航空電源系統用高速實心式永磁同步電機設計

陳鑫杰, 王慧貞

(南京航空航天大學 自動化學院,江蘇 南京 211106)

0 引言

多電飛機是用電力系統取代部分二次能源系統的飛機,大多數機載設備和操縱系統均由電能驅動,可以實現飛機的電氣化管理。這樣能夠有效提升飛機的可靠性,降低運行成本,減小飛機的體積、減輕飛機的質量。但同時用電需求的增加對航空電源系統的電源容量和質量都提出了更高的要求[1-2]。永磁同步電機具備高功率密度、高效率、高轉速運行能力以及快速動態響應等優點,因此可以將其作為發電機[3]。

該類電機的高功率密度和高安全可靠性均對電機設計提出了較高的要求。首先是功率密度,不同于常規電機,此類電機轉速很高,受限于稀土永磁材料抗拉屬性的不足與轉子臨界轉速,轉子外徑與長度均無法設計過大。此外,永磁材料高溫下易退磁,電機的額定輸出電流也不允許過大,這就反過來限制了電機的功率密度。其次是溫度場方面,高功率密度也帶來了較大的損耗密度,散熱系統的設計需要保證永磁體工作溫度不會太高以保證其安全[4-5]。特別是水冷散熱系統的設計需要在對流換熱系數與流動阻力之間達成平衡。然后是機械場方面,護套厚度的設計也要合理,過大的護套不僅提高了整個電機系統的質量,還額外需要更多的氣隙空間以便安裝;過小的護套設計又無法保證永磁體的安全。最后,過盈量的設計也同樣需要兼顧對永磁體的保護,與自身的裝配難度和材料的屈服強度矛盾。所以如何在兼顧電磁場、機械場與溫度場的情況下完成此類電機設計是核心問題。

本文依據一架小型無人飛機的發電需求,設計了一臺75 kW、65 000 r/min的高速永磁同步電機,通過有限元仿真從電磁場、溫度場和機械場三個角度對電機性能、轉子強度和冷卻系統進行了設計,完成了電機的整套設計流程。設計流程與分析結果可為高功率密度航空電源系統的電機設計提供參考依據。

1 實心圓柱式轉子結構

如果永磁同步電機運行轉速達到高速范疇,一般就采用表貼式轉子結構加護套的組合替代應力點較多的內嵌式結構[6-7]。相較于傳統表貼式永磁同步電機的轉子結構,圖1(a)的實心式結構改變了永磁體張貼在轉軸上的裝配方式。首先將永磁體與護套過盈裝配,再把護套兩邊延伸出一段距離與轉軸焊接,最后將轉子整體固定在轉軸上,如圖1(b)所示,其中四段加粗線條為延伸出的焊接層。這種設計不僅使得轉子在相同尺寸下具有更大的磁場強度,還更利于把電機做小,使其承受的強度極限更大[8]。

圖1 實心圓柱式轉子結構Fig.1 Structure of solid cylindrical rotor

2 電磁設計

2.1 尺寸參數設計

電機主要尺寸和性能指標之間的關系為[8]

(1)

式中:Ds1為定子內徑;L為疊片長度;n為額定轉速;P為額定功率;K1為氣隙磁場波形系數;K2為電樞繞組系數;α為計算永磁體極弧系數;Bδ為氣隙磁通密度;A為電機線負荷。其中電機的性能指標在表1中給出。

表1 電機性能指標Tab.1 Performance indicators of the motor

高功率密度電機為獲得足夠的輸出能力,一般要求電機轉子不能太小。但區別于常規電機,高速電機的定子內徑需要進行限制以防止大外徑轉子在高速旋轉產生過大的離心力超過材料本身的許用應力[9],材料許用應力與半徑關系為

(2)

式中:ρ為材料密度;r為定子內半徑;ω為角速度;[δ]為材料許用應力;C為安全系數。

從電機損耗角度來看,裂比的選取對電機損耗的影響很大,如圖2所示。裂比即定子內徑Ds1與定子外徑Ds2的比值,其過大或者過小都會使得電機總損耗值偏大[10],這對電機的效率及散熱均不利。

圖2 裂比與損耗的關系Fig.2 The relationship between ratio and loss

本文的設計流程是:先結合關系式(1)和(2)選取合適的氣隙磁密和線負荷用來粗定電機的轉子尺寸[11],再根據總損耗關系,選取合適的裂比,確定定子的尺寸。然后考慮到過高的電頻率容易產生過大的鐵耗和渦流損耗,故此電機的極對數選擇為1[12]。但低極對數帶來了較大的振動噪聲,通過針對性加厚定子軛部對先前粗定的轉子尺寸進行微調[13]。選擇雙層分布式繞組有利于提高電勢正弦度,減少諧波含量[14];選擇小線徑漆包線以減少集膚效應帶來的交流損耗[15-16]。綜上所述得到電機的主要尺寸如表2所示。

表2 電機主要尺寸參數Tab.2 Main dimensions of the motor

2.2 有限元驗證

采用二維有限元法,利用Maxwell電磁仿真軟件搭建了電機模型,并進行仿真分析以驗證上述尺寸的電磁輸出能力。圖3分別從空載和負載兩個角度對電機的性能進行分析,其中負載仿真條件的激勵設置為155 V交流電壓源模擬電機在65 000 r/min直流穩壓系統下的運行工況。

圖3 電磁特性圖Fig.3 Electromagnetic characteristics diagram

從磁密云圖3(a)、(c)中可以看出,電機齒部磁密在1.2 tesla左右,齒尖處磁密在負載時可以達到1.4～1.5 tesla。軛部磁密一般在0.8 tesla左右,局部磁密在1.2 tesla?？梢钥闯龃穗姍C針對性加厚了定子軛部,其磁密較低。該電機鐵心材料選擇特高頻用2 mm武鋼的硅鋼片20WTG1500,其磁飽和密度在1.52 tesla左右。為了保證高速電機的控制性能,這樣偏低的磁密設計的是比較合理的。同時從圖3(b)中可以看出空載反電勢波形正弦度很高,諧波含量僅為1.8%。圖3(d)表明在航空電源穩壓系統下,該電機轉速在65 000 r/min時,通225 A的有效值電流,可產生11 N·m及以上的扭矩,保證了75 kW的輸出功率。

3 機械場分析

高速運行時的轉子不但要滿足機械強度的標準,而且必須符合轉子動力學的要求,防止因旋轉至共振點導致劇烈的振動,出現掃膛等故障[17-18]。

為了保護永磁體的安全,借助Workbench仿真軟件中的Static strucal和Modal模塊設計了該電機的護套、過盈量,并對電機的臨界轉速進行分析校驗。

3.1 護套厚度與過盈量的設計

護套選用高溫鎳合金材料(GH4169),其理論屈服強度在900 MPa左右,相較于碳纖維,擁有更優秀的散熱能力。圖4是搭建的靜力學仿真模型,施加65 000 r/min繞軸向的旋轉載荷以模擬運行時的工況,從轉子靜力學角度進行分析。

圖4 轉子三維模型Fig.4 Three-dimensional model of the rotor

從圖5可以看出增加護套厚度不僅可以減小永磁體所受的最大切向應力,還可以減少護套本身所受的最大等效應力。而增加護套和永磁體裝配時的過盈量,同樣可以減小永磁體受到的離心力,但是會增大裝配難度和護套所受等效應力。綜合考量,最后選取0.08 mm的過盈量和5 mm合金護套,這使得永磁額定運行時體所受最大切向應力小于0,即永磁體運行過程中承受壓力,而且護套本身所受最大等效應力不超過800 MPa,離該合金護套的理論屈服強度仍有一定裕量。

圖5 過盈量對護套選取的影響Fig.5 The impact of interference fit on the selection of sheath

3.2 轉子動力學分析

對高速電機轉子進行動力學分析,如圖6所示,通過在轉軸左側端面施加位移約束等效為實際轉軸端約束,最后施加兩個軸承約束在轉軸兩端的表面。電機軸承選擇角接觸軸承,軸承剛度為105N/m。

圖6 軸承約束Fig.6 Bearing constraints

計算結果如圖7所示,加入軸承約束后,轉子系統的一階臨界轉速為77 746 r/min,而本電機額定轉速為65 000 r/min,留有20%的轉速安全裕量,這保證了電機以額定轉速運行時不會因為過于靠近臨界轉速而產生過大的振動。

圖7 坎貝爾圖Fig.7 Campbell diagram

4 溫度場分析

高功率密度的特點同樣給電機帶來了較大的損耗密度,從而引起電機溫升升高,這可能導致永磁體不可逆退磁等風險[19],所以散熱系統的設計與電機溫度分布分析是高功率密度電機設計的最后一環。

4.1 水道設計

電機采用定子機殼布置水道的水冷散熱方式,形式為螺旋式水冷結構[20-21]。水道散熱系數和水道尺寸的關系:

(3)

式中:he為對流換熱系數;Nu為努塞爾數;αo為水的導熱系數;de為水道特征尺寸。水道流動阻力為沿層阻力hf和局部阻力hj之和,兩者與水道尺寸的關系分別為

(4)

(5)

式中:λf為阻力系數;g為重力加速度;n1為水道數量;Ds2為定子外徑。水道的特征尺寸de、水流速度v以及水道總長度Le都可以由唯一的變量水道數量n1、常數水流量Q和水道結構常數b等表示,可寫為

(6)

式中:L為電機疊片長度;水道結構常數b由水道整體所需的機械強度決定,可取機殼厚度的一半。這樣,電機散熱系數、流動阻力均可用n1這個唯一變量表示,而n1在疊片長度L以及n1確定的情況下,又可以由水道寬度a表示,這樣就得到了對流換熱系數、流動阻力與水道寬度的關系,如圖8所示。

圖8 對流換熱系數、流動阻力與水道寬度的關系Fig.8 The relationship between convective heat transfer coefficient, flow resistance, and width of waterway

由圖8可知,保證相同水流量Q時,水道寬度a設計的過小會產生較大的流動阻力;a過大又會導致對流換熱系數不高。綜上考量,選擇藍色區域的a最為合理,此時對流換熱系數較高,同時沿層阻力也不大,故最終選取水道寬度a為10 mm,具體的水道模型如圖9(b)所示。

圖9 電機建模Fig.9 Motor modeling

4.2 仿真驗證

借助Ansys中Fluent模塊對電機溫升進行了仿真分析。表3給出了溫度場仿真主要材料的參數,圖9(a)為建立的電機溫升仿真三維模型。

表3 電機部分材料的熱參數Tab.3 Thermal parameters of some motor materials

通過解析法和有限元法等方式估算電機實際運行時產生的各類損耗,作為Fluent仿真的熱源。設置電機各部位材料的導熱系數以及比熱容,并將進水口溫度設為26 ℃、水流量設為6 L/min,最終得到電機溫度分布如圖10所示。

圖10 電機溫度分布Fig.10 Motor temperature distribution

從圖10(a)、(c)、(d)中可以看出因為采用周向螺旋形水冷方式,所以從入水口到出水口,定子和轉子軸向上的溫度均呈現梯度差異現象,電機的最高溫度出現在轉子末端,為86.2 ℃。其次是繞組端部的溫度,達到74 ℃左右,如圖10(b)所示。這樣的穩態溫度既不會使永磁體產生較大的剩磁性能損失和不可逆退磁,也不會燒毀繞組間的絕緣。

5 試驗驗證

為了驗證所設計電機的合理性,制造了一臺樣機。其控制器是專門設計的高速電機控制器,控制主體為DSP28379和CPLD,如圖11所示。

圖11 樣機與試驗平臺Fig.11 Prototype and experimental platform

圖12和表4對電機部分數據進行了測試,該電機以65 000 r/min轉速運行,空載時線電壓幅值達到270 V,滿足航空電源系統設計要求,交/直軸電感和相電阻使用數字電橋設備測量,均與仿真值相差不大。額定轉矩由扭矩傳感儀器測量得到,額定運行時測量結果為12.3 N·m左右,符合設計要求。電機持續運行數小時,未出現較大振動與異響,驗證了機械設計的合理性。電機長時間運行后繞組溫度通過溫度傳感器測量得到,最高為76 ℃。

表4 電機的試驗數據與仿真數據對比Tab.4 Comparison of experimental data and simulation data of the motor

圖12 65 000 r/min的空載線反電勢波形Fig.12 No-load back electromotive force waveform at 65 000 r/min

6 結語

通過有限元仿真,從電磁場、機械場和溫度場三個角度對電機性能、轉子強度和冷卻系統進行研究,設計了一款用于航空電源系統的高速圓柱式轉子永磁同步電機,并且通過試驗驗證了其可行性。具體設計如下:

(1) 電機采用實心圓柱式轉子結構增強磁場強度、增大承受的強度極限;選擇低極對數與合適的裂比減小損耗;加厚定子軛部減小振動噪聲;細線徑、多股并繞減小交流損耗,最終電機總質量為20 kg,滿足預期要求。

(2) 轉子設計為細長型,保護套選用5 mm高溫鎳合金護套,采用0.08 mm過盈裝配,可使得永磁體在轉速65 000 r/min時所受的最大切向應力值為負,保護套受到的最大等效應力值不超過其屈服強度,且留有一定裕量。轉子系統在使用高軸承剛度的約束下,離一階臨界轉速有20%的裕量。

(3) 電機的損耗密度較大,散熱需求較高,采用定子上布置螺旋式水道、繞軸10圈的水冷設計方案,僅需6 L/min的水流量即可保證全局長時間工作溫度小于90 ℃,保證了永磁體穩定運行。