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高速永磁電機與相同功率的傳統電機比較，其體積更小，電機相同損耗功率下的損耗密度就更大，且轉子的冷卻比定子更困難。為了對電機轉子有效的冷卻，可以對定轉子間加大氣隙處理。高速永磁同步電機轉子可采用合金熱套或者碳纖維綁扎結構，由于受碳纖維綁扎的剛度、強度、散熱的限制，目前在一些成熟的機組中，如Mohawk的MiTi燃料電池透平壓縮機，R&D和Honeywell的燃料電池透平壓縮機，內置的高速永磁電機轉子均采用合金熱套結構。
對于雙層過盈配合的插入式裝配轉子，文獻列出了轉子強度分析公式，但未給出高速轉子設計準則，對于三層過盈配合面的裝入式裝配轉子(極弧系數小于1)，文獻用一維桿模型描述永磁體受力狀況，但這種模型的精度較差。文獻利用有限元分析對考慮溫度下的超高速永磁轉子可靠性進行分析。文獻測量了高速轉子表面的徑向膨脹，計算結果與理論值有較大的偏差。由于在高轉速和接觸界面上測量應力和應變極為困難，甚至沒有可行性，理論預測是一種指導高速電機轉子設計經濟可行的方法。本研究推導了不考慮溫度影響下轉子的兩層過盈配合模型、三層過盈配合模型(極弧系數等于1)，利用有限元方法驗證了解析公式的正確性。對一臺額定轉速120kr/min，10kW的高速永磁同步電機轉子進行了強度分析。
永磁同步電機的轉子通常采用面裝式和圓柱體永磁體插入式兩種結構，如圖所示。其中，插入式結構采用圓柱狀衫鉆永磁體，內部開有光孔，平行充磁，面裝式結構采用瓦片式錢鐵硼，平行充磁。兩種結構中，轉子均為2極。保護套材料為欽合金或鎳鉻合金。從強度考慮，靜態裝配時，需要確定初始過盈量，并校核靜態裝配應力，進一步校核工作應力。選擇圓柱坐標系建立轉子強度分析模型。為方便推導，定義如下符號，如表1所示。式中待定系數Ca、由邊界條件來確定。由于永磁體和保護套的材料不同，故它們的位移方程中的待定系數也不相同。令永磁體的系數為Cma保護套的系數為Csa。若求解永磁體和保護套的位移場，則需確定以上4個待定系數。轉子的軸向載荷和額定轉矩很小，可忽略不計，轉子的應力屬軸對稱平面應力狀態，轉子存在徑向和切向的應力。不考慮溫度效應的情況下，微元體幾何方程為面裝式轉子屬于三層過盈配合，其應力、應變的求解可以借用兩層過盈配合模型的方法。對于實際的電機轉子，由于中間永磁體采用分塊結構，沿徑向切開，已不能用圓盤模型來描述。對于這樣的永磁體，當受到徑向的擠壓時，它可以沿周向自由伸展。文獻提出用旋轉的一維桿模型描述永磁體，但沒有給出有說服力的計算結果。文獻研究表明，當轉子帶極間距時(極弧系數小于1)，永磁體棱邊處會有一個附加的彎曲載荷，導致永磁體棱邊切進保護套使其破壞，這種結構的轉子需要更加精細的理論分析或有限元計算。本研究只分析圖所示結構的轉子，圖中pi為永磁體與保護套配合面處徑向應力，p為永磁體與軸配合面處徑向應力。
該算例中電機轉子的主要參數如表所示。額定轉速下有限元計算結果如圖所示。解析法與有限元計算結果比較如圖所示。圖為靜態配合過盈量取15um，額定轉速下插入式轉子位移。永磁體外徑處位移大于內徑處的位移，在徑向上被拉伸;保護套內徑處位移大于外徑處的位移，在徑向上被壓縮。由于保護套選用欽合金，密度約為永磁體的一半，而彈性模量與永磁體的很接近，所以保護套內層微元體所受的離心力要小于永磁體外表層微元體，使得保護套內層微元體的位移小于永磁體外層微元體。即使過盈量為0。永磁體仍會擠壓保護套，與圖所示的結果相吻合。如圖所示，當永磁體外表面位移為0時，己經接近松脫，當轉速繼續增大，徑向壓應力可能變大甚至超過材料強度極限，所以松脫轉速不應按徑向壓應力為0時的轉速來求取。該算例中電機轉子的主要參數如表所示。永磁體和保護套是脆弱部件，額定轉速下，其應力云圖如圖所示。解析法與有限元計算結果比較如圖所示。通過調整轉子各參數，進行強度的優化設能計。
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