永磁同步電機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

（哈爾濱理工大學電氣與電子工程學院 哈爾濱 150080）

匝間短路是一種常見的電機繞組故障，會導致定子繞組電流增大、電機局部過熱，長期在這種環境下運行，溫度升高使得電機性能下降，造成經濟損失。該文以一臺3kW永磁同步電機為例，研究匝間短路故障對永磁同步電機各部件溫度的影響。基于電機參數建立三維等效熱模型，絕緣材料被等效為絕緣層，將機殼沿軸向分段，根據風速在機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算正常和匝間短路故障情況下的電機溫度場分布。通過對電機繞組重新下線，合理設計并搭建實驗平臺，測得永磁同步電機關鍵位置點的溫度，將匝間短路故障前后的溫升數據進行比較分析，得到故障前后電機溫度分布的變化規律以及局部過熱位置，同時為診斷和預防匝間短路故障提供依據。

永磁同步電機 匝間短路故障 溫度場 有限元法

0 引言

永磁同步電機由于效率高、結構簡單、噪聲小等顯著優點，被應用在航天、航空、電動汽車等領域，因此永磁同步電機需要具有更高的安全性和可靠性。但在實際運行中，可能發生定子繞組匝間短路、永磁體失磁、轉子偏心等故障，其中匝間短路故障發生最為頻繁[1]。永磁同步電機由于環境潮濕、機械振動、瞬時過電壓等原因可能導致繞組絕緣破損，造成電機匝間短路故障的發生，進一步影響電機溫度場的分布。如不及時診斷故障，嚴重時將導致停機和人員傷亡，因此對永磁同步電機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學模型，提出了一種價值函數，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，如考慮飽和與空間諧波的影響，還能估計故障的嚴重度并對故障進行定 位[8]。為降低匝間短路故障對電機的影響，可以采用降低功率運行的方法減小短路故障電流，從而減小故障產生的熱應力，增加電機的使用壽命[9]。

在電機溫度場的研究中，由于永磁同步電機運行時，永磁體溫度過高會使其部分失磁，影響電機的電磁性能，因此永磁同步電機溫度場的精準計算是十分重要的。在電機溫度場的計算方面，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，計算出對應部分的熱生成率，輸入到模型中仿真，可以得到電機的溫度分布[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算[11]。為減小計算的誤差，部分學者分析轉子部分[12]和端部繞組[13]損耗的影響。在電機運行時，溫度改變會影響材料的導熱性能，電磁場和溫度場具有耦合關系。為了準確考慮耦合關系，建立了磁熱耦合的有限元模型，對磁場和溫度場結果進行迭代耦合計 算[14-16]。但影響溫度場計算結果的因素有很多，其中冷卻方式是研究溫度場分布的關鍵，主要分為自然冷卻、風冷、水冷、油冷。為了考慮風扇對電機散熱的影響，將流體與有限元法相結合，修正了流體流動和溫度場變化的耦合方程，減小了計算量，提高了溫度場計算的精度[17-19]。第二種方法是建立集總參數熱路模型，忽略物體內部的溫度變化，計算出相應部件的熱容和熱阻，得到主要部件的平均溫度。通過建立集總參數熱路模型，能夠準確預測出電機各個關鍵點的溫度，并且與實驗結果基本相同[20]。

在故障溫度場的研究方面，文獻[21]研究了感應電機匝間短路故障溫度場，在不同位置和不同程度故障時，分析感應電機定子繞組和機殼部分溫度的變化規律。如果利用溫度傳感器對電機的繞組進行在線監測，就可以準確地診斷出匝間短路故障的位置[22]。在研究故障溫度場時，不僅能夠分析匝間短路故障，還可以對感應電機轉子導條斷裂故障進行分析，提取故障特征量，進而研究故障產生的原因以及有效的診斷方法[23]。

國內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匝間短路故障溫度場進行了研究，以電機內電磁場為基礎，分析了故障前后溫度場的分布，為快速并準確地診斷永磁同步電機匝間短路故障提供依據。

1 有限元模型建立及實驗測試

1.1 電機參數及有限元模型

本文對一臺永磁同步電機進行研究，電機基本參數見表1。通過電機基本參數建立了二維模型，如圖1所示，仿真電機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 電機基本參數

1.2 電機故障模型的建立

為了研究永磁同步電機匝間短路故障，本文假設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接觸電阻來模擬故障情況，電機匝間短路故障的等效電路如圖3所示。

圖1 電機模型

圖2 故障前磁通密度分布

圖3 匝間短路故障的等效電路

根據電機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。發生匝間短路故障后，短路繞組中產生了環流，故障相電流增加，導致部分定子齒部磁通密度的飽和區增大，對電機局部損耗產生了影響，故障后電機的磁通密度分布如圖5所示。

圖4 電機匝間短路模型

圖5 故障后磁通密度分布

1.3 實驗平臺搭建

本文對一臺永磁同步電機進行研究并搭建實驗平臺。為了進行匝間短路故障溫度場的研究，對電機定子繞組部分重新下線，使電機能夠在正常和不同程度匝間短路故障下進行實驗，通過實驗獲取電機溫度分布情況，并對溫度數據進行分析，具體實驗裝置如圖6所示。電機利用變頻器起動，通過直流電源控制磁粉制動器的勵磁電流，使電機在額定負載下工作。將滑動變阻器串聯在短路支路，保護實驗裝置能夠在安全的情況下運行，選擇在阻值為1.2W時，進行31匝短路故障的實驗。

圖6 實驗裝置

為測量機殼表面風速和溫度的數據，在電機機殼頂部處沿軸向設置了5個測量點A、B、C、D、E，A點靠近負載側，E點靠近風扇側。利用KANOMAX風速儀測量機殼頂部測量點的風速，Raynger ST30測溫槍測量機殼頂部測量點的溫度。在接線盒附近設置了不同程度的匝間短路接線柱，電機短路接線柱和機殼頂部測量點如圖7所示。

研究永磁同步電機匝間短路故障溫度場，需要獲取實際運行時電機內各部分的瞬時溫度。在電機內部埋設K型熱電偶測定局部溫度，利用TM902C測溫計讀取熱電偶所測量的溫度數據。在電機內部設置了6個測溫點，測溫點位置如圖8所示。

圖7 電機短路接線柱和機殼頂部測量點

圖8 電機測溫點位置

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

（2）沿電機軸向方向，在定子鐵心兩側的空氣腔進行了測溫，測溫點5和測溫點6分別測量了靠近負載側和風扇側的空氣溫度，具體位置如圖8b所示。

（3）在電機接線盒對側槽楔的測溫點2處埋設熱電偶，近似測量定轉子間空氣隙的溫度。

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

2 損耗計算和邊界條件的施加

2.1 損耗計算

2.1.1 繞組銅耗

當電機三相繞組的電流和電阻分別相等時，繞組所消耗的銅耗等于其中某一相繞組銅耗的3倍。但匝間短路故障發生后，電機三相電流不平衡。如果故障相設置在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，根據短路匝數計算故障繞組阻值，對應不同相繞組流過的電流大小分別計算損耗。故障相（A相）繞組的損耗計算公式為

式中，Cu為電機故障相繞組的銅耗；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為電機非故障相繞組的銅耗；1為電機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，為了準確地計算，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 轉子的渦流損耗

在永磁同步電機中，定子旋轉磁場和轉子的速度都為同步轉速，通常忽略永磁體和轉子的渦流損耗。本臺電機的永磁體為稀土釹鐵硼材料，電導率較高。在匝間短路故障時，電機磁路發生改變，永磁體的渦流損耗增加會導致溫度明顯升高，所以在電機溫度場的計算中需要考慮渦流損耗的影響。由于實驗電機通過變頻器供電，氣隙磁場含有較多時間和空間的諧波分量，解析法的計算比較困難，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。

對永磁同步電機匝間短路故障前后電機各部分的損耗進行對比，見表2。在故障發生前后，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；三相繞組產生的損耗是最多的，為電機主要的發熱部位，在故障后短路繞組的電流瞬間增大，在短時間內繞組產生的損耗迅速增加，使得電機其他部分的溫度也隨著上升。

表2 電機故障前后損耗對比

2.2 溫度場模型建立

2.2.1 定子槽等效熱模型

為了進行故障溫度場的計算，建立模型時將槽內導體和絕緣分別建立，定子槽等效熱模型如圖9所示。根據電機的實際尺寸建立了三維溫度場求解模型，為了方便對三維瞬態溫度場的簡化分析，做出下列假設：①等效絕緣和定子鐵心緊密貼合； ②忽略定子槽內導線的溫度差。

圖9 定子槽等效熱模型

根據槽內絕緣材料的參數，計算出等效絕緣的導熱系數[25]為

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

2.2.2 氣隙的等效處理

由于樣機采用全封閉結構，轉子轉動導致定轉子間的空氣流動，是定轉子換熱過程的關鍵。合理處理氣隙的換熱過程，將直接影響著電機內部溫度計算的準確度。通過建立氣隙實體并施加導熱系數的方式來處理。其導熱系數[25]為

式中，為空氣雷諾數；為轉子轉速；0為轉子外徑；為氣隙長度；為空氣運動粘度；eff為等效氣隙的導熱系數；=0/i為轉子外徑和定子內徑的比值，其中，i為定子內徑。

2.2.3 求解域邊界條件

合理施加求解域的邊界條件是準確仿真電機溫度場分布的關鍵，具體求解域的邊界如圖10所示，其中，S1為機殼外表面，S2為機殼內表面和定子鐵心外表面，S3為定子內表面和轉子外表面，S4為轉子鐵心端面，S5為定子鐵心端面。

計算對應位置的散熱系數，S1為機殼的外表面，其表面散熱系數與散熱翅內的風速有關[21]，有

式中，1為機殼外表面散熱系數；為機殼表面的風速。

圖10 求解域的邊界

Fig.10 Boundaries of the solving region

電機冷卻方式為封閉式自扇冷，風扇轉動產生流動的空氣，吹入機殼表面散熱翅中冷卻電機，散熱翅中的風速從風扇側到負載側逐漸變小，為了準確考慮散熱翅表面風速對電機機殼溫度的影響，將有限元模型沿著軸向分割成V1、V2、V3三個部分。沿電機軸向位置的不同，機殼表面風速逐漸變化，所以對應不同的機殼部分，在外表面施加不同的散熱系數。利用KANOMAX風速儀測量機殼表面各個位置的風速，把實驗測量的風速數據按圓周方向取平均值。將數據分別代入到式（7）得V1、V2、V3三段模型表面的散熱系數分別為22.10W/m2·℃、25.16W/m2·℃、28.97W/m2·℃。

S4為轉子鐵心端面，由于轉子的轉動帶動機殼內部空氣流動，使轉子鐵心端面散熱效果增強，轉子端面的散熱系數[24]為

式中，4為轉子端面散熱系數；r為努塞爾系數；a為空氣的導熱系數；r為轉子端面空氣的雷諾數。

S5為定子鐵心端面，其散熱系數[25]為

式中，5為定子鐵心端面散熱系數；rl為轉子表面線速度。

2.2.4 機殼與鐵心間接觸熱阻

機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。由于空氣的導熱系數與固體相比較低，阻礙了熱量從定子鐵心到機殼的熱傳導，需要考慮其對電機溫度場的影響，定子鐵心與機殼接觸部分的等效熱阻[23]為

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

3 電機故障前后溫度場結果分析

3.1 三維瞬態溫度場仿真結果分析

環境初始溫度設置為20℃，當電機在正常情況下以額定負載運行至120min時，仿真出電機整體溫度場云圖，如圖11所示。在正常情況下，由于電機三相電流基本一致，三相繞組產生熱量相同，但電機接線盒部分散熱效果較差，導致靠近接線盒部分定轉子鐵心溫度略高于相鄰部分。當電機A相繞組發生31匝短路時，故障繞組的電流迅速增大，導致電機三相繞組電流發生嚴重的不平衡，A相短路繞組電流增大，在局部出現過熱的情況，導致電機整體溫度的分布情況改變，溫度云圖如圖12所示。

圖11 故障前電機溫度分布

圖12 匝間短路故障電機溫度分布

3.2 故障前溫度場實驗和仿真結果分析

實驗的樣機為連續運行工作制，利用搭建的實驗平臺進行了故障前溫度場實驗，直到電機各部分溫度達到穩態。

3.2.1 故障前溫度場實驗結果

1）機殼頂部風速和溫度的關系

在實驗平臺進行額定負載實驗，電機頂部有5個測量點分別為A、B、C、D、E，如圖7所示。利用風速儀測量散熱翅中的風速，紅外測溫儀測量出機殼頂部測溫點的溫度。運行至穩態后頂部5個點的溫度和風速關系如圖13所示。

圖13 實驗測量點溫度與風速的關系

由于電機采用封閉式自扇冷，沿著電機的軸向，從風扇側到負載側，散熱翅表面的風速隨著距離的增加而降低，散熱效果也降低，使得靠近負載側機殼的溫度始終高于風扇側機殼。電機內部的熱量主要以熱傳導的方式從定子鐵心傳遞到機殼，并且定子鐵心處于機殼的中心位置，所以機殼的中心C點溫度最高，沿軸向從負載側到風扇側，在機殼頂部呈現出先升高后降低的趨勢。

2）電機內部空氣溫度對比

風扇的散熱不僅影響著機殼表面散熱翅的溫度，對電機內部空氣腔的溫度也有所影響。在實驗中對3個點的空氣進行了測溫，分別是電機內負載側的空氣腔、風扇側的空氣腔和定轉子間空氣隙，將3個測溫點空氣溫度的實驗值進行對比，如圖14所示。

由于轉子的轉動帶動著內部空氣的流動，與負載側和風扇側的空氣相比，定轉子間空氣的流動速度較大，散熱效果較好，所以在電機運行初期，定轉子間空氣的溫度低于兩側空氣腔的溫度。待電機溫升達到穩態后，定轉子間空氣隙溫度和風扇側空氣幾乎保持一致。從圖14中可以看出，由于風扇散熱的影響，在電機內部負載側空氣溫度恒大于風扇側，將導致兩端空氣的導熱系數不同，使得電機負載側和風扇側的端部繞組、定轉子鐵心端部等部分散熱效果不同。

圖14 電機內部空氣溫度的實驗值

3.2.2 故障前仿真和實驗數據對比

在電機正常情況下，將對側繞組（測溫點1）和轉子永磁體端面（測溫點4）溫度場的實驗值和仿真值進行對比，如圖15所示。

圖15 繞組與轉子溫度的實驗值和仿真值對比

可以觀察出，對側繞組和轉子數據的仿真值恒低于實驗值，但溫度的基本趨勢相同，誤差都在 3℃內。產生誤差的原因為：在使用式（5）計算等效絕緣的導熱系數時，假設在浸漆完全的情況下，計算出等效絕緣的導熱系數偏高，會導致溫度場的仿真值低于實驗值。

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

3.3 故障后溫度場實驗和仿真結果分析

利用搭建的實驗平臺進行匝間短路故障溫度場實驗，直到電機各部分溫度達到穩態。由于在實際短路時環流可以達到額定電流的10倍左右。為了保證實驗設備的安全，并進行電機匝間短路故障溫度場數據的測量與分析，在進行31匝短路故障實驗時，短路支路中串聯1.2W的電阻。

3.3.1 故障后溫度場實驗結果

在永磁同步電機發生31匝短路故障時，根據溫度場實驗值繪制的曲線如圖16所示。

圖16 電機故障后關鍵位置點的溫度場實驗值

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

3.3.2 故障后仿真和實驗數據對比

利用有限元方法仿真出電機關鍵部件的瞬態溫度曲線，電機故障后關鍵位置點的溫度場仿真值如圖17所示。

圖17 電機故障后關鍵位置點的溫度場仿真值

對比圖16和圖17中短路情況下溫度場的仿真值和實驗值數據，比較結果見表3。有限元仿真結果和實驗值的誤差在允許的范圍之內，證明電機溫度場仿真結果能準確地反映電機實際溫度。

表3 故障后溫度場的仿真值和實驗值比較

根據所測量的實驗數據，對比匝間短路故障前后關鍵位置點溫升的測量值，見表4。通過觀察實驗數據可以得出溫度場變化的規律：在永磁同步電機匝間短路故障發生后，由于故障繞組部分的電流瞬間增大，產生了較多的熱量，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，而對側正常繞組在故障后溫度升高了8℃；對于轉子部分，由于定子繞組的熱量是通過空氣傳遞到轉子部位的，空氣的導熱系數較小，所以轉子部分的溫升僅為5.1℃；介于定轉子間的氣隙，溫度介于定子繞組與轉子之間，在匝間短路故障后，定轉子間氣隙與轉子的溫度差變大；對于空氣腔的溫度，在短路故障發生后，隨著定子繞組的溫度升高，引起了負載側和風扇側空氣腔的溫度也逐漸升高。電機運行至穩態時，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，使得電機的整體溫度明顯升高并處于平衡狀態。

表4 故障前后關鍵位置點溫升測量值對比

4 結論

本文以一臺永磁同步電機為例，采用有限元法，研究了負載情況下電機正常運行和匝間短路故障時的溫度場，并通過實驗進行了驗證，分析了故障前后電機溫度分布。得出以下結論：

1）考慮了永磁體渦流損耗、電機散熱翅處空氣流動和電機負載側與風扇側氣隙端腔空氣溫度對電機溫度場的影響，把故障前后仿真的溫度場數據與實驗測量數據進行對比分析，得到的結果基本一致，誤差在允許的范圍之內。由此可見，能夠通過仿真結果準確地反映電機實際的溫度分布及故障前后溫度的變化情況。

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

3）由于風扇散熱的影響，電機內部負載側端腔和風扇側端腔空氣溫度不相等，負載側端腔的空氣溫度高于風扇側，這會導致兩側的散熱效果不同。隨著匝間短路故障的發生，兩側端腔的空氣溫度也隨著電機整體溫度的升高而升高。

4）正常運行時定轉子間氣隙的溫度高于轉子部分，在31匝匝間短路故障后，定轉子間氣隙和轉子的溫度隨著故障繞組溫度的升高而增大，并且在故障發生后，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，因此可以通過實時監測電機關鍵元件的溫度，在故障的早期及時發現異常情況，為匝間短路故障的診斷提供依據。

[1] Zafarani M, Bostanci E, Yuan Qi, et al. Inter-turn short circuit faults in permanent magnet synchronous machines: an extended review and comprehensive analysis[J]. IEEE Journal of Emerging and Selected Topics in Power Electronics, 2018, 6(4): 2173-7191.

[2] 魏永田, 孟大偉, 溫嘉斌. 電機內熱交換[M]. 北京:機械工業出版社, 1998.

[3] 陳柄任, 李穎暉, 李哲, 等. 基于流形學習的PMSM早期匝間短路故障特征量提取[J]. 電力系統保護與控制, 2016, 44(17): 18-24.

Chen Bingren, Li Yinghui, Li Zhe, et al. Feature extraction of inchoate interturn short circuit fault for PMSM based on manifold learning[J]. Power System Protection and Control, 2016, 44(17): 18-24.

[4] 潘超, 米儉, 王格萬, 等. 基于場路耦合的變壓器繞組匝間短路電磁諧響應分析方法[J]. 電工技術學報, 2019, 34(4): 673-682.

Pan Chao, Mi Jian, Wang Gewan, et al. Electro- magnetic harmonic response analysis method of inter- turn short circuit in transformer winding based on field circuit coupling[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(4): 673-682.

[5] 張艷輝, 鄭曉欽, 吳新振, 等. 基于有限元場路耦合的十二相整流發電機系統定子匝間短路分析[J]. 電工技術學報, 2019, 34(9): 1842-1849.

Zhang Yanhui, Zheng Xiaoqin, Wu Xinzhen, et al. Analysis of stator winding inter-turn short circuit on a 12-phase rectifier generator system based on finite element field-circuit coupling[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(9): 1842-1849.

[6] 李垣江, 張周磊, 李夢含, 等. 采用深度學習的永磁同步電機匝間短路故障診斷方法[J]. 電機與控制學報, 2020, 24(9): 173-180.

Li Yuanjiang, Zhang Zhoulei, Li Menghan, et al. Fault diagnosis of inter-turn short circuit of per- manent magnet synchronous motor based on deep learning[J]. Electric Machines and Control, 2020, 24(9): 173-180.

[7] 丁石川, 王清明, 杭俊, 等. 計及模型預測控制的永磁同步電機匝間短路故障診斷[J]. 中國電機工程學報, 2019, 39(12): 3697-3708.

Ding Shichuan, Wang Qingming, Hang Jun, et al. Inter- turn fault diagnosis of permanent magnet synchronous machine considering model predictive control[J]. Proceedings of the CSEE, 2019, 39(12): 3697-3708.

[8] Yuan Qi, Bostanci E, Zafarani M, et al. Severity estimation of interturn short circuit fault for PMSM[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2019, 66(9): 7260-7269.

[9] Cintron-Rivera J, Foste S, Strangas E. Mitigation of turn-to-turn faults in fault tolerant permanent magnet synchronous motors[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2015, 30(2): 465-475.

[10] Wang Ning, Wang Huifang, Yang Shiyou. 3D eddy current and temperature field analysis of large hydro-generators in leading phase operations[J]. CES Transactions on Electrical Machines and Systems, 2019, 3(2): 210-215.

[11] Huang Xuzhen, Tan Qiang, Li Liyi, et al. Winding temperature field model considering void ratio and temperature rise of a permanent-magnet synchronous motor with high current density[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2017, 64(3): 2168-2177.

[12] Zhao Nannan, Zhu Ziqiang, Liu Weiguo. Rotor eddy current loss calculation and thermal analysis of permanent magnet motor and generator[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2011, 47(10): 4199-4202.

[13] Wrobel R, Mlot A, Mellor P. Contribution of end- winding proximity losses to temperature variation in electromagnetic devices[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2012, 59(2): 848-857.

[14] Si Jikai, Zhao Suzhen, Feng Haichao, et al. Analysis of temperature field for a surface-mounted and interior permanent magnet synchronous motor adopting magnetic-thermal coupling method[J]. CES Transactions on Electrical Machines and Systems, 2018, 2(1): 166-174.

[15] 鄭迪, 王大志, 于林鑫, 等. 盤式永磁渦流驅動器的電磁-溫度耦合解析模型[J]. 電工技術學報, 2019, 34(11): 2315-2323.

Zheng Di, Wang Dazhi, Yu Linxin, et al. Electro- magnetic-thermal analytical model of axial-flux per- manent magnet eddy current driver[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(11): 2315-2323.

[16] 韓雪巖, 宋聰. 基于磁熱耦合法車用永磁同步電機溫升計算及影響因素的研究[J]. 電機與控制學報, 2020, 24(2): 28-35.

Han Xueyan, Song Cong. Research on temperature rise influencing factors and calculation of permanent magnet synchronous motor for vehicle based on magneto-thermal coupling method[J]. Electric Machines and Control, 2020, 24(2): 28-35.

[17] Zhang Yujiao, Ruan Jiangjun, Huang Tao, et al. Calculation of temperature rise in air-cooled indu- ction motors through 3-D coupled electromagnetic fluid-dynamical and thermal finite-element analysis[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2012, 48(2): 1047-1050.

[18] 吳柏禧, 萬珍平, 張昆, 等. 考慮溫度場和流場的永磁同步電機折返型冷卻水道設計[J]. 電工技術學報, 2019, 34(11): 2306-2314.

Wu Baixi, 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.

[19] 朱高嘉, 劉曉明, 李龍女, 等. 永磁風力發電機風冷結構設計與分析[J]. 電工技術學報, 2019, 34(5): 946-953.

Zhu Gaojia, Liu Xiaoming, Li Longnü, et al. Design and analysis of the ventilation structure for a per- manent magnet wind generator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(5): 946-953.

[20] EL-Refaie A, Harris N, Jahns T, et al. Thermal analysis of multibarrier interior PM synchronous machine using lumped parameter model[J]. IEEE Transa- ctions on Energy Conversion, 2004, 19(2): 303-309.

[21] 王艷武, 楊立, 孫豐瑞. 異步電動機定子繞組匝間短路三維溫度場計算與分析[J]. 中國電機工程學報, 2009, 29(24): 84-90.

Wang Yanwu, Yang Li, Sun Fengrui. Simulation and analysis of 3D temperature field for stator winding short-circuit in asynchronous motor[J]. Proceedings of the CSEE, 2009, 29(24): 84-90.

[22] Mohammed A, Melecio J, Djurovi? S. Stator winding fault thermal signature monitoring and analysis by In Situ FBG sensors[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2019, 66(10): 8082-8092.

[23] Xie Ying, Wang Yunyang. 3D temperature field analysis of the induction motors with broken bar fault[J]. Applied Thermal Engineering, 2014, 66(1-2): 25-34.

[24] 謝穎, 辜承林. 籠型感應電動機三維全域溫度場計算[J]. 中國電機工程學報, 2012, 32(36): 96-101.

Xie Ying, Gu Chenglin. Calculation of 3D whole domain thermal fields of squirrel-cage induction motors[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(36): 96-101.

[25] 鮑里先科А И, 丹科В Г, 亞科夫列夫А И. 電機中的空氣動力學與熱傳遞[M]. 魏書慈, 邱建甫, 譯. 北京: 機械工業出版社, 1985.

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

國家自然科學基金資助項目（51977052）。

2020-08-07

2020-09-30

謝 穎 女，1974年生，教授，博士生導師，研究方向為電機內電磁場、溫度場、振動噪聲計算及感應電動機故障診斷及檢測。

E-mail: xieying_1975@163.com（通信作者）

胡圣明 男，1996年生，碩士研究生，研究方向為永磁同步電機電磁場及故障溫度場分析。

E-mail: hushengming96@163.com

（編輯 崔文靜）