SiC逆變器高頻脈沖電壓對(duì)Hairpin繞組絕緣安全的影響分析

鞠孝偉 程 遠(yuǎn) 楊明亮 崔淑梅 劉新華

SiC逆變器高頻脈沖電壓對(duì)Hairpin繞組絕緣安全的影響分析

鞠孝偉1程 遠(yuǎn)1楊明亮1崔淑梅1劉新華2

（1. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)電氣工程及自動(dòng)化學(xué)院 哈爾濱 150001 2. 博世（中國(guó)）投資有限公司亞太研發(fā)中心 上海 200335）

針對(duì)碳化硅（SiC）逆變器高頻高d/d脈沖激勵(lì)下的Hairpin繞組高電應(yīng)力容易造成絕緣損傷的問(wèn)題，該文對(duì)一臺(tái)電動(dòng)汽車(chē)用Hairpin繞組永磁同步電機(jī)進(jìn)行了繞組匝間絕緣的電壓應(yīng)力計(jì)算與安全分析。首先，提出考慮雙導(dǎo)體邊耦合效應(yīng)的Hairpin繞組單匝線圈高頻等效電路模型，提取電機(jī)繞組的高頻分布參數(shù)，并基于場(chǎng)路耦合有限元方法建立Hairpin繞組的匝間電壓計(jì)算模型；然后，得到SiC逆變器驅(qū)動(dòng)下的繞組匝間絕緣電壓應(yīng)力，利用繞組匝間電壓測(cè)試平臺(tái)驗(yàn)證了模型與分析方法的正確性；最后，分析了不同匝間電壓幅值、絕緣厚度、材料相對(duì)介電常數(shù)、匝間氣隙長(zhǎng)度等對(duì)氣隙電場(chǎng)分布線的影響規(guī)律，以氣隙電場(chǎng)分布線與Paschen曲線的關(guān)系為判據(jù)，給出了一種判斷繞組絕緣是否發(fā)生放電的方法。

SiC逆變器 永磁同步電機(jī) Hairpin繞組 電應(yīng)力 匝間絕緣

0 引言

隨著新能源電動(dòng)汽車(chē)的發(fā)展，電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)功率密度需求不斷增加，驅(qū)動(dòng)電機(jī)朝著高速化、高頻化、高壓化方向發(fā)展。傳統(tǒng)Si基器件的開(kāi)關(guān)頻率已經(jīng)逼近其材料的本征極限[1-2]。SiC等第三代寬禁帶半導(dǎo)體器件將逐步應(yīng)用在電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中，SiC器件高開(kāi)關(guān)頻率使得電機(jī)繞組中電流諧波更小，降低了諧波損耗，提高了電機(jī)的效率[3]，高的母線電壓使得電機(jī)高效區(qū)向高速區(qū)移動(dòng)，更加適應(yīng)驅(qū)動(dòng)電機(jī)高效輕量化的發(fā)展需求。但是，相比Si器件，SiC器件的高壓和快開(kāi)關(guān)速度特點(diǎn)，使得電機(jī)繞組將長(zhǎng)期暴露在更大的d/d脈沖電壓作用下，直接威脅繞組絕緣安全[4-6]。

目前，為了追求更高的功率密度，電動(dòng)汽車(chē)驅(qū)動(dòng)電機(jī)常采用Hairpin繞組，因?yàn)槠洳蹪M率較高，可以增加有效導(dǎo)體面積，提高電機(jī)低速區(qū)效率[7]。但是在高頻激勵(lì)下，Hairpin繞組的交流損耗問(wèn)題將更加嚴(yán)峻[8]。渦流效應(yīng)導(dǎo)致槽內(nèi)損耗分布不均勻，進(jìn)一步導(dǎo)致槽內(nèi)溫升分布的不均勻，容易使得繞組絕緣出現(xiàn)局部熱點(diǎn)，增加絕緣熱應(yīng)力[9-10]。研究表明，靠近槽口部位會(huì)出現(xiàn)最高溫升點(diǎn)[11]。與此同時(shí)，較高的溫升也將導(dǎo)致局部位置的絕緣初始放電電壓（Partial Discharge Inception Voltage, PDIV）降低[12]，在高d/d脈沖電壓作用下，一旦繞組匝間絕緣承受的最大電壓超過(guò)對(duì)應(yīng)位置處絕緣的PDIV，就會(huì)發(fā)生局部放電[13]。而且，高頻d/d脈沖電壓一般可達(dá)幾MHz～幾十MHz，電機(jī)繞組的分布參數(shù)將不可忽略，尤其是繞組和繞組間與繞組和鐵心間的分布電容將使得繞組匝間電壓分布不均勻[14]。針對(duì)該問(wèn)題，文獻(xiàn)[15]提出一種高精度的有限元模型，對(duì)圓線疊繞組的匝間電壓進(jìn)行仿真計(jì)算，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。文獻(xiàn)[16]通過(guò)有限元方法對(duì)一臺(tái)扁線疊繞組在高頻脈沖電壓作用下的繞組匝間電壓進(jìn)行了計(jì)算。然而，現(xiàn)有研究多針對(duì)傳統(tǒng)Si基逆變器，而關(guān)于SiC逆變器對(duì)繞組絕緣影響的研究很少，尤其是對(duì)Hairpin繞組匝間電壓的研究尚未可見(jiàn)。可以預(yù)見(jiàn)，基于SiC逆變器的Hairpin繞組驅(qū)動(dòng)電機(jī)將是下一代電動(dòng)汽車(chē)電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的一種重要選擇[17]。因此，有必要針對(duì)其可靠性問(wèn)題進(jìn)行綜合分析[18]。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文在Hairpin繞組層間換位連接結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，建立了考慮雙邊導(dǎo)體耦合效應(yīng)的Hairpin繞組的高頻等效電路模型，實(shí)現(xiàn)了對(duì)繞組匝間電壓應(yīng)力的準(zhǔn)確計(jì)算，進(jìn)而分析了不同脈沖電壓幅值、絕緣厚度和材料相對(duì)介電常數(shù)、絕緣氣隙間距等對(duì)氣隙電場(chǎng)分布的影響規(guī)律，為SiC驅(qū)動(dòng)下的Hairpin繞組電機(jī)絕緣設(shè)計(jì)和安全分析提供了有效方法。

1 Hairpin繞組電機(jī)結(jié)構(gòu)

以電動(dòng)汽車(chē)驅(qū)動(dòng)用Hairpin繞組永磁同步電機(jī)為研究對(duì)象。該電機(jī)為一臺(tái)8極48槽、6層Hairpin繞組結(jié)構(gòu)的永磁同步電機(jī)。圖1所示為電機(jī)定子的三維結(jié)構(gòu)示意圖。為了抑制環(huán)流和附加損耗，繞組采用層間換位的波繞組連接方式[19]。表1為電機(jī)的詳細(xì)參數(shù)，電機(jī)額定功率為30kW，額定轉(zhuǎn)速為6 000r/min。繞組導(dǎo)體尺寸為2mm×4mm。轉(zhuǎn)子磁極結(jié)構(gòu)為“一”字型。

圖1 Hairpin繞組電機(jī)3D結(jié)構(gòu)示意圖

表1 Hairpin繞組電機(jī)參數(shù)

Tab.1 Hairpin winding machine parameters

2 高頻脈沖電壓下Hairpin繞組匝間電壓計(jì)算

SiC器件電壓上升時(shí)間短，傳統(tǒng)Si器件一般在200ns以上，而SiC器件可低至50ns以下[20-21]，加之母線電壓高，電機(jī)繞組絕緣將承受更大的電應(yīng)力，尤其在高頻脈沖電壓作用下，繞組匝間電壓分布不均勻，如果匝間絕緣承受的電壓超過(guò)絕緣的初始放電電壓，將直接導(dǎo)致局部放電。因此，匝間電壓應(yīng)力的準(zhǔn)確計(jì)算是判斷絕緣安全與否的前提條件。

2.1 Hairpin繞組高頻等效電路模型

Hairpin繞組層間換位連接結(jié)構(gòu)如圖2所示，可以發(fā)現(xiàn)，單匝線圈的左右導(dǎo)體邊與另外兩匝線圈的導(dǎo)體邊在空間位置上相鄰。為了考慮波繞組結(jié)構(gòu)的特殊性導(dǎo)致的雙邊導(dǎo)體耦合效應(yīng)，本文建立了單匝線圈的雙T形高頻等效電路模型，如圖3所示。

圖2 A相Hairpin繞組連接結(jié)構(gòu)

圖3 單匝線圈的雙T形高頻等效電路

假設(shè)Hairpin繞組包含匝線圈，即包含2個(gè)導(dǎo)體邊，根據(jù)基爾霍夫電流和電壓定律，建立節(jié)點(diǎn)的電流和電壓方程為

式中，i為第個(gè)導(dǎo)體的電流；i1為第1個(gè)導(dǎo)體的電流；C0為第個(gè)導(dǎo)體的對(duì)地分布電容；C為第個(gè)導(dǎo)體與第個(gè)導(dǎo)體間的分布電容；u為節(jié)點(diǎn)的對(duì)地電壓；u為節(jié)點(diǎn)的對(duì)地電壓；為時(shí)間；u1為第1個(gè)節(jié)點(diǎn)對(duì)地電壓，當(dāng)=1時(shí)，u1=0；R為第導(dǎo)體的電阻；L為第個(gè)導(dǎo)體的自感；M為第個(gè)導(dǎo)體與第個(gè)導(dǎo)體的互感。

由式（1）和式（2）可得微分方程為

其中

式中，為分布電容矩陣；為繞組電感矩陣；自感L在主對(duì)角線上，互感M在（）位置上，和根據(jù)繞組連接結(jié)構(gòu)確定。

高頻等效電路中的分布電容參數(shù)通過(guò)靜電場(chǎng)有限元方法計(jì)算得到。由于槽內(nèi)共六層導(dǎo)體，因此10～60分別對(duì)應(yīng)各層導(dǎo)體的對(duì)地分布電容，而12～56分別對(duì)應(yīng)各層相鄰導(dǎo)體間的分布電容。同時(shí)，通過(guò)瞬態(tài)電磁場(chǎng)有限元方法得到了對(duì)應(yīng)不同層導(dǎo)體的交流電阻，導(dǎo)體的分布電容和交流電阻參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 Hairpin繞組高頻參數(shù)

Tab.2 High frequency parameters of Hairpin windings

此外，為了充分考慮鐵心飽和非線性對(duì)電感參數(shù)的影響，本文通過(guò)場(chǎng)路耦合有限元方法將高頻電路與瞬態(tài)電磁場(chǎng)有限元模型進(jìn)行耦合，在有限元模型中，定子鐵心選擇寶鋼公司生產(chǎn)的B20AT1500，并導(dǎo)入鐵心材料的-曲線。

根據(jù)單匝線圈的高頻等效電路，結(jié)合Hairpin繞組聯(lián)結(jié)方式，建立了電機(jī)A相繞組高頻等效電路模型，如圖4所示。其中，SL代表第個(gè)槽的第層導(dǎo)體，CT代表第個(gè)線圈組的第匝線圈的第個(gè)導(dǎo)體邊，=1，代表左導(dǎo)體邊，=2代表右導(dǎo)體邊。該繞組等效電路模型共由6個(gè)線圈組成，其中線圈1和線圈2分別處于電機(jī)槽內(nèi)第1層和第2層；線圈3和線圈4分別處于槽內(nèi)第3層和第4層；線圈5和線圈6分別處在槽內(nèi)第5層和第6層。根據(jù)層間換位方式，各個(gè)線圈間的連接順序?yàn)椋壕€圈組1-3-5-6-4-2。

圖4 A相Hairpin繞組高頻等效電路

2.2 匝間絕緣電壓計(jì)算

電機(jī)實(shí)際工作中，通過(guò)SVPWM控制策略進(jìn)行控制，開(kāi)關(guān)矢量瞬態(tài)過(guò)渡時(shí)，六種開(kāi)關(guān)矢量狀態(tài)如圖5a所示。在每個(gè)SVPWM非零矢量狀態(tài)，三相繞組總是兩相并聯(lián)再與另外一相串聯(lián)，例如，從“000”切換到“100”時(shí)。三相繞組從ABC全并聯(lián)切換為BC并聯(lián)，再與A相串聯(lián)（記為A-B//C）。圖5b所示為電機(jī)三相繞組的外電路模型示意圖。本文以A-B//C連接方式為例，建立高頻等效電路模型，計(jì)算三相繞組各線圈匝間電壓。每相繞組包含如圖4所示的高頻電路模型，其中脈沖電壓激勵(lì)通過(guò)實(shí)際測(cè)量得到。

圖5 開(kāi)關(guān)瞬態(tài)三相繞組聯(lián)結(jié)方式

本文選擇的SiC MOSFET功率器件為Cree公司生產(chǎn)的CAB400M12XM3，母線電壓為600V，器件上升沿時(shí)間為30ns，電纜長(zhǎng)度為1m。圖6所示為一個(gè)開(kāi)關(guān)狀態(tài)下的繞組端脈沖電壓測(cè)試波形。電機(jī)輸入端脈沖過(guò)電壓幅值可達(dá)860V，過(guò)電壓系數(shù)達(dá)到1.43。

對(duì)于A-B//C繞組連接方式，其不同相、不同槽和不同層的匝間絕緣電壓應(yīng)力波形分別如圖7、圖8和圖9所示。圖7所示為第43號(hào)槽（S43）的第1層和第2層間（L1,2）的不同相匝間電壓應(yīng)力波形。可以發(fā)現(xiàn)，A相繞組的電壓應(yīng)力顯著高于B相和C相。在每個(gè)SVPWM非零矢量狀態(tài)，電機(jī)總是兩相并聯(lián)再與另外一相串聯(lián)，因此，非并聯(lián)相繞組的匝間絕緣會(huì)承受更大的電壓應(yīng)力。

圖6 一個(gè)上升沿脈沖電壓實(shí)驗(yàn)波形

圖7 S43槽L1,2層不同相匝間絕緣電壓應(yīng)力波形

圖8所示為非并聯(lián)相（A相）繞組S43槽內(nèi)不同層匝間絕緣電壓應(yīng)力波形。可以發(fā)現(xiàn)，越靠近輸入和輸出端的導(dǎo)體匝間絕緣所受到的電壓應(yīng)力越大。通過(guò)圖2所示的繞組連接結(jié)構(gòu)可知，L1,2層間絕緣的兩個(gè)導(dǎo)體在電路串聯(lián)順序上相距最遠(yuǎn)，產(chǎn)生了最大的電勢(shì)差，同時(shí)兩個(gè)導(dǎo)體在空間位置上相鄰，因而導(dǎo)致匝間絕緣承受最大的電壓應(yīng)力。

圖8 A相S43槽內(nèi)不同匝間絕緣電壓應(yīng)力波形

圖9所示為A相L1,2層不同槽內(nèi)匝間絕緣電壓應(yīng)力波形。可以發(fā)現(xiàn)，不同槽內(nèi)的L1,2層匝間絕緣電壓最大值出現(xiàn)在第43槽，可達(dá)627V。

圖9 A相L1,2層不同槽內(nèi)絕緣電壓應(yīng)力波形

通過(guò)上面的分析可以發(fā)現(xiàn)，這種層間換位的Hairpin繞組電機(jī)在實(shí)際運(yùn)行中，非并聯(lián)相的出線端與入線端線圈間存在空間交疊，匝間絕緣將承受最大電壓應(yīng)力。

2.3 匝間絕緣電壓測(cè)試

為了驗(yàn)證匝間電壓計(jì)算模型的正確性，搭建了Hairpin繞組電機(jī)的匝間電壓測(cè)試平臺(tái)，如圖10所示。SiC半橋逆變器產(chǎn)生高頻脈沖電壓激勵(lì)，作為電機(jī)繞組輸入源，電機(jī)繞組和逆變器間通過(guò)1m長(zhǎng)電纜進(jìn)行連接，各匝線圈電壓采用高精度隔離探頭進(jìn)行測(cè)量，保證了對(duì)高頻脈沖過(guò)程的精確提取[22]。

圖10 匝間電壓測(cè)試平臺(tái)

匝間最大電壓應(yīng)力值是決定電機(jī)絕緣安全與否的關(guān)鍵指標(biāo)。本文將實(shí)驗(yàn)測(cè)得的匝間絕緣最大電壓應(yīng)力值與前述仿真建模計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如圖11所示，總體上仿真和測(cè)試結(jié)果吻合良好。其中仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果都顯示最大匝間電壓出現(xiàn)在非并聯(lián)相的入線端和出線端的兩匝線圈交疊部位，以樣機(jī)模型為例，即為A相繞組第43槽的L1,2層間絕緣位置，不同槽內(nèi)的各層匝間絕緣電壓應(yīng)力仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致性良好，其中仿真最大電壓應(yīng)力為627V，而實(shí)驗(yàn)測(cè)試值為593V，誤差為5.7%。證明了所提出的Hairpin繞組高頻等效電路模型的有效性和準(zhǔn)確性。

圖11 最大匝間電壓應(yīng)力仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3 SiC逆變器脈沖電壓作用下Hairpin繞組匝間絕緣初始放電分析

絕緣擊穿放電問(wèn)題是一個(gè)交叉學(xué)科的復(fù)雜問(wèn)題，涉及電場(chǎng)、磁場(chǎng)、熱場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)等多物理場(chǎng)、波反射和高電壓絕緣等多學(xué)科理論[23]。本文僅對(duì)電應(yīng)力導(dǎo)致的繞組絕緣放電問(wèn)題進(jìn)行了研究，分析了匝間絕緣最大電壓應(yīng)力、絕緣厚度、絕緣氣隙長(zhǎng)度和材料相對(duì)介電常數(shù)等對(duì)氣隙電場(chǎng)分布線的影響規(guī)律。

3.1 SiC逆變器脈沖電壓下絕緣分析方法

本部分在匝間絕緣電壓應(yīng)力分析的基礎(chǔ)上，首先建立匝間絕緣靜電場(chǎng)有限元仿真模型，研究在不同匝間電壓作用下，繞組絕緣間氣隙電場(chǎng)分布線的變化規(guī)律，以氣隙電場(chǎng)線與Paschen曲線相對(duì)位置關(guān)系為判據(jù)，判斷繞組絕緣是否發(fā)生放電擊穿。基于SiC脈沖激勵(lì)作用下的Hairpin繞組絕緣安全分析的全流程如圖12所示。

3.2 絕緣氣隙放電仿真模型

通常在電機(jī)繞組嵌線和浸漆過(guò)程中，匝間絕緣間不可避免地會(huì)出現(xiàn)空氣間隙，這是發(fā)生繞組絕緣局部放電的薄弱點(diǎn)[21]。通過(guò)前面分析可知，非并聯(lián)相繞組的首尾兩匝導(dǎo)體絕緣承受最大匝間電壓應(yīng)力。其中，首匝“C1T11”代表第一個(gè)線圈組的第一匝線圈的左導(dǎo)體邊，尾匝“C2T42”代表第二個(gè)線圈組的第四匝線圈的右導(dǎo)體邊。Hairpin繞組絕緣材料為聚酰亞胺薄膜，假設(shè)兩根導(dǎo)體間存在氣隙間隙，兩個(gè)導(dǎo)體及其周?chē)^緣和氣隙結(jié)構(gòu)示意圖如圖13所示。模型中，假定兩導(dǎo)體間存在厚度為的空氣層，導(dǎo)體絕緣厚度為i。

圖12 繞組匝間絕緣放電擊穿分析流程

圖13 相鄰導(dǎo)體絕緣氣隙結(jié)構(gòu)示意圖

根據(jù)Paschen定律可知，氣隙間隙的初始放電電壓PDIVair為[24-26]

式中，、、為常數(shù)，見(jiàn)文獻(xiàn)[26]；=101 325Pa（海平面1標(biāo)準(zhǔn)大氣壓）；為氣隙厚度（mm）。

將利用高頻電路模型計(jì)算所得的匝間電壓最大值施加在兩導(dǎo)體上，可以得到如圖14所示的匝間絕緣及氣隙的電場(chǎng)強(qiáng)度分布情況，絕緣間的氣隙層承受最大的電場(chǎng)強(qiáng)度值，也是最容易發(fā)生初始放電的位置。有必要對(duì)氣隙電場(chǎng)分布情況進(jìn)行分析，從而判斷匝間氣隙是否存在發(fā)生初始放電的危險(xiǎn)。

圖14 氣隙電場(chǎng)強(qiáng)度分布

根據(jù)Paschen定律公式（9），可以得到初始放電電壓與氣隙長(zhǎng)度的關(guān)系曲線，如圖15a所示。進(jìn)一步得到氣隙的初始放電電場(chǎng)強(qiáng)度與氣隙長(zhǎng)度的關(guān)系，如圖15b所示。可以發(fā)現(xiàn)，隨著氣隙長(zhǎng)度增加，初始放電電場(chǎng)強(qiáng)度成反比下降趨勢(shì)。如果任意氣隙長(zhǎng)度下的氣隙電場(chǎng)強(qiáng)度曲線均低于Paschen曲線，絕緣就不會(huì)發(fā)生局部放電[27]；反之，一旦氣隙電場(chǎng)強(qiáng)度高于Paschen曲線值，就會(huì)發(fā)生氣隙局部放電，最終造成絕緣擊穿。

圖15 Paschen曲線

3.3 絕緣氣隙電場(chǎng)線影響規(guī)律分析

氣隙電場(chǎng)強(qiáng)度與氣隙長(zhǎng)度的關(guān)系曲線，即曲線g-，簡(jiǎn)稱氣隙電場(chǎng)線。該曲線與匝間電壓max、絕緣厚度i和絕緣介電常數(shù)r的關(guān)系如圖16～圖18所示。圖16中，保持絕緣厚度i=0.05mm不變，絕緣相對(duì)介電常數(shù)r=3，隨著匝間電壓max增加，氣隙電場(chǎng)線隨之整體上移，直至匝間電壓增大到1 187V時(shí)，氣隙場(chǎng)強(qiáng)曲線將與Paschen曲線相切，此時(shí)該值也被稱為絕緣的初始放電電壓。如果氣隙場(chǎng)強(qiáng)曲線高于Paschen曲線，氣隙將發(fā)生初始放電。

圖16 不同匝間電壓氣隙電場(chǎng)線與Paschen曲線關(guān)系

圖17所示為匝間電壓max=1 200V，絕緣相對(duì)介電常數(shù)r=3時(shí)，氣隙電場(chǎng)線與絕緣厚度i的關(guān)系。隨著絕緣厚度增加，氣隙場(chǎng)強(qiáng)曲線顯著下移，小氣隙尺寸區(qū)域下降幅度大于大尺寸氣隙區(qū)域。但是，增加絕緣厚度，會(huì)降低槽滿率，不利于Hairpin繞組電機(jī)功率密度的提高。

圖17 不同絕緣厚度氣隙電場(chǎng)強(qiáng)度曲線與Paschen曲線關(guān)系

圖18所示為匝間電壓max=1 200V，絕緣厚度i=0.05mm時(shí)，氣隙電場(chǎng)線與絕緣材料相對(duì)介電常數(shù)r的關(guān)系。隨著r增加，氣隙電場(chǎng)線上移，意味著更易發(fā)生氣隙的局部放電，但是r對(duì)氣隙電場(chǎng)線的影響在小氣隙尺寸區(qū)域更加敏感。為了更清晰地顯示r對(duì)氣隙場(chǎng)強(qiáng)曲線的影響，在圖18所示的虛線框中進(jìn)行了放大。相對(duì)介電常數(shù)不僅與材料固有特性有關(guān)，而且隨著溫度增加，絕緣相對(duì)介電常數(shù)也會(huì)增加，從而導(dǎo)致初始放電電壓下降[28]。

圖18 不同絕緣相對(duì)介電常數(shù)下氣隙電場(chǎng)線與Paschen曲線關(guān)系

綜上所述，對(duì)于本文研究的Hairpin繞組電機(jī)，在SiC逆變器母線電壓為600V，絕緣厚度為0.05mm情況下，不會(huì)發(fā)生局部放電。但是，當(dāng)母線電壓繼續(xù)升高，達(dá)到1 200V以上，匝間絕緣承受的最大電壓也將超過(guò)1 200V時(shí)，氣隙電場(chǎng)線將存在位于Paschen曲線之上部分，所以絕緣將存在局部放電危險(xiǎn)。與此同時(shí)，絕緣材料相對(duì)介電常數(shù)對(duì)氣隙電場(chǎng)線的影響也不可忽略。

4 結(jié)論與展望

本文對(duì)基于SiC逆變器高頻電壓脈沖激勵(lì)供電下的Hairpin繞組電機(jī)匝間絕緣電壓應(yīng)力進(jìn)行了建模計(jì)算，對(duì)繞組匝間絕緣安全影響因素進(jìn)行了綜合分析，得到以下結(jié)論：

1）本文提出的Hairpin繞組的高頻等效電路模型可準(zhǔn)確估計(jì)匝間電壓最大值及其發(fā)生位置，對(duì)于傳統(tǒng)層間換位Hairpin繞組連接方式而言，其匝間電壓最大值出現(xiàn)在各相入線端和出現(xiàn)端的首尾兩匝線圈位置，需要在絕緣設(shè)計(jì)時(shí)加以注意。

2）隨著SiC逆變器母線電壓增加，氣隙電場(chǎng)強(qiáng)度向上平移，當(dāng)達(dá)到1 200V以上時(shí)，在現(xiàn)有絕緣條件下，匝間絕緣氣隙電場(chǎng)線才會(huì)超過(guò)Paschen曲線。隨著絕緣厚度增加，氣隙電場(chǎng)線下移，逐漸遠(yuǎn)離Paschen曲線，但是會(huì)導(dǎo)致電機(jī)槽滿率下降，不利于功率密度提升。此外，絕緣介電常數(shù)增加會(huì)使得氣隙電場(chǎng)線上移，更加趨近Paschen曲線，增加了絕緣氣隙放電風(fēng)險(xiǎn)。

3）對(duì)于Hairpin繞組電機(jī)，受到渦流效應(yīng)的影響，靠近槽口的位置，絕緣工作溫度較高，如果出線端布置在氣隙側(cè)，不僅會(huì)產(chǎn)生較大的絕緣電應(yīng)力，同時(shí)還要承受較高的熱應(yīng)力，這對(duì)于絕緣是不利的。將出線端設(shè)置在槽底側(cè)，可以避免匝間絕緣同時(shí)受到高電熱應(yīng)力的影響。

針對(duì)SiC高頻、高d/d的激勵(lì)特點(diǎn)，為了保證電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的安全可靠運(yùn)行，研發(fā)更高PDIV的絕緣材料是必要的，同時(shí)考慮熱-電耦合的低絕緣應(yīng)力繞組設(shè)計(jì)也是下一步的研究重點(diǎn)。

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Influence Analysis of High Frequency Pulse Voltage of SiC Inverter on Insulation Safety of Hairpin Winding

Ju Xiaowei1Cheng Yuan1Yang Mingliang1Cui Shumei1Liu Xinhua2

（1. Department of Electrical Engineering and Automation Harbin Institute of Technology Harbin 150001 China 2. Research and Technology Center Asia/Pacific Bosch (China) Investment Ltd Shanghai 200335 China）

In order to solve the problem of insulation damage caused by high voltage stress of Hairpin winding under high frequency and high d/dpulse excitation of SiC inverter, the voltage stress calculation and safety analysis of inter-turn insulation of a permanent magnet synchronous machine with Hairpin winding for electric vehicle are carried out in this paper. Firstly, the single-turn equivalent circuit model of Hairpin winding considering the coupling effect of two conductor sides is proposed, the high-frequency distribution parameters of motor winding are extracted, and the inter-turn voltage calculation model of Hairpin winding is established based on the field-circuit coupling finite element method. Then, the inter-turn insulation voltage stress of the windings driven by the SiC inverter is obtained, and the correctness of the model and analysis method is verified by using the inter-turn voltage test platform. Finally, the influences of inter-turn voltage amplitude, insulation thickness, relative dielectric constant of materials and inter-turn air gap length on the distribution line of air gap electric field are analyzed. Based on the relation between the electric field distribution line of air gap and Paschen curve, a method to judge whether the insulation of winding discharges is presented.

SiC inverter, permanent magnet synchronous motor, Hairpin winding, voltage stress, inter-turn insulation

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.210840

TM351

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目（2017YFB0102404）。

2021-06-14

2021-08-24

鞠孝偉 男，1991年生，博士研究生，研究方向?yàn)殡妱?dòng)汽車(chē)用SiC逆變器驅(qū)動(dòng)永磁同步電機(jī)設(shè)計(jì)、優(yōu)化和控制。E-mail：juxiaowei_hit@163.com

程 遠(yuǎn) 男，1979年生，博士，研究員/博士生導(dǎo)師，國(guó)家高層次引進(jìn)青年人才，研究方向?yàn)殡姍C(jī)設(shè)計(jì)與優(yōu)化、新型電動(dòng)汽車(chē)和混合動(dòng)力系統(tǒng)、汽車(chē)能量系統(tǒng)的多物理建模與仿真等。E-mail：chengyuan@hit.edu.cn（通信作者）

（編輯 郭麗軍）