基于有限元法的航空起动/发电机设计及性能优化

工程科学与技术，国际期刊41（2023）101403基于有限元法的航空起动/发电机SamiArslana，Sahara，IresIskenderb，Tug，TubaSelcenNavruzca电气和电子工程系，Gazi大学，自然和应用科学研究生院，安卡拉06500，土耳其b电气电子工程，安卡拉06790，土耳其c电气和电子工程，Gazi大学，安卡拉06560，土耳其阿提奇莱因福奥文章历史记录：2022年8月29日收到2023年3月6日修订2023年3月24日接受保留字：非接触式电力传输优化参数化解决方案径向磁耦合器同步耦合器A B S T R A C T高能量密度稀土永磁体的改进使得在更多电动飞机的情况下开发用于起动机/发电机应用的磁耦合器成为创新，以确保解耦轴之间的磁绝缘非接触式电力传输以实现安全操作。虽然在文献中有必要的磁耦合的研究，特别是对航天起动/发电机结构的磁耦合很少遇到。然而，需要考虑系统约束和检查联轴器设计参数的方法。针对这一需求，本文提出了一种新型的高可靠性同步径向磁力联轴器的设计方案，其扭矩要求分别为6 N·m和12 N·m，用于隔离模型飞机中的起动/发电机轴和活塞发动机轴。初步的体积是通过分析得到的。在Ansys Maxwell 2D中通过优化方法执行模拟。在Maxwell 3D中比较优化技术以获得最终形状。建议使用0.5mm的固定套筒。在活塞轴失效或超过联轴器最大扭矩的情况下，也会检查同步损失。负载变化时的转矩波动为0.1%。在直接动态试验台上进行了性能试验虚功法的绝对误差为37%，二维有限元法的绝对误差为13%，三维有限元法的绝对误差为6%在最大工作转速和临界角时，耦合效率为93.8%;在最小转矩角和最小工作转速时，耦合效率为96.9%。©2023 Karabuk University. Elsevier B.V.的出版服务。这是CCBY-NC-ND许可证（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。1. 介绍近年来，航空业快速发展以提高效率和安全性的愿望已经启动了更多电动飞机计划[1]。从这个意义上说，活塞发动机无人机（UAV）需要改造，以使用更有效的电气系统，从而提高可靠性和灵活性，避免重型机械机构。这种现代化使得有必要将起动机/发电机结构集成到开发的航空系统中。活塞发动机（PE）在推进系统中普遍存在并且需要第一致动运动，其是将热能转换成动能的内燃机。起动机/发电机（S/G）是一种独特而高效的旋转电机，其中同一设备可以同时作为电动机和发电机运行，因此活塞发动机首先在电动机模式下驱动，电池组在巡航时以发电机模式充电*通讯作者。电子邮件地址：gazi.edu.tr（S. Arslan）。[2]的文件。S/G能够根据应用[3]采用外转子或内转子拓扑结构。不幸的是，在传统系统中，由于螺旋桨直接连接到活塞发动机，任何轴故障都会导致飞机坠毁。为防止这些损坏情况的发生，人们做出了重大努力，使用磁性联轴器（MC）进行非接触式扭矩传递，并对PE和S/G的轴进行以这种方式，在任何故障的情况下，S/G将在电机模式下操作，确保飞机在地面上的安全着陆。MC由内转子、外转子、永磁体和固定套筒组成，作为主要部件，而子部件是壳体、轴、静密封护罩和法兰。它是根据磁场的相互作用类型[4]分类的，如图所示。1.一、如图1（a）所示，同步磁力联轴器在两侧或一侧半侧插入永磁体相反，异步磁耦合只有一侧有永磁体，另一侧有导电或磁滞材料，如图所示。 1（b）. 与涡流和磁滞耦合不同，https://doi.org/10.1016/j.jestch.2023.1014032215-0986/©2023 Karabuk University.出版社：Elsevier B.V.这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程科学与技术国际期刊杂志主页：www.elsevier.com/locate/jestchS. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）1014032Fig. 1. 耦合类型（a）同步（有源）（b）异步（涡流）。同步联轴器在内转子和外转子之间没有滑动。永磁体的磁化方向进一步分类为径向磁化和轴向磁化。近年来，人们从不同的角度对磁力联轴器的设计做了大量的工作.这些研究涉及两种不同的方法，分析和数值。Yonnet等人[5]提出了一种基于永磁体间力的同步联轴器转矩计算的解析方法。Ravaud等人。[6]提供了基于库仑模型的解析接近三维表达式，用于优化永磁体耦合。Choi等人[7]显示了基于解析磁场计算的圆柱形气隙同步永磁联轴器的扭矩分析和测量。这些研究没有对比研究影响传递扭矩的耦合参数。然而，使用有限元的数值方法[8-因此，它们在实现优化设计和优化技术的适用性方面更有效Baiba-Ose和Vladislav Pugachov[11]研究了永磁体宽度和极对数对磁性耦合器机械扭矩的影响Sun等人[12]提出了一种基于磁场分割法的圆柱形永磁联轴器计算模型Meng等人[13]参数分析和测试了用于计算径向磁铁耦合器扭矩的3D分析模型，库仑模型。Guoying Meng和Yaohong Niu[14]使用Ansys Maxwell 3D软件模拟了不同状态下永磁耦合的瞬态磁场。然而，这些研究缺乏对设计参数的多途径检验.结构条件尚未研究。然而，保持套筒的效果和设计尚未进行研究。此外，研究[15]比较了不同的磁耦合类型。同时，进行轴向磁化耦合[16]。最近，据报道[17]磁性齿轮研究取代了机械齿轮，这使磁性耦合技术更进一步。此外，受磁性齿轮的启发，已经提出了磁性齿轮集成永磁电机[18]。混合耦合的概念[19]是在单个结构中使用不同拓扑的磁耦合而开发的。在这些研究中，未根据扭矩角进行静态扭矩试验。虽然只有少数，但也有报告指出，可用于航空航天应用的引导磁耦合研究[20 Charpentier等人[25]研究了无铁永磁装置作为耦合和轴向轴承的基础上磁荷理论的船舶推进。Bojoi等人。[26]通过比较径向和轴向磁通永磁电机，研究了更多电动发动机的优点、限制和缺点然而，基于应用的研究仍然需要改进，因为在考虑设计标准的情况下，需要专门设计的磁耦合器，尽管一些市场产品UCT可用。本文以某型号无人机为研究对象，针对3 W-70 R2活塞式发动机，进行了径向同步磁力联轴器的有限元优化设计与验证。在设计步骤中考虑了系统的限制和约束。同步MC旨在满足一对一的速度要求。由于圆柱形轴运动，在同步类型中优选径向类型。整个系统模型包括外转子磁轭（1）、外转子永磁体（2）、保持套筒和气隙（3）、内转子永磁体（4）、内转子磁轭（5）、压模（6）、活塞发动机轴（7，8）、活塞发动机固定体(9) 和S/G部分（10），如图所示。 2（b）.本文的主要贡献是通过研究多目标设计，弥补了在航空航天起动机/发电机应用中使用磁耦合器的设计方法的不足。图二、（a）3 W-70 R2活塞发动机法兰（b）带磁力联轴器的系统模型S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）1014033··参数和实验结果在一个单一的研究下，定期，系统和详细的方式。探索负扭矩来揭示同步损失中的反作用力增加了论文的新颖性，并将其与其他研究区分开来。因此，这种负扭矩可以被认为是关键应用（例如军事航空）中的安全因素。分析和数值方法的校正因子分别提出的结果，获得的所有数据的相关性，以达到良好的精度。该研究对磁力联轴器内转子本研究主要有四个方面的内容。第2节讨论了同步径向磁力联轴器的设计准则。 转子拓扑结构，材料和涂层类型的PM进行了研究。第3节详细介绍了设计分析。模型完全参数化。由于外径限制，提供模块化设计。通过基于虚功法的分析计算获得初始尺寸。转子磁轭，磁铁，磁极数，模型长度的影响进行了研究与静磁和瞬态分析。有限元分析（FEA）是在Ansys Maxwell 2D中使用最佳收敛方法进行的。然后，在Maxwell 3D中使用SNLP、GA和MOGA技术对设计参数进行优化。第四节给出了实验结果。直接动态测试系统[27]，专门为建议的磁性联轴器设置，允许精确地进行静态和动态性能研究。与其他研究不同的是，静态扭矩取决于数值和实验获得的扭矩角有助于创建联轴器的扭矩传递能力图。虽然实验结果显着不同的分析结果，他们是一致的有限元输出。最后，结果和评价见第5节。2. 设计标准磁力联轴器具有显著的优点，例如维护量少，磁隔离保护防止过载，以及转子之间的高偏差公差[28]。大多数起动机/发电机应用通常有其自身的局限性。然而，通常，航空中对更高扭矩密度或最小重量的要求需要主动同步型联轴器。表1列出了模型的设计约束。补偿干扰（如突然的G转弯和与天气有关的过载）的能力需要说明安全和校正系数。因此，初始选择安全系数1.25、校正系数1.2和湍流系数1.1后最大扭矩也称为拔出扭矩[13]。另一方面，考虑到生产能力和套筒组装的需要，将分析和数值设计的气隙长度设置为1 mm，不包括保持套筒的厚度表1磁力联轴器的设计约束参数值MC所需的最大扭矩6 N·m/12 N·m额定工作转速4000rpm运行速度范围2000 rpm2.1. 永磁体的拓扑确定磁性联轴器必须具有相对较高的速度、精确平衡、易于组装、较低的惯性和较好的动态响应特性，这导致选择径向取向的永磁体拓扑结构，而不是轴向取向的拓扑结构。可以实现具有固有优点的各种可行的转子拓扑结构[29]。然而，由于易于制造和需要方便的组装，一个表面贴装磁铁（SMM）与弯曲的弧型是选择可行的选择，如图所示。3.第三章。MC的外转子，如图2（b）中的（1）所示，也是S/G的转子，因为MC直接连接在PE和S/G轴之间，如图所示。 四、这种可行性提供了机械刚度，而不需要磁性联轴器的安装箱，从而减轻了重量并消除了扭转载荷。自MC原型制作和测试以来，所有给定尺寸均已得到验证。目标函数是在满足UAV制造商定义的要求的可制造公差中具有最小重量的MC的2.2. 考虑到极点的最小数目带有表面安装PM的MC可以正常工作的最小极数为2p = 2，其中2p为极数。增加极数，直到系统中泄漏量占主导地位的极数将增加最大扭矩[30]，但这种增加将受到允许外径、运行速度和联轴器安装孔的限制2.3. 永磁体耦合材料及涂层类型的研究转子的铁芯材料应根据四个主要条件进行选择：饱和度，铁芯损耗[31图三. SMM类型（a）曲底弧（b）弦弧（c）平底弧（d）面包条。外转子外径限制74 mmMC的最大型号长度15 mm（对于6 N·m）/25 mm（对于12牛顿·米）MC的总模型重量，最大250 gr（6N·m）/500 gr（12N·m）见图4。 PE和S/G轴之间的磁力联轴器连接。S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）10140340.g1个。AG成本和可制造性。可以在工业意义上使用的转子材料是非晶粒或晶粒取向电工钢（ES）、碳钢（CS）、磁性不锈钢（SS）和合金金属（AM）。虽然取向钢具有较高的磁导率和较低的铁损，但它们在板材中的商业可用性使它们的成本和可再现性复杂化。磁性不锈钢的铁损和饱和点比碳钢低，但质量密度相似。由于SS和AM在机械结构和可制造性方面的难度，被选为转子材料。适用的永磁体是铁氧体、铝镍钴、稀土磁体、钕铁硼和钐钴。钐钴磁体在较高的温度下比其他磁体工作得更好，并且在磨损更严重的环境中工作。Nd-Fe-B具有更强的磁场，具有最高的B-H max。它比Sm-Co便宜，生产温度可达AH级（230 °C）。Nd-Fe-B由于其高能量密度和不存在与高操作高度相关的严格温度约束而在磁耦合中变得占主导地位。考虑到制造和设计研究的可及性，Neo-N48 H是首选。考虑到最差情况条件和冷却方法，分别在60 °C和80 °C下进行动态和静态模拟。然而，保持套筒在保护PM免受高速离心力方面至关重要。可以使用非磁性钢、碳纤维、玻璃纤维、钛、铬镍铁合金、碳石墨和增强塑料等材料[34]。无磁不锈钢套管是首选材料之一，它的易用性。本研究旨在探讨主动式同步磁力耦合器的所有设计参数的影响，以提供在航空航天应用中灵活且安全的使用。根据与其余设计的兼容性，相应地确定然而，由于材料供应限制和原型制作的困难，它没有用于动态测试因此，尽管它在麦克斯韦模型中被引入，但除非另有说明，否则不用于分析分析和研究了套筒材料对损耗和扭矩的影响另一方面，Nd-Fe-B磁体通常被涂覆以防止腐蚀和生锈，因为它们本身并不耐腐蚀。该涂层还防止了由磁体合金材料的体积损失引起的磁场减小。不同类型的涂层包括镍、锌、金、环氧树脂、塑料和特氟隆。然而，最常见的类型是用于航空的环氧树脂，如图中红色所示。 五、MC的独特设计能力使其能够用于许多其他工业领域，例如过程工程[35]，水管理[36]，液压应用[37]，压缩机和泵[38]。图五. Nd-Fe-B涂层/电镀[参见https://www.amazingmagnets.com]。3. 设计分析分析方法是一种快速的设计工具，尽管它们的精度较低[5]。因此，它们更有助于估计初始尺寸。另一方面，Ansys Maxwell 3DFEA处理三维电磁场，消除了经验因素的使用，但需要很长的求解时间。Maxwell 2D FEA提供比Maxwell 3D更快的求解时间，但忽略了增加误差的端部泄漏效应此外，在设计开始时，一个称为校正因子的实用常数已被提议作为纵横比的基础[39，40]，以考虑误差。有一些方法用于分析计算施加在内部或外部转子中的永磁体上的力或扭矩[41，42]虽然研究的主题是基于有限元设计，它是必要的，以揭示与分析结果的关系。基于虚功的解析计算比麦克斯韦应力张量法和库仑法更有效、更快速3.1. 分析结果施加在单极上的力通过虚功[43]原理计算，如方程10所示（1）基于由于极之间的小轴向位移而在气隙中存储的能量同样，如果方程中的轴向位移（x-dx）随角位移（h-dh）变化，则可以计算扭矩2VdWF单极2lx-dx;T¼dh1哪里Fsingle_pole：施加在单极上的力（N）dW：气隙中存储的能量的变化（J）Bg1：有效气隙磁通密度（T）l0：自由空间磁导率（4*pi*10^-7 H/m）x：极弧长（m）dx：杆的小位移距离（m）T：施加在单极上的扭矩（N）然而，如果作用在磁极上的力和小位移距离是已知的，则所需的气隙体积与气隙磁通量密度的假设一起被发现，气隙磁通量密度最初被选择为0.6 T以使PM远离退磁。因此，表2中总结的分析计算基于临界角，在这种情况下，（x-dx）直接等于dx，类似地，（h-dh）直接等于dh。h和dh是一个杆的机械角和小角位移分别以弧度表示图6显示虚功计算的参数定义。气隙体积是外转子的内径和内转子的外径之间的体积。如果内转子直接安装在活塞发动机轴上，则内转子的内径（rin）可以至少为42 mm，如图2（a）所示。有效气隙是气隙的中间。如图6所示，在转子上的力或扭矩的分析计算中，通常使用有效气隙半径（r有效）来代替内磁体半径或外磁体半径。考虑到内转子磁轭和磁体的厚度，如图2（b）所示，r有效初始选择为30 mm。根据经验，套筒的厚度假定为0.5 mm。因此，气隙的总气隙间隙为S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）10140352·表2初始尺寸的分析计算。虚拟工作方法输出解析虚功法八极十极3.2. 基于有限元分析的Maxwell 2D解决方案基于光学分配和灵敏度工具。磁耦合模型完全参数化，用于多参数分析，以探索变量的影响。有限元法是一种强有力的精确计算工具，气隙体积，所需3427 mm3 2192 mm3模型长度，要求12.12 mm 7.75 mm（x-dx），等于临界角时的dx11.78 mm 9.42 mm（h-dh），等于在临界角0.3925 rad处的dh0.314拉德。临界角22.5（Mdeg）18（Mdeg）基于单极的EAG上的力41.67 N北纬333.33度初步设计假设有效气隙半径30 mm平均气隙磁通密度0.6 T气隙长度/固定套筒厚度1/0.5 mm拔出扭矩，要求10N·m磁铁等级N48 H-60度见图6。虚功法计算的参数定义。1.5因此，发现相应的内转子外径和外转子内径为29.25 mm，30.75 mm。临界角（h临界，Mdeg）[44是获得拔出扭矩的角度，对应于90°的电角度（hEdeg）。Mdeg和Edeg分别表示机械和电气角度。(2p)是极点的总数。对于10极，h和h临界分别为36 Mdeg和18 Mdeg，对于8极，h和h临界分别为45 Mdeg和22.5 Mdeg。图6中临界角处对应的弧度h和 dh 对 于 10 极 分 别 为 0.628 和 0.314 ， 对 于 8 极 分 别 为 0.785 和0.3925。临界角处的最大可传递扭矩或拔出扭矩。Maxwell 2D通过在关键区域（如气隙）应用更多网格，误差减少了近10%，如图7（a）中的模型网格分布所示。Maxwell二维分析考虑了动态下的瞬态解和静态下的静磁解。图图7（b）示出了磁极拥抱和偏移，其被设置为0.98和0，以便于组装和制造需要。拥抱被定义为磁极弧与磁极间距的比率，而偏移定义了永磁体的同心度3.2.1. 外径和长度拔出扭矩的研究由于外转子外径的限制，与传统方法不同，设计尺寸应从外转子向内转子开始。在图8（a）中，改变联轴器长度和外转子外径以探索拔出扭矩。外转子分配的范围从最大可能外径74 mm到最小可能外径66 mm，在临界角处基于极10的数量耦合长度在9 mm和13mm之间变化图1分析了在联轴器长度为10 mm时，扭矩密度与外转子外径的关系。8（b）.图在图8（a）和8（b）中，PM、转子轭、保持套筒和气隙长度的厚度被设置为4mm、4mm，0.5 mm和1mm。考虑到安装点，内转子的最小可能内径为31 mm。内转子磁轭的最小相应外径为39 mm，外转子永磁体的内径为50mm。然而，由于在最大外转子外径处获得最大扭矩密度，如图所示360◦h临界;Mdeg<$2p<$ω2;hEdeg<$42p见图7。 定义（a）网格分布（b）极拥抱和极弧偏移。同样，极弧长和小位移距离在临界角被发现为18.85毫米和9.42毫米，10极和23.56毫米和11.78毫米，分别为8极。另一方面，总力是施加在有效气隙（EAG）上的力，用于根据磁极总数计算转子上的力由于所需扭矩为10 N m，因此通过确定有效r，计算出的理想合力为333.33 N。因此，施加在单极上的力对于10极和8极分别为33.33N和41.67 N。相应的气隙体积计算为10极为2192 mm3，8极为3427mm3。因此，如表2所示，10极所需的模型长度为7.75 mm，8极所需的模型长度为12.12 mm。图8a. 外径和长度的拔出扭矩。S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）1014036·图8b. 扭矩密度取决于外转子的外径。在图8（b）中，选择74 mm的外径和10 mm的相应长度。另一方面，保持外转子的外径接近极限，通过增加机械强度和飞轮效应，对活塞发动机的操作有积极3.2.2. 基于静态拔出转矩的PM厚度的确定静态转矩是指MC在堵转状态下的转矩，也称为堵转转矩。图9检查了对应于内转子永磁体和外转子永磁体的不同厚度的静态拔出扭矩。观察到可以在不同的磁体厚度下获得所需的转矩然而，对于内部和外部永磁体，优选4 mm的厚度，如图9中红色标记的，其中提供所需的扭矩以便于组装和分类。3.2.3. 基于转矩角的堵转转矩的研究转矩角表示为磁耦合器加载时内外转子d轴它定义了通过磁耦合传递的转矩，并确定了系统的过载能力 图图10探讨了取决于转矩角的堵转转矩变化量图9.第九条。相对于PM厚度变化的静态拔出扭矩在临界角处获得的最大扭矩为10.15 Nm，满足设计扭矩要求。磁性联轴器预期在接近临界角的点处操作以实现高扭矩密度。然而，在这种情况下，任何扰动都可能导致耦合不同步。在avi- ation中，应提供略低于临界角的拔出扭矩，或应确定考虑湍流效应的系数。3.2.4. 转子磁轭厚度的确定转子磁轭的厚度直接影响转矩，因为它通过影响总磁阻来改变平均气隙磁通密度。此外，由于外径限制，转子轭决定了有效气隙半径，这通过改变转子的内外直径来影响扭矩密度。外转子轭和内转子轭的厚度分别为3.5 mm和3 mm，如图11中红色标记所示，因为满足拔出扭矩要求的转子轭的最小厚度导致最小联轴器重量。另一方面，在禁止使用磁性材料的无轭设计中，更厚的PM。图12（a）和（b）分别研究了磁通密度和磁通分布。如图12（b）中红色标记所示，将对拥抱和磁体外壳采取进一步措施，以减少漏磁通。然而，由于1020钢的2.5T的高饱和度，在磁耦合应用中，1020钢的磁轭材料可以比用于转子磁轭的电工钢更好地使用。在饱和点工作并不总是意味着更高的扭矩密度，但它可以意味着最低的重量。因此，图13分析了空载和满载条件下的气隙磁通密度。它随着耦合器加载而减小，但远离PM饱和点3.2.5. 磁力联轴器模型长度的研究由于外径限制，必须增加长度以获得更高的扭矩，从而允许模块化操作。一见图11。 与旋翼轭架厚度变化有关的拔出扭矩。见图10。 堵转转矩取决于转矩角。见图12。(a)转子磁轭的磁通密度（b）10极配置的磁通分布。S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）1014037ovov图十三. 空载和满载时的气隙磁密分布。图14. 拔出扭矩取决于联轴器长度。如图14所示，长度增加两倍对应于扭矩几乎增加两倍。因此，第二MC是用20 mm的模型长度实现的。3.2.6. 基于拔出扭矩的极数确定在具有1：1速度转换比的同步MC中，转子极的数量相等。增加极数会增加转矩，因为它会增加气隙磁通密度，直到漏磁通占主导地位的点。转子上的安装孔和减重孔也会影响获得最大扭矩的极数如图15所示，拔出扭矩是在极数为18时获得的。然而，极数的增加也意味着安装难度的增加，尤其是外转子磁铁。因此，极数选择为10，因为它最低限度地满足系统扭矩和重量要求。如果使用8个极，则模型长度应增加20%以实现所需的扭矩，这将使总重量增加约23%。3.3. 固定套或绷带在高于3600 rpm的速度（所谓的高速）下，需要使用保持套筒以防止磁体离开磁体。图15. 拔出扭矩取决于极数。表3316L钢的性能在固定套分析设计中的应用质量密度8000kg/m3拉伸强度，极限/屈服515/205MPa杨氏193,000MPa泊松0.25磁导率1.02转子表面由于高离心力。通常使用非磁性不锈钢316L，其性能列于表3中作为套筒材料。虽然套筒厚度可以通过Maxwell 2D中的光学分析快速确定，但基于离心压力和切向应力的[46]可以用来估计初始尺寸。基于图1所示内转子尺寸的分析结果。 16（a）总结在表4中，并通过Ansys结构分析验证，如图所示。 16（b）.3.3.1. 固定套筒的分析设计最小套筒厚度是当忽略粘合剂时提供以下两个基本条件的厚度。1. 如方程式所示，磁体和转子铁芯之间的残余接触压力在100 ° C时必须为正（三）、预应力-pw;m-pw;b>0.3mm其中p w;b ：套筒上的离心力MPapw;m ：磁铁上的离心力MPaPc;预应力：由于套筒过盈配合到磁体上而产生的接触压力，当粘合剂MPapc ：残余接触压力MPa套筒和磁体上的离心力减少了剩余接触压力，见公式：（3a）和（3b）。pw;b<$rbωqbωw2erspeedωhb3aa2其中pw;b ：套筒上的离心力MParb：套管的平均半径mqb：套管质量密度kg=m3超速：角速度;超速时rad=s hb：套管厚度mpw;m<$rmωqmωw2erspeedωhm3b图16. (a)内转子参数定义（b）Ansys结构套筒验证。S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）101403822222莫··表4固位套筒的分析设计总结设计输入rri内半径内转子外半径内转子rm平均半径21 mm24 mm26 mm式中，rt;w：套筒旋转产生的切向应力MPart;max：最大切向应力MPaR t ：stresssinsideleeveshell MPa质量密度为qb的固定套筒壳体旋转产生的切向应力可按方程估算。（4a）[47]。永磁rt;w<$qb ωwoverspeed ωrb400rmo外半径永磁rb平均半径保持套筒rbo外半径保持套筒28 mm28.25mm28.5 mm如表3所示，在接触角P c处的残余接触压力为正，并且固定套筒内部的应力rt小于套筒的极限拉伸应力。同样，通过数值Ansys结构分析获得的套筒中的拉伸应力低于Steel316L材料的极限拉伸应力，因为DD袖套尺寸小于0.1 mmc超过超速系数1.5c安全系数2设计输出超速时的剩余接触压力套筒上的离心力pw，b 0.14 MPa磁铁上的离心力pw，m 1.01MPa过盈配合产生的接触压力pc，预应力 6.27MPa套筒残余接触压力pc 5.12 MPa固定套筒壳体示于图 16（b）.通过从0.05 mm开始以0.05 mm的步长间隔增加套筒厚度来内插分析方程。 考虑安全系数，满足上述条件的最小套筒厚度为接触压力0.24 mm，切向应力0.28 mm。然而，很难找到或处理具有如此薄厚度的材料。从生产的角度来看，安全系数为2，0.5 mm是一个实用的选择。3.3.2. 涡流损耗随套管厚度变化的研究套筒旋转引起的切向应力rt，w8.17MPa的保持套筒厚度应该被仔细选择套筒过盈配合产生的预应力 rt，预应力354MPa固定套筒壳体内部应力rt362MPa护筒厚度因为它改变了气隙长度、扭矩密度和感应涡流损耗。应详细研究涡流损耗，因为涡流损耗会增加磁体温度，基于接触压力的固定套筒的最小要求厚度基于切向应力的hb，min，压力0.24 mmhb，min，应力0.28 mm减少了磁铁的剩余磁通密度。使用数值Ansys Fluent分析最大磁体温度为30 °C。如图17所示，感应涡流损耗随着固定套筒厚度的增加而增加。优化分析基于总气隙间隙，其为固定套的选定厚度hb，选定 0.5 mm式中：pw;m：磁体上的离心力MPa rm：磁体的平均半径mqm：磁铁的质量密度kg=m3hm：磁铁的厚度m由于套筒壳体与磁体的过盈配合而产生的接触压力和预应力通过方程：（3c）和（3d）。1 mm气隙长度和套管厚度。3.4. Maxwell二维瞬态光学分析与静磁仿真不同，Ansys Maxwell瞬态仿真环境是为动态情况创建的，其中考虑了磁耦合的惯性矩、作为阻尼因子的机械损耗以及负载作用的类型。为了进行更真实的分析，在Solid- works中构建模型，并计算内部pc;预应力<$rt;预应力ω博布尔博布尔-rmor23d开奖结果外转子分别计算为0.34kg cm2和1.55kg cm2。机械损失包括轴承损失、风阻和其中，rt;prestrees：由于套筒与磁体之间的干扰而产生的预应力MParbo：套筒外壳外半径m rmo：磁体外半径m与旋转电机类似，如果没有CFD解决方案，摩擦损失实际上可接受为输出功率的2%至4%[48]。在本研究中，假设为3%。总机械损失计算为0.000478 W/（rad/sec）2。rtprestrees 1/4EωDD;3d开奖结果2ωrb其中E：杨氏模量MPaDD：sleeve undersize m2. 固定套筒内的应力必须小于最大可承受切向应力，如方程式（1）所示（4）.rt¼. rt;预应力;最大值为4000图17. 固定套管上的感应涡流损耗取决于厚度。S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）1014039------由于在动态状态下易于冷却，因此使用N48H在60 °C下进行动态扭矩测试。这导致每单位体积的扭矩比静态扭矩高5%，因为PM在低温下具有更高的剩余磁通密度。瞬态模拟直接在临界角处进行，这取决于在低时间步长中具有高精度的机械转数。如图18（a）所示，在不使用套筒材料的情况下获得了具有扭矩波动的拔出扭矩。然而，在使用保持套筒的情况下，由于主要的涡流损耗，拔出扭矩减少了约10.5%，如图所示。第18（b）段。在这种情况下，模型长度需要增加约12%，以提供相同的扭矩。由于转子转动惯量的不同，在瞬时负载变化时动态传递转矩，导致转矩脉动。图图18（a）和（b）分别示出了对于瞬时负载变化，在没有套筒和有套筒的情况下的0.1%和0.15%的扭矩波动。在同步磁力联轴器中，转矩脉动非常小，直到临界角。不考虑动态建模的瞬态模拟结果是恒定扭矩，如图所示。18（c）.3.5. 失去同步时的吸引扭矩检查研究联轴器转子之间失去同步（LoS）时的扭矩是保护系统的关键问题图18a. 在临界角处无固定套筒的动态扭矩图18b. 保持套筒处于临界角时的动态扭矩。图18c. 临界角时拔出力矩忽略动力学模型。图19a. 如果活塞轴未锁定，则在不同步时产生吸引扭矩。图19b. 如果活塞轴锁定，则在不同步时产生吸引扭矩。防止过载。在航空航天应用中，在LoS的情况下，该系统预计将由S/G操作。这发生在两种情况下：活塞轴故障或超过MC的拔出扭矩。在活塞轴不受干扰的情况下，由于过载导致的LoS导致MC的活塞轴和内转子以怠速运转，对于3 W-70发动机为2000 rpm，外转子以接近怠速运转。因此，分析是在载荷下进行的通过使内转子以2000 rpm旋转并且使外转子以2100 rpm旋转，刚好在怠速之后。图19（a）表明，在这种情况下，吸引扭矩为0.6 N m。在不同速度下的效果在图中进一步检查。 19b.另一方面，在活塞发动机轴和内转子由于任何轴故障而锁定的情况下，通过将内转子速度设置为0并以临界角以不同的操作速度旋转外转子来进行LoS分析。如图19（b）所示，在这种情况下，最小运行速度的吸引扭矩为0.52 Nm，最大运行速度的吸引扭矩为0.72 Nm。可以进一步研究偏斜模型以降低吸引转矩[494. Maxwell 3D参数优化技术利用Maxwell 3D软件中的优化技术对Maxwell 2D光学模拟得到的最佳磁耦合尺寸进行了微观分析目标可以是单位PM体积的扭矩的最大化、单位总重量的扭矩的最大化以及单位体积的成本的最小化。然而，通常需要满足混合式UAV应用要求的最小重量。使用对称特征将3D模型分割五分之一，以减少优化时间。有一些适用的优化技术[51S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）10140310多目标遗传算法（MOGA）。结果总结于表5中。然而，原型是根据表5中灵敏度分析获得的尺寸制造的，因为即使没有提供最大扭矩密度，也考虑了生产公差和可测量尺寸。4.1. 磁耦合效率和损耗的研究分析计算损失是一项困难的任务，但可以有效地进行数值计算。磁耦合损耗包括转子铁芯损耗、永磁体损耗、套筒损耗和机械损耗。磁芯损耗，包括磁滞、涡流和过量损耗，在Ansys Maxwell中根据以下公式[54]计算。p损耗<$khωfωB2<$kcωf2ωB2 <$keωf1： 5ωB1： 5<$5<$式中，kh：材料的磁滞损耗系数，f：气隙磁通密度B：气隙磁通密度绝对值kc：材料的涡流损耗系数ke：材料的过剩损耗系数由于内转子和外转子在同步联轴器中以相同的速度旋转，因此在理想条件下，在永磁体和套筒上不会感应出涡流然而，由于负载扰动、高振动和来自活塞发动机的自然操作的高转矩脉动，转矩角频繁波动。因此，除了磁滞损耗[55]之外，还产生了由感应涡流引起的涡流损耗[56]这些损耗转化为热量，导致永磁体的温度逐渐升高，如果不避免，会大大降低永磁体的剩余过量损耗是由于磁畴壁位移产生的涡流[54]。图20（a）、（b）、（c）和（d）分别检查转子铁芯损耗、永磁体磁滞损耗、永磁体涡流损耗以及固定套筒的涡流和磁滞损耗，取决于10极和10 N·m最佳耦合的最大运行速度下的扭矩角。图20a. 转子铁芯损耗取决于转矩角。图20b. PM的滞后损失取决于转矩角。图20c. 永磁体的感应涡流损耗与转矩角的关系。在Ansys Maxwell 3D中，分析了两种情况下的效率。在这两种情况下，与Maxwell 2D类似，动态效果通过“模型-运动设置-考虑机械瞬态”设置包含在内。通过将内转子速度保持为零，并在从零转矩角到临界转矩角的不同运行速度下表5通过使用Maxwell 3D优化技术获得的设计参数设计参数优化技术灵敏度分析SNLPGA MOGA内部粉末厚度（mm）4.1 4.49 4.026 4*外部粉末厚度（mm）3.93 4.25 3.79 4*内轭厚度（mm）2.57 2.61 2.525 3*外轭厚度（mm）3.03 3.02 3.028 3.5*最佳模型尺寸内转子内径（mm）42内部PM的外径（mm）56外部PM的内径（mm）59外转子外径（mm）74最终型号气隙体积（mm3）2709.6最终模型长度（mm）10成本函数输出平均扭矩（N·m）10.2 10.95 10.24 10.5联轴器总重量（gr）194 205 195 207扭矩密度（N·m/kg）52.58 53.41 52.51 50.72经过时间（分钟）150 270 210 15* 根据敏感性分析得出的最佳值S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科学与技术，国际期刊41（2023）10140311··图20d. 固定套的感应涡流和磁滞损耗。图20 e. 临界角时的耦合效率取决于运行速度。图20f. 最大转速时的联轴器效率取决于扭矩角。角度通过将内转子速度保持在零并且限制外转子在最大操作速度下从零扭矩角到不同扭矩角的正旋转，获得对于不同扭矩角图20（e）绘制了在临界角处作为操作速度的函数的相应耦合效率。图20（f）绘制了在最大操作速度下作为转矩角的函数因此，耦合效率在最大速度和临界角时为93.8%，而在最小转矩角和最小速度时为96.9%5. 磁力联轴器试验结果因此，对磁力联轴器进行动、静态性能分析，并与仿真结果进行比较，磁耦合测试有多种方法，如直接动态、间接动态和静态测试[27]。静态试验在稳定状态下进行堵转性能测试，但在计算损失和效率方面存在不足。间接动态测试是基于从空载或半载条件下估算拔出扭矩，但精度较差。然而，在直接测试系统中，性能结果是通过使用敏感传感器读取扭矩、速度和温度等参数来获得的，给出了非常准确的结果。原型显示在图21.如图22（a）所示，已建立了MC的直接式试验台。在活塞式发动机上集成MC如图所示。22 （b，c）.5.1. 满负荷动态试验结果试验台由伺服电机（1）作为负载、扭矩/速度变送器（2）、齿轮传动异步电机（3）、被测磁性联轴器（4）、高速主轴电机（5）和激光温度计（6）组成。如果要解释测试系统的工作原理，则异步电机驱动的磁耦合器由以扭矩模式运行的伺服电机逐渐加载。同时，从扭矩/速度传感器动态地测量用激光测温仪测量了磁耦合器的温度所需的20 N m的第二耦合是通过模块化地加倍长度为10 N m的耦合来实现的。堵转测试是通过使MC的外转子不能随着伺服电机的第一次过大扭矩调整而旋转来对于高扭矩测试，MC的驱动速度为250 rpm。高速测试由主轴电机进行图21岁长度为（a）10 mm和（b）20 mm的磁耦合原型图22a. 直接动态试验台，专为磁耦合试验而设置。图22 b、c. 活塞发动机上的耦合集成（b）真实模型（c）3D模型。S. 阿尔斯兰岛Iskender和TugbaSelcenNavruz工程科