杜 冰，崔海龍，劉鳳華，周茂偉，黃秀東，楊燦軍，鄒春華，嚴 翔

（1. 浙江大學機械工程學院，杭州 310027；2. 燕山大學，先進鍛壓成形技術與科學教育部重點實驗室，秦皇島 066004；3. 寧波震?？萍脊煞萦邢薰荆瑢幉?315613；4. 浙江萬里學院信息與智能工程學院，寧波 315100）

前言

隨著人們對汽車需求的日益增加，國家頻繁出臺各種利好新能源汽車的政策，發(fā)展新能源汽車成為一種必然趨勢。永磁同步電機（permanent magnet synchronous motor，PMSM）具有高效率、高功率密度、體積小且結構簡單、轉矩慣性比大等特點，被廣泛應用于新能源汽車。轉子鐵芯是PMSM 的關鍵組成部件，主要由數(shù)百片無取向電工鋼片疊裝連接而成。在運轉過程中，轉子鐵芯會受到多種力的綜合作用，易發(fā)生振動。由于振動的存在，轉子鐵芯疊片會出現(xiàn)松脫。為防止松脫的出現(xiàn)，轉子鐵芯須具有承受較大剝離力的能力。但目前國內外尚未有學者通過數(shù)值模擬手段對剝離力進行研究，多只進行實驗測試，但這種方法將導致轉子鐵芯試樣損毀，而有限元仿真可以有效代替實驗測試獲得轉子鐵芯剝離力數(shù)值，降低了鐵芯研發(fā)成本。

轉子鐵芯電工鋼片的主要連接工藝為膠粘工藝和疊鉚工藝。疊鉚工藝主要采用的是扣點鉚接，沖頭在上片中沖出凸起，與下片的凹槽形成自鎖連接；膠粘工藝是利用噴膠機構在電工鋼疊片表面噴涂膠粘劑，同時施加沿厚度方向的壓裝力進行壓裝，即可實現(xiàn)電工鋼片的連接。

本文中選用上述兩種工藝的轉子鐵芯為研究對象，采用力能等效的方法，基于數(shù)值模擬軟件ABAQUS 建立了轉子鐵芯最大剝離力預測有限元模型，并將其結果與實驗結果進行比較，驗證了模型的準確性，為轉子鐵芯最大剝離力的預測提供參考依據(jù)，降低了鐵芯制造過程中的測試成本。同時構建了電機轉子鐵芯剝離實驗平臺，比較了兩種疊壓工藝的最大剝離力；確定了電機空載徑向磁密分析過程，比較了兩種工藝的能量轉化率和氣隙磁密正弦度，為鐵芯制造工藝的選取和優(yōu)化提供依據(jù)。

1 硅鋼片材料性能實驗研究

以B30AHV1500-M 硅鋼片試件拉伸實驗提取材料的塑性應力應變數(shù)據(jù)。材料性能實驗試件按照GB/T228.1—2010 標準進行制備，并利用WDW-100 kN 高低溫微機控制電子萬能材料實驗機進行單向拉伸實驗，測量材料性能。拉伸溫度為25 ℃，拉伸速度為30 mm/min。實驗測得彈性模量=177 000 MPa，泊松比=0.271，延伸率為22%。實驗選用=0.3 mm 的板料進行制件，板材的真實應力應變關系曲線如圖1所示。線性擬合函數(shù)=+高精度擬合，擬合結果如表1所示。

表1 試件的本構方程參數(shù)

圖1 B30AHV1500-M硅鋼片真實應力-應變關系曲線

2 疊鉚型轉子鐵芯剝離模型建立

2.1 模型簡化

疊鉚型轉子鐵芯采用數(shù)百片轉子沖片疊壓而成，轉子沖片通過扣點與扣槽的過盈量連接在一起。進行剝離強度仿真時，須進行大量的接觸設置，過多的細密接觸運算一方面必然導致模型無法收斂，另一方面會增加計算時間成本。因此，針對疊鉚型構件的結構仿真問題，須在力能等效的前提下對模型進行合理的簡化。此項研究的主要目的是針對轉子鐵芯最大剝離力求解，建立數(shù)值分析模型，因此力能等效前提下的模型假設如下。

假設1：所有扣點的過盈量均相同，即不考慮轉子鐵芯扣點制造過程中的誤差。

假設2：在剝離過程中，兩沖片初始接觸面近似平行，即忽略轉子沖片剝離過程中翹曲現(xiàn)象帶來的力能附加。

依據(jù)以上兩點假設，對模型進行簡化。

轉子鐵芯如圖2 所示，其上分布有多個扣點，這些扣點呈中心對稱分布。由于轉子鐵芯相對較小，所有扣點間距較小，當對轉子鐵芯施加剝離力時，根據(jù)假設1、2 可知，剝離力被均勻地分配到所有扣點上。為更細致地研究轉子鐵芯剝離時扣點處的受力情況，使用圖2 中虛線框對貫穿鐵芯縱向的某一列扣點及其附近區(qū)域進行截取，如圖3（a）所示。并對該區(qū)域典型位置的扣點（圖3（a）中虛線框位置）進行受力分析，如圖3（b）所示。

圖2 轉子鐵芯

圖3 轉子鐵芯截面與受力分析

分別對上、下通片和中間某片扣點進行受力分析可知：扣點的過盈量導致擠壓力的產(chǎn)生。在對轉子鐵芯進行剝離時，所有扣點處該擠壓力所能提供的摩擦力之和即為該鐵芯的抗剝離力。單個扣點處摩擦力與剝離力相等，方向相反。仿真是在理想狀態(tài)下進行的，則兩片轉子沖片進行疊壓后，仿真得到的剝離力大小應與整體轉子鐵芯的剝離力大小一致。

同時，考慮到由于扣點尺寸遠小于整個轉子沖片的尺寸，在進行網(wǎng)格劃分時扣點處的網(wǎng)格尺寸與遠離扣點處網(wǎng)格尺寸的巨大差異會給網(wǎng)格劃分及其運算帶來難以調和的困難，須對分析模型進行進一步的簡化。

如圖4 所示，根據(jù)假設2，假設沖片在剝離時刻近似平行分開的前提下，轉子鐵芯的剝離力會平均分配到所有扣點上，因此對一個扣點處的剝離情況進行仿真，再將仿真結果乘以扣點總數(shù)，即能得到整個轉子鐵芯的剝離力。

圖4 轉子受力后位移示意圖

2.2 仿真計算

為得到疊鉚型轉子鐵芯剝離力，采用ABAQUS/Static 靜態(tài)分析模塊進行鐵芯扣點剝離仿真。根據(jù)上述簡化思想，取扣點處半徑為3 mm的圓柱區(qū)域進行建模。圖5 為簡化后的模型及邊界條件，對下方硅鋼片進行固定約束，上方硅鋼片施加位移邊界條件，使其勻速剝離。并在扣點周圈設置過盈接觸，單側過盈量為0.01 mm。為對比不同形狀扣點的剝離強度，分別建立了圓形扣點（直徑為2 mm）和矩形扣點（長2 mm，寬1 mm）的剝離分析模型。

圖5 簡化后的模型及邊界條件

2.3 剝離力-位移曲線

模型受力如圖6 所示，在考慮模型剝離過程中的撓曲變形的情況下，A 面上的拉力會大于扣點過盈面處的摩擦力，而這種關系的定量評估是無法做到由局部區(qū)域關聯(lián)到整體區(qū)域的。結合上述模型簡化原則，則應直接提取C 面上由于擠壓產(chǎn)生的摩擦力，作為單個扣點的近似剝離力計算結果。

圖6 模型受力示意圖

本應通過提取A 面的位移來表示兩轉子沖片的相對位移，但由于此模型是力能等效后的模型，提取出的位移并非鐵芯實際剝離時的位移，因此須對該位移量進行處理。

根據(jù)上面的假設條件，在剝離過程中，每兩片轉子沖片之間的位移都相等，即轉子位移可利用式（1）算得

式中：為轉子位移，mm；為仿真模型位移，mm；為轉子沖片數(shù)目。

根據(jù)上面提供的方法，將以一臺12 扣點、60 層電工鋼片疊裝的轉子鐵芯為例，繪制出轉子鐵芯的剝離力-位移曲線，如圖7所示。

圖7 疊鉚型轉子鐵芯剝離力-位移曲線

由圖可見：

（1）矩形扣點鐵芯的最大剝離力為669.6 N，圓形扣點的最大剝離力為624.7 N，矩形扣點最大剝離力比圓形扣點提高了7.2%，其剝離強度更大，連接更加可靠；

（2）在剝離過程中，鐵芯的剝離力在很小的位移下達到最大值，之后會隨位移的增加逐漸減小。

3 膠粘型轉子鐵芯剝離模型的建立

3.1 膠接界面的破壞

膠接界面破壞一般有4 種基本形式：內聚破壞、被膠接物破壞、黏附破壞和內聚破壞與黏附破壞同時存在，如圖8 所示。由于鐵芯疊片的強度高于膠粘劑的強度，因此膠粘型鐵芯剝離過程中，發(fā)生的主要破壞形式為內聚破壞。

圖8 膠接界面破壞形式

3.2 內聚力模型

3.2.1 內聚力模型簡介

內 聚 力 模 型 是 由Dugdale和Barenblatt提 出的，可用來分析膠層界面破壞。其假設在真實裂紋前端存在內聚力區(qū)，此區(qū)域在斷裂過程中會發(fā)生能量耗散，如圖9 所示。在內聚力區(qū)的張力是張開位移的函數(shù)，即

圖9 內聚力區(qū)域示意圖

常用的內聚力模型有雙線性、梯形、多項式和指數(shù)等。Yamakov 等的研究表明，研究脆性斷裂時宜采用雙線性內聚力模型。由于膠粘型轉子鐵芯剝離過程膠層斷裂屬于脆性開裂，故本文采用雙線性內聚力模型，如圖10所示。

圖10 雙線性應力位移曲線

雙線性內聚力模型可將膠層損傷分為兩個階段：損傷萌生和損傷演化。在裂紋萌生前，層間界面的牽引力、剪切力較小，層間界面接觸應力-位移關系表現(xiàn)為線彈性，即

式中：k、k、k分別表示為法向、第一和第二切向界面剛度系數(shù)，MPa/mm；σ、σ和σ分別為法向、第一和第二切向應力，MPa；δ、δ和δ分別為法向、第一和第二切向位移，mm。

當層間接觸應力繼續(xù)增加至時，意味著膠層達到最大應力值，此時裂紋開始萌生。損傷萌生后，界面法向應力與切向應力逐漸減小，直至應力完全消失，膠層界面完全損壞，同時界面斷裂能達到最大值，被稱為臨界斷裂能（斷裂能為σ-δ曲線

所包圍面積，即=∫d=∫( )d），臨界斷裂能計算式為

3.2.2 損傷萌生判定條件

ABAQUS 中給定的損傷萌生判定條件包括最大名義應變準則、最大名義應力準則、二次名義應變準則和二次名義應力準則。電機鐵芯膠層界面斷裂是一種脆性斷裂，可采用二次名義應力準則進行損傷萌生判定：

3.2.3 損傷演化準則

針對損傷演化過程，Camanho和Davila提出了一個針對雙線性內聚力模型的損傷變量，即

式中：為一個標明界面損傷演化程度的一個標量，其值在0～1 之間。當=0 時標明材料尚未發(fā)生損傷；當=1時標明界面完全開裂。

ABAQUS 提供了斷裂位移和臨界斷裂能兩種方法來判斷界面開裂，本研究選用界面斷裂能來判定。

3.2.4 內聚力模型的嵌入

采用在轉子疊片表面添加內聚力接觸的方式，實現(xiàn)對膠粘型電機鐵芯最大剝離力的仿真計算，如圖11所示。

圖11 內聚力模型嵌入的方法

3.3 模型簡化

研究者的主要目的是針對膠粘型轉子鐵芯最大剝離力求解，建立數(shù)值分析模型，因此力能等效前提下的模型假設如下。

假設1：膠粘型轉子鐵芯在生產(chǎn)制造過程中，鐵芯沖片大小一致，不存在明顯差異；

假設2：膠粘型鐵芯相鄰兩層之間的膠粘劑質量相同，均勻分布在轉子沖片上，厚度一致；

假設3：膠粘劑性能良好，膠粘劑固化后內部不含有氣泡和雜質，表面和內部沒有明顯的缺陷，如裂紋、劃痕和毛刺等。

依據(jù)以上3點假設，對模型進行簡化，由假設1、假設2、假設3 可知，在相鄰的膠粘型鐵芯沖片之間產(chǎn)生的剝離力大小相等，方向相反，且因膠粘劑產(chǎn)生的作用力相等，故整個鐵芯剝離過程中，所有沖片產(chǎn)生的間距相等，因此可以用兩片鐵芯沖片來模擬求得整體鐵芯的最大剝離力，并利用式（1）來還原實際過程產(chǎn)生的位移。

3.4 仿真計算

膠粘型鐵芯剝離強度選用ABAQUS/Standard 隱式分析模塊進行仿真。膠層參數(shù)如表2所示。

表2 膠層模擬參數(shù)

為解決利用膠粘型電機轉子鐵芯模型進行剝離過程仿真時易出現(xiàn)不收斂、計算速度慢等問題，建模時將電機鐵芯進行了簡化，去掉孔洞結構，以節(jié)約仿真運算時間，保證其收斂性。將膠粘型鐵芯制成3 種不同面積的圓環(huán)（外徑=130 mm，內徑=55 mm，面積=9495 mm；=120 mm，=48 mm，=10892 mm；=135 mm，=43 mm，=12855 mm），模型面積保證與鐵芯一致，單片鐵芯厚度為0.3 mm，為兩個圓環(huán)的中間面設置內聚力接觸，并設置相關內聚力參數(shù)。簡化后的模型如圖12（a）所示，邊界條件見圖12（b）。

圖12 簡化模型及其邊界條件

3.5 剝離力-位移曲線

利用ABAQUS后處理功能，提取模型的剝離力-位移曲線，并利用式（1）對位移處理后，得到膠粘型轉子鐵芯的剝離力-位移曲線，如圖13 所示。該曲線呈現(xiàn)出一種“雙線性”狀態(tài)，即曲線由兩段直線組成。在較小的位移下剝離力呈線性迅速達到最大值，之后隨著位移的增加又呈線性緩慢減?。浑S著膠粘面積的增加，最大剝離力變大，但曲線所包圍的面積不變，這說明膠粘面積并不影響臨界斷裂能。

圖13 膠粘型鐵芯的剝離力-位移曲線

4 轉子鐵芯剝離實驗

4.1 實驗平臺

轉子鐵芯剝離強度測量實驗平臺主要由TY8000 伺服控制材料試驗機、PC 控制系統(tǒng)和待測樣品等組成，如圖14 所示。通過PC 控制系統(tǒng)可實現(xiàn)對TY8000伺服控制材料試驗機的精準控制，能夠測量出待測樣品的剝離力-位移曲線。

圖14 鐵芯剝離性能測量實驗平臺

選取6種典型的轉子鐵芯樣品，每種樣品取3個同批次生產(chǎn)的轉子鐵芯進行測量，最終最大剝離力取其平均值。對6 種樣品分別標為1 號（8 個矩形扣點），2 號（12 個矩形扣點），3 號（16 個矩形扣點），4 號（=9495 mm圓形扣點），5號（=10892 mm圓形扣點）和6 號（=12855 mm圓形扣點），樣品實物如圖15所示。

圖15 鐵芯剝離實驗測量樣品

4.2 測試方法

實驗前擦除轉子鐵芯表面污漬；清理后對轉子兩側粘貼強力雙面膠帶，須保證大小一致、位置相同，防止轉子鐵芯在剝離過程中出現(xiàn)兩表面受力不均現(xiàn)象；將貼好強力雙面膠帶的轉子鐵芯粘貼到試驗機拉伸平臺上，位于平臺中心的位置；開啟試驗機，對轉子鐵芯施加3 000 N 的壓力，并保壓一定時間，以保證膠帶粘貼牢固，之后泄壓至100 N，繼續(xù)保壓一定時間后進行剝離實驗：在25 ℃的溫度下，以30 mm/min的速度進行拉伸，直至轉子鐵芯分離。

4.3 實驗結果分析

隨著TY8000 伺服控制材料試驗機上滑塊的提升，轉子鐵芯所承受的拉伸力逐漸增加，鐵芯開始發(fā)生剝離。圖16為轉子鐵芯剝離前后對比圖。

圖16 轉子鐵芯剝離前后對比

實驗發(fā)現(xiàn)，對于疊鉚型電機轉子鐵芯來說，實際工況下轉子鐵芯沖片的分離不是同時發(fā)生的，而會在扣點連接相對薄弱的位置率先剝離，而后在其他相對薄弱的地方再次剝離，剝離最后階段會集中在某片或某幾片處的扣點上，直至鐵芯完全剝離，如圖17 所示。這是因為疊鉚型轉子鐵芯的扣點數(shù)量較多，在生產(chǎn)制造過程中無法保證所有扣點的大小、表面粗糙度和扣緊程度完全相同，因此剝離就會先出現(xiàn)在有“缺陷”的扣點處，在剝離過程中會體現(xiàn)出剝離位置的不可控性。

圖17 轉子鐵芯剝離位置

對于膠粘型電機轉子鐵芯來說，剝離位置會發(fā)生在疊片某一層內，而不會在幾個片層內同時發(fā)生，如圖16（b）所示。這是因為膠粘型轉子鐵芯在生產(chǎn)制造過程中，膠粘劑并不是涂抹在疊片上的，而是通過噴涂膠點后施加壓力，促使膠點擴散而使膠粘劑分布在疊片上，由于疊片表面粗糙度不同、膠量不足和膠點分布不合理等原因，就會導致片層之間膠粘劑的厚度、膠粘面積等存在差異，從而呈現(xiàn)疊片不能同時剝離的情況。但由于膠粘型鐵芯的受力是疊片整體受力，不同于疊鉚型鐵芯的多點受力，所以膠粘型鐵芯只會在疊片某一層內分離，不會出現(xiàn)多層同時分離的現(xiàn)象，因此與疊鉚型鐵芯相比，膠粘型鐵芯的抗剝離能力更強，抗振動性能更好。

圖18為兩種型式鐵芯剝離力-位移曲線的對比。由圖18（a）可見，疊鉚型鐵芯的剝離力會出現(xiàn)較大波動，這說明扣點的脫開是“突然”的，在實際的電機運行過程中，這種扣點的“突然”脫開會導致電機發(fā)生較大的振動和噪聲，甚至打破電機的穩(wěn)定運轉狀態(tài)，導致電機意外停轉，因此對于疊鉚型轉子鐵芯來說，其最大剝離力應足夠大，同時各處扣點的過盈裝配應盡量保證一致，且可通過旋轉疊裝的方式來平衡扣點之間的差異，以保證其具有足夠的抗剝離性能。

由圖18（b）可見，膠粘型轉子鐵芯的剝離力-位移曲線呈現(xiàn)一種“雙線性”形態(tài)，這說明對于膠粘型鐵芯來說，在剝離過程中膠粘劑的材料特性符合雙線性內聚力模型，其在剝離過程中會出現(xiàn)幾次較大的剝離力波動，這是因為在疊壓過程中，膠粘劑在疊片上的分布不均勻所致。

圖18 實驗樣品剝離力-位移曲線

為比較兩種疊壓工藝對轉子鐵芯剝離強度的影響，提取6 種轉子鐵芯樣品的最大剝離力，如表3 所示。由表可知，膠粘型鐵芯的剝離強度明顯優(yōu)于疊鉚型鐵芯；增加膠粘面積和增加扣點數(shù)量均可明顯提高鐵芯的剝離強度。

表3 實驗樣品最大剝離力 N

5 實驗與仿真結果分析

5.1 疊鉚型電機鐵芯

通過對1、2、3 號樣品的最大剝離力實驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的對比，驗證疊鉚型轉子鐵芯仿真的準確性，對比結果如圖19所示。

由圖19 可知，實驗與仿真結果能夠很好吻合，最大剝離力誤差小于15%，說明仿真結果能夠較準確預估真實的最大剝離力，一定程度上降低鐵芯產(chǎn)品的研發(fā)成本。

圖19 疊鉚型轉子鐵芯最大剝離力仿真與實驗對比

5.2 膠粘型電機鐵芯

通過對4、5、6 號樣品的最大剝離力實驗與仿真數(shù)據(jù)的對比，以驗證膠粘型轉子鐵芯仿真的準確性，對比結果如圖20所示。

圖20 膠粘型轉子鐵芯剝離力-位移曲線仿真與實驗對比

由圖20 可知，膠粘型鐵芯剝離力-位移曲線的有限元仿真與實驗結果能夠很好吻合，最大剝離力誤差為9.3%。

但在實驗中當位移超過最大剝離力所對應位移時，由于此時剝離力過大導致用來固定轉子鐵芯的強力膠也會發(fā)生膠層失效，導致一部分鐵芯上的強力膠脫膠，如圖21 中紅色框所示，這就會導致最終的位移變大，從而使整條剝離力-位移曲線向右移動，在圖20 上就會顯示出：當位移增大時，實驗與仿真曲線的結果出現(xiàn)了偏移，但這并不影響仿真的有效性。因為對于剝離力-位移曲線，更關注其最大剝離力，而后續(xù)曲線相對而言不很重要。

圖21 實驗中膠粘型鐵芯強力膠脫膠

6 電機空載徑向磁密分析

6.1 空載徑向磁密的重要性

為進一步比較兩種疊壓工藝對電機性能的影響，采用電磁場仿真軟件ANSYS Maxwell 對電機氣隙磁場進行分析。

在很大程度上，永磁同步電機的感應電動勢和轉矩特性取決于氣隙磁通密度波形的正弦度。

6.2 氣隙磁密分量

永磁同步電機在氣隙處的磁通密度可分為徑向分量、切向分量和軸向分量。徑向磁密從永磁體出發(fā)，通過轉子，穿過氣隙，最終到達定子，從而完成從轉子到定子的能量傳遞。切向磁密只存在于氣隙之中，不會進入定子中，一般不進行研究。軸向磁密相對較小，通常忽略不計。故本研究僅對徑向磁密進行分析。

6.3 徑向氣隙磁密波形分布的有限元模型

6.3.1 幾何模型與邊界條件

因電機鐵芯為旋轉對稱結構，為減少計算量，只建立1/4模型。由于此次分析只針對氣隙磁密，而電機的軸向長度對氣隙磁密的影響較小，因此進一步簡化模型，僅取電機鐵芯中心部分的5 片鐵芯疊片進行分析，如圖22 所示。電機鐵芯左右邊界設置為主從邊界條件。對于膠粘型電機，在鐵芯疊片之間設置絕緣邊界條件，以避免渦流在疊片間流動；對于疊鉚型電機，建立扣點模型，并設置相應的絕緣邊界條件，如圖22和圖23所示。

圖22 電機的幾何模型及主從邊界條件

圖23 截面處的邊界條件

仿真采用的相關材料見表4。

表4 相關材料參數(shù)

6.3.2 氣隙磁密波形及各次諧波幅值

對膠粘型電機和疊鉚型電機的空載氣隙磁場進行分析，得到相應的徑向氣隙磁密波形，并對所得波形進行傅里葉諧波分析，得到各次諧波分布圖和相應幅值，如圖24 所示。其中，圖24（a）和圖24（b）中紅色粗線為氣隙磁密曲線，其余為各次諧波曲線。圖24（c）為各次諧波幅值的直方圖，表5 則示出對應的數(shù)據(jù)。

圖24 徑向磁密波形及傅里葉分析結果

表5 各次諧波幅值 T

由圖24 可知，徑向磁密的波形基本接近正弦。從表5可看出，膠粘型電機的基波幅值為0.663 3 T，疊鉚型電機為0.584 7 T，膠粘型電機的基波幅值略大于疊鉚型電機。由文獻［12］可知，當氣隙磁密小于0.7 T時，氣隙磁密的增加會降低電機運行電流和損耗，提高電機運行效率，故膠粘型電機在電磁方面優(yōu)于疊鉚型電機。

為對兩種疊壓工藝的氣隙磁密波形正弦度進行綜合定量分析，引入諧波畸變率，其計算公式為

式中：B為氣隙磁密基波幅值，T；B為氣隙磁密第次諧波幅值，T；為諧波次數(shù)。

越小，表示磁場中諧波含量越低，氣隙磁密正弦度越高，電機性能越好。

計算得到膠粘型電機的正弦波畸變率為24.1%，疊鉚型電機為25.3%。膠粘型電機氣隙磁場諧波含量略有減小，正弦性畸變率略有下降，膠粘型電機的正弦度更好，電機性能更優(yōu)。

7 結論

（1）疊鉚型轉子鐵芯在剝離過程中，扣點不會同時脫開，而會在相對薄弱的扣點處先行脫開，每次扣點的脫開都會導致剝離力發(fā)生波動，這將導致電機在工作過程中發(fā)生振動，不利于電機的正常運行，因此在實際生產(chǎn)過程中須保證扣點大小、過盈裝配量一致，并可通過旋轉疊裝的方式來平衡扣點之間的差異。

（2）轉子鐵芯最大剝離力有限元仿真預測值與實驗值吻合較好，說明有限元仿真可實現(xiàn)對轉子鐵芯最大剝離力的準確預測，有利于降低實驗成本，進而降低電機生產(chǎn)制造成本。

（3）與疊鉚工藝相比，膠粘工藝能夠更有效地提高轉子鐵芯的最大剝離力，同時膠粘工藝的面接觸能有效防止轉子疊片脫開過程中帶來的附加振動。

（4）采用膠粘工藝可大幅提高鐵芯的剝離強度，同時由于膠粘劑的絕緣性能也相對增大了膠粘型電機的運行效率，提高了氣隙磁場的正弦度，降低了電機運行的電流和損耗，因此膠粘工藝在一定程度上優(yōu)于疊鉚工藝。