KR102393551B1 - 슬리브 로터 동기식 자기 저항 전동기 - Google Patents

슬리브 로터 동기식 자기 저항 전동기 Download PDF

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Abstract

일부 실시예에 따르면, 동기식 자기 저항 기계가 개시된다. 기계는, 스테이터; 스테이터 내부에 배치되며 그리고 스테이터에 대해 회전하도록 구성되는 로터; 및 로터 둘레에 원주 방향으로 배치되는 슬리브를 포함한다.

Description

슬리브 로터 동기식 자기 저항 전동기{SLEEVE ROTOR SYNCHRONOUS RELUCTANCE ELECTRIC MACHINE}
연방 후원 연구 또는 개발에 관한 진술
본 발명은, 미국 에너지부에 의해 부여된 등록 번호 제DE-EE0005573로에 따른 정부의 지원으로 이루어졌다. 정부는 본 발명에서 특정 권리를 갖는다.
관련 출원의 상호 참조
본 출원은, 그 전체가 본 명세서에 참조로 통합되는, 2016년 04월 25일 출원된, 미국 가출원번호 제62/327,043호에 대한 우선권을 주장한다.
본 발명은 일반적으로 전동기에 관한 것으로, 더욱 구체적으로, 복합재료 슬리브에 의해 구속되는 로터를 활용하는 동기식 자기 저항 전동기 토폴로지(topology)에 관한 것이다.
고속 고출력 밀도 전동기들이, 견인 모터 적용들에 본질적이다. 최대의 단위 체적당 출력을 얻기 위해, 영구 자석 전동기는 전형적으로, 그들의 많은 바람직한 속성을 위해 사용된다. 내부 영구 자석(IPM) 기계들이 경량 하이브리드/전기 차량(HEV/EV)에서의 견인 모터들에 대한 1차적 후보였던 가운데, 자석의 가격 및 이용 가능성이 우려의 원인이었다. 전형적으로 이러한 모터들은, 네오디뮴(Nd)과 같은 가벼운 희토류 재료들뿐만 아니라 디스프로슘(Dy)과 같은 무거운 희토류 재료들 양자 모두를 함유하는, 네오디뮴 철 붕소(NdFeB) 영구 자석들을 사용한다. 이러한 희토류 자석들을 사용하는 측면에서 핵심 위험들 중 하나는, 지난 몇 년에 걸친 그들의 가격에 관한 상당한 변동/증가이다. 다량의 이러한 자석을 사용하는 견인 적용들뿐만 아니라 풍력 발전기들은, 이러한 변동에 의해 가장 많이 영향을 받았다. 성능을 희생하지 않고 희토류 재료들의 사용을 감소시키거나 또는 제거하기 위한 지속적인 세계적 노력이 존재해 왔다. 희토류 재료의 제거의 일환으로, 유도, 스위칭된 자기 저항 및 동기식 자기 저항과 같은 통상적인 토폴로지들이 대안으로서 고려되고 있다.
동기식 자기 저항 기계들은, 그들의 부드럽고 단순한 수동형 로터 구조물(즉 자석들 또는 코일들과 같은 자속 여기 구조물들의 부재), 유도 모터들에 대해 필적하는 출력 밀도, 낮은 로터 손실, 자석들의 부재, 및 단순한 제어로 인해, 특히 매력적이다. 이러한 구성에서의 자석들의 부재는, 희토류 재료 가격의 변동성 때문에, 특히 매력적이다. 부가적으로, 자기소거 또는 제어되지 않은 역-기전력 생성의 위험(모터의 역-기전력이 DC 연결 전압을 초과함)이 제거된다. 동기식 자기 저항 기계의 핵심 단점들이, 낮은 역률 및 전형적으로 제한된 일정 출력 대 속도 비(CPSR)이다. 이는 주로, 특히 고속 기계들 내의, 브리지들 및/또는 중심 포스트들의 존재로 인한 것이다. 도 1은, 브리지들(12) 및 중심 포스트들(14)을 갖는 통상적인 동기식 자기 저항 기계(10)를 도시한다. 브리지들(12) 및 중심 포스트들(14)은, 동기식 자기 저항 기계(10) 내에서 누설 자속을 증가시키는 경로를 제공한다. 이러한 누설 자속은 제공되는 전자기적 토크에 부가되지 않기 때문에, 누설 자속의 손실은, 기계(10)의 토크를 그리고 그에 따라 역률을 감소시킨다. 부가적으로, 누설 자속으로부터의 인덕턴스는, 기계 전압에 부가되어, 토크 생성을 위해 이용 가능한 전압을 제한하도록 한다. 전압의 제한은, 브리지(12) 및 중심 포스트들(14)의 존재가, 토크 생성에 이용 가능한 전압을 감소시키며 그리고 출력 토크의 급격한 강하, 즉 낮은 일정 출력 대 속도 비(CPSR)로 이어지는, 고속 운전에서 특히 문제가 된다.
큰 로터 직경을 갖는 고속 동기식 자기 저항 기계들은, 강건한 물리적 유지력을 요구한다. 통상적인 동기식 자기 저항 기계(10)는, 로터가 기계(10)의 공기-간극 내로 변형되는 것을 방지하기 위해, 물리적 특징부들에 의해 구속되어야만 하는, 로터를 통한 자속 경로들에 의존한다. 이러한 구속 특징부들은 전형적으로, 브리지들(12) 및 중심 포스트들(14)의 형태의 로터 적층체들의 구성으로 구축된다. 속도가 더 높아지고 로터 직경이 더 커질수록, 브리지들(12) 및 중심 포스트들(14)이 더 두꺼워질 필요가 있다. 이러한 특징부들이 더 두꺼워지면, 기계(10)의 성능 능력이 더 낮아진다. 통상적인 동기식 자기 저항 기계(10)의 성능은 전형적으로, 회전하는 로터 구조물의 기계적 제한 때문에, 특히 고속 적용에서, 영구 자석 버전들처럼 우수하지 않다.
따라서, 고속 운전에 적당할 뿐만 아니라 중심 포스트들에 대한 필요가 완화되는 동기식 자기 저항 전동기에 대한 필요가 존재한다. 중심 포스트들을 감소시키는 것은, 토크 맥동 및 로터 손실을 감소시킬 뿐만 아니라, 중심 포스트들 내의 누설 경로들의 문제점을 상당이 완화한다.
일부 실시예에 따르면, 동기식 자기 저항 기계가 개시된다. 기계는, 스테이터; 스테이터 내부에 배치되며 그리고 스테이터에 대해 회전하도록 구성되는 로터; 및 로터 둘레에 원주 방향으로 배치되는 슬리브를 포함한다.
일부 실시예에 따르면, 견인 모터가 개시된다. 견인 모터는, 스테이터; 스테이터 내부에 배치되며 그리고 스테이터에 대해 회전하도록 구성되는 동기식 자기 저항 로터; 및 로터 둘레에 원주 방향으로 구속되는 슬리브를 포함한다.
다양한 다른 특징들 및 이점들이, 뒤따르는 상세한 설명 및 도면으로부터 명백해질 것이다.
본 발명의 이점들이 쉽게 이해되도록 하기 위해, 이상에 간단히 설명된 본 발명에 대한 더욱 구체적인 설명이, 첨부 도면에 예시되는 특정 실시예들을 참조하여 제시될 것이다. 이러한 도면들이 본 발명의 단지 예시적인 실시예를 도시하며 그리고 그에 따라 본 발명의 범위를 제한하는 것으로 고려되지 않는다는 점을 이해하는 가운데, 본 발명은, 첨부 도면의 사용을 통해 부가적인 구체성 및 상세와 더불어 설명되고 표현될 것이다.
도 1은 통상적인 동기식 자기 저항 전동기이고;
도 2는 본 발명의 실시예에 따른 동기식 자기 저항 전동기의 단면도이며;
도 3은 본 발명의 실시예에 따른 동기식 로터의 단면도이고;
도 4는 본 발명의 실시예에 따른 공기-간극 반경에 대한 공기-간극 두께 함수의 그래프이며;
도 5는 본 발명의 실시예에 따른 2개의 공기-간극 함수의 최적화된 구성의 질량에 대한 그래프이고;
도 6은 본 발명의 실시예에 따른 2개의 공기-간극 함수의 최적화된 구성의 스택 길이(stack length)에 대한 그래프이며;
도 7은 본 발명의 실시예에 따른 공기-간극 반경에 대한 2개의 공기-간극 함수의 최적화된 구성에 의해 최고 속도에서 달성 가능한 출력에 대한 그래프이고;
도 8은 본 발명의 실시예에 따른 공기-간극 함수들의 최적화된 구성에 의해 최고 속도에서 달성 가능한 최대 출력에서의 효율에 대한 그래프이며;
도 9는 본 발명의 실시예에 따른 피크 토크 여기에 대한 도면이고;
도 10은 본 발명의 실시예에 따른 피크 토크 여기 하에서의 공기-간극 자속 밀도에 대한 그래프이며;
도 11은 본 발명의 실시예에 따른 피크 토크 여기 하에서의 반경 방향 및 법선 방향 공기-간극 자속 밀도 고조파에 대한 그래프이고;
도 12는 본 발명의 실시예에 따른 정격 조건 하에서의 출력, 전류, 토크 및 전압에 대한 그래프이며;
도 13은 본 발명의 실시예에 따른 정격 출력 대 속도를 비교하는 그래프이고;
도 14는 본 발명의 실시예에 따른 정격 출력에서의 철극성(saliency) 대 속도를 비교하는 그래프이며;
도 15는 본 발명의 실시예에 따른 정격 출력에서의 VLLRMS 대 속도를 비교하는 그래프이고;
도 16은 본 발명의 실시예에 따른 피크 토크 여기에서의 반경 방향 및 법선 방향 공기-간극 자속 밀도를 비교하는 그래프이며;
도 17은 본 발명의 실시예에 따른 피크 토크 여기 하에서의 반경 방향 및 법선 방향 공기-간극 자속 밀도 고조파를 비교하는 그래프이고;
도 18은 본 발명의 실시예에 따른 정격 출력에서의 효율 대 속도를 비교하는 그래프이며;
도 19는 본 발명의 실시예에 따른 토크 맥동을 보여주는 피크 토크 대 시간을 비교하는 그래프이고;
도 20은 본 발명의 실시예에 따른 출력 성능 대 속도를 비교하는 그래프이며;
도 21은 본 발명의 실시예에 따른 동기식 로터의 단면도이며; 그리고
도 22는 본 발명의 실시예에 따른 슬리브 권선 설치를 예시하는 도면이다.
다양한 실시예에 따르면, 기계적 성능을 저하시키는 전형적인 기계적 유지 특징부들의 제거를 가능하게 하는, 복합재료 슬리브에 의해 구속되는 로터를 활용하는, 동기식 자기 저항 전동기 토폴로지가, 여기에서 개시된다. 외주 복합재료 슬리브를 사용하여 로터 특징부를 기계적으로 구속함에 의해, 중심 포스트들이 구성으로부터 제거되며 그리고 브리지 크기가 최소화된다. 이러한 특징부들이 감소될 때, 자속은 실질적으로 단지 의도된 경로들을 통해서만 전달되며, 그리고 기계 성능이 증가하게 된다. 이러한 슬리브를 갖는 구성과 더불어, 더 높은 효율 및 토크 생성이 달성될 수 있다.
도 2는 본 발명의 실시예에 따른 동기식 자기 저항 전동기(20)의 단면도를 도시한다. 기계는, 스테이터 요크(24) 및 복수의 스테이터 톱니(26)를 포함하는, 스테이터(22)를 포함한다. 권선들(28)이 스테이터 톱니들(26) 둘레에 감기게 된다. 일 실시예에서, 권선들(28)은, 단편적 슬롯(fractional slot) 집중 권선들이다. 직경 방향으로 대향하는 각 쌍의 스테이터 톱니들(26)은, 동기식 자기 저항 기계(20)의 독립적 상 권선을 형성하기 위해, 직렬 또는 병렬로 연결된다. 예시적 실시예에서, 동기식 자기 저항 기계(20)는, 3상 권선을 구비한다.
동기식 자기 저항 기계(20)는 또한, 로터 코어(32)를 구비하며 그리고 스테이터(22)와 동심인, 로터(30)를 포함한다. 로터 코어(32)는, 서로의 상부에 배치되는 복수의 적층 시트를 포함할 수 있으며, 또는 단일 부재로 형성될 수 있을 것이다. 로터(30)는 또한, 단일 재료로 형성되며 그리고 선택적으로, 동기식 구성요소 자기 저항 토크를 향상시키도록 그리고 권선들(28)에 의해 형성되는 자속의 바람직하지 않은 고조파 성분의 기여를 감소시키도록 형성되는, 복수의 강자성 구역 및 비-강자성 구역을 포함하는, 로터 폴들(34)을 포함한다. 동기식 자기 저항 기계(20)는, 로터 톱니들 상에 권선들을 구비하지 않는 것 및 로터 톱니들 또는 스테이터 톱니들 내에 내장되는 영구 자석들을 구비하지 않는 것에 의해, 영구 자석 기계와 구별된다.
도 3은 본 발명의 실시예에 따른 동기식 자기 저항 기계(20)의 단면도를 도시한다. 슬리브(36)가, 전동기(20)의 로터(30)의 외주 둘레에 감기게 된다. 슬리브(36)는, 부가적인 전자기적 손실을 초래하지 않도록 하기 위해, 경량이고, 금속 재료보다 수배 더 강하며, 비-자성이다.
기계(20)의 로터(30) 둘레에 슬리브(36)를 배치하는 것은, 기계(20)의 전자기적 공기 간극을 증가시키며, 이는 전자기적 토크 성능을 낮춘다. 그러나, 슬리브(36)를 포함하는 것은, 기계(20)가 더 큰 직경으로 구성되는 것 및 더 높은 속도로 회전하는 것을 가능하게 하여, 우수한 토크 생성 및 높은 출력을 가능하게 한다. 더 큰 로터(30) 및 더 높은 회전 속도로부터의 성능의 이득은, 공기 간극을 증가시킴으로 인한 토크 성능 저하보다 더 크다. 이러한 속성은 또한, 기계(20)의 질량이 작아져, 견인 적용을 위한 적절한 맞춤을 허용한다. 기계(20)의 성능은, 비싼 재료들을 사용하는 영구 자석 기계와 경쟁할 수 있다.
슬리브(36)는, HexTow IM7과 같은 탄소 섬유 또는 인코넬(Inconel)과 같은 고강도 전도성 비자성 재료로 이루어질 수 있다. 탄소 섬유의 사용은, 로터 손실을 감소시키는데 효과적이지만, 비교적 낮은 열 전도성을 구비한다. 다른 한편, 인코넬과 같은 전도성 재료들은, 더 높은 슬리브 손실을 감수하고, 열적 우려를 제거할 수 있다. 로터 슬리브(36)에 안정성 및 강성을 부가하기 위해, 중간 섬유 층이, 90/10 배치 형태로서 언급되는, 원주 방향으로 배열되는 9개의 층마다 매번 축 방향으로 배열될 수 있다.
전자기적 분석을 위해, 슬리브 두께 자체가, 공기-간극 반경 및 로터 팁 속도(외측 반경에서의 법선 속도)의 함수일 수 있을 것이다. 유효 공기-간극 두께는, 슬리브 두께 및 물리적 공기-간극의 합계와 동등하다. 반경이 더 작으면, 슬리브 두께는 더 작을 수 있으며, 이는 자기 저항에 유익한 반면, 반경이 더 크면, 슬리브 두께는, 더 높은 원심력에 대해 보상하기 위해 증가되어야만 한다. 이는, 더 큰 반경에서의 증가된 토크 밀도에 관한 역효과를 갖는다. 슬리브(36)가 더 두꺼워지면, 로터(30) 및 스테이터(22)의 전자기적 부분들 사이의 간극이 더 커지며, 이는 자기 회로의 자기 저항을 증가시키며 그리고 토크 용량을 감소시킨다.
따라서, 개시된 동기식 자기 저항 기계(20)의 실시예가, 아래에 나타난 표 1에서의 요건에 따라, 피크 출력에서의 토크 밀도에 대해 최적화될 수 있을 것이다. 동시에, 기계(20)는 또한, 30 kW의 연속적 출력을 만족시키기 위해, 14,000 rpm의 최고 속도에서 최대 출력을 제공할 필요가 있다.
파라미터/미터법 값
2800 r/min에서의 피크 출력 55 kW
최고 속도 14000 r/min
연속적 출력 30 kW
전체 기계에 대한 질량 출력 밀도 >1.6 kW/kg
전체 기계에 대한 체적 출력 밀도 >5.67 kW/l
일정 출력 대 속도 비 5:1
최대 상 전류 400 Arms
2800 r/min에서의 피크 라인 대 라인 역-기전력 600 V
최고 속도까지의 20% 정격 토크에서의 효율 >95%
최적의 발전된 견인 모터 요건 요약
적어도 2개의 상이한 공기-간극 두께 함수가, 슬리브 재료에 대한 2가지 선택[(a) 탄소 섬유(공기-간극 함수 1) 및 (b) 인코넬(공기-간극 함수 2)]을 반영하기 위해, 동기식 자기 저항 기계(20)에 대해 고려될 수 있을 것이다. 기계적 관점에서, 슬리브 두께는, 인장 강도의 차이로 인해, 두 재료 사이에서 상이할 수 있다. 이러한 공기-간극 함수들은 각각, 로터 외측 반경의 함수로서, 기계(20) 내의 유효 공기-간극 사이의 관계를 제공한다. 공기-간극 함수가, 전자기적 성능에 일차적 기계적 효과를 포함시키는 효과적인 방법으로 보인다. 슬리브(36)가 최저 반경에서 필요하지 않으며 그리고 0.5 mm의 최소 공기-간극 두께가 필요하다는 가정과 더불어, 공기-간극 두께들 중 하나는, 최소 반경에서 0.5 mm의 값에 접근하는 가운데, 다른 함수는 0.75 mm에 접근한다. 부가적으로, 공기-간극 함수들은 각각, 적층체의 원심력의 증가에 따라 공기-간극 두께와 이차적 관계를 갖는다. 2가지 상이한 슬리브 재료, 즉 인코넬 및 탄소 섬유는, 2개의 공기 간극 함수에 대응한다.
선택된 유효 공기-간극(슬리브 + 물리적 공기-간극) 함수들이 도 4에 도시된다. 이러한 공기-간극 두께 함수는, 슬리브 두께 제곱 대 로터 반경을 보여주는 원심력의 일차적 영향을 포착한다. 기계적 유지의 문제점이 복잡한 것이기 때문에, 이러한 두께 함수는, 정확한 로터 형상을 설명하지 않으며 그리고 단지 전자기적 최적화를 위해 사용될 함수만을 나타낸다. 기계(20)는, 피크 토크 상태들 하에서의 토크 밀도에 대한 각각의 작동 지점에서 최적화된다. 단순화를 위해, 포스트 및 브리지들이 구성에서 제거된다. 스테이터(22)는, 60개의 슬롯을 포함하는 통상적인 2-슬롯/폴/상 스테이터(22)인 가운데, 로터(30)는 10개의 폴(34)을 구비한다. 통상적인 동기식 자기 저항 로터에 대한 비교를 위해, 폴 및 슬롯 개수가, 개별적으로, 10개 및 60개로 고정된다. 최적화된 구성들의 질량들 및 스택 길이들이, 개별적으로, 도 5 및 도 6에 도시된다. 흥미롭게도, 최적 조건은, 2개의 지점, 즉 90 mm 및 60 mm에서 발생하는 것으로 확인된다. 그러나, 80, 90 및 100 mm의 구성들은, 도 7에 도시된 바와 같이, 최고 속도에서 30 kW에 가까운 출력을 생성할 수 있다. 낮은 공기-간극 반경들을 갖는 기계들은, 축 방향으로 매우 길게 되며 그리고 최고 속도에서 필요한 출력을 생성하는 것에 관해 불리하다.
도 8에 도시된 최고 속도에서 30 kW의 연속적 출력 하에서의 총 효율은, 80 mm 초과 100 mm까지의 구성들이 최상의 성능을 구비한다는 것을 지시한다. 낮은 반경 구성들은, 필수적인 30 kW를 생성할 수 없으며 그리고 따라서 효율은, 더 높은 달성 가능 출력으로 인해 80 mm 초과 구성들에서, 더 좋다. 이상의 분석에 기초하여, 90 mm의 공기-간극 반경이, 슬리브(36)를 동반하는 사용에 대해 최적 조건일 수 있을 것이다. 그러나, 이는 완전한 기계적 분석을 설명하는 것은 아니기 때문에, 최종적인 최적화는, 90 및 100 mm의 2가지 로터 반경에서 행해진다.
로터 구성요소들의 기계적 유지를 위한 연속적인 외주 슬리브의 사용은, 그 전체가 참조로 본 명세서에 통합되는 미국 특허번호 제6,995,489호와 같은, 영구 자석(PM) 기계들의 표면에 사용된 바 있다. 그러나, 로터(30)와 스테이터(22) 사이의 간극을 증가시키는 것은, 자기 회로의 자기 저항을 증가시키며, 이는, 전형적으로 간극을 감소시키도록 작용하는 자기 저항 기계들(20)에 대해 반직관적이다. 자기 저항 기계들(20) 내에 슬리브(36)를 부가하는 것은, 통상적인 구성들보다, 더 높은 회전 속도들 및 더 큰 직경의 로터들(30)을 허용한다. 기계(20)의 공기 간극을 증가시키는 것으로부터 유래하는 연속적인 슬리브(36)를 사용하는 것에 대한 고유의 단점이 존재한다. 물리적 공기 간극은 전형적으로 동일하게 유지될 수 있지만, 전자기적 간극은, 로터(30) 상의 슬리브(36)의 두께로 인해, 증가해야만 한다. 슬리브 재료는, 로터(30) 내의 자속 경로들과 간섭하지 않는 비자성 재료일 것이 요구된다. 부가적으로, 공기 간극 내의 모놀리식 자성 재료가, 큰 와상 전류 손실에 종속될 것이다. 인코넬 재료가, 이것이 비자성이며 그리고 엄격한 허용공차로 쉽게 기계가공될 수 있기 때문에, 로터 슬리브들(36)을 위해 사용될 수 있을 것이다.
다른 적당한 재료 후보가, 흑연 섬유 복합재료이다. 이것은, 비자성이며 그리고 스틸 또는 인코넬의 인장 강도의 많은 배수의 인장 강도를 갖는다. 복합재료 슬리브(36)를 구성하기 위해, 흑연 섬유의 층들이, 로터의 축 방향으로 강도를 제공하기 위한 그들 사이의 주기적인 축 방향 층들과 함께, 원주 방향(후프 층들)으로 놓이게 된다. 90% 후프 층들 및 10% 축 방향 층들을 갖는 IM7 흑연 섬유 재료가, 바람직한 실시예에서, 사용될 수 있을 것이다. 층들은, 이들을 함께 접합하기 위해 수지로 덮이게 되며 그리고 경화된다.
하나의 로터 폴(34)의 절반에 대한 축 대칭 분석이, 구성요소 구성들의 각각에 대한 슬리브(36)의 요구되는 두께를 결정하기 위해 사용되었다. 응력 분석은, 로터 적층체가 로터(30) 상에 키에 의해 고정되며 그리고 토크 전달이 키(key)를 통해 일어난다는 것을, 가정한다. 10-폴, 2-층 로터 구성을 위한 로터 적층체는, 적층체의 무결성을 보존하기 위해 그리고 그에 따라 더 쉬운 제조 가능성을 허용하기 위해, 0.5 mm 두께의 브리지를 구비하도록 허용된다. 부가적으로, 가장 큰 직경의 로터 구성이 200 mm이기 때문에, 슬리브 두께들은, 0.5 mm로부터 2 mm까지 변화되며, 물리적 간섭 맞춤 동안에, 조립 프로세스 하에서 구성요소들 사이의, 슬리브(36)와 로터(30) 사이의, 간극들은, 접촉부에서, 0부터 10 밀(mil)까지 변화된다.
흑연 섬유 복합재료 슬리브(36)와 더불어 실행되는 유사한 분석이,
1 mm의 슬리브 두께에 대해 이어졌다. 그러한 두께에서, 슬리브(36)는, IM7 재료의 허용 가능 응력을 초과하지 않는 가운데, 공기-간극 내로의 슬리브(36)의 적층 변형을 구속하기에 충분할 정도로 단단하다. 공기-간극 내로의 슬리브(36)의 최대 변형은, 12밀로, 본질적으로 공기-간극의 33%로 제한된다. 탄소 섬유 슬리브(36) 내부의 후프 응력은, IM7 90/10의 인장 강도가 재료 내의 최대 응력의 약 8배인 가운데, 200 ksi로 제한된다. 부가적으로, 적층체들 내에서의 최대 편향은, 12밀로 또한 제한되지만, 로터 적층체 구역들에서 발생한다. 그러나, 흑연 섬유의 응력 한계를 준수하는 것에 부가하여, 부가적인 제약들이, 로터(30)와 슬리브(36) 사이의 경계부에, 압력 한계의 측면에서 부가되었다. 달리 표현하면, 회전 하에서, 제약들 중 하나는, 흑연 섬유가, 로터 적층체와 표면 접촉을 상실하지 않아야 하며, 뿐만 아니라 탄소 섬유의 항복 강도를 넘는 압력 지점을 구비해야 한다는 것이었다.
이상에 설명된 기계적 분석에 기초하여, 최종적인 슬리브 두께는, 탄소 섬유 및 인코넬에 대해, 개별적으로, 1.0 및 2.0 mm일 수 있을 것이다. 구성의 최적화는, 토크 밀도의 주 목적을 갖는 개별적인 슬리브들 둘레에 행해진다. 앞선 최적화는, 최적 구성이 대략 90 mm의 로터 반경에 존재한다고 지시되기 때문에, 최적화는 90 및 100 mm의 로터 반경들 양자 모두에서 행해진다. 양자 모두의 구성은, 1 mm의 탄소 섬유 슬리브 두께를 사용하며, 더불어 공기-간극은 0.7 mm이고, 구성들 중 어느 것에서의 총 유효 공기-간극은 1.7 mm와 동등하다.
최종 슬리브 구성들의 성능이 표 2에 나타난다. 비록 구성들이 공기-간극 반경들 및 스택 길이의 측면에서 상이하지만, 구성들은, 그들의 최종 질량 값들뿐만 아니라, 출력 밀도, 고속 출력 및 효율의 관점에서의 성능들의 측면에서 매우 유사하다. 구성의 전체 실제 질량은, 90 mm 및 100 mm 구성들에 대해 개별적으로 35.8kg 및 35.4kg이며, 그리고 양자 모두의 구성은, 출력 밀도의 측면에서 매우 유사하여, 개별적으로 1.69 및 1.71 kW/kg의 값에 달한다. 양자 모두의 구성은, 결국 단부 구역들 내에 유사한 구리 질량을 구비하게 되는 가운데, 구리 질량의 차이는 길이의 차이로 인해 발생한다. 이는, 90 mm 구성의 5.4 kg와 비교되는, 3.8 kg의 상당히 더 낮은 구리 질량을 구비하는 100 mm으로 이어진다. 양자 모두의 구성은, 자석을 포함하지 않으며, 그리고 실제 재료 비용은, 영구 자석 모터의 비용보다 더 낮다.
항목 90 mm 100 mm
스택 길이 [mm] 247.5 165.75
샤프트 없는 질량 [kg] 35.8 kg 35.4 kg
총 구리 질량 [kg] 5.45 kg 3.83 kg
단부 구리 질량 [kg] 1.78 kg 1.61 kg
스테이터 외경 [mm] 222.7 mm 249.1 mm
공기-간극 직경 [mm] 180 mm 200 mm
로터 내경 [mm] 120.5 mm 117.9 mm
물리적 공기-간극 [mm] 1.7 mm 1.7 mm
출력 밀도 [kW/kg] 1.69 1.71
TCP에서의 피크 출력 [kW] 60.5 60.4
피크 출력에서의 철극성 3.11 3.29
14k에서의 출력 [kW] 29.4 kW 28.2 kW
TCP에서의 효율 [%] 85.4 85.5
14k에서의 효율 [%] 90.2 91.4
슬리브 구성들의 성능
구성 토폴로지들이 유사하며 그리고 100 mm 구성은 질량, 철극성 및 효율의 측면에서 약간의 이점을 구비하기 때문에, 100 mm 구성으로부터의 결과들이, 조사되었으며 그리고 이하에 더 상세하게 설명되는 통상적인 전동기들에 대한 최종 비교를 위해 사용되었다.
100 mm 구성은, 피크 출력에서뿐만 아니라 최고 속도 상태에서의, 철극성(회전 하에서 로터의 최대 및 최소 인덕턴스의 비)의 측면에서 단지 약간 더 우수하다. 피크 출력 상태 하에서, 전동기(20)는 자기 포화 하에 놓인다. 전기각(electrical angle)에 따른 자속 밀도 변화뿐만 아니라 피크 토크 상태들 하에서의 고조파들이 도 9에 도시된다. 분명하게, 브리지들 및 스테이터 톱니 베이스의 구역들에서를 제외하고, 기계(20)의 대부분이, 특히 로터 q-축 경로 및 스테이터 요크(24)를 따라, 매우 불포화된다. 이러한 구역들 중 어느 것은 1.5 T의 자속 밀도를 보이는 가운데, 톱니 및 브리지 구역들은 2.1 T의 포화 자속 밀도에 달한다.
피크 토크 상태들(즉, 기계에 대한 전기 입력에 대한 50° 감마각 및 400 Arms의 여기 전류) 하에서의 100 mm 구성에 따른 공기-간극 자속 밀도 윤곽들이, 도 10에 도시된다. 그래프는, 반경 방향 자속 밀도 및 법선 방향 자속 밀도 양자 모두 상당한 고조파를 포함하는 가운데, 반경 방향 자속 밀도는 거의 톱니형 파형을 닮았다는 것을 보여준다. 피크 토크 상태 하에서 반경 방향 자속 밀도 및 법선 방향 자속 밀도의 푸리에 고조파 성분들의 피크 값들이, 도 11에 도시된다. 분명하게, 피크 반경 방향 자속 밀도는 0.6 T를 초과하지 않으며, 이는, 영구 자석 기계들과 비교될 때, 매우 낮은 것으로 간주될 수 있다. 낮은 자기적 부하는, 기계(20)의 크기에 직접적인 영향을 구비할 수 있다. 부가적으로, 공기-간극 영역은, 스테이터 톱니 및 로터 톱니 변조의 조합으로부터 발생하는, 특히 11차 고조파 주변에서, 고조파가 풍부하다. 달리 표현하면, 6개의 톱니로부터 발생하는 스테이터 여기는, 5개의 톱니의 스탭형 로터 투자(magnetic permeance)에 의해 변조된다. 11차 고조파는, 로터 손실을 야기할 수 있지만, 슬리브(36)의 비전도 본성으로 인해, 슬리브 손실을 야기할 수 없다. 100 mm 구성의 출력, 토크, 전류, 및 선로 전압(line voltage)에 관한 정격 성능이, 도 12에 도시된다. 연속적인 전류는 낮은 속도 상태 하에서 매우 높으며, 그리고 200 Arms 한계 이내로 급격하게 떨어진다는 것이, 확인될 수 있다. 다른 한편, 기계 단자들을 가로지르는 전압은, 기계 전압 코너 지점을 지시하는, 7000 rpm의 속도 주변에서 모터 구동기로부터 이용 가능한 6-스텝 전압의 한계에 도달한다.
비교를 위해, (자기 브리지들 및 포스트들을 갖는) 통상적인 전동기(10)가, 10개의 폴 및 2개의 층으로 구성된다. 브리지들(12) 및 중심 포스트들(14)의 크기 결정은, 14,000 rpm에서의 기계적 분석에 기초하게 된다. 통상적인 전동기(10)의 최적화를 간단하게 하기 위해, 브리지들 및 포스트들의 두께가 0.63 mm로 고정되었다. 전동기 최적화는, 통상적인 전동기(10)가 피크 출력으로 구성되는 경우, 일정 출력 대 속도 비(CPSR)를 최고 속도까지 유지할 수 없는 대신에 단지 최대 10,000 rpm의 속도까지만 유지할 수 있다는 것을 드러냈다. 12,000 rpm의 속도 위에서, 구성은, 출력을 잃기 시작하여, 최고 속도에서 29 kW로 떨어진다. 이상에 논의된 바와 같이, 이는 주로, 자기 브리지들(12) 및 포스트들(14)의 높은 누설로 인한 것이다.
슬리브 구성 대 통상적인 구성의 비교가, 표 3에 개설된다. 이상에 언급된 바와 같이, 모든 기계들은, 2800 rpm의 코너 지점에서 유사한 피트 출력으로 구성된다. 그러나, 슬리브 구성들(20)은, 60 kW의 피크 출력을 가능하게 하기 때문에, 이들은, 이들이 미래의 개선을 위해 도움되도록, 10% 더 높은 피크 출력으로 구성된다. 다른 한편, 통상적인 전동기 구성(10)은, 최대 12,000 rpm까지 연속적 출력을 유지하는 가운데, 단지 56 kW의 피크 출력을 달성할 수 있다. 더 높은 피크 출력에도 불구하여, 슬리브 구성(20)은, 통상적인 전동기(10)보다, 출력 밀도의 측면에서 29% 더 우수한 것으로 나타난다. 더 우수한 출력 밀도에 대한 주된 이유들 중 하나는, 슬리브(36)가 공기-간극 반경의 증가를 허용한다는 것이다.
슬리브 실시예 통상적인 기계
폴 개수 10 10
층 개수 2 2
슬리브 두께 [mm] 1.0 0
전동기 공기-간극 [mm] 1.7 0.7
스택 길이 [mm] 165.75 315
실제 질량 [kg] 35.4 kg 42.7 kg
스테이터 외경 [mm] 249.1mm 201 mm
공기-간극 직경 [mm] 200mm 155 mm
로터 내경 [mm] 117.9mm 99 mm
물리적 공기-간극 [mm] 1.7 mm 0.7 mm
출력 밀도 [kW/kg] 1.71 1.32
TCP에서의 피크 출력 [kW] 60.4 56.3
피크 출력에서의 철극성 3.29 2.89
14k에서의 출력 [kW] 28.2 kW 18.2 kW
14k에서의 철극성 3.03 2.034
TCP에서의 효율 [%] 85.5 85.1
14k에서의 효율 [%] 91.4 87.9
피크 출력에서의 토크 맥동 [%] 9.5 72.8
최종적 구성들의 성능
양자 모두의 모터의 정격 사프트 출력 대 속도가 도 13에 도시된다. 슬리브 구성(20)은 전체 속도 범위에 걸쳐 30 kW 위에서 출력을 유지할 수 있는 가운데, 통상적인 전동기 구성(10)은, 특히 10k rpm의 속도를 넘어서, 이용 가능한 정격 출력의 더욱 급격한 감소를 갖는다. 모터들에서의 정격 출력 대 속도의 점진적인 감소의 이유는, 도 14에 도시되는 철극성을 관찰함에 의해 이해된다. 통상적인 전동기 구성(10)의 철극성은 3보다 훨씬 낮은 가운데, 정격 출력 상태 하에서의 슬리브 구성(20)의 철극성은 3에 가깝다. 전동기에서의 더 높은 철극성은, 토크 생성이 오로지 자기 저항 토크로부터 발생하기 때문에, 유익하다. 통상적인 전동기(10) 내의 브리지들(12) 및 포스트들(14)은, 이러한 구성에서 철극성의 감소로 이어지는, 누설 자속의 1차적 경로들이다. 슬리브 구성(20)은, 더 낮은 두께의 브리지들을 구비하며, 이는, 누설 자속의 한계를 제한하며 그리고 철극성을 개선한다. 더 우수한 철극성은, 더 낮은 속도에서뿐만 아니라 토크 코너 지점에서의 출력에 관한 영향을 갖는다. 도 15에 도시된 정격 상태 하에서의 전압의 비교는, 통상적인 로터가 10,000 rpm의 속도 위에서 전압 한계 이내에서 유지될 수 없다는 것을 지시한다. 턴들/상(turns/phase) 뿐만 아니라 기하 형상 변동의 측면에서의 광범위한 기하학적 파라미터 변동은, 14,000 rpm의 최고 속도까지 요구되는 30kW 출력을 생성할 수 있는 구성을 생성하는데 실패했다.
피크 토크 상태(즉, 400 Arms의 여기 전류, 50° 감마각) 하에서 통상적인 동기식 자기 저항 구성 내에서의 공기-간극 자속 밀도가, 도 16에 도시된다. 피크 토크 상태 하에서 반경 방향 자속 밀도 및 법선 방향 자속 밀도의 푸리에 고조파 성분들의 피크 값들이, 도 17에 도시된다. 이러한 구성에서의 11차 고조파는, 0.2 T의 자속 밀도를 초과하며, 그리고 로터 손실 및 기계의 토크 맥동에 관한 상당한 영향을 가질 것이다. 기계 내의 다양한 손실들이, 전자기적 분석 소프트웨어뿐만 유한 요소 소프트웨어의 도움으로, 산정된다. 양 구성에서의 효율이, 낮은 속도 구역들에서 약 85% 미만인 것으로 확인된다. 이는, 더 낮은 속도에서 매우 상당한, 효율을 감소시키는, 구리 손실들로 인한 것이다. 더 높은 속도에서, 토크 요구의 감소로 인해, 전류는 감소하게 되며 그리고 효율은 개선된다.
구성들의 정격 부하 상태 하에서의 효율의 변동이 도 18에 도시된다. 양 구성은, 7000 rpm의 속도 까지는 효율의 측면에서 매우 유사하다. 더 높은 속도에서, 통상적인 전동기 구성(10)의 전류 요구가, 구성이 전압 제한 이내에서 출력 요구를 더 이상 만족시킬 수 없는 지점에서 증가한다. 이는, 7000 rpm 위에서 통상적인 전동기보다 더 우수한 효율을 구비하는 슬리브 전동기 구성(20)으로 이어진다.
로터 손실들의 비교가, 냉각의 관점에서 중요하다. 로터(30)가 낮은 온도 한계들에 민감한 임의의 재료를 포함하지 않더라도, 손실들은, 샤프트 및 베어링들로의 열 유동뿐만 아니라 공기-간극 내로의 로터의 열 팽창의 관점에서 중요하다. 통상적 로터 구성(10)에서, 로터 손실들은, 전체 속도 범위에 대해 400 W 이내이다. 슬리브 로터 구성들(20)은, 이러한 손실들을 거의 1/3로 줄일 수 있다. 이는, 공기-간극 고조파가 더 낮으며 그리고 온도 증가를 제한하는 것에 뿐만 아니라 로터 온도를 낮추는 것에 더욱 효과적인, 더 큰 전자기적 공기-간극으로 인한 것이다. 도 19의 피크 출력에서의 토크 맥동의 비교가, 토크 맥동이 슬리브 구성들(20)에서 상당히 감소된다는 것을 보여준다. 100 mm에서의 슬리브 구성(20)은, 단지 9.5%의 토크 맥동을 갖는다. 이는, 피크 출력 작동 상태에서의 72.8%의 토크 맥동을 갖는 통상적인 구성(10)과 비교하여, 상당한 감소이다. 슬리브 구성들(20)에서의 토크 맥동의 감소는, 주로 더 큰 유효 공기 간극으로 인한, 통상적인 구성들(10)과 비교하여 슬리브 로터(30) 내의 감소된 고조파 성분에 기인한다.
300 Arms의 전류 및 325 VDC를 동반하는 모터 출력 성능들의 비교가 도 20에 도시된다. 모든 슬리브 구성들은, 3000 rpm까지의 낮은 속도에서 출력 성능의 측면에서 유사한 방식으로 수행한다. 3000 rpm 위의 속도에서, 슬리브 전동기 구성(20)은, 통상적인 전동기 구성(10)을 상회하는 이점을 획득하며 그리고 최대 출력 성능의 측면에서 16% 더 우수하다. 6000 rpm의 속도에서 그리고 325 VDC의 전압 한계 이내에서, 100 mm의 공기-간극 반경을 갖는 슬리브 구성(20)은, 72.8 kW의 출력을 생성할 수 있다. 부가적으로, 통상적인 전동기 구성(10)이 10,000 rpm의 속도 너머에서 출력을 만족시킬 수 없는 가운데, 슬리브 전동기 구성(20)은, 14,000 rpm의 속도까지 특정 출력을 제공할 수 있다는 것을 확인할 수 있다.
가해지는 다른 외부 부하가 없는 가운데 실온에서 z-축(축 방향)을 중심으로 14,000 RPM의 회전 속도에 종속될 때, 비 균일 하중을 야기하는, 높은 양의 굽힘이, 자속 경로들이 슬리브와 접촉하는 영역들에서 관찰된다. 폴들 사이의 적층체의 "아암"은, 연속적인 반경 방향 지지체 때문에 매우 낮은 변형을 보이지만, 자속 경로들은 단지 매우 얇은 브리지들 및 슬리브(36)에 의해서만 지지된다. 이는, 섬유 층들 사이에 높은 층간 전단력을 야기할 것이다. 슬리브(36)는, 섬유들 상의 0° 방향, 즉 섬유들과 평행한 방향으로 놓일 때, 이러한 유형의 부하 하에서 거의 강하지 않다. 이러한 큰 편향들을 방지하기 위해, 도 21에 도시되는, 복수의 단차가 취해질 수 있을 것이다.
첫째로, 큰 라운드형 부분들(38), 즉 라운드형 에지들이, 슬리브를 강화하는 것을 돕기 위한 아치형 구조물을 형성하기 위해 브리지들 내에 위치하게 된다. 이는, 브리지의 경로 자기 저항에 관한 악영향을 가질 것이다. 그러나, 경로 길이는, 앞선 브리지 구성보다 약간 더 짧으며 그리고 최소 단면적은 동일하여, 두께가 여전히 0.5mm인 브리지의 중심에 "초크 지점(choke point)"을 형성하며, 이는, 포화가 비슷한 수준의 자속 연결에서 발생한다는 것을 의미한다. 따라서, 성능은 상당히 영향을 받지 않는다. 이러한 변경의 하나의 부가적인 이득은, 라운드형 부분들(38)에 의해 생성되는 부드러운 전이가, 자기 저항 기계에 대한 일반적인 문제점인, 토크 맥동을 낮추는 것을 돕는다는 것이다. 둘째로, 낮은 밀도의 비전도성 웨지(40)가, 로터(30)의 전체 원주 둘레에서 슬리브(36)와 접촉하는 연속적인 표면을 제공하기 위해, 폴의 외측 중심 섹션에 부가되며, 이는 슬리브(36)의 굽힘을 최소화하며 그리고 부하 분배를 개선한다.
이러한 대안적인 실시예에서의 결과들에 대한 조사가, 동일한 중요한 정보를 드러낸다. 첫째로, 슬리브(36)와 로터/웨지(30/40) 사이의 접촉이, 슬리브 경계면에서의 간극의 양을 관찰할 때, 허용 가능하다. 응력 분석으로부터의 적층체와 슬리브(36) 사이의 가장 큰 상대 반경 방향 변위는, 단지 0.0006 인치이다. 총 반경 방향 변형은 10% 넘게 감소하게 되며 그리고 굽힘이, 37%의 전단 응력의 감소에 의해 입증되는 바와 같이, 상당히 감소하게 된다. 복합 재료가 가장 강한, 원주 방향에서, 최대 후프 응력은, 재료에 대해 허용 가능한 395 ksi의 단지 18%이다. 슬리브(36)의 대부분은, 50-60 ksi 사이의 후프 응력을 받는다. 최대 응력은, 슬리브 경계면이 로터 적층체 특징부의 비 균일 편향으로부터의 굽힘을 받고 있는 영역들에서 일어나는 것으로 확인될 수 있다.
따라서, 1mm의 복합재료 슬리브(36)가, 재료 한계들에 가깝게 응력을 받지 않는 가운데, 대안적인 실시예의 전동기를 구속할 수 있다. 그러나, 로터(30) 내의 스틸 적층체들은, 훨씬 더 낮은 인장 강도를 구비한다. 각각의 로터 폴(34)의 중심에서의 포스트들의 도움 없이, 로터(30)는, 스틸 적층체들 내의 높은 반경 방향 편향 및 높은 응력을 받는다. 브리지들은 특히, 상당한 굽힘을 받으며 그리고 최대 응력은, HF-10 재료의 항복 강도의 3.5배이다. 적층체 내의 응력을 감소시키기 위해, Henckel Stycast와 같은 비전도성 삽입 재료가, 로터(30) 내의 공기 자속 장벽들(air flux barriers)을 채우기 위해 사용된다. 삽입 재료의 계수(modulus)는, 다른 재료와 비교하여 낮지만, 로터 부품들을 함께 단일 유닛으로서 접합하는 것을 돕는다. 삽입 화합물은, 적층체에 대한 접합 접촉을 갖도록 모델링된다.
삽입 화합물을 부가하는 것은, 적층체 내에서 최대 응력을 감소시키는데 상당한 영향을 갖는다. 자속 경로들을 함께 접합하는 것은, 로터 외경에서 편향을 크게 감소시킨다. 결과들에 대한 추가적인 검사는, 최고 응력이 원주 방향으로 내경에 더 가까운 곳에서 발생한다는 것을 보여준다. 이러한 응력을 재료의 항복 강도 아래로 감소시키기 위해, 적층체의 내경이 감소하게 된다. 이러한 내부 표면은, 기계의 샤프트와 접속할 것이다. 직경을 감소시키는 것은, 자속 경로가 영향을 받지 않기 때문에, 전자기적 성능에 관해 악영향을 갖지 않을 것이다. 이는, 로터(30)의 내측 "후프"의 단면적을 증가시키는 효과를 구비하여, 로터를 원주 방향으로 더 강하게 만들도록 그리고 이러한 응력을 허용 가능한 수준을 감소시키도록 한다. 감소된 응력과 함께, 로터(30) 내에 자속 장벽들을 삽입하는 것은 또한, 반경 방향 편향의 양을 감소시킬 것이다.
로터(30)의 내경을 추가로 감소시키는 것은, 이러한 최대 응력을 더욱 더 감소시키도록 도울 수 있다. 로터 내경에 대한 더 낮은 구성 제한은, 현재의 110 mm에 비교되는, 50 mm이다. 결과들은 또한, 매우 높은 슬리브 후프 응력 안전 계수 및 우수한 반경 방향 응력 안전 계수로 인해, 전자기적 성능을 증가시키기 위해 로터 외경을 더 연장시킬 수 있으며 또는 슬리브 두께를 감소시킬 수 있다.
슬리브형 로터들은, 제조 가능성 양태로부터의 다수의 도전과 직면한다. 로터 상에서의 슬리브의 간섭 끼워맞춤은, 특별한 관심사이다. 많은 슬리브형 로터에 대해, 로터 및 슬리브는, 별개의 고 정밀도 부품들로 제조된다. 금속 부품들에 대해, 간섭 끼워맞춤을 동반하는 슬리브 설치가, 로터 위에서 간극을 제공하기에 충분한 온도까지 슬리브를 가열함에 의해 그리고 요구되는 간섭을 생성하기 위해 슬리브를 냉각하여 배치됨에 의해, 실행될 것이다. 그러나, IM7의 열 팽창 계수(CTE)는, 스틸보다 거의 20배 더 낮다. IM7의 열 팽창 계수가 매우 낮기 때문에, IM7은 이를 실현 가능한 프로세스로 만들기에 충분하게 팽창하지 않을 것이다. 더 큰 두께의 복합재료 슬리브들은 전형적으로, 축 방향 길이를 따르는 테이퍼부(taper) 및 무거운 간섭 끼워맞춤을 갖도록 제작된다. 이들은, 높은 축 방향 압력을 사용하여 (대응하는 테이퍼 각을 갖는) 로터 상에 설치된다. 제안되는 얇은 1mm의 슬리브 두께는, 좌굴없이 이러한 종류의 압력을 견딜 수 없을 것이다.
이러한 적용을 위한 제안된 설치 방법은, 슬리브(36) 상에서 동등한 "간섭" 또는 초기 장력을 얻도록 설치 도중에 약간의 장력을 제공할 수 있는 회전 선반 및 급송 시스템을 사용하여, 로터(30) 상에 슬리브를 감는 것이다. 이러한 개시된 설치 방법이 도 22에 예시된다. 앞서 언급된 바와 같이, 0.002" 반경 방향 간섭의 간섭 끼워맞춤은 매우 가벼워서, 감김 설치에 대해 탁월한 후보로 만든다. 감김 기술은, 접합 수지가 스며든 섬유 묶음을 사용하며 그리고 일단 표면 상에 감기면 제자리에서 경화된다.
슬리브를 위해 감김 기술을 사용할 수 있다는 것에 대한 몇몇 중요한 이득이 존재한다. 첫째로, 테이퍼부의 제거는, 그 자체로 복수의 이득을 갖는다. 테이퍼형 로터들을 갖는 적용들에서, 스테이터는 테이퍼형이 아니기 때문에, 공기 간극은 축 방향 길이에 걸쳐 더 이상 균일하지 않다. 이는, 특히 자기 저항 기계의 경우에, 기계 성능을 위해 이상적이지 않다. 또한, 로터(30) 상에서의 슬리브(36)의 압축에 의한 설치는, 로터 외측 표면이, (균일한 접촉을 제공하기 위한) 균일함 및 (슬리브의 내표면을 마모시키지 않도록 하기 위한) 표면 거칠기를 위해, 매우 빡빡하게 구속될 것을 요구한다. 매우 정밀한 허용 공차 요건은, 특히 제안된 전동기 구성과 같은 큰 직경의 부품들을 다룰 때, 기계 가공 도전을 생성한다.
로터(30)의 축 방향으로 적층된 구조물은, 제조를 위한 중요한 고려 사항이다. 로터는, 모두 그들 자체의 약간 상이한 외측 윤곽을 갖는, 수 많은 적층된 적층체들로 이루어진다. 함께 적층될 때, 이들은, 축 방향으로 로터의 외측 표면 상에서 비 균일한 "엇갈림(stagger)"을 생성한다. 표면이 매우 균일한 맞물림 표면을 생성하도록 기계 가공되는 것이 바람직한 경우, 얇은 적층체들은, 절단 또는 연마에 의해 "희미해지게(smeared)" 될 수 있다. 이는 로터 표면들을 따라 적층체들 사이의 전기적 단락을 생성하며, 이는 큰 에디 전류가 흐를 경로를 제공하고, 이는 로터 손실들 및 가열을 증가시킨다. 이러한 문제점은, 원주 방향으로 슬리브를 감을 때, 표면의 기계 가공이 필요하지 않음에 따라, 완화된다. 섬유들은, 로터의 표면과 합치할 것이며 그리고 적층 엇갈림(오정렬) 또는 표면 거칠기에 의해 비교적 영향을 받지 않을 것이다.
따라서, 로터 슬리브를 갖는 전동기를 구성하는 신규의 방법이 개시된다. 로터 슬리브의 도입은, 전동기 구성이 더 높은 로터 반경/팁 속도에서 작동하는 것을 허용하는 것으로 확인된다. 더 높은 공기-간극 반경은, 브리지를 갖는 통상적인 전동기 구성과 비교하여 더 우수한 철극성을 허용하여, 구성이 더 넓은 일정 출력 대 속도 비(CPSR)를 달성하는 것을 돕도록 하고, 게다가 또한 로터 손실 및 토크 맥동을 감소시키도록 한다. 슬리브 응력에 관한 기계적 분석은, 슬리브 구성이 14,000 rpm의 최고 속도까지 실현 가능하다는 것을 보여준다. 최종적 슬리브 전동기는, 출력 밀도, 효율, 자속-약화(flux-weakening), 출력 성능, 토크 맥동, 및 로터 손실의 측면에서, 통상적인 전동기보다 우월한 것으로 확인된다.
이상에 설명된 실시예들은 단지 본 발명의 원리의 적용에 대한 예시라는 것이 이해된다. 본 발명은, 본 발명의 사상 또는 본질적인 특징으로부터 벗어남 없이, 다른 특정 형태들로 실시될 수 있을 것이다. 청구항들의 의미 및 균등성의 범위 이내에 놓이는 모든 변경은, 본 발명의 범위 이내에 포함되어야 한다. 따라서, 비록 본 발명이 현재 본 발명의 가장 실제적이고 바람직한 실시예로 간주되는 것과 연관되어 특별히 그리고 상세하게 이상에 충분히 설명되었지만, 수많은 수정들이, 청구항들에 기술되는 본 발명의 원리 및 개념으로부터 벗어남 없이 이루어질 수 있다는 것이, 당업자에게 명백할 것이다.

Claims (20)

  1. 동기식 자기 저항 기계로서,
    스테이터;
    스테이터 내부에 배치되며 그리고 스테이터에 대해 회전하도록 구성되는 동기식 자기 저항 로터; 및
    로터 둘레에 원주 방향으로 배치되는 비-자성 슬리브를 포함하며,
    슬리브 두께는 1 mm 내지 2 mm 사이이고, 공기-간극 반경은 80 mm 내지 100mm이며,
    상기 슬리브의 섬유들의 중간 층이, 원주 방향으로 배열되는 9개의 층마다 매번 축 방향으로 배열되는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  2. 제 1항에 있어서,
    슬리브는 탄소 섬유 또는 인코넬을 포함하는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  3. 삭제
  4. 제 1항에 있어서,
    동기식 자기 저항 기계는, 14,000 rpm의 최고 속도에서 최대 출력을 제공하도록 구성되는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  5. 제 1항에 있어서,
    로터는, 각 브리지를 위한 라운드형 코너들을 더 포함하는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  6. 제 1항에 있어서,
    로터는, 각 로터 폴의 외측 중심 섹션에 배치되는 복수의 비전도성 웨지를 더 포함하는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  7. 견인 모터로서,
    스테이터;
    스테이터 내부에 배치되며 그리고 스테이터에 대해 회전하도록 구성되는 동기식 자기 저항 로터; 및
    로터 둘레에 원주 방향으로 구속되는 비-자성 슬리브를 포함하고,
    슬리브 두께는, 1 mm 내지 2 mm 사이이고, 공기-간극 반경은, 80 mm 내지 100mm이며,
    상기 슬리브의 섬유들의 중간 층이, 원주 방향으로 배열되는 9개의 층마다 매번 축 방향으로 배열되는 것인, 견인 모터.
  8. 제 7항에 있어서,
    슬리브는 탄소 섬유 또는 인코넬을 포함하는 것인, 견인 모터.
  9. 삭제
  10. 제 7항에 있어서,
    견인 모터는, 14,000 rpm의 최고 속도에서 최대 출력을 제공하도록 구성되는 것인, 견인 모터.
  11. 제 7항에 있어서,
    로터는, 각 브리지를 위한 라운드형 코너들을 더 포함하는 것인, 견인 모터.
  12. 제 7항에 있어서,
    로터는, 각 로터 폴의 외측 중심 섹션에 배치되는 복수의 비전도성 웨지를 더 포함하는 것인, 견인 모터.
  13. 동기식 자기 저항 기계로서,
    스테이터;
    스테이터 내부에 배치되며 그리고 스테이터에 대해 회전하도록 구성되는 로터; 및
    로터 둘레에 원주 방향으로 배치되는 슬리브를 포함하며,
    상기 슬리브는, 섬유들의 중간 층이 원주 방향으로 배열되는 섬유들의 하나 이상의 층마다 축 방향으로 배열되도록 배치되는 복수의 섬유들의 층을 포함하고,
    상기 슬리브의 섬유들의 중간 층이 원주 방향으로 배열되는 9개의 층마다 매번 축 방향으로 배열되는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  14. 삭제
  15. 제13항에 있어서,
    슬리브는 탄소 섬유 또는 인코넬을 포함하는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  16. 제13항에 있어서,
    상기 기계는 14,000 rpm의 최고 속도에서 최대 출력을 제공하도록 구성되는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  17. 제13항에 있어서,
    공기-간극 반경은, 80 mm 내지 100mm인 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  18. 제13항에 있어서,
    슬리브 두께는, 1 mm 내지 2 mm 사이인 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  19. 제13항에 있어서,
    로터는, 각 브리지를 위한 라운드형 코너들을 더 포함하는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
  20. 제13항에 있어서,
    로터는, 각 로터 폴의 외측 중심 섹션에 배치되는 복수의 비전도성 웨지를 더 포함하는 것인, 동기식 자기 저항 기계.
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Families Citing this family (13)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP3413438B1 (en) * 2016-03-09 2021-05-05 Mitsubishi Heavy Industries Engine & Turbocharger, Ltd. Salient-pole rotor, and rotor manufacturing method
KR102518655B1 (ko) * 2018-05-09 2023-04-06 현대자동차주식회사 에너지 회생 가변 제어 장치 및 방법
JP2020043734A (ja) * 2018-09-13 2020-03-19 本田技研工業株式会社 回転電機用ステータコアおよび回転電機
US11095198B2 (en) 2018-09-28 2021-08-17 General Electric Company Electric machine assembly with reduced rotor post leakage
GB2583721B (en) * 2019-05-02 2021-11-03 Ricardo Uk Ltd Electric machine
GB2594639B (en) * 2019-05-02 2022-11-02 Ricardo Uk Ltd Electric machine
US11146145B2 (en) 2019-08-28 2021-10-12 Siemens Industry, Inc. Rotor assembly for an electrodynamic machine that minimizes mechanical stresses in cooling ducts
CN112332570B (zh) * 2019-11-12 2023-09-12 沈阳工业大学 一种外转子低速同步磁阻电机的多极转子
EP3823136A1 (en) * 2019-11-18 2021-05-19 Xylem Europe GmbH Rotor for a synchronous machine
KR20210065411A (ko) 2019-11-27 2021-06-04 엘지전자 주식회사 영구자석 매립형 모터의 회전자 구조체 및 이를 포함하는 영구자석 매립형 모터
DE102020204326A1 (de) 2020-04-02 2021-10-07 Adaptive Balancing Power GmbH Doppelmotoreinheit für einen Schwungmassenspeicher mit nichtlinearer Ge-samt-Leistungskennlinie
DE102021212046A1 (de) * 2021-10-26 2023-04-27 Robert Bosch Gesellschaft mit beschränkter Haftung Rotor einer elektrischen Maschine
GB2621836A (en) * 2022-08-22 2024-02-28 Victrex Mfg Ltd Polymeric materials

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2014090646A (ja) * 2012-10-31 2014-05-15 Kobe Steel Ltd ラジアルギャップ型スイッチトリラクタンスモータ

Family Cites Families (32)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4368418A (en) * 1981-04-21 1983-01-11 Power Technologies, Inc. Apparatus for controlling high voltage by absorption of capacitive vars
US5563463A (en) 1988-06-08 1996-10-08 General Electric Company Permanent magnet rotor
US5256924A (en) 1992-08-10 1993-10-26 Allied-Signal Inc. Superconducting commutator for DC machines
JP3509304B2 (ja) * 1995-06-28 2004-03-22 株式会社明電舎 回転子の永久磁石
JPH09285087A (ja) * 1996-04-17 1997-10-31 Toshiba Mach Co Ltd リラクタンス同期モータ用ロータおよびその製造方法
JP3286542B2 (ja) * 1996-11-19 2002-05-27 株式会社日立製作所 リラクタンスモータ及びそれを用いた電動車両
AUPO478297A0 (en) * 1997-01-24 1997-02-20 Commonwealth Scientific And Industrial Research Organisation Improvements in high speed electric motors
AUPO484697A0 (en) * 1997-01-29 1997-02-20 Casttikulm Research Pty Ltd Improvements in high speed rotor shafts
EP0996212A1 (en) 1998-10-21 2000-04-26 Technische Universiteit Eindhoven Method for fabricating a permanent magnet rotor, and rotor obtained by said method
DE10034302C2 (de) * 2000-07-14 2002-06-13 Minebea Co Ltd Rotorbaugruppe für einen Elektromotor und Innenläufer-Elektromotor
JP3775328B2 (ja) 2002-03-27 2006-05-17 三菱電機株式会社 同期誘導電動機の回転子、圧縮機、同期誘導電動機の回転子の製造方法、同期誘導電動機の回転子用金型
US20030193258A1 (en) * 2002-04-16 2003-10-16 Reiter Frederick B. Composite powder metal rotor sleeve
DE10224776A1 (de) 2002-06-04 2004-03-11 Magnet-Motor Gesellschaft Für Magnetmotorische Technik Mbh Elektrische Maschine
JP2006121765A (ja) * 2004-10-19 2006-05-11 Mitsubishi Electric Corp リラクタンス式回転電機
US7439702B2 (en) * 2005-11-15 2008-10-21 York International Corporation Application of a switched reluctance motion control system in a chiller system
KR100748538B1 (ko) 2005-11-30 2007-08-13 엘지전자 주식회사 동기 릴럭턴스 모터 및 이를 구비한 압축기
US7598645B2 (en) * 2007-05-09 2009-10-06 Uqm Technologies, Inc. Stress distributing permanent magnet rotor geometry for electric machines
US7652404B2 (en) 2007-05-31 2010-01-26 General Electric Company Synchronous reluctance machine
US8482181B2 (en) * 2008-06-04 2013-07-09 Convergent Power, Inc. Three phase synchronous reluctance motor with constant air gap and recovery of inductive field energy
US8350432B2 (en) * 2008-07-28 2013-01-08 Direct Drive Systems, Inc. Electric machine
JP5386885B2 (ja) * 2008-08-27 2014-01-15 株式会社明電舎 永久磁石式回転機の回転子構造
US8336323B2 (en) 2008-10-03 2012-12-25 Johnson Controls Technology Company Variable speed drive with pulse-width modulated speed control
ES2514765T3 (es) * 2010-09-17 2014-10-28 Höganäs Ab (Publ) Rotor para máquina de polos modulados
FI122757B (fi) 2010-10-12 2012-06-29 Abb Oy Synkronireluktanssikoneen roottori ja menetelmä synkronireluktanssikoneen roottorin valmistamiseksi
GB2491194A (en) * 2011-05-27 2012-11-28 Norbar Torque Tools Torque tool with synchronous reluctance motor
EP2568578A3 (en) * 2011-09-07 2017-12-06 Samsung Electronics Co., Ltd. Motor and washing machine having the same
JP5689550B2 (ja) * 2013-04-03 2015-03-25 ファナック株式会社 回転電機の回転軸部に固定される回転子部材、回転子部材を備える回転子、および回転電機、ならびに、回転子を製造する方法
ITTO20130952A1 (it) 2013-11-22 2015-05-23 Ge Avio Srl Macchina elettrica di tipo perfezionato per l'accoppiamento ad una macchina fluidodinamica, e relativa macchina fluidodinamica
CN103701236B (zh) * 2013-12-20 2016-08-17 杭州易泰达科技有限公司 一种外转子同步磁阻电机转子
CN204906030U (zh) * 2014-12-01 2015-12-23 沈阳工业大学 多层复合保护高速永磁电机转子
US9520752B1 (en) * 2015-09-30 2016-12-13 Faraday & Future Inc. Interior permanent magnet machine for automotive electric vehicles
EP3413438B1 (en) 2016-03-09 2021-05-05 Mitsubishi Heavy Industries Engine & Turbocharger, Ltd. Salient-pole rotor, and rotor manufacturing method

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2014090646A (ja) * 2012-10-31 2014-05-15 Kobe Steel Ltd ラジアルギャップ型スイッチトリラクタンスモータ

Also Published As

Publication number Publication date
JP7337973B2 (ja) 2023-09-04
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KR20170121716A (ko) 2017-11-02
EP3723242A1 (en) 2020-10-14
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US10439456B2 (en) 2019-10-08
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