電推進飛機新型高功率密度軸向磁場永磁電機對比與分析

高華敏，張卓然，王晨，薛涵，劉業

南京航空航天大學 多電飛機電氣系統工信部重點實驗室，南京 211106

隨著空中交通的快速發展，飛機二次能源逐步統一為電能形成的多電/全電飛機得到了重視與應用，其有著簡化飛機能源結構、提升能源利用率和可靠性、降低燃油消耗的優勢。美國國家航空航天局(NASA)提出了未來三代亞聲速客機燃油消耗、氮氧化合物排放和噪聲的嚴格目標，即+1、+2和+3，其中“”為客機B737-NG和發動機CFM56代表的技術水平，如表1所示。多電技術和大涵道比發動機技術的發展使得+1目標接近實現，+2目標具有實現的潛力。然而，由于推進系統和二次動力系統的能量轉換效率較低，+3的目標很難實現。

表1 NASA亞聲速客機性能目標[3]Table 1 NASA subsonic airline performance goals[3]

多電/全電技術是飛機二次能源利用形式方面的革新，飛機動力系統技術進步是進一步提升燃油利用率和降低排放的必要保證。由此，電推進技術成為飛機動力系統電氣化的重要發展方向，有望進一步提高飛機動力系統能量轉換效率、降低燃油消耗和排放，代表了航空電氣化的高級階段。發展電推進系統，特別是分布式電推進系統，是實現+3目標的一種可行的途徑。

電推進系統的推進功率來自于電機，電機系統是整個電推進系統的關鍵。電推進系統對電機效率和轉矩密度的要求很高，永磁同步電機是電推進系統動力來源很具前景的方案。其中，軸向磁場永磁電機因高緊湊性及高轉矩密度受到廣泛關注。

軸向磁場永磁電機分類多樣，根據定轉子數目組合的不同、磁通路徑的不同、繞組結構的不同、有無定子鐵心、有無定子槽可以得到不同的軸向磁場永磁電機拓撲。其中定子無鐵心軸向磁場永磁電機作為軸向磁場永磁電機的一個重要分支，具有效率高、轉矩脈動低、過載能力強、轉矩-電流特性好的優勢，在電動汽車、飛輪儲能等場合已得到應用。然而，由于消除了定子鐵心，氣隙磁密難以提升。為了提高氣隙磁密，雙轉子結構、Halbach永磁陣列結構等可應用于定子無鐵心軸向磁場永磁電機。同時，高效冷卻系統的采用可以有效提高電機的電負荷，以達到提高輸出能力的目標。為了進一步提高輸出能力，同時保留定子無鐵心軸向磁場永磁電機的優勢，對其他軸向磁場永磁電機拓撲進行了研究。無軛分塊電樞(YASA)軸向磁場永磁電機的定子沒有軛部，電樞相互分離,其繞組利用率高、鐵心用量少，同時鐵心損耗較傳統軸向磁場永磁電機低，有利于效率的提升。無槽軸向磁場永磁同步電機多采用環形繞組，嵌繞在環形鐵心上，保留了定子有鐵心永磁電機基本原理和特性，氣隙磁密較高，然而具有環形鐵心飽和引起的諧波。在電推進系統場合的高效率和高轉矩密度要求下，亟待對以上3種電機的電磁特性進行分析對比。

為了實現電推進飛機電機的高效率和高轉矩密度，本文分別對定子無鐵心軸向磁場永磁電機、無槽軸向磁場永磁電機及無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的繞組因數、轉矩輸出能力和損耗分布等進行深入分析，并對其損耗產生機理和影響因素進行研究。基于電推進電機的需求設計3種電機的尺寸參數，通過全面對比3種電機的電磁特性，探究適用于飛機推進電機的軸向磁場永磁電機，并結合試驗驗證分析計算模型及分析方法的正確性和可行性。

1 軸向磁場永磁電機拓撲結構

1.1 推進系統電機指標

美國伊利諾伊大學提出了外轉子無槽永磁推進電機，在15 000 r/min轉速下輸出功率為 1 MW。表2列出了該外轉子無槽永磁推進電機的參數和指標。基于容錯能力的考慮，Zhang等提出了1 MW、15 000 r/min的軸向磁場永磁電機，采用了與表2的外轉子永磁電機相同的空間約束條件。如圖1所示，該軸向磁場永磁電機由4個250 kW、15 000 r/min的定子無鐵心軸向磁場永磁電機組成，模塊化設計使得該電機具有良好的容錯能力?；谠撃K化設計，對其中的單臺軸向磁場永磁電機的拓撲及其特性進行研究與分析。

表2 外轉子無槽永磁推進電機參數[24]Table 2 Specifications of outer-rotor slotless permanent magnet propulsion motor[24]

圖1 軸向磁場永磁電機[16]Fig.1 Axial flux permanent magnet (AFPM) machine[16]

1.2 電推進軸向磁場永磁電機拓撲

圖2給出了定子無鐵心軸向磁場永磁電機結構示意圖。為了增大氣隙磁密，采用永磁體每極分塊數為4的Halbach陣列結構，該結構可以起到聚磁的作用，有效削弱轉子端部漏磁。為了解決集中繞組線圈繞制引出線連接問題及繞組線圈端部在軸向的交疊問題，采用了雙層非重疊集中繞組結構。

圖2 定子無鐵心軸向磁場永磁電機Fig.2 Configuration of ironless stator axial flux permanent magnet (AFPM) machine

該電機的繞組結構如圖3所示。對于定子無鐵心軸向磁場永磁電機，其磁場分布均勻，繞組結構特殊，其繞組因數的計算也與傳統集中繞組軸向磁場永磁電機有著很大的差異。采用合適的槽極配合，對提高繞組因數和輸出能力具有重要意義。對于傳統集中繞組軸向磁場永磁電機，基波繞組因數計算公式為

圖3 繞組結構Fig.3 Configuration of winding

(1)

式中：、分別為基波分布因數和基波節距因數；為極對數；為電機槽數；′為分數槽集中繞組電機的每極每相等效槽數；′為等效槽距角。

而對于雙層非重疊集中繞組結構的定子無鐵心軸向磁場永磁電機，繞組線圈每匝內外分布繞制，如圖3所示，基波節距因數與每匝繞組對應的角度有關。該定子無鐵心軸向磁場永磁電機的基波節距因數為

(2)

式中：為內外繞制的匝數；為由內向外的匝序數；為最內匝對應的角度;為最外匝對應的角度，該定子無鐵心軸向磁場永磁電機分布系數的計算與常規永磁電機相同。進一步得到雙層非重疊集中繞組結構的定子無鐵心軸向磁場永磁電機基波繞組因數為

(3)

無槽軸向磁場永磁電機多采用環形繞組，其嵌繞在環形鐵心上，保留了定子有鐵心永磁電機基本原理和特性，氣隙磁密較高，然而具有環形鐵心飽和引起的諧波。不同于具有環形繞組和環形鐵心的無槽軸向磁場永磁電機，為了避免環形鐵心飽和引起的諧波問題，本文提出新型無槽軸向磁場永磁電機，采用鼓形繞組。即在定子無鐵心軸向磁場永磁電機的基礎上，在兩層繞組的軸向中心處放置導磁盤所形成的無槽軸向磁場永磁電機拓撲，如圖4所示，導磁盤可以起到增大輸出能力的效果，同時不引起較大的損耗。該無槽軸向磁場永磁電機的繞組排布與定子無鐵心軸向磁場永磁電機相同，繞組因數也一致。

圖4 無槽軸向磁場永磁電機Fig.4 Configuration of slotless AFPM machine

無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機同樣可以采用集中繞組結構，其具有端部長度短，結構緊湊等優勢，如圖5所示。

圖5 無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機Fig.5 Configuration of yokelss armature and segmented armature (YASA) AFPM machine

然而，相比于定子無鐵心軸向磁場永磁電機和無槽軸向磁場永磁電機，無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機難以采用非重疊集中繞組結構，考慮到軸向空間限制，匝數有所降低，其基波繞組因數如式(1)所示。12槽14極的槽極配合在以上2種不同繞組結構形式下都可以達到較高的繞組因數，重疊集中繞組結構與非重疊集中繞組結構的繞組因數分別為0.942、0.802。

2 電磁性能分析與對比

2.1 電磁性能分析與優化

軸向磁場永磁電機設計流程圖如圖6所示，考慮到電推進場合對電機尺寸的要求，3種軸向磁場永磁電機的內外徑和軸向長度均相等。由于電推進系統對電機功率密度和轉矩密度的需求很高，且軸向磁場永磁電機結構較為扁平，軸向空間較小，本文采用相同的Halbach陣列雙轉子結構應用于3種軸向磁場永磁電機以增大氣隙磁密，軸向磁場永磁電機基本參數如表3所示。在滿足輸出能力和結構強度的基礎上，對電機進行優化設計。

表3 單臺250 kW軸向磁場永磁電機基本參數Table 3 Primary parameters of 250 kW AFPM machine

圖6 軸向磁場永磁電機設計流程圖Fig.6 Design flow chart of AFPM machine

定子無鐵心軸向磁場永磁電機及無槽軸向磁場永磁電機采取每層4匝的雙層非重疊集中繞組，其轉矩電流特性曲線如圖7所示。相比于定子無鐵心軸向磁場永磁電機，無槽軸向磁場永磁電機的定子導磁盤有效地增大了電機的輸出能力，隨著定子導磁盤厚度的增加，輸出能力有所增強，且轉矩電流特性曲線的線性度幾乎未受到影響。在轉速 15 000 r/min、電樞電流300 A的工況下對定子無鐵心軸向磁場永磁電機及無槽軸向磁場永磁電機的損耗及效率進行分析，如圖8所示。

圖7 定子無鐵心及無槽軸向磁場永磁電機的轉矩電流特性Fig.7 Output torque vs phase current of ironless stator and slotless AFPM machine

圖8 定子無鐵心及無槽軸向磁場永磁電機的損耗及效率Fig.8 Losses and efficiencies of ironless stator and slotless AFPM machine

在相同的300 A電樞電流下，定子無鐵心軸向磁場永磁電機、具有不同定子導磁盤厚度的無槽軸向磁場永磁電機的直流銅損均占比最大，約為3.7 kW。定子無鐵心軸向磁場永磁電機的電樞繞組直接暴露在強交流磁場中，繞組中會出現渦流損耗，使用利茲線可以有效降低繞組渦流損耗，所以在分析中繞組渦流損耗忽略不計。對于無槽軸向磁場永磁電機，鐵心損耗和永磁體損耗隨著導磁盤厚度的增大而增大。

對于定子無鐵心軸向磁場永磁電機，由于不存在定子鐵心，電樞繞組產生的磁場回路磁阻大，對轉子永磁體形成的主磁場影響小，即電樞反應小。在頻率不高的正弦波電流的激勵下，若氣隙長度較大，轉子永磁體損耗幾乎可以忽略。本文中的定子無鐵心軸向磁場永磁電機氣隙長度較小，且轉速很高，永磁體損耗很大，達到了1.72 kW，在實際應用中需要采取轉子散熱措施。

而對于無槽軸向磁場永磁電機和無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機等具有定子鐵心的電機，在正弦激勵下，電機的永磁體渦流損耗主要來自：定子繞組電流導致的空間諧波磁場及時間諧波磁場產生的永磁體渦流損耗；定子鐵心不均勻分布引起氣隙磁導的變化，氣隙磁導變化進而引起氣隙磁場存在豐富諧波，在轉子內部產生渦流損耗。隨著定子導磁盤厚度的增大，永磁體損耗增大。

在相同的300 A電樞電流下，定子無鐵心軸向磁場永磁電機及具有不同定子導磁盤厚度的無槽軸向磁場永磁電機的效率相近，均在97.8%左右，對于無槽軸向磁場永磁電機來說，定子導磁盤厚度為5 mm可以同時具有較高的輸出能力和效率。

如圖9所示，對于無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機，增大定子鐵心厚度同樣對輸出能力影響較大。在定子鐵心厚度分別為10、12 mm時，轉矩與電流呈現線性關系。由于繞組繞制方式的不同，考慮到空間限制，該無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機采用6匝繞組，經過計算得到該無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機內阻與上述定子無鐵心電機的雙層非重疊繞組內阻接近。

圖9 無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的轉矩電流特性Fig.9 Output torque vs phase current of YASA AFPM machine

對采用不同定子鐵心厚度的無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機在15 000 r/min下的損耗和效率進行分析，如圖10所示。由于該無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機內阻與上述的定子無鐵心軸向磁場永磁電機接近，在相同的300 A電樞電流下，2種電機的直流銅損接近，均不足4 kW。無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的永磁體損耗卻遠遠大于定子無鐵心軸向磁場永磁電機和無槽軸向磁場永磁電機。雖然無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的輸出能力有所提升，但效率還是有所降低。除此之外，無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的鐵心損耗也較大。在定子鐵心厚度增大時，永磁體損耗和鐵心損耗的增加更為顯著。同時，永磁體損耗受電樞電流影響也較大。

圖10 無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的損耗及效率Fig.10 Losses and efficiencies of YASA AFPM machine

分別對定子鐵心厚度為10、12 mm的無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機在不同轉速和電樞電流下的效率進行分析與對比，如圖11所示，效率均分布在95%～98%。對于低轉速大轉矩工況，=12 mm的無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機輸出能力更強，永磁體損耗和鐵心損耗不顯著，所以效率高于=10 mm的無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機。而在其他的工況下，由于厚的定子鐵心會帶來很大的損耗，所以=10 mm對應的電機具有更高的效率。

圖11 無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的效率Fig.11 Efficiencies of YASA AFPM machine

2.2 空載特性對比

針對電推進應用對電機的需求，對比分析定子無鐵心軸向磁場永磁電機、定子導磁盤厚度為5 mm的無槽軸向磁場永磁電機、定子鐵心厚度為10 mm的無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的電磁特性。3種電機結構尺寸如表4所示。其中定子無鐵心軸向磁場永磁電機和無槽軸向磁場永磁電機采用非重疊繞組，所以定子繞組在內外端部有一定的延伸。定子無鐵心軸向磁場永磁電機和無槽軸向磁場永磁電機繞組結構相同，均有2層繞組，每層繞組中每相的每組線圈對應繞制4圈，即4匝。無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機繞組直接繞制在定子鐵心上，考慮到軸向空間的限制，采用6匝繞組。

表4 250 kW軸向磁場永磁電機尺寸參數Table 4 Size parameters of 250 kW AFPM machines

3種軸向磁場永磁電機的空載轉子磁密云圖如圖12所示，圖中,為磁密。由圖可見,無槽軸向磁場永磁電機和定子無鐵心軸向磁場永磁電機轉子磁密分布相近，無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機具有較厚的定子鐵心，主磁場回路磁阻相對較小，導致轉子背軛磁密相對較大。

圖12 軸向磁場永磁電機轉子磁密云圖Fig.12 Flux density distribution of rotors in AFPM machines

對3種電機的空載反電勢進行對比，如圖13所示，具有定子導磁盤的無槽軸向磁場永磁電機空載反電勢明顯高于定子無鐵心軸向磁場永磁電機。而匝數更少的無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機鐵心用量更大、繞組因數更大，具有更高的空載反電勢。

圖13 15 000 r/min空載反電勢波形 (A相)Fig.13 No-load back-EMF waveforms at 15 000 r/min (Phase A)

2.3 負載特性對比

對3種電機的轉矩電流特性進行分析，如圖14所示，在相同電樞電流下，定子無鐵心軸向磁場永磁電機的輸出能力相對較小，無槽軸向磁場永磁電機較高，無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的轉矩輸出能力略高于無槽軸向磁場永磁電機。在250 kW、15 000 r/min的額定工況下對3種電機進行對比。圖15所示為無槽軸向磁場永磁電機和無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的定子鐵心磁密云圖，無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的整體磁密值相對較大。

圖14 不同電機轉矩電流特性Fig.14 Output torque vs phase current of AFPM machines

圖15 額定工況下定子鐵心磁密云圖Fig.15 Flux density distribution of stators at rated working condition

如圖16所示，在額定工況下，定子無鐵心軸向磁場永磁電機、無槽軸向磁場永磁電機、無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機所需電流不同，分別為318、276、264 A，定子無鐵心軸向磁場永磁電機所需電流較大，相應地，其直流銅損也較大。無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機具有最大的鐵心損耗。電樞電流相同時，無槽軸向磁場永磁電機的永磁體損耗比定子無鐵心軸向磁場永磁電機大，然而在額定工況下，2種電機所需電樞電流不同，定子無鐵心軸向磁場永磁電機具有更大的永磁體損耗。無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機也具有最大的永磁體損耗。在額定工況下，無槽軸向磁場永磁電機效率最高，約為97.9%。無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機效率最低，約為96.9%。

圖16 額定工況電機電流、損耗及效率 (15 000 r/min, 250 kW)Fig.16 Currents, losses and efficiencies of machines at rated working condition (15 000 r/min, 250 kW)

在相同輸出功率下，無槽軸向磁場永磁電機效率最高，所需定子電流也相對較小，對于電推進系統是較優的拓撲，其額定電流密度約為28 A/mm。在實際應用中，由于定子銅損較大，需要采用高效定子油冷系統。較大的永磁體損耗也使得電機需要采用高效的轉子冷卻措施。

分別在額定工況和考慮控制器容量限制的相同電樞電流工況下對3種電機的功率密度進行對比，如表5所示。在相同輸出功率下，由于定子無鐵心軸向磁場永磁電機所需的電樞電流較大，即電流密度最大，故其功率密度也相對較大，以有效材料重量計算，定子無鐵心軸向磁場永磁電機、無槽軸向磁場永磁電機、無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的功率密度分別為17.7、15.1、17.0 kW/kg。這是由于無槽軸向磁場永磁電機的導磁盤重量較大，且定子無鐵心軸向磁場永磁電機使用了較高的電流密度。在電樞電流一致時，如相電流均為300 A時，定子無鐵心軸向磁場永磁電機、無槽軸向磁場永磁電機、無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的功率密度分別為16.8、16.5、19.4 kW/kg。無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的功率密度優勢顯著，然而需要解決它轉子損耗較大的問題。定子無鐵心軸向磁場永磁電機效率和功率密度均有優勢，然而其單位電流下功率輸出能力相對較低。綜合分析電機的功率密度、效率、單位電流下功率輸出能力，可以得到本文提出的無槽軸向磁場永磁電機適用于電推進飛機。

表5 不同電機功率密度Table 5 Power density of different AFPM machines

3 試驗驗證

為了驗證分析方法和結果的合理性，在考慮成本和加工周期的前提下，研制了50 kW的采用Halbach陣列永磁轉子的定子無鐵心軸向磁場永磁電機樣機，試驗平臺如圖17所示。5 500 r/min的線空載反電勢如圖18所示，試驗結果與仿真結果一致。有限元分析和試驗測試得到的電機輸出轉矩與相電流的關系如圖19所示，轉矩與電流之間存在高度線性關系，且有限元分析數據與試驗測試數據吻合度較高。由于試驗中串聯電感，電流增大后電機的轉矩性能下降。

圖17 定子無鐵心軸向磁場永磁電機試驗平臺Fig.17 Experimental setup for ironless stator AFPM machine

圖18 5 500 r/min線空載反電勢波形Fig.18 No-load phase-to-phase back-EMF waveforms at 5 500 r/min

圖19 轉矩-電流特性Fig.19 Output torque vs phase current

轉速為7 000 r/min時，測得效率和電流之間的關系如圖20所示。電流較小時，輸入功率較低，機械損耗占輸入功率的比例較大，導致試驗效率低于仿真效率。

圖20 效率-電流關系Fig.20 Efficiencies vs phase current

4 結 論

針對電推進系統高功率密度永磁電機的應用場合，提出了一種無槽軸向磁場永磁電機。對定子無鐵心軸向磁場永磁電機、無槽軸向磁場永磁電機、無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機3種軸向磁場永磁電機進行了詳細的分析和對比，仿真結果和實測結果吻合較好，表明了分析計算模型及分析方法的正確性和可行性。得到以下結論：

1) 在相同槽極配合下，無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的繞組因數與傳統電機計算方法相同，計算得到其值為0.942，而采用了雙層非重疊集中繞組結構的定子無鐵心電機和無槽軸向磁場永磁電機繞組因數偏小，約為0.802。

2) 在空間限制內，隨著無槽軸向磁場永磁電機導磁盤厚度增大，其輸出能力、鐵心損耗和永磁體損耗均有所增加。在電流300 A、轉速15 000 r/min 工況下，電機效率隨電機導磁盤厚度的增大基本保持不變，約為97.8%。而無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機隨著定子鐵心厚度的增大，輸出能力也有所增強，但由于永磁體損耗會顯著增大，其效率有所降低。

3) 在額定輸出功率和轉速條件下，無槽軸向磁場永磁電機效率最高，約為97.9%，所需電流密度也相對較小，額定功率密度約為15.1 kW/kg，適用于電推進飛機。在實際應用中，由于定子銅損較大，需要采用高效定子油冷系統。較大的永磁體損耗也使得電機需要采用高效的轉子冷卻措施。無軛分塊電樞軸向磁場永磁電機的功率密度優勢顯著，然而其轉子損耗較大的問題需要被解決。