魏嘉麟, 王又瓏,3, 溫旭輝,3, 陳晨, 李文善

(1.中國科學院電工研究所 中國科學院電力電子與電氣驅(qū)動重點實驗室,北京 100190; 2.中國科學院大學,北京 100049; 3.齊魯中科電工先進電磁驅(qū)動技術(shù)研究院,山東 濟南 250100)

0 引 言

隨著對飛行器節(jié)能、減排和降噪要求的日益提高,多電飛機成為未來航空的重要發(fā)展趨勢,大功率且具有起動發(fā)電一體化功能的高速電機系統(tǒng)是其關(guān)鍵技術(shù)[1-2]。與此同時,功率密度和可靠性又是航空電機系統(tǒng)的重要指標,因此高速永磁電機是航空系統(tǒng)的最優(yōu)選擇之一[3-4]。

Halbach陣列磁體具有空間磁密諧波含量低、磁路自屏蔽的特點,在無轉(zhuǎn)子鐵心的情況下同樣能產(chǎn)生較強的氣隙磁密,可以提升電機的功率密度[5-6]。環(huán)形磁體也可避免間隔導(dǎo)致的護套局部應(yīng)力增加,從而增加了轉(zhuǎn)子強度[7-8],因此高速Halbach永磁電機在飛行器中獲得了越來越多的應(yīng)用[4]。然而,由于Halbach陣列的特殊排布,磁體內(nèi)部存在低磁密區(qū)域[9-10],并且護套的使用進一步降低了轉(zhuǎn)子散熱能力,在渦流損耗的作用下會引起顯著的溫升[11],增加局部退磁的風險,降低了電機系統(tǒng)的可靠性。因此,航空高速永磁發(fā)電機的設(shè)計需要在滿足多物理場約束的前提下,重點考慮Halbach磁體退磁的抑制技術(shù)。

由于計算精度較高、又能夠考慮磁飽和等因素,有限元法常用于Halbach磁體的分析[5]。但該方法計算耗時較長,并且受限于網(wǎng)格密度,難以精確計算磁體的局部磁密。解析法計算速度快,能夠揭示電機內(nèi)部的電磁機理,但需要建立精確解析模型對Halbach磁體的低磁密區(qū)域進行分析。國內(nèi)外學者對于Halbach磁體的解析建模已進行了大量的研究,一類使用剩余磁化強度對永磁體建模,列出磁矢位[10,12]或磁標量函數(shù)[13-14]的控制方程并求解;另一類則使用磁化電流建模[15]。上述模型多用于分析鐵磁材料轉(zhuǎn)子軛,文獻[14]所建立的解析模型可以考慮空芯轉(zhuǎn)子的情況。由于Halbach磁體的聚磁性能以及為了增強高速電機的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)強度,常選用高強度低磁導(dǎo)率合金材料的實心轉(zhuǎn)子,而現(xiàn)有解析模型難以用于分析。

針對Halbach陣列內(nèi)部低磁密區(qū)域的研究較少,在中低速永磁電機上可以使用增加磁體的充磁方向(如增加45°和60°充磁方向)以及設(shè)置磁體之間間隔的方法[9-10]。然而為抑制高速永磁電機的轉(zhuǎn)子渦流損耗,需要對磁體分段處理,軸向長度為毫米級,增加充磁方向會大幅增加制造成本和工藝復(fù)雜程度,磁體之間的間隔則會產(chǎn)生較高的護套局部應(yīng)力。

針對Halbach陣列磁體內(nèi)部存在低磁密區(qū)域和高速電機設(shè)計受到多物理場約束的問題,本文建立適用于高強度轉(zhuǎn)子的通用電磁解析模型,與有限元仿真對比來驗證模型精度和通用性。使用模型分析磁體低磁密區(qū)域的形成機理和影響因素,提出抑制退磁的設(shè)計方法。通過場路耦合仿真分別計算兩電平和三電平變流器控制下轉(zhuǎn)子的渦流損耗,結(jié)合電機溫升計算指導(dǎo)磁體的分段設(shè)計并選擇變流器類型。最后,設(shè)計一臺裝配Halbach磁體的300 kW、30 000 r/min航空高速永磁發(fā)電機,制造樣機并進行T型三電平變流器控制的發(fā)電實驗,樣機實驗和有限元仿真驗證模型精度以及設(shè)計的有效性。

1 電機基本參數(shù)和解析建模

1.1 技術(shù)指標與基本設(shè)計參數(shù)

高速永磁發(fā)電機技術(shù)指標如表1所示,電機的難度值[16]約為5.2×105。由于碳纖維復(fù)合材料抗拉強度較大,并且電導(dǎo)率具有顯著的各向異性,垂直于纖維方向電導(dǎo)率很低[17],產(chǎn)生的渦流損耗可以忽略。因此大功率的高速永磁電機更適合選擇碳纖維護套[18]。

轉(zhuǎn)速為20 000至40 000 r/min的高速電機常設(shè)計為2極或4極。2極電機定子軛部較厚,不利于提高功率密度,并且繞組端部較長,影響轉(zhuǎn)子動力學設(shè)計。因此,選擇4極24槽方案,額定頻率為1 kHz,為降低高頻損耗,定子鐵心需要使用低損耗軟磁材料[19],繞組使用交叉換位的利茲線。由于高速電機損耗密度較高,需要采用定子油冷的方式。

1.2 通用解析模型

高速永磁電機結(jié)構(gòu)圖如圖1所示,按照材料屬性和結(jié)構(gòu)可將高速永磁電機分為轉(zhuǎn)子軛、磁體、護套、氣隙和定子鐵心幾個區(qū)域,為了便于建模分析,作如下假設(shè):

圖1 高速Halbach永磁電機結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Schematic diagram of the high-speed Halbach-array permanent magnet machine

1)鐵心的磁導(dǎo)率無窮大,忽略磁滯和渦流效應(yīng)。

2)忽略端部效應(yīng),物理量沿軸向無變化,簡化為二維分析。

3)不計定子齒槽效應(yīng),定子內(nèi)徑為光滑圓面。

4)磁體退磁線及回復(fù)線均為直線,忽略磁體渦流效應(yīng)。

基于以上假設(shè),以軸心為原點建立二維極坐標系進行分析,θ為轉(zhuǎn)子坐標系機械角度,逆時針方向為角度正方向。由于碳纖維材料電磁性能與真空相近,轉(zhuǎn)子護套和氣隙同屬區(qū)域Ⅰ;磁體部分為區(qū)域Ⅱ;轉(zhuǎn)子軛部為區(qū)域Ⅲ。每段磁體充磁方向如圖中箭頭所示,Rr、Rm、Rsl和Rs分別為轉(zhuǎn)子軛外徑、磁體外徑、護套外徑和定子鐵心內(nèi)徑。

1.2.1 控制方程及其通解

解析模型需要考慮電流的作用,一般選擇磁矢位函數(shù)A用于求解較為簡便。并且,為了便于分析多種充磁方向和排布方式的Halbach陣列磁體,使用磁化強度M表征永磁體剩磁。

區(qū)域Ⅰ、Ⅲ的磁矢位函數(shù)均滿足拉普拉斯方程,磁體區(qū)域存在剩磁,磁矢位函數(shù)滿足泊松方程:

▽2AⅡ=-μ0(▽×M)。

(1)

式中μ0為真空磁導(dǎo)率。在極坐標系下,將永磁體磁化強度沿徑向和切向分解為Mr和Mθ。永磁體均勻磁化,因此磁化強度分量與半徑無關(guān),只隨角度變化。一對極下磁體的磁化強度可用傅里葉級數(shù)表示為:

(2)

由于電機結(jié)構(gòu)的周期性,區(qū)域Ⅰ、Ⅲ的磁矢位函數(shù)的解為:

(3)

(4)

對于4極電機不存在np為1的解。

1.2.2 等效面電流和邊界條件

子域模型可以計及定子開槽的影響,然而對于多槽電機求解較為復(fù)雜,并且高速永磁電機電磁氣隙較寬,齒槽效應(yīng)相對較弱。因此,本文基于繞組函數(shù)理論[20-21]將電樞電流等效為定子內(nèi)壁的面電流,如下式所示,可通過氣隙比磁導(dǎo)函數(shù)[13]補償定子開槽的影響,即

(5)

式中:K為面電流矢量;ωe為電頻率;Fkn為k次電流時間諧波、n次空間諧波對應(yīng)的磁動勢,其表達式為

(6)

式中:Np為每相繞組匝數(shù);Ik為k次電流時間諧波幅值;kwn為n次繞組系數(shù),即為分布系數(shù)和短距系數(shù)的乘積。

根據(jù)磁矢位在分界面的銜接條件,邊界條件為:

(7)

式中μmr和μyr分別為磁體和轉(zhuǎn)子軛的相對磁導(dǎo)率。對于空載磁密的求解,將面電流密度K設(shè)置為0即可。

1.2.3 求解

將各區(qū)域磁矢位函數(shù)的解析式代入式(7)所示的邊界條件,聯(lián)立方程組即可求解待定系數(shù)。為了簡化表達式,定義中間變量為:

(8)

(9)

限于篇幅,僅展示空載時區(qū)域Ⅰ磁矢位的系數(shù),即

(10)

1.3 模型驗證

通用解析模型可用于分析轉(zhuǎn)子軛部為任意磁導(dǎo)率的實心轉(zhuǎn)子,包括鐵磁材料、低磁導(dǎo)率和不導(dǎo)磁合金。轉(zhuǎn)子軛部為鐵磁材料時,在建模過程中可簡化為無窮磁導(dǎo),因此軛部為非實心時也可使用解析模型分析。以一臺采用90°-Halbach陣列高速永磁電機為樣機,電機參數(shù)如表2所示,選擇分布繞組優(yōu)化反電勢波形。分析有鐵心和空芯轉(zhuǎn)子兩種典型應(yīng)用,解析計算結(jié)果與有限元對比驗證模型精度。

表2 樣機參數(shù)Table 2 Parameters of prototype

限于篇幅,僅展示磁體內(nèi)部磁密計算結(jié)果的對比,其空載磁密如圖2所示。

額定正弦電流激勵時磁體內(nèi)部的電樞反應(yīng)磁密分布(不包含永磁體產(chǎn)生的磁場)如圖3所示。解析解和有限元計算結(jié)果非常吻合,驗證了模型的精度和通用性。

圖3 磁體內(nèi)部電樞反應(yīng)磁密Fig.3 Armature reaction magnetic flux density in magnet

2 Halbach磁體退磁分析與優(yōu)化設(shè)計

通用解析模型具有較高精度,因此可用于分析磁體內(nèi)部低磁密區(qū)域,并提出滿足約束的改進措施。

2.1 低磁密區(qū)域分析

2.1.1 形成機理

相鄰不同充磁方向的磁體會相互在局部產(chǎn)生與充磁方向相反的磁場,造成交界面角落處空載磁密較低甚至退磁。多充磁方向的Halbach陣列磁體制作成本較高、安裝的工藝復(fù)雜,因此90°-Halbach陣列磁體更為廣泛使用,本節(jié)仍以參數(shù)為表2所示的樣機為例分析低磁密區(qū)域。解析模型通過有限次級數(shù)計算所得N極徑向充磁磁體內(nèi)部磁密徑向分量的三維分布如圖4所示。有鐵心和空芯轉(zhuǎn)子均存在低磁密區(qū)域,在圖中被圈出,最低處與充磁方向相反。切向充磁磁體在徑向充磁磁體內(nèi)部產(chǎn)生的磁場使交界面附近接近氣隙一側(cè)磁密增強,接近轉(zhuǎn)子軛一側(cè)磁密減弱。交界面附近的切向充磁磁體在氣隙一側(cè)同樣存在低磁密區(qū)域。

以徑向磁密為例分析,圖4(a)中的A點為磁密負向極值。使用解析模型計算該點磁密,無論轉(zhuǎn)子軛部磁導(dǎo)率為何值,其計算結(jié)果均不收斂,即隨著級數(shù)次數(shù)增加向負無窮發(fā)散。由磁密的連續(xù)性可知,A點附近的區(qū)域徑向磁密為負值。

2.1.2 影響因素

切向和徑向充磁磁體之間存在間隔時,A點磁密的計算結(jié)果可收斂,同時負磁密區(qū)域也會減小。模型計算A點磁密與間隔角度的關(guān)系如圖5所示。

圖5 A點空載磁密隨間隔角度的變化Fig.5 Radial component of no load magnetic flux at point A vs. gap degree

起初A點磁密隨間隔角度的增加而快速上升,然而間隔較大時,切向充磁磁體在A點產(chǎn)生的磁密較弱,繼續(xù)增大間隔,磁密變化不再明顯。間隔3°左右可使A點磁密為正,然而會使護套局部應(yīng)力顯著增大,不利于電機轉(zhuǎn)速和功率的提高。常溫下永磁材料線性區(qū)較寬,退磁區(qū)域較小,但退磁點會隨磁體溫度升高而上移,使局部產(chǎn)生不可逆退磁。

2.2 電樞反應(yīng)退磁分析

對于常規(guī)永磁電機,常使用額定轉(zhuǎn)速下端部三相短路的特征電流預(yù)測磁體退磁情況。然而,Halbach磁體內(nèi)部的低磁密區(qū)域使電樞反應(yīng)退磁情況變得更為復(fù)雜。

使用解析模型分析電樞反應(yīng)退磁,轉(zhuǎn)子有鐵心時電樞反應(yīng)磁密較強,因此以鐵心轉(zhuǎn)子樣機為例分析電樞反應(yīng)退磁。特征電流和發(fā)電狀態(tài)額定電流在低磁密區(qū)域產(chǎn)生的電樞反應(yīng)磁密如圖6所示。

圖6 低磁密區(qū)域電樞反應(yīng)磁密Fig.6 Armature reaction magnetic flux density in low flux density parts of the magnet

徑向充磁磁體所跨電磁角度為20°至160°時,空載低磁密區(qū)域位于其端部附近。根據(jù)磁密分布可知,特征電流產(chǎn)生的磁密幅值較大,但負峰值接近于磁體中部,在低磁密區(qū)域(160°附近)的負磁密小于額定電流產(chǎn)生的,去磁作用相對較弱。電機運行在電動狀態(tài)時,額定電流產(chǎn)生磁密的負峰值接近于另一側(cè)低磁密區(qū)域(20°附近)。實際應(yīng)用中,由于系統(tǒng)電壓的限制,常需要對高速永磁電機進行弱磁控制,隱極電機弱磁角度較小,容易接近于切向充磁磁體所占的電磁角度(例如10°～20°),此時電樞反應(yīng)磁密負峰值與低磁密區(qū)域重合。因此,額定工況下徑向退磁更為嚴重。

圖6(b)為磁體外徑Rm附近的電樞反應(yīng)切向磁密分布,特征電流對切向退磁的作用更為顯著,然而,有鐵心轉(zhuǎn)子的電樞反應(yīng)切向磁密相對較小。

使用有限元軟件分析樣機在額定電流作用下的退磁。由于碳纖維護套耐溫有限,轉(zhuǎn)子最高溫升應(yīng)為150 ℃左右,磁體材料選擇150 ℃時的N42SH釹鐵硼永磁體。圖7為磁體內(nèi)部的徑向磁密分布,低磁密區(qū)域在額定電流作用下有明顯的退磁,多次作用后磁密趨于穩(wěn)定。

圖7 電樞反應(yīng)退磁Fig.7 Demagnetization caused by armature reaction

2.3 磁體優(yōu)化設(shè)計

由上述分析可知,Halbach陣列磁體在額定工況下容易發(fā)生局部退磁,降低電機系統(tǒng)的可靠性。因此需要對其進行抑制,本節(jié)以樣機為例對磁體進行優(yōu)化設(shè)計。

2.3.1 永磁材料選型與磁體厚度設(shè)計

選擇永磁材料應(yīng)考慮工作溫度下的退磁拐點對退磁面積的影響?；诰€性磁體的通用解析模型計算樣機空載退磁面積與退磁拐點關(guān)系如圖8所示,磁密低于拐點的區(qū)域為退磁區(qū)域。由圖4(a)可知,磁體角落處磁密分布的非線性程度較高,接近A點時磁密急劇降低,因此退磁拐點低于0時退磁面積較小,低于1‰,加工公差導(dǎo)致的間隔可以使退磁面積忽略不計;拐點磁密進一步降低時,退磁面積減小不明顯;拐點高于0.1 T時,退磁面積隨拐點的上升迅速增加。因此,合理選擇材料在工作溫度點的退磁拐點能夠抑制退磁并控制成本。

圖8 空載退磁面積隨退磁拐點的變化Fig.8 Demagnetization area on no load vs. demagnetization value

進而分析電樞反應(yīng)退磁應(yīng)計及電樞反應(yīng)去磁磁密的影響。產(chǎn)生特定的空載氣隙磁密(或磁鏈基波幅值)可以選擇不同的磁體厚度,相同的電樞電流作用下磁體越薄則電樞反應(yīng)去磁磁密越強,因此磁體不能設(shè)計得過薄。

2.3.2 分段平行充磁

90°-Halbach磁體只有兩種充磁方向的磁體,可調(diào)整切向充磁磁體的充磁角度或采用分段平行充磁的方式減小充磁方向突變角度。相鄰徑向和切向平行充磁磁體充磁方向角度如圖9所示,每段磁體所跨角度越大,突變角度越小。

圖9 充磁方式Fig.9 Magnetization patterns

當一極下磁體周向均分成9段并為平行充磁時,充磁方向仍然只有兩種,氣隙磁密基波幅值只增加了約14‰,但徑向和切向負磁密面積分別減小為原來的75.8%和22.5%。

2.3.3 有限元驗證

將上述方法用于樣機磁體的優(yōu)化:磁體充磁方式為平行充磁,選擇釤鈷永磁材料。使用有限元模型分析樣機在額定電流作用下的退磁,磁體內(nèi)部徑向磁密如圖10所示,電樞反應(yīng)作用前后磁密基本吻合,驗證了優(yōu)化方法的有效性。

圖10 退磁抑制方法驗證Fig.10 Verification of anti-demagnetization

3 轉(zhuǎn)子損耗抑制和溫升計算

高速永磁電機損耗密度遠高于常規(guī)電機,并且散熱條件差,尤其對于內(nèi)轉(zhuǎn)子電機,難以對轉(zhuǎn)子實施冷卻措施。為避免碳纖維護套受熱分解和磁體的不可逆退磁,需要抑制轉(zhuǎn)子渦流損耗,并計算電機溫升。

3.1 磁體渦流損耗分析

三維有限元能夠考慮磁體軸向和周向的分段,因此使用場路耦合有限元法分析變流器和磁體分段對轉(zhuǎn)子損耗的影響。分別分析一極下磁體周向6分段(徑向充磁的極弧系數(shù)為5/6)和9分段(徑向充磁的極弧系數(shù)為7/9)的情況,6分段磁體仿真模型如圖11所示。

分別由兩電平10 kHz、兩電平16 kHz和三電平10 kHz的脈寬調(diào)制電壓供電,在這3種情況下,又分別取永磁體的軸向厚度為5、10、15和20 mm,分析永磁體的渦流損耗,在使用三維有限元軟件進行分析計算時,均考慮了渦流的集膚效應(yīng)。

表3為磁體渦流損耗的計算結(jié)果,可以看出,軸向長度為5 mm的分段可顯著降低渦流損耗;開關(guān)頻率為10 kHz的三電平變流器供電下產(chǎn)生的磁體渦流損耗遠低于開關(guān)頻率為16 kHz的兩電平變流器產(chǎn)生的損耗,證明了使用三電平變流器供電對磁體渦流損耗抑制的優(yōu)越性。

進一步地,可計算開關(guān)頻率為10 kHz的三電平變流器供電下周向9分段磁體的渦流損耗,結(jié)果如表4所示。

表4 周向9分段磁體渦流損耗計算結(jié)果

3.2 電機溫升計算

碳纖維復(fù)合材料的耐溫約為180 ℃,因此額定工況下轉(zhuǎn)子溫度應(yīng)不超過150 ℃。變流器選擇載波頻率為10 kHz的三電平變流器,使用解析法和場路耦合有限元仿真計算電機損耗。主要包括定子銅耗、定子鐵耗、轉(zhuǎn)子渦流損耗和風摩損耗。

由于定子繞組使用利茲線,并且每根導(dǎo)線半徑遠小于銅材料在額定頻率的透入深度,因此可以忽略集膚效應(yīng)、鄰近效應(yīng)以及環(huán)流,使用解析法計算銅耗。根據(jù)Bertotti損耗分離模型計算定子鐵耗,通過愛潑斯坦方圈法測試鐵心材料樣件,獲得磁滯、渦流和異常損耗系數(shù)。使用場路耦合有限元仿真計算三電平變流器供電下的定子鐵耗。轉(zhuǎn)子渦流損耗使用周向6分段磁體的有限元計算結(jié)果,風摩損耗根據(jù)文獻[22]所使用的解析法計算。

將各部分損耗值提供至有限元軟件計算電機溫升,機艙溫度較高,因此環(huán)境溫度設(shè)置為80 ℃。定子槽中通入冷卻油質(zhì),轉(zhuǎn)子最高溫度為147.5 ℃,保留了一定的溫升裕量。周向9分段磁體產(chǎn)生的渦流損耗略低于6分段磁體,然而制造和工藝成本也會增加,并且根據(jù)2.3節(jié)分析,6分段磁體所跨角度更大,平行充磁時更利于減小負磁密區(qū)域面積。

4 樣機與實驗

基于以上分析,設(shè)計并制造一臺300 kW航空高速永磁發(fā)電機,額定轉(zhuǎn)速為30 000 r/min,樣機及其測試系統(tǒng)如圖12所示。

圖12 航空高速永磁發(fā)電機樣機及其測試系統(tǒng)Fig.12 Prototype of aerospace high-speed permanent magnet generator and its test system

轉(zhuǎn)子裝配Halbach陣列,為抑制退磁和渦流損耗,一極下磁體周向6分段,徑向充磁磁體的極弧系數(shù)為5/6,采用平行充磁的方式。磁體厚度設(shè)計和材料選擇相配合,退磁面積可忽略不計。使用軸向長度為5 mm的分段磁體,并由碳纖維護套纏繞。

使用有限元軟件計算轉(zhuǎn)子一階彎曲模態(tài)對應(yīng)的臨界轉(zhuǎn)速高于45 000 r/min,滿足轉(zhuǎn)子動力學隔離裕度的要求。測試系統(tǒng)配套T型三電平變流器進行可控整流發(fā)電。

4.1 空載實驗

對樣機進行25 000 r/min空載試驗,反電勢(electromotive force,EMF)波形的實測、有限元仿真和解析計算結(jié)果如圖13所示,吻合程度較高,驗證了模型精度。線電壓基波幅值分別為435、450和460 V,實測電壓幅值略低,主要由于端部漏磁和疊片系數(shù)的偏差等因素導(dǎo)致。

圖13 空載反電勢波形Fig.13 Measured, simulated and analyzed back EMF waveforms on no load

4.2 負載實驗

對樣機進行321 kW、30 000 r/min負載實驗,電機轉(zhuǎn)矩由高速測扭器測量,發(fā)電功率由功率分析儀記錄,負載為電阻箱。實驗數(shù)據(jù)如表5所示,電機效率高于96.5%(包括三相動力線的銅損)。

由示波器采集的樣機253 kW、25 000 r/min發(fā)電實驗線電壓Uab和兩相電流波形如圖14所示。為抑制中點電位不平衡,T型三電平變流器使用閉環(huán)虛擬矢量調(diào)制策略,各級電平無明顯偏移,相電流波形較好。

圖14 樣機25 000 r/min線電壓和相電流實驗波形Fig.14 Experimental results of the prototype at 25 000 r/min

4.3 磁體優(yōu)化驗證

磁體內(nèi)部磁密無法實測,因此通過測量電機空載反電勢的方法間接驗證。樣機進行了多次額定功率電動和發(fā)電實驗前后分別進行空載試驗,轉(zhuǎn)速為15 000 r/min。反電勢波形對比結(jié)果如圖15所示,二者基本吻合,不存在因磁體退磁造成的明顯衰減,證明磁體無明顯退磁。并且,經(jīng)過一定時長的額定功率實驗,轉(zhuǎn)子磁性能和結(jié)構(gòu)完好,未因渦流損耗產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子溫升造成損壞,驗證了磁體優(yōu)化設(shè)計和渦流損耗抑制的有效性。

5 結(jié) 論

本文建立了Halbach磁體的通用解析模型,并使用模型分析Halbach磁體內(nèi)部低磁密區(qū)域的形成機理和影響因素,進而優(yōu)化磁體設(shè)計來抑制退磁。使用三維有限元分析磁體的分段方式,抑制磁體渦流損耗。所提出的模型和分析方法用于300 kW、30 000 r/min航空高速永磁發(fā)電機的設(shè)計,制造樣機并進行相關(guān)實驗,得出如下結(jié)論:

1)基于任意磁導(dǎo)率轉(zhuǎn)子軛的電磁解析模型適用于有鐵心、空芯轉(zhuǎn)子以及低磁導(dǎo)率實心轉(zhuǎn)子,能夠?qū)Χ喾N充磁方式的磁體快速建模,與有限元仿真以及樣機實驗對比驗證了模型的精度和通用性。

2)磁體平行充磁可以減小低磁密區(qū)域的面積,并且不增加磁體的充磁方向;由于存在低磁密區(qū)域,額定工況電樞反應(yīng)去磁作用強于特征電流。通過有限元模型和樣機實驗驗證,使用解析模型能夠合理設(shè)計磁體厚度并配合磁體材料(退磁拐點)的選擇,可抑制局部退磁。

3)樣機實驗驗證了本文方法對Halbach磁體的退磁和渦流損耗抑制技術(shù)的可行性,為Halbach磁體在航空高速永磁發(fā)電機中的應(yīng)用提供了一定的參考。