多三相分數(shù)槽集中式繞組容錯電機匝間短路故障溫度場分析

汪 波 黃 珺 查陳誠 程 明 花 為

多三相分數(shù)槽集中式繞組容錯電機匝間短路故障溫度場分析

汪 波 黃 珺 查陳誠 程 明 花 為

（東南大學電氣工程學院 南京 210096）

匝間短路是一種常見的電機繞組故障，會產(chǎn)生巨大的短路故障電流，導致繞組局部過熱并使電機性能下降，造成嚴重的安全事故和連帶損失。該文研究了一臺多三相永磁磁阻電機在不同運行工況下匝間短路故障的電磁和熱特性。通過精細化繞組建模將故障線圈和健康線圈加以區(qū)分，建立三維全域流固耦合仿真模型提高仿真精度。論文基于2D電磁模型和3D熱模型的聯(lián)合仿真分別探究了短路線圈位置、短路線圈匝數(shù)、負載電流以及轉(zhuǎn)速對永磁電機匝間短路溫度的影響，并加工一臺功率為5 kW的樣機進行實驗驗證。實驗結(jié)果驗證了仿真模型的準確性，同時為預防匝間短路故障提供了依據(jù)。

多三相永磁同步磁阻電機 匝間短路 溫度場分析 有限元仿真

0 引言

永磁同步電機（Permanent Magnet Synchronous Motor, PMSM）以其效率高、結(jié)構(gòu)簡單、噪聲小等優(yōu)點被廣泛應用于航空航天領域和電氣化交通領域[1-2]。這些領域?qū)Π踩杂兄鴺O為嚴苛的要求，但在實際運行中，由于環(huán)境潮濕、機械振動、瞬時過電壓等原因，永磁同步電機可能發(fā)生開路、短路以及匝間短路等故障，其中以匝間短路故障最為嚴重。由于永磁同步電機不具備故障滅磁的功能，匝間短路時故障線圈往往會產(chǎn)生巨大的故障電流，短時間內(nèi)釋放大量熱量，導致電機局部溫度過高，嚴重時甚至會造成設備停機和人員傷亡。因此，有必要對永磁電機匝間短路進行深入研究[3-4]。

目前對永磁同步電機匝間短路的研究多停留在電磁階段，通過匝間短路電流的大小評估故障的嚴重程度或是通過建立匝間短路故障的數(shù)學模型，分析其中的直流和2次諧波分量進行故障診斷[5-7]。傳統(tǒng)的容錯電機通常采用降低功率運行的方法減小匝間短路電流，從而減小故障產(chǎn)生的熱應力，增加電機使用壽命，多三相電機通過對故障所在的三相繞組實施端部短路，能夠大幅削弱短路電流，抑制電機的溫升。

目前研究電機溫度場主要是通過熱網(wǎng)絡法和有限元法。熱網(wǎng)絡法通過建立集總參數(shù)熱路模型，能夠準確預測出電機各個關鍵點的溫度，計算速度快，但是其計算精度取決于熱網(wǎng)絡分割的精度和各節(jié)點熱阻計算的準確程度，同時各個熱網(wǎng)絡節(jié)點代表電機某一部件的平均溫度，并不能得到更詳細和清晰的溫度分布[8-9]。有限元法網(wǎng)格剖分靈活，在幾何形狀、邊界條件復雜、材料特性不均勻、場梯度變化較大的情況下都適用[10-11]。通常情況下，電機繞組部分由于結(jié)構(gòu)復雜并不適合直接建模，需要通過等效繞組的方式簡化模型。文獻[12]通過建立等效繞組模型推導了電機繞組徑向和軸向的等效導熱系數(shù)計算公式。文獻[13]通過建立各向異性的等效繞組模型對一臺36槽6極的容錯永磁同步電機進行有限元溫度場仿真，準確預測了匝間短路前后的溫升。有限元模型一般需要計算復雜的邊界條件，因此可以建立流固耦合仿真模型簡化邊界條件，減小仿真誤差。在電機運行時，溫度改變會影響材料的導熱性能，從而改變電機電磁性能。因此，文獻[14-15]對永磁同步電機進行磁熱耦合仿真，并進行迭代計算。在匝間短路故障溫度場研究方面，文獻[16]研究了永磁同步電機匝間短路時的溫度場，并研究了單匝短路時不同股數(shù)和不同位置的導線故障時電機的溫升，進而通過對比找出故障最嚴重的工況。該論文中匝間短路故障建模方式較為粗糙，且沒有考慮端部交疊繞組的影響。

目前國內(nèi)外研究學者分別對永磁同步電機匝間短路故障的電磁場和診斷方法進行了詳細研究，但關于匝間短路溫度場的研究不夠深入和全面，沒有考慮影響匝間短路溫度的關鍵因素，如短路線圈匝數(shù)、短路線圈位置、負載電流及轉(zhuǎn)速等。因此，本文以一臺18槽14極多三相分數(shù)槽集中式繞組永磁同步電機為研究對象，通過有限元分析方法建立2D電磁模型以及3D全域流固耦合熱模型，對電機及其繞組進行精細化建模并進行磁熱聯(lián)合仿真，研究匝間短路前后電機的溫度場。分別在不同位置發(fā)生短路、不同匝數(shù)發(fā)生短路、不同轉(zhuǎn)速發(fā)生短路以及不同負載發(fā)生短路的工況下，對電機溫升進行預測，研究其對永磁電機匝間短路溫升的影響，同時探究故障最為嚴重時的工況，為匝間短路故障的容錯研究提供依據(jù)。

1 多三相分數(shù)槽集中式繞組電機

1.1 多三相分數(shù)槽集中式繞組電機及其電磁模型

多三相永磁電機模型如圖1所示，該電機采用分數(shù)槽集中式繞組（Fractional Slot Concentrated Winding, FSCW），端部短且無交疊，相間短路的風險顯著降低。繞組參照文獻[17]提出的單元分布式排布，不同三相繞組間的時間相移為-260°電角度，空間相移為20°電角度，使得大量非工作磁動勢諧波被相互抵消，同時增加工作諧波含量，電機的輸出性能得到改善。轉(zhuǎn)子部分采用V型雙層永磁體，增大電機的凸極率，提高電機的磁阻轉(zhuǎn)矩，降低電機永磁用量，從而進一步提高電機短路電流承受能力。

圖1 多三相分數(shù)槽集中式繞組電機模型

電機共有三套獨立的三相繞組ABC、DEF、GHI，分別由獨立的逆變器驅(qū)動控制。電機三套繞組高度對稱，研究匝間短路時可假設故障發(fā)生在A1線圈，此時A相繞組可劃分為A1線圈中剩余健康繞組AH和故障繞組AF以及健康線圈A2。匝間短路的電路如圖2所示。由于A1相匝數(shù)為8，因此AF和AH匝數(shù)之和始終等于8，而在匝間短路時二者的匝數(shù)為1～8不等。

圖2 匝間短路電路

為了研究短路線圈匝數(shù)及位置對永磁同步電機匝間短路溫度的影響，本文在2D電磁模型中將A1相的8匝線圈單獨建模，A1相電磁模型如圖3所示。8匝線圈按圖3所示位置進行編號，根據(jù)短路線圈位置和數(shù)量的不同，AF對應的線圈編號和線圈數(shù)量也不相同。

圖3 A1相電磁模型

1.2 多三相分數(shù)槽集中式繞組電機熱模型

為考慮匝間短路繞組在不同位置和不同匝數(shù)等情況下的溫升情況，本文通過Ansys-Fluent建立3D熱模型對18槽14極電機進行溫度場仿真，仿真模型如圖4所示。電機運行過程中主要的散熱方式為熱傳導、熱對流和熱輻射，由于這臺電機采用自然冷卻的方式進行散熱，主要通過自然對流與外界進行換熱，考慮到電機表面與環(huán)境之間的溫差很小，因此輻射傳熱的影響在研究中可以忽略不計。

圖4 電機熱模型

傳統(tǒng)的電機熱模型通過計算求解域的邊界條件進行溫度場仿真，不僅繁瑣還容易因計算誤差影響仿真精度。本文通過建立流固耦合的仿真模型在電機周圍建立足夠大的空氣域直接模擬電機的自然散熱過程，有效減小了計算誤差。

電機的主要生熱部分為繞組、定轉(zhuǎn)子硅鋼片以及永磁體。除繞組外，電機大部分部件的幾何結(jié)構(gòu)都較為簡單且由單一材料構(gòu)成，其散熱系數(shù)易于獲取。而電機繞組在幾何形狀和組成成分上都極為復雜，定子槽內(nèi)至少包含銅導線、絕緣漆和絕緣浸漬三種材料，因此想要通過建模還原樣機繞組是不現(xiàn)實的，為此必須對繞組模型進行簡化處理。目前最常用的方法是等效繞組法，傳統(tǒng)的等效繞組法將槽內(nèi)所有材料視為一個整體，計算其等效導熱系數(shù)。但是等效導體的導熱系數(shù)在徑向和軸向顯然是不等的，軸向?qū)嵯禂?shù)遠遠大于徑向和周向?qū)嵯禂?shù)，為此不得不將一相繞組簡化成分立于定子齒兩邊的柱狀導體[18-19]，這無疑會影響計算精度。因此，本文在對繞組進行等效時將銅導線（不包括漆膜）看作一個導體。將槽內(nèi)絕緣材料視為一個等效導體包裹在銅導體周圍，等效繞組如圖5所示，包括銅線絕緣漆、繞組浸漆和空氣。在這種建模方式下，銅導線和絕緣材料的徑向和軸向?qū)嵯禂?shù)一致，不需要進行特殊處理，極大地簡化了建模復雜度。其中絕緣材料部分等效導熱系數(shù)可表示為[20]

等效絕緣導體的密度和比熱容可分別表示為

圖5 等效繞組

當發(fā)生匝間短路故障時，短路線圈和健康繞組的損耗和溫度分布存在差異，因此不能簡單地將繞組視作一個單質(zhì)環(huán)，在建立繞組熱模型時同樣需要對一相繞組中的8匝線圈單獨進行建模，如圖5所示，8匝銅導線互不接觸，僅端部和其余繞組相連。A1相繞組熱模型如圖6所示。

為了進一步研究匝間短路繞組的數(shù)量和位置對電機溫升的影響，在溫度場模型中同樣按照圖3所示的編號方式對A1相的8匝繞組進行位置編號，如圖6所示。電機每槽每相繞組分為內(nèi)外兩層，按實際繞線方式進行連接，這種建模方式在幾何結(jié)構(gòu)上更貼近實際繞組，因此計算匝間短路故障溫升時更為精確。根據(jù)不同工況修改不同匝數(shù)和不同位置的短路線圈的生熱率，即可模擬電機在各種匝間短路故障情況下的溫升，從而更加客觀準確地評估不同短路工況對電機溫升的影響。

2 電機故障前后溫度場仿真結(jié)果

2.1 故障前電機溫升

本文采用磁熱耦合的方式進行溫度場仿真，通過2D有限元模型進行電磁仿真得到電機正常工況下的電流，計算損耗和生熱率，進而代入到3D熱模型進行溫度場計算。正常工況下，電機的銅耗等于一相繞組銅耗的9倍，故障時，故障線圈和健康相電流不再相等，因此銅耗需要單獨計算，故電機銅耗通用計算公式為

電機的鐵耗主要分為由硅鋼片疊壓而成的定轉(zhuǎn)子在交變磁場中產(chǎn)生的損耗和永磁體產(chǎn)生的渦流損耗，本電機由于轉(zhuǎn)速不高，機械損耗和雜散損耗很小，可以忽略不計。本文采用有限元仿真計算電機鐵耗，電機的損耗及效率見表1。

表1 電機的損耗及效率

Tab.1 Loss and efficiency of the motor

仿真時，環(huán)境溫度設為25℃，電機運行在額定轉(zhuǎn)速2 000 r/min，負載電流為67 A，正常運行時電機的溫度云圖如圖7所示。匝間短路前，各相繞組電流一致，因此損耗和生熱一致，各相之間溫差不大。電機的最高穩(wěn)態(tài)溫度可達137.5℃，最高溫度位于繞組端部，并且溫度沿徑向向著機殼逐漸減小，內(nèi)外溫差約為15℃。這是因為繞組的損耗最高，生熱最多，并且槽口處外層的端部繞組由于距離機殼和定子鐵心最遠，熱阻最大，熱量耗散困難，因此溫度最高。此外，考慮到機殼和端蓋面上的散熱，電機整體的溫度從中部到端部逐漸降低。

圖7 正常運行時電機溫度

2.2 故障后電機溫升

發(fā)生匝間短路故障時，由于永磁同步電機不具備滅磁能力，因此故障電流通?？蛇_額定電流的10倍左右[5]，電機在這種狀態(tài)下運行極易導致繞組燒毀，因此需要對電機實施容錯處理。端部短路能夠有效削弱匝間短路電流，保護電機。當A相發(fā)生匝間短路時，將ABC所在的逆變器所有上橋臂或下橋臂開關打開，使ABC三相端部短路，在三相繞組中同時產(chǎn)生短路電流，與匝間短路線圈同時進行滅磁，以此削弱故障線圈中的短路電流，達到保護電機及設備安全的目的，其原理如圖8所示。

圖8 端部短路原理

研究時，假設故障為單匝短路，故障線圈編號為1。端部短路后，ABC三相電流發(fā)生變化，仿真得到短路三相的感應電流如圖9所示，ABC三相健康繞組電流幅值約為70 A，故障線圈AF中的電流經(jīng)過削弱后，有效值約為139 A，并且含有較高的3次諧波，這是因為ABC三相產(chǎn)生的平衡短路電流抵消了故障線圈中的基波磁鏈，而3次諧波電流分量沒有零序電流路徑，因此3次諧波磁鏈無法被抵消。該故障模式下電機匝間短路溫度云圖如圖10所示，雖然端部短路大幅削弱了AF中的電流，但是故障電流有效值仍是額定電流的3倍，因此匝間短路時電機的銅耗大幅增加，電機溫度較故障前上升約28℃。故障線圈AF由于生熱最多，因此溫度最高，為165℃；健康繞組AH最高溫度約為156℃，二者溫差為9℃；其余健康相繞組距離故障線圈較遠，因此溫度提升較小，約為143℃左右。由此可見，該模型可以客觀精確地反映電機故障線圈和正常線圈的溫度分布。

圖9 短路三相電流

圖10 匝間短路溫度分布

2.3 影響匝間短路溫度的因素

2.3.1 短路線圈位置對匝間短路溫度的影響

單匝短路故障時，由于短路電流和散熱條件的不同，不同位置的線圈發(fā)生匝間短路所引起的電機的溫升也不相同。因此，將圖6中編號為1～8的線圈分別進行匝間短路仿真，得到如圖11所示的匝間短路電流及溫度隨短路線圈位置變化關系。從圖11中可以看出，隨著短路線圈位置從1～8號的不斷變化，故障線圈AF中的短路電流越來越小，這是因為編號為1的線圈位于槽口外層，其匝鏈的磁鏈最多，而隨著編號增大，其所對應的短路線圈匝鏈的磁鏈逐漸減少，其所產(chǎn)生的感應電流也逐漸減小，匝間短路的最高溫度也隨之降低。至8號位置時，匝間短路溫度僅有142.9℃。造成這個趨勢的有兩方面因素：首先編號增大的同時匝間短路電流不斷減小，故障線圈AF的銅耗逐漸減小，生熱逐漸降低，如圖12所示；其次短路線圈的位置逐漸向機殼靠攏，相較于外層繞組，內(nèi)層繞組更靠近定子鐵心，熱阻更小，熱量耗散更加容易。因此，在單匝短路的工況下，位于槽口處最外層的1號位置的線圈發(fā)生匝間短路時，電機的溫升最高，匝間短路最為嚴重。

圖11 匝間短路電流及溫度隨短路線圈位置變化關系

圖12 故障線圈損耗隨短路線圈位置變化關系

2.3.2 短路線圈匝數(shù)對匝間短路溫度的影響

匝間短路故障發(fā)生時，短路線圈匝數(shù)，即故障線圈AF的匝數(shù)變化同樣會影響電機溫升，因此按照圖6中的編號順序逐步增加短路線圈匝數(shù)，分別進行匝間短路仿真計算故障電流及其溫升情況，得到短路電流及溫度隨短路線圈匝數(shù)變化關系如圖13所示。從圖13中可以看出，隨著短路線圈匝數(shù)的增加，匝間短路電流逐漸減小，這是因為短路線圈電感和匝數(shù)的二次方成正比。隨著短路線圈匝數(shù)的增加，AF電感增大，因此匝間短路電流不斷減小。

圖13 匝間短路電流及溫度隨短路線圈匝數(shù)變化關系

圖13中3匝線圈短路時的溫度略高于2匝線圈短路，這是二者不同的散熱條件所致。圖14分別為2匝短路和3匝短路時A1線圈的溫度云圖，從圖中可以看出，2匝和3匝短路時，電機最高溫度均位于1號線圈的端部。2匝短路時，和1號線圈連接的3號線圈為健康繞組，二者存在較大溫差，1號線圈產(chǎn)生的熱量直接傳遞到健康繞組，因此僅在和2號線圈連接的端部形成熱點。3匝短路時，1號線圈兩端均為故障繞組，其產(chǎn)生的熱量無法直接傳遞給健康繞組，因此盡管故障電流更小，但3匝短路時匝間短路溫度更高。

圖14 2匝和3匝短路時A1相溫度

隨著短路線圈匝數(shù)繼續(xù)增加，短路電流和匝間短路溫度降幅逐漸減小，至8匝短路時電機最高溫度僅為145.1℃，較單匝短路時溫度下降20℃。由此可知，單匝短路時電機故障最為嚴重，此時無論是短路電流還是溫度均為最高。

2.3.3 負載電流對匝間短路溫度的影響

將電機負載電流從10 A依次增加直至額定電流67 A，分別進行單匝短路仿真，短路線圈依然選擇1號位置繞組，得到匝間短路電流及溫度隨負載電流變化關系如圖15所示，隨著負載逐漸增加，短路電流和匝間短路溫度呈遞增趨勢。雖然10 A和滿載兩種工況下匝間短路電流有效值僅相差13.8 A，但是二者間溫差近60℃，這是因為二者損耗相差較大。隨著負載電流逐漸增大，電機損耗也隨之增大，且增速逐漸升高，因此滿載時電機的損耗和10 A時相差高達160 W。

圖15 匝間短路電流及溫度隨負載電流變化關系

2.3.4 轉(zhuǎn)速對匝間短路溫度的影響

電機轉(zhuǎn)速變化將導致匝間短路電流發(fā)生變化從而影響電機的匝間短路溫度，將電機轉(zhuǎn)速從500 r/min逐漸增加到2 000 r/min，分別進行單匝短路的溫度場仿真，短路線圈依然選擇1號位置繞組，得到如圖16所示的短路電流及溫度隨轉(zhuǎn)速變化關系。隨著轉(zhuǎn)速增加，匝間短路電流也隨之增大。經(jīng)過計算，500、1 000、1 500、2 000 r/min時電機的損耗分別為203.4、220.9、240.8及266.5 W，損耗不斷增加，除了匝間短路電流引起的電機銅耗增加外，電機工作頻率增加也會導致鐵耗增加，因此轉(zhuǎn)速越高，電機匝間短路溫度越高。

圖16 匝間短路電流及溫度隨轉(zhuǎn)速變化關系

3 匝間短路溫度實驗

3.1 樣機加工及實驗平臺搭建

本文根據(jù)表1數(shù)據(jù)加工了一臺5 kW多三相永磁同步電機樣機并搭建實驗平臺，如圖17所示。樣機通過聯(lián)軸器和測功機進行連接并在給定轉(zhuǎn)速下運行，通過DSP控制器對電機施加負載，每套三相繞組由獨立的三相逆變器控制，匝間短路時控制逆變器開關實現(xiàn)端部短路。電機繞組端部和槽內(nèi)繞組處埋設有K型熱電偶測量繞組溫升，分別位于繞組AH、AF、B相、C相、D相和G相端部和槽內(nèi)，并連接到高精度多路溫度測量儀進行采樣，記錄電機的瞬態(tài)溫升。

圖17 實驗平臺

樣機繞組如圖18所示，A1槽所在位置的匝間短路線圈AF和剩余健康線圈AH單獨繞制，實驗選取故障最為嚴重的單匝短路工況進行測量，并引出兩個接線端子。實驗中對AF線圈電阻進行了測量，由于單匝繞組電阻很小，且受到接線端子和引出線的影響，實際電阻值遠大于理論值。實際測得AF電阻值為1.63 mΩ，是理論電阻的2.36倍。

圖18 樣機定轉(zhuǎn)子示意圖

3.2 故障前電機溫升實驗

實驗時，利用測功機拖動樣機在額定轉(zhuǎn)速下恒轉(zhuǎn)速運行，同時通過DSP控制平臺對電機施加額定負載。實驗在室溫25℃下進行，利用高精度溫度測量儀以1 s為間隔通過預先埋置的熱電偶不間斷地測量電機繞組的溫度，直至60 min內(nèi)溫度變化不超過2℃，即溫度達到穩(wěn)態(tài)。正常工況下，電機以轉(zhuǎn)速2 000 r/min在額定負載下運行，實驗測得電機的九相電流如圖19所示，繞組溫升曲線如圖20所示。從圖20中可以看出，電機持續(xù)運行3 h達穩(wěn)態(tài)，實驗結(jié)果和仿真預測十分接近。

圖19 正常工況下電機的負載電流

圖20 故障前電機繞組溫升

實驗測得電機最高溫度為141.1℃，位于D相繞組端部，最低溫度為120.2℃，位于AH繞組槽內(nèi)。仿真得到的正常工況下繞組最高溫度為137.5℃，最低溫度為121℃，溫度所在位置與實驗結(jié)果一致。相較于仿真結(jié)果，實驗測得的最高溫度略高，這是因為電機電阻值隨著溫度升高而增大，因此實際電機產(chǎn)生的損耗高于理論值，使得實驗測得的溫度略高。正常工況下電機各相繞組端部溫度見表2。從表2中可以看出，仿真結(jié)果各相繞組端部溫差較小而實驗測得的各相溫差較大，這是因為仿真模型各相繞組對稱而實際加工時電機的雙層繞組并非完全對稱分布在槽內(nèi)，如圖18所示，靠近槽口的繞組溫度更高而靠近槽底部的繞組溫度更低。由于A1相分為AF和AH，繞線時AH放在槽底部，緊貼定子，熱量更容易傳遞到機殼，因此測得的溫度最低。

表2 正常工況下各相繞組端部溫度

Tab.2 Temperature of end windings in healthy state

3.3 故障后電機溫升實驗

3.3.1 額定負載下的匝間短路溫度

匝間短路時，測功機拖動樣機維持額定轉(zhuǎn)速運行，將AF端子兩端短接并將ABC三相端部短接，并通過控制逆變器使ABC三相端部短路，實現(xiàn)端部短路后電機的匝間短路運行。此時測得短路三相電流如圖21所示。實驗測得的感應電流幅值為202 A，三相短路電流幅值為60 A，略低于理論值，這是由于電機端部繞組漏感和短路回路額外電阻所致。考慮到樣機加工的誤差會導致實驗結(jié)果和仿真結(jié)果出現(xiàn)較大差距，本文根據(jù)樣機實測短路電流和相繞組電阻重新計算銅損，將按照實際銅損計算得到的生熱率代入仿真模型進行仿真，并將實驗結(jié)果和仿真結(jié)果進行對比，結(jié)果如圖22所示。

圖21 實驗測得的短路三相電流

圖22 額定負載下匝間短路繞組溫升

匝間短路時，由于故障線圈AF生熱率最高，因此其穩(wěn)態(tài)溫度也最高，仿真和實驗測到的最高溫度分別為185.2℃和175.7℃，二者均位于AF端部且溫差為9.5℃，這可能是因為仿真時忽略了電機繞組的電阻值隨溫度升高而增大所致，因此在熱點位置誤差較大。其余繞組的端部溫度仿真與實驗結(jié)果見表3。由表3可見，健康繞組位置實驗結(jié)果和仿真結(jié)果較為接近。從表中數(shù)據(jù)可知，匝間短路時實驗測得的健康線圈和故障線圈的溫差為14℃，仿真結(jié)果為11℃，二者極為相近。

表3 故障后額定負載時各相繞組端部溫度

Tab.3 Temperature of end windings under rated load after turn fault

匝間短路時，健康繞組的溫度較故障前發(fā)生了變化，由于G相位置緊鄰A相，因此G相溫度最高，這一點實驗和仿真結(jié)果相一致。實驗測得的匝間短路最低溫度位于B相，因為B相繞組在下線時更貼近機殼，散熱條件更好；而仿真時由于各相繞組對稱，因此B、C、D三相繞組之間溫度極為接近，溫差僅為0.4℃。

3.3.2 40 A時匝間短路溫度

改變電機負載，當負載電流為40 A時，將實驗測得的電機匝間短路溫升和仿真結(jié)果進行對比，電機的溫升曲線如圖23所示。電機各相繞組端部溫度見表4，此時AF的溫度仍最高，實驗和仿真結(jié)果分別為144.7℃和140.7℃，較為接近。由于40 A時，電機溫升只比正常工況高出4℃，故障線圈電阻值受溫度影響相對較小，因此實驗和仿真結(jié)果誤差很小。40 A時，由于緊鄰故障相，G相溫度仍高于其他健康繞組，而此時健康的三相繞組電流均小于ABC三相電流和故障線圈中的電流，因此在相同的散熱條件下，D相的溫度比B、C兩相更低，實驗和仿真結(jié)果一致。

圖23 40 A時匝間短路繞組溫升

表4 40 A負載時各相繞組端部溫度

Tab.4 Temperature of end windings when load current is 40 A

4 結(jié)論

本文以一臺18槽14極多三相分數(shù)槽集中式繞組容錯永磁同步電機為研究對象，通過有限元分析，研究了正常工況和匝間短路時電機的溫度場，得出以下結(jié)論：

1）建立3D有限元流固耦合的溫度場模型能夠準確預測電機故障前后的溫升，電機最高溫度通常位于繞組端部。

2）精細化的繞組建模適用于匝間短路故障的溫升研究，永磁電機匝間短路溫度與短路線圈位置和短路線圈匝數(shù)有關，其中位于槽口的單層線圈發(fā)生短路時故障最嚴重。

3）電機匝間短路溫度隨負載和轉(zhuǎn)速增大而升高，因為更高的負載和轉(zhuǎn)速會導致更大的匝間短路電流。

4）三相繞組端部短路可以有效削弱匝間短路電流。

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Thermal Analysis of Multiple 3-Phase Fractional Slot Concentrated Winding Fault Tolerant Machine with Turn Fault

Wang Bo Huang Jun Zha Chencheng Cheng Ming Hua Wei

（School of Electrical Engineering Southeast University Nanjing 210096 China）

Permanent magnet synchronous motors (PMSMs) are widely used in aerospace and electrified transportation due to their high efficiency and simple structure. However, faults such as open-circuit, short-circuit, and inter-turn short-circuit may occur in practical operations due to different operating conditions, which is big challenge forthe safety of applications. Therefore, a detailed 2D electromagnetic model and a 3D fluid-solid-thermal coupling model are established to investigate the temperature distribution of the target motor before and after an inter-turn short-circuit fault.This article provides a basis for further study of preventing inter-turn short circuit fault.

In this paper, a fault-tolerant multiple 3-phase permanent magnet synchronous reluctance machine (PM-SynRM) with 18 slots, 14 polesand concentrated winding is selected as the study object. First, the target motor and its winding were modelled. Assuming that the fault occurred in the A1 coil, the phase A winding was divided into the healthy coil AH, the faulty coil AF, and the healthy coil A2. Then, the Ansys-Fluent software was used to construct a fluid-solid-thermal coupling simulation model in which the eight-turn coils were modelled individually. In the model, a large air domain was applied to simulate the natural cooling processin order to reduce the calculation error. The simulation was set to operate at 2 000 r/min with a load of 67 A to obtain the machine temperature distribution before the short-circuit fault. The overall temperature of the motor gradually decreased from the middle to the end, and the winding temperature decreased radially toward the motor shell. Then, the motor with an inter-turn short-circuit fault at the end was simulated to obtain the temperature distribution. The results showed that the established model is an effective toolto investigate the temperature distribution of the motor before and after an inter-turn short-circuit fault. Then, the factors affecting the temperature rise due to inter-turn short-circuit were analyzed. Different simulation scenarios were conducted for short-circuit coils consideringfour aspects: position of the short-circuit coil, number of short-circuit turns, load current and operation speed.It is found that the coil at position 1 on the outermost layer was the most severely affected when a single-turn fault occurred, and the temperature was peaked at 165℃. The short-circuit current and the temperature decreased with the number of short-circuited turns increasing and the load current and speed reducing.Finally, an experimental platform was built using a 5 kW 9-phase PMSM and the most severe single-turn fault was selected for testing.The motor temperature before and after the fault happened under rated load conditions were measured. Furthermore, the temperature with a load current of 40 A after fault was measuredin order to confirm the factors affecting the temperature rise of inter-turn short circuit. The experimental results verified the correctness of the simulation model.

According to the investigation, the following conclusions can be drawn: (1) A 3D finite element fluid-solid-thermal coupling model is established which can accurately predict the temperature rise of the motor before and after a turn fault, and the highest temperature of the motor is usually located at the end winding. (2) Detailed winding modeling is helpful for investigating the temperature rise due to inter-turn short-circuit faults, and the temperature is affected by the position and number of short-circuited turns, with the single-layer coil located at the slot opening being the most severely affected. (3) As the load and speed increase, both the short-circuit current of the motor and the temperature increase.(4) Terminal short-circuit can effectively suppress the inter-turn short-circuit current and achieve good fault-tolerant effect.

Multiple 3-phase permanent magnet synchronous reluctance motor, inter turn short circuit, temperature field analysis, finite element simulation

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.230027

TM341

國家自然科學基金項目（52277035, 51907028）和江蘇省碳達峰碳中和科技創(chuàng)新專項資金重點項目（BE2022032-1）資助。

2023-01-05

2023-06-28

汪 波 男，1988年生，副研究員，研究方向為容錯電機驅(qū)動系統(tǒng)等。E-mail：b.wang@seu.edu.cn（通信作者）

黃 珺 女，2000年生，碩士研究生，研究方向為永磁電機控制。E-mail：220222644@seu.edu.cn

（編輯 郭麗軍）