李博， 朱建國(guó)， 劉成成， 雷剛， 李永建

(1.河北工業(yè)大學(xué) 省部共建電工裝備可靠性與智能化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300130； 2.河北工業(yè)大學(xué) 河北省電磁場(chǎng)與電器可靠性重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300130； 3.悉尼大學(xué) 電氣與信息工程學(xué)院，悉尼 NSW 2007；4.悉尼科技大學(xué) 電氣機(jī)械及機(jī)電一體化學(xué)院，悉尼 NSW 2007)

0 引 言

作為內(nèi)燃機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)、飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)、發(fā)電廠(chǎng)和天然氣運(yùn)輸站的重要組成部件，高效、高功率密度的軸流壓縮機(jī)一直以來(lái)都是研究的熱點(diǎn)。相對(duì)于傳統(tǒng)渦輪驅(qū)動(dòng)的軸流壓縮機(jī)，直列式電機(jī)驅(qū)動(dòng)的壓縮機(jī)具有反應(yīng)迅速、靈活性高、效率高等諸多優(yōu)勢(shì)。然而，直列式電機(jī)驅(qū)動(dòng)軸流壓縮機(jī)仍然存在系統(tǒng)體積過(guò)大以及冷卻困難等問(wèn)題。能夠同時(shí)實(shí)現(xiàn)電機(jī)和壓縮機(jī)功能的集成式軸流壓縮機(jī)，可以有效解決以上問(wèn)題，提高軸流壓縮機(jī)系統(tǒng)的功率密度和效率[1-5]。

作為軸流壓縮機(jī)的核心驅(qū)動(dòng)部件，永磁電機(jī)憑借其高功率密度、高效率、運(yùn)行可靠等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用。永磁電機(jī)可分為轉(zhuǎn)子永磁型電機(jī)和定子永磁型電機(jī)兩類(lèi)。轉(zhuǎn)子永磁型電機(jī)驅(qū)動(dòng)技術(shù)成熟，可以實(shí)現(xiàn)高效穩(wěn)定的長(zhǎng)期運(yùn)行。但其永磁體位于轉(zhuǎn)子側(cè)使得其冷卻困難，導(dǎo)致高溫失磁風(fēng)險(xiǎn)高。此外，在高速旋轉(zhuǎn)下，轉(zhuǎn)子永磁型電機(jī)的轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度弱也限制該結(jié)構(gòu)在高速軸流壓縮機(jī)中的應(yīng)用。而定子永磁型電機(jī)由于永磁體位于定子側(cè)，使得轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單且易于冷卻，同時(shí)與傳統(tǒng)的轉(zhuǎn)子永磁型電機(jī)相比，定子永磁型電機(jī)的轉(zhuǎn)矩密度更高。以永磁體作為勵(lì)磁源的定子永磁型電機(jī)主要包括：雙凸機(jī)永磁電機(jī)、磁通反向永磁電機(jī)以及磁通切換永磁電機(jī)(flux switching permanent magnet machine,FSPMM)[6-9]。其中，F(xiàn)SPMM由于具有雙極性磁鏈、強(qiáng)聚磁效應(yīng)的優(yōu)點(diǎn)，是驅(qū)動(dòng)集成式軸流壓縮機(jī)的理想候選者。

雖然12/10 FSPMM具有較為對(duì)稱(chēng)的正弦反電動(dòng)勢(shì)波形，但隨著轉(zhuǎn)速增加該電機(jī)的鐵耗迅速增加，從而影響電機(jī)性能。文獻(xiàn)[10]在三相激勵(lì)下提出了最低槽極比(6/4 FSPMM)結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)通過(guò)將前后轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)45°機(jī)械角度，抵消傳統(tǒng)6/4結(jié)構(gòu)在磁鏈上的諧波，在給定的轉(zhuǎn)速下可使得電流基頻最小，從而大大降低了高頻下定轉(zhuǎn)子鐵耗，為FSPMM在高速、高效應(yīng)用提供了新的思路。文獻(xiàn)[11]分別將E型定子槽電機(jī)和C型定子槽電機(jī)與傳統(tǒng)U型定子槽電機(jī)進(jìn)行對(duì)比分析，分析表明，在大多數(shù)應(yīng)用中E型槽和C型槽明顯優(yōu)于傳統(tǒng)U型槽。此外，其他文獻(xiàn)研究也表明，E型槽和C型槽在高速運(yùn)行下具有卓越的性能，然而這些研究只針對(duì)1 kW以下的電機(jī)[6,8-9]。文獻(xiàn)[13]研究多種定子結(jié)構(gòu)的電機(jī)損耗和效率，研究表明，E型槽和C型槽僅用傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)一半的永磁體就能達(dá)到與傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)相同的性能。眾所周知，F(xiàn)SPMM一直存在齒槽轉(zhuǎn)矩過(guò)大的缺點(diǎn)，文獻(xiàn)[9]對(duì)FSPMM齒槽轉(zhuǎn)矩及其抑制方法進(jìn)行綜合評(píng)述，從電機(jī)本體角度分別研究斜極、削角、輔助槽、不對(duì)稱(chēng)轉(zhuǎn)子極等特征對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩的影響，并總結(jié)各自的優(yōu)缺點(diǎn)，但并未研究幾種措施之間組合對(duì)齒槽轉(zhuǎn)矩的影響。

為了增加轉(zhuǎn)矩密度并減小永磁體用量，本文基于雙定子6/4 FSPMM提出一種適用于集成式軸流壓縮機(jī)的新型定子轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)。首先，介紹了雙定子6/4 FSPMM基本參數(shù)及運(yùn)行原理，在轉(zhuǎn)子斜極下推導(dǎo)了齒槽轉(zhuǎn)矩的解析表達(dá)式。此外，建立轉(zhuǎn)子流量軌跡圖和速度三角形，分析轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)氣體流動(dòng)性能的影響。然后，通過(guò)建立有限元模型，對(duì)C型槽結(jié)構(gòu)電機(jī)和E型槽結(jié)構(gòu)電機(jī)的電磁性能進(jìn)行比較分析。最后，通過(guò)電磁和流體動(dòng)力學(xué)耦合分析，對(duì)E型槽結(jié)構(gòu)電機(jī)的轉(zhuǎn)子進(jìn)行優(yōu)化，得到轉(zhuǎn)子極寬、不對(duì)稱(chēng)轉(zhuǎn)子寬比、斜極角度等參數(shù)的較優(yōu)組合。

1 集成式6/4FSPMM結(jié)構(gòu)和運(yùn)行原理

FSPMM具有功率密度高和轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)，是高速直驅(qū)集成式軸流壓縮機(jī)的較優(yōu)選擇。然而，由于FSPMM的轉(zhuǎn)子極數(shù)較高，隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速的增加其運(yùn)行頻率也較高，使得對(duì)電力電子設(shè)備要求極高。同時(shí)隨著轉(zhuǎn)速的增加，鐵耗可達(dá)到電機(jī)總損耗的40%～50%，因此減小轉(zhuǎn)子極數(shù)能有效提高FSPMM高速應(yīng)用的可行性[2]。對(duì)于對(duì)稱(chēng)三相運(yùn)行的FSPMM，最低的槽極比為6槽4極結(jié)構(gòu)，但該結(jié)構(gòu)存在電機(jī)磁鏈諧波嚴(yán)重失真的缺點(diǎn)。通過(guò)對(duì)傳統(tǒng)6/4 FSPMM的磁鏈波形進(jìn)行傅里葉分析，發(fā)現(xiàn)磁鏈波形的失真主要是由偶次諧波引起的[3]。為了抵消磁鏈中的偶次諧波，本文采用雙定轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，圖1為6/4雙定子FSPMM的結(jié)構(gòu)圖。電機(jī)為雙凸機(jī)結(jié)構(gòu)，定子鐵心采用高硅鋼材料(10JNEX900)，永磁體材料為釹鐵硼。為抵消總磁鏈中偶次諧波，前轉(zhuǎn)子相對(duì)后轉(zhuǎn)子在空間上偏移45°機(jī)械角度，從而使得總磁鏈更趨于正弦化。前后定子上鑲嵌正對(duì)的永磁體且其充磁方向相反。前后兩個(gè)定子具有相同的尺寸，為了避免相鄰的定子之間距離過(guò)近形成短路從而引起的嚴(yán)重漏磁，兩個(gè)定子之間設(shè)置一定的間隙，使得兩個(gè)定子在軸向磁通的相互作用很小，可以忽略。前后定子采用相同的集中式電樞繞組，使得電機(jī)驅(qū)動(dòng)更容易。

圖1 集成式6/4 FSPMM三維結(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of 6/4 integrated FSPMM

FSPMM的運(yùn)行遵循“磁阻最小的原則”，即轉(zhuǎn)子總是向著磁阻最小的位置移動(dòng)。隨著轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)，線(xiàn)圈感應(yīng)的磁通周期性變化產(chǎn)生正弦的反電動(dòng)勢(shì)。由于定子槽的存在，使得氣隙中磁場(chǎng)能量分布不均勻。當(dāng)轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)時(shí)，氣隙磁場(chǎng)是電機(jī)進(jìn)行能量轉(zhuǎn)換的主要媒介，根據(jù)能量法，對(duì)于FSPMM，當(dāng)定子電流為i時(shí)，電機(jī)場(chǎng)能量可以表示為

Wf=Wpm+Wam=Wpm+iTL(θ)i/2。

(1)

式中：Wpm為電機(jī)永磁體產(chǎn)生的場(chǎng)能量；Wam為定子繞組產(chǎn)生的場(chǎng)能量；L(θ)為電機(jī)繞組的電感。FSPMM中的磁共能為：

Wco=iTψ(θ,i)-Wf=

iTψpm(θ)+iTL(θ)i-Wpm(θ)。

(2)

式中：ψ(θ,i)為電機(jī)的總磁鏈；ψpm(θ)為永磁體產(chǎn)生磁鏈。采用能量法求解電機(jī)的瞬時(shí)總轉(zhuǎn)矩：

Tpm+Trm+Tcog。

(3)

式中：Tpm為永磁體與定子繞組相互作用產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩；Trm為電機(jī)電感變化產(chǎn)生的磁阻轉(zhuǎn)矩；Tcog為齒槽轉(zhuǎn)矩。由式(3)可得，齒槽轉(zhuǎn)矩為在繞組不通電的情況下，電機(jī)內(nèi)部余能Wpm對(duì)轉(zhuǎn)子位置角θr的負(fù)偏導(dǎo)數(shù)，即：

(4)

假設(shè)θr=0的位置設(shè)定在定子永磁體的中心線(xiàn)上，如圖2(a)所示；α為某一轉(zhuǎn)子極中心線(xiàn)和永磁體中心線(xiàn)的相對(duì)位置。由于鐵心的磁導(dǎo)率遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于空氣和永磁體，磁場(chǎng)能量近似為

(5)

(6)

(7)

圖2 FSPMM工作原理示意Fig.2 Operation principle of FSPMM

轉(zhuǎn)子斜極圖如圖3所示，若轉(zhuǎn)子斜極角度為αs，則在軸向長(zhǎng)度z處傾斜角度為zαs/La[14]。在考慮轉(zhuǎn)子斜極時(shí)，式(7)進(jìn)一步表示為

(8)

考慮轉(zhuǎn)子斜極時(shí)，將式(5)～式(8)代入式(4)中可得FSPMM的齒槽轉(zhuǎn)矩，即：

(9)

式中：Rao和Rai分別為氣隙外徑和內(nèi)徑；μ0為空氣磁導(dǎo)率；La為電機(jī)有效軸向長(zhǎng)度；Gn為氣隙磁導(dǎo)函數(shù)對(duì)應(yīng)的系數(shù)；BrnNL為磁密函數(shù)對(duì)應(yīng)的系數(shù)。NL=Nr/[LCM(Ns,Nr)]，其中LCM(Ns,Nr)為永磁體極數(shù)和轉(zhuǎn)子極數(shù)的最小公倍數(shù)。齒槽轉(zhuǎn)矩的周期為2π/[LCM(Ns,Nr)]。為了減小齒槽轉(zhuǎn)矩同時(shí)提高轉(zhuǎn)子的壓縮性能，在轉(zhuǎn)子斜極結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，采用削角和不對(duì)稱(chēng)轉(zhuǎn)子極寬兩種設(shè)計(jì)，如圖4(a)所示。

圖3 轉(zhuǎn)子斜極圖Fig.3 Rotor with skewing in cartesian coordinates

圖4(b)為計(jì)算轉(zhuǎn)子流動(dòng)特性的速度三角形。V為壓縮氣體的流速；U為轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速；W為空氣相對(duì)于轉(zhuǎn)子的流速；下標(biāo)1和1.5代表進(jìn)入和流出轉(zhuǎn)子；氣流角度β為氣流攻角γ和轉(zhuǎn)子斜極角度α之和。軸流壓縮機(jī)的可靠性σ定義為轉(zhuǎn)子軸向長(zhǎng)度l與轉(zhuǎn)子極間距h的比值，即：

(10)

其中，Dr為轉(zhuǎn)子直徑，為保證壓縮機(jī)高效運(yùn)行，可靠性一般設(shè)置為0.8～2之間。由式(10)可得，當(dāng)Dr為58 mm，軸流壓縮機(jī)的可靠性為1.8，滿(mǎn)足壓縮機(jī)高效運(yùn)行的條件。

圖4 轉(zhuǎn)子流量軌跡和速度三角形Fig.4 Rotor flow trajectoriesand velocity triangle

2 E型槽和C型槽結(jié)構(gòu)性能分析

FSPMM定子結(jié)構(gòu)對(duì)電機(jī)性能有顯著的影響，圖5(a)和圖5(b)分別為E型槽和C型槽的定子結(jié)構(gòu)圖。相對(duì)于傳統(tǒng)的定子結(jié)構(gòu)，C型槽和E型槽定子結(jié)構(gòu)可以顯著提高電機(jī)轉(zhuǎn)矩密度，減小永磁體用量[11]。由于中間齒的存在，C型槽比E型槽有更大的槽面積，而E型槽比C型槽具有更高的容錯(cuò)能力。

表1為E型槽電機(jī)和C型槽電機(jī)的基本參數(shù)，為了進(jìn)行公平的對(duì)比，保證兩臺(tái)電機(jī)的定轉(zhuǎn)子尺寸和永磁用量是相同的。通過(guò)建立三維有限元模型，分別計(jì)算電機(jī)的空載磁密分布、磁鏈、齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩波動(dòng)。

為了提高E型槽電機(jī)的性能，首先對(duì)該電機(jī)的定子中齒進(jìn)行優(yōu)化，圖6為E型槽中齒寬度變化時(shí)齒槽轉(zhuǎn)矩和輸出轉(zhuǎn)矩的變化情況。由圖6可知，隨著中齒寬度的增加，輸出轉(zhuǎn)矩呈下降趨勢(shì)。當(dāng)中齒寬度在2.5～5 mm的區(qū)間變化時(shí)，齒槽轉(zhuǎn)矩的變化較為敏感。當(dāng)中齒寬度為4.3 mm時(shí)，齒槽轉(zhuǎn)矩達(dá)到最小值332.92 mN·m。

圖5 電機(jī)定子結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Topology of the stator

表1 電機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of the machine

圖7為空載條件下C型槽和E槽電機(jī)的三維磁通密度分布圖。由圖7可知，E型槽電機(jī)定子磁密分布更加均勻，而C型槽電機(jī)在轉(zhuǎn)子磁極的磁通密度更高，磁通更容易飽和。

圖6 齒槽轉(zhuǎn)矩和電磁轉(zhuǎn)矩隨中齒寬度變化圖Fig.6 Cogging torque versus width of mid-tooth

圖8為不同轉(zhuǎn)子位置時(shí)兩臺(tái)電機(jī)的空載磁鏈的變化圖。如圖8所示，采用雙定子結(jié)構(gòu)后，E型槽電機(jī)和C型槽電機(jī)的磁鏈都呈現(xiàn)出較對(duì)稱(chēng)的正弦波形，且E型槽電機(jī)的磁鏈幅值略高于C型槽電機(jī)的磁鏈幅值。為了進(jìn)一步對(duì)磁鏈波形進(jìn)行比較，采用快速傅里葉變換(fast Fourier transform,FFT)的方法得到兩臺(tái)電機(jī)的基波及其各次諧波的幅值，如圖9所示。

諧波畸變率(total harmonic distortion,THD)為

(11)

式中：Uirms為各諧波的有效值；U1為基波的有效值。

由式(11)可得，E型槽電機(jī)和C型槽電機(jī)的磁鏈THD分別為9.16%和12.85%。

圖8 空載氣隙磁鏈圖Fig.8 Flux linkage waveform of two topologies under no-load condition

圖9 磁鏈諧波分量圖Fig.9 Harmonic components of flux linkage of the C-core and E-core stator

圖10為E型槽電機(jī)和C型槽電機(jī)的空載反電動(dòng)勢(shì)波形。從圖10中可以得出，C型槽電機(jī)和E型槽電機(jī)的反電動(dòng)勢(shì)幅值是相同的，而C型槽電機(jī)的反電動(dòng)勢(shì)THD為10.59%，而在E型槽結(jié)構(gòu)該值降到了8.37%。E型槽電機(jī)諧波失真的降低主要是增加定子中齒來(lái)實(shí)現(xiàn)的。

圖10 空載反電動(dòng)勢(shì)圖Fig.10 Back EMF of two topologies under no-load condition

圖11為E型槽電機(jī)和C型槽電機(jī)在額定負(fù)載下(Apk=51.5A)的瞬時(shí)電磁轉(zhuǎn)矩波形。從圖中可以看出，采用優(yōu)化后的E型槽定子結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)低于采用C型槽定子結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)。

圖11 瞬時(shí)轉(zhuǎn)矩波形圖Fig.11 Instantaneous torque waveform

3 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)優(yōu)化

通過(guò)上述對(duì)E型槽電機(jī)和C型槽電機(jī)的對(duì)比分析可知，在相同的條件下E型槽FSPMM具有更穩(wěn)定的電磁性能?；贓型槽定子結(jié)構(gòu)，本節(jié)對(duì)電機(jī)的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。由于轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)同時(shí)影響電機(jī)和壓縮機(jī)的性能，因此該設(shè)計(jì)需要電磁和流體力學(xué)交叉耦合的權(quán)衡研究。圖12為轉(zhuǎn)子極寬度不同時(shí)的齒槽轉(zhuǎn)矩峰值的變化情況(轉(zhuǎn)子極寬比w=0.65)。由圖12可知，當(dāng)轉(zhuǎn)子極寬度L2=5.25 mm時(shí)，齒槽轉(zhuǎn)矩最小。

圖12 齒槽轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)子極寬度變化Fig.12 Peak-to-peak value of cogging torque versus rotor poles width

采用不對(duì)稱(chēng)轉(zhuǎn)子極(轉(zhuǎn)子極寬L2=5.25 mm)，進(jìn)一步對(duì)電機(jī)轉(zhuǎn)子進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化結(jié)果如圖13所示。由式(9)可知，通過(guò)減小Gn和BrnNL可以有效減小齒槽轉(zhuǎn)矩。隨著轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)，當(dāng)定子和轉(zhuǎn)子極重合時(shí)，磁鏈的磁阻變小。反之，當(dāng)定子和轉(zhuǎn)子極不重合時(shí)，磁鏈的磁阻變大。氣隙磁導(dǎo)率的變化導(dǎo)致氣隙內(nèi)通量密度的變化，引入倒角與不對(duì)稱(chēng)轉(zhuǎn)子極后，通過(guò)不均勻的氣隙來(lái)減小齒槽轉(zhuǎn)矩，通過(guò)圖12和圖13可以看出，轉(zhuǎn)子在極寬L2=5.25 mm且極寬比w=0.65時(shí)，可以最大程度地減小氣隙磁阻變化，齒槽轉(zhuǎn)矩最小，其最小值為240.2 mN·m。

圖13 齒槽轉(zhuǎn)矩隨轉(zhuǎn)子極寬比變化圖Fig.13 Rotorpoles thickness ratio versus cogging torque

集成式壓縮機(jī)設(shè)計(jì)的理念要求轉(zhuǎn)子極必須具備一定的斜極角度，從而使電機(jī)在產(chǎn)生電磁轉(zhuǎn)矩的同時(shí)能夠完成壓縮機(jī)的功能。因此，轉(zhuǎn)子斜極角度需要同時(shí)進(jìn)行電磁場(chǎng)和流體場(chǎng)的參數(shù)化分析。由于電磁場(chǎng)比流體場(chǎng)更敏感，因此在流體場(chǎng)中可對(duì)相同的變化量放大5倍，即若電磁場(chǎng)中變化量為Δx，在流體場(chǎng)中的變化量為5Δx。

圖14是轉(zhuǎn)子斜極角度變化時(shí)，電磁轉(zhuǎn)矩峰值和齒槽轉(zhuǎn)矩峰值的變化情況(轉(zhuǎn)子極寬L2=5.25 mm且極寬比w=0.65)。由圖14可知，隨著斜極角度的增加，輸出轉(zhuǎn)矩逐漸下降，由于轉(zhuǎn)子斜極為前后兩個(gè)轉(zhuǎn)子的疊加，因此當(dāng)斜極角度增加時(shí)，輸出轉(zhuǎn)矩存在波動(dòng)。而齒槽轉(zhuǎn)矩在小于25°和大于37°之間較為敏感，在斜極角度為33°時(shí)，齒槽轉(zhuǎn)矩達(dá)到最低值。

圖15和圖16分別為優(yōu)化前后電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩和電磁轉(zhuǎn)矩的對(duì)比。在經(jīng)過(guò)優(yōu)化后，平均轉(zhuǎn)矩下降了10.57%，齒槽轉(zhuǎn)矩下降了80.13%，轉(zhuǎn)矩波動(dòng)下降了15.25%。

圖14 齒槽轉(zhuǎn)矩和電磁轉(zhuǎn)矩隨斜極角度變化圖Fig.14 Cogging torque and electromagnetic torque versus skew angle

圖15 優(yōu)化前后齒槽轉(zhuǎn)矩對(duì)比Fig.15 Cogging torque waveform comparison of optimized topology and initial topology

圖16 優(yōu)化前后輸出轉(zhuǎn)矩對(duì)比Fig.16 Output torque waveform comparison of optimized topology and initial topology

圖17為轉(zhuǎn)子斜極角度變化時(shí)，電機(jī)出口流速和出口壓力的變化情況。由圖17可知，隨著斜極角度的增加，壓縮氣體出口流速和出口壓力均增加。在35°至45°之間，氣體流速較大，考慮到電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩的影響，因此取其角度為36°。

圖17 轉(zhuǎn)子出口流速和壓力變化圖Fig.17 Flow velocity and pressure versus skew angle at outlet

圖18和圖19分別為轉(zhuǎn)子斜極角度為36°時(shí)，壓縮機(jī)出口流速和出口壓力的分布圖。從圖中可以看出，在流體場(chǎng)的求解域內(nèi)，壓縮機(jī)氣體的軸向流速并不均勻，呈現(xiàn)出圓環(huán)分布，且在出口外環(huán)圓的值最大。

圖18 流體場(chǎng)進(jìn)出口流速分布圖Fig.18 Velocity distribution of fluid field at inlet and outlet

圖19 流體場(chǎng)進(jìn)出口壓力分布圖Fig.19 Pressure distribution of fluid field at inlet and outlet

4 結(jié) 論

本文提出了一種新型集成式6/4 FSPMM，介紹了電機(jī)的基本結(jié)構(gòu)和運(yùn)行原理，推導(dǎo)了考慮斜極效應(yīng)時(shí)電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的表達(dá)式并建立了轉(zhuǎn)子流量軌跡圖和速度三角形。采用全場(chǎng)域三維有限元法，分析了C型槽電機(jī)和E型槽電機(jī)的電磁性能，并對(duì)E型槽定子中齒寬度進(jìn)行了優(yōu)化。結(jié)果表明，優(yōu)化后的E型槽FSPMM在中齒寬度為4.3 mm時(shí)，齒槽轉(zhuǎn)矩的值較小。為了提高集成式軸流壓縮機(jī)的性能，選擇E型槽電機(jī)作為進(jìn)一步研究的對(duì)象。從電磁和流體動(dòng)力學(xué)兩方面對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，可以得出當(dāng)轉(zhuǎn)子斜極角度為36°時(shí)，電磁性能和流體性能可以共同兼顧，達(dá)到較優(yōu)的工作狀態(tài)。通過(guò)仿真驗(yàn)證，優(yōu)化后的E型槽FSPMM具有較好的電磁性能和流體性能，在高速軸流壓縮機(jī)的應(yīng)用中具有充足的潛力。