近年来，能源短缺、空气污染成为了我国的热点话题.汽车尾气作为主要的污染源，对城镇居民的健康生活产生了很大影响.电动汽车以零排放、零污染的特点逐渐得到了人们的青睐.作为电动汽车动力的电机传动系统，性能的优劣会直接影响整车的品质.在许多车型中，往往使用电机与机械齿轮的配合完成低速大转矩输出，这种配合不仅效率较低且有难维护、振动噪声大等问题[1].直驱式电机因省去了复杂的齿轮传动机构，成为了研究的热点之一，但此种电机通常体积大、极数多，功率密度低，不适宜应用在电动汽车这种对电机尺寸要求较高的场合[2].
Atallah等[3]提出基于磁通调制原理的同心式磁性齿轮，通过磁力传动，具有无接触、低维护、过载能力强及转矩密度高的特点[4-5].磁齿轮的出现不仅弥补了传统机械传动机构的固有缺陷，也为高转矩密度、低速大转矩直驱式电机的研究提供了新的思路[6].张东等[7]将磁齿轮与永磁无刷电机进行机械耦合，提出1台具有3层气隙的磁通调制电机并制作样机，但结构较复杂.沈建新等[8]提出1种能够实现多向能量流动的3功率端口电机并制造样机，样机实验的结果证实了设计的正确性.Xie等[9]提出1种电动汽车用外定子磁极并列式混合励磁的磁通调制电机，通过建立二维及三维有限元模型，对该电机进行电磁仿真，计算结果说明了理论分析的正确性.Bai等[10]设计了1台双转子磁通调制电机，通过制造样机及实验证明了该种双转子磁通调制电机等效于行星轮-电机系统，可以应用于混合动力汽车.
磁齿轮与磁通调制电机都具有能够实现磁通调制作用的调磁环.调磁环增加了电机中的气隙层数且制造工艺复杂，机械稳定性差.游标电机将调磁环与常规电机定子整合为一体，形成特殊的定子调磁齿结构；在保证实现磁通调制的作用下，减少了1层气隙，解决了磁通调制电机在生产上的困难且具有低速大转矩的特性，得到了科研工作者的广泛关注[11].Qu等[12]说明了磁性齿轮与游标电机的运行原理相同，讨论了两者结构上的变换关系.Zhao等[13-14]提出1种轴向磁通式游标电机并通过建立三维有限元模型进行分析，结果显示其相较传统电机具有更高的转矩密度.郭思源等[15]基于精确子域模型，得出1种求解游标电机磁场分布的分析方法并验证了该种方法的准确性.Li等[16-18]提出1种聚磁式场调制永磁风力发电机，分析该电机的工作原理，计算静态特性并提出改善该种电机输出特性的方法，通过实验验证了理论分析的正确性，可以用于直驱式应用场合.Liu等[19-20]设计1种五相容错式游标电机，该电机在电枢齿上绕有集中式绕组并且由容错齿隔开，可以降低在某相绕组发生故障时所带来的不利影响.徐亮等[21]分析对容错游标电机性能影响较大的结构参数并进行优化设计，加工了1台样机并进行正常及发生故障时的容错实验，实验结果证明了设计的正确性.Zhang等[22]提出1种多齿分裂级式游标电机并制作样机，实验结果显示该结构有助于提高电机功率密度，增大输出转矩.
本文提出1种新型电动汽车用转子双边永磁型游标电机，分析该电机的工作原理，建立二维有限元计算模型.给出三维结构示意图，研究结构参数对电机性能的影响，对提出电机的关键参数进行优化设计并对优化后的电机进行电磁分析，验证了该电机的低速大转矩特性.
1 游标电机结构及原理 1.1 电机结构如图 1所示为提出电机的二维模型，如表 1所示为该电机的设计参数.
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图 1 游标电机二维模型 Fig. 1 Two-dimensional model of vernier motor |
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表 1 游标电机的设计数据 Table 1 Design parameters of vernier motor |
如图 2所示为该游标电机的装配示意图.外定子贴于机壳的内壁上，为无绕组的齿槽形式；内定子置于右端盖的延伸基座上且绕有电枢绕组，转轴放置于基座的内侧空间.
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图 2 游标电机装配示意图 Fig. 2 Sectional view of vernier motor |
转子内、外两侧贴有数量相同的磁钢，转子齿既能够起到磁钢装配时在转子上的定位功能，又可以起到电机旋转时固定磁钢、防止磁钢松动的作用.如图 3所示为转子未贴磁钢时的1/4模型，如图 4所示为转子三维结构示意图.
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图 3 游标电机转子示意图 Fig. 3 View of rotor of vernier motor |
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图 4 游标电机转子的三维示意图 Fig. 4 Three-dimensional stucture of vernier motor rotor |
转子一侧为一个实心圆盘，在上面开有螺孔及轴孔，以便与转轴固定连接.如图 5所示为电机定、转子及转轴相组合的三维结构示意图.
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图 5 游标电机组合示意图 Fig. 5 Stucture of combination of stator and rotor and shaft of vernier motor |
游标电机是基于磁通调制原理运行的，用电枢绕组产生的高速旋转磁场代替磁性齿轮的高速转子，用定子上的调磁齿代替调磁环，故设计原则与磁性齿轮相同，但是仅有一个可动部件.由文献[3]可知，游标电机中定、转子磁极对数、定子调磁齿数和转子转速之间的关系为
| $ \left. \begin{array}{l} {p_{m,k}} = |mp + k{n_{\rm{s}}}|;\\ m = 1,3,5, \ldots ,\infty ,{\rm{ }}k = 0, \pm 1, \pm 2, \pm 3, \ldots , \pm \infty . \end{array} \right\} $ | (1) |
式中：p为电枢绕组磁极对数，ns为定子调磁齿数.经调磁齿调制之后的磁密空间谐波的旋转角速度，即转子转速Ωr为
| $ {\mathit{\Omega} _{\rm{r}}} = \frac{{mp}}{{mp + k{n_{\rm{s}}}}}{\mathit{\Omega} _{\rm{s}}}. $ | (2) |
当m=1，k=-1时，经调磁齿的磁通调制作用后的气隙谐波磁场最强，此时，转子磁极数为
| $ {p_{\rm{r}}} = {n_{\rm{s}}} - p. $ | (3) |
电枢磁场转速Ωs与Ωr按照一定的比例运转，可得转速比为
| $ {G_{\rm{r}}} = \frac{{p - {n_{\rm{s}}}}}{p}{\rm{ }}. $ | (4) |
在提出的电机中，内定子电枢绕组产生的p对极磁场，通过磁通调制作用，在内侧气隙中产生了与转子极数相同的pr对极磁场；转子外侧永磁磁场，经外定子调磁齿调制，在外定子中生成的磁场极对数为p1，基于磁通调制原理可知，此p1对极磁场会在外侧气隙中衍生出pr1对极的谐波磁场.其中，p=p1=2，pr=pr1=22，ns=24，Gr=-1/11，负号表示两者转向相反.
在该游标电机的内、外侧气隙中，均有与转子磁极数相同的谐波磁场；两者在中间转子的两侧的同时拖拽转子磁极，增大了电机转矩输出能力.
2 结构参数优化设计由于游标电机的结构特殊，传统的磁路分析方法在该种电机上不适用，采用有限元法可以较好地解决这一问题.因为游标电机的磁通调制作用是依靠定子上的调磁齿产生的，除传统永磁电机所需优化的参数外，还应研究调磁齿的结构尺寸对电机性能的影响.以获得最大的输出转矩为目标，综合其他因素对电机进行优化设计.
2.1 调磁齿周向宽度优化如图 6所示为内定子1/4模型，以该模型为例，外定子同理，定义一个齿槽为一个磁通调制单元.其中，定子调磁齿、槽周向宽度对应的圆心角分别为θ2与θ1.内、外定子调磁齿宽在周向所占的比例可由下式计算：
| $ K = \frac{{{\theta _2}}}{{{\theta _1} + {\theta _2}}} \times 100\% . $ | (5) |
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图 6 游标电机调制单元示意图 Fig. 6 View of flux modulation unit |
取调磁齿宽度在周向所占的比例为控制变量，保持其余结构参数不变，研究内、外定子调磁齿在不同齿宽及不同齿宽配比的情况下，对游标电机输出转矩的影响.图 7中，win、wout分别为内、外定子调磁齿宽度，T为转矩.
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图 7 输出转矩随定子齿宽度变化曲线 Fig. 7 Curve of output torque versus width of stator teeth |
如图 7所示为输出转矩随内、外定子调磁齿在不同齿宽及不同齿宽配比下的关系曲线.可以看出，当内调磁齿周向宽度为40%，外调磁齿周向宽度为35%时，得到的输出转矩最大，故取该宽度比例为所设计电机的齿宽参数.
2.2 调磁齿径向高度优化调磁齿的结构参数主要包括周向宽度和径向高度，两者都会对游标电机的转矩性能产生影响.在确定调磁齿宽度后，以径向高度为控制变量，研究内、外定子调磁齿在不同齿高及不同齿高配比的情况下，对电机转矩性能的影响.
如图 8所示为输出转矩随内、外定子调磁齿在不同齿高及不同齿高配比下的关系曲线.图中，hin、hout分别为内、外定子调磁齿高度.从图 8可以看出，当内、外调磁齿高为11、5 mm时，电机转矩输出最大，故取该高度为电机齿高参数.
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图 8 输出转矩随定子齿高度的变化曲线 Fig. 8 Curve of output torque versus height of stator teeth |
虽然游标电机转子转速与电枢磁场转速不同，但本质上是永磁同步电机，磁钢的极弧系数αp对转矩性能有较大影响.如图 9所示为电机输出转矩随极弧系数的变化曲线.
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图 9 转矩随极弧系数变化曲线 Fig. 9 Variation curve of torque versus pole arc coefficient |
由图 9可以看出，当磁钢极弧系数小于0.85时，转矩的增长随极弧系数的增大比较明显；在磁钢极弧系数大于0.85后，转矩增加缓慢，材料利用率低，所以选定该电机极弧系数为0.85.
2.4 转子齿高优化磁钢是表贴于转子的内、外两侧的，为了解决电机制造时转子磁钢装配定位难、在旋转运行时磁钢易松动的问题，在转子上设计转子齿.由于转子齿的存在会引起电机的磁路变化，对电机的输出转矩、谐波等电磁性能有影响，有必要对转子齿参数进行研究.如图 10所示为输出转矩及A相空载反电势谐波总畸变率(total harmonics distortion，THD)随转子齿高度hr变化的关系曲线.
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图 10 输出转矩及空载THD随转子齿高度变化曲线 Fig. 10 Curve of THD of no_load and output torque versus rotor teeth height |
图 10中，T为输出转矩；THD为A相空载反电势，定义及计算方法将在3.2节介绍.可知，转矩及THD均随转子齿径向高度的增加而增加，为了保证在输出较大转矩的同时谐波畸变较小，选取转子齿高度为2 mm.
3 电磁性能分析 3.1 磁场分析研究游标电机的相关结构参数，优选后，对该电机进行有限元分析.如图 11(a)、(b)所示为电机某一时刻的空载磁力线分布图、磁通密度云图.可以看出，空载时，转子磁力线经由内、外定子调磁齿进入到内、外定子轭中，在内、外定子中均产生了2对极磁场，由于转子为22对极，调磁齿为24个，证明了调磁齿的磁通调制作用.
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图 11 空载时磁力线及磁通密度云图 Fig. 11 Flux lines distribution and magnetic field distribution of no load |
电机的气隙是磁路的重要组成部分，也是完成机电能量转换的基础.如图 12(a)、(c)所示分别为游标电机的内、外侧径向气隙磁密，如图 12(b)、(d)所示为对应内、外侧气隙磁密的谐波分析.图中，θ为空间机械角度, k为谐波次数.从图 12可以看出，在径向气隙磁密中，22对极磁场最强，这与转子磁极数为22对极相符.
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图 12 内、外侧气隙磁密及谐波分析 Fig. 12 Flux density and harmonic analysis of inner and outer air gap |
在上述分析中，均为绕组无电流、磁钢充磁下的磁密情况.此处，设置转子磁钢不充磁，研究在仅有电枢绕组供电的条件下，由电励磁磁场经调磁齿的磁通调制后，在气隙中产生的磁场情况.
由图 13可知，在电机磁钢不充磁且仅有电枢绕组供电励磁的情况下，在电机内侧气隙中，除电枢绕组产生的2对极磁场外，22对极谐波幅值最大，证明了调磁齿的磁通调制作用.
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图 13 磁钢不充磁情况下的内侧气隙磁场分布 Fig. 13 Magnetic field distribution of inner air gap in case of magnets are not magnetized |
谐波总畸变率是表征波形相对正弦波畸变程度的一个性能参数.如图 14所示为电机的空载反电势波形，以A相为例，取一个周期进行谐波分析，结果如图 15所示.图中，基波幅值为251.7 V，3次谐波幅值为8.7 V，5次谐波为1.8 V，其他次谐波基本为0.由式(6)可得，空载反电势谐波畸变率为3.5%，反电势谐波含量少，有利于电机稳定运行.
| $ {\rm{THD}} = ({U_{{\rm{nrms}}}}/{U_{{\rm{1rms}}}}) \times 100\% . $ | (6) |
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图 14 游标电机的空载反电势曲线 Fig. 14 Curve of no load EMF of vernier motor |
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图 15 A相空载反电势谐波分析 Fig. 15 Harmonic analysis of A phase no load EMF |
式中：THD为谐波总畸变率，Unrms为谐波的方均根值，U1rms为基波的方均根值.
3.3 齿槽转矩分析齿槽转矩是永磁电机绕组不通电时永磁体和铁心之间相互作用产生的转矩，由永磁体与电枢齿间的相互作用力的切向分量的波动引起[23].由文献[23]可知，齿槽转矩周期为
| $ {T_{{\rm{cog}}}} = \frac{{360}}{{{\rm{LCM}}\left( {z, 2p} \right)}}. $ | (7) |
式中：Tcog为齿槽转矩的周期；LCM(z, 2p)为电机极槽数的最小公倍数，该数值越大，齿槽转矩的周期越小，转矩幅值越小.如图 16所示为20个周期的齿槽转矩曲线.所设计的游标电机采用的12槽24调磁齿结构虽然只在12个槽内有绕组线圈，但周期数与24槽相同，增大了极槽配合的最小公倍数，在一定程度上抑制了齿槽转矩.
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图 16 游标电机的齿槽转矩曲线 Fig. 16 Curve of cogging torque of vernier motor |
如图 17所示为电机在电枢电流为8 A时所对应的转矩曲线.输出转矩平均值为67.5 N·m，转矩峰-峰值为2.3 N·m，根据式(8)可知，该游标电机转矩脉动为1.7%，实现了电机的低速大转矩稳定输出.
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图 17 游标电机的输出转矩曲线 Fig. 17 Curve of output torque of vernier motor |
| $ {T_{\rm{r}}} = \frac{{{T_{{\rm{max}}}} - {T_{{\rm{min}}}}{\rm{}}}}{{{T_{{\rm{max}}}} + {T_{{\rm{min}}}}}}{\rm{}} \times 100\% . $ | (8) |
式中：Tr为转矩脉动，Tmax为最大电磁转矩，Tmin为最小电磁转矩.
4 结论(1) 依据电机磁场分析结果，可得提出的新型电机结构及采用的磁极数、调磁齿数的配合，符合磁通调制原理，证明了理论分析的正确性.
(2) 研究电机内、外定子调磁齿的宽度、高度及配比、极弧系数与转子齿高，发现调磁齿宽为40%，齿高为11 mm；外调磁齿宽为35%，齿高为5 mm；极弧系数为0.85；当转子齿高为2 mm时，电机的综合性能好.
(3) 以A相空载反电势为例进行谐波分析，结果显示，在电机经优化设计后，基波幅值较大，反电势正弦度高，谐波含量少，有利于降低转矩波动，保证电机平稳运行.
(4) 分析电机齿槽转矩发现，转矩周期为12槽电机的一半，证明由于调磁齿的存在，增大了极槽配合的最小公倍数，减小了转矩周期，削弱了齿槽转矩.
(5) 本文所设计的电机反电势正弦度高，转矩波动小，转速为电枢磁场转速的1/11，实现了低速大转矩平稳输出，可以应用于电动汽车、风力发电、轮船推进等直接驱动场合.
| [1] |
宋佑川, 金国栋. 电动轮的类型与特点[J]. 城市公共交通, 2004(4): 16-18. SONG You-chuan, JIN Guo-dong. Classification and characteristics of electric wheel in new-generation electric vehicles[J]. Urban Public Transport, 2004(4): 16-18. |
| [2] |
FU W N, HO S L. A quantitative comparative analysis of a novel flux-modulated permanent-magnent motor for low-speed drive[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2010, 46(1): 127-134. DOI:10.1109/TMAG.2009.2030677 |
| [3] |
ATALLAH K, HOWE D. A novel high-performance magnetic gear[J]. Transactions on Magnetics, 2001, 37(4): 2844-2846. DOI:10.1109/20.951324 |
| [4] |
王虎生, 侯云鹏, 程树康. 无接触永磁齿轮传动机构发展综述[J]. 微电机, 2008, 41(2): 71-73. WANG Hu-sheng, HOU Yun-peng, CHENG Shu-kang. Development and prospect of non-contact permanent magnetic gear transimission[J]. Micromotors, 2008, 41(2): 71-73. |
| [5] |
刘继超, 曹家勇, 刘洋. 永磁齿轮传动特性影响因素分析[J]. 机械传动, 2012, 36(4): 9-13. LIU Ji-chao, CAO Jia-yong, LIU Yang. Analysis on the transmission characteristics of permanent magnetic gears[J]. Journal of Mechanical Transmission, 2012, 36(4): 9-13. |
| [6] |
陈栋, 王敏, 易靓, 等. 磁齿轮复合永磁电机综述[J]. 电机与控制应用, 2015, 42(3): 1-6. CHEN Dong, WANG Min, YI Liang, et al. Recent advances on magnetic-geared-integrated permanent magnet machine[J]. Electric Machines and Control Application, 2015, 42(3): 1-6. |
| [7] |
张东, 邹国堂, 江建中, 等. 新型外转子磁齿轮复合电机的设计与研究[J]. 中国电机工程学报, 2008, 28(30): 67-72. ZHANG Dong, CHAU K T, JIANG Jian-zhong, et al. Design and research of a novel magnetic-geared outer-rotor compact machine[J]. Proceedings of the CSEE, 2008, 28(30): 67-72. DOI:10.3321/j.issn:0258-8013.2008.30.011 |
| [8] |
沈建新, 王利利. 磁场调制型永磁电机的设计和实验[J]. 电工技术学报, 2013, 28(11): 28-33. SHEN Jian-xin, WANG Li-li. Design and experimental study of permanent magnet machines with magnetic field modulation[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2013, 28(11): 28-33. DOI:10.3969/j.issn.1000-6753.2013.11.004 |
| [9] |
XIE Ying, ZHANG Yan, LIU Hai-dong, et al. Design and analysis of an integrated magnetic-geared hybrid excitation machine for electric vehicles[C]//IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference. HangZhou:IEEE, 2016:7791650. http://ieeexplore.ieee.org/document/7791650/
|
| [10] |
BAI Jin-gang, ZHENG Ping, TONG Cheng-de, et al. Characteristic analysis and verification of the magnetic-field-modulated brushless double-rotor machine[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2015, 62(7): 4023-4032. DOI:10.1109/TIE.2014.2381159 |
| [11] |
林鹤云, 张洋, 阳辉, 等. 永磁游标电机的研究现状与最新进展[J]. 中国电机工程学报, 2016, 36(18): 5022-5034. LIN He-yun, ZHANG Yang, YANG Hui, et al. Overview and recent development of permanent magnet vernier machines[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(18): 5022-5034. |
| [12] |
QU Rong-hai, LI Da-wei, WANG Jin. Relationship between magnetic gears and vernier machines[C]//2011 International Conference on Electrical Machines and Systems. BeiJing:IEEE, 2011:6073448. http://ieeexplore.ieee.org/xpls/abs_all.jsp?arnumber=6073448
|
| [13] |
ZHAO F, LIPO T A, KWON B I. A novel dual-stator axial-flux spoke-type permanent magent vernier machine for direct-drive applicitions[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2014, 50(11): 8104304. |
| [14] |
KIM M S, ZHAO F, KWON B I. Design and analysis of axial-flux PM vernier machine for auto-focuing systems[C]//Proceedings of the 201518th International Coference on Electrical Machines and Systems. Pattya City, Thailand:IEEE, 2015:1792-1796.
|
| [15] |
郭思源, 周理兵, 曲荣海, 等. 基于精确子域模型的游标永磁电机解析磁场计算[J]. 中国电机工程学报, 2013, 33(30): 71-80. GUO Si-yuan, ZHOU Li-bing, QU Rong-hai, et al. Analytical magnetic field calculation of vernier permanent-magnet machines based on accurate subdomain model[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(30): 71-80. |
| [16] |
LI X L, CHAU K T, CHENG M. Analysis, design and experimental verification of a field-modulated permanent-magnet machine for direct-drive wind turbines[J]. IET Electric Power Applications, 2015, 9(2): 150-159. DOI:10.1049/iet-epa.2014.0156 |
| [17] |
李祥林, 程明, 邹国棠, 等. 聚磁式场调制永磁风力发电机工作原理与静态特性[J]. 电工技术学报, 2014, 29(11): 1-9. LI Xiang-lin, CHENG Ming, CHAU K T, et al. Principle and analysis of a new flux-concentrating field-modulated permanent-magnet wind power generator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(11): 1-9. DOI:10.3969/j.issn.1000-6753.2014.11.001 |
| [18] |
李祥林, 程明, 邹国棠. 聚磁式场调制永磁风力发电机输出特性改善的研究[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(16): 4198-4206. LI Xiang-lin, CHENG Ming, CHAU K T. Research on improvement of output characteristics of the flux-concentrating field-modulated permanent-magnet wind power generator[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(16): 4198-4206. |
| [19] |
LIU G H, YANG J Q, ZHAO W X, et al. Design and analysis of a new fault-tolerant permanent-magnet Vernier machine for electric vehicles[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2012, 48(11): 4176-4179. DOI:10.1109/TMAG.2012.2204042 |
| [20] |
LIU G H, CHEN M, ZHAO W X, et al. Design and analysis of five-phase fault-tolerant interior permanent-magnet Vernier machines[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2016, 26(4): 0604805. |
| [21] |
徐亮, 刘国海, 赵文祥, 等. 容错式永磁游标电机关键参数分析及实验研究[J]. 中国电机工程学报, 2016, 36(18): 5035-5042. XU Liang, LIU Guo-hai, ZHAO Wen-xiang, et al. Leading design parameter analysis and experimental validation of a fault tolerant permanent magnet Vernier machine[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(18): 5035-5042. |
| [22] |
ZHANG Y, LIN H Y, FANG S H, et al. Air-gap flux density characteristics comparison and analysis of permanent magnet vernier machines with different rotor topologies[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2016, 26(4): 0605105. |
| [23] |
王秀和. 永磁电机[M]. 北京: 中国电力出版社, 2007, 80-83.
|