于占洋 胡旭陽 李 巖 井永騰 王 瑾

新型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱結(jié)構(gòu)在高功率密度外轉(zhuǎn)子表貼式PMSM上應(yīng)用分析

于占洋1胡旭陽2李 巖2井永騰2王 瑾2

（1. 沈陽工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院 沈陽 110870 2. 國家稀土永磁電機(jī)工程技術(shù)研究中心（沈陽工業(yè)大學(xué)） 沈陽 110870）

全電動(dòng)飛機(jī)用高功率密度外轉(zhuǎn)子永磁同步電機(jī)的損耗主要集中在定子鐵心和繞組上，導(dǎo)致傳統(tǒng)的強(qiáng)迫風(fēng)冷方式難以將熱量通過機(jī)殼、端蓋傳遞到外界。為此，首先，該文提出一種基于熱管技術(shù)的高性能冷卻系統(tǒng)，此冷卻系統(tǒng)充分利用熱管高導(dǎo)熱性能，將熱管一端插入定子鐵心軛部，另一端連接相應(yīng)的冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行散熱，并綜合對(duì)比分析了三種不同散熱器結(jié)構(gòu)的散熱能力。在此基礎(chǔ)上，搭建實(shí)驗(yàn)測試平臺(tái)，對(duì)所提出冷卻系統(tǒng)的散熱能力和平均散熱系數(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測試。其次，為了提高電機(jī)的功率密度，采用單齒鐵心繞線工藝，降低了繞組銅耗和質(zhì)量，并對(duì)單齒繞線方式下直流銅耗進(jìn)行解析建模。最后，設(shè)計(jì)、制作一臺(tái)22極24槽全電的飛機(jī)用外轉(zhuǎn)子表貼式永磁同步電機(jī)（SPMSM），測試樣機(jī)在不同飛行工況下的溫升分布情況，驗(yàn)證了所提出冷卻系統(tǒng)的有效性。

熱管 高功率密度 強(qiáng)迫風(fēng)冷 外轉(zhuǎn)子表貼式永磁同步電機(jī)

0 引言

中國制造2025十大重點(diǎn)領(lǐng)域的實(shí)施，為全電飛機(jī)發(fā)展提供了廣闊的平臺(tái)[1-4]。驅(qū)動(dòng)電機(jī)作為全電飛機(jī)關(guān)鍵技術(shù)之一，對(duì)驅(qū)動(dòng)電機(jī)及其冷卻系統(tǒng)的質(zhì)量、散熱能力等均有較高的要求，電機(jī)的熱問題更加突出。因此，如何根據(jù)電機(jī)工作情況合理地設(shè)計(jì)冷卻系統(tǒng)，對(duì)解決電機(jī)過熱問題具有重要意義。

對(duì)于全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)而言，受工作場合的限制，采用水冷、油冷等優(yōu)良冷卻方式[5-9]進(jìn)行散熱并不適合全電飛機(jī)運(yùn)行工況。因此，通風(fēng)冷卻方式成為了首選，要充分利用飛機(jī)飛行時(shí)與空氣的高速對(duì)流，帶走電機(jī)產(chǎn)生的熱量。文獻(xiàn)[10]對(duì)一臺(tái)80 kW永磁電機(jī)采用空心軸冷卻方式進(jìn)行分析，冷卻氣體通過空心軸冷卻電機(jī)，根據(jù)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（Com- putational Fluid Dynamics, CFD）模擬和實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果，軸孔的對(duì)流熱傳遞提高大約3.8倍。文獻(xiàn)[11]在高速電機(jī)轉(zhuǎn)子上引入風(fēng)刺和通風(fēng)孔等風(fēng)壓元件，提高轉(zhuǎn)子的散熱能力，降低永磁體溫升。文獻(xiàn)[12]采用了一種新型的冷卻裝置，在每個(gè)電樞繞組安裝鋁制散熱片，以改善散熱效果，散熱片與線圈的直接接觸，提高了驅(qū)動(dòng)電機(jī)的短時(shí)過載能力。文獻(xiàn)[13]針對(duì)軸向磁通永磁電機(jī)散熱性能進(jìn)行了改進(jìn)分析，提出了一種新型散熱結(jié)構(gòu)，風(fēng)扇葉片連接在電機(jī)轉(zhuǎn)子上，可以對(duì)永磁體進(jìn)行更好的散熱，降低了永磁體退磁的風(fēng)險(xiǎn)。文獻(xiàn)[14]采用徑向通風(fēng)道對(duì)定子鐵心進(jìn)行冷卻散熱，并對(duì)通風(fēng)道的個(gè)數(shù)和尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，該散熱結(jié)果能夠有效抑制繞組溫度，但是該冷卻結(jié)構(gòu)造成電機(jī)軸向尺寸加大，不利于電機(jī)功率密度的提高。文獻(xiàn)[15-19]基于熱傳導(dǎo)技術(shù)，改善定子繞組到定子機(jī)殼的流通路徑，進(jìn)而提高定子繞組散熱能力。文獻(xiàn)[15]在定子槽中插入T型鋁制導(dǎo)熱元件將熱量傳遞到機(jī)殼進(jìn)行散熱，縮短繞組熱量傳遞路徑，可以有效地降低繞組溫升。文獻(xiàn)[16]將導(dǎo)熱元件貫穿定子槽中繞組和繞組端部，改善繞組傳熱路徑，提高電機(jī)的電流密度。文獻(xiàn)[17]為了提高軸向磁通永磁電機(jī)散熱能力，將銅棒一端插入定子鐵心，并在繞組端部灌封導(dǎo)熱膠，另一端放置在電機(jī)外部空間中，結(jié)果顯示，繞組最大溫升降低約20℃，但是銅棒的散熱端并未設(shè)計(jì)相應(yīng)的散熱器進(jìn)行輔助散熱。文獻(xiàn)[18]將帶有內(nèi)外散熱筋的定子機(jī)殼結(jié)構(gòu)引入軸向磁通永磁電機(jī)的冷卻中，其中內(nèi)部散熱筋與定子繞組接觸，便于向機(jī)殼傳遞熱量。文獻(xiàn)[19]在繞組端部安裝環(huán)形的冷卻水道，繞組溫升可以降低25%以上。

在前文的研究基礎(chǔ)上，提出一種基于熱管技術(shù)的高性能冷卻系統(tǒng)，用于解決全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)溫升過高、質(zhì)量受限等問題。首先，搭建實(shí)驗(yàn)測試系統(tǒng)，對(duì)提出的冷卻系統(tǒng)散熱能力進(jìn)行了測試。其次，基于三維瞬態(tài)溫度場仿真分析，綜合對(duì)比分析了三種不同散熱器結(jié)構(gòu)的散熱能力。最后，設(shè)計(jì)、制作一臺(tái)全電飛機(jī)用高功率密度外轉(zhuǎn)子表貼式永磁同步電機(jī)（Surface-mounted Permanent Magnet Syn- chronous Motor, SPMSM），并完成樣機(jī)不同工況下的溫升實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證相關(guān)設(shè)計(jì)技術(shù)的正確性，對(duì)解決驅(qū)動(dòng)電機(jī)過熱問題具有重要意義。

1 全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)結(jié)構(gòu)和參數(shù)

以某型號(hào)雙座全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)為研究對(duì)象，由于外轉(zhuǎn)子永磁電機(jī)的電樞直徑大，有利于提高功率密度和轉(zhuǎn)矩密度，更適合于全電飛機(jī)直驅(qū)推進(jìn)系統(tǒng)。但高功率密度外轉(zhuǎn)子永磁電機(jī)損耗主要分布在定子鐵心和繞組上，產(chǎn)生的熱量很難通過機(jī)殼、端蓋傳遞到外界。因此，為了提高定子鐵心和繞組的散熱能力，提出了一種基于熱管技術(shù)的高性能冷卻系統(tǒng)，將熱管一端插入定子鐵心軛部，另一端連接相應(yīng)的冷卻結(jié)構(gòu)進(jìn)行散熱，電機(jī)整體結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。電機(jī)主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

圖1 外轉(zhuǎn)子SPMSM結(jié)構(gòu)示意圖

表1 電機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)

2 基本損耗分析

2.1 全電飛機(jī)飛行工況分析

為了準(zhǔn)確計(jì)算電機(jī)損耗，首先需要明確其運(yùn)行工況。全電飛機(jī)飛行過程包括四個(gè)部分：滑跑、爬升、巡航和降落。由于全電飛機(jī)在滑跑和降落階段能量消耗較小，為了便于分析，忽略飛機(jī)滑跑和降落兩個(gè)階段，僅對(duì)爬升和巡航兩個(gè)階段進(jìn)行分析。其中，爬升階段電機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩最大，但運(yùn)行時(shí)間短，僅為90 s，為了提高全電飛機(jī)運(yùn)行的可靠性和容錯(cuò)能力，本文按照120 s進(jìn)行溫升考核，巡航階段運(yùn)行時(shí)間60 min，全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)運(yùn)行工況見表2。

表2 全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)運(yùn)行工況

2.2 定子鐵心3損耗

首先，為了降低定子鐵心損耗，將B35A230自粘接硅鋼片作為鐵心鐵磁材料，制成鐵心能夠降低加工方式對(duì)材料損耗性能惡化。同時(shí)，為了提高損耗計(jì)算的準(zhǔn)確性，采用環(huán)形樣件法對(duì)該材料的磁性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測試，實(shí)驗(yàn)測試平臺(tái)如圖2所示。圖3給出了工作頻率為50、100、150、200、275、300、350、400及422 Hz下的比損耗變化曲線。

根據(jù)環(huán)形鐵心損耗的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果，采用一種能夠綜合考慮加工因素、交變與旋轉(zhuǎn)兩種磁化方式和諧波磁場的鐵耗計(jì)算模型，其數(shù)學(xué)計(jì)算公式[20]為

圖2 環(huán)形樣件法測試裝置示意圖

圖3 不同頻率下B35A230鐵磁材料比損耗曲線

2.3 繞組銅損耗

為了減少繞組端部長度，降低銅損耗，采用單齒鐵心繞線方式，圖4a給出了無繞組的單齒鐵心示意圖，包括鐵心和絕緣線架；圖4b給出了繞線后的單齒鐵心?？s減繞組端部長度，降低銅損耗值，有利于縮短電機(jī)軸向長度，提高電機(jī)功率密度和效率。

單齒繞線方式下繞組端部長度受到單齒鐵心外側(cè)絕緣線架的尺寸影響，為了準(zhǔn)確計(jì)算繞組線圈平均長度及其直流電阻值，圖5給出單齒鐵心和絕緣線架之間的橫截面示意圖。

圖4 單齒鐵心示意圖

圖5 繞組線圈平均長度

△中，等腰三角形外接圓半徑d為

式中，d為繞組端部折彎半徑（m）；線段||、||、||（m）如圖5所示，有

式中，t為定子鐵心齒寬（m）；1為絕緣線架厚度（m）；2為等效繞組線圈中心線與絕緣線架間距離（m）；3為絕緣線架端部高度（m）；3為繞組線圈布線層數(shù)；線段||（m）如圖5所示；1為第一股導(dǎo)線線徑（m）；2為第二股導(dǎo)線線徑（m）。

因此，可以計(jì)算得到繞組線圈平均半匝長度av為

式中，L為定子鐵心軸向長度（m）。

最終得到繞組線圈平均半匝長為71.5 mm，其中，槽中繞組長為50 mm。同比人工繞線工藝，繞組線圈平均半匝長度約節(jié)省15%～25%，繞組線圈減重0.41～0.67 kg，進(jìn)一步提高了電機(jī)的功率密度。同時(shí)，解析計(jì)算得到的直流電阻為0.062 3W，室溫下測試得到相電阻為0.065W，二者計(jì)算誤差僅為4.2%，驗(yàn)證了所提出的直流電阻解析計(jì)算模型的有效性。

2.4 永磁體渦流損耗

電機(jī)氣隙磁場中存在著大量的時(shí)間和空間的諧波，這些諧波主要來源于非正弦分布的定子磁動(dòng)勢、非均勻的氣隙磁導(dǎo)和非正弦的定子相電流。這些諧波分量與轉(zhuǎn)子相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，在轉(zhuǎn)子的永磁體上產(chǎn)生感應(yīng)電動(dòng)勢，感應(yīng)電動(dòng)勢在閉合回路中會(huì)感應(yīng)出渦流，渦流流過具有電導(dǎo)率的永磁體則會(huì)產(chǎn)生渦流損 耗[21]。為了降低永磁體渦流損耗，磁極軸向分為5段，如圖6a所示，圖6b給出了永磁體的渦流密度分布云圖。

圖6 永磁體軸向分段

最后，通過有限元仿真分析得到連續(xù)功率和峰值功率工況下?lián)p耗分布情況見表3。

表3 驅(qū)動(dòng)電機(jī)損耗分布

3 全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)

3.1 基于熱管技術(shù)的高效冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

熱管具有非常高的導(dǎo)熱系數(shù)，通過在全封閉真空管內(nèi)的汽、液相變來傳遞熱量，其導(dǎo)熱能力高達(dá)純銅導(dǎo)熱能力的上百倍。但僅僅依靠熱管自身進(jìn)行散熱，無法達(dá)到理想的散熱效果，需要在熱管的散熱端合理設(shè)計(jì)冷卻結(jié)構(gòu)，增大散熱面積。因此，提出了一種太陽花式鋁制冷卻散熱結(jié)構(gòu)，將熱管的吸熱端插入定子鐵心軛部，熱管的另一端連接有太陽花式散熱裝置，散熱面積增加10倍以上，冷卻效果更佳，圖7給出了熱管與太陽花式散熱器的裝配示意圖。

圖7 熱管與太陽花式散熱器示意圖

3.2 散熱系數(shù)確定

電機(jī)工作旋轉(zhuǎn)時(shí)，轉(zhuǎn)子機(jī)殼旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)帶動(dòng)周圍空氣流動(dòng)。轉(zhuǎn)子外殼表面空氣漩繞，在利用公式計(jì)算時(shí)，應(yīng)按照圓周速度的75%進(jìn)行計(jì)算。由旋轉(zhuǎn)體表面散熱系數(shù)的計(jì)算準(zhǔn)則，計(jì)算轉(zhuǎn)子機(jī)殼外表面的對(duì)流傳熱系數(shù)[21]為

式中，r為大氣壓下空氣的運(yùn)動(dòng)速度（m/s）。

由于散熱器表面風(fēng)速不均勻，因此通過實(shí)驗(yàn)測試散熱器的平均散熱系數(shù)。實(shí)驗(yàn)測試具體流程如下：保溫箱A和B中分別裝有等質(zhì)量的熱水，保溫箱A無散熱器冷卻散熱；保溫箱B上端蓋均勻開設(shè)多個(gè)圓孔，并將熱管通過開設(shè)的圓孔浸入在熱水中，熱管另一端連接有太陽花散熱器。同時(shí)為了準(zhǔn)確監(jiān)測箱體溫度變化情況，插入3個(gè)電子溫度計(jì)來實(shí)時(shí)測試保溫箱中熱水的溫度，實(shí)驗(yàn)測試裝置如圖8所示，包括Fluke溫度成像儀、熱敏風(fēng)速測試儀、電子溫度計(jì)等儀器。為了模擬熱管散熱裝置在電機(jī)中的工作狀況，測試過程中設(shè)計(jì)如下環(huán)節(jié)：

（1）測試熱水的溫度變化范圍為60～90℃，同永磁電機(jī)定子鐵心的工作溫度相吻合。

（2）熱管浸入熱水一端的深度等同于熱管插入定子鐵心軛部的尺寸。

圖8 實(shí)驗(yàn)測試裝置

（3）保溫箱A為密閉絕熱箱體，可以考慮箱體中熱水在無散熱器的情況下熱量的自然損失，用于準(zhǔn)確地分析所提出冷卻裝置的散熱性能。

熱量是指在熱力系統(tǒng)與外界之間依靠溫差傳遞的能量，有

4 全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)熱計(jì)算

4.1 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)傳熱性和能量守恒定律，電機(jī)溫度場仿真計(jì)算中，只考慮熱傳遞和熱對(duì)流的影響，而不考慮熱輻射的影響，在直角坐標(biāo)系下的求解域內(nèi)三維瞬態(tài)熱傳導(dǎo)及其邊界條件[11-12]為

表4給出了電機(jī)主要部件的物理參數(shù)，包括導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容和密度。

表4 電機(jī)各部分材料的熱物性參數(shù)

4.2 不同工況下的溫升計(jì)算

建立外轉(zhuǎn)子永磁電機(jī)及其冷卻裝置的三維瞬態(tài)溫度場有限元仿真求解模型，如圖9所示。圖10給出了太陽花散熱器冷卻方式下，連續(xù)功率運(yùn)行60 min，繞組、定子鐵心以及永磁體的溫升變化曲線，其中初始環(huán)境溫度設(shè)置為22℃。從仿真計(jì)算結(jié)果可知：無散熱器冷卻時(shí)，繞組溫升達(dá)到144.5 K，溫升沒有穩(wěn)定；當(dāng)太陽花散熱器冷卻散熱時(shí)，溫升僅為81.2 K，且溫升趨于穩(wěn)定，繞組溫升降低63.3 K，驗(yàn)證了所提出基于熱管技術(shù)的冷卻系統(tǒng)的優(yōu)越性。圖11給出了完整飛行工況下的溫升變化曲線，無散熱器冷卻時(shí)繞組、定子鐵心以及永磁體的最大溫升分別為154.5、151.6和141.2 K。而采用所提出散熱器進(jìn)行冷卻后，繞組最大溫升僅為89.8 K，保證飛機(jī)安全可靠運(yùn)行。

圖9 三維溫度場等效模型

圖10 連續(xù)功率運(yùn)行下溫升曲線

圖11 完整工況運(yùn)行下溫升曲線

4.3 不同散熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

進(jìn)一步地，對(duì)熱管散熱端散熱器進(jìn)行設(shè)計(jì)，如圖12所示為輔助機(jī)殼散熱器和插片散熱器。其中，輔助機(jī)殼散熱器的內(nèi)部和外部空間合理地設(shè)計(jì)多根散熱筋，散熱面積增加，并通過24根熱管與定子鐵心軛部相連接。插片散熱器由沿軸向均勻分布的多個(gè)圓環(huán)形鋁制散熱薄片組成，并通過24根熱管與定子鐵心軛部相連接。

圖12 兩種散熱器示意圖

表5給出三種冷卻結(jié)構(gòu)的散熱面積和總質(zhì)量，其中轉(zhuǎn)子機(jī)殼散熱面積僅為0.063 6 m2。太陽花散熱器散熱面積不是最大，但熱管僅為12根，其質(zhì)量最輕；輔助機(jī)殼散熱器散熱面積小，雖然散熱性能優(yōu)越，但是同其他兩種冷卻結(jié)果相比，處于劣勢；插片散熱器面積最大，同時(shí)質(zhì)量高于太陽花散熱器。

表5 三種散熱器的參數(shù)對(duì)比

圖13給出了三種冷卻結(jié)構(gòu)下繞組、定子鐵心及永磁體最大溫升對(duì)比。插片散熱器冷卻效果優(yōu)于其他兩種散熱結(jié)構(gòu)，主要原因在于插片散熱器散熱面積大且由24根熱管與定子軛部相連接，冷卻效果更佳；輔助機(jī)殼散熱器雖然散熱面積小，但是由于熱管數(shù)量多，可以達(dá)到和太陽花散熱器幾乎相同的散熱效果。綜合考慮散熱器的冷卻效果、總質(zhì)量及安裝工藝難易等，最終選擇太陽花散熱器。

圖13 三種冷卻方式下溫升

5 樣機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)測試

搭建溫升實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，在樣機(jī)繞組端部埋置3個(gè)PT100溫度傳感器。對(duì)樣機(jī)在三種冷卻方式下的溫升情況進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測試，冷卻方式如圖14所示。冷卻方式①：熱管外側(cè)不連接太陽花散熱器，僅靠熱管進(jìn)行散熱；冷卻方式②：熱管外側(cè)連接太陽花散熱器，屬于自然冷卻；冷卻方式③：熱管外側(cè)連接太陽花散熱器，通過風(fēng)扇對(duì)散熱器進(jìn)行強(qiáng)迫通風(fēng)冷卻，保證風(fēng)扇與散熱器的距離與3.2節(jié)中模擬實(shí)驗(yàn)測試相同。

圖14 不同冷卻方式下的電機(jī)溫升實(shí)驗(yàn)測試

圖15給出了樣機(jī)在連續(xù)功率工況運(yùn)行時(shí)，三種不同冷卻方式下繞組端部溫升變化曲線。結(jié)果顯示，前15 min繞組端部溫升變化曲線接近，20 min后溫升曲線出現(xiàn)明顯的差別。采用冷卻方式①進(jìn)行散熱，當(dāng)電機(jī)工作至40 min時(shí)，繞組端部最大溫升達(dá)到97.7 K，此時(shí)繞組端部溫升值仍以平均1.3 K/min速度增長，擬合得到60 min溫升達(dá)到121.1 K；采用冷卻方式②進(jìn)行散熱，當(dāng)電機(jī)運(yùn)行至52 min時(shí)，繞組端部最大溫升值達(dá)到100.6 K，此時(shí)繞組端部溫升值仍以平均1.0 K/min的速度增長，擬合得到60 min溫升達(dá)到107.3 K；采用冷卻方式③進(jìn)行散熱，當(dāng)電機(jī)運(yùn)行至60 min時(shí)，繞組端部最大溫升值僅為86.1 K，此時(shí)繞組端部溫升值的增長速度僅為0.15 K/min。

圖15 連續(xù)功率運(yùn)行下實(shí)驗(yàn)測試?yán)@組溫升曲線

本文對(duì)樣機(jī)峰值功率運(yùn)行下溫升情況進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測試，電機(jī)運(yùn)行工作時(shí)間為120 s，輸出功率為36.5 kW。對(duì)樣機(jī)在冷卻方式①和冷卻方式③兩種方式運(yùn)行下的溫度進(jìn)行測試。圖16為樣機(jī)繞組端部溫升隨時(shí)間的變化曲線，繞組端部溫升呈線性增加，電機(jī)運(yùn)行120 s，繞組端部最大溫升值分別為45.8 K和43.7 K，溫差僅為2.1 K。主要原因是樣機(jī)峰值功率運(yùn)行時(shí)間較短，繞組產(chǎn)生的熱量使自身溫升迅速上升，僅有少部分熱量通過熱管傳遞到散熱器表面進(jìn)行散熱；峰值功率運(yùn)行下，繞組端部的溫升速度約為0.35～0.4 K/s。圖17為連續(xù)功率和峰值功率運(yùn)行下，轉(zhuǎn)子鐵心和永磁體端部熱成像圖，永磁體最大溫升約為75 K和30 K。

圖16 峰值功率運(yùn)行下實(shí)驗(yàn)測試?yán)@組溫升曲線

圖17 轉(zhuǎn)子鐵心和永磁體熱成像圖

對(duì)樣機(jī)完整飛行工況下溫升分布進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測試。測試過程包括：峰值功率運(yùn)行2 min，隨后迅速降載到連續(xù)功率運(yùn)行60 min，圖18給出了樣機(jī)在完整飛行工況下，有限元仿真和實(shí)驗(yàn)測試的繞組溫升變化曲線。從實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果可以看出：樣機(jī)工作運(yùn)行62 min后，繞組最大溫升達(dá)到100.8 K，繞組端部溫升雖然沒有穩(wěn)定，但是其增長速度緩慢，僅為0.2 K/min，同有限元仿真計(jì)算結(jié)果相近。但是受到控制器極限輸出功率限制，只對(duì)峰值功率36.5 kW進(jìn)行了溫升測試，樣機(jī)最大輸出功率60 kW尚未進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測試。

圖18 完整運(yùn)行工況下的實(shí)驗(yàn)測試溫升曲線

圖19給出了最大功率60 kW、連續(xù)功率運(yùn)行9.6 kW完整飛行工況下繞組、定子鐵心及永磁體的有限元仿真計(jì)算結(jié)果，繞組最大溫升為107.6 K，由于樣機(jī)所采用的漆包線絕緣等級(jí)為H級(jí)，且最大溫升運(yùn)行時(shí)間短，電機(jī)仍可安全運(yùn)行。

圖19 沖擊過載下的溫升曲線

6 結(jié)論

針對(duì)高功率密度、高轉(zhuǎn)矩密度外轉(zhuǎn)子SPMSM散熱困難、繞組溫升過高的問題，提出了一種基于熱管技術(shù)的高性能冷卻系統(tǒng)。并設(shè)計(jì)、制作一臺(tái)高功率密度全電飛機(jī)用外轉(zhuǎn)子SPMSM，完成樣機(jī)不同工況下的溫升實(shí)驗(yàn)測試，得到以下結(jié)論：

1）搭建實(shí)驗(yàn)測試系統(tǒng)，對(duì)所提出的冷卻系統(tǒng)散熱能力進(jìn)行了測試。結(jié)果顯示：散熱器在自然冷卻及1.0～1.8 m/s風(fēng)速作用下，散熱器表面的平均散熱系數(shù)分別為10.3和19.6 W/(m2·K)。解決了散熱器表面風(fēng)速不均勻、導(dǎo)致散熱系數(shù)難以通過理論計(jì)算的難題。

2）為了降低繞組銅耗和質(zhì)量，樣機(jī)采用單齒鐵心繞線方式，并對(duì)單齒繞線方式下直流銅耗進(jìn)行解析建模。繞組線圈平均半匝長度約節(jié)省15%～25%，繞組線圈減重0.41～0.67 kg，進(jìn)一步提高了電機(jī)的功率密度。

3）驅(qū)動(dòng)電機(jī)短時(shí)沖擊過載轉(zhuǎn)矩249 N·m、輸出功率60 kW運(yùn)行2 min，且連續(xù)功率9.6 kW運(yùn)行60 min下，繞組最大溫升為107.6 K，可以保證電機(jī)安全可靠運(yùn)行。驗(yàn)證了熱管技術(shù)在高功率密度驅(qū)動(dòng)電機(jī)冷卻設(shè)計(jì)上的優(yōu)勢。

4）可以得到：按照樣機(jī)的有效材料質(zhì)量考核，且最大功率運(yùn)行2 min前提下，所設(shè)計(jì)全電飛機(jī)用驅(qū)動(dòng)電機(jī)功率密度大于等于4.24 kW/kg，轉(zhuǎn)矩密度大于等于17.60 N·m/kg。

[1] 宋清超, 陳家偉, 蔡坤城, 等. 多電飛機(jī)用燃料電池-蓄電池-超級(jí)電容混合供電系統(tǒng)的高可靠動(dòng)態(tài)功率分配技術(shù)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2022, 37(2): 445- 458.

Song Qingchao, Chen Jiawei, Cai Kuncheng, et al. Highly reliable dynamic power distribution tech- nology of fuel cell-battery-supercapacitor hybrid power supply system for multi-electric aircraft[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(2): 445-458.

[2] 楊鳳田, 范振偉, 項(xiàng)松, 等. 中國電動(dòng)飛機(jī)技術(shù)創(chuàng)新與實(shí)踐[J]. 航空學(xué)報(bào), 2021, 42(3): 624619.

Yang Fengtian, Fan Zhenwei, Xiang Song, et al. Technical innovation and practice of electric aircraft in China[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2021, 42(3): 624619.

[3] Zhao Tianxu, Wu Shaopeng, Cui Shumei. Multiphase PMSM with asymmetric windings for more electric aircraft[J]. IEEE Transactions on Transportation Electrification, 2020, 6(4): 1592-1602.

[4] Madonna V, Giangrande P, Zhao Weiduo, et al. Electrical machines for the more electric aircraft: partial discharges investigation[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2021, 57(2): 1389-1398.

[5] 孫明燦, 唐任遠(yuǎn), 韓雪巖, 等. 高頻非晶合金軸向磁通永磁電機(jī)不同冷卻方案溫度場分析[J]. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào), 2018, 22(2): 1-8, 23.

Sun Mingcan, Tang Renyuan, Han Xueyan, et al. Temperature field analysis of high frequency amorphous alloy axial flux permanent magnet motor with different cooling schemes[J]. Electric Machines and Control, 2018, 22(2): 1-8, 23.

[6] 吳柏禧, 萬珍平, 張昆, 等. 考慮溫度場和流場的永磁同步電機(jī)折返型冷卻水道設(shè)計(jì)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2019, 34(11): 2306-2314.

Wu Boxi, Wan Zhenping, Zhang Kun, et al. Design of reentrant cooling channel in permanent magnet synchronous motor considering temperature field and flow field[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(11): 2306-2314.

[7] Fan Xinggang, Li Dawei, Qu Ronghai, et al. Water cold plates for efficient cooling: verified on a permanent-magnet machine with concentrated winding[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2020, 67(7): 5325-5336.

[8] Liu Chuan, Xu Zeyuan, Gerada D, et al. Experimental investigation on oil spray cooling with hairpin windings[J]. IEEE Transactions on Industrial Elec- tronics, 2020, 67(9): 7343-7353.

[9] 張琦, 李增亮, 劉延鑫, 等. 充油式水下異步電機(jī)冷卻系統(tǒng)多場耦合分析方法[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2021, 41(8): 2867-2877.

Zhang Qi, Li Zengliang, Liu Yanxin, et al. Multi-field coupling analysis method of oil-filled underwater induction motor cooling system[J]. Proceedings of the CSEE, 2021, 41(8): 2867-2877.

[10] Gai Yaohui, Kimiabeigi M, Chong Y C, et al. On the measurement and modeling of the heat transfer coefficient of a hollow-shaft rotary cooling system for a traction motor[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2018, 54(6): 5978-5987.

[11] 佟文明, 孫靜陽, 吳勝男. 全封閉高速永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)子散熱的影響[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2017, 32(22): 91-100.

Tong Wenming, Sun Jingyang, Wu Shengnan. Effect of rotor structure on rotor dissipation for totally- enclosed high-speed permanent magnet motor[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2017, 32(22): 91-100.

[12] Winterborne D, Stannard N, Sj?berg L, et al. An air-cooled YASA motor for in-wheel electric vehicle applications[C]//2019 IEEE International Electric Machines & Drives Conference (IEMDC), San Diego, CA, USA, 2019: 976-981.

[13] Fawzal A S, Cirstea R M, Gyftakis K N, et al. Fan performance analysis for rotor cooling of axial flux permanent magnet machines[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2017, 53(4): 3295-3304.

[14] Fan Xinggang, Qu Ronghai, Zhang Bin, et al. Venti- lation and thermal improvement of radial forced air-cooled FSCW permanent magnet synchronous wind generator[C]//2015 18th International Confer- ence on Electrical Machines and Systems (ICEMS), Pattaya, Thailand, 2016: 1241-1245.

[15] Galea M, Gerada C, Raminosoa T, et al. A thermal improvement technique for the phase windings of electrical machines[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2012, 48(1): 79-87.

[16] Vansompel H, Sergeant P. Extended end-winding cooling insert for high power density electric machines with concentrated windings[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2020, 35(2): 948-955.

[17] Polikarpova M, Ponomarev P, Lindh P, et al. Hybrid cooling method of axial-flux permanent-magnet machines for vehicle applications[J]. IEEE Transa- ctions on Industrial Electronics, 2015, 62(12): 7382- 7390.

[18] Vansompel H, Leijnen P, Sergeant P. Multiphysics analysis of a stator construction method in yokeless and segmented armature axial flux PM machines[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2019, 34(1): 139-146.

[19] Madonna V, Walker A, Giangrande P, et al. Improved thermal management and analysis for stator end- windings of electrical machines[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2019, 66(7): 5057-5069.

[20] 趙志剛, 徐曼, 胡鑫劍. 基于改進(jìn)損耗分離模型的鐵磁材料損耗特性研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2021, 36(13): 2782-2790.

Zhao Zhigang, Xu Man, Hu Xinjian. Research on magnetic losses characteristics of ferromagnetic materials based on improvement loss separation model[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(13): 2782-2790.

[21] 王曉遠(yuǎn), 高鵬. 等效熱網(wǎng)絡(luò)法和有限元法在輪轂電機(jī)溫度場計(jì)算中的應(yīng)用[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2016, 31(16): 26-33.

Wang Xiaoyuan, Gao Peng. Application of equivalent thermal network method and finite element method in temperature calculation of in-wheel motor[J]. Transa- ctions of China Electrotechnical Society, 2016, 31(16): 26-33.

Application Analysis of Novel Forced Air-Cooled in Outer Rotor Surface-mounted PMSM with High Power Density

12222

（1. School of Electrical Engineering Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China 2. National Engineering Research Center for REPM Electrical Machines Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China）

Implementing ten key areas of Made in China 2025 has provided a broad platform has been provided to develop all-electric aircraft (AEA). At present, some countries and research institutions have developed AEA. However, only a few successful AEAs are published at home and abroad, and studies about driving motors for AEA are rarely published. Therefore, the research on driving motors with high power density and torque density is important for developing AEA. For this topic, an outer rotor surface-mounted permanent magnet synchronous motor (SPMSM) for two-seat AEA is taken as the research object, and its loss distribution, cooling system design, and temperature rise characteristics are discussed.

A driving motor for AEA requires high power density and high torque density, resulting in an extreme state of magnetic load and electrical load. Therefore, it is important to analyze the accurate calculation of loss and the technology of loss suppression. Firstly, to reduce core loss, B35A230 self-bonded silicon steel sheet is used as stator and rotor core, the magnetic property of B35A230 is tested by the method of Epstein frame and ring specimen, and the ratio-loss curves at different frequencies and different flux densities are measured. According to the experimental results of the ring specimen method, a loss model is adopted to improve accuracy. The processing factor is considered, and magnetization modes and harmonic magnetic field are alternated and rotated. Secondly, the influences of slot opening width and axial segment of PM on eddy current loss are analyzed to reduce loss. Finally, to shorten the length of the winding end and reduce copper loss and weight, the processing method of a single-tooth core is adopted to manufacture the prototype, and the analytical model of DC copper loss is built.

The loss of outer rotor SPMSM for AEA with high power density is mainly distributed on stator core and winding coils. Thus, traditional forced air-cooled cannot effectively transfer heat to the outside world through the casing and end cover. Due to the limitations of the working place, AEA has higher weight and heat dissipation requirements for the driving motor and its cooling system. The thermal problem of the driving motor is prominent, but water cooling and oil cooling will increase aircraft weight. In addition, because the loss of outer rotor SPMSM is mainly concentrated on the stator core and winding coils, the traditional forced air-cooling method cannot effectively transfer heat outside through the motor housing and end cover. Therefore, a high-performance cooling system based on heat pipe technology is used to solve the problems of excessive temperature rise and weight limitation. One end of the heat pipe is inserted into the stator core yoke, and the other is connected to the cooling structure. Three kinds of cooling structures are designed. Compared with the weight and heat dissipation of three cooling structures, the sunflower radiator was selected finally. On this basis, an experimental test system is built to test the cooling capacity of the proposed cooling system, and the cooling power and average convection coefficient of the radiator are obtained under different cooling conditions. Secondly, the distribution of temperature field under different working conditions, including continuous power, peak power, complete operating, and shock overload, is analyzed. Finally, a 22-pole, 24-slot SPMSM for AEA is designed and manufactured. The temperature rise distribution under different flight conditions is tested, which verified the effectiveness of the forced air-cooled system proposed in this paper.

Heat pipe, high power density, forced air-cooled, surface-mounted permanent magnet synchronous motor (SPMSM)

TM315

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.221821

遼寧省教育廳高等學(xué)?；究蒲许?xiàng)目“基于熱管技術(shù)的高功率密度PMSM溫度場建模與傳熱特性研究”資助。

2022-09-28

2022-10-17

于占洋 男，1991年生，講師，研究方向包括高功率密度永磁電機(jī)損耗分析和冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)。E-mail: ddzhanyang@sina.com（通信作者）

胡旭陽 男，2000年，碩士研究生，研究方向?yàn)橛来烹姍C(jī)設(shè)計(jì)及其控制。E-mail: hyang080800@163.com

（編輯 崔文靜）