Bu tədqiqat, elektrik dəstəkli sükan (EPS) sistemlərinde istifadə oluna biləcək consequent-pole sabit maqnitli sinxron mühərrikların (CP-PMSM) tork dalğalanmasını azaltmaq məqsədilə rotor üzərindəki daimi maqnit və dəmir qütblərın düzülüşini yeniden tasarlamaktadır. Ənənəvi CP-PMSM yapistiliknda rotor qütblərindan bir qütblüyün daimi maqnit əvəzinə dəmir qütbla yaradılması, hava aralığındakı maqnit axını dağılımını asimmetrik hâle getirerek xüsusilə cüt mərtəbəli harmonikleri və tork dalğalanmasını artırmaktadır. Tədqiqatçılar bu problemi rotorun oxboyu uzunluğunu artırmadan çözmek üçün N qütbü, S qütbü və dəmir qütblərı rotor çevrəsi boyunca fərqli biçimlerde yerleştiren simmetrik və asimmetrik iki yeni 2D rotor memarlığı önermiştir.

ANSYS Maxwell 2024R1 ilə realleştirilen sonlu element analizlerinde stator, 8 qütb/12 yuva kombinasiyau, maqnit geometrisi, hava aralığı, rotor və stator boyutları ilə tədqiqat şərtləri sabit tutulmuş; əsas kimi rotor qütb düzülüşi və dəmir qütb yay nisbəti incelenmiştir. Nihai 2D analizde ənənəvi CP-PMSM'nin %36,91 olan tork dalğalanması simmetrik dizaynda %2,76'ya, asimmetrik dizaynda %3,59'a düşmüşdür. Buna karşılık orta tork 4,43 Nm'den sırasıyla 3,71 və 3,94 Nm'ye geriləmişdir. Nəticə dolayistilikyla yalnız “daha fazala tork” deyil, tork qabiliyyəti ilə tork keyfiyyəti arasındaki dizayn ödünleşimini göstərir.

Ek 3D sonlu element analizinde oxboyu sızma axını və uc effektləri hesaba katıldığında mutlak tork dalğalanması dəyərləri yüksəlmişdir. Ənənəvi yapı %40,8, simmetrik dizayn %6,0 və asimmetrik dizayn %7,5 tork dalğalanması vermiştir. Buna rağmen təklif edilən iki rotor düzülüşünin ənənəvi yapıya görə avantajlı sıralaması korunmuştur. Cogging torku da 192,38 mNm'den simmetrik yapıda 54,66 mNm'ye, asimmetrik yapıda 34,63 mNm'ye geriləmişdir.

Təklif edilən qütb düzülüşleri yalnız tork dalğalanmasını dəyişdirməmiştir. BEMF ümumi harmonik pozulma (THD) ənənəvi yapıda %8 iken simmetrik modelde %3,2 və asimmetrik modelde %3,6 kimi hesaplanmıştır. Demir kaybı 18,3 W'dan təxminən 16,2 W seviyesine, maqnit burulğan cərəyanı itkisi isə 1,02 W'dan təxminən 0,79 W'a geriləmişdir. Buna görə simulyasiya nəticələrı, daha düzgün maqnit axını dağılımının tork keyfiyyəti və bazı elektromaqnit itki göstergeleri açistilikndan birlikdə avantaj sağlayabileceğini göstərir.

Türkiyə baxımından tədqiqatnın örütubəti, otomotiv elektrik dəstəkli sükan mühərriklarında vibrasiya və tork pulsasiyasınu azaltmaya yönelik rotor dizeyninın yalnız daha fazala maqnit istifadə edilərək deyil, mövcud maqnit və dəmir qütblərın elektromaqnit kimi daha dmaneəi düzülüşlenmesiyle də geliştirilebileceğini göstermesidir. Bununla belə tədqiqat fiziksel EPS mühərrik prototipi üzərində deneysel kimi təsdiqlənməmişdir. Üretim toleransları, rotor mexaniki dayanıqlığı, inverter qeyri-xəttilikləri, montaj xətaları, temperatur və real sükan sistemi vibrasiyaleri nəticələrı değiştirebileceğinden, bildirilen simulyasiya dəyərləri birbaşa seriyalı istehsal performansı kimi kabul edilmemelidir.

EPS mühərrikinda tork dalğalanması niyə örütubətlidir?

Elektrik destekli sükan sistemi, sürücünün sükan hərəkətini elektrik mühərrikiyla destekler. Bu səbəbdən mühərrikin ürettiği torkun yalnız orta ölçüsü deyil, dönüş boyunca nə kadar düzgün olduğu da örütubətlidir. Motordaki periyodik tork değişimleri sükan hissine, mekanik vibrasiyae və akustik səs-küyye aktarılabilir.

Tədqiqatda istifadə edilən əsas mühərrik ailesi daimi maqnitlı senkron mühərrikdur. Ənənəvi PMSM'lerde rotor qütblərı daimi maqnitlərla oluşturulabilirken CP-PMSM yanaşmasında bir qütblükdeki maqnitın əvəzinə rotor demiri istifadə olunur. Beləliklə daimi maqnit miqdarının azaldılması hədəflenir.

Lakin bu material avantajının elektromaqnit bir bedeli vardır: maqnit kutbu ilə dəmir qütb eyni maqnit davranışı göstermediği üçün rotor çevrəsindəki hava aralığı axın sıxlığı ideal simetrisini kaybeder.

Ənənəvi CP-PMSM'deki əsas problem nədir?

Ənənəvi yapıda daimi maqnittan çıkan əsas maqnit axını statordan geçerek qarşı qütblükyi oluşturan dəmir qütb üzərindən rotor nüvəsine döner. Lakin bir qütb real daimi maqnit, qarşı qütb isə ferromaqnit rotor materialsi olduğundan iki kutbun oluşturduğu hava aralığı alanı birbirinin tam simetriği deyildir.

Tədqiqatın hava aralığı axın sıxlığı müqayisəsı, ənənəvi CP-PMSM'nin normal səth maqnitli PMSM'ye görə xüsusilə cüt mərtəbəli harmoniklerde daha yüksək məzmun oluşturduğunu göstərir. Bu harmonikler BEMF dalga biçimini bozar və elektromaqnit torkta periyodik değişimler meydana getirir.

Tədqiqatnın əsas dizayn yanaşması bu nedenle maqnit miqdarını artırmak deyil, rotor çevrəsindəki N, S və dəmir qütb sıralamasını değiştirerek maqnit axını simetrisini iyileştirmektir.

Daha əvvəl istifadə edilən oxboyu çözüm neydi?

Önceki bir yanaşmada N-CP-PMSM və S-CP-PMSM rotorları mühərrik oxu boyunca üst üste birləşdirilmişdir. İki yapının çift mertebeli BEMF harmonikleri təxminən zıt karakter gösterdiğinden birlikdə kullanıldığında bazı harmoniklerin birbirini kısmen iptal etmesi sağlanabilmektedir.

Lakin bunun üçün iki rotor bölümünün oxboyu kimi birleştirilmesi lazımdır. Tədqiqatçılar bu çözümün oxboyu sızma axını oluşturabildiğini, rotorlar arasında ek hava aralığı gerektirdiğini, mühərrikin oxboyu uzunluğunu artırabildiğini və elektromaqnit davranışın dəyərlendirilmesi üçün üçölçülü sonlu element analizine ihtiyaç doğurduğunu belirtmektedir.

Yeni tədqiqatın hədəfi benzer harmonik dmaneəeme etkisini rotorun oxboyu yönünde deyil, tək rotorun ekoloji qütb düzülüşi içində elde etmektir.

Təklif edilən rotor arxitekturasında nə dəyişir?

Üç mühərrik müqayisə edilmişdir:

• ənənəvi CP-PMSM,
• simmetrik qütb düzülüşli CP-PMSM,
• asimmetrik qütb düzülüşli CP-PMSM.

Motorların statoru, yuva və qütb sayı, daimi maqnit biçimi, hava aralığı, paket uzunluğu və elektromaqnit tədqiqat şərtləri eyni tutulmuştur. Beləliklə nəticələrdaki əsas fərqin rotor qütb düzülüşünden qaynaqlanması amaçlanmıştır.

Simetrik rotor düzülüşü necə işləyir?

Simetrik CP-PMSM'də qütblər yarım mekanik periyot boyunca N qütbü – dəmir qütb – dəmir qütb – S qütbü şəklində düzülüşlenmektedir. Beləliklə ənənəvi CP-PMSM'den fərqli kimi eyni mekanik periyot içerisinde hem N hem S qütblükli daimi maqnitlər mövcuddur.

Amaç iki fərqli qütblüyün oluşturduğu alan təsirlərini rotor çevrəsində daha dmaneəi dağıtmak və tək qütblükli ənənəvi CP-PMSM'nin maqnit asimetrisini azaltmaqtır.

Kalıcı maqnitın əsas akistilik hava aralığından statora geçip komşu dəmir qütb üzərindən geri dönmektedir. Lakin tədqiqatın axın yolu şemasında, akının bir bölümünün hədəflenen dəmir qütb əvəzinə başqa bir daimi maqnita yönelerek sızma axını yolu oluşturabileceği gösterilmektedir.

Niyə bölmələnmiş rotor istifadə olunur?

Təklif edilən iki yeni yapıda rotor nüvəsi qütb çiftleri arasında bölümlendirilmiştir. Bunun amacı daimi maqnit ilə komşu qütblər arasındaki istenmeyen maqnit kaçak yolunu zorlaştırarak əsas akının daha böyük bölümünü hava aralığına yönlendirmektir.

Tədqiqatçılar pratik bir EPS mühərrikinda bu bölümlendirilmiş rotorun mexaniki möhkəmlikının maqnit olmayan köprüler və ya tutucu kovanlar istifadə edilərək desteklenebileceğini belirtmektedir. Lakin bu mekanik çözüm tədqiqatda fiziki prototip kimi üretilip dayanım testine tabi tutulmamıştır.

Asimmetrik rotor düzülüşünin fərqi nədir?

Asimmetrik model də N və S daimi maqnit qütblərinı dəmir qütblərla eyni rotor çevrəsində birleştirir; lakin sıralama mekanik periyot boyunca simmetrik deyildir.

Tədqiqatın maqnit axını yolu analizine görə simmetrik yapıda iki belirgin sızma axını yolu bulunurken asimmetrik yapıda N qütbündan S qütbüna doğru tək bir əsas kaçak yol ibarətdir. Asimmetrik qütb düzülüşi böylece simmetrik yapıya görə fərqli bir hava aralığı alan dağılımı və fərqli tork/harmonik dengesi üretmektedir.

Demir qütb yay nisbəti niyə kritik?

Tədqiqatçılar rotor dizeyninda daimi maqnit miqdarını dəyişdirməmek məqsədilə daimi maqnit yay nisbətinı sabit tutmuş və daha aşağı maliyetli rotor demirine ait dəmir qütb yay nisbətinı \(\alpha_{iron}\) əsas dizayn dəyişəni kimi seçmiştir.

Demir qütb yay nisbəti bütün modelləşdirirde 0,4 ilə 0,9 arasında taranmıştır. Kalıcı maqnit yay nisbəti isə 0,8'də sabit tutulmuştur.

\(\alpha_{iron}\) değiştikçe:

• maqnit axınının dəmir qütbta nə kadar yoğunlaştığı,
• sızma axınının ölçüsü,
• dəmir qütbün maqnit doymau,
• tork harmonikleri,
• orta tork,
• tork dalğalanması

birlikdə değişmektedir.

Niyə 0,55 civarı əlverişli tapıldı?

Simetrik model ətraflı örnek kimi incelenmiştir. \(\alpha_{iron}=0,4\), 0,55 və 0,9 durumlarının akı yolları ilə tork harmonikleri müqayisə edilmişdir.

\(\alpha_{iron}=0,4\) olduğunda yüksək maqnit direnç nedeniyle akı dəmir qütb üzərində daha fazala yoğunlaşmaktadır. \(\alpha_{iron}=0,9\) olduğunda komşu dəmir qütblər arasındaki kaçak yolun maqnit direnci azalmakta və daha fazala akı istenmeyen rotaya yönelmektedir.

\(\alpha_{iron}=0,55\) seviyesinde isə tədqiqat daha düzgün bir akı dağılımı göstərmişdir. Tork spektrunda xüsusilə dominant üçüncü və altıncı harmoniklerin bu nöqtəda azaldığı və orta tork qorunurken tork dalğalanmasının minimuma yaklaştığı görülmüştür.

Nihai müqayisə üçün seçilen dəmir qütb yay nisbətləri:

Hava aralığı maqnit sahəsiı necə değişti?

Ənənəvi CP-PMSM'də maqnit axını dəmir qütb mühitsinde daha yoğun və asimmetrik şəkildə dağılmaktadır. Simetrik və asimmetrik modelləşdirirde N və S maqnitlərın yeniden dağıtılması, hava aralığı axın sıxlığınun pozitif və negatif yarı periyotları arasındaki dengeyi geliştirmiştir.

FFT analizi də yeni yapıların bazı aşağı mərtəbəli harmonikleri baskıladığını göstərmişdir. Tədqiqatda bu durum N-CP-PMSM və S-CP-PMSM tarafından yaradılan dominant harmoniklerin təxminən zıt faza ilişkisi göstermesiyle açıklanmaktadır.

Yeni rotorlar bu iki qütb tipini tək rotor çevrəsine dağıttığı üçün harmoniklerin tamamı deyil lakin bir bölümü birbirini iptal edebilmektedir.

BEMF dalga biçimi nə kadar iyileşti?

Daha aşağı THD, BEMF dalga biçiminin ideal sinüzoidal şekle daha yaxın olduğunu göstərir. Hər iki yeni rotor qütb düzülüşü ənənəvi CP-PMSM'ye görə daha aşağı harmonik bozulma vermiş; simmetrik yapı bu ölçütte en aşağı dəyəri sağlamıştır.

Tork dalgalanmasında asıl nəticə nədir?

Nihai 2D sonlu element analizinde ənənəvi mühərrikin orta torku 4,43 Nm və tork dalğalanması %36,91 kimi hesaplanmıştır.

Simetrik rotor düzülüşünde orta tork 3,71 Nm'ye düşerken tork dalğalanması %2,76'ya geriləmişdir. Asimmetrik rotor düzülüşünde isə orta tork 3,94 Nm və tork dalğalanması %3,59 olmuştur.

Bu nəticələrın örütubətli tarafı, 3D analizde mutlak tork dalğalanmasının 2D proqnozunden daha yüksək çıkmasıdır. Eksenel sızma axını və uc effektləri daxil edildiğinde 2D modelin mutlak performans rakamlarının aynen korunmadığı görülmektedir. Buna rağmen hər iki təklif edilən rotor dizeyni ənənəvi CP-PMSM'den belirgin şəkildə daha aşağı tork dalğalanması göstermeye devam etmiştir.

Ortalama tork niyə düştü?

Ənənəvi CP-PMSM, yeni yapılara kıyasla daha aşağı kaçak maqnit axınıya sahip olduğundan en yüksək orta torku üretmiştir. Yeni qütb düzülüşleri maqnit sahəsi simetrisini və harmonik davranışını geliştirirken bazı ilave sızma axını yolları meydana getirmiştir.

Bu səbəbdən tədqiqat, yeni rotor düzülüşünin hər elektromaqnit ölçütte üstün olduğunu iddia etmemektedir. Əsas nəticə, orta torktan müəyyən ölçüde ödün vererek çox daha düzgün bir tork çıkışı elde edilmesidir.

EPS kimi sürücünün sükan üzərindən mekanik geri bildirimi birbaşa hissedebildiği tətbiqlarda tədqiqatçılar tork dalğalanması, vibrasiya və cogging torkundaki azalmanın bu ödünleşimi anlamlı hâle getirebileceğini savunmaktadır.

Cogging torku necə değişti?

Cogging torku, rotor maqnitlərının stator yuvalarıyla etkileşiminden doğan yüksüz periyodik tork komponentidir. Tədqiqatda rotor qütb düzülüşünin dəyişdirilməsi cogging torku harmoniklerini də güclü şəkildə değiştirmiştir.

Asimmetrik dizayn %3,6 BEMF THD ilə simmetrik modelden biraz daha yüksək harmonik bozulma göstermesine rağmen en aşağı cogging torkuna, 34,63 mNm'ye ulaşmıştır. Bu nəticə da simmetrik və asimmetrik memarlıqlerin fərqli performans ölçütlerinde fərqli avantajlara sahip olduğunu göstərir.

İtkilər artdımı?

Tədqiqatçılar aşağı tork dalğalanmasının daha yüksək elektromaqnit itki karşılığında elde edilip edilmediğini də kontrol etmiştir.

Hər iki təklif edilən modelde də tədqiqatın raporladığı demir və maqnit burulğan cərəyanı kayıpları ənənəvi modelden daha aşağı tapılmışdır. Bu səbəbdən incelenen elektromaqnit koşullarda tork dalğalanmasının azaldılması bu iki əsas kayıp komponentinin artması pahasına realleşmemiştir.

2D dizayn niyə örütubətli?

Təklif edilən yapının əsas geometrik avantajı N və S consequent-pole təsirlərini rotorun oxunde iki ayrı mühərrik bölümü kimi üst üste yerleştirmek əvəzinə tək rotor çevrəsində birləşdirməsidir.

Beləliklə əvvəlki oxboyu birleşim yanaşmasındaki ilave oxboyu rotor uzunluğu və iki rotor arasındaki oxboyu hava aralığı gereksiniminin önüne geçilmesi hədəflenmiştir.

Lakin tədqiqatnın kendisi seçilen modelləşdirir üzərində 3D FEA da yapmıştır. Buna görə “3D analiz gerektirmiyor” ifadesi nəticələrın üçölçülü fiziksel etkilerden tamamen müstəqil olduğu anlamına gelmemelidir. Nitekim 3D nəticələrda tork və tork dalğalanması dəyərlərinin 2D modelden fərqli olduğu görülmektedir.

Tədqiqatın dəstəklədiyi nəticələr

• Rotor mühitsinde N, S və dəmir qütblərın yeniden düzülüşlenmesi CP-PMSM'nin hava aralığı maqnit axını simetrisini geliştirebilir.
• Təklif edilən simmetrik və asimmetrik yapılar incelenen modelde BEMF harmonik bozulmasını azaltmıştır.
• 2D FEA'da tork dalğalanması %36,91'den %2,76 və %3,59'a düşmüşdür.
• 3D FEA mutlak dəyərləri değiştirmiş lakin təklif edilən yapıların aşağı tork dalğalanması eğilimini korumuştur.
• Cogging torku hər iki yeni rotor düzülüşünde ənənəvi CP-PMSM'den aşağı hesaplanmıştır.
• Demir kaybı və maqnit burulğan cərəyanı itkisi təklif edilən modelləşdirirde artmamış, aksine qaynaqta daha aşağı dəyərlər hesabatda bildirilmişdir.
• Demir qütb yay nisbəti, tork və tork dalğalanması arasındaki dengeyi örütubətli ölçüde etkilemiştir.
• Simetrik model üçün \(\alpha_{iron}=0,55\) civarı aşağı üçüncü və altıncı tork harmonikleriyle əlaqələndirilmişdir.

Tədqiqatın destoynaqediği və ya henüz təsdiqləmədığı nəticələr

• Təklif edilən rotorlar fiziksel EPS mühərrik prototipi üzərində deneysel kimi test edilməmişdir.
• Real araç sükan hissi və ya sürücü konforu ölçülmemiştir.
• Akustik səs-küy üçün fiziksel ses ölçməü yapılmamıştır.
• Bölümlendirilmiş rotorun mexaniki möhkəmlikı deneysel rotor hız testleriyle təsdiqlənməmişdir.
• Üretim toleranslarının tork dalğalanmasına etkisi nicel kimi ölçülmemiştir.
• İnverter xətti olmayanlıkları və real kontrol sistemi xətaları deneysel kimi daxil edilmemiştir.
• Tədqiqatın nəticələrı fərqli qütb/yuva kombinasiyaları və ya fərqli mühərrik boyutları üçün avtomatik kimi geçerli kabul edilemez.
• Yeni yapıların seriyalı istehsal maliyeti və ya üretilebilirliği nicel bir maliyet tədqiqatsıyla dəyərlendirilmemiştir.

Tədqiqatın Metodu və Nəticələri

Sonlu element modelinin əsas dizayn parametreleri

Karşılaştırmanın rotor qütb düzülüşüne odaklanabilmesi üçün stator yapistilik, qütb/yuva sayı, daimi maqnit şekli, hava aralığı uzunluğu, paket uzunluğu və analiz şərtləri eyni tutulmuştur. Mıknatıs və dəmir qütb kalınlıkları da bütün modelləşdirirde 3 mm kimi sabitlənmiştir.

Analiz yazılımı və dizayn yanaşması

Elektromaqnit analizler ANSYS Maxwell 2024R1 istifadə edilərək realleştirilmiştir. Ana dizayn və parametrik analiz 2D FEA ilə aparılmışdır. Nihai seçilen rotorlar ayrıca üçölçülü FEA ilə dəyərlendirilerek oxboyu sızma axını və uc effektlərinin nəticə eğilimini dəyişdirib dəyişdirmədiği kontrol edilmiştir.

Demir qütb yay nisbəti skansı

Kalıcı maqnit yay nisbəti 0,8'də sabit saxlanılırken dəmir qütb yay nisbəti:

\[ 0,4 \leq \alpha_{iron} \leq 0,9 \]

aralığında değiştirilmiştir.

Parametrik analiz sonrasında tork dalğalanması ilə orta tork arasındaki denge dikkate alınarak:

• ənənəvi model üçün \(\alpha_{iron}=0,50\),
• simmetrik model üçün \(\alpha_{iron}=0,55\),
• asimmetrik model üçün \(\alpha_{iron}=0,55\)

seçilmiştir.

Tork dalgalanmasının tanımı

Tədqiqatda tork dalğalanması:

\[ T_{ripple}= \frac{T_{max}-T_{min}}{T_{avg}}\times100\% \]

şəklində hesaplanmıştır. Burada \(T_{max}\) və \(T_{min}\) tork dalga biçiminin maksimum və minimum dəyərlərini, \(T_{avg}\) isə orta elektromaqnit torku temsil eder.

Cogging torkunun tanımı

Tepe-tepe cogging torku:

\[ T_{cogging}=T_{cog,max}-T_{cog,min} \]

ilə tanımlanmıştır.

BEMF ümumi harmonik pozulma

Geri elektromühərrik kuvveti dalga biçiminin harmonik bozulması:

\[ THD= \frac{\sqrt{\sum_{n=2}^{\infty}E_n^2}}{E_1} \]

ilə qiymətləndirilmişdir. \(E_1\) əsas harmonik amplitudasıni, \(E_n\) isə n'inci harmonik komponenti temsil eder. Daha aşağı THD, BEMF dalga biçiminin sinüs biçimine daha yaxın olduğunu ifade eder.

Nihai elektromaqnit performans müqayisəsı

Simetrik və asimmetrik yapı arasında tək bir kazanan var mı?

Nəticələr tək bir modelin bütün performans ölçütlerinde en iyi olmadığını göstərir.

Simetrik dizayn:

• en aşağı 2D tork dalğalanmasını vermiştir: %2,76,
• en aşağı 3D tork dalğalanmasını vermiştir: %6,0,
• en aşağı BEMF THD dəyərini vermiştir: %3,2,
• lakin təklif edilən iki model arasında daha aşağı orta torka sahiptir.

Asimmetrik dizayn:

• 2D torku 3,94 Nm ilə simmetrik yapıdan daha yüksektir,
• 3D torku 3,83 Nm ilə simmetrik yapıdan daha yüksektir,
• 34,63 mNm ilə en aşağı cogging torkunu vermiştir,
• lakin tork dalğalanması simmetrik yapıdan biraz daha yüksektir.

Buna görə rotor seçimi tork qabiliyyəti, tork dalğalanması, cogging torku və BEMF harmonikleri arasında hansı ölçütün daha əvvəllikli olduğuna bağlıdır.

2D və 3D nəticələrın fərqi nə anlatıyor?

3D modelde ənənəvi mühərrikin torku 4,43 Nm'den 4,36 Nm'ye, simmetrik modelin torku 3,71 Nm'den 3,60 Nm'ye və asimmetrik modelin torku 3,94 Nm'den 3,83 Nm'ye değişmiştir.

Daha belirgin fərq tork dalğalanmasındadır: 2D analizde simmetrik və asimmetrik modelləşdirir %2,76 və %3,59 verirken 3D analizde dəyərlər %6,0 və %7,5 olmuştur. Bu durum oxboyu sızma axını və uc effektlərinin mutlak nəticə üzərində örütubətli olabileceğini göstərir.

Buna rağmen üç model arasındaki əsas sıralama değişmemiştir. Tədqiqatçılar bu nedenle 2D dizayn yanaşmasının rotor qütb düzülüşleri arasındaki əsas eğilimi doğru yakaladığını qiymətləndirməktedir.

Mənbə daxilində rəqəmsal tutarsızlıklar

Tork dalgalanması azalması: Məqalənin xülasəinde təklif edilən modelləşdirir üçün təxminən 33,3 və 34,1 yüzde puanlık azalma belirtilmektedir. Nihai Cədvəl 2'də ənənəvi, simmetrik və asimmetrik dəyərlər sırasıyla %36,91, %2,76 və %3,59'dur. Bu ham dəyərlər simmetrik üçün təxminən 34,15, asimmetrik üçün təxminən 33,32 yüzde puanlık fərq verir. Özet içindeki iki azalmanın model sıralamasıyla ilişkisi bu nedenle açıq deyildir.

Giriş bölümündeki dəyərlər: Giriş bölümünde simmetrik və asimmetrik modelləşdirir üçün tork dalğalanmasının ənənəvi mühərrika görə təxminən 42,61 və 41,78 yüzde puan azaltıldığı yazmaktadır. Bu sayılar yekun Cədvəl 2'deki %36,91 başlangıç tork dalğalanmasıyla matematiksel kimi uyğun deyildir. Nihai performans müqayisəsında Cədvəl 2'nin ham dəyərləri əsas alınmıştır.

Ortalama tork azalması: Aynı giriş paragrafında orta torkun simmetrik və asimmetrik modelləşdirirde təxminən %14,12 və %8,98 azaldığı belirtilmektedir. Nihai Cədvəl 2'də isə 2D tork dəyərləri 4,43, 3,71 və 3,94 Nm'dir. Mənbədəki yüzdeler ilə yekun cədvəl arasındaki bu fərqlilık sessizce düzeltilmemiştir.

Deneysel təsdiqləmə sərhədi

Tədqiqatda fiziksel mühərrik imalatı, dinamometr testi, real EPS sistemi testi və ya avtomobil testi realleştirilmemiştir. Nəticələrın tamamı elektromaqnit sonlu element analizine dayanmaktadır.

Müəlliflər pratik tətbiqda istehsal toleransları, montaj xətaları, inverter xətti olmayanlığı və mekanik vibrasiya nedeniyle simulyasiya ilə ölçmə arasında fərq oluşabileceğini açıkça belirtmektedir. Təklif edilən rotor düzülüşünin tork dalğalanmasını azaltma eğiliminin pratikte də korunması beklinzae də bu beklenti mövcud tədqiqatda deneysel kimi sübutlanmış deyildir.

Mənbə və Metod Qeydi

Tam orijinal tədqiqat adı: Design of Rotor Pole Arrangement for Torque Ripple Reduction in Consequent Pole Permanent Magnet Synchronous Motors

Müəlliflər: Chaewon Jo, Seonghwi Kim, Ju Lee.

Yazar sırası: Mənbədəki sıra aynen korunmuştur.

Sorumlu yazar: Ju Lee.

Eş katkı/eş birinci yazar: Mənbədə böyle bir beyan mövcud deyil.

Qurumlar: Department of Electrical Engineering, Hanyang University, Seoul, Republic of Korea; The Industry-University Cooperative Foundation, Hanyang University, Seoul, Republic of Korea.

Jurnal: Machines.

Nəşriyyat: MDPI.

Bibliyoqrafik qeyd: Machines 2026, 14(6), 662.

DOI: 10.3390/machines14060662.

Rəsmi nəşr birləşməsı:https://doi.org/10.3390/machines14060662

Yayın tarihi: 8 Haziran 2026.

Mənbə növü və rəylik durumu: Hakemli orijinal tədqiqat məqaləsidir. Bilimsel təsdiqləmə sonlu element analizi və model müqayisəsına dayanmaktadır.

Lisenziya: Creative Commons Attribution (CC BY).

Maliyyələşdirmə: Tədqiqat Korea Institute of Energy Technology Evaluation and Planning (KETEP) və Republic of Korea Ministry of Trade, Industry & Energy (MOTIE) tarafından No. RS-2024-00420625 əhatəsinda desteklenmiştir.

Məlumat əlçatanlığı: Tədqiqatnın orijinal katkılarının məqaləde bulunduğu, ek soruların sorumlu yazara yöneltilebileceği belirtilmiştir.

Maraqlar toqquşması: Müəlliflər çıkar çatışması olmadığını beyan etmiştir.

Müəllif töhfələri: Chaewon Jo və Ju Lee kavramsallaştırmada; Chaewon Jo metod, yazılım, biçimsel analiz, tədqiqat və məlumat tənzimləməde; Chaewon Jo və Ju Lee təsdiqləməda; Chaewon Jo və Seonghwi Kim inceleme/tənzimləmə və vizualleştirmede; Ju Lee gxülasəim, proje yönetimi və finansman ediniminde tapşırıq almıştır. Mənbədə bütün müəlliflərın yayımlanan sürümü okuyup onayladığı belirtilmektedir.

Bu Verianla məqaləsindeki mühərrik geometrileri, maqnit axını açıklamaları, analiz şərtləri, formüller, harmonik davranış, tork, tork dalğalanması, cogging torku və kayıp dəyərləri incelenen qaynaq tədqiqatya dayanmaktadır. Bibliyoqrafik identikliyin doğrulanması xaricində xarici qaynaqlardan yeni bilimsel deney və ya nəticə eklenmemiştir.

Əsas metodsel sərhəd: Tədqiqat fiziksel mühərrik prototipi və ya real EPS sistemi üzərində eksperimental təsdiqləmə ehtiva etmir. Ana dizayn 2D sonlu element analiziyle təkvalləşdirilmiş və seçilen yapılar 3D FEA ilə ek kimi kontrol edilmiştir. Üretim toleransları, montaj xətaları, inverter etkileri, mekanik vibrasiya, rotor mexaniki dayanıqlığı və real araç şərtləri deneysel kimi dəyərlendirilmemiştir.

Mənbə daxili rəqəmsal tutarsızlık qeydi: Özet, giriş və yekun Cədvəl 2 arasında tork dalğalanmasındaki azalma və orta tork düşüşü üçün birbiriyle uyuşmayan bazı yüzde ifadeleri mövcuddur. Bu səbəbdən Verianla məqaləsinde yekun elektromaqnit müqayisə üçün Cədvəl 2'də açıkça verilen ham dəyərlər kullanılmış, digər ifadeler sessizce düzeltilmemiştir.