電推進(jìn)飛機(jī)移相雙繞組永磁電機(jī)特性分析

陸嘉偉，張卓然,*，李進(jìn)才，孔祥浩, 2

1. 南京航空航天大學(xué) 多電飛機(jī)電氣系統(tǒng)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016

2. 南京航空航天大學(xué) 江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016

多電/全電飛機(jī)(More/All Electric Aircraft, MEA/AEA)是目前飛機(jī)電氣化發(fā)展的趨勢(shì)，多電/全電飛機(jī)將機(jī)上二次能源中的液壓能和氣壓能替換為電能，簡(jiǎn)化了系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，提高了系統(tǒng)可靠性、維護(hù)性和整體效率。但是考慮到飛機(jī)上超過90%的能源都用于提供推進(jìn)動(dòng)力，二次能源的總量占比很低，因此對(duì)飛機(jī)二次能源的優(yōu)化在燃油效率和排放性能上的改善有限，對(duì)提供推進(jìn)動(dòng)力的一次能源的優(yōu)化具有更大的改進(jìn)空間。電氣化是飛機(jī)一次能源的有效優(yōu)化途徑，通過電能提供飛機(jī)飛行所需的部分或全部動(dòng)力，構(gòu)成電推進(jìn)飛機(jī)，是飛機(jī)電氣化發(fā)展的新趨勢(shì)。

電推進(jìn)技術(shù)已經(jīng)在汽車、火車、艦船和一些飛行器上獲得了實(shí)際應(yīng)用，其在經(jīng)濟(jì)性和排放性能方面的優(yōu)勢(shì)已經(jīng)得到了驗(yàn)證。同時(shí)，一些新概念飛行器的出現(xiàn)與發(fā)展十分依賴于電推進(jìn)技術(shù)，例如多旋翼飛行器和分布式推進(jìn)飛機(jī)。這些類型的飛行器通常由多套推進(jìn)裝置提供動(dòng)力，整個(gè)動(dòng)力系統(tǒng)架構(gòu)對(duì)于常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)而言難以實(shí)現(xiàn)，必須依靠電推進(jìn)裝置。此外，電能傳輸?shù)谋憷院碗姍C(jī)安裝位置的靈活性使得電推進(jìn)飛機(jī)的設(shè)計(jì)更加自由，可以充分考慮推進(jìn)裝置和氣動(dòng)布局的集成，從飛行器總體角度進(jìn)行優(yōu)化，從而大幅提高氣動(dòng)效率，大幅提高能量利用效率。

電機(jī)是電推進(jìn)系統(tǒng)中的核心機(jī)電能量轉(zhuǎn)化部件，起到提供推進(jìn)功率的關(guān)鍵作用。航空電機(jī)一般需要滿足高效、高功率密度和高可靠性要求，飛機(jī)電推進(jìn)系統(tǒng)中的電機(jī)直接提供推進(jìn)功率，因而對(duì)其在效率、功率密度和可靠性方面的要求更為苛刻。目前飛機(jī)電推進(jìn)系統(tǒng)電機(jī)的技術(shù)路線主要有3條，永磁同步電機(jī)，異步電機(jī)和超導(dǎo)電機(jī)。3條技術(shù)路線均受到了廣泛關(guān)注，其中永磁同步電機(jī)在效率和功率密度方面的優(yōu)勢(shì)以及較低的技術(shù)風(fēng)險(xiǎn)和成本，獲得了最多的研究與實(shí)際應(yīng)用。通過高電磁負(fù)荷設(shè)計(jì)和高效的冷卻方式能夠有效提高永磁電機(jī)的功率密度和效率，使其匹配電推進(jìn)系統(tǒng)的高要求。為了提高電推進(jìn)飛機(jī)動(dòng)力輸出的可靠性，西門子公司為HYPSTAIR混合電推進(jìn)飛機(jī)和G 120TP混合電推進(jìn)飛機(jī)研制的混合電推進(jìn)系統(tǒng)采用了雙通道架構(gòu)，X-57 60 kW巡航螺旋槳推進(jìn)電機(jī)為雙通道供電，銳翔RX4E上的140 kW永磁推進(jìn)電機(jī)同樣采用了雙通道供電架構(gòu)。多通道架構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)電推進(jìn)系統(tǒng)對(duì)電機(jī)的高可靠性要求。

為了實(shí)現(xiàn)更高冗余輸出功率，進(jìn)一步提高可靠性，本文提出了一種采用移相雙三相繞組的雙通道永磁電機(jī)，并對(duì)其進(jìn)行了深入研究與分析。首先闡述了雙通道電機(jī)的冗余輸出機(jī)理，分析了不同雙三相構(gòu)型的雙通道電機(jī)電磁特性，通過原理樣機(jī)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了分析結(jié)果，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果和電機(jī)損耗特性研究了雙通道電機(jī)在單通道故障工況下的冗余輸出能力。

1 雙通道永磁電機(jī)系統(tǒng)冗余輸出原理

1.1 雙通道永磁電機(jī)系統(tǒng)構(gòu)成

雙通道永磁電機(jī)系統(tǒng)如圖1所示，系統(tǒng)由雙通道永磁電機(jī)和2臺(tái)獨(dú)立控制器構(gòu)成。2臺(tái)控制器采用獨(dú)立高壓直流母線，分別接收上位機(jī)的控制指令。系統(tǒng)正常工作時(shí)雙通道均勻輸出功率；單通道故障時(shí)切除故障通道，由另一通道單獨(dú)輸出功率。

圖1 雙通道永磁電機(jī)系統(tǒng)框圖Fig.1 System diagram of a dual-channel PMSM

1.2 冗余輸出原理

飛機(jī)一般可分為滑跑、起飛、爬升、巡航、下滑和著陸6個(gè)飛行狀態(tài)，不同飛行狀態(tài)對(duì)應(yīng)了不同的推進(jìn)功率，一般可分為起飛功率、爬升功率和巡航功率，滑行、下滑和著陸所需的功率有時(shí)會(huì)按巡航功率計(jì)算。對(duì)于采用電動(dòng)螺旋槳的電推進(jìn)飛機(jī)，不同飛行狀態(tài)對(duì)應(yīng)了電機(jī)不同的輸出狀態(tài)。飛機(jī)起飛階段持續(xù)時(shí)間較短，大約為數(shù)秒，所需推進(jìn)功率在此階段隨著飛機(jī)速度的變化而不斷變化，一般將該階段所需的最大功率視為起飛功率，對(duì)應(yīng)電機(jī)的峰值功率。飛機(jī)爬升階段持續(xù)時(shí)間與巡航高度和爬升率有關(guān)，小型飛機(jī)約持續(xù)數(shù)分鐘，大型飛機(jī)可持續(xù)30 min，該階段所需的功率即為爬升功率，對(duì)應(yīng)電機(jī)的額定功率。飛機(jī)巡航階段飛行狀態(tài)穩(wěn)定，持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)，所需推進(jìn)功率為巡航功率，巡航功率與飛機(jī)載重狀態(tài)、巡航高度和巡航速度有關(guān)，一般為電機(jī)額定功率的一半左右。

雙通道永磁電機(jī)系統(tǒng)在正常工況下由2個(gè)獨(dú)立通道共同向外輸出功率，2個(gè)通道的功率是均勻分配的，各向外輸出一半功率。

在某些系統(tǒng)局部故障情況下，雙通道永磁電機(jī)系統(tǒng)在切除故障通道后仍具有輸出至少一半功率的能力，能夠維持巡航狀態(tài)，并有能力將飛機(jī)安全帶回地面。而單通道系統(tǒng)在故障情況下很難維持輸出，發(fā)生故障通常意味著飛機(jī)失去動(dòng)力。因此雖然雙通道電機(jī)系統(tǒng)包含更多部件，系統(tǒng)更為復(fù)雜，與單通道電機(jī)系統(tǒng)相比，雙通道系統(tǒng)整體故障率更高，但是雙通道均發(fā)生故障失效的概率更低，雙通道電機(jī)系統(tǒng)能夠更為可靠地提供巡航功率，可認(rèn)為其在提供推進(jìn)功率上的可靠性更好。

2 雙通道永磁電機(jī)的電磁特性

2.1 電機(jī)結(jié)構(gòu)拓?fù)?/h3>

航空電推進(jìn)系統(tǒng)對(duì)重量敏感，為此需要對(duì)電機(jī)進(jìn)行高功率密度設(shè)計(jì)，將重量控制在合適范圍內(nèi)。

同步電機(jī)體積方程可表示為

(1)

式中：為定子內(nèi)徑；為有效長(zhǎng)度；為機(jī)械功率；為轉(zhuǎn)速；為效率；為電負(fù)荷；為磁負(fù)荷；cos為功率因數(shù)；為與電機(jī)種類和控制方式等有關(guān)的常數(shù)。

從式(1)中可見，在特定轉(zhuǎn)速和輸出功率的前提下，提高電機(jī)電負(fù)荷和磁負(fù)荷是提高電機(jī)功率密度的有效手段。在提高磁負(fù)荷方面，電機(jī)采用了高性能釹鐵硼永磁體，以獲得高氣隙磁密，同時(shí)通過采用Halbach陣列永磁轉(zhuǎn)子，大幅度減小轉(zhuǎn)子軛厚，降低電機(jī)重量。在提高電負(fù)荷方面，電機(jī)采用直接油冷方法提高電流密度，從而通過有限槽面積獲得更高電負(fù)荷。

圖2為雙通道永磁電機(jī)二維拓?fù)?。電機(jī)采用24極結(jié)構(gòu)，通過多極對(duì)數(shù)進(jìn)一步降低鐵心材料用量，在4 800 r/min額定轉(zhuǎn)速時(shí)頻率為960 Hz。電機(jī)定子采用144槽分布繞組結(jié)構(gòu)和60°相帶整距繞組，電樞繞組由單匝扁線繞制。Halbach永磁轉(zhuǎn)子每極分塊數(shù)為3，永磁體軸向分塊數(shù)為2，永磁材料為耐溫180 ℃的釹鐵硼永磁體。電機(jī)定子冷卻方式為油冷，定子槽內(nèi)設(shè)置了冷卻油路，轉(zhuǎn)子為開放式風(fēng)冷結(jié)構(gòu)，通過轉(zhuǎn)子支架上的散熱筋增強(qiáng)冷卻效果。電機(jī)基本參數(shù)如表1所示。

表1 雙通道永磁電機(jī)基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of dual-channel PMSM

圖2 雙通道永磁電機(jī)二維拓?fù)鋱DFig.2 Cross section view of dual-channel PMSM

電機(jī)定子鐵心材料采用了鐵鈷釩軟磁合金，牌號(hào)為1j22，飽和磁密達(dá)到了2.4 T。為了充分發(fā)揮電機(jī)鐵磁材料性能，降低有效材料用量，電機(jī)鐵心的飽和程度較高，圖3為空載磁密云圖，從圖中可見定子軛幾乎達(dá)到了飽和狀態(tài)，磁密達(dá)到了2.23 T，定子齒磁密達(dá)到了1.94 T。電機(jī)轉(zhuǎn)子軛由整塊導(dǎo)磁鋼制成，同樣處于飽和狀態(tài)。電機(jī)空載氣隙磁密最大為1.2 T。

圖3 空載磁密云圖Fig.3 No-load flux density distribution

電機(jī)為雙通道架構(gòu)，具有2套獨(dú)立三相繞組。144槽24極結(jié)構(gòu)的最小重復(fù)單元為12槽2極結(jié)構(gòu)，因此共可劃分為12個(gè)單元電機(jī)，對(duì)12個(gè)單元電機(jī)進(jìn)行重新組合，即可構(gòu)成雙通道架構(gòu)。一般共存在5種常規(guī)劃分方法：① 對(duì)半劃分；② 1個(gè)單元電機(jī)為一組間隔劃分；③ 2個(gè)單元電機(jī)為一組間隔劃分；④ 3個(gè)單元電機(jī)為一組間隔劃分；⑤ 4個(gè)單元電機(jī)為一組間隔劃分。以上5種方法中同一對(duì)極下的線圈屬于一套繞組，如圖4(a)所示，其槽電勢(shì)星型圖如圖5(a)所示，2套繞組的電勢(shì)同相位。該5種劃分方法均能實(shí)現(xiàn)2套繞組的解耦和一定程度上的隔離，但是存在繞組端部結(jié)構(gòu)復(fù)雜的問題，對(duì)半劃分方法在兩側(cè)繞組電流不一致時(shí)還存在不平衡磁拉力的問題。本文為了解決端部結(jié)構(gòu)復(fù)雜的問題，采用了移相繞組的劃分方法，如圖4(b)所示。通過對(duì)每極下繞組串并聯(lián)的重構(gòu)，構(gòu)成雙三相繞組，2套繞組相互耦合，存在30°電角度相位差，其槽電勢(shì)星型圖如圖5(b)所示。

圖4 雙三相繞組結(jié)構(gòu)(1/6模型)Fig.4 Winding configuration of dual 3-phase winding (1/6 model)

圖5 不同構(gòu)型繞組的槽電勢(shì)星型圖Fig.5 Coil electromotive force phasor diagram of different winding structures

2.2 電機(jī)電磁特性

由于采用了移相繞組，對(duì)于一套繞組而言，每極每相槽數(shù)僅為1，繞組不具備諧波抑制能力，導(dǎo)致反電勢(shì)的諧波含量較大，如圖6中的空載反電勢(shì)波形和圖7中的FFT分析所示。但是相應(yīng)的，移相雙三相繞組避免了每極每相繞組串聯(lián)帶來的反電勢(shì)基波幅值的損失，相比于常規(guī)繞組0.966的基波繞組因數(shù)，移相雙三相繞組的基波繞組因數(shù)為1，同樣電流激勵(lì)下的輸出能力會(huì)稍大于常規(guī)雙三相繞組。從圖7中的數(shù)據(jù)上看，移相雙三相繞組的反電勢(shì)基波幅值為258.4 V，相對(duì)的，常規(guī)雙三相繞組反電勢(shì)基波幅值為249.5 V，移相三相繞組在輸出性能上具有一定優(yōu)勢(shì)。

圖6 空載反電勢(shì)波形(4 800 r/min)Fig.6 Induced voltage waveforms (4 800 r/min)

圖7 不同雙三相繞組構(gòu)型反電勢(shì)FFT分析Fig.7 FFT analysis of induced voltage with different winding topologies

由于移相雙三相電機(jī)反電勢(shì)諧波含量較大，其中以5、7次諧波為主，因而電機(jī)單通道運(yùn)行時(shí)將產(chǎn)生較大的6倍頻轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)，如圖8所示。得益于兩套繞組之間存在30°電角度相位差，2套繞組產(chǎn)生的6倍頻轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)具有180°相位差，能夠相互抵消，使得移相雙三相電機(jī)雙通道平衡運(yùn)行時(shí)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)更小，額定工況下為2.9%，而常規(guī)雙三相電機(jī)在相同工況下的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)為3.5%。同時(shí)，移相雙三相電機(jī)的額定轉(zhuǎn)矩為217.0 N·m，而常規(guī)雙三相電機(jī)為209.7 N·m，也即移相雙三相電機(jī)的性能提高了約3.5%，與繞組因數(shù)的差異相符。

圖8 轉(zhuǎn)矩波形(額定工況)Fig.8 Torque waveforms (rated condition)

從圖9中的轉(zhuǎn)矩-電流特性曲線可見，電機(jī)具有良好的線性輸出能力，且雙通道運(yùn)行時(shí)的電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩恰好為單通道運(yùn)行時(shí)的2倍。線性的轉(zhuǎn)矩-電流特性曲線以及單通道運(yùn)行和雙通道運(yùn)行之間的比例關(guān)系有利于電機(jī)的控制。電機(jī)機(jī)械特性曲線如圖10所示，由于電機(jī)電感較小，電樞反應(yīng)弱，電機(jī)幾乎沒有弱磁能力，因此電機(jī)僅在恒轉(zhuǎn)矩區(qū)工作，在所有工況下均不進(jìn)行弱磁控制。

圖9 轉(zhuǎn)矩-電流特性曲線Fig.9 Torque versus armature current

圖10 機(jī)械特性曲線(額定電流)Fig.10 Mechanical characteristic curve (rated current)

從移相雙三相電機(jī)的輸出特性可見，電機(jī)的2個(gè)通道輸出能力相同，均有獨(dú)立輸出一半額定功率的能力，可以在飛機(jī)巡航狀態(tài)下互為備份。電機(jī)繞組的直流銅損與相電流的平方為正比關(guān)系，因此當(dāng)雙通道均勻提供巡航功率時(shí)，由于相電流為額定電流的約一半，電機(jī)直流銅損為依靠單通道提供巡航功率時(shí)的一半，且損耗更為分散。雙通道均勻輸出功率在系統(tǒng)效率上具有一定優(yōu)勢(shì)，同時(shí)轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)更小。

3 雙通道永磁電機(jī)定子損耗分布特性和故障輸出能力

3.1 電機(jī)冷卻方式

圖11為電機(jī)冷卻方式示意圖，電機(jī)定子采用浸油冷卻，鐵心槽內(nèi)設(shè)置有軸向油路，冷卻油從一側(cè)端部流入，浸滿端部空間，從軸向油路流向另一側(cè)端部空間，再由回油口回油。定子通過油套形成密封結(jié)構(gòu)，油套材料為聚醚醚酮樹脂(PEEK)，該材料絕緣性能優(yōu)良，在200 ℃以上的工作溫度下仍可以保持較好的機(jī)械性能，能夠作為薄壁結(jié)構(gòu)件承受冷卻油壓力。電機(jī)冷卻油流量為20 L/min，設(shè)計(jì)油壓100 kPa，油套厚度為1 mm，經(jīng)過流體場(chǎng)仿真，電機(jī)內(nèi)部的對(duì)流換熱系數(shù)約為150 W/(m·℃)。

圖11 電機(jī)冷卻方式示意圖Fig.11 Schematic diagram of cooling method of motor

電機(jī)轉(zhuǎn)子采用開放式通風(fēng)冷卻，通過飛行氣流流過轉(zhuǎn)子帶走轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的熱量。轉(zhuǎn)子支架上設(shè)置有散熱筋，以增強(qiáng)冷卻效果。

3.2 額定工況電機(jī)定子損耗分布特性

為了提高雙通道永磁電機(jī)功率密度，電機(jī)采用了高頻和高電磁負(fù)荷設(shè)計(jì)，額定轉(zhuǎn)速下電頻率為960 Hz，氣隙磁密最大1.2 T，電負(fù)荷37 115 A/m。高電磁負(fù)荷引起高損耗，高電頻率還將在扁線繞組中帶來額外交流損耗。通過有限元方法計(jì)算所得額定工況下的電機(jī)損耗數(shù)據(jù)如表2所示。從表中數(shù)據(jù)可見電機(jī)損耗主要集中于定子，以銅損為主，由于仿真計(jì)算中采用了理想正弦電流源激勵(lì)，轉(zhuǎn)子永磁體幾乎沒有渦流損耗，且由于永磁體對(duì)諧波磁場(chǎng)的屏蔽作用，轉(zhuǎn)子軛中的磁鏈不變化，轉(zhuǎn)子軛不產(chǎn)生損耗。從損耗密度角度看,雖然定子銅損和鐵損在總量上相差不大，但是繞組的損耗密度遠(yuǎn)大于鐵心，繞組的發(fā)熱更為集中，電機(jī)工作時(shí)繞組的溫升更為嚴(yán)重。

表2 額定工況電機(jī)損耗數(shù)據(jù)(理想電流源激勵(lì))Table 2 Machine loss under rated condition (excited by ideal current source)

3.3 單通道運(yùn)行電機(jī)定子損耗分布特性

當(dāng)電機(jī)系統(tǒng)切除故障通道后以單通道運(yùn)行，且故障通道為空載工況時(shí)，電機(jī)定子鐵損變化很小，工作通道的銅損不變，切除通道的三相繞組中仍會(huì)有渦流損耗產(chǎn)生。具體仿真得到的損耗數(shù)據(jù)見表3?？梢姰?dāng)電機(jī)單通道運(yùn)行時(shí)，定子損耗以鐵損為主，但從損耗密度角度看，工作通道繞組的損耗密度仍大幅高于鐵心，故障通道的繞組損耗密度低于鐵心。得益于移相雙三相繞組構(gòu)型，所屬于兩個(gè)通道的繞組線圈間隔分布，單通道工作時(shí)電機(jī)定子的損耗在空間上較為分散，能夠充分利用單通道切除帶來的冷卻優(yōu)勢(shì)，提高單通道輸出能力。

表3 單通道運(yùn)行電機(jī)損耗數(shù)據(jù)(理想電流源激勵(lì))Table 3 Machine loss when operating with single channel (excited by ideal current source)

3.4 故障輸出能力

根據(jù)單通道運(yùn)行時(shí)的損耗分布特性和對(duì)流換熱系數(shù)，可通過仿真計(jì)算電機(jī)單通道運(yùn)行時(shí)的最大輸出能力?，F(xiàn)分為3種情況討論：① 電機(jī)工作通道電流不變；② 電機(jī)定子總損耗不變；③ 電機(jī)繞組端部溫升不變。仿真所得數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 單通道運(yùn)行電機(jī)輸出功率預(yù)測(cè)值Table 4 Prediction of machine output power when operating with single channel

當(dāng)電機(jī)單通道輸出一半額定功率時(shí)，由于工作線圈的相鄰線圈均為空載狀態(tài)，溫度較低，工作線圈的冷卻條件更好，工作繞組端部溫度大幅降低，為電機(jī)提供了很大的輸出裕量。

若電機(jī)定子總損耗不變，則工作通道的損耗量可提高至1.526 kW，換算至相電流有效值約為142 A，根據(jù)電機(jī)特性曲線，此時(shí)電機(jī)的輸出功率可達(dá)77.2 kW。

若維持電機(jī)工作通道繞組端部溫升不變，則工作通道相電流有效值可達(dá)155 A，此時(shí)電機(jī)輸出功率可進(jìn)一步提高至84.2 kW。

從計(jì)算結(jié)果可見110 kW雙通道永磁電機(jī)在單通道故障情況下仍可輸出至少70%額定功率，可以在應(yīng)急情況下為飛機(jī)提供冗余動(dòng)力。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 電磁特性實(shí)驗(yàn)

圖12為研制的110 kW雙通道永磁電機(jī)原理樣機(jī)及其實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。原理樣機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)由110 kW 雙通道永磁電機(jī)、原動(dòng)機(jī)系統(tǒng)和油源車等構(gòu)成，原理樣機(jī)由2臺(tái)控制器驅(qū)動(dòng)。

圖12 原理樣機(jī)與實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.12 Prototype and test rig

圖13為實(shí)測(cè)電壓波形，圖13(a)為4 800 r/min 下1#繞組的空載線電壓波形，圖13(b)為2 000 r/min下1#繞組和2#繞組的空載線電壓波形(均為AB線電壓)。電壓波形與仿真結(jié)果相符，但是由于仿真中未考慮電機(jī)端部漏磁，實(shí)測(cè)空載反電勢(shì)偏小，比仿真結(jié)果小約6%。

圖13 空載反電勢(shì)波形Fig.13 Induced voltage waveforms

圖14為不同工況下的轉(zhuǎn)矩-電流特性曲線，曲線顯示了電機(jī)轉(zhuǎn)矩與電流之間良好的線性關(guān)系，電機(jī)具有強(qiáng)過載能力，與有限元仿真結(jié)果相符。受端部漏磁影響，實(shí)驗(yàn)測(cè)得的輸出轉(zhuǎn)矩略小于仿真值。2個(gè)通道的輸出能力同樣為線性關(guān)系，雙通道運(yùn)行時(shí)的實(shí)測(cè)轉(zhuǎn)矩為同電流下單通道運(yùn)行時(shí)的2倍。實(shí)驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了電機(jī)2個(gè)通道具有相同的輸出能力。

圖14 實(shí)測(cè)轉(zhuǎn)矩-電流特性曲線Fig.14 Measured torque-current curves

4.2 冷卻實(shí)驗(yàn)

得益于定子密封油冷的結(jié)構(gòu)，樣機(jī)可通過測(cè)量進(jìn)出口油溫和冷卻油流量推算定子總損耗量，或者通過已知的損耗量和溫升數(shù)據(jù)推算定子內(nèi)部的對(duì)流換熱系數(shù)。

電機(jī)的冷卻能力由冷卻實(shí)驗(yàn)測(cè)定，實(shí)驗(yàn)中，110 kW雙通道永磁電機(jī)樣機(jī)由原動(dòng)機(jī)拖動(dòng)，為抑制高頻鐵損帶來的影響，轉(zhuǎn)速設(shè)定為500 r/min。冷卻油流量設(shè)置為20 L/min，冷卻油溫度為室溫，熱電偶綁扎于繞組端部，由控制器向電機(jī)的1#繞組通入額定幅值的三相交流電流，測(cè)定繞組溫度和冷卻油溫。圖15為實(shí)測(cè)溫升曲線，由于繞組與冷卻油為直接接觸，流動(dòng)的冷卻油迅速帶走熱量，電機(jī)繞組能夠快速達(dá)到熱穩(wěn)定狀態(tài)。從圖15中可見熱穩(wěn)定后繞組端部與冷卻油之間的溫差約為15 ℃。根據(jù)繞組散熱面積，可推算繞組獲得的等效對(duì)流換熱系數(shù)約為163.5 W/(m·℃)，與計(jì)算結(jié)果相符，間接驗(yàn)證了電機(jī)單通道運(yùn)行時(shí)至少能長(zhǎng)時(shí)間輸出70%額定功率。

圖15 繞組溫升實(shí)驗(yàn)曲線Fig.15 Winding temperature rise curves

5 結(jié) 論

本文對(duì)雙通道永磁電機(jī)進(jìn)行了研究，闡述了雙通道電機(jī)的冗余輸出原理，討論了2種雙三相繞組構(gòu)型及其電磁特性，分析了不同工況下電機(jī)定子損耗分布特性，計(jì)算了電機(jī)單通道故障工況下的輸出能力，研制了110 kW雙通道永磁電機(jī)，通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了分析結(jié)果。研究結(jié)果表明：

1) 雙通道電機(jī)系統(tǒng)能夠更可靠地提供巡航功率，可為電推進(jìn)飛機(jī)在動(dòng)力系統(tǒng)局部故障時(shí)提供充分動(dòng)力，因此其可靠性優(yōu)于單通道系統(tǒng)。

2)移相雙三相電機(jī)輸出能力比常規(guī)雙三相電機(jī)高約3.5%，雙通道平衡運(yùn)行時(shí)的轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)更小，繞組結(jié)構(gòu)更簡(jiǎn)單，2個(gè)通道均具有良好的線性輸出能力，可在飛機(jī)巡航狀態(tài)下互為備份，分析結(jié)果經(jīng)由原理樣機(jī)實(shí)驗(yàn)獲得了驗(yàn)證。

3) 電機(jī)的損耗集中于定子，雙通道運(yùn)行時(shí)以銅損為主，單通道運(yùn)行時(shí)以鐵損為主，但不同工況下繞組的損耗密度均大幅高于其他部件，繞組的發(fā)熱更為集中。

4) 雙通道電機(jī)在單通道故障工況下，由于工作通道能夠利用故障通道的散熱能力，使得雙通道電機(jī)的單通道輸出能力大于額定功率的一半，110 kW雙通道永磁電機(jī)單通道運(yùn)行時(shí)能夠長(zhǎng)時(shí)間輸出至少70%額定功率。