永磁同步電機(jī)匝間短路故障溫度場分析

謝 穎 胡圣明 陳 鵬 馬澤新

永磁同步電機(jī)匝間短路故障溫度場分析

謝 穎 胡圣明 陳 鵬 馬澤新

（哈爾濱理工大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院 哈爾濱 150080）

匝間短路是一種常見的電機(jī)繞組故障，會導(dǎo)致定子繞組電流增大、電機(jī)局部過熱，長期在這種環(huán)境下運(yùn)行，溫度升高使得電機(jī)性能下降，造成經(jīng)濟(jì)損失。該文以一臺3kW永磁同步電機(jī)為例，研究匝間短路故障對永磁同步電機(jī)各部件溫度的影響。基于電機(jī)參數(shù)建立三維等效熱模型，絕緣材料被等效為絕緣層，將機(jī)殼沿軸向分段，根據(jù)風(fēng)速在機(jī)殼表面施加不同邊界條件，考慮永磁體渦流損耗和接線盒散熱的影響，利用有限元方法分別計(jì)算正常和匝間短路故障情況下的電機(jī)溫度場分布。通過對電機(jī)繞組重新下線，合理設(shè)計(jì)并搭建實(shí)驗(yàn)平臺，測得永磁同步電機(jī)關(guān)鍵位置點(diǎn)的溫度，將匝間短路故障前后的溫升數(shù)據(jù)進(jìn)行比較分析，得到故障前后電機(jī)溫度分布的變化規(guī)律以及局部過熱位置，同時(shí)為診斷和預(yù)防匝間短路故障提供依據(jù)。

永磁同步電機(jī) 匝間短路故障 溫度場 有限元法

0 引言

永磁同步電機(jī)由于效率高、結(jié)構(gòu)簡單、噪聲小等顯著優(yōu)點(diǎn)，被應(yīng)用在航天、航空、電動汽車等領(lǐng)域，因此永磁同步電機(jī)需要具有更高的安全性和可靠性。但在實(shí)際運(yùn)行中，可能發(fā)生定子繞組匝間短路、永磁體失磁、轉(zhuǎn)子偏心等故障，其中匝間短路故障發(fā)生最為頻繁[1]。永磁同步電機(jī)由于環(huán)境潮濕、機(jī)械振動、瞬時(shí)過電壓等原因可能導(dǎo)致繞組絕緣破損，造成電機(jī)匝間短路故障的發(fā)生，進(jìn)一步影響電機(jī)溫度場的分布。如不及時(shí)診斷故障，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致停機(jī)和人員傷亡，因此對永磁同步電機(jī)匝間短路故障溫度場的研究是十分必要的[2]。

對于永磁同步電機(jī)匝間短路的研究，主要包括匝間短路故障的分析和診斷[3-6]。例如，通過建立匝間短路故障的數(shù)學(xué)模型，提出了一種價(jià)值函數(shù)，分析其中的直流和2次諧波分量來診斷故障[7]。在分析故障的三相等效電路時(shí)，如考慮飽和與空間諧波的影響，還能估計(jì)故障的嚴(yán)重度并對故障進(jìn)行定 位[8]。為降低匝間短路故障對電機(jī)的影響，可以采用降低功率運(yùn)行的方法減小短路故障電流，從而減小故障產(chǎn)生的熱應(yīng)力，增加電機(jī)的使用壽命[9]。

在電機(jī)溫度場的研究中，由于永磁同步電機(jī)運(yùn)行時(shí)，永磁體溫度過高會使其部分失磁，影響電機(jī)的電磁性能，因此永磁同步電機(jī)溫度場的精準(zhǔn)計(jì)算是十分重要的。在電機(jī)溫度場的計(jì)算方面，主要有兩種方法：第一種方法為有限元法，通過建立有限元模型，計(jì)算出對應(yīng)部分的熱生成率，輸入到模型中仿真，可以得到電機(jī)的溫度分布[10]。通常情況下對于散線的繞組，需要考慮浸漆和繞組間空氣隙的影響，建立等效繞組和等效絕緣來替代計(jì)算[11]。為減小計(jì)算的誤差，部分學(xué)者分析轉(zhuǎn)子部分[12]和端部繞組[13]損耗的影響。在電機(jī)運(yùn)行時(shí)，溫度改變會影響材料的導(dǎo)熱性能，電磁場和溫度場具有耦合關(guān)系。為了準(zhǔn)確考慮耦合關(guān)系，建立了磁熱耦合的有限元模型，對磁場和溫度場結(jié)果進(jìn)行迭代耦合計(jì) 算[14-16]。但影響溫度場計(jì)算結(jié)果的因素有很多，其中冷卻方式是研究溫度場分布的關(guān)鍵，主要分為自然冷卻、風(fēng)冷、水冷、油冷。為了考慮風(fēng)扇對電機(jī)散熱的影響，將流體與有限元法相結(jié)合，修正了流體流動和溫度場變化的耦合方程，減小了計(jì)算量，提高了溫度場計(jì)算的精度[17-19]。第二種方法是建立集總參數(shù)熱路模型，忽略物體內(nèi)部的溫度變化，計(jì)算出相應(yīng)部件的熱容和熱阻，得到主要部件的平均溫度。通過建立集總參數(shù)熱路模型，能夠準(zhǔn)確預(yù)測出電機(jī)各個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)的溫度，并且與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本相同[20]。

在故障溫度場的研究方面，文獻(xiàn)[21]研究了感應(yīng)電機(jī)匝間短路故障溫度場，在不同位置和不同程度故障時(shí)，分析感應(yīng)電機(jī)定子繞組和機(jī)殼部分溫度的變化規(guī)律。如果利用溫度傳感器對電機(jī)的繞組進(jìn)行在線監(jiān)測，就可以準(zhǔn)確地診斷出匝間短路故障的位置[22]。在研究故障溫度場時(shí)，不僅能夠分析匝間短路故障，還可以對感應(yīng)電機(jī)轉(zhuǎn)子導(dǎo)條斷裂故障進(jìn)行分析，提取故障特征量，進(jìn)而研究故障產(chǎn)生的原因以及有效的診斷方法[23]。

國內(nèi)外研究學(xué)者分別對永磁同步電機(jī)匝間短路故障的電磁場和診斷方法進(jìn)行了詳細(xì)研究，但對故障溫度場的研究卻很少，而且不夠全面和深入。本文利用有限元方法對永磁同步電機(jī)匝間短路故障溫度場進(jìn)行了研究，以電機(jī)內(nèi)電磁場為基礎(chǔ)，分析了故障前后溫度場的分布，為快速并準(zhǔn)確地診斷永磁同步電機(jī)匝間短路故障提供依據(jù)。

1 有限元模型建立及實(shí)驗(yàn)測試

1.1 電機(jī)參數(shù)及有限元模型

本文對一臺永磁同步電機(jī)進(jìn)行研究，電機(jī)基本參數(shù)見表1。通過電機(jī)基本參數(shù)建立了二維模型，如圖1所示，仿真電機(jī)故障前的磁通密度分布如圖2所示，可以看出磁通密度的分布具有對稱性。

表1 電機(jī)基本參數(shù)

1.2 電機(jī)故障模型的建立

為了研究永磁同步電機(jī)匝間短路故障，本文假設(shè)A相為匝間短路故障相，則A相繞組被分為正常繞組部分和故障繞組部分，通過在故障繞組的兩端并聯(lián)接觸電阻來模擬故障情況，電機(jī)匝間短路故障的等效電路如圖3所示。

圖1 電機(jī)模型

圖2 故障前磁通密度分布

圖3 匝間短路故障的等效電路

根據(jù)電機(jī)匝間短路故障的等效電路，建立了短路故障有限元模型如圖4所示。發(fā)生匝間短路故障后，短路繞組中產(chǎn)生了環(huán)流，故障相電流增加，導(dǎo)致部分定子齒部磁通密度的飽和區(qū)增大，對電機(jī)局部損耗產(chǎn)生了影響，故障后電機(jī)的磁通密度分布如圖5所示。

圖4 電機(jī)匝間短路模型

圖5 故障后磁通密度分布

1.3 實(shí)驗(yàn)平臺搭建

本文對一臺永磁同步電機(jī)進(jìn)行研究并搭建實(shí)驗(yàn)平臺。為了進(jìn)行匝間短路故障溫度場的研究，對電機(jī)定子繞組部分重新下線，使電機(jī)能夠在正常和不同程度匝間短路故障下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，通過實(shí)驗(yàn)獲取電機(jī)溫度分布情況，并對溫度數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，具體實(shí)驗(yàn)裝置如圖6所示。電機(jī)利用變頻器起動，通過直流電源控制磁粉制動器的勵磁電流，使電機(jī)在額定負(fù)載下工作。將滑動變阻器串聯(lián)在短路支路，保護(hù)實(shí)驗(yàn)裝置能夠在安全的情況下運(yùn)行，選擇在阻值為1.2W時(shí)，進(jìn)行31匝短路故障的實(shí)驗(yàn)。

圖6 實(shí)驗(yàn)裝置

為測量機(jī)殼表面風(fēng)速和溫度的數(shù)據(jù)，在電機(jī)機(jī)殼頂部處沿軸向設(shè)置了5個(gè)測量點(diǎn)A、B、C、D、E，A點(diǎn)靠近負(fù)載側(cè)，E點(diǎn)靠近風(fēng)扇側(cè)。利用KANOMAX風(fēng)速儀測量機(jī)殼頂部測量點(diǎn)的風(fēng)速，Raynger ST30測溫槍測量機(jī)殼頂部測量點(diǎn)的溫度。在接線盒附近設(shè)置了不同程度的匝間短路接線柱，電機(jī)短路接線柱和機(jī)殼頂部測量點(diǎn)如圖7所示。

研究永磁同步電機(jī)匝間短路故障溫度場，需要獲取實(shí)際運(yùn)行時(shí)電機(jī)內(nèi)各部分的瞬時(shí)溫度。在電機(jī)內(nèi)部埋設(shè)K型熱電偶測定局部溫度，利用TM902C測溫計(jì)讀取熱電偶所測量的溫度數(shù)據(jù)。在電機(jī)內(nèi)部設(shè)置了6個(gè)測溫點(diǎn)，測溫點(diǎn)位置如圖8所示。

圖7 電機(jī)短路接線柱和機(jī)殼頂部測量點(diǎn)

圖8 電機(jī)測溫點(diǎn)位置

（1）在測量點(diǎn)1和測量點(diǎn)3處埋設(shè)熱電偶來測量槽內(nèi)繞組溫度，測量點(diǎn)3在故障槽繞組處，為了比較故障前后電機(jī)內(nèi)定子繞組溫度的變化情況，在故障槽對側(cè)的測溫點(diǎn)1處，測量正常槽內(nèi)繞組的溫度。

（2）沿電機(jī)軸向方向，在定子鐵心兩側(cè)的空氣腔進(jìn)行了測溫，測溫點(diǎn)5和測溫點(diǎn)6分別測量了靠近負(fù)載側(cè)和風(fēng)扇側(cè)的空氣溫度，具體位置如圖8b所示。

（3）在電機(jī)接線盒對側(cè)槽楔的測溫點(diǎn)2處埋設(shè)熱電偶，近似測量定轉(zhuǎn)子間空氣隙的溫度。

（4）由于轉(zhuǎn)子上的永磁體表面會產(chǎn)生渦流損耗，將熱電偶埋設(shè)在測溫點(diǎn)4處測量永磁體端面的溫度，近似得到轉(zhuǎn)子的溫度數(shù)據(jù)，如圖8c所示。

2 損耗計(jì)算和邊界條件的施加

2.1 損耗計(jì)算

2.1.1 繞組銅耗

當(dāng)電機(jī)三相繞組的電流和電阻分別相等時(shí)，繞組所消耗的銅耗等于其中某一相繞組銅耗的3倍。但匝間短路故障發(fā)生后，電機(jī)三相電流不平衡。如果故障相設(shè)置在A相，A相繞組的電阻被分為正常A相電阻和故障A相電阻，根據(jù)短路匝數(shù)計(jì)算故障繞組阻值，對應(yīng)不同相繞組流過的電流大小分別計(jì)算損耗。故障相（A相）繞組的損耗計(jì)算公式為

式中，Cu為電機(jī)故障相繞組的銅耗；為故障相正常繞組電流的有效值；為故障相正常繞組的電阻；sc為電機(jī)匝間短路故障繞組電流的有效值；sc為匝間短路故障繞組的電阻。

非故障相（B或C相）電流不相等，繞組的銅耗為

式中，Cu1為電機(jī)非故障相繞組的銅耗；1為電機(jī)非故障相繞組電流的有效值；1為非故障相繞組 電阻。

2.1.2 定子鐵心的基本鐵耗

由于定子鐵心是由硅鋼片疊壓而成，處于交變的磁場中會產(chǎn)生損耗，在定子鐵心齒部和軛部的最大磁通密度不相等，為了準(zhǔn)確地計(jì)算，將定子鐵心分成兩部分，定子齒部和軛部的鐵心損耗如式（3）和式（4）所示[24]。

（1）定子齒部鐵心的損耗為

（2）定子軛部鐵心的損耗為

2.1.3 轉(zhuǎn)子的渦流損耗

在永磁同步電機(jī)中，定子旋轉(zhuǎn)磁場和轉(zhuǎn)子的速度都為同步轉(zhuǎn)速，通常忽略永磁體和轉(zhuǎn)子的渦流損耗。本臺電機(jī)的永磁體為稀土釹鐵硼材料，電導(dǎo)率較高。在匝間短路故障時(shí)，電機(jī)磁路發(fā)生改變，永磁體的渦流損耗增加會導(dǎo)致溫度明顯升高，所以在電機(jī)溫度場的計(jì)算中需要考慮渦流損耗的影響。由于實(shí)驗(yàn)電機(jī)通過變頻器供電，氣隙磁場含有較多時(shí)間和空間的諧波分量，解析法的計(jì)算比較困難，本文利用有限元法在永磁體上施加零電流源，分別計(jì)算了匝間短路故障前后永磁體的渦流損耗。

對永磁同步電機(jī)匝間短路故障前后電機(jī)各部分的損耗進(jìn)行對比，見表2。在故障發(fā)生前后，定子齒部和定子軛部的鐵心損耗變化較小；而永磁體渦流損耗增大了3倍，有必要在故障后考慮其對整體溫度場的影響；三相繞組產(chǎn)生的損耗是最多的，為電機(jī)主要的發(fā)熱部位，在故障后短路繞組的電流瞬間增大，在短時(shí)間內(nèi)繞組產(chǎn)生的損耗迅速增加，使得電機(jī)其他部分的溫度也隨著上升。

表2 電機(jī)故障前后損耗對比

2.2 溫度場模型建立

2.2.1 定子槽等效熱模型

為了進(jìn)行故障溫度場的計(jì)算，建立模型時(shí)將槽內(nèi)導(dǎo)體和絕緣分別建立，定子槽等效熱模型如圖9所示。根據(jù)電機(jī)的實(shí)際尺寸建立了三維溫度場求解模型，為了方便對三維瞬態(tài)溫度場的簡化分析，做出下列假設(shè)：①等效絕緣和定子鐵心緊密貼合； ②忽略定子槽內(nèi)導(dǎo)線的溫度差。

圖9 定子槽等效熱模型

根據(jù)槽內(nèi)絕緣材料的參數(shù)，計(jì)算出等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)[25]為

式中，eq為等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)；（=1, 2, 3,…,）為等效絕緣材料的寬度；為絕緣材料平均導(dǎo)熱 系數(shù)。

2.2.2 氣隙的等效處理

由于樣機(jī)采用全封閉結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動導(dǎo)致定轉(zhuǎn)子間的空氣流動，是定轉(zhuǎn)子換熱過程的關(guān)鍵。合理處理氣隙的換熱過程，將直接影響著電機(jī)內(nèi)部溫度計(jì)算的準(zhǔn)確度。通過建立氣隙實(shí)體并施加導(dǎo)熱系數(shù)的方式來處理。其導(dǎo)熱系數(shù)[25]為

式中，為空氣雷諾數(shù)；為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；0為轉(zhuǎn)子外徑；為氣隙長度；為空氣運(yùn)動粘度；eff為等效氣隙的導(dǎo)熱系數(shù)；=0/i為轉(zhuǎn)子外徑和定子內(nèi)徑的比值，其中，i為定子內(nèi)徑。

2.2.3 求解域邊界條件

合理施加求解域的邊界條件是準(zhǔn)確仿真電機(jī)溫度場分布的關(guān)鍵，具體求解域的邊界如圖10所示，其中，S1為機(jī)殼外表面，S2為機(jī)殼內(nèi)表面和定子鐵心外表面，S3為定子內(nèi)表面和轉(zhuǎn)子外表面，S4為轉(zhuǎn)子鐵心端面，S5為定子鐵心端面。

計(jì)算對應(yīng)位置的散熱系數(shù)，S1為機(jī)殼的外表面，其表面散熱系數(shù)與散熱翅內(nèi)的風(fēng)速有關(guān)[21]，有

式中，1為機(jī)殼外表面散熱系數(shù)；為機(jī)殼表面的風(fēng)速。

圖10 求解域的邊界

Fig.10 Boundaries of the solving region

電機(jī)冷卻方式為封閉式自扇冷，風(fēng)扇轉(zhuǎn)動產(chǎn)生流動的空氣，吹入機(jī)殼表面散熱翅中冷卻電機(jī)，散熱翅中的風(fēng)速從風(fēng)扇側(cè)到負(fù)載側(cè)逐漸變小，為了準(zhǔn)確考慮散熱翅表面風(fēng)速對電機(jī)機(jī)殼溫度的影響，將有限元模型沿著軸向分割成V1、V2、V3三個(gè)部分。沿電機(jī)軸向位置的不同，機(jī)殼表面風(fēng)速逐漸變化，所以對應(yīng)不同的機(jī)殼部分，在外表面施加不同的散熱系數(shù)。利用KANOMAX風(fēng)速儀測量機(jī)殼表面各個(gè)位置的風(fēng)速，把實(shí)驗(yàn)測量的風(fēng)速數(shù)據(jù)按圓周方向取平均值。將數(shù)據(jù)分別代入到式（7）得V1、V2、V3三段模型表面的散熱系數(shù)分別為22.10W/m2·℃、25.16W/m2·℃、28.97W/m2·℃。

S4為轉(zhuǎn)子鐵心端面，由于轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動帶動機(jī)殼內(nèi)部空氣流動，使轉(zhuǎn)子鐵心端面散熱效果增強(qiáng)，轉(zhuǎn)子端面的散熱系數(shù)[24]為

式中，4為轉(zhuǎn)子端面散熱系數(shù)；r為努塞爾系數(shù)；a為空氣的導(dǎo)熱系數(shù)；r為轉(zhuǎn)子端面空氣的雷諾數(shù)。

S5為定子鐵心端面，其散熱系數(shù)[25]為

式中，5為定子鐵心端面散熱系數(shù)；rl為轉(zhuǎn)子表面線速度。

2.2.4 機(jī)殼與鐵心間接觸熱阻

機(jī)殼和定子鐵心之間由于裝配的影響，不是緊密貼合，中間存在較小的裝配氣隙層。由于空氣的導(dǎo)熱系數(shù)與固體相比較低，阻礙了熱量從定子鐵心到機(jī)殼的熱傳導(dǎo)，需要考慮其對電機(jī)溫度場的影響，定子鐵心與機(jī)殼接觸部分的等效熱阻[23]為

式中，d為定子鐵心和機(jī)殼的接觸熱阻；0為機(jī)殼和定子鐵心間的氣隙長度；0為定子鐵心和機(jī)殼間的導(dǎo)熱面積；0為靜止薄空氣層的導(dǎo)熱系數(shù)。

3 電機(jī)故障前后溫度場結(jié)果分析

3.1 三維瞬態(tài)溫度場仿真結(jié)果分析

環(huán)境初始溫度設(shè)置為20℃，當(dāng)電機(jī)在正常情況下以額定負(fù)載運(yùn)行至120min時(shí)，仿真出電機(jī)整體溫度場云圖，如圖11所示。在正常情況下，由于電機(jī)三相電流基本一致，三相繞組產(chǎn)生熱量相同，但電機(jī)接線盒部分散熱效果較差，導(dǎo)致靠近接線盒部分定轉(zhuǎn)子鐵心溫度略高于相鄰部分。當(dāng)電機(jī)A相繞組發(fā)生31匝短路時(shí)，故障繞組的電流迅速增大，導(dǎo)致電機(jī)三相繞組電流發(fā)生嚴(yán)重的不平衡，A相短路繞組電流增大，在局部出現(xiàn)過熱的情況，導(dǎo)致電機(jī)整體溫度的分布情況改變，溫度云圖如圖12所示。

圖11 故障前電機(jī)溫度分布

圖12 匝間短路故障電機(jī)溫度分布

3.2 故障前溫度場實(shí)驗(yàn)和仿真結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)的樣機(jī)為連續(xù)運(yùn)行工作制，利用搭建的實(shí)驗(yàn)平臺進(jìn)行了故障前溫度場實(shí)驗(yàn)，直到電機(jī)各部分溫度達(dá)到穩(wěn)態(tài)。

3.2.1 故障前溫度場實(shí)驗(yàn)結(jié)果

1）機(jī)殼頂部風(fēng)速和溫度的關(guān)系

在實(shí)驗(yàn)平臺進(jìn)行額定負(fù)載實(shí)驗(yàn)，電機(jī)頂部有5個(gè)測量點(diǎn)分別為A、B、C、D、E，如圖7所示。利用風(fēng)速儀測量散熱翅中的風(fēng)速，紅外測溫儀測量出機(jī)殼頂部測溫點(diǎn)的溫度。運(yùn)行至穩(wěn)態(tài)后頂部5個(gè)點(diǎn)的溫度和風(fēng)速關(guān)系如圖13所示。

圖13 實(shí)驗(yàn)測量點(diǎn)溫度與風(fēng)速的關(guān)系

由于電機(jī)采用封閉式自扇冷，沿著電機(jī)的軸向，從風(fēng)扇側(cè)到負(fù)載側(cè)，散熱翅表面的風(fēng)速隨著距離的增加而降低，散熱效果也降低，使得靠近負(fù)載側(cè)機(jī)殼的溫度始終高于風(fēng)扇側(cè)機(jī)殼。電機(jī)內(nèi)部的熱量主要以熱傳導(dǎo)的方式從定子鐵心傳遞到機(jī)殼，并且定子鐵心處于機(jī)殼的中心位置，所以機(jī)殼的中心C點(diǎn)溫度最高，沿軸向從負(fù)載側(cè)到風(fēng)扇側(cè)，在機(jī)殼頂部呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢。

2）電機(jī)內(nèi)部空氣溫度對比

風(fēng)扇的散熱不僅影響著機(jī)殼表面散熱翅的溫度，對電機(jī)內(nèi)部空氣腔的溫度也有所影響。在實(shí)驗(yàn)中對3個(gè)點(diǎn)的空氣進(jìn)行了測溫，分別是電機(jī)內(nèi)負(fù)載側(cè)的空氣腔、風(fēng)扇側(cè)的空氣腔和定轉(zhuǎn)子間空氣隙，將3個(gè)測溫點(diǎn)空氣溫度的實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對比，如圖14所示。

由于轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動帶動著內(nèi)部空氣的流動，與負(fù)載側(cè)和風(fēng)扇側(cè)的空氣相比，定轉(zhuǎn)子間空氣的流動速度較大，散熱效果較好，所以在電機(jī)運(yùn)行初期，定轉(zhuǎn)子間空氣的溫度低于兩側(cè)空氣腔的溫度。待電機(jī)溫升達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，定轉(zhuǎn)子間空氣隙溫度和風(fēng)扇側(cè)空氣幾乎保持一致。從圖14中可以看出，由于風(fēng)扇散熱的影響，在電機(jī)內(nèi)部負(fù)載側(cè)空氣溫度恒大于風(fēng)扇側(cè)，將導(dǎo)致兩端空氣的導(dǎo)熱系數(shù)不同，使得電機(jī)負(fù)載側(cè)和風(fēng)扇側(cè)的端部繞組、定轉(zhuǎn)子鐵心端部等部分散熱效果不同。

圖14 電機(jī)內(nèi)部空氣溫度的實(shí)驗(yàn)值

3.2.2 故障前仿真和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比

在電機(jī)正常情況下，將對側(cè)繞組（測溫點(diǎn)1）和轉(zhuǎn)子永磁體端面（測溫點(diǎn)4）溫度場的實(shí)驗(yàn)值和仿真值進(jìn)行對比，如圖15所示。

圖15 繞組與轉(zhuǎn)子溫度的實(shí)驗(yàn)值和仿真值對比

可以觀察出，對側(cè)繞組和轉(zhuǎn)子數(shù)據(jù)的仿真值恒低于實(shí)驗(yàn)值，但溫度的基本趨勢相同，誤差都在 3℃內(nèi)。產(chǎn)生誤差的原因?yàn)椋涸谑褂檬剑?）計(jì)算等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)時(shí)，假設(shè)在浸漆完全的情況下，計(jì)算出等效絕緣的導(dǎo)熱系數(shù)偏高，會導(dǎo)致溫度場的仿真值低于實(shí)驗(yàn)值。

定子繞組和轉(zhuǎn)子溫度差較大，樣機(jī)的定子繞組由于銅耗產(chǎn)生熱量，主要通過機(jī)殼散熱；而轉(zhuǎn)子部分產(chǎn)生損耗較小，其熱量主要由定子繞組產(chǎn)生并通過空氣傳遞，為轉(zhuǎn)子溫度升高的主要因素。

3.3 故障后溫度場實(shí)驗(yàn)和仿真結(jié)果分析

利用搭建的實(shí)驗(yàn)平臺進(jìn)行匝間短路故障溫度場實(shí)驗(yàn)，直到電機(jī)各部分溫度達(dá)到穩(wěn)態(tài)。由于在實(shí)際短路時(shí)環(huán)流可以達(dá)到額定電流的10倍左右。為了保證實(shí)驗(yàn)設(shè)備的安全，并進(jìn)行電機(jī)匝間短路故障溫度場數(shù)據(jù)的測量與分析，在進(jìn)行31匝短路故障實(shí)驗(yàn)時(shí)，短路支路中串聯(lián)1.2W的電阻。

3.3.1 故障后溫度場實(shí)驗(yàn)結(jié)果

在永磁同步電機(jī)發(fā)生31匝短路故障時(shí)，根據(jù)溫度場實(shí)驗(yàn)值繪制的曲線如圖16所示。

圖16 電機(jī)故障后關(guān)鍵位置點(diǎn)的溫度場實(shí)驗(yàn)值

在匝間短路故障發(fā)生后，由于故障繞組電流迅速增大，產(chǎn)生熱量較多，故障點(diǎn)的短路繞組是電機(jī)溫度最高的部分，與對側(cè)的繞組相比，溫度高于對側(cè)繞組約10℃；而定轉(zhuǎn)子間空氣隙的溫度介于定子和轉(zhuǎn)子之間，更接近于轉(zhuǎn)子溫度；由于轉(zhuǎn)子產(chǎn)生熱量較小，所以轉(zhuǎn)子的溫度是最低的。

3.3.2 故障后仿真和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比

利用有限元方法仿真出電機(jī)關(guān)鍵部件的瞬態(tài)溫度曲線，電機(jī)故障后關(guān)鍵位置點(diǎn)的溫度場仿真值如圖17所示。

圖17 電機(jī)故障后關(guān)鍵位置點(diǎn)的溫度場仿真值

對比圖16和圖17中短路情況下溫度場的仿真值和實(shí)驗(yàn)值數(shù)據(jù)，比較結(jié)果見表3。有限元仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)值的誤差在允許的范圍之內(nèi)，證明電機(jī)溫度場仿真結(jié)果能準(zhǔn)確地反映電機(jī)實(shí)際溫度。

表3 故障后溫度場的仿真值和實(shí)驗(yàn)值比較

根據(jù)所測量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，對比匝間短路故障前后關(guān)鍵位置點(diǎn)溫升的測量值，見表4。通過觀察實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得出溫度場變化的規(guī)律：在永磁同步電機(jī)匝間短路故障發(fā)生后，由于故障繞組部分的電流瞬間增大，產(chǎn)生了較多的熱量，與故障前相比，故障繞組溫度升高了15℃，是溫升差別最大的部位，而對側(cè)正常繞組在故障后溫度升高了8℃；對于轉(zhuǎn)子部分，由于定子繞組的熱量是通過空氣傳遞到轉(zhuǎn)子部位的，空氣的導(dǎo)熱系數(shù)較小，所以轉(zhuǎn)子部分的溫升僅為5.1℃；介于定轉(zhuǎn)子間的氣隙，溫度介于定子繞組與轉(zhuǎn)子之間，在匝間短路故障后，定轉(zhuǎn)子間氣隙與轉(zhuǎn)子的溫度差變大；對于空氣腔的溫度，在短路故障發(fā)生后，隨著定子繞組的溫度升高，引起了負(fù)載側(cè)和風(fēng)扇側(cè)空氣腔的溫度也逐漸升高。電機(jī)運(yùn)行至穩(wěn)態(tài)時(shí)，故障繞組中的熱量通過定子鐵心和空氣傳遞到其他的部位，使得電機(jī)的整體溫度明顯升高并處于平衡狀態(tài)。

表4 故障前后關(guān)鍵位置點(diǎn)溫升測量值對比

4 結(jié)論

本文以一臺永磁同步電機(jī)為例，采用有限元法，研究了負(fù)載情況下電機(jī)正常運(yùn)行和匝間短路故障時(shí)的溫度場，并通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證，分析了故障前后電機(jī)溫度分布。得出以下結(jié)論：

1）考慮了永磁體渦流損耗、電機(jī)散熱翅處空氣流動和電機(jī)負(fù)載側(cè)與風(fēng)扇側(cè)氣隙端腔空氣溫度對電機(jī)溫度場的影響，把故障前后仿真的溫度場數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，得到的結(jié)果基本一致，誤差在允許的范圍之內(nèi)。由此可見，能夠通過仿真結(jié)果準(zhǔn)確地反映電機(jī)實(shí)際的溫度分布及故障前后溫度的變化情況。

2）在永磁同步電機(jī)發(fā)生匝間短路故障時(shí)，電機(jī)故障槽繞組的局部溫度會瞬間升高，并且大于對側(cè)正常繞組的溫度。繞組溫度過高會導(dǎo)致絕緣加速老化，如果不及時(shí)處理將會發(fā)展為更為嚴(yán)重的相間短路故障，甚至損壞電機(jī)。

3）由于風(fēng)扇散熱的影響，電機(jī)內(nèi)部負(fù)載側(cè)端腔和風(fēng)扇側(cè)端腔空氣溫度不相等，負(fù)載側(cè)端腔的空氣溫度高于風(fēng)扇側(cè)，這會導(dǎo)致兩側(cè)的散熱效果不同。隨著匝間短路故障的發(fā)生，兩側(cè)端腔的空氣溫度也隨著電機(jī)整體溫度的升高而升高。

4）正常運(yùn)行時(shí)定轉(zhuǎn)子間氣隙的溫度高于轉(zhuǎn)子部分，在31匝匝間短路故障后，定轉(zhuǎn)子間氣隙和轉(zhuǎn)子的溫度隨著故障繞組溫度的升高而增大，并且在故障發(fā)生后，兩者的溫度差也逐漸變大。

5）匝間短路故障會使得故障繞組溫度迅速升高，因此可以通過實(shí)時(shí)監(jiān)測電機(jī)關(guān)鍵元件的溫度，在故障的早期及時(shí)發(fā)現(xiàn)異常情況，為匝間短路故障的診斷提供依據(jù)。

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Thermal Field Analysis on Inter-Turn Short Circuit Fault of Permanent Magnet Synchronous Motor

（School of Electrical & Electronic Engineering Harbin University of Science and Technology Harbin 150080 China）

Inter-turn short circuit (ITSC) is a common winding fault of the motor, which will cause the increase of stator winding current and local overheating of the motor. If the motor operates under this condition for a long time, the motor performance will decline and cause economic losses. This paper took a 3kW permanent magnet synchronous motor as an example, and studied the influence of ITSC fault on the temperature of each part of the permanent magnet synchronous motor. A three-dimensional equivalent thermal model was established based on the motor parameters, the insulation material was equivalent to insulation layer, the shell was segmented along the axial direction and different boundary conditions were applied to the shell surface according to the wind speed, and the eddy current loss of permanent magnet and heat dissipation of terminal box were considered. The temperature distribution of the motor under normal and ITSC fault conditions was calculated by the finite element method. By rewiring the motor winding, the experimental platform was built, and the temperature at key points of the permanent magnet synchronous motor was measured. The temperature rise data before and after the ITSC fault was compared and analyzed. Then the change trend of the temperature distribution before and after the ITSC fault, and the local overheating position were obtained, which can provide a reference for the diagnosis and prevention of the ITSC fault.

Permanent magnet synchronous motor, inter-turn short circuit fault, thermal field, the finite element method

TM351

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.201000

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51977052）。

2020-08-07

2020-09-30

謝 穎 女，1974年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡姍C(jī)內(nèi)電磁場、溫度場、振動噪聲計(jì)算及感應(yīng)電動機(jī)故障診斷及檢測。

E-mail: xieying_1975@163.com（通信作者）

胡圣明 男，1996年生，碩士研究生，研究方向?yàn)橛来磐诫姍C(jī)電磁場及故障溫度場分析。

E-mail: hushengming96@163.com

（編輯 崔文靜）