相单元集中化绕组拓扑：电动飞机电机相间强解耦与容错-性能非对称协同设计

摘要：永磁电机因其高功率密度和高效率等优势，已成为电动飞机推进系统的核心驱动部件。然而，电动飞机对推进电机的安全性与可靠性提出了极为苛刻的要求。当绕组发生短路故障时，若短路电流不能得到有效抑制，将迅速引发绕组温升失控、绝缘材料损毁甚至永磁体不可逆退磁，直接威胁飞行安全。本文围绕永磁电机容错技术这一关键问题，首先梳理了电动航空的发展趋势及其对电机容错能力的特殊要求；其次系统阐述了永磁容错电机的研究现状，涵盖定子结构改进、多相绕组设计等主流技术路线；在此基础上，重点介绍了一种模块化绕组结构方案，深入分析了其基于槽电势星形图的构造原理以及通过提升自感抑制短路电流的物理机制；最后，结合有限元仿真数据，从磁动势谐波、电感特性、短路电流幅值与转矩性能等维度论证了该方案在抑制短路电流、增强相间隔离和保持转矩输出等方面的综合优势。该模块化绕组结构在不改变原有定子齿槽几何尺寸、不引入额外转矩扰动的条件下，实现了电机容错能力与电磁性能的兼顾，为电动飞机推进电机的安全设计提供了具有工程应用价值的技术参考。

关键词：电动飞机；永磁容错电机；模块化绕组；短路电流抑制；相间隔离

 

一、电动飞机发展趋势分析

1.1 航空电气化的技术驱动力

航空电气化浪潮受到多重因素的共同驱动。首先是环境规制的外部压力。全球航空业的碳排放约占人类活动碳排放总量的2.5%左右，且随着民航运输量的持续增长，这一比例有进一步上升的趋势。为兑现气候承诺，各国政府和行业组织不断收紧排放标准，推动动力系统从化石燃料依赖向清洁能源方向转型。其次，电推进技术的自身成熟度也在快速提升。高能量密度电池、宽禁带电力电子器件、高性能稀土永磁材料和轻量化复合材料的相继突破，为电推进系统从实验室验证走向工程应用提供了上游技术支撑。

此外，低空经济作为新兴战略性产业的崛起，为电动航空创造了巨大的市场空间。中国低空经济市场规模在2025年已达约1.5万亿元，eVTOL年度订单总额突破300亿元。2026年国务院政府工作报告已将低空经济明确列为“新兴支柱产业”，五部门联合制定了低空经济基础设施建设的硬性指标。低空经济对飞行器动力系统提出了低噪声、低振动、零排放的刚性要求，这恰恰是电推进相对于传统内燃机推进的天然优势领域。

1.2 电推进系统的关键技术特征

电推进系统的核心在于以电能驱动电动机带动螺旋桨或涵道风扇产生推力。与传统燃油动力系统相比，电推进系统在多个技术维度表现出色。从能量转换效率来看，电动机的电能-机械能转换效率通常在90%以上，而航空活塞发动机的热效率普遍不超过35%，涡轮发动机也仅在40%左右。这意味着在同等能源输入条件下，电推进飞行器有望获得更长的航程或更大的有效载荷。从系统复杂度来看，电动机省去了气缸、曲轴、气门机构、涡轮组件等大量机械运动部件，结构简洁，可靠性和维护性显著改善。

在现代电动飞机设计中，分布式电推进是一个重要的技术方向。通过将多台小功率电动机沿翼展或机身分布，替代传统的集中式大功率发动机，一方面可以改善气动布局、提高升力系数，另一方面也为冗余容错设计提供了物理基础——当一台或几台电动机发生故障时，其余电动机仍可维持飞行器在安全包线内运行。然而，分布式构型对单台电机的功率密度和可靠性提出了更高要求，因为每一台电机的失效都可能威胁飞行安全，这就将电机的容错能力提升到了核心设计指标的位置。

1.3 航空推进电机面临的特殊挑战

尽管电推进系统在诸多方面具有优势，但航空应用场景对推进电机提出了一系列地面交通工具所不需要或可以放宽的严苛要求。

首先是高功率密度与高可靠性的矛盾。航空推进电机的功率密度指标通常在5 kW/kg以上，远高于车用驱动电机的2-3 kW/kg水平。提高功率密度意味着更高的电负荷和磁负荷，更薄弱的绝缘裕度，以及更紧凑的散热设计。这种紧凑化设计在提升性能的同时，也增加了绕组局部过热、绝缘劣化和匝间短路的风险。

其次是短路故障的严重后果。电动飞机在高空飞行时，一旦电机发生短路故障，短路电流不仅会烧毁故障相绕组，还可能通过互感耦合传播至相邻相，引发连锁故障。尤其值得关注的是永磁体的不可逆退磁风险——航空推进电机通常采用高磁能积的钕铁硼永磁材料，其矫顽力对温度高度敏感。当短路电流产生的瞬时高温超过永磁体的热稳定性极限时，退磁将不可逆转，电机即使在保护停机和故障隔离后也无法恢复正常运行能力。

再者是相间隔离问题。在多相电机中，各相绕组之间的磁耦合通过互感路径传播故障能量。当故障相的短路电流通过磁路耦合在健康相中感应出额外的电流分量时，将干扰剩余相的电流波形，造成转矩脉动增大，甚至导致健康相的过载。因此，抑制相间互感、增强各相绕组间的物理和电磁隔离，是提升电机容错能力的另一重要维度。

综上所述，电动飞机的推广离不开推进电机安全性的兜底保障。如何使永磁电机在保持高功率密度和良好转矩性能的前提下，具备强大的短路电流自抑制能力和相间隔离能力，是当前电机设计领域亟待突破的核心问题。

二、永磁电机容错能力研究

2.1 容错电机设计的基本原则

容错电机设计的核心目标可以概括为三个层面：故障前保持正常性能、故障时限制故障传播、故障后维持降额运行能力。在电机本体层面，容错设计应遵循以下基本原则：其一，限制故障电流幅值，使短路电流不超过电机热容量和永磁体退磁安全阈值；其二，增强各相之间的电磁隔离，防止故障从一相传播至其他相；其三，在部分相退出运行后，剩余的健全相仍能以可接受的转矩品质继续工作，为飞机安全降落提供足够的剩余推力。

从设计路径来看，容错能力的提升可分为本体被动容错和系统主动容错两个层面。前者通过在电机铁心结构、绕组拓扑等层面进行优化，使电机自身具备固有的故障抑制特性；后者则依赖于故障检测、隔离算法和控制策略重构，在故障发生后通过改变逆变器调制方式和电流分配策略来实现容错运行。本文讨论的模块化绕组结构属于本体被动容错范畴，其优势在于不依赖外部控制系统即可实现短路电流的固有抑制，从根本上降低了故障发生时的初始危害程度。

2.2 定子结构改进方法

电机本体容错设计的主流技术路线之一，是通过改变定子的物理和磁路结构来抑制短路故障。国内外学者在这一方向进行了大量探索。

一种具有代表性的技术方案是定子偏移型永磁容错电机。该结构通过将相邻相的定子齿沿圆周方向进行微小偏移，使各相绕组所匝链的磁路具有更高的漏磁分量，从而增加相绕组的自感，抑制短路电流。同时，定子齿的偏移也在空间上增大了各相绕组之间的物理距离和磁阻，改善了相间隔离。然而，这种结构改变了气隙磁场的空间分布，使齿槽区域的气隙磁导发生周期性畸变，导致齿槽转矩明显增大。齿槽转矩的增大在电动飞机应用中尤为不利，因为它直接转化为飞行中的转矩波动和机身振动，影响飞行舒适性和结构疲劳寿命。

另一类技术路线是在定子齿中引入径向气隙或辅助槽等结构，形成定子模块化磁路。例如，针对混合励磁永磁电机，有学者提出了在定子齿引入径向气隙的模块化结构，通过解析磁路模型和有限元仿真验证了其降低匝间短路电流的效果。结果表明，与传统结构相比，该定子模块化方案可使短路电流降低约16.38%，电机的可靠性得到相应提升。这类方案的核心思想是通过在磁路中串联额外的气隙磁阻来提高绕组自感，但代价是增大了漏磁通，降低了主磁通的利用效率。

还有研究探索了改变定子齿空间分布以实现相间磁隔离的方案。通过将每个相的定子齿在空间上与其他相隔离，并利用宽大的轭部或隔离齿实现磁路解耦，可以在物理层面阻断故障相磁通向健康相的耦合路径。然而，这类方案同样会引入齿槽转矩增大和转矩脉动恶化的问题。

此外，闭口槽方案通过采用半封闭或全封闭槽口设计，利用槽口区域的磁饱和效应增加绕组漏感，从而抑制短路电流。漏感增加的优点是不需要改变定子铁心的主要几何尺寸，但槽口磁饱和会导致漏磁通比例过高，降低功率因数，并使永磁体的有效磁通利用率下降。

有学者对传统定子结构与C形、E形和模块化三种定子结构进行了系统对比研究。结果表明，后三种结构在短路电流抑制和永磁体抗退磁能力方面均优于传统结构，但存在转矩脉动较大的共性问题。这表明，在容错电机的定子结构设计中，容错能力的提升往往伴随着转矩品质的牺牲，如何在二者之间取得平衡是设计的难点所在。

2.3 多相绕组与冗余驱动

在系统层面，多相绕组和冗余驱动架构是提升电机容错能力的另一重要途径。其基本思想是通过增加相数或绕组套数，使电机具备固有的冗余能力——当某一相或某一套绕组发生故障时，只需将其从系统中隔离，剩余的正常绕组仍可维持电机的基本运行。

多三相永磁电机系统是这一技术路线的代表方案。该类系统将电机设计为多套三相绕组并联运行的结构形式，每一套绕组由独立的逆变器驱动和电源供电。在正常运行时，各套绕组协同工作；当其中一套绕组发生短路或开路故障时，控制系统检测到故障并迅速将故障套组从系统中切除，剩余套组通过电流重分配维持转矩输出。在航空航天等高可靠性领域，多三相永磁电机系统因其强容错特性受到广泛关注，相关研究重点包括电机本体的被动容错设计技术、强短路电流抑制技术、多单元电机间的高效协同控制技术以及故障后的归一化容错控制策略等。

在三通道三相永磁容错电机驱动系统中，电机由三套相互独立的集中绕组构成，每套绕组配以独立的功率逆变器和独立电源。正常运行状态下，三套绕组均参与出力，系统可实现额定功率输出；当某一套绕组发生故障时，该套绕组被从电路中断开，剩余两套绕组通过提高输出功率补偿功率缺口，从而实现驱动系统的容错运行。这种方案的优势在于故障隔离简单高效——只需切除故障套组即可，不需要对电机本体进行复杂的故障重构。但代价是系统复杂度增加，需要三套完整的功率电子和电源系统，这在重量和体积上对航空应用构成一定的负担。

值得注意的是，多相绕组方案与容错电机的定子结构设计之间存在协同优化的空间。通过将模块化定子结构与多套独立集中绕组相结合，可以在实现磁路解耦的同时，保持电路上的独立控制能力，从而在故障隔离的两个维度——电磁隔离和电路隔离——同时获得增强效果。

三、不同绕组连接方式对电机容错能力的影响

3.1 分数槽集中绕组与容错能力

绕组连接方式是影响电机容错能力的关键设计参数之一，其影响主要体现在自感水平、互感耦合程度及磁动势谐波分布三个维度。在容错电机设计中，分数槽集中绕组凭借其独特的结构特点受到特别关注。

分数槽集中绕组的定义为每极每相槽数小于1的绕组结构。在容错设计的语境下，满足槽数Z与极对数p的关系Z=2p±i的极槽配合被认为特别有利于模块化绕组的构造。这类绕组结构的一个重要特征是每个线圈仅围绕一个定子齿进行绕制，各相线圈在空间上相对集中，不与其他相线圈共享定子槽。这种物理上的分离为相间电磁隔离提供了天然的结构基础。哈尔滨工业大学的研究表明，采用轴裂相整数槽集中绕组设计的永磁容错电机，由于其绕组结构的独特空间分布，对匝间短路故障具有良好的抑制效果。

分数槽集中绕组的另一个有利特征是其较丰富的绕组漏感分量。与分布绕组相比，集中绕组由于端部长度短、互感耦合路径少、漏磁路径相对延长，在同等主磁通条件下往往具有更高的漏感。漏感的提升直接转化为短路回路阻抗的增加，从而减小短路电流的稳态幅值。

3.2 绕组相移角度对短路电流的影响

在多相绕组设计中，不同相之间的电角度偏移不仅影响电机的正常转矩特性，也显著影响短路故障时的电流响应。以双三相绕组结构为例，众所周知，当两套三相绕组之间相移30°时，电机的转矩性能最优—空间谐波得到最大程度的消除，转矩脉动最小。然而，这一被认为最有利于正常运行的相移角度，在短路故障场景下的表现却不尽如人意。

以48槽22极永磁电机为研究对象的对比分析表明，分别采用7.5°、15°和30°相移结构时，7.5°相移结构的短路电流幅值最小，而30°相移结构虽然转矩品质最好，但短路电流抑制能力反而最弱。对于24槽10极的永磁电机，则发现15°的绕组结构更有利于短路电流的抑制。该现象的背后机理在于：不同相移角度改变了各相绕组函数之间的空间相位关系，进而影响故障相短路电流在非故障相中感应的反电动势幅值和相位。当相移角度使得非故障相的反电动势与故障相电流之间的耦合关系更加有利于抵消短路磁动势时，短路电流便可得到有效抑制。

这一发现对容错电机设计具有重要的启示：最优的绕组相移角度需要在正常运行的转矩品质和故障条件下的电流抑制能力之间进行综合权衡，这是容错电机设计中不可回避的多目标优化问题。

3.3 模块化绕组的相间隔离特性

绕组模块化的核心思想是通过巧妙的绕组连接方式重组，使原本分散分布的同一相绕组线圈在定子圆周上集中排布，形成空间上相对独立、电磁上彼此解耦的各个相模块。这种结构的直接效果是相间互感的显著降低。

已有研究总结了多种模块化绕组结构的适用槽极配合关系。在这类结构中，各相绕组的线圈集中排布在相邻的数个槽内，不相邻的相之间在物理上被空气区域或无绕组定子齿所阻隔，磁场耦合路径被有效切断。即使对于相邻的两个相，由于线圈的集中排布使得绕组端部和槽内导体的空间距离增大，互感幅值也大为降低。需要指出的是，传统实现方案中，部分模块化绕组结构需要引入专用的隔离齿或增大某些定子齿的宽度来增强相间磁阻，这种几何尺寸的改变会不可避免地影响气隙磁导分布，导致附加的转矩脉动成分。

因此，如何在实现模块化绕组电磁解耦优势的同时，避免定子铁心物理结构的改变带来的副作用，是模块化绕组设计优化的关键点。下文将要介绍的方案正是从这一角度出发，不改变定子齿槽几何尺寸，仅通过改变绕组引出线的连接方式即可实现相间隔离度的提升。

四、模块化绕组结构方案

4.1 槽电势星形图的设计基础

槽电势星形图是分析和设计交流电机绕组的经典工具，其本质是将定子各槽中导体感应电动势的基波分量的空间相位关系以矢量图的形式直观呈现。每个槽对应一个矢量，矢量的方向代表该槽导体中感应电势在电气角中的相位角，矢量的模代表感应电势的幅值。通过观察槽电势星形图中矢量的空间分布规律，可以系统地确定各线圈之间的连接方式，从而构造出满足特定电磁性能要求的绕组结构。

在模块化绕组的设计中，槽电势星形图的关键作用在于揭示哪些槽的电势矢量在方向上接近或相反。将电势矢量方向相近或相反的槽中导体绕制成同一相的线圈，可以实现该相绕组磁链的最大化耦合，同时使该相线圈在空间上相对集中。

以18槽16极九相永磁电机为具体设计对象展开分析。在18槽16极这一极槽配合下，槽距角应为160°电角度，槽电势星形图中各矢量呈现特定的空间分布模式。通过对矢量分布规律的观察可以发现，将相邻两槽的槽电势矢量进行反接（即将其中的一个线圈正向连接，另一个线圈反向连接），即可自然地将同一相的两个线圈安排在相邻的定子齿上，实现每相绕组的集中排布。这种利用矢量反接实现集中排布的方法，不需要改变定子铁心的任何几何参数，仅需调整绕组引出线的极性即可完成从传统绕组到模块化绕组的转换。

4.2 传统绕组与模块化绕组的结构对比

传统九相绕组结构中，同一相的各个线圈分布在定子圆周的不同位置，甚至跨过圆心分布于两侧。以18槽16极电机的传统结构为例，每一相包含两个线圈，这两个线圈在定子圆周上的位置相隔较大角度，使得该相绕组的空间分布较为分散。在这种排布方式下，不同相绕组的线圈在定子圆周上相互交错，同一齿槽内可能存在属于不同相的线圈边，这在电磁上导致了相与相之间较强的互感耦合路径。

模块化绕组结构则遵循完全不同的排布逻辑。通过前述的相邻槽矢量反接方法，实现了同一相各线圈在空间上的集中排列——即一相的所有线圈围绕在相互邻接的少量定子齿上。具体到18槽16极九相电机的案例，相邻两槽的槽矢量经反接后构成同一相的线圈，这两个线圈紧密相邻，与其他相线圈之间不再交错分布。

从定子圆周的整体视角来看，传统结构的各相绕组函数在空间上存在大幅度的重叠，相邻相之间、甚至不相邻的相之间均存在较强的磁路耦合。而模块化绕组结构中，每一相的绕组函数在空间上是局域化的、不重叠的，各相绕组在空间上自然形成独立的模块单元。这种结构特点在根本上切断了相间磁场耦合的主要通路，为降低互感和提升相间隔离度提供了结构基础。

需要强调的是，在上述两种结构的对比中，除了绕组线圈之间的连接方式不同以外，电机的定子铁心几何尺寸、齿槽形状、永磁体尺寸和排布、气隙长度等所有电磁结构参数均保持一致。这种“唯一变量”的对比设计确保了后续性能差异的归因是清晰明确的——所有观测到的性能改善应纯粹来源于绕组连接方式的改变。

4.3 绕组函数与磁动势谐波分析

绕组函数是描述绕组在空间分布特性的有力数学工具。其定义为N(θ)=n(θ)−avg(n(θ))，其中n(θ)为匝数函数，表示在角度位置θ处沿定子圆周方向的线圈匝数分布；avg(n(θ))为匝数函数沿圆周的平均值。绕组函数本质上表征了绕组沿定子圆周的空间分布规律，其傅里叶级数展开直接决定了电枢磁动势的谐波含量。

对于传统九相绕组结构，18槽16极电机可视为三组三相绕组的组合，相邻三相组之间的相移角度为40°。这种特定的空间相位关系使得传统结构能够消除某些阶次的磁动势谐波：2次、4次、16次、20次等阶次的谐波在合成磁动势中被自然抵消。这是传统结构在正常运行条件下转矩脉动较小的主要物理原因。

对于模块化绕组结构，由于同一相线圈的集中排布改变了绕组函数的空间分布形态，磁动势的谐波含量发生了显著变化。首先，模块化绕组结构的单相磁动势谐波含量明显比传统结构更为丰富，原因在于集中排布使得单相绕组函数的空间分布更偏离正弦，谐波分解后各次谐波的权重相对均匀。其次，在合成磁动势层面，传统结构所具备的某些谐波对消效应在模块化结构中不完全保留，因此合成磁动势的谐波含量也更为丰富。

从基波角度看，传统结构和模块化绕组结构的基波绕组因数分别约为0.985和0.970。后者略微降低，这是由于模块化绕组改变了绕组的系数分布效应——集中排布的线圈虽然有利于提高自感，但基波绕组因数不可避免地受到轻微影响。值得注意的是，绕组因数的降幅仅为约1.5%，这为后续几乎不牺牲转矩性能的结论提供了理论基础。单相磁动势谐波含量的丰富性在容错设计中是一个有利因素，因为它意味着单相绕组的自感更高——磁动势的每一次谐波都对应着一定的电感贡献，谐波越丰富，自感的谐波分量叠加效果越明显。

五、模块化绕组结构的短路电流抑制原理

5.1 电感与短路电流的理论关系

短路电流的抑制能力是衡量永磁电机容错性能的核心指标。要理解模块化绕组结构抑制短路电流的机理，首先需要从电路理论上揭示电感参数与稳态短路电流之间的定量关系。

当电机某一相发生短路故障时，该相绕组形成闭合回路。根据等效电路模型，在忽略绕组电阻（电抗远大于电阻）的简化假设下，稳态短路电流的幅值近似与永磁体磁链除以绕组自感成正比关系。因此，在永磁体磁链基本不变的条件下，提升相绕组的自感是抑制短路电流幅值最直接、最有效的途径。

从绕组函数理论出发，一相绕组的自感可由该相绕组函数的自平方沿气隙周向的积分来表示。绕组函数中每一次空间谐波分量都对自感产生独立的贡献项，且贡献大小与该次谐波幅值的平方成正比。因此，绕组函数中谐波含量越丰富，自感的累积值越高。这正是上一节所分析的模块化绕组结构磁动势谐波含量更丰富所导致的直接电磁效应。

除了自感的直接贡献外，绕组电阻虽然在稳态短路电流的幅值计算中属于次要因素，但在短路暂态过程中对电流峰值的抑制具有重要作用。不过，从设计角度而言，依靠增加绕组电阻来抑制短路电流并不可取，因为电阻增大会同时增加正常运行的铜耗，降低电机的效率。相比之下，通过增大电感来抑制短路电流是在不牺牲运行效率的前提下实现容错能力提升的理想途径。

5.2 单相磁动势谐波与自感增强机制

进一步从物理本质上理解模块化绕组结构自感增强的机制，需要考察单相磁动势谐波的空间分解特性。单相绕组的磁动势空间分布直接取决于绕组函数，当绕组函数因线圈集中排布而偏离正弦分布时，其傅里叶展开将包含丰富的奇次和偶次谐波分量。每一谐波分量对应一组特定极对数的旋转磁动势波，这些谐波磁动势在气隙中会产生相应的谐波磁场。从电磁能量转换的角度看，这些谐波磁场同样能够与该相绕组的导体发生磁链耦合，从而对自感产生贡献。

具体而言，一相自感可以表示为各次谐波磁动势对应电感分量的求和。在模块化绕组结构中，由于线圈集中排布，低次空间谐波和高次空间谐波的含量均有所增加，这些新增的谐波分量在电感求和公式中提供了额外的正贡献项，从而使自感总值增大。反之，传统绕组结构由于线圈分布更为均匀，空间磁动势更接近正弦分布，谐波含量较低，自感相对较小。

还有一个值得注意的机理是：集中排布的线圈之间在空间上更为靠近，相邻线圈导体的邻近效应使得槽漏感也有所增大。槽漏感虽然不是主磁路电感的一部分，但它同样对短路回路的总电感产生贡献，因此也有利于短路电流的抑制。

5.3 一相短路等效电路模型

为定量分析短路电流与自感之间的关系，可以建立一相短路时的等效电路模型。以A相发生短路为例，正常相B、C……继续由逆变器供电或处于开路状态。故障相A的电压方程中，端电压降为零，永磁体在A相绕组中感应的反电动势驱动短路电流流经A相绕组的自感和电阻。在电阻分量相对于感抗较小的高频或高电感电机中，短路电流近似为反电动势幅值除以自感电抗。这一简洁的定量关系直观地说明了：增大自感即可等比例地减小短路电流。模块化绕组结构正是通过提升自感这一电磁参数来达成短路电流抑制的目的。

此外，还需要考虑互感耦合对短路电流的影响。正常相电流通过互感在故障相中感应附加的电压分量，通常会对短路电流产生影响。但在理想情况下，如果正常相的电流可以适时调节为零或保持较小的幅值，则互感的贡献相对有限。因此，抑制互感同样有助于降低正常相电流对故障相短路电流的助增效应，进一步限制故障严重程度。

六、有限元仿真与性能对比验证

6.1 仿真模型与参数设置

为验证前述理论分析的准确性和模块化绕组结构的实际抑制效果，采用有限元数值仿真方法对18槽16极九相永磁电机的传统绕组和模块化绕组两种方案进行了系统的性能对比。有限元模型包含定子铁心、电枢绕组、永磁体和转子轭等全部电磁结构部件。两种方案的定子铁心几何尺寸、齿槽形状、永磁体牌号和尺寸、气隙长度、铁心材料等参数完全相同，唯一的差异在于绕组线圈之间的连接关系。模块化绕组结构通过将相邻两槽的线圈反向串联实现了一相线圈的集中排布，具体映射关系如前所述由槽电势星形图的分析给出。

仿真在额定转速、额定工作点的条件下进行，计算了两种结构在正常工况和单相短路故障工况下的多组电磁性能数据。

6.2 电枢磁动势谐波对比

单相磁动势的谐波分析显示，模块化绕组结构的单相磁动势含有更丰富的谐波成分，各次谐波的幅值分布更为均匀。这一结果直接验证了前述“模块化绕组结构磁动势谐波含量更丰富”的理论判断，也为自感的提升提供了谐波层面的物理依据。

在合成磁动势方面，传统结构的频谱中确实不存在2次、4次、16次、20次的阶次谐波，验证了九相绕组谐波消除规律的解析推导。模块化绕组结构的合成磁动势中，这些阶次的谐波有所显现，但幅值可控。在基波层面，模块化绕组结构的基波磁动势幅值略低于传统结构，降幅与基波绕组因数从0.985降至0.970的比例一致，二者相互印证。

6.3 空载反电势分析

空载反电势是反映电机电磁设计合理性的重要基础指标。当转子永磁体以额定转速旋转时，在定子绕组中感应产生的空载反电势波形和谐波总畸变率直接关系到电机的电压波形质量和系统控制性能。

两种绕组结构的空载反电势主要谐波成分均为3次和5次谐波。与传统结构相比，模块化绕组结构的反电势基波幅值和各次谐波幅值均有所降低，这与绕组因数的变化趋势一致——基波绕组因数从0.985降至0.970，意味着在相同的永磁磁链条件下，模块化绕组结构每相绕组的感应电势略小。这一轻微降低的幅度很小，对电机转矩输出能力的影响几乎可以忽略。

更为值得关注的是空载反电势的波形正弦度。谐波总畸变率是衡量波形正弦度的参数，数值越低表示波形越接近理想正弦波。仿真结果表明，传统结构的空载反电势谐波总畸变率为5.1%，而模块化绕组结构降低至3.7%，谐波含量下降了约27.5%。这表明模块化绕组结构虽然单相磁动势谐波含量更丰富，但感应电势的波形正弦度反而有所改善。其原因可能在于：模块化绕组中各相线圈的集中排布使得各相感应电势的空间平均效应发生变化，某些在合成磁动势中存在的谐波在单个绕组的感应电势中因线圈集中排布而衰减。

良好的反电势正弦度对电动飞机的意义在于：正弦度高的反电势意味着转矩脉动的谐波激励源更少，有利于减小振动和噪声，提升飞行品质；同时也意味着控制系统可以更容易地实现高性能的矢量控制，不需要设置复杂的谐波电流补偿环节。

6.4 自感与短路电流抑制效果

自感与短路电流是衡量模块化绕组结构容错性能最直接、最核心的两个指标。

仿真计算的自感数据表明，传统结构的相绕组自感平均值约为921.7 μH，模块化绕组结构的自感平均值提升至约1210.3 μH，提升幅度达到31.3%。这一显著的自感增幅直接来源于模块化绕组结构中更丰富的单相磁动势谐波含量，各次谐波的电感贡献叠加效应使自感总值获得了可观的增长。

短路电流的有限元仿真采用将一相绕组在额定转速下直接短路的边界条件进行。传统结构的稳态短路电流幅值约为35.5 A，而模块化绕组结构的短路电流幅值降低至约26.1 A，降幅约为26.5%，与自感提升31.3%的幅度基本对应（按照短路电流与自感成反比的简化关系，31.3%的自感增幅对应约23.8%的电流降幅，二者数值接近，误差来自绕组电阻及互感耦合等因素的综合影响）。

短路电流降低26.5%对于电机安全运行的实际意义不容低估。短路电流与绕组铜损之间呈平方关系，26.5%的电流降幅对应的铜损降低约46%，这意味着故障相的发热速率几乎减半。绕组的瞬时温升由此得到有效控制，为故障检测和保护动作争取到宝贵的时间窗口。同时，降低的峰值电流也减小了瞬时去磁磁动势的幅值，使永磁体的工作点更安全地远离退磁拐点，降低了不可逆退磁的发生概率。

6.5 互感与相间隔离性能

互感的幅值直接表征了相与相之间的电磁耦合程度。在故障情境下，互感越小，故障相电流对健康相的影响越弱，相间隔离效果越好。

仿真结果对比显示，传统结构的相间互感平均值约为289.3 μH，而模块化绕组结构的互感平均值降至约115.7 μH，降低幅度高达60%。这一显著的互感抑制效果得益于模块化绕组中每相线圈的空间集中排布——不同相的线圈在定子圆周上不再交错分布，磁力线耦合路径被有效切断。

为了更直观地体现两种结构的相间耦合差异，仿真中设计了仅对A相绕组通入额定电流的测试工况，提取A相自身产生的磁链以及与A相相邻的B相和相隔相中的感应磁链。结果显示，模块化绕组结构中A相的自磁链幅值大于传统结构，与前文自感增大的分析一致；而相邻相和相隔相的感应磁链幅值均小于传统结构。这意味着模块化绕组结构下，某一相的磁场能量更集中地局限在自身模块内，向其他相的泄漏明显减少。

电枢磁力线的空间分布为上述互感对比提供了直观的物理解释。传统结构中，一相激励下产生的磁力线流经较多的定子齿，穿越其他相绕组的有效截面面积较大，导致多相绕组之间磁链耦合广泛。而模块化绕组结构中，磁力线集中分布在激励相相邻的数个齿中，其他相的绕组线圈所在区域磁力线稀疏，耦合程度显著减弱。这种磁力线空间分布的差异正是自感提升和互感降低的物理根源所在。

6.6 转矩性能对比

在电机容错设计中保持转矩性能是一个众所周知的难题，许多容错措施都以牺牲转矩密度或增大转矩脉动为代价。因此，对模块化绕组结构转矩性能的评估具有重要的工程意义。

在额定电流激励条件下，仿真得到传统结构的平均输出转矩约为7.8 N·m，转矩脉动（峰峰值与平均值之比）约为3.4%。模块化绕组结构的平均输出转矩约为7.7 N·m，转矩脉动约为3.6%。对比可知，采用模块化绕组结构后，平均转矩仅下降了约1.3%，转矩脉动仅增加了0.2个百分点——这一变化幅度在工程上几乎可以忽略不计。

平均转矩的微弱下降是由于基波绕组因数从0.985降至0.970所带来的基波磁动势减少所致。但下降幅度极为有限，说明模块化绕组结构对电机正常工作的转矩输出能力几乎没有实质性影响。转矩脉动的轻微增加可能与合成磁动势中某些被传统结构消除的谐波在模块化结构中重新出现有关，但增加幅度极小，不会对电动飞机的飞行平稳性造成可感知的影响。

将转矩数据与容错指标进行综合比较，可以得出一个重要结论：模块化绕组结构在几乎不牺牲转矩性能的前提下，实现了自感提升31.3%、短路电流降低26.5%以及互感降低60%的容错能力多维度提升。这种容错性能与正常运行性能的非零和共赢，是该方案在航空推进应用中最具吸引力的特点。

七、永磁电机模块化绕组结构总结分析

电动飞机作为航空业应对环境约束和实现技术跨越的战略方向，其安全性高度依赖于推进电机在极端故障条件下的容错能力。短路故障引发的瞬时大电流是威胁电机完整性乃至飞行安全的直接因素，对其进行有效抑制是容错电机设计的首要任务。

本文系统综述了永磁容错电机在定子结构改进、多相绕组设计和模块化绕组等方面的主要技术进展，揭示了一个贯穿各种方案的共性规律：容错能力的提升通常伴随着转矩品质的牺牲，两者之间的平衡是设计的核心挑战。在此基础上，重点分析了一种基于槽电势星形图构造的模块化绕组结构方案。该方案的核心创新在于不改变定子铁心的物理几何尺寸，仅通过优化绕组线圈之间的连接关系，即可实现同一相线圈的空间集中排布。

理论分析和有限元仿真验证表明，该模块化绕组方案通过以下三个层面的机制实现了容错能力与转矩性能的兼顾：其一，丰富的单相磁动势谐波含量使相自感提升了31.3%，进而在物理本质上抑制了短路电流约26.5%，显著降低了故障相的瞬时发热速率和永磁体退磁风险；其二，每相线圈的集中排布和相同的空间解耦使相间互感降低了60%，有效阻断了故障能量向健康相的传播路径，增强了相间隔离能力；其三，得益于基波绕组因数仅下降约1.5%，电机平均转矩仅牺牲了1.3%，转矩脉动仅增加0.2个百分点，正常运行性能几乎完好无损。

从电动飞机推进系统安全设计的角度审视，该模块化绕组结构方案提供了一条兼顾性能与安全的工程实现路径。它启示我们，通过绕组拓扑层面的精细设计优化，有望在不增加系统重量和复杂度的前提下，显著提升推进电机的固有容错能力。这种思路与电动飞机对轻量化、高可靠性一体化的追求高度契合，对于推动永磁容错电机在航空领域的工程应用具有一定的参考价值和实践意义。

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