调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮电磁性能分析

陈明; 郑铮; 墨蕊娜; 王均刚; 胡浪辉

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2504480

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (18) :7694-7703 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2504480

机械、仪表工业

调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮电磁性能分析

陈明 ¹ ,
郑铮 ¹ ,
墨蕊娜 ² ,
王均刚 ¹^,^* ,
胡浪辉 ¹

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Electromagnetic Performance Analysis of Modulation-enhanced Single Magnetic Ring Dual-modulation Axial Magnetic Gear

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摘要

磁场调制型同轴磁齿轮以无接触传动和高可靠性在风电与船舶装备中具有应用前景,但现有结构存在调制能力不足、磁饱和严重及调制体复杂等问题。提出了一种调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮(modulation-enhanced single-modulation-ring dual-modulation axial magnetic gear,MSMRD-AMG),利用单一调制磁环同时产生“和调制”与“差调制”谐波,并结合共存多磁路拓扑以削弱局部磁饱和,在保持结构简洁的同时显著提升气隙磁场调制能力与磁通利用率。基于磁场调制理论与三维有限元分析,系统研究了MSMRD-AMG的调制机理、气隙磁密、输出转矩与转矩波动,并与传统结构进行了对比。结果表明,该结构在不增加装配复杂度的情况下显著提升传动性能:低速转子平均转矩由40 N·m增至51.9 N·m,高速转子由-10.4 N·m增至-12.7 N·m;采用聚磁式Halbach永磁体后,其转矩波动进一步从14.1%降至10.1%、30%降至28.4%。因此,MSMRD-AMG在调制效果、磁饱和抑制及转矩性能方面均表现出明显优势,为磁齿轮在风能与潮汐能装备中的高效轻量化应用提供了一种具有工程潜力的新方案。

Abstract

Magnetic field modulation-based coaxial magnetic gears provide contactless transmission and high reliability, making them promising for wind and marine applications. Conventional designs, however, suffer from limited modulation, severe magnetic saturation, and complex structures. MSMRD-AMG (modulation-enhanced single-modulation-ring dual-modulationx) was proposed. Sum-and difference-modulation harmonics were generated with a single modulation ring, and a multi-path topology was employed to reduce local saturation. 3D finite element analysis investigates its modulation mechanism, air-gap flux, torque, and torque ripple. Results show significant improvements: low-speed rotor torque rises from 40 N·m to 51.9 N·m, high-speed rotor from -10.4 N·m to -12.7 N·m, and torque ripple is further reduced from 14.1% to 10.1% and from 30% to 28.4%. with flux-concentrating Halbach magnets. The MSMRD-AMG demonstrates enhanced modulation efficiency, reduced saturation, and improved torque performance, providing a compact, high-efficiency solution for wind and tidal energy systems.

Graphical abstract

关键词

轴向磁齿轮 / 调制增强 / 和差双调制调磁环 / Halbach阵列 / 转矩性能

Key words

axial magnetic gear / modulation enhancement / sum-difference dual-modulation magnetic ring / Halbach array / torque performance

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陈明, 郑铮, 墨蕊娜, 王均刚, 胡浪辉. 调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮电磁性能分析[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(18): 7694-7703 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2504480

CHEN Ming, ZHENG Zheng, MO Rui-na, WANG Jun-gang, HU Lang-hui. Electromagnetic Performance Analysis of Modulation-enhanced Single Magnetic Ring Dual-modulation Axial Magnetic Gear[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(18): 7694-7703 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2504480

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随着全球能源结构向清洁化、低碳化方向加速转型,可再生能源正逐渐成为电力系统的重要支撑^[1-3]。其中,风能和潮汐能因资源丰富、环境友好和开发潜力巨大,在大型能源装备与海洋能利用领域具有极高应用价值,其能量高效转换技术已成为学术界与工业界关注的重点^[4-8]。目前,大容量风电与潮汐发电系统仍普遍依赖机械齿轮箱实现能量耦合与转速匹配。然而,在复杂海洋工况及瞬态风载冲击作用下,机械啮合部件易出现齿面磨损、裂纹扩展、润滑失效及啮合噪声增大等问题,导致传动效率下降、故障率提升和运维成本显著增加,从而制约系统长期稳定性^[9-11]。为此,研发高可靠、低维护的新型传动技术已成为绿色能源装备领域的重要需求。

近年来,磁齿轮传动具有无接触传动、无机械磨损、具备过载保护等优点,避免了传统齿轮系统中的机械疲劳、润滑与维护问题,展现出传统齿轮传动难以比拟的优势^[12-13]。这些特性有效解决了机械减速器的磨损与可靠性问题,使磁齿轮在风能、潮汐能等绿色能源发电系统中展现出广阔的应用前景^[14-16]。因此,磁齿轮成为一种更为理想的替代方案。近年来,随着高性能稀土永磁体材料的广泛应用,磁齿轮的研究得到了迅速发展^[17-20]。Atallah等^[21]提出了磁场调制理论,揭示了通过调磁极块实现低速与高速磁场耦合的机理,为磁齿轮传动奠定了理论基础。为提升磁场调制能力与转矩密,研究者提出了多种结构优化策略。张进等^[22]提出了双调磁调制式磁齿轮结构,通过内外调制环协同调制增强谐波幅值,但导致系统结构庞大、同轴度控制难度高。Zhang等^[23]设计了嵌入式H型调制器双调制轴向磁齿轮,改善磁路集中度、提升转矩输出,但调制器加工复杂、端部仍存在漏磁影响。文献[24]进一步采用H型调制器以降低端部漏磁,但装配难度依旧较大。Jian等^[25]研究表明,采用Halbach磁化可显著提高传递转矩并降低转矩波动,但端部仍存在漏磁通问题,限制了性能提升。井立兵等^[26]提出不均匀气隙Halbach阵列结构,通过极弧偏心与不均匀磁化组合减少转矩波动,但其永磁体加工复杂、成本高,仅适用于特定高性能场合。Moghimi等^[27]提出三速同轴磁齿轮结构,可实现多种传动形式,但磁场调制能力有限、传动效率较低。这些典型研究表明:当前磁齿轮在提升调制能力、抑制漏磁、简化结构和降低制造难度方面仍存在一定矛盾。例如,增强调制效应通常伴随调制环数量的增加,进而带来结构复杂化和漏磁路径增多的问题。因此,开发一种既具有高调制效率,又保持结构简洁、易加工、易装配的新型磁齿轮结构成为当前亟需突破的关键技术方向。

为此,现提出一种调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮(modulation-enhanced single-modulation-ring dual-modulation axial magnetic gear,MSMRD-AMG)。与传统双调制结构不同,现通过单个调制磁环实现“和调制效应”与“差调制效应”的协同作用,从而在不增加调制环数量的前提下显著提升有效谐波幅值,实现高低速磁场强耦合。构建 MSMRD-AMG 拓扑结构并阐述其和差双调制工作原理;通过三维有限元仿真系统分析其电磁性能,并与传统结构对比;通过 Halbach 排列优化永磁体磁化方式,进一步提升气隙磁场利用率与转矩平稳性;为高效、紧凑、轻量化的磁齿轮设计提供新的工程思路,并为风能与潮汐能装备的应用奠定理论基础。

1 调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮的拓扑结构与工作原理

1.1 拓扑结构

传统的轴向磁齿轮(axial magnetic gear, AMG)拓扑结构如图1所示。该结构具有高速旋转的永磁转子和低速旋转的永磁转子。高、低速转子镶嵌着轴向充磁的永磁体,两转子直接装有轴向调制的调磁环。调磁环可对高速转子和低速转子形成气隙磁场进行调制。调磁环的个数等于高速转子与低速转子的磁极对数之和,以保证两种磁极的耦合。然而传统的轴向磁齿轮磁场调制能力较弱,磁路单一,磁力线只能通过高速永磁转子穿过调磁环到达低速永磁转子,使之轴向与切向的磁路很难封闭,磁漏较大,永磁体的利用率较低,故导致所传递的最大输出转矩也偏低。

所提出的调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮(MSMRD-AMG)如图2所示。其由高速转子、低速转子、具有和调制效应与差调制效应为一体的和差双调制调磁环这3个同心部件所组成。和差双调制调磁环有两种调制部分,高、低速转子之间具有“和”调制效应的轴向调制部分,转子周边具有“差”调制效应的周向调制部分,并通过非导磁材料将这两种调磁部分结合为一体,使之成为一种具有“和”调制效应与“和”调制效应为一体的和差双调制调磁环,故而在工作时能起到调制增强的效果。高、低速转子均采用辐条式永磁体,充磁方向为切向充磁,通过这种布置形式可以提高轴向磁通密度的峰值,改善磁通密度波形的正弦度,从而提高输出转矩。

具有“和”调制效应与“差”调制效应为一体的和差双调制调磁环的结构如图3所示。通过将两种调制效应的调制部分集成到一个单一部件中,减少了多调磁环或复杂耦合结构的装配步骤,只需要简单地安装到磁齿轮的固定部位即可。和差双调制调磁环的轴向调磁部分与传统的一致,其调磁环弧度与非导磁区占比相等,即θ_s=θ_e。并通过非导磁材料与轴向调磁环连接。和差双调制调磁环的引入,使得磁齿轮具备双磁通调制效应,使在轴向和周向方向的漏磁通转化为有用谐波以达到不增加永磁体用量的情况下增大磁齿轮能够传递的最大转矩。另外,该结构有两种气隙磁场,在高、低速转子与具有“差”调制效应的周向调磁环形成了一个周向气隙,与具有“和”调制效应的轴向调磁环形成了一个轴向气隙。该调磁环可以同时利用“和”调制与“差”调制产生的有效工作谐波,来调制高、低速转子与调磁环之间的两种气隙磁场,进而增强磁场调制效果与转矩性能。高、低速转子通过与这两种气隙的耦合,实现了转矩的传递与能量的转换。

1.2 调制增强工作机理

轴向磁齿轮的转矩传递是通过气隙中磁通密度的调制与相互作用实现的。所提出的 MSMRD-AMG通过在气隙中引入和差双调制磁环,实现了对气隙磁场的增强调制。通过气隙相对磁导率法,分析所提出的MSMRD-AMG中的磁通谐波。

如图4所示,假设忽略永磁体的谐波磁动势并固定调磁环,对气隙上任意一点位置处的转子永磁体经过和差双调制调磁环进行“和”调制时,基于泊松方程和拉普拉斯方程,永磁转子在气隙中产生的磁感应强度的分布表达式为

(1)

$\begin{array}{l}\mathit{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{r}}=\mathit{a}\mathit{\text{'}}{}_{0}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\left[{\mathit{P}}_{1}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{1}\mathit{t})+{\mathit{P}}_{1}{\mathit{\theta }}_{0}]+\\ \stackrel{+\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{m}=1}}\stackrel{\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{k}=\pm 1}}{\mathit{a}}_{\mathit{m}\mathit{k}}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\left[{\mathit{P}}_{2}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{2}\mathit{t})+\mathit{m}{\mathit{P}}_{2}{\mathit{\theta }}_{0}]\end{array}$

(2)

$\begin{array}{l}\mathit{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{\theta }}=\mathit{b}\mathit{\text{'}}{}_{0}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\left[{\mathit{P}}_{1}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{1}\mathit{t})+{\mathit{P}}_{1}{\mathit{\theta }}_{0}]+\\ \stackrel{+\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{m}=1}}\stackrel{\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{k}=\pm 1}}{\mathit{b}}_{\mathit{m}\mathit{k}}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\left[{\mathit{P}}_{2}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{2}\mathit{t})+\mathit{m}{\mathit{P}}_{2}{\mathit{\theta }}_{0}]\end{array}$

式中:B'_r、B'_θ分别为“和”调制效应下的轴向和切向方向的气隙磁通密度;a'₀、a_mk、b'₀、b_mk均为傅里叶系数的常数项;θ、θ₀分别为高速转子的空间位置角和初始位置角;ω₁、ω₂分别为其对应着低速转子与高速转子的角速度。

此时的“和调制”可理解为磁场空间谐波叠加效应,即通过调磁环使得高速与低速转子的谐波磁场在气隙中相位叠加,产生增强的磁场谐波分量,从而提高磁链耦合能力。

同样的,气隙上任意一点位置处的转子永磁体经过和差双调制调磁环的“差”调制时,气隙中产生的磁感应强度的分布表达式为

(3)

$\begin{array}{l}\mathit{B}″{}_{\mathrm{r}}=\mathit{a}\mathit{\text{'}}{}_{0}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\left[{\mathit{P}}_{1}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{1}\mathit{t})+{\mathit{P}}_{1}{\mathit{\theta }}_{0}]+\\ \stackrel{+\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{m}=1}}\stackrel{\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{k}=\pm 1}}{\mathit{a}}_{\mathit{m}\mathit{k}}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\left[{\mathit{P}}_{3}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{3}\mathit{t})-\mathit{m}{\mathit{P}}_{3}{\mathit{\theta }}_{0}]\end{array}$

(4)

$\begin{array}{l}\mathit{B}″{}_{\mathrm{\theta }}=\mathit{b}\mathit{\text{'}}{}_{0}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\left[{\mathit{P}}_{1}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{1}\mathit{t})+{\mathit{P}}_{1}{\mathit{\theta }}_{0}]+\\ \stackrel{+\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{m}=1}}\stackrel{\mathit{\infty }}{\sum _{\mathit{k}=\pm 1}}{\mathit{b}}_{\mathit{m}\mathit{k}}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\left[{\mathit{P}}_{3}\right(\mathit{\theta }-{\mathit{\omega }}_{3}\mathit{t})-\mathit{m}{\mathit{P}}_{3}{\mathit{\theta }}_{0}]\end{array}$

式中:B″_r、B″_θ分别为“差”调制效应下的轴向和切向方向的磁感应强度。

此时调磁环对磁场的作用相当于将高、低速转子的磁势波相位抵消或反向叠加,产生与“和调制”独立的另一组有效谐波分量。

根据叠加原理,由于“和”调制与“差”调制的效应是线性独立的,在复合效果下的磁感应强度可以通过将两种效应下的磁感应强度向量相加来获得。因此,经过“和差”复合调制效应之后,转子永磁体磁场产生的磁感应强度为

(5)

${\mathit{B}}_{\mathrm{r}}=\mathit{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{r}}+\mathit{B}″{}_{\mathrm{r}}$

(6)

${\mathit{B}}_{\mathrm{\theta }}=\mathit{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{\theta }}+\mathit{B}″{}_{\mathrm{\theta }}$

式中:B_r、B_θ分别为和差双调制效应下的轴向和切向磁感应强度。

根据麦克斯韦张量法可得,可以分别求出在“和”调制效应下、“差”调制效应下以及“和差”双调制效应下,转子上产生的力矩分别为

(7)

${\mathit{T}}_{\mathrm{m}1}=\frac{{\mathit{L}}_{\mathrm{e}\mathrm{f}}{\mathit{R}}^{2}}{{\mathit{\mu }}_{0}}{\int }_{0}^{2\mathrm{\pi }}\mathit{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{r}}\mathit{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{\theta }}\mathrm{d}\mathit{\theta }$

(8)

${\mathit{T}}_{\mathrm{m}2}=\frac{{\mathit{L}}_{\mathrm{e}\mathrm{f}}{\mathit{R}}^{2}}{{\mathit{\mu }}_{0}}{\int }_{0}^{2\mathrm{\pi }}\mathit{B}″{}_{\mathrm{r}}\mathit{B}″{}_{\mathrm{\theta }}\mathrm{d}\mathit{\theta }$

(9)

$\begin{array}{l}{\mathit{T}}_{\mathrm{m}3}=\frac{{\mathit{L}}_{\mathrm{e}\mathrm{f}}{\mathit{R}}^{2}}{{\mathit{\mu }}_{0}}{\int }_{0}^{2\mathrm{\pi }}{\mathit{B}}_{\mathrm{r}}{\mathit{B}}_{\mathrm{\theta }}\mathrm{d}\mathit{\theta }\\ =\frac{{\mathit{L}}_{\mathrm{e}\mathrm{f}}{\mathit{R}}^{2}}{{\mathit{\mu }}_{0}}{\int }_{0}^{2\mathrm{\pi }}(\mathrm{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{r}}+\mathrm{B}″{}_{\mathrm{r}}\left)\right(\mathrm{B}\mathit{\text{'}}{}_{\mathrm{\theta }}+\mathrm{B}″{}_{\mathrm{\theta }})\mathit{d}\mathrm{\theta }\end{array}$

式中:T_m1、T_m2、T_m3分别为在“和”调制效应下、“差”调制效应下、“和差”双调制效应下永磁转子上产生的磁力矩。

对式(7)~式(9)进行比较分析可知,在轴向长度、气隙半径和真空磁导率相同的情况下,显然有

${\mathit{T}}_{\mathrm{m}3}>{\mathit{T}}_{\mathrm{m}1}\mathit{、}{\mathit{T}}_{\mathrm{m}3}>{\mathit{T}}_{\mathrm{m}2},$

这表明单环和差双调制能够显著增强磁场的调制效应。

为了保证磁通稳定传递并实现谐波磁场有效耦合,调磁环的调制极数 N_s、N_d需满足

(10)

${\mathit{P}}_{1}+{\mathit{P}}_{2}={\mathit{N}}_{\mathrm{s}}$

(11)

${\mathit{P}}_{1}-{\mathit{P}}_{2}={\mathit{N}}_{\mathrm{d}}$

式中:N_s、N_d 分别为和调制与差调制调磁环个数;P₁和P₂分别为低速转子和高速转子的磁极对数。

因此转子之间的传动比可表示为

(12)

$\mathit{G}=\frac{{\mathit{w}}_{2}}{{\mathit{w}}_{1}}=-\frac{{\mathit{P}}_{1}}{{\mathit{P}}_{2}}=\frac{{\mathit{T}}_{1}}{{\mathit{T}}_{2}}$

式(12)中:T₁和T₂分别为低速转子和高速转子传递的转矩。

2 和差双调制调磁环设计

和差双调制调磁环是实现磁齿轮中“和调制”与“差调制”功能一体化的关键部件,其设计直接影响磁场的调制性能和转矩输出特性。为确保调磁环的设计能够充分满足目标性能需求,从影响调磁环结构参数进行参数优化。

磁齿轮参数如表1所示,通过有限元仿真分析法对磁齿轮进行分析。设置磁齿轮工作在额定工况下,高速转子旋向为顺时针旋转,转速为600 r/min,低速转子旋向为逆时针旋转,转速为160 r/min,可以得到MSMRD-AMG的稳态转矩。MSMRD-AMG的转矩能力可以用稳态转矩的平均值来表示。

对于MSMRD-AMG来说,调磁环宽度θ_m和调磁环厚度W都会影响气隙磁密,从而影响输出转矩。通过参数化扫描,保持其他参数不变,只改变θ_m和W,可以得到所能传递的低速转子的平均转矩T_avg如图5所示。

从图5可以看出,T_avg随着W参数值的增加而提高,当达到3.5 mm时,T_avg达到了最大。同样的当W取值为5.5°时,T_avg达到了最大。故最大转矩输出点为W=3.5 mm,θ_m=5.5°处,最大的输出平均转矩T_avg为51.9 N·m。

3 有限元仿真及其对比

为了证明所提结构的优越性,本节通过对所提MSMRD-AMG模型与传统AMG进行定量性能比较。为了进行公平的比较,除了调磁环外,所提出的MSMRD-AMG与传统的AMG具有相同的尺寸与永磁体的体积,其他关键参数如表2所示。

3.1 磁场分析

图6为单一调制效应的传统AMG的磁通分布图,可以看出,磁力线仅在高、低速转子上的永磁体和夹在中间的调磁环之间传递,通过磁力的耦合从而在内部气隙中产生谐波,进行能量传递。然而这种传递方式单一,只存在轴向磁通路径,轴向与切向的磁路很难封闭。同时可以明显看出永磁转子出现不通过调磁环而产生的自我耦合,而这些磁通并不会对转矩产生贡献,工作时这部分的磁通一般称之为漏磁通。同时在铁轭上也存在较大的漏磁通,这些漏磁通会导致永磁体利用率较低,损失了一部分的输出转矩。

图7显示了具有调制增强效应的MSMRD-AMG的磁通分布图,可以看出,磁力线在高、低速转子上的永磁体能通过调磁环同时在轴向和周向之间传递。不仅具有轴向的磁通,还存在横向磁通路径,在磁通传递过程中存在两种磁通路径,使得磁齿轮具备双磁通调制效应,能增强调磁环的磁场调制效果。然而,所提结构依旧存在端部漏磁现象,这是磁力传动过程中不可避免的。与传统的AMG相比,所提出的MSMRD-AMG能够更有效地利用永磁体,将轴向和周向方向的漏磁通转化为有用谐波以达到不增加永磁体用量的情况下增大磁齿轮能够传递的最大转矩。

3.2 气隙磁通密度分析

分析磁齿轮的气隙磁通密度有助于更好地了解磁齿轮在传递过程的磁通利用情况,气隙中磁场的分布情况是评估磁性齿轮转矩传递性能的重要前提。图8和图9展示了低速侧与高速侧气隙中所提出的MSMRD-AMG与传统轴向AMG的轴向气隙磁通密度波形。图8可以看出低速侧气隙磁通密度主要工作谐波为4次和15次,其谐波次数正好和高速、低速转子的永磁体磁极对数相等。提出的MSMRD-AMG的磁通密度波形相比于传统AMG更接近正弦,通过对气隙磁通密度进行傅里叶分解,可以得到各次谐波磁场的幅值。传统AMG和MSMRD-AMG的第15次谐波磁场的幅值分别为0.9 T和1.1 T,第4次谐波磁场的幅值分别为0.3 T和0.5 T,故SDM-CMG的有效谐波幅值明显高于传统AMG。这可以表明MSMRD-AMG的低速侧气隙磁场强度高于传统CMG,它们幅值的提升有利于转矩的传递。

图9可以看出高速侧气隙磁通密度主要工作谐波为4次和15次,其谐波次数正好和高速、低速转子的永磁体磁极对数相等。通过对气隙磁通密度进行傅里叶分解,传统AMG和提出的MSMRD-AMG的第4次谐波磁场的幅值分别为0.95 T和0.84 T,第15次谐波磁场的幅值分别为0.1 T和0.15 T。可以看出所提出的MSMRD-AMG的第4次有效谐波幅值低于传统AMG。这是由于提出的MSMRD-AMG通过和差双调制调磁环的轴向气隙的磁场被分摊到周向气隙导致。除了以上有效谐波磁场外还存在第12次、第20次和第23次有效的谐波磁场,它们的谐波磁场的增强也均有利于转矩的传递。

所提出的MSMRD-AMG存在两种磁通路径,除上述轴向的气隙磁场外,还存在周向气隙磁场。图10展示了低速侧与高速侧气隙中MSMRD-AMG的周向气隙磁通密度波形。可以看出高速侧气隙磁通密度谐波主要含有4次,低速侧气隙磁通密度谐波主要含有15次。其谐波次数正好和高速、低速转子的永磁体磁极对数相等。通过对气隙磁通密度进行傅里叶分解,所提出的MSMRD-AMG的第4次谐波磁场的幅值为0.19 T,第15次谐波磁场的幅值分别为0.4 T。相比于传统AMG而言,所提出的MSMRD-AMG能有效增强磁场调制效果,将轴向和周向方向的漏磁通转化为有用谐波,使得在不增加永磁体用量的条件下,提高磁齿轮的转矩性能。

3.3 稳态转矩分析

在分析磁齿轮转矩性能时,也需要分析其转矩脉动。过大的转矩脉动会导致机械系统的周期性振动,加剧疲劳损伤,从而减少设备寿命。为此,定义k_rip为转矩脉动系数以表示转矩脉动,具体公式为

(13)

${\mathit{k}}_{\mathrm{r}\mathrm{i}\mathrm{p}}=\frac{{\mathit{T}}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}-{\mathit{T}}_{\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{n}}}{{\mathit{T}}_{\mathrm{a}\mathrm{v}\mathrm{e}}}\times 100\mathrm{\%}$

式(13)中:T_max为最大输出转矩;T_min为最小输出转矩;T_ave为平均输出转矩。

图11为MSMRD-AMG和AMG的高速转子和低速转子的输出转矩图。表3列出AMG和MSMRD-AMG转矩性能对比,从表3可知,MSMRD-AMG的低速转子的平均输出转矩T_avg相比于AMG,从40 N·m提高到了51.9 N·m,提升了5.5 N·m,转矩性能提升了29.8%。MSMRD-AMG的高速转子的平均输出转矩T_avg相比于AMG从-10.4 N·m提高到了-12.7 N·m,提升了61.96 N·m,转矩性能提升了22.1%。然而,MSMRD-AMG的整体转矩脉动略大于AMG。这是由于有两个磁通路径,工作谐波叠加的过程中产生的谐波并不完全同步,磁通密度在气隙中出现叠加干扰。

4 基于Halbach改进的聚磁式MSMRD-AMG转矩波动抑制

通过运用Halbach阵列的同轴磁齿轮可以有效改善磁通分布,达到减小转矩波动的效果^[28]。在所提结构中,可以采用基于Halbach对其永磁体的排列方式改进为聚磁式结构,图12所示为聚磁式MSMRD-AMG结构的高、低速转子的径向剖面图。

图13所示为改进后的聚磁式MSMRD-AMG结构图,除了在铁轭上面添加径向充磁的永磁体以外,其他的结构尺寸均保持不变。通过对MSMRD-AMG的径向充磁的永磁体高度H进行参数化扫描,可以得到如图14所示随着永磁体高度变化的转矩波形图。从图14可以看出,当H=3 mm或者H=1 mm时,分别对应着高速转子或者低速转子的转矩波动最低,然而当H=1 mm时,平均转矩T_avg却减少了,故取永磁体高度H为3 mm。

通过有限元仿真分析得到如图15所示的稳态输出转矩波形图,可以得到基于Halbach改进的聚磁式MSMRD-AMG和改善前的MSMRD-AMG的转矩性能对比。表4列出两者的转矩性能数据,从表4中可知,聚磁式MSMRD-AMG的低速转子的转矩波动K_rip相比于改善前的MSMRD-AMG,从14.1%下降到10.1%,下降了4%。高速转子的转矩波动K_rip相比于改善前的MSMRD-AMG,从30%下降到28.4%,下降了1.6%。说明基于Halbach改进的聚磁式SDM-CMG可以有效降低转矩波动。

5 结论

针对传统轴向磁齿轮(AMG)在磁场调制能力、端部漏磁、转矩性能及装配复杂性方面的不足,提出了一种调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮(MSMRD-AMG)。该新型结构通过构建共存多磁路拓扑,并利用单一调制磁环同时产生“和调制”与“差调制”谐波,在不增加结构复杂度的情况下显著提升气隙磁通密度和有效谐波,降低局部磁饱和影响,从而提高磁场调制效率和转矩性能,并增强永磁体的利用率。同时,结合Halbach永磁阵列进行联合优化,实现了更高的磁耦合效率与更低的转矩波动。

(1)AMG相比,MSMRD-AMG的低速转子平均转矩提升29.8%,高速转子平均转矩提升22.1%。

(2)基于Halbach阵列优化的聚磁式MSMRD-AMG进一步将低速转子和高速转子的转矩波动分别降低至10.1%和28.4%,有效提升了系统的稳定性。

(3)通过有限元仿真分析,验证了所提结构在漏磁通转化、谐波增强及转矩传递能力方面的显著优势。

所提出的调制增强型单调磁环双调制轴向磁齿轮(MSMRD-AMG),为磁齿轮在风能、潮汐能等绿色能源领域的高效化与低成本应用提供了创新性解决方案。研究不仅验证了该结构在性能优化方面的显著优势,也为未来磁性传动系统的设计提供了坚实的理论基础和技术支撑,展现了其在绿色能源传动领域广阔的发展前景。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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