低温高速永磁电机转子屏蔽套的设计及强度分析.pdf

第 27 卷 第 7 期2023 年 7 月电 机与控 制学报ElectricMachinesandControlVol.27No.7Jul.2023 低温高速永磁电机转子屏蔽套的设计及强度分析董传友,金鹏飞,杨子豪,杨志飞,李星锐(哈尔滨理工大学 电气与电子工程学院,黑龙江 哈尔滨 150080)摘 要:针对低温泵用高速永磁电机的屏蔽套厚度和过盈量的确定问题,从电机转子强度的角度分析,提出了以厚度最小化作为设计目标的研究方法。首先确定转子各材料的强度约束准则,建立电机转子的三维有限元强度计算模型,并通过解析法验证,分析了分别采用钛合金和碳纤维作为屏蔽套材料时不同转速和温度下转子应力的变化规律,探究各材料的失效极限;并以此作为约束条件,确定了符合强度要求的屏蔽套厚度及过盈量,最终得到的碳纤维屏蔽套较钛合金的厚度更小,在强度方面更具优势。该屏蔽套的设计方法在满足转子强度的前提下,使得材料尽限利用,对低温泵用电机和高速电机的屏蔽套设计具有参考意义。关键词:低温泵用电机;高速永磁电机;转子屏蔽套;转子强度分析;厚度最小化设计DOI:10.15938/j.emc.2023.07.012中图分类号:TM355文献标志码:A文章编号:1007-449X(2023)07-0111-11 收稿日期:2022-06-28基金项目:军民融合专项(JMRH2018XM03)作者简介:董传友(1980),男,博士,副教授,研究方向为大型电机设计、电磁、流体、温度等多物理场理论研究;金鹏飞(1997),男,硕士研究生,研究方向为高速永磁电机转子强度和温度分析;杨子豪(1994),男,博士研究生,研究方向为电磁轴承电磁设计及控制;杨志飞(1995),男,博士研究生,研究方向为低温高速永磁电机材料电磁性能分析;李星锐(1996),男,硕士研究生,研究方向为高速永磁电机转子强度和动力学研究。通信作者:金鹏飞Design and strength analysis of rotor shielding sleeve of lowtemperature and high speed permanent magnet motorDONG Chuanyou,JIN Pengfei,YANG Zihao,YANG Zhifei,LI Xingrui(School of Electrical and Electronic Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China)Abstract:In order to determine the thickness and interference of the shield sleeve of the high-speed per-manent magnet motor for cryopump,a research method with the minimum thickness as the design objec-tive was proposed from the angle of motor rotor strength.Firstly,the strength constraint criteria for eachmaterial of the rotor were determined,and a three-dimensional finite element strength calculation modelfor the motor rotor was established.Through analytical verification,the changes in rotor stress at differentspeeds and temperatures were analyzed when titanium alloy and carbon fiber were used as shielding mate-rials,and the failure limits of each material were explored;and using this as a constraint,the thicknessand interference of the shielding sleeve that meets the strength requirements were determined.The resul-ting carbon fiber shielding sleeve has a smaller thickness than titanium alloy,and has more advantages instrength.On the premise of satisfying the rotor strength,the design method of the shielding sleeve makesthe material be used as limited as possible,which has reference significance for the shielding sleeve de-sign of motors for cryopump and high-speed motors.Keywords:motor for cryogenic pump;high speed permanent magnet motor;rotor shielding sleeve;rotorstrength analysis;thickness minimization design0 引 言在“双碳”目标下,液化天然气(liquefied naturalgas,LNG)作为清洁能源在能源消费和转型过程中起到重要作用1。低温泵用电机作为 LNG 在生产运输环节中的核心部件,对其提出了高功率密度、高可靠性、高适应性和低排放等更高的要求。而低温高速永磁电机2具有体积小、效率和功率密度高的特点,将其设计为屏蔽式电机,即转子和定子各有一个薄壁套将其与输送介质隔离开,转子通过轴承支承浸没输送介质中5-7,具有以下优点:1)可以实现与驱动泵的共轴联结,结构紧凑节约布置空间;2)安全和可靠性高,不需要考虑绝对密封问题;3)运行噪声低,且不需要额外添加润滑油;4)使用范围广,非常适合输送易燃易爆、易挥发、有毒、有腐蚀性的液体。屏蔽式电机最初是应用在核工业中,近年来在军事、石化、医疗和食品等领域也有广泛的应用和发展,对于永磁屏蔽电机的电磁计算、屏蔽套涡流损耗分析和电机温升研究较多8-10。但高速电机在运行时,转子部分受到高速旋转产生的离心力,而常用的永磁体材料抗拉强度很低,转子屏蔽套必须具有足够的强度来保证其安全。从结构强度的角度来看,转子屏蔽套需要有一定的厚度,而从磁-热的角度应当尽可能的薄,避免过多的涡流损耗和传导热阻。因此,对于转子屏蔽套的设计,可以在满足转子强度要求的前提下,将厚度最小化作为设计目标。对于高速永磁电机转子强度的研究,文献10采用三维有限元方法分析了兆瓦级高速永磁电机转子强度的影响因素,并归纳了一些设计方向,护套厚度和过盈量都应该尽可能的小;文献11推导了考虑转子轴间填充物的应力解析式并通过有限元方法进行验证,与未考虑填充物的解析模型相比有一些偏差但影响不大。文献12-13 基于有限元仿真分析了护套厚度及过盈量、电机转速和温升对转子强度的影响及规律,比较了常温和高温情况下的强度变化;文献14采用解析法和三维有限元方法对照验证,研究了套筒和永磁体材料对高速永磁电机转子应力的影响;文献15-17基于有限元分析计算电机的转子强度和电磁设计极限,得到了不同护套材料转子的最佳尺寸;文献18建立了转子二维应力场计算的解析模型,并通过有限元分析进行了验证,以此模型提出了转子护套最小厚度及其对应过盈量的计算方法。目前已经有了大量学者对于高速电机转子强度方面进行了一系列的研究。但大多是基于常温或高温条件下,由于低温下各材料的机械特性各不相同,可能会使转子屏蔽套厚度和过盈量的选择更受局限。所以本文认为有必要对于低温情况下的高速永磁电机的转子强度方面进行相应研究,同时提出一套适用于低温环境下的转子屏蔽套的设计方法。本文针对高速永磁电机在低温泵的应用场景,考虑更低温度的影响,建立了三维有限元模型,并通过与理论计算结果对比,验证有限元模型的准确性。在此基础上,分析两种屏蔽套材料下转子应力的变化规律,根据材料的约束条件确定各应力的极限工况,在极限工况下求解符合转子强度要求的屏蔽套厚度及过盈量,形成可选择尺寸的可行范围,最终确定转子屏蔽套的最小厚度及对应过盈量。1 转子强度的分析1.1 数学模型和边界条件电机转子的结构由转轴、永磁体、屏蔽套 3 个部分组成,为了简化设计,忽略永磁体极间的填充材料,将转子屏蔽套和永磁体等效为圆筒模型11。简化的平面模型如图 1 所示,圆筒在半径 r 处的受到径向应力 r和切向应力。永磁体与转轴采用过渡配合,永磁体与屏蔽套采用过盈配合。图 1 转子简化平面图Fig.1 Simplified plan of rotor首先,基于厚壁圆筒的受力平衡方程、几何关系和胡克定律如下:drdr+r-r+2r=0;r=dudr;=ur;r=1Er-rE-rEr1Er+rT。(1)211电 机 与 控 制 学 报 第 27 卷式中:,分别为材料密度和角速度;u 为受力后的径向位移;r,分别为径向和切向应变;Er、E、r、r、r、分别为材料的径向和切向的弹性模量、径向和切向的泊松比、径向和切向的热膨胀系数;T为材料的温升。其中,径向泊松比表示径向应变对切向应变的影响,切向泊松比表示切向应变对径向应变的影响。简化后可得物体位移方程为Err2d2udr2+Errdudr-Eu=-2r3(1-rr)+CtrT。(2)其中 Ct=(Er-rE)r-(E-rEr)设为热应力方程系数。对该微分方程求解,可得位移表达式 u(r),进一步得到径向应力 r和切向应力 的表达式为:u(r)=Ark+Br-k-1-rr9Er-E2r3+CtT2ErEr-r-k+1irk-k+1-r-rk+1ir-kk+1();r(r)=Er1-rr(k+r)Ark-1+(r-k)Br-k-1+(3+r)(1-rr)Er(k2-9)2r2+CtT2ErE1+r-(k+r)r-k+1irk-1-k+1-1+r+(k-r)rk+1ir-k-1k+1()-(r+r)T;(r)=E1-rr(1+kr)Ark-1+(1-kr)Br-k-1+(1+3r)(1-rr)Er(k2-9)2r2+CtT2ErE1+r-(1+kr)r-k+1irk-1-k+1-1+r+(kr-1)rk+1ir-k-1k+1()-(r+r)T。(3)式中:A、B 是与边界条件有关的待求系数;ri是该圆筒的内径,k=EEr。对于各向同性材料,可知:Er=E=E;r=r=;r=。(4)式中:E、分别为各向同性材料的弹性模量、泊松比、热膨胀系数。因而,k=1,Ct=0,对式(3)化简可得各向同性材料的位移和应力表达式。根据转子的结构和力学的连续性理论,转子各部分位移和受力满足下列边界条件:usft(0)=0;usft(Rsft)=usft(Rsft);usle(Rmag)-umag(Rmag)=H0;rsft(Rsft)=rmag(Rsft);rmag(Rmag)=rsle(Rmag);rsle(Rsle)=0。(5)式中:Rsft、Rmag、Rsle分别表示转子转轴、永磁体、屏蔽套的外径;usft、umag、usle分别表示转子转轴、永磁体、屏蔽套的径向位移;rsft、rmag、rsle分别表示转子转轴、永磁体、屏蔽套的径向应力;H0为永磁体与屏蔽套之间设置的静态过盈量。解得 6 个待求系数,可求得位移及应力关于半径 r 的表达式。1.2 有限元模型的建立与解析验证本文以一台额定功率为 40 kW,额定转速为35 000 r/min高速永磁电机为研究对象,其三维示意图如图 2 所示。建立转子 1/4 域的转子强度有限元计算模型,如图 3 所示,考虑到轴心部位的线速度和应力远小于屏蔽套、永磁体及其接触面,建模时进行适当简化,即屏蔽套和永磁体等效为 2 个圆筒模型,转轴和转子等效为同一圆柱模型。本节通过对比有限元法和解析法的计算结果,验证模型的正确性和有效性。图 2 低温高速永磁电机的三维示意图Fig.2 Three dimensional schematic diagram oflow temperature high speed permanentmagnet motor311第 7 期董传友等:低温高速永磁电机转子屏蔽套的设计及强度分析图 3 1/4 转子有限元模型Fig.3 Finite element model of 1/4 rotor电机的转轴采用结构钢材料,轴长 93 mm;经初步电磁计算永磁体选用钐钴材料,内径为 45 mm,厚度为 5 mm;转子屏蔽套常采用高强度、低电导率的非磁性材料,本文以低温工作性能良好的钛合金(Ti6Al4V)金属材料和碳纤维(T700)复合材料作为研究对象。各材料属性如表 1 所示。表 1 转子各材料属性Table 1 Material properties of rotor参数结构钢钐钴钛合金碳纤维径向切向密度/(kg/m3)7 8508 4004 4001 800弹性模量/GPa20012011015230泊松比0.30.280.310.20.28热膨胀系数/(10-6/K)1287.65.6-0.4屈服/抗拉强度/MPa35035900-1001 960设置屏蔽套的初始尺寸为厚度 3 mm,过盈量0.1 mm。为保证一定的安全裕量,最高转速设置为1.2 倍额定转速即 42 000 r/min,最低为 0 即静态接触,后文分别以高速和低速代指;低温电机通常工作在-161 的 LNG 介质中,但在低温电机的研究过程中常常与其在常温下的工作性能进行对比分析20,22,考虑到电机在常温环境下的温升,最高温度设置为 100,以及低温实验的安全性,通常在液氮(-196)中进行实验,最低温度设置为-200,后文分别以热态和冷态代指。本节为验证有限元模型的准确性,由于材料的各向同性是各向异性的特殊情况,因此以具有各向异性的碳纤维材料为例,分别使用有限元法和解析法计算电机在高速热态(T 取 75)和高速冷态(T取-225)下的应力分布。有限元模型的采样线段取在一侧表面的径向中轴线上。解析法解得的待求系数如表 2 所示。表 2 待求系数的计算结果Table 2 Calculation resuls of coefficient系数高速热态高速冷态Asft7.127 10-4-0.002 6Bsft00Amag4.555 10-4-0.001 9Bmag1.480 10-7-3.173 10-7Asle36.169-1.582Bsle6.149 10-112.099 10-11进一步得到位移 u、径向应力 r和切向应力关于半径的解析表达式,高速热态下表达式如下:ur=-0.086r3+7.127 10-4r,0 r 22.5;-0.156r3+4.555 10-4r+1.480 10-7r-1,22.5 r 27.5;36.169r3.9+0.348r3+6.149 1011r-3.9,27.5 r 30.5。r=-8.812 1010r2-2.074 107,0 r 22.5;-6.662 1010r2-1.388 104r-2-4.175 106,22.5 r 27.5;2.159 1012r2.9+1.792 1010r2-3.423r-4.9-5.903 106,27.5 r 30.5。=-5.146 1010r2-2.074 107,0 r 22.5;-3.232 1010r2+1.388 104r-2-4.175 106,22.5 r 27.5;-6.610 1013r2.9+3.207 1012r2+3.222r-4.9-4.092 106,27.5 r 30.5。高速冷态下的表达式如下:ur=-0.086r3-0.002 6r,0 r 22.5;-0.156r3-0.001 9r-3.173 10-7r-1,22.5 r 27.5;-1.582r3.9+0.348r3+2.099 10-11r-3.9,27.5 r 30.5。r=-8.812 1010r2+7.424 107,0 r 22.5;-6.662 1010r2+4.463 104r-2-2.254 107,22.5 r 27.5;-1.501 1011r2.9+1.792 1010r2-1.200r-4.9+2.018 107,27.5 r 30.5。411电 机 与 控 制 学 报 第 27 卷=-5.146 1010r2+5.234 107,0 r 22.5;-3.232 1010r2-4.463 104r-2-2.254 107,22.5 r 27.5;-8.108 1012r2.9+3.207 1012r2+1.091r-4.9+4.831 107,27.5 r 30.5。两种方法得到的转子径向和切向应力的分布情况如图 4 所示。图中在取样点距圆心距离 r 的 0 22.5、22.5 27.5 和 27.5 30.5 mm 区域分别对应转子的转轴、永磁体和屏蔽套;散点为解析计算的结果,曲线为有限元方法的计算结果,两者的计算结果相吻合。其中正值为拉应力,负值为压应力。图 4 转子应力分布图Fig.4 Rotor stress distribution diagram可以看出温度的改变对应力的变化趋势和规律影响不大,转子的径向应力具有连贯性,永磁体和屏蔽套接触面出现了最大压应力,这是因为两者之间为过盈配合,较大的径向压应力能够抵消永磁体受到的部分离心力,对永磁体起到保护作用。转轴与永磁体接触面也应该保持一定的径向压应力,防止松脱滑动,破坏转矩的传递。而转子的切向应力集中在屏蔽套上,最大值出现在屏蔽套内径处。1.3 材料的强度约束在转子设计过程中,各部件所受应力必须低于材料屈服或失效的极限,并留有一定的安全裕量。常常使用单个标量值来评估材料响应。将安全系数定义为极限应力与该标量应力之比,即Fs=Slimitscalar。(6)式中 Fs、Slimit、scalar分别为材料安全系数、材料的屈服强度或抗拉强度极限、评估材料受力的单个标量。当安全系数小于 1 时,表明材料已达到应力极限。在转子应力分析中,永磁体为脆性材料且常见的永磁体材料抗拉性能远低于抗压性能,需要考虑在拉伸中是否失效,可以根据最大拉伸应力理论(第一强度理论)分析评估,其最大单向拉应力小于永磁体的许用应力即为安全状态;钛合金作为延展性材料可以依据 von-Mises 屈服准则,通过最大等效应力测量评估;碳纤维复合材料具有各向异性,在径向和切向上所受应力均要小于相应方向的许用应力。材料的等效应力为von=(1-2)2+(2-3)2+(3-1)22。(7)式中 1、2、3为物体的 3 个主应力22。为保留一定的安全边际,本文取安全系数为1.5,此时材料的许用应力为屈服强度或拉伸强度的2/3。同时,需要保证转轴和永磁体间接触面的最小压应力大于 0,防止永磁体与转轴松脱滑动,考虑一定的安全裕量,最小压应力应不低于 2 MPa。综上,考虑转子各材料强度的限制应满足的约束条件如下:maxrmag,mag23.3 MPa;max(vonTi)600 MPa;minrT66.6 MPa;maxT1 306.6 MPa;mincon=-r|r=Rsft2 MPa。(8)式中:rmag、mag分别为永磁体的径向和切向应力;vonTi为钛合金屏蔽套的等效应力;rT、T分别为碳纤维屏蔽套的径向和切向应力;con为转轴和永磁体间的接触压应力。2 转子极限工况的确定转子各部分所受到的应力以及转子与永磁体之间的接触应力随转速和工作温度的改变而变化,而上述的约束条件在所有工况下都必须满足。如果在所有工况下对屏蔽套的尺寸一一校核,计算量是巨大的,因此可以先确认趋于材料许用极限时的转子转速和工作温度即极限工况。在极限工况下对屏蔽套厚度和过盈量进行设计选择,得到符合强度要求的最小厚度屏蔽套。2.1 转子极限工况的确定由对转子强度约束条件的分析可知,需要考虑的是转子屏蔽套所受最大应力、永磁体各向最大应511第 7 期董传友等:低温高速永磁电机转子屏蔽套的设计及强度分析力和永磁体与转轴接触面最小压应力。计算得到各应力随转速和工作温度变化的情况如图 5、图 6、图 7所示。应力的热区分布图映射在底部平面上,转速为42 000 r/min 时的“温度-应力”曲线和温度为-200 时的“转速-应力”曲线分别投影在相应的平面上。图 5 不同工况下屏蔽套最大应力的变化Fig.5 Variation of maximum stress of shielding sleeveunder different working conditions图 6 不同工况下永磁体各向最大应力的变化Fig.6 Variation of maximum stress in permanent mag-net under different working conditions由图 5 可知,钛合金屏蔽套的等效应力和碳纤611电 机 与 控 制 学 报 第 27 卷维屏蔽套径向压应力、切向应力随转速和温度的增加而逐渐增大,且受温度的影响更大。以钛合金屏蔽套的等效应力为例,温度升高80 应力约增大了8%,而转速由 0 增加至 42 000 r/min 应力仅增大了 3%。图 7 不同工况下接触面最小压应力的变化Fig.7 Variation of minimum compressive stress at con-tact surface under different working conditions由图6 可知,两种屏蔽套材料下永磁体所受应力的变化规律基本相同,永磁体径向应力随转速的增加和温度的降低而逐渐增大,由压应力变为拉应力,容易出现变形导致破坏断裂;切向应力则逐渐减小。在该初始尺寸情况下,钛合金屏蔽套下的永磁体单向最大拉应力出现在切向方向上,碳纤维屏蔽套下的最大拉应力则在径向方向上,需要对这 2 个受力进行校核。但考虑到屏蔽套与永磁体间的过盈配合,屏蔽套会抵消一定的永磁体拉应力,如果过盈量变大或变小,永磁体拉应力也会因此减小或增大,但碳纤维材料各向上的属性差别很大,对永磁体各向受力的影响程度难以定性分析,可能会出现永磁体切向应力增大且超过径向应力的情况,所以对于碳纤维屏蔽套下的永磁体切向应力也需要纳入校核范围。由图 7 可知,转轴与永磁体间的接触面压应力随转速的增加和温度的降低而减小,最小压应力均出现在高速冷态情况下。总体来看,钛合金和碳纤维分别作为屏蔽套材料时,转子各部分应力不同工况下的变化规律基本相同,影响程度略有不同,均在 2 个极限工况下需要进行强度校核。一个是高速热态,此工况下永磁体切向应力、钛合金屏蔽套等效应力、碳纤维屏蔽套径向和切向应力最大;另一个是高速冷态,此工况下接触面压应力最小,碳纤维屏蔽套下的永磁体径向应力最大,需要校核。3 极限工况下转子屏蔽套的设计3.1 极限工况下的转子应力计算计算屏蔽套厚度为 4、3、2、1 mm 在不同过盈量下需校核应力的大小,高速热态和高速冷态工况下计算结果分别如图 8、图 9 所示,各材料的许用应力在图中用短划线标出。图 8 高速热态下的转子各应力计算结果Fig.8 Calculation results of rotor stresses under high-speed hot state711第 7 期董传友等:低温高速永磁电机转子屏蔽套的设计及强度分析图 9 高速冷态下的转子各应力计算结果Fig.9 Calculation results of rotor stresses under high-speedcold state可以看出,随着厚度和过盈量的增加,永磁体的各向应力均减小,永磁体由受压应力变为受拉应力,和转轴接触面的压应力增大,表明受到的保护作用越来越大;钛合金屏蔽套等效应力、碳纤维切向应力和径向拉应力逐渐增大。特殊的是,钛合金屏蔽套等效应力只有略微的增大,由等效应力的表达式(7)所示,过盈量不变的情况下,随着厚度的变化各主应力的变化趋势大致相同,最终计算得到的等效应力变化就不大了;而过盈量变化时,屏蔽套受到径向上的应力会有大幅改变,引起等效应力的大幅变化23。综上,屏蔽套厚度和过盈量的增加是有利于永磁体和转子的强度稳定,但厚度设计的过大对屏蔽套本身的强度有所危害。3.2 屏蔽套尺寸的确定各材料的许用应力与相应曲线的交点为材料达到强度极限时的尺寸,通过得到在许用应力处的屏蔽套厚度和过盈量方案,进行数据拟合和推广,汇总各约束条件以及形成的尺寸可行范围如图 10 所示。屏蔽套设计的过薄会受到永磁体趋近受力极限的约束,过厚会受到屏蔽套本身材料的强度约束,这与上文分析一致。碳纤维由于材料各向异性,在切向和径向上均起到约束作用,尺寸的可行范围较小,但屏蔽套厚度小于钛合金屏蔽套,从机械强度角度来说具有一定优势。图 10 屏蔽套尺寸和过盈量的可行范围Fig.10 Feasible range of shield sleeve size andinterference但是,由于屏蔽套材料的电导率较高,有一定隔绝谐波磁场的作用,随着屏蔽套厚度的增加,使永磁体的涡流损耗略微降低,自身的损耗大幅增加。钛合金屏蔽套作为屏蔽套材料时,各部分损耗的变化情况如图 11 所示。而且厚度的增加也增大了转子散热的难度。因此,屏蔽套应尽可能的选择最小厚度。最终确定的钛合金屏蔽套的最小厚度 2.5 mm,对应过盈量 0.142 mm;碳纤维屏蔽套的最小厚度1.3 mm,对应过盈量 0.155 mm。811电 机 与 控 制 学 报 第 27 卷图 11 屏蔽套厚度对转子涡流损耗的影响Fig.11 Influence of shield thickness on eddycurrent loss of rotor3.3 最终方案的校核对得到的最终方案进行强度校核,在 1.2 倍额定转速下得到各应力与温度的变化情况以及永磁体、屏蔽套所受最大应力和接触面最小压应力时的分布云图,如图 12、图 13 所示。图 12 钛合金屏蔽套下转子各应力变化情况Fig.12 Stress variation of rotor under titaniumalloy shielding sleeve图 13 碳纤维屏蔽套下转子各应力变化情况Fig.13 Stress variation of rotor under carbonfiber shielding sleeve在最终确定的屏蔽套方案中,低温电机在1.2 倍额定转速、环境温度-200 到100 的变化范围内,永磁体的最大应力未超过其许用应力,不会因拉应力过大而受到破坏,与转轴接触面均保持正压力,不会发生转子松脱的情况;钛合金屏蔽套等效应力和碳纤维屏蔽套的各向应力均未超过材料的许用应力。因此,转子各部件需校核应力均保持在安全范围之内,符合设计要求。4 结 论本文针对高速永磁电机运用在低温环境的工作背景,以一台 40 kW、35 000 r/min 的低温高速永磁电机为例,建立了转子的三维有限元强度模型,并以解析法进行验证。911第 7 期董传友等:低温高速永磁电机转子屏蔽套的设计及强度分析1)分析并确定了钛合金和碳纤维作为屏蔽套材料时转子应力的变化规律和极限工况。两种材料下永磁体最大应力以及接触面应力随温度和转速的变化规律大致相同,屏蔽套受力有所差异,这与材料的力学特性以及热膨胀系数的不同有关。但在低温条件下接触面压应力均有所减弱,这对厚度和过盈量的选择有所限制。2)在极限工况下分析多种屏蔽套厚度和过盈量组合对需校核应力的影响。随着屏蔽套厚度和过盈量的增大,永磁体所受应力减小,与转子接触面压应力增大,屏蔽套起到的保护作用逐步增强;但过大会使屏蔽套所受应力逐步逼于许用应力,造成破坏。3)最终得到的方案碳纤维屏蔽套较钛合金的厚度更小,在强度方面更具优势,且密度小,强度重量比更高,电导率较小,减少了涡流损耗;但另一方面,碳纤维的导热系数低,转子散热困难,对比金属屏蔽套的装配工艺的难度也更高。因此两种材料的选择还需多角度的权衡。本文的研究思路和设计方法在满足转子强度的前提下,使得屏蔽套材料尽限利用,对低温泵用电机和高速电机的屏蔽套设计具有参考意义。参 考 文 献:1 董钦敏,杨成炯,康娜.LNG 低温泵国内外现状及发展J.水泵技术,2021,258(2):1.DOND Qinmin,YANG Chengdong,KANG Na.Present situationand development of LNG cryogenic pump at home and abroadJ.Pump Technology,2021,258(2):1.2 艾程柳,黄元峰,王海峰,等.潜液式 LNG 泵低温电机及其关键技术发展综述J.中国电机工程学报,2014,34(15):2396.AI Chengliu,HUANG Yuanfeng,WANG Haifeng,et al.Develop-ment of the cryogenic electrical motor for the submerged liquid nat-ural gas pump and its key technologiesJ.Proceedings of theCSEE,2014,34(15):2396.3 张凤阁,杜光辉,王天煜,等.高速电机发展与设计综述J.电工技术学报,2016,31(7):1.ZHANG Fengge,DU 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