（ｘ，Ｊ，，ｚ，ｆ）２．第二类边界条件第二类边界条件是指物体边界上的热流密度ｇ为已知，即：（５．１６）式中，Ｆ为物体的边界，而为已知壁面温度。ｆ（ｘ，ｙ，ｚ，ｆ）为已知的温度函数。矧ｒ或２９∞乃蚓ｒ＝ｇｋ训式中五——导热系数，Ｗ／（ｍ＇Ｋ），ｑ——为已知热流密度，＠哟ｇＧ，弘厶ｆ）——为已知的热流密度函数。一６７—高速永磁电机的机械和电磁特性研究如果ｑ＝０，表明此边界为绝热边界条件。电机中具有几何与损耗对称部位的中心线，一般满足绝热边界条件。３．第三类边界条件第三内边界条件是指与物体相接触的流体介质的温度砟和热交换系数已知。一五矧，砷吲，式中：（５．１９）￡——与物体相接触的流体介质的温度转子的对称边界满足绝热边界条件，而转子外表面为第三类边界条件。（３）转子中的稳态热分布图５．１２转子中的穗杏温度场分布哗５．１２＂ｆｈｅｍｔｉｅ伍Ⅲｌｆｉｅｌｄ缸ｔｈｅｒｏｔｏｒ加载边界条件后，对高速电机转子进行稳态热分析，得到高速电机转子内的稳态温度分布如图５．１２所示，转子的最高温度约为１．２．３．６０Ｃ。５．３．２高速永磁电机定子的稳态温升（１）热载荷定子各个部分的热流密度也按Ｍ（５．１Ｉ谤∈计算。（２）冷却风量的选择一鹤一沈阳工业大学博士学位论文设某固体表面ｓ的温度为ｒ，围绕固体表面的流体温度为Ｔｏ，固体表面与流体之间的热交换系数为口。由传热学可知，固体表面与围绕该固体的流体之间的热交换是以对流的方式进行，一般可以采用牛顿散热定律来表示：ｑ＝ａ（Ｔ－Ｔｏ）（５２０）式中：口——散热系数；即当表面与周围介质的温差为Ｉ＇Ｃ时，在单位时间内由单位表面散发到周围介质的热量；ｒ——固体表面的温度；瓦——周体表面流体的温度设通风ｊ聪中风的速度为１，，则铁心和绕组表面的风速’，：ｖ＝ｖ’１５（５２１）当空气流速在５—２５ｒｎｌｓ的范围内时，散热系数ａ和１，之间的关系可以表示为陋’竭：口＝ｔｔｏ（１＋ｋｘｆｖ）式中：（５．２２）％一一发热表面在平静空气中的散热系数，在此取‰＝２８；七——气流吹拂效率系数，在此取ｌ；设计总的通风量为ｌｋ咖，通风道风速＿ｌ，为１１４ｍ／ｓ，定子散热表面和绕组表面的风速１，约为２２．８ｍ／ｓ。由（５蚴计算得到散热系数为１６１．ＴＷ／ｍ２Ｋ。（３）定子的边界条件定子的三类边界条件如图５．１３所示。冷却气流流过的表面，由于冷却气流的温度已知，并由冷却气流的速度可知定子表面的散热系数，所以其边界条件为第三类；定子的几何对称边，满足第二类绝热边界条件：而定子和气隙接触的内表面，按照第一类边界条件来处理。一６９—高速永磁电机的机械和电磁特性研究圈＆１３定子边界条件ｒｉｇ．５．１３ＢｏａｍｌａｒｙｃｏＩＫｎｌｉｏＩＭｏｆ佃ａｅｓｔａｒｅｒ（４）定子的稳态温升加载和边界条件后，对高速电机定子进行稳态热分析，得到高速电机内的稳态温度分布如图５．１４所示。绕组的最高温度约为１１４．６０Ｃ，定子内表面的温度约为１０６．３０Ｃ。在已知的冷却条件下，由于定子铁心的传导作用，定予内、外表面的温度梯度有限，定子外表面的温度约为７７．５０Ｃ，定子内表面的温度只能上升到１０６．３０Ｃ。圈５．１４定子穗态温度场分布Ｆ嘻５．１４Ｔｈｅｓｔａｔｉｃｔｈｅｒｍａｌｆｉｅｌｄｉａｔｈｅｓｌａｉｎｒ一７０—沈阳工业大学博士学位论文５．４本章小节（１）建立计入环形绕组上层边漏抗的高速电机场路耦合模型并对高速发电机电磁特性进行了仿真。高速电机采用环形绕组，环形绕组的上层边和定子铁心一样长，所以必须考虑环形绕组上层边对电机特性的影响。高速电机的额定电流高达上百安，必须考虑电枢反应的影响。本文建立了计入绕组上层边漏电抗的高速永磁电机场路耦合模型，准确计算了高速永磁电机的空、负载特性。（２）高速电机单位体积内的损耗比普通电机大得多，电机的损耗计算和温升计算是高速电机设计关键问题。高速电机的定子损耗主要包含铁耗和铜耗，其中高频磁场引起的铁耗比较难计算。本文实验确定了高速电机定子材料在高频下的损耗系数和频率指数，并利用它们计算了高速电机的铁耗。高速电机的铜耗和负载电流的大小和绕组的阻值有关，计算比较简单。转子表面的风磨耗在转子损耗中占有较大比重，其值取决与转子的转速、表面粗糙度以及气隙中轴向冷却介质的性质和流速。由于转子护套的磁屏蔽作用，永磁体中的损耗较小。（３）在计算电机损耗的基础上，首先根据冷却方式确定了高速电机的表面散热系数，然后采用有限元法建立了高速电机定、转子的热分析模型，并计算了高速电机定子和转子的稳态温升。高速电机的定子温升约为１１４．６＂Ｃ，低于定子绕组的许可温度１５５０Ｃ。转子温升约为１２３．６０ｃ，也低于钕铁硼永磁体的工作温度１８０＂Ｃ。一７ｌ一高速永磁电机的机械和电磁特性研究第六章高速永磁电机样机研制与实验研究高速永磁电机样机如图６．１所示：图矗ｌ高速永磁电机样机嘶６．１Ｔｈｅｐｒｏｔｏｔｙｐｅｏｆｔｈｅｈ讪ｓｐｅｅｄＰＭｎｍｃｈｈ＿ｅ高速永磁电机的定予如图６．２所示，定子采用６槽结构．由于采用环形绕组，绕组端部很短。高速电机的转子如图６．３所示。图６．２高速电机的定子Ｆ皓６．２ＴｈｅｓｔｎｔｏｒｏｆｔｈｅｈＪｓｈｓｐｅｅｄｍａｃｈｉｎｅ图６．３高速电机的转子鸭６．３Ｔｈｅｒｏｔｏｒｅｃｅｈｅｈ氅ｈｓｐｅｅｄｍｃｈｉｎｅ一７２—沈阳工业大学博士学位论文６．１电机的通风冷却试运行图６』高速电机的试验装置晦“ｍ鲥ｑ呻ｍ哪０ｆｍ■袖ｓｐｅｅｄｍ舳”高速电机运行试验时，采用Ｙ１３２Ｓ１－２型高压离心式通风机对电机进行冷却，如图６．４所示。实验时，利用ＸＭＴＤ－７３３２Ｐ温度控制器和电机绕组中预埋入的ｐｔｌｏｏ热敏电阻对定子温度进行了监控：同时利用脚ｌｇ盱ＳＴ６激光瞄准红外测温仪对转子端部温度进行了监测。表６．１列出了不通风冷却和通风冷却两种情况下，电机空载电动运行时电机内部的温度。表＆ｌ不同转速时电机中舶断Ｔａ№‘ｌＴｈｅｔｅｍｐｅｔａＭｍｈｍｍａｃｈｌｅ加恤ｅｒｏｔｏｒｒⅡｍｇｄ‰ｎｔｓｐｅｅｄ一７３—高速永磁电机的机械和电磁特性研究从表６．１中可以看出，电机在通风冷却的条件下，能够在３００００ｒ／ｍｉｎ长期运行。而在３６０００ｒ／ｍｉｎ时，通风时电机不能达至Ｕ热平衡，定、转子温度持续上升，必须加大冷却风量。对高速电机在３００００ｒ／ｍｉｎ时的温升进行了有限元分析，得到高速电机的定子和转子温度如图６．５和６．６所示，转子的表面的温度约为１０２０Ｃ，定子绕组温度约为１１００Ｃ－１１４０Ｃ。和实验结果相当接近，验证了本文提出的高速永磁电机损耗和温升计算方法的正确性和有效性。图６．５３０伽０ｒ／ｍｉｎ转子的稳态温升Ｆ嘻６．５ＴｈｅｓｔａｔｉｏｎａｒｙｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｆｉｅｌｄｉｎＯｒｅｒｏｔｏｒ图６．６３ｅ０００ｒ／ｍｉｎ定子的稳态温升脚６．６Ｔｈｅｓｅｔｆｉｅｍｒｙｔｍｐｅｒａｍｒｅｆｉｅｌｄｉｎｄｔｅ蚰Ｕｍ＂６．２电机空载反电动势的测定为了测定电机的电磁设计的合理性，试验测定了高速电机在不同转速时的反电动势，如图６．７《．８所示。一７４—沈阳工业大学博士学位论文∥．ｎ：！‘＿Ｉ｜『！Ｆ甜‘瓜、¨岛至！Ｖ／：¨．…＼：／５¨！）ＵＵｊ…ＶＶ；ｎａｎＬ—§９二！Ｌ～；月ｏ’僻ｊＢ・－鼢ｔＪ●Ｏ世ｊ图６．７电机在ｌ枷Ｏ舳运行时的相反电动势■孽６．７Ｔｈｅｐｈｍｈ出Ｄ弹ａｔｔｈｅｒｏｔｏｒｓｐｅｅｄｏｆｌＳＷ０ｒ／ｍｉｎｌＴｍ３ｅ０ｍ，ｍｖ）！雕雕厂ｔ√！卜Ｉ卜广！Ｕ．姒！＿¨付＼：＇＼！ｆ卜。九瓜＼：『｜＼．Ｗ．Ｗ、珊１００ｖ１Ｏｎ卅ｓ１８）－））２００—０００ｆｌｓＴｍｌｅ（１ｍ“ｄｉｖ）圈６ｄ）电机在３∞∞ｒｈｌ∞Ｊｎ运行时的相反电动势脚６ａｓＴｈｅｐｈｍｂａｃｋＥＩ～ＩＦａｔｔｉｅｒｏｔｏｒｓｐｅｅｄ删０００ｒ／ｍｉｎ由图６．７可知１５０００ｒ／ｍｉｎ时的相反电势幅值约为１００Ｖ）由图６．８可知在３００（Ｏ／ｒａｉｎ时的相反电势幅值约为２００ｖ．由于空载高速电机永磁的反电势和转速基本成正比，所以可以推知高速电机的在６００００ｒ／ｍｉｎ时的反电势幅值约为４００Ｖ，低于图５．３中有限元分析得到的空载反电势幅值４８０Ｖ，这是由于电机定子采用取向硅钢片叠压而成导致的。图６．９表示了三种不同方向叠压铷Ｄ的Ｂ—Ｈ曲线。计算中采用的是平行于轧制方向的的Ｂ－Ｈ曲线，因而实验测得的反电势低于设计值。一７５一高速永磁电机的机械和电磁特性研究鼍自薹菩苫墨星Ｍａｇｎｅ６ｃ６ｅＨ细嘞㈥圈６．９不同方向叠压铁心的髓曲线№６．９ＴｈｅＢ－ＨｆｕｒｖＭｏｆ＇ｔｈｅｓｔｅｅｌｌａｍ妇ｔｉｏａｐｉｌｅｄ缸ｄｆ暇＇ｅｒｅｎｔｄｋｅｃｔｉｏａｓ电机定子采用混合叠压方式，利用实验测得的定子铁心材料在混合叠压方向上的Ｂ－＿Ｈ曲线，通过有限元分析得到高速电机的相反电动势约为４００Ｖ，如图６．１０所示：伽｛戛之啪。宝薹啪姗枷飞八八，：ＶＶＶＯｏ．００１Ｔｈｎｅ／ｓ０．００２０．００３圈６．１０６００００ｒ／ｍｉｎ时的相反电动势Ｆ嘻６．１０ＴｈｅｐｈａｓｅｂａｃｋＥＭＦａｔｒｏｔｏｒｓｐｅｅｄｏｆ６００００ｒ／ｎ血６．３电机在额定转速下的空载电动运｝彳亍为了进一步验证高速永磁电机样机的性能，利用一台５０ｋＷ的变频器拖动高速永磁电机在额定转速下运行。试验测得的变频器输出的线电压波形如图６．１ｌ所示：一７６沈阳工业大学博士学位论文飘涸蠹ｌ瓢穗滕ｊ怎高，邕盆百≤鹾潮０臻躐■一■？？｝：篡？？≯，：Ｔｕｎｅ（４∞鹕，ｄＭ晦６．１１Ｔｈｅｌｉｎｅｖｏｌｔａｇｅｗｓｗｅｆ∽ｍ咖ｔｈｅｍａｃｈｆｍｅｏｐｅｒａｋｓｍｓｙｍｃｈｒｏｍｏｕｓｍｏｔｏｒ０图６．１１电机砷∞Ｏ咖缸运行时变援器的输出线电压波形－．＾‘，‘、＾＿，、＿＾——‘－—、——‘—＾一＿．。Ｉ∞’Ｔｕｎｅ（Ｚ删ｄｉｖ）图６．１２６０ｅＯＯｒ／ｕ血时转子的径向位移电压波形脚６．１２Ｔｈｅｒａｄｉａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｖｏｌｔａｇｅｗａｖｅｆｏｒｍｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒａｔ６００００ｒ／ｍｉ如图６．１２所示，转子的最大的偏心：占＝０．０４ｍｍ（６．１）高速电机在额定转速下实现了稳定的悬浮．６．４一种改进的高速电机定子结构通过试验发现，高速电机的转子和定子之间的气隙较小，很难保证气隙中的轴向通风量。由于高速电机的定子采用环形绕组，使得定子绕组不再需要利用槽楔来固定，因一７７一高速永磁电机的机械和电磁特性研究此可以安放定子绕组下层边的槽中留出一定的空间作为冷却通风通道。本文建议采用改进的定子结构如图６．１３所示：ｃｏｉｌｓｉｄｅｓ图６．１３—种改进的高速电机的定子结构Ｆｉｇ．６．１３Ａｎｉｍｐｒｏｖｅｄｓｔａｔｏｒｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｔｈｅｈｉｇｈ邓蒯ｉｌｌａｇｈ缸ｅ建议定子采用２４槽结构，以使得冷却气流能够比较均匀的冷却转子，同时还有利于减少气隙磁场空间谐波的幅值，从而减少转子中的电磁损耗。６．５本章小结（１）设计制造了一台额定转速为６００００ｒ／ｒａｉｎ的高速永磁电机试验样机，并进行了初步的试验研究。测量了电机在不同转速下空载运行时的定、转子温升及定子绕组的反电动势波形。通过与仿真结果的对比，部分验证了高速永磁电机理论分析和设计方法的正确性。转子在额定转速下平稳运行，动态性能优良。（２）通过通风冷却试验，发现高速电机的定、转子之间的气隙较小，很难保证气隙中的轴向通风量：为了有效冷却高速电机的转子，提出一种高速永磁电机的改进设计方案，为进一步的研究工作打下了基础。７８—沈阳工业大学博士学位论文第七章结论转子的高速旋转和定子绕组电流的高频率，决定了高速电机特有的关键技术。本文针对高速永磁电机的设计方法和机械与电磁特性，进行了深入地研究，取得的主要创新性成果如下：（１）提出了一种可满足高速电机机械和电磁性能要求而且加工和充磁工艺简单的新型永磁转子结构。由于永磁体不能承受高速旋转时产生的巨大的离心力，本文提出了采用整体永磁体外加非导磁高强度合金钢护套的转子结构，根据永磁体抗压强度远大于抗拉强度的特点，永磁体与护套之间采用过盈配合，用护套对永磁体施加的静态预压力抵消高速旋转离心力产生的拉应力，使永磁体高速旋转时仍承受一定的压应力，从而保证永磁转子的安全运行。为了避免加热装配护套时永磁体过热产生不可逆失磁，采用转子加工装配后再整体充磁的工艺。此外，整体永磁转子可产生正弦分布的气隙磁场，即使采用集中整距的定子绕组仍可获得正弦波电势波形。（２）提出了一种高速永磁电机转子强度和刚度的实用分析计算方法。基于弹性力学厚壁筒理论与有限元接触理论，建立了新型高速永磁转子应力计算模型，确定了护套和永磁体之间的过盈量，计算了永磁体和护套中的应力分布。基于电磁场理论分析了磁力轴承支承的各向同性，利用气隙静态偏置磁通密度计算了磁力轴承的线性支承刚度，在对高速永磁电机转子结构离散化的基础上建立了磁力轴承—转予系统的动力学方程，采用有限元法计算了高速永磁电机转子的临界转速。利用该强度和刚度的分析计算方法设计的ｌ台采用磁力轴承的高速永磁电机，已成功实现６０００ｍ＇／ｍｉｎ的运行。（３）提出了一种有利于提高冷却效率和增加转子刚度的定子环形绕组结构。受强度所限高速电机转子一般为细长形，同时为了降低绕组电流的频率，高速电机定子绕组一般为２极。传统２极电机绕组端部轴向很长，因而进一步增加了转子的长度，降低了转子的刚度。本文提出了一种环形绕组结构，绕组的下层边放在定子铁心的槽中，而上层边分布在定子铁心轭部外缘的槽中，相当于将传统２极电机绕组端部轴向长转移到了定予踟凸轭部，不仅解决了传统２极电机绕组端部轴向过长的难题，使转子轴向长度缩短从而增加转子的刚度，而且使得冷却气流能够直接冷却定子绕组，提高了冷却效率。一７９—高速永磁电机的机械和电磁特性研究（４）采用场路耦合以及解析与实验相结合的方法，分析计算了高速永磁电机的损耗和温升。在试验测得高频下定子铁心材料损耗系数和利用场路耦合模型计算高速电机内磁场分布的基础上，计算了高速永磁电机的损耗，并用有限元法模型计算了高速永磁电机内的稳态温升，样机试验验证了损耗与温升计算方法的正确性。由于高速电机定子铁心中磁通变化频率为普通电机的数十倍，为了降低铁心的涡流和磁滞损耗，定子铁心需要选用高频低损耗电工钢片，同时设计中需要适当降低定子铁心的磁通密度。转子表面的风磨耗在转子损耗中占有较大比重，其值取决与转子的转速、表面粗糙度以及气隙中轴向冷却介质的性质和流速。由于转子护套的磁屏蔽作用，永磁体中的损耗较小。（５）研制了一台高速永磁电机试验样机，并进行了初步的试验研究。电机已成功实现６００００ｒ／ｒａｉｎ的空载运行。通过试验与仿真结果的对比，部分验证了高速永磁电机理论分析和设计方法的正确性。在理论分析和试验研究的基础上，提出一种高速永磁电机的改进设计方案。一８０—沈阳工业大学博士学位论文参考文献【ｌ】杨淑英．电力系统概论．北京：中国电力出版社，２００３．【２】吴靖，江吴．分布式发电系统的应用及前景．农村电气化，２００３，７：１９－２０．【３】徐建中．分布式供电和冷热电联产的前景．节能与环保，２００２，３：１２－１４．【４】刁正纲．微型燃气轮机走向商业化．燃气轮机技术，２０００，１３（３）：１３・１４．【５】赵士杭．新概念微型燃气轮机的发展．燃气轮机技术，２００１，１４（２）：８－１６．【６】靳智平．微型燃气轮机发电在我国的应用前景．电力学报，２００４，１９（２）：９５－９７．【７】杜建一，王云，徐建中．分布式能源系统与微型燃气轮机的发展与应用．工程物理学报，２００４，２５（５）：７８６－７８８．嘲ＺｈｕＣｈｅｎｇｚｈａｎｇ．ＴｈｅＴｒｅｎｄｓｆｒｏｍＣＨＰｔｏ１６．ＣＣｍ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＰｏｗｅｒ，２０００，２：ｌｏ．【９】Ｈａｚａｎ４５．Ｅ．ＥｌｅｃｔｒｉｃｉｔｙｉｎＲｅｖｅｒｓｅ．Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ＆ＤｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎＷｏｒｌｄ，１９９９，５１（５）：４０・【１０１ＣｏｌｅｓＬ．＆，ＣｈａｐｅｌＳ．Ｗ．，ＩａｎｎｕｃｃｉＪ…ＪＶａｌｕａｔｉｏｎｏｆＭｏｄｕｌａｒＧｅｎｅｒａｔｉｏｎ，ＳｔｏｒａｇｅｏｎａｎｄＴａｒｇｅｔｅｄＤｅｍａｎｄ－ＳｉｄｅＭａｎａｇｅｍｅｎｔ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＥｎｅｒｇｙＣｏｎｖｅ硌ｉｏｎ，１９９５，１０（１）：１８２－１８７．【ｌｌ】ＴａｙｌｏｒＣ．Ｗ．．ＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍＶｏｌｔａｇｅＳｔａｂｉｌｉｔｙ．ＮｅｗＹｏｒｋ：ＭｃＧｒａｗ－ＨｉｌｌＩｎｃ，１９９４．【１２】翁一武，苏明，翁史烈．先进微型燃气轮机的特点与应用前景．热能动力工程，２００３，１８（２）：１１ｌ一１１６．【１３】刘宏伟，李晓，等．微型燃气轮机技术．热能动力工程，２００３，１８（１）：ｌ－５．【１４】Ｍｏｏｒｅ９．１７３．Ｔ。ＥｍｅｒｇｉｎｇＭａｒｋｅｔｓｆｏｒＤｉｓｔｒｉｂｕｔｏｄＲｃｓ０１．１ｒｃⅪｓ．ＥＰＲＩＪｏｕｒｎａｌ，１９９８，２３（２）：［１５１ＳｃｏｔｔＷ．Ｇ。Ｍｉｃｒｏ－ＳｉｚｅＧａｓＴｕｒｂｉｎｅｓＣｒｅａｔｅＭａｒｋｅｔＯｐｐｏｒｔｕｎｉｔｉｅｓ．ＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９７，１０１（９）：４６－４８．【１６１林汝谋，金红光．燃气轮机发电动力装置及应用．北京：中国电力出版社．２００４．【１７】ＨｅｎｎａｇｉｒＴ．ＤｉｓｔｒｉｂｕｔｏｄＧｅｎｅｒａｔｉｏｎ１８．２３．ＨｉｔｓＭａｒｋｅｔｓ．ＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９７，１０１（１０）：［１８】ＺｉｎｋＪＣ．ＳｍａｌｌＧｅｎｅｒａｔｏｒｓＦｕｅｌＢｉｇＥｘｐｅｃｔａｔｉｏｎｓ．ＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９９，１０３（２）：一８１—高速永磁电机的机械和电磁特性研究２ｌ－２４．【１９】ＺａｈａｗｉＢ．Ａ．Ｔ．ＡＩ，ＪａｍｅｓＢ。ＰＳｔａｒｔＦ．．ＨｊｇｌＩｓｐｅｅｄｔｕｒｂｏａｌｔｅｒｎａｔｏｒｆｏｒｄｏｍｅｓｔｉｃｃｏｍｂｉｎｅｄｈｅａｔａｎｄｐｏｗｅｒｕｎｉｔ，ＩＥＥＥＴｒａｍ．ＯｎＥＤＭ，１９９７ＶＩ：２１５－２１８．［２０】唐任远．现代永磁同步电动机—理论与设计．北京：机械工业出版社，１９９７．【２ｌ】ＰｕｉｌｅｎＫ＆Ｔｈｅｄｅｓｉｇｎａｎｄｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆａｓｍａｌｌｇａｓｔｕｒｂｉｎｅａｎｄｈｉｇｈｓｐｅｅｄｇｅｎｅｒａｔｏｒ．Ｐｈ．Ｄ．Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ，ＩｍｐｅｒｉａｌＣｏｌｌｅｇｅ【２２】ＰｅａｒｃｅＪ．Ｍ．，ＡＩ．ＺａｈａｗｅｉＢ．Ａ．．．，ＴＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＬｏｎｄｏｎ，１９９１．ＳｔａｒｒｒＦ。Ｅｌｅｃｔｒｉｃｉｔｙｈｅａｔａｎｄｐｏｗｅｒ．１ＥＥＥＡｕｃｋｌａｎｄＤ．Ｗ．ａ．ｎｄｃｏｍｂｉｎｅｄｇｅｎｅｒａｔｉｏｎｉｎｔｈｅｈｏｌｎｅ：ｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｓｉｎｇｌｅ－ｈｏｕｓｅＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ—Ｓｃｉｅｎｃｅ，ＭｅａｓｕｒｅｍｅｎｔａｎｄＴｃｃｈ，１９９６，１４３（６）：３４５－３５０．【２３】Ｅｔｅｍａｄ，Ｍ．Ｉｔ．，Ｆｅａｏｃｃｈｌ，Ａ。ＨａｌｌＪａｎｄＰｕＵｅｎＫ．ＡｎｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｈｉｇＩＩｓｐｅｅｄｇｅｎｅｒａｔｏｒｓ．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ２７ｍＩＳＡＴＡ６２９－６３７．ｓｙｍｐｏｓｉｕｍ，Ａａｃｈｅｎ，Ｇｅｒｍａｎｙ。１９９４ＶＩ：【２４］Ｂ００ｉｃｔｔｉＡ．，ＦｅｒｒａｒｉｓＰ．，ＬａｚｚａｒｉＭ。ＡｂｏｕｔｔｈｅＤｅｓｉｇｎｏｆＶｅｒｙＨｉ啦ＦｒｅｑｕｅｎｃｙＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓ，ＩｎｄｕｃｔｉｏｎＭｏｔｏｒｓｆｏｒＳｐｉｎｄｌｅＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ．ＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓ１９９７，２５：３８７－４０９．ａｎｄ【２５】ＢｏｇｌｉｅｔｔｉＡ．，ＦｅｒｒａｒｉｓＰ．，ＬａｚｚａｒｉＭ。ＴｅｓｔＰｒｏｃｅｄｕｒｅｆｏｒＶｅｒｙＨｉｇｈＳｐｅｅｄＳｐｉｎｄｌｅＭｏｔｏｒｓ．Ｃｏｎｆ．Ｒｅｃ．ＩＥＥＥ－１ＡＳ’９０．Ｓｅａｔｔｌｅ，ＵＳＡ，１９９０：１０２—１０８．【２６】ＭｏｕｈｏｕｂＭｅｋｈｉｃｈｅ，ＪａｍｅｓＬ．，ＭａｒｙＴｏｌｉｋａｓ．Ｈｉ曲ＳｐｅｅｄＭｏｔｏｒＤｒｉｖｅＤｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｆｏｒＩｎｄｕｓｔｒｉａｌＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＥｌｅｃｔｒｉｃＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＤｒｉｖｅｓ，ＩＥＥＥ，１９９９：２４４—２４８．【２７】ＨｕｙｎｈＣ．，ＨａｗｋｉｎｓＬ．，ＦａｒａｈａｎｉＡ．，ＭｃＭｕｌｌｅｎＰ。Ｄｅｓｉｇｎａｎｄｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆａ２ＭＷ，ｈｉ【ｇｈｓｐｃｏｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔａｌｔｅｒｎａｔｏｒｆｏｒｓｈｉｐｂｏａｒｄａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ．ＥｌｅｃｔｒｉｃｍａｃｈｉｎｅｓＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＳｙｍｐｏｓｉｕｍ，ｈｉｌａｄｅｉｐｈｉａ，２００４．ｈｔｔｐ：ｌｌｗｗｗ．ｃａｌｎｅｔｉｘ．ｃｏｍ／ｗｈｉｔｅｐａｐｅｒｓ／ＰＤＦ／２００４％２０ＡＳＮＥ％２０ＥＭＴＳ％２０Ｐａｐｅｒ．ｐａｌ．【２８】ＲａｓｏａｎａｒｉｖｏＩ．，ＬａｐｏｒｔｅＢ．．Ｏｐｅｒａｔｉｎｇｏｆａ１００ｋＷ一３００００ｒｐｍＩｎｄｕｃｔｉｏｎＭｏｔｏｒ．Ｐｒｏｃ．ｏｆＩＣＥＭ２０００：６５９－６６３．【２９】ＡｒｋｋｉｏＡ。Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｉｎｄｕｃｔｉｏｎｍｏｔｏｒｓｂａｓｅｄｆｉｅｌｄｏｎｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｏｌｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｃａｎｄｃｉｒｃｕｉｔｅｑｕａｔｉｏｎｓ．Ｐｈ．Ｄ．Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ．Ｈｅｌｓｉｎｋｉ：ＡｃｔａＰｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａＳｃａｎｄｉｎａｖｉｃａ，１９８７．［３０】ＬａｈｔｅｅｎｍａｋｉＪ。ＤｅｓｉｇｎＡｎｄＶｏｌｔａｇｅＳｕｐｐｌｙｏｆＨｉｇｈＳｐｅｅｄＩｎｄｕｃｔｉｏｎＭａｃｈｉｎｅｓ．一娩一沈阳工业大学博士学位论文Ｐｈ．Ｄ．Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ．Ｈｅｌｓｉｎｋｉ：ＡｅｔａＰｏｌｙｔｅｃｌｍｉｃａＳｃａｎｄｉｎａｖｉｃａ，２００２．【３１】ＴａｐａｎｉＪｏｋｉｎｅｎＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌａｎｄＡｎｔｅｒｏＡｒｋｋｉｏ．Ｈｉｇｈ－ＳｐｅｅｄＡＣｏｎＭｏｔｏｒｓ．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ删ＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＭａｃｈｉｎｅｓ，Ｘｉ。ａｎ，Ｃｈｉｎａ，１９９９：２１－２４．Ｐｅｒｍａｎｅｎｔ－ＭａｇｎｅｔＳｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓ【３２】ＡｒｋｋｉｏＡ．，ＪｏｋｉｎｅｎＴ．，ＬａｎｔｔｏＥ．．ＩｎｄｕｃｔｉｏｎａｎｄｆｏｒＭａｃｈｉｎｅｓ【３３】ＰｅｔｅｒＨｉｇｈ－ＳｐｅｅｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ．ＩＣＥＭＳ２００５，ＶＩ：８７１－８７６．Ｔｕｒｂｉｎｅ－ＤｒｉｖｅｎＨｉｇｈ－ＳｐｅｅｄＰｅｒｍａｎｅｎｔＣｈｕｄｉ．ＤｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔＯｆＡＳｍａｌｌＧａｓＧｅｎｅｒａｔｏｒ．Ｐｈ．Ｄ．Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ．Ｓｔｏｃｋｈｏｌｍ：ＴｈｅＲｏｙａｌＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，１９８９．【３４】Ｏ．Ａｇｌ６ｎ．Ｂａｃｋ－ｔｏ－ｂａｃｋ１０８４．１０９０．ｔｅｓｔｓｏｆａｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄｇｅｎｅｒａｔｏｒ．Ｐｒｏｃ．ｏｆＩＥＭＤＣ２００３，Ｖ２：【３５】李冰，邓智全，严仰光．高速异步电机设计的关键技术．微特电机，２００２，６：７－１０．【３６】ＦａｎｇｘｉａｎｇＷａｎｇ，ＭｉｎｇＺｏｎｇ，ＷｅｎｐｅｎｇＳｐｅｅｄＰＭＺｈｅｎｇ，ＥｎｌｕＧｕａｎ．ＤｅｓｉｇｎＦｅａｔｕｒｅｓｏｆＨｉｇｈＭａｃｈｉｎｅｓ．Ｐｒｏｃ．ｏｆｌＣＥＭＳ’２００３，ＶＩ：６６－７０．Ｅ３７１李丽阳，于海艳，姚大坤．１００ＭＷ空冷汽轮发电机护环强度分析．大电机技术，２００２．４：３３－３４．【３８】丁智平，刘义伦，尹泽勇，杨治国，成晓鸣．燃气涡流转子盘一片系统三维非线性循环应力一应变分析．机械设计，２００４，２１（８）：３８－４０．【３９】尹泽勇．燃气轮机转子循环对称接触应力分析．北京：国防工业出版社，１９９４．【４０］王匀，刘全坤，王雷刚．大型整体壁板多层预紧挤压简装配应力有限元分析．轻台金加工技术，２００１，３０（２）：２３－２６．【４ｌ】黄婷，陆云龙．透平机械转子组装件有限元接触强度．计算动力工程，２００１，２１（６）：１５２８－１５３２．［４２】邓荣兵，李世芸，李华．轴毂过盈联接的有限元分析．机电工程，２００５，２２（１）：５２—５４．［４３】贾志刚，寿比南，梅林涛．有限元方法在膨胀节强度分析中的应用．设计与结构．２００１，１１８（４）：４３－４５．【４４］高金吉．高速涡轮机机械振动故障机理及诊断方法的研究．博士学位论文．北京：清华大学，１９９３．［４５】于慎波．永磁同步电动机噪声与振动特性的研究．博士学位论文．沈阳：沈阳工一８３高速永磁电机的机械和电磁特性研究业大学。２００６．［４６】张文．转子动力学理论基础．北京：科学出版社，１９９０．［４７】虞烈．轴承一转子系统的稳定性与振动控制研究．博士学位论文．西安：西安交通大学，１９８７．［４８】王正．Ｒｉｃｃａｔｉ传递据政法得奇点及其消除方法．振动与冲击．１９８７（２）：７４・７８．【４９】晏砺堂．高速旋转机械振动．北京：科学出版社，１９９４．【５０】ＫｉＩＩｌＹ．ｖ．，ＤＬｅｅＣ．Ｗ．．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｒｏｔｏｒｂｅａｒｉｎｇｓｙｓｔｅｍｓｕｓｉｎｇａｍｏｄｅｌｔｒａｎｓｆｏｒｍａｔｉｏｎｍａｔｒｉｘ．Ｊ．ｏｆＳｏｕｎｄａｎｄＶｉｂｒａｔｉｏｎ，１９８６，Ｖ３：４４１－４５６．【５１】ＧｌａｓｇｏｗＤ．Ａ．，ＮｅｌｓｏｎＨ．Ｄ．，Ｓｔａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓｏｆｒｏｔｏｒｂｅａｒｉｎｇｓｙｓｔｅｍｓｕｓｉｎｇｃｏｍｐｏｎｅｎｔｍｏｄｅｓｙｎｔｈｅｓｉｓ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＤｅｓｉｇｎ，ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅＡＳＭＥ，１９８０，１０２（２）：３５２－３５９．【５２］ＴｈｏｍｓｏｎＷＴ，ＤａｈｌｅｈＭＤ．Ｔｈｅｏｒｙｏｆｖｉｂｒａｔｉｏｎｗｉｔｈａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＴｓｉｎｇｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＰｒ％ｓ．２００５．【５３】闻邦椿，顾家柳，夏松波，等．高等转子动力学一理论技术及运用．北京：机械工业出版社，２０００．【５４】虞烈，刘恒．轴承一转子动力学．西安：西安交大出版社，２００１．【５５】郑兆昌．机械振动．北京：机械工业出版社，１９８２．【５６】钟一谔，何衍宗，王正，李方泽．转子动力学．北京：清华大学出版社，１９８７．【５７］Ｊｏｓｏｎ．Ｄ．Ｅｒｉｅ，ＺｈｕＺ．Ｑ．ａｎｄＤａｖｉｄＨｏｗｅ．Ｒｏｔｏｒ螂ｏｎａＩｌ∞ｓｏｆｈｉｇｈ—ｓｐｅｅｄｐｅｒｍａｎｅｎｔ－ｍａｇｎｅｔｂｒｕｓｈｌｅｓｓ３８（６）：１５４２－１５４８．ｍａｃｈｉｎｅｓ，ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．ｏｎＩｎｄｕｓｔｒｙＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，２００２，【５８】荣吉利，邹经湘，张嘉钟，等．水电机组轴系横向自振特性的有限元计算方法与计算结果分析．中国电机工程学报．１９９７１７（１）：３３．３６．【５９】李开平，李进旺，杨利芳，等．一个新的显示算法及其在转子动力学中的应用．中国电机工程学报，２００４，２４（５）．１ｌＯ．¨４．【６０］焦映厚，陈照波，刘福利，等．Ｊｅｆｆｃｏｔｔ转子一可顷瓦滑动轴承系统不平衡响应的非线性分析．中国电机工程学报．２００４２４（１∞：２２６－２３２．【６ｌ】杨建刚，高塞．应用传递矩阵一参数匹配法计算转子频率和灵敏度．中国电机一８４—沈阳工业大学博士学位论文工程学报．２００１２１（１０）：１５．１９．【６２】毛海军，孙庆鸿，陈南，等．基于分布质量的Ｒｉｅｃａｔｉ传递矩阵法模型与轴系频响函数计算方法研究．东南大学学报，２０００，３聊６）：３４－３８．【６３】ＺｈｕＺ．Ｑ．，ＨｏｗｅＤ．．Ａｎａｌｙｔｉｃａｌｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｃｏｇｇｉｎｇｔｏｒｑｕｅｉｎｒａｄｉａｌ－ｆｉｅｌｄｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｂｒｕｓｈｌｅｓｓｍｏｔｏｒｓ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．Ｏｎ１２７１－１３７４．Ｍａｇｎｅｔｉｃｓ，２０００，２８（２）：【６４】Ｚｈｕｚ．Ｑ．，ＨｏｗｅｍａｇｎｅｔｉｃＤ。ＩｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓｍａｇｎｅｔｉｃｆｉｅＩｄｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｂｒｕｓｈｌｅｓｓｐｅｒｍａｎｅｎｔｄｃｍｏｔｏｒｓ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．ＯｎＭａｇｎｅｔｉｃｓ，１９９３，２９：１５４－１５８．ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｆ６５】ＰｏｌｉｎｄｅｒＨ，ＨｏｅｉｊｍａｋｅｒｓＭ．Ｊ。ＡｎａｌｙｔｉｃｍａｇｎｅｔｉｃｆｉｅｌｄｉｎＰＭｍａｃｈｉｎｅｓ．ＩＥＥＥＩｎｄｕｓｔｒｙＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓＳｏｃｉｅｔｙＡｎｎｕａｌＭｅｅｔｉｎｇ，ＮｅｗＯｒｌｅａｎｓｍＬｏｕｉｓｉａｎａ，Ｏｃｔｏｂｅｒ５・９．１９９７：３５－４１．【６６】ＺｈｕＺ．Ｑ．，ＨｏｗｅＤ。Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｄｅｓｉｇｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｃｏｇｇｉｎｇｔｏｒｑｕｅｉｎｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍａｃｈｉｎｅ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．ＥｎｅｒｇｙＣｏｎｖ．，２０００，１５（４）：４０７－４１２．ｓｅｇｍｅｎｔｅｄｓｕｒｆｌＩｃｅ－【６７】ＰｏｌｉｎｄｅｒＨ．，ＨｏｅｉｊａｍａｋｅｒｓＭ…ＪＥｄｄｙ－ｅｕｔＴｅｎｔｌｏｓｓｅｓｉｎｔｈｅｍｏｕｎｔｅｄｍａｇｎｅｔｓｏｆａＰＭｍａｃｈｉｎｅ．ＩＥＥＥＯｉｌＥｌｅｃｔｒ．ＰｏｗｅｒＡｐｐｌ．，１９９９，１４６（３）：２６１・２６６．【６８】ＰｏｌｉｎｄｅｒＨ．，ＨｏｅｉｊａｍａｋｅｒｓＭＰＭｍａｃｈｉｎｅｗｉｔｈＪ．，Ｏｆｆｉ－ｉｎｇａＬ．Ｊ．Ｊ．，ＤｅｌｅｒｏｉＷ。Ｈａｒｍｏｎｉｃａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｏｎｒｅｃｔｉｆｉｅｒ．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＳｉｘＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＭａｃｈｉｎｅｓ，Ｖｉｇｏ，Ｓｐａｉｎ，１９９８，Ｖ２：６３－６８．［６９】ＳｌｃｍｏｎＧ．Ｒ．ａｎｄＬｉｕＸ．．Ｃｏｒｅｌｏｓｓｅｓｉｎｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｍｏｔｏｒｓ．１ＥＥＥＴｒａｎｓ．ＯｎＭａｇｎ．，１９９０，２６（５）：１６５３－１６５５．【７０】ＡｔａｌｌａｈＫ．，ＺｈｕＺ．Ｑ．ａｎｄＤＣＨｏｗｅＤ。Ｔｈｅｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｉｒｏｎｌｏｓｓｅｓｉｎｂｒｕｓｈｌｅｓｓ１９９２：８１４－８１８．ｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔ［７１】ＡｔａｌｌａｈＫ．Ｈｏｗｅｍｏｔｏｒｓ．ＭａｎｃｈｅｓｔｅｒＵｌ（．ＩＣＥＭＤ．ＭｅｌｌｏｒＰ．Ｈ．ａｎｄＳｔｏｎｅＤ．Ａ。ＲｏｔｏｒｌｏｓｓｉｎｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｉｃｂｒｅｓｈｌｅｓｓＡＣｍａｃｈｉｎｅｓ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓｌａｔｉｏｎＯｎＩｎｄｕｓｔｒｙＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ．３６（６）：１６１２・１６１４．ｌｏｓｓｅｓｉｎ【７２】ｈｅｎｊｉＮ．Ｔ。Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｒｏｔｏｒｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃｈｉ曲ｓｐｅｅｄＰＭｍａｃｈｉｎｅｓ．Ｐｈ．Ｄ．Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ．ＳｏｕｔｈａｍｐｔｏｎＵ．Ｋ．：ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｏｕｔｈａｍｐｔｏｎ．１９９８．【７３】ＳｍｉｔｈＡ．Ｃ．，ＥｄｅｙＫ．．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｅｓｏｎｏｎｉｒｏｎｌｏｓｓｅｓ．ＳｅｖｅｎｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＤｒｉｖｅｓ．ＥＭＤ’９５．Ｎｏ．４１２：７７－８１．［７４】ＪｏｈａｎｎｅｓＪ．，ＰａｕｌｉｄｅｓＨ．，ＧｅｒａｉｎｔＷ．Ｊｅｗｅｌｌ，ａｎｄＤａｖｉｄＨｏｗｅ．Ａｎｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆ一８５—高速永磁电机的机械和电磁特性研究ＡｌｔｅｒｎａｔｉｖｅｓｔａｔｏｒＬａｍｉｎａｔｉｏｎｍａｔｅｒｉａｌｓｆｏｒａｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄ，１．５ＭＷ，ｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｇｅｎｅｒａｔｏｒ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓ．ｏｎＭａｇｎｅｔｉｃｓ，２００４，４０（４）：２０４１－２０４３．ｍｏｔｏｒｓ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＯｆｆ【７５］ＳａｒｒｉＪ。ＬｏｓｓｉｎｈｉｇｈｓｐｅｅｄａｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＭａｃｈｉｎｅｓ，Ｐａｒｉｓ，Ｆｒａｎｃｅ．ＩＣＥＭ’９４，３：７０４－７０８．【７６】ＳａｒｒｉＪ．ａｎｄＡｒｋｋｉｏＡ。Ｃｏｏｌｉｎｇｏｆａ１０００００ｒｐｍｈｉｇｌｌｓｐｃｏｄｅｌｅｃｔｒｉｃａｌｍｏｔｏｒｓ．ＴｈｅｓｅｃｏｎｄＣｈｉｎｅｓｅＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ３２２．ＣｏｔｌＩｈ锄ｃｅｏｎＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＭａｃｈｉｎｅｓ．ＥＩＥＩＬＭ’９５：３１７．［７７】ＳａｒｒｉＪ。ＴｈｅｒｍａｌｍｏｄｅｌｉｎｇｏｆｈｉｇＩＩｓｐｅｅｄｍａｃｈｉｎｅｓ．Ｐｈ．Ｄ．Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ．Ｈｅｌｓｉｎｋｉ：ＡｃｔａＰｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａＳｃａｎｄｉｎａｖｉｃａ，１９９５．【７８】ＡｇｌｅｎＯ．．Ｌｏｓｓｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｎｄｔｈｅｍａｉａｎａｌｙｓｉｓａｎａｌｙｓｉｓｏｆｏｆａｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄｇｅｎｅｒａｔｏｒ．ＩＥＭＤＣ２００３：１１１７－１１２５．［７９】ＡｇｌｅｎＯ．，ＡｎｄｅｒｓｓｏｎＡ。１１ｌ咖ａｌａｈｉｇｌｌｓｐｅｅｄｇｅｎｅｒａｔｏｒ．ＩＥＥＥ－［ＡＳ．ＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＲｅｃｏｒｄｏｆｔｈｅＩＥＥＥＩｎｄｕｓｔｒｙＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓＳｏｃｉｅｔｙＴｈｉｒｔｙＥｉｇｈｔＡｎｎｕａｌＭｅｅｔｉｎｇ，ＳａｌｔＬａｋｅＣｉｔｙ．ⅢＥＢＩＡＳ’２００３．ＶＩ：５４７－５５４．【８０】ＳａａｒｉＪ．．ＴｈｅｒｍａｌａｎａｌｙｓｉｓＨｅｌｓｉｎｋｉ：ＡｃｔａＰｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａｏｆｈｉｇｈ－Ｓｐｅｅｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｍａｃｈｉｎｅｓ．Ｐｈ．Ｄ．ＤｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎＳｃａｎｄｉｎａｖｉｃａ，１９９８．【８１】ＪｏｋｉｎｅｎＴ．ａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅＳａｒｒｉＪ．．Ｍｏｄｅｌｌｉｎｇｏｆｔｈｅｃｏｏｌａｎｔｆｌｏｗｗｉｔｈｈｅａｔｆｌｏｗｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄｉｎｔｈｅｒｍａｌｎｅｔｗｏｒｋｓ．ＩＥＥＥＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｎｓｏｕｒｃｅｓＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＰｏｗｅｒＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ．１９９７，１４４（５）：３３８・３４２．【８２】ＪｏｋｉｎｅｎＴ．ａｎｄＡｒｋｋｉｏＡ。Ｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄＡＣｍｏｔｏｒｓ．ＳｙｍｐｏｓｉｕｍｏｎＰｏｗｅｒＥｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ．ＩｎｄｕｓｔｒｉａｌＤｒｉｖｅｓ，ＰｏｗｅｒＱｕａｌｉｔｙ，ＴｒａｃｔｉｏｎＳｙｓｔｅｍ．Ｃａｒｄ，Ｉｔａｌｙ，１９９６．Ｓｐｅｃｄａｍ’９６：Ｂ（５）：９—１４．【８３】ＰｏｌｉｎｄｅｒａＨ．．，ＨｏｅｉｊａｍａｋｅｒｓＭ．Ｊ。Ｅｆｆｅｃｔｏｆａｓｈｉｅｌｄｉｎｇｃｙｌｉｎｄｅｒｏｎｔｈｅｒｏｔｏｒｌｏｓｓｅｓｉｎｒｅｃｔｉｆｉｅｒ－ｌｏａｄｅｄＰＭｍａｃｈｉｎｅｓ．ＩＥＥＥ２０００：１６３．１７０．ｌｏｓｓｅｓｉｎａｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄａ【ｓ４］ＰｏｌｉｎｄｅｒＨ。Ｏｎｔｈｅｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｇｅｎｅｒａｔｏｒｄａｍｐｅｒｗｉｔｈｒｅｃｔｉｆｉｅｒｗｉｔｈｓｐｅｃｉａｌａｔｔｅｎｔｉｏｎｔｏｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｃｙｌｉｎｄｅｒ，Ｐｈｉ）ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ，Ｄｅｌｔ＆ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，１９９８．【８５】Ｋａｍｅｒｂｅｅｋ，Ｆ．Ａ．．ＴｈｅｅｘｉｔｅｄｗｉｔｈｌｏｓｓｉｎｔｈｅｃｏｐｐｅｒｄａｍｐｅｒｃｙｌｉｎｄｅｒｏｆａｈｉｇｈｓｐｅｅｄｇｅｎｅｒａｔｏｒｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｓ．ＭＳＣｔｈｅｓｉｓ，ＤｅｐａｒｔｍｅｎｔＥｉｎｄｈｏｖｅｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，１９９５．一８６—沈阳工业大学博士学位论文【ｓ６］ＳｕｌｅｉｎｍａｎｆａｃｔｏｒｏｎＡｂｕＳｈａｒｋｈ，ＮｅａｍａｔＴａｇｈｌｚａｄｅｈＩｒｅｎｊｉ，ＭａｒｔｙｎＨａｒｒｒｉｓ，ＥｆｆｅｃｔｏｆｐｏｗｅｒＮｉｎｔｈｒｏｔｏｒｏｎｌｏｓｓｅｓｉｎｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄＰＭａｌｔｅｒｎａｔｏｒｓ．ＴｈｅＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＤｒｉｖｅｓ，１９９９：３４６－３５０．ｅｄｄｙ－ｃｕｒｒｅｎｔ【８７］Ｓｈａｒｋｈｓ．Ｍ．Ａｂｕ，Ｈｆ．ｒｒｉｓＭ．＆，Ｔａｇｈｉｚａｄｅｈｌｒｅｎｊｉ．Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｒｏｔｏｒｌｏｓｓｉｎｈｉｇｈ・ｓｐｅｅｄＰＭａｌｔｅｒｎａｔｏｒｓ．１－３Ｓｅｐｔｅｍｂｅｒ，ＥＭＤ９７，１９９７：１７０－１７４．Ｍ。Ｅｆｆｅｃｔｏｆｔｏｏｔｈｌｅｓｓｓｔａｔｏｒｄｅｓｉｇｎｏｎ［８８】ＡｒｋａｄａｎｃｏｒｅＡ．，Ｖｙａｓｌ乙，ＶａｉｄｙａＪ．Ｇ．，ＪＪＳｈａｈａｎｄｓｔａｔｏｒｃｏｎｄｕｃｔｏｒｓｅｄｄｙｃｕｒｒｅｎｔｌｏｓｓｅｓｉｎｐｅｒｍａｎｅｎｔｍａｇｎｅｔｇｅｎｅｒａｔｏｒｓ．ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｎＥｎｅｒｇｙＣｏｎｖｅｒｓｉｏｎ，１９９２，７：２３１－２３７．【８９】王风翔．高速电机的设计特点及相关技术研究．沈阳工业大学学报，２００６，２８（３）：２５８—２６４．【９０】ＦｅｎｇｘｉａｎｇＷａｎｇ，ＷｅｎｐｅｎｇｌＩｉｇｈ－ＳｐｅｅｄＰＭ【９１】ＡｇｉｅｎＺｈｅｎｇ，Ｍ吨Ｚｏｎｇ，ＢａｏｇｎｏａｎｄｔｈｅｒｍａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆＷａｎ．ＤｅｓｉｇｎＣｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｓ１５８・１６２．ｏｆＧｅｎｅｒａｔｏｒｓｆｏｒＭｉｃｒｏＴｕｒｂｉｎｅｓ．Ｉ＇ｒｏｃ．ｏｆＰｏｗｅｆＣｏｎ’２００２，ＶｈａＯ。Ｌｏｓｓｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｈｉｇｈ－ｓｐｅｅｄｇｅｎｅｒａｔｏｒ．２００３ＩＥＥＥＥｌｅｃｔｒｉｃ１１１７．１１２３．ＭａｃｈｉｎｅｓａｎｄＤｒｉｖｅｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，Ｍａｄｉｓｏｎ．ＩＥＥＥ－ＩＥＭＤＣ’２００３，Ｖ２：【９２】ＳｐｒｉｎｇｅｒＨ，ＳｃｈｉａｇｅｒＧ＇ＰｌａｔｔｅｒＴ．Ａｂｅａｒｉｎｇｎｏｎｌｉｎｅａｒｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｍｏｄｅｌｆｏｒａｃｔｉｖｅｍａｇｎｅｔｉｃａｃｔｕａｔｏｒｓ．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅｓｉｘｔｈｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｓｙｍｐｏｓｉｕｍＯｉｌｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｒｉｎｇ，Ｗ０ｎｉａ，ＵＳＡ，１９９８：１８９－２０３．【９３】赵雷，张德魁，杨作兴，赵鸿宾．电磁轴承最优刚度与系统结构参数关系的研究．机械工程学报，２０００，３６（１２）：６２－６４．【９４】谢振宇，徐龙祥，李迎，等．控制参数对磁悬浮轴承转子系统动态性能的影响．航空动力学报，２００４，１９（２）：１７４－１７８．［９５】袁崇军，曹洁，杨涌．电磁轴承的优化设计．机械科学与技术，１９９５（６）：２９－３６．【９６】胡业发，郭顺生，盛步云，杨明忠．磁力轴承系统的虚拟设计．中国机械工程，２０００，ｌｌ（９）：１０３３－１０３５．［９７１ＪｅａｎＬｅｖｉｎｅ，ＪａｃｑｕｅｓｔｈｅＣｏｎｔｒｏｌＬｏｔｔｉｏｎａｎｄＪｅａｎ－ＣｈｒｉｓｔｏｐｈｅＢｅａｒｉｎｇｓ．ＩＥＥＥＰｏｎｓａｒｔ．ＡＮｏｎｌｉｎｅａｒｏｎＡｐｐｒｏａｃｈｔｏｏｆＭａｇｎｅｔｉｃＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＣｏｎｔｒｏｌＳｙｓｔｅｍＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，１９９６，４（５）：５２４－５４４．【９８】ＲｕｓｓｅｌｌＤ．ＳｍｉｔｈａｎｄＷｉｌｌｉａｍＦ．，ＷｅｌｄｏｎＳｔ．．ＮｏｎｌｉｎｅａｒＣｏｎｔｒｏｌｏｆａＲｉｇｉｄＲｏｔｏｒ一８７—高速永磁电机的机械和电磁特性研究ＭａｇｎｅｔｉｃＢｅａｒｉｎｇＳｙｓｔｅｍ：ＭｏｄｅｌｉｎｇａｎｄＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｗｉｔｈＦｕｌｌＳｔａｔｅＦｅｅｄｂａｃｋ，ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＯｎＭａｇｎｅｔｉｃｓ．１９９５，３ｌ（２）：９７３－９８０．【９９】ＶｉｎｃｅｎｔＴａｍｉｓｉｅｒ，ＳｔｅｐｈａｎｅＦ０咄ＦｒａｎｃｏｉｓＣａｒｒｅｒｅ．Ａｎｏｗａｎｔｉ－ｖｉｂｒａｔｉｏｎａｌｇｏｒｉｔｈｍｆｏｒａｃｔｉｖｅｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｒｉｎｇｓａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ．Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ２００２ＩＥＥＥＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎｃｎｎｔｒｏｌＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ，Ｓｅｐｔ．１８－２０，２００２，Ｇｌａｓｇｏｗ，Ｓｃｏｔｌａｎｄ，Ｕ，ＫＦａｗｚｉＰ．Ｅｍａｄ．．ＮｏｎｌｉｎｅａｒＯｓｃｉｌｌａｔｉｏｎｓｉｎＭａｇｎｅｔｉｃ２∞２：１６８－１７３．【１００］ＡｂｄｅｌｆａｔａｈＭ．ＭｏｈａｍｅｄａｎｄＢｅａｒｉｎｇＳｙｓｔｅｍｓ．ＩＥＥＥＴｒａｍ．ｏｎＡｕｔｏｍａｔｉｃＣｏｎｔｒｏｌ，１９９３，３８（８）：１２４２－１２４５．【１０１］ＳｏｔｏｍｉｔｓｕＨａｒａ，ＴｏｒｕＮａｍｅｒｉｋａｗａ，ＦｕｍｉｏｏｎＭｓｔｓｕｍｍｕｒａ．Ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔｔｈｅｄｙｎａｍｉｃｏｆｔｈｅ５“ｒｅｓｐｏｎｓｅｂｙｆｌｕｘｆｅｅｄｂａｃｋａｃｔｉｖｅｍａｇｎｅｔｉｃｂｅａｒｉｎｇｓ．Ｐｒｏｃｅｏｄｉｎｇｓｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｓｙｍｐｏｓｉｕｍｏｎｍａｇｎｅｔｉｃｂｅｉｎｇｓ，Ｋａｎａｚａｗａ，Ｊａｐａｎ，１９９６：４９－５４．【１０２］ＭａｓａｔｏＯｔａ，ＳｈｉｇｅｎｏｒｉＡｎｄｏｈ．ＳｕｐｅｒＨｉｇｈｓｐｅｅｄＭｏｔｏｒｗ汕ＭａｇｎｅｔｉｃＢｅａｒｉｎｇｆｏｒＭａｃｈｉｎｅＴｏｏｌＳｐｉｎｄｌｅ．ＩＰＥＭＣ’９５，Ｙｏｋｏｈａｍａ，１９９５：１３５０－１３５５．【１０３］谢德馨，姚缨英，白保东，李锦彪．三维涡流场的有限元分析．北京：机械工业出版社，２００１．一８８—沈阳工业大学博士学位论文在学研究成果一、在学期间参加的科研项目【１】微型燃气轮机一高速发电机分布式发电与能量转换系统研究．国家自然科学基金重点资助项目，编号：５０４３７０ＩＯ．【２】磁悬浮人工心脏血泵电机及其控制系统研究．国家自然科学基金项目，编号：５９９７７０１４．二、在学期间申请发明专利目录【１】王风翔，张凤阁，宗鸣，王继强．一种整体永磁转子磁悬浮高速电机．申请号：２００６１００４７２１７．３．【２】王风翔，王继强孔志国，宗鸣．被动磁悬浮式无刷直流电机申请号：６３１３３７１８Ⅸ．三、在学期间发表的论文【１】王继强王凤翔，鲍文博，关恩录．高速永磁电机转子设计与强度分析．中国电机工程学报，２００５，２５（１５）：１４０－１４５．（被ＥＩ检索Ｉｌ虹Ｕ【２】Ｊｉｑｉ锄ｇｗａ略Ｆ∞野ｉ粕ｇｗａＩ峙Ｙｕ１抽．ＡＩｍＩｙｓｉｓＲｏｔｏｒｌｏｓｓｅｓ矗）ｒａＨｉ咖ＳｐｅｅｄＰＭＱ糯∞ｍ毗ＩＣＥＭＳ’２００５．Ｎｍｊｍ舀Ｖ２：８８９－８９２．（故１８ＴＰ检索收，～【３】Ｊｉｑｊ棚ｌｇｗ柚吕Ｆ邮ｉｍｇＷ锄岛ＷｅｌＩｂｏＢａｏ，ＥＩｄｕＧｕｍ．ＲｏｔｏｒＤｅｓｉ印ａｎｄＳ骶１１９ｌｈｂｌａｎｄ，ＡｎａｌｙｓｈｏｆＫｏｒｅａ．Ｈ曲ＳｐｅｅｄＰＭＭａｅｈｌｎｅｓ．ＩＣＥＭＳ’２００４，Ｏｃｔ３１～Ｎｏｖ．３２００４，珂ｕ【４】Ｆｍ鲥ａｎｇ灿ｗ锄舀ＪｉｑｌａｎｇＷａｎｇ，ＺｌａｉｇｌｌｏＫ伽昏Ｒａｄｉａｌａｎｄａｘｉａｌｆｏｒｃｅ∞ｌ饥ｌａｌｉ帆ｏｆＢＬＤＣｍｏｔｏｒｗｉｍｐａｓｓｉｖｅｍａｇｎｅｔｉＣｂｅａｒｉｎ擎．ｍ矾化’２００４，ＶＩ：２９０－２９３．（被ＥＩ检索收［５】Ｆ蜘豁ｉ锄ｇＷａｎ舀Ｊｉｑｉ锄ｇＷａＩ骣ＺｌａｌｇｕｏＫ∞ｇ，ｋ岫ｇｙａｐａｓｓｉｖｅｍａｇｌｌｔｑｉｇｂｅａｒｉｎ挚ｆｏｒｂｌｏｏｄｘＩＬＡｎｏｖｅｌＢＬＤＣｍｏｔｏｒｗｉｔｈｐｕｍｐ印脚ｉｃａｔ幻忆ＩＥＥＥ／ＩＡＳ’２００３，Ｖ２：１４２９－１４３３．（被ＥＩ检索收入）同王风翔，王继强孔志国．具有被动式磁力轴承的无刷直流电机研究．中国电机工程学报，２００４，２５（５）：９０－９５．Ｃ被ＥＩ检索ＩＩ虹～一８９—高速永磁电机的机械和电磁特性研究【刀王继强王风翔，宗鸣．高速电机磁力轴承一转子系统临界转速的计算．中国电机工程学报，稿件编号：）［６１３２３．己录用．一９０一沈阳工业大学博士学位论文致谢本文是在王风翔教授的悉心指导下完成的，论文的字里行间无不凝聚着导师的心血。王风翔教授博大精深的学识、锐意的创新意识、严谨求实的科学态度、奋发进取、忘我工作、教书育人的孺子牛精神、以及朴实无华的生活作风，堪为学生一生学习的楷模。可以说，攻读博士期间的每一点成果都是王老师心血的凝聚，在此特向王老师致以诚挚的感谢。师母周月华高工在生活和学习中都提供了许多指导和帮助，在此向周老师表示衷心的感谢。在攻读博士期间，得到了南京航空航天大学徐龙祥教授多次的指导，徐老师渊博的学识，严谨求实的科学作风，使我终生受益。几年来，沈阳工业大学的唐任远院士，谢德馨教授，孙昌志教授，王尔智教授，王成元教授和郭庆鼎教授等学术前辈在不同场合给学生提供了许多有益的指导和建议，在此特别向他们致以诚挚的谢意。特别是谢德馨老师，多次给学生指出有益的思路和解决问题的方法，在此表示特别的感谢。本课题研究过程中，一直得到张风阁教授、鲍文博教授和于慎波博士的关心和帮助。宗鸣博士生、王正博士生、张庆新博士、白浩然博士生，鲁军博士生，孔晓光博士生，王天煜博士生，崔红博士生，孔志国硕士、李文君硕士、井路生硕士、于涛硕士、佟宁泽硕士、候庆明硕士、俞书飞硕士、葛超硕士生、孙妍硕士生、刘海龙硕士生、金镭硕士生、张世福硕士生、王秀平硕士生、阮景峰硕士生、崔紫微硕士生在生活和工作中给予了作者很大帮助，在同他们讨论中受益非浅。在此，作者向他们表示衷心的感谢！对所有关心和帮助过我的老师、同学和朋友们表示深深的敬意！一９１—