車用發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)的設(shè)計與優(yōu)化

謝穎， 何自豪， 蔡蔚， 李厚宇

(哈爾濱理工大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，哈爾濱 150080)

0 引 言

永磁同步電機(jī)由于具有結(jié)構(gòu)簡單、運(yùn)行可靠、體積小、質(zhì)量輕以及高效率等優(yōu)點(diǎn)，已在各領(lǐng)域取得極為廣泛的應(yīng)用[1]。然而，傳統(tǒng)圓銅線繞組永磁電機(jī)的功率密度很難進(jìn)一步提升，發(fā)卡式繞組的應(yīng)用為提升永磁電機(jī)的功率密度提供了新途徑。研究表明，發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)還具有更寬的高效區(qū)間、更好的散熱性和更低的電磁噪聲，更適用于電動汽車領(lǐng)域[2]。

在發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)設(shè)計方面，文獻(xiàn)[3]分析了發(fā)卡式繞組對電機(jī)槽滿率、繞組交流損耗的影響以及定子槽結(jié)構(gòu)對電機(jī)的影響；文獻(xiàn)[4-5]對GM(美國通用)公司雪佛蘭Volt系列發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)的定子槽結(jié)構(gòu)、繞組連接方式等作了介紹，并指出增加繞組層數(shù)減小了繞組交流損耗；文獻(xiàn)[6]指出合理設(shè)計繞組尺寸、并繞根數(shù)以及定子槽結(jié)構(gòu)，能夠有效減小發(fā)卡式繞組的交流損耗。

在永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面，分段斜極[7-11]和轉(zhuǎn)子輔助槽[12-15]設(shè)計是常用且有效的措施。文獻(xiàn)[8-9]對分段斜極情況下的齒槽轉(zhuǎn)矩和電磁轉(zhuǎn)矩做了解析計算，并提出了最佳分段斜極角度與軸向分段數(shù)之間的計算原則；文獻(xiàn)[10]就分段斜極對永磁電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動和反電勢的影響做了解析計算；文獻(xiàn)[11]提出了一種同時優(yōu)化電機(jī)轉(zhuǎn)矩電流角和轉(zhuǎn)子分段斜極角度的改進(jìn)型線性分段策略。文獻(xiàn)[12]利用解析方法分析了轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計對電機(jī)輸出性能的影響；文獻(xiàn)[13-14]驗證了合理設(shè)計轉(zhuǎn)子輔助槽可以改善電機(jī)內(nèi)部磁場，有利于削弱電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動；文獻(xiàn)[15]指出合理設(shè)計轉(zhuǎn)子輔助槽能夠削弱氣隙磁密中的諧波含量，有利于降低電機(jī)的振動和噪聲。文獻(xiàn)[16]指出轉(zhuǎn)子分段斜極和輔助槽設(shè)計可以削弱電機(jī)的電磁振動與噪聲。

本文根據(jù)電機(jī)高性能設(shè)計要求，確定了電機(jī)基本參數(shù)，結(jié)合有限元方法，搭建了一臺采用發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)的仿真模型。并以該電機(jī)為基礎(chǔ)，針對電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩脈動以及空載氣隙磁密波形正弦性問題，分析了轉(zhuǎn)子不同分段斜極方式和轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計對電機(jī)性能的影響，以此為依據(jù)對轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，通過校核電機(jī)的輸出特性、效率Map以及轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度，驗證了電機(jī)設(shè)計和結(jié)構(gòu)優(yōu)化的合理性。

1 電機(jī)設(shè)計與分析

本文設(shè)計的電機(jī)應(yīng)用于電動汽車，受空間尺寸的限制，對電機(jī)的部分尺寸參數(shù)做了要求。電機(jī)設(shè)計指標(biāo)和部分尺寸參數(shù)如表1所示。

1.1 定子結(jié)構(gòu)設(shè)計

與傳統(tǒng)圓銅線繞組相比，發(fā)卡式繞組的尺寸較大，雖然能夠減小繞組的電阻，降低繞組的直流銅耗，但在高頻時受集膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)影響嚴(yán)重，會導(dǎo)致繞組的交流損耗增加。因此在設(shè)計時，要考慮繞組渦流損耗的影響。

圖1所示為相同輸出功率情況下，繞組渦流損耗隨層數(shù)的變化關(guān)系。可以看出，通過提高繞組層數(shù)能有效減小繞組的渦流損耗，有利于提高電機(jī)效率。結(jié)合繞組交流損耗情況以及發(fā)卡式繞組電機(jī)的加工工藝，最終確定采用8層繞組設(shè)計。

圖1 繞組層數(shù)對繞組渦流損耗的影響 Fig.1 Influence of the number of winding layer on eddy current loss

為了提高繞組槽滿率和電機(jī)散熱性能，將定子槽設(shè)計為矩形槽結(jié)構(gòu)，并且由于發(fā)卡式繞組采用鐵心端部插線的下線方式，不需要經(jīng)過槽口，所以槽口尺寸相對較小。定子槽型及繞組如圖2所示。

圖2 定子結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Diagram of stator structure

1.2 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)設(shè)計

根據(jù)設(shè)計要求可以看出，電機(jī)的轉(zhuǎn)速變化范圍較大，且要求電機(jī)具備一定的過載能力和弱磁擴(kuò)速能力。由于內(nèi)置式V型磁極結(jié)構(gòu)中交、直軸磁路不對稱，能夠產(chǎn)生磁阻轉(zhuǎn)矩，合理利用此轉(zhuǎn)矩有利于提高電機(jī)的過載能力和功率密度[17]；并且內(nèi)置式永磁體抗去磁能力強(qiáng)，電機(jī)的機(jī)械強(qiáng)度較高，更適合高速運(yùn)行[18]。因此，設(shè)計時轉(zhuǎn)子采用內(nèi)置式V型磁極結(jié)構(gòu)。

利用有限元方法，初步建立電機(jī)仿真模型，經(jīng)過對電機(jī)定子槽尺寸、繞組尺寸以及V型磁極結(jié)構(gòu)參數(shù)等的初步設(shè)計，確定了如圖3所示的電機(jī)結(jié)構(gòu)，將此電機(jī)模型記為電機(jī)1。

圖3 電機(jī)1的2D模型Fig.3 2D model of the motor 1

電機(jī)1的仿真計算結(jié)果如表2所示。可以看出，電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩、功率以及效率均能達(dá)到設(shè)計要求，但電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩脈動以及空載相反電勢波形畸變率(total harmonic distortion，THD)較高，這會嚴(yán)重影響電機(jī)的振動噪聲，為此需要對電機(jī)1進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。

表2 電機(jī)1的仿真計算結(jié)果

2 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究

2.1 齒槽轉(zhuǎn)矩分析

齒槽轉(zhuǎn)矩由永磁體和定子槽的相互作用而產(chǎn)生，利用能量法求解時，其計算公式[19]可表示為

(1)

由于硅鋼片材料的磁導(dǎo)率很大，氣隙磁場能量可近似表達(dá)為

(2)

式中：Tcog為齒槽轉(zhuǎn)矩；W為磁場能量；α為定轉(zhuǎn)子之間的相對位置角；L、R1、R2分別代表鐵心軸向長度、轉(zhuǎn)子外徑、定子內(nèi)徑；μ0為真空磁導(dǎo)率；θ為沿圓周方向的夾角；G(θ,z)、B(θ,α)分別為氣隙磁導(dǎo)、氣隙磁密沿圓周的分布函數(shù)。

對G(θ,z)、B(θ,α)進(jìn)行傅里葉分解，計算可得轉(zhuǎn)子未分段斜極情況下齒槽轉(zhuǎn)矩的表達(dá)式為

(3)

式中：Gak為G(θ,z)的第k項展開式系數(shù)；Bam為B(θ,α)的第m項展開式系數(shù)；Ns為定子槽數(shù)；Np為極數(shù)；NL為定子槽數(shù)與極數(shù)的最小公倍數(shù)。并且需滿足

nNL=mNp=kNs。

(4)

當(dāng)轉(zhuǎn)子采用軸向線性分段斜極設(shè)計時，若斜極角度為αp、分段數(shù)為j，則相鄰兩段之間的夾角為αp1=αp/(j-1)。第i段轉(zhuǎn)子所產(chǎn)生的齒槽轉(zhuǎn)矩[8]可表示為

(5)

根據(jù)三角函數(shù)關(guān)系，電機(jī)總的齒槽轉(zhuǎn)矩為

(6)

因此，齒槽轉(zhuǎn)矩最小時需滿足關(guān)系式

(7)

則分段數(shù)j與斜極角度αp之間的關(guān)系為

(8)

為了盡量降低分段斜極對反電勢和輸出轉(zhuǎn)矩的影響，式(8)中n通常取為1。

2.2 轉(zhuǎn)子分段斜極

在轉(zhuǎn)子分段斜極理論分析中，分段數(shù)越多，斜極的效果就越好，然而在實(shí)際生產(chǎn)加工時，分段數(shù)增加必定會使加工工藝更復(fù)雜，并且在一定程度上降低電機(jī)的可靠性。

為研究不同分段數(shù)及分段方式對電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動的影響，根據(jù)式(8)得到的分段數(shù)與斜極角度之間的計算原則，就轉(zhuǎn)子線性分段斜極和V型分段斜極兩種方式做對比，分段示意圖如表3所示。其中V型分段斜極角度參考線性分段斜極角度的計算原則確定。

表3 轉(zhuǎn)子分段斜極示意圖

轉(zhuǎn)子采用線性分段斜極、V型分段斜極方式時，不同分段數(shù)下的電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩變化分別如圖4和圖5所示。對比圖4和圖5可以看出，在兩種斜極方式下，隨著分段數(shù)增加，削弱齒槽轉(zhuǎn)矩的效果均越明顯；在相同分段數(shù)時，線性分段斜極方式對齒槽轉(zhuǎn)矩的削弱效果明顯比V型分段斜極更好。故在僅考慮分段斜極對齒槽轉(zhuǎn)矩的影響時，選擇線性分段斜極方式可以達(dá)到更好的效果。但轉(zhuǎn)子采用V型分段斜極方式，可以消除線性分段斜極造成的軸向不平衡磁拉力[20]。因此，在轉(zhuǎn)子分段斜極設(shè)計時，要結(jié)合性能需求，選擇合適的分段斜極方式。

圖4 線性分段斜極方式時齒槽轉(zhuǎn)矩對比Fig.4 Comparison of cogging torque in linear step skew pole mode

圖5 V型分段斜極方式時齒槽轉(zhuǎn)矩對比Fig.5 Comparison of cogging torque in V-shaped step skew pole mode

轉(zhuǎn)子采用線性分段斜極方式，不同分段數(shù)時電機(jī)額定輸出轉(zhuǎn)矩及轉(zhuǎn)矩脈動變化如圖6所示。可以看出，轉(zhuǎn)子分段斜極設(shè)計能有效降低轉(zhuǎn)矩脈動，但同時會損失部分輸出轉(zhuǎn)矩；并且隨著分段數(shù)增加，轉(zhuǎn)矩脈動削弱的效果不再明顯。因此在進(jìn)行轉(zhuǎn)子分段斜極設(shè)計時，要綜合考慮電機(jī)性能和加工工藝難度，合理設(shè)計分段斜極方式及分段數(shù)。

圖6 線性分段斜極方式時分段數(shù)對轉(zhuǎn)矩的影響Fig.6 Influence of segment numbers on torque in linear skew pole mode

對于電機(jī)1而言，考慮加工工藝難度和優(yōu)化效果，對轉(zhuǎn)子進(jìn)行分2段斜極優(yōu)化，此時電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩幅值為0.396 N·m，輸出轉(zhuǎn)矩為71.74 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動為2.3%，將此電機(jī)模型記為電機(jī)2。

2.3 轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計

對于永磁同步電機(jī)來說，通常希望氣隙磁場呈正弦分布，空載反電勢接近正弦波，以使電機(jī)具有更好的性能[21]。為改善氣隙磁密的波形，削弱反電動勢諧波，在電機(jī)2的基礎(chǔ)上對轉(zhuǎn)子進(jìn)行外側(cè)輔助槽設(shè)計。

轉(zhuǎn)子輔助槽結(jié)構(gòu)如圖7所示，其中：φ為一個V型磁極下兩輔助槽中心線夾角對應(yīng)的電角度；β為輔助槽張角對應(yīng)的機(jī)械角度；h為輔助槽深度。

圖7 轉(zhuǎn)子輔助槽示意圖Fig.7 View of rotor auxiliary slot

在設(shè)計轉(zhuǎn)子輔助槽時，利用田口算法，將φ、β、h三者作為優(yōu)化變量，以提高電機(jī)的額定輸出轉(zhuǎn)矩、降低轉(zhuǎn)矩脈動為優(yōu)化目標(biāo)，對輔助槽進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。優(yōu)化變量及各水平值如表4所示。

表4 優(yōu)化變量及水平值

根據(jù)田口算法原則，建立正交實(shí)驗矩陣，并利用有限元方法對每組實(shí)驗進(jìn)行仿真，得到各組仿真結(jié)果如表5所示。其中：Tavg為電機(jī)額定輸出轉(zhuǎn)矩；Tr為對應(yīng)的轉(zhuǎn)矩脈動。

表5 實(shí)驗矩陣及仿真結(jié)果

為分析各優(yōu)化變量對電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動的影響，根據(jù)表5得到的仿真結(jié)果，利用下式計算出各優(yōu)化目標(biāo)的平均值如表6所示。

(9)

式中Ti為第i次實(shí)驗?zāi)硟?yōu)化目標(biāo)的值。

表6 優(yōu)化目標(biāo)平均值

求解變量θ取水平1時輸出轉(zhuǎn)矩Tavg平均值的計算方法如下式所示。參考此方法，可以計算得到各優(yōu)化變量在各水平下某一優(yōu)化目標(biāo)的平均值，各優(yōu)化目標(biāo)平均值情況如表7所示。

(10)

式中：Tavg(n)為第n次實(shí)驗時輸出轉(zhuǎn)矩的值；mφ(1)為φ在水平1下輸出轉(zhuǎn)矩的平均值。

表7 各變量在不同水平下各優(yōu)化目標(biāo)的平均值

利用各性能指標(biāo)總體平均值和各變量在各水平下優(yōu)化目標(biāo)的平均值，按下式可計算得到各優(yōu)化變量對各優(yōu)化目標(biāo)的影響比重，計算結(jié)果如表8所示。

(11)

式中：T為優(yōu)化目標(biāo)；x代表優(yōu)化變量φ、β、h；m(T)為表7中優(yōu)化目標(biāo)的平均值；mx(Ti)為在某一水平時T的平均值。

表8 各優(yōu)化變量對優(yōu)化目標(biāo)的影響比重

從表8可以看出，在轉(zhuǎn)子外側(cè)輔助槽設(shè)計時，輔助槽夾角φ對Tavg和Tr的影響均比較大，因此確定輔助槽位置十分關(guān)鍵；輔助槽張角β的大小對Tavg和Tr的影響較小；輔助槽開槽深度h對Tr的影響較大，而對Tavg的影響很小。

對于本次輔助槽設(shè)計，主要是減小轉(zhuǎn)矩脈動的大小，對輸出轉(zhuǎn)矩的要求相對較小。因此，結(jié)合仿真結(jié)果，確定轉(zhuǎn)矩脈動最小的優(yōu)化變量水平組合為2、2、3，對應(yīng)的輔助槽尺寸為φ=125°、β=135°、h=0.8 mm。此時電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩為72.27 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動為1.67%，將該輔助槽設(shè)計后的電機(jī)模型記為電機(jī)3。

2.4 優(yōu)化前后對比

圖8為電機(jī)優(yōu)化前后A相繞組空載反電勢波形及各次諧波含量對比圖。對比電機(jī)1和電機(jī)2發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)子經(jīng)過分段斜極設(shè)計后，反電勢的基波及各次諧波含量均略有下降；對比電機(jī)2和電機(jī)3發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計后，反電勢基波含量增加，同時各次諧波含量進(jìn)一步降低。結(jié)果表明，優(yōu)化設(shè)計后電機(jī)反電勢的正弦性得到提高。

圖8 A相空載反電勢波形及諧波分析Fig.8 Curve and harmonic comparison of the A phase no-load electromotive force

圖9為電機(jī)優(yōu)化前后空載氣隙磁密波形及各次諧波含量對比圖。對比電機(jī)1和電機(jī)2發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)子分2段斜極后對氣隙磁密各次諧波含量的影響不大；對比電機(jī)2和電機(jī)3發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)子增加輔助槽設(shè)計后，氣隙磁密的基波含量有所增加，3次和7次諧波含量明顯降低，雖然11、13、15次諧波含量有少量增加，但對波形的影響不大，氣隙磁密波形的畸變率降低。結(jié)果表明，優(yōu)化設(shè)計后電機(jī)的氣隙磁密得到改善。

圖9 空載氣隙磁密波形及諧波對比Fig.9 Curve and harmonic comparison of no-load air gap flux density

圖10和圖11分別為電機(jī)優(yōu)化前后，額定輸出轉(zhuǎn)矩和齒槽轉(zhuǎn)矩波形對比。從圖10可以看出，經(jīng)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，輸出轉(zhuǎn)矩變得很平穩(wěn)，說明電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動得到了很好的抑制。從圖11可以看出，轉(zhuǎn)子分段斜極顯著降低了電機(jī)齒槽轉(zhuǎn)矩的大小，并且轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計對削弱齒槽轉(zhuǎn)矩也有一定效果。

圖10 額定輸出轉(zhuǎn)矩對比Fig.10 Comparison of rated output torque

電機(jī)優(yōu)化前后具體性能參數(shù)變化如表9所示，可以看出，經(jīng)過兩種轉(zhuǎn)子優(yōu)化設(shè)計，雖然電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩略有降低，但齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動得到明顯削弱，空載相反電勢的波形畸變率也顯著降低，說明電機(jī)的輸出性能得到提高。

圖11 齒槽轉(zhuǎn)矩對比Fig.11 Comparison of cogging torque

表9 優(yōu)化前后性能對比

3 電機(jī)性能分析與機(jī)械強(qiáng)度校核

3.1 磁場分析

圖12、圖13所示分別為電機(jī)空載和額定工況時，電機(jī)內(nèi)部磁力線和磁密分布。從圖中可以看出，電機(jī)內(nèi)部磁力線分布比較均勻，最大磁密均出現(xiàn)在磁橋位置，并且僅V型磁極中間磁橋和外部磁橋位置磁密相對飽和，其余部分磁密分布比較合理，說明隔磁橋起到了很好的隔磁效果。

圖12 空載磁場分布Fig.12 Distribution of magnetic field on no-load

圖13 額定負(fù)載磁場分布Fig.13 Distribution of magnetic field on rated load

3.2 輸出性能分析

電機(jī)3的外特性曲線如圖14所示。從圖中可以看出，電機(jī)的峰值功率可以達(dá)到53 kW，峰值轉(zhuǎn)矩為102 N·m，并且在最高轉(zhuǎn)速10 000 r/min時，電機(jī)仍具有一定的轉(zhuǎn)矩輸出能力，可以滿足對電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩能力的要求。

圖14 輸出外特性Fig.14 Output perfermance

由于電機(jī)運(yùn)行區(qū)間較廣，僅對某一工作點(diǎn)進(jìn)行分析意義不大，通常需要關(guān)注電機(jī)在整個運(yùn)行區(qū)間的性能。利用有限元分析方法計算得到電機(jī)在整個運(yùn)行區(qū)間的效率Map如圖15所示。從圖中可以看出，在額定工作點(diǎn)附近，電機(jī)的最高效率為可達(dá)95.2%，可以滿足電機(jī)額定工作點(diǎn)效率設(shè)計要求；此外，圖中深色區(qū)域部分為高效區(qū)間，可以看出電機(jī)的高效區(qū)占比較大，說明電機(jī)在較寬的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)均具有較高的效率，能夠滿足性能需求。

圖15 效率MapFig.15 Efficiency Map

3.3 轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度校核

考慮到本設(shè)計中電機(jī)的最高轉(zhuǎn)速為10 000 r/min，并且轉(zhuǎn)子V型磁極中間磁橋和外部磁橋部分設(shè)計的相對較窄，在電機(jī)高速運(yùn)行時轉(zhuǎn)子受離心力的影響較大，有可能導(dǎo)致轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)損壞，影響電機(jī)的正常運(yùn)行，為此需對轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行機(jī)械強(qiáng)度校核[22]。

爆裂轉(zhuǎn)速工況是電機(jī)轉(zhuǎn)子硅鋼片強(qiáng)度設(shè)計時，最嚴(yán)酷的離心力應(yīng)力工況，根據(jù)有關(guān)國家規(guī)范及行業(yè)通行的設(shè)計指標(biāo)，爆裂轉(zhuǎn)速通常定義為電機(jī)最高設(shè)計轉(zhuǎn)速的1.2倍[23]。故本文對12 000 r/min時的轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度進(jìn)行校核，鐵心材料和永磁體材料的物理屬性如表10所示。

表10 轉(zhuǎn)子材料物理屬性

圖16為爆裂轉(zhuǎn)速工況時轉(zhuǎn)子的應(yīng)力及形變分布云圖。從圖中可以看出，轉(zhuǎn)子最大等效應(yīng)力為324.8 MPa，出現(xiàn)在中間磁橋位置；最大變形量為0.009 8 mm，出現(xiàn)在V型磁極上方位置；最大應(yīng)變?yōu)?.17%，此時安全系數(shù)為1.23。可以發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)子最大等效應(yīng)力未達(dá)到硅鋼片的屈服極限，并且仍有少量裕度，說明轉(zhuǎn)子設(shè)計的相對合理，既充分利用了磁橋，又保證了電機(jī)能夠安全運(yùn)行。

圖16 12 000 r/min時轉(zhuǎn)子應(yīng)力及形變云圖Fig.16 Stress and deformation cloud map at 12 000 r/min

4 結(jié) 論

本文設(shè)計了一臺高功率密度發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)，利用有限元方法建立了電機(jī)的二維仿真模型。通過對轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，降低了電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩脈動，提高了空載反電勢和氣隙磁密正弦性；通過對電機(jī)內(nèi)部磁場、輸出外特性和轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度的分析，驗證了設(shè)計和優(yōu)化的合理性，并得到以下結(jié)論：

1)本文設(shè)計的發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)峰值功率密度可達(dá)5.2 kW/kg，相比于傳統(tǒng)永磁同步電機(jī)，電機(jī)的功率密度得到明顯提升。

2)轉(zhuǎn)子分段斜極設(shè)計能夠有效地降低電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動，但會損失部分輸出轉(zhuǎn)矩，在設(shè)計時要兼顧性能要求和加工工藝，選擇合理的分段斜極方式和分段數(shù)。

3)轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計可以改善電機(jī)空載反電勢和氣隙磁密波形的正弦性，有利于削弱電機(jī)的齒槽轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩脈動。

4)本文設(shè)計的發(fā)卡式繞組永磁同步電機(jī)在經(jīng)過轉(zhuǎn)子分段斜極和轉(zhuǎn)子輔助槽設(shè)計后，電機(jī)額定輸出轉(zhuǎn)矩在僅降低0.43 N·m的情況下，轉(zhuǎn)矩脈動由10.5%降低至1.67%；齒槽轉(zhuǎn)矩幅值由1.512 N·m降低至0.254 N·m，空載反電勢畸變率由11.2%降低至6.9%，說明電機(jī)性能得到明顯改善。