重復(fù)脈沖電壓對大型旋轉(zhuǎn)電機線棒低阻防暈層影響的試驗研究及仿真分析

劉 雁， 趙文煥， 王 鵬， 楊 帥， 張 躍， 朱英偉

（1. 東方電氣集團東方電機有限公司，四川 德陽 618000；2. 四川大學(xué) 電氣工程學(xué)院，四川 成都 610005）

0 引 言

額定電壓大于6 kV 的大容量旋轉(zhuǎn)電機具有易調(diào)速、易啟動的特點，其交流變流器直接連接至大容量變頻電機轉(zhuǎn)子，通過不同脈寬的脈寬調(diào)制電壓進(jìn)行驅(qū)動[1]。交流變流器具有過流、過壓、過載保護的作用，使得旋轉(zhuǎn)電機在變頻調(diào)速狀態(tài)下工作更穩(wěn)定可靠[2]。然而，大量仿真結(jié)果表明，交流變流器輸出的脈寬調(diào)制電壓具有較短的上升時間，在電壓跳變時會在轉(zhuǎn)子線棒上產(chǎn)生較高的容性電流，使得轉(zhuǎn)子出槽口及高低阻防暈層搭接區(qū)域產(chǎn)生較高的功率損耗[3-4]，從而導(dǎo)致局部較高的溫升。過高的溫度會導(dǎo)致部分絕緣材料失去原有的保護性能，最終引發(fā)燒蝕和電暈，而電暈又會產(chǎn)生高濃度臭氧侵蝕絕緣表面加速絕緣失效。因此，旋轉(zhuǎn)電機轉(zhuǎn)子線棒絕緣承受著更為嚴(yán)酷的電、熱、機械以及化學(xué)應(yīng)力[5-6]。

與傳統(tǒng)工作在3 kV 以上的發(fā)電機絕緣結(jié)構(gòu)相同，旋轉(zhuǎn)電機轉(zhuǎn)子線棒也采用容性材料、阻性材料和非線性阻性材料來抑制電暈。旋轉(zhuǎn)電機轉(zhuǎn)子線棒主絕緣表面由多層云母帶包裹然后真空浸漬環(huán)氧樹脂制備而成，這些材料都是容性材料，具有較高的耐電暈、耐熱以及力學(xué)性能[6-7]。為降低絕緣表面及線棒端部的電場強度，一般會在線棒主絕緣表面涂刷摻雜了碳黑的阻性材料，其具有較高的電導(dǎo)率，被稱為低阻防暈涂層，可將主絕緣耦合的較高容性電流導(dǎo)入接地外殼中。然而線性阻性材料在較高電壓下依然會在防暈層末端產(chǎn)生較高的電場而引發(fā)電暈，此時廠家會在低阻防暈層末端涂刷摻雜碳化硅的非線性高阻防暈材料，該材料的特點是電導(dǎo)率隨切向電場強度變化而變化，可以平衡軸向電場。與正弦電壓下絕緣承受的電應(yīng)力不同，重復(fù)脈沖較高的dv/dt會導(dǎo)致容性分級的主絕緣容抗降低，從而產(chǎn)生較高的容性電流[8]。由于導(dǎo)體通過主絕緣和防暈材料直接耦合至地，電流流過線棒表面的阻性材料和非線性材料時會產(chǎn)生比傳統(tǒng)電機線棒更高的I2R損耗，即電阻損耗[9-10]，從而產(chǎn)生較高溫升。由于高低阻防暈材料搭接區(qū)域具有比其他區(qū)域更高的電阻率，重復(fù)脈沖電壓下搭接區(qū)域的溫度更高。可見，脈寬調(diào)制電壓與傳統(tǒng)正弦電壓對大容量旋轉(zhuǎn)電機線棒的影響具有顯著差異。

過高的溫度和較強的電暈不利于旋轉(zhuǎn)電機的正常運行。電機長期運行溫度超過材料的耐熱溫度會導(dǎo)致絕緣變脆、內(nèi)部結(jié)構(gòu)分層以及繞組機械結(jié)構(gòu)畸變。GB/T 22720.2—2019[11]和IEC 60034-18-34:2000[12]規(guī)定Type II 型變頻調(diào)速電機繞組應(yīng)當(dāng)進(jìn)行長時間高頻和工頻耐熱測試，從而確定制造商設(shè)計的絕緣結(jié)構(gòu)在運行周期內(nèi)不會出現(xiàn)絕緣劣化。對于電機內(nèi)的電暈現(xiàn)象，IEC 60034-18-32:2010[13]和IEC 60034-18-42:2020[14]針對Type II 型變頻驅(qū)動大型旋轉(zhuǎn)電機，規(guī)定在運行周期內(nèi)允許少量局部電暈放電存在。但是在實際工況環(huán)境中，嚴(yán)重的電暈會產(chǎn)生較高濃度的臭氧氣體。臭氧不會直接作用于主絕緣，但是會經(jīng)過一系列復(fù)雜反應(yīng)后生成硝酸腐蝕主絕緣、電機軸承以及支撐部件，并在強電暈區(qū)域形成白色沉淀，造成電機運行振動幅度增大，使得絕緣表面磨損并出現(xiàn)環(huán)向開裂等現(xiàn)象。因此，電機線棒絕緣應(yīng)當(dāng)保留充分裕量，防止電機運行期間溫度過高或者存在嚴(yán)重電暈。值得注意的是，由于是立式電機，旋轉(zhuǎn)電機轉(zhuǎn)子需要將較長的低阻區(qū)域伸出，并用未接地的金屬擋板固定，這意味著金屬擋板將改變線棒原有的電場分布及集總電路結(jié)構(gòu)，造成線棒端部溫度較高并產(chǎn)生嚴(yán)重的電暈。然而，線棒金屬擋板固定部分對線棒表面電位及溫度的影響及相關(guān)機理尚不明確，需要通過大量實驗驗證該類結(jié)構(gòu)的可靠性。

目前，國內(nèi)外由于缺少能夠輸出大功率重復(fù)脈沖的設(shè)備，研究主要集中在有限元及集總參數(shù)仿真上，缺少實驗依據(jù)。本研究對不同懸空長度和增加固定金屬擋板的旋轉(zhuǎn)電機轉(zhuǎn)子線棒絕緣表面電位進(jìn)行測試分析，在不同dv/dt條件下，探討重復(fù)脈沖對上述結(jié)構(gòu)表面電位的影響規(guī)律；然后結(jié)合電荷弛豫理論以及有限元仿真，探討絕緣表面電位的變化機理，以期為工作在脈寬調(diào)制電壓下的大容量旋轉(zhuǎn)電機線棒絕緣設(shè)計提供實驗與理論依據(jù)。

1 實 驗

1.1 實驗平臺搭建

重復(fù)脈沖測試平臺如圖1所示。高壓直流源輸出正負(fù)高低電平至重復(fù)脈沖發(fā)生裝置。重復(fù)脈沖發(fā)生裝置基于直流斬波電路，通過推挽式開關(guān)輸出雙極性對稱重復(fù)脈沖電壓至線棒銅導(dǎo)體。通過改變橋臂兩端電阻R1、R2來改變重復(fù)脈沖上升時間。線棒直部及擴展部分涂抹低阻防暈涂層（黑色），末端以及彎部涂抹高阻防暈涂層（藍(lán)色）。然后用鋁箔包裹線棒直部，鋁箔左端距離高低阻防暈涂層搭接邊沿30 mm；鋁箔右端距離高低阻防暈涂層搭接區(qū)域邊沿600 mm，實驗過程中會適當(dāng)改變鋁箔右端邊沿與高低阻防暈涂層搭接區(qū)域邊沿之間的距離。

圖1 重復(fù)脈沖實驗平臺Fig.1 Repetitive pulse testing platform

進(jìn)行電位實驗前，線棒用鋁箔包裹并接地。采用寬度為2 mm 的銅箔包裹待測點（棕色直線），然后將內(nèi)阻為200 MΩ 的高壓探頭高壓端連接至銅箔外部，用于測試線棒表面電位。由于單位長度低阻防暈漆電阻遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于高壓探頭內(nèi)阻，并且銅箔寬度足夠小，探頭對線棒表面電位的影響可以忽略。

根據(jù)GB/T 22720.2—2019 要求，考慮溫度補償系數(shù)，應(yīng)當(dāng)在1.53 倍跳變電壓下進(jìn)行高頻老化測試。因此，設(shè)定重復(fù)脈沖電壓峰峰值為10 kV，頻率為1 kHz。測試條件如表1所示，800、1 600、2 400 ns對應(yīng)的dv/dt分別為1.25×1010、6.25×109、4.17×109V/s。

表1 電壓參數(shù)Tab.1 Voltage parameter

測試步驟為每隔30 mm 記錄一次表面電位最大峰峰值以及電壓波形。然后，采用紅外攝像頭記錄相應(yīng)的瞬時最高溫度，等待1 h 后，記錄穩(wěn)態(tài)最高溫度。若等待時間內(nèi)，線棒發(fā)生燒灼并伴隨電暈現(xiàn)象，則采用紫外局部放電測試儀記錄放電情況。

1.2 仿真模型設(shè)置

仿真物理模型采用與實驗線棒相同的結(jié)構(gòu)，電場仿真控制方程基于麥克斯韋方程組，通過單位周期功率損耗耦合傳熱方程計算得到線棒表面的溫度分布。電場及電位控制方程基于電流連續(xù)性方程，電流密度為傳導(dǎo)電流、位移電流和外部電流源之和[15]，如式（1）所示。

式（1）中：E為電場強度，V/m；σ為介質(zhì)材料電導(dǎo)率，S/m；t為時間，s；Je為外部電流源；D為電位移矢量。

空間電場強度為電勢的負(fù)梯度，如式（2）所示。

式（2）中，φ為電位，V。

為提高仿真計算精度，降低初值對變量計算精度的影響，至少需要計算4 個連續(xù)脈沖從而得到周期平均功率損耗。需要注意的是，末端高阻防暈涂層電導(dǎo)率與表面切向電場強度有關(guān)，如式（3）所示。其余材料的介電常數(shù)和電導(dǎo)率均為常數(shù)。

式（3）中：σ0為固有電阻率，S/m；β為非線性系數(shù)，m/V；Et為介質(zhì)表面切向電場強度，V/m。

仿真通過改變模型線棒出槽口端部與低阻區(qū)末端距離，從而得到不同懸空長度下線棒表面的溫度分布和懸空長度為600 mm 時的表面電位分布規(guī)律。

2 測試及仿真結(jié)果

2.1 不同上升時間對線棒端部的影響

線棒出槽口端部距離高低阻防暈層搭接邊沿600 mm，上升時間分別為800、1 600、2 400 ns 時，線棒低阻區(qū)的表面電位峰峰值如圖2 所示，其中0 mm代表出槽口端部，600 mm代表線棒低阻區(qū)末端。從圖2 可以看出，絕緣表面電位峰峰值隨距離增加而增大。當(dāng)距離達(dá)到510 mm 后，低阻區(qū)末端電位不再改變，此時低阻區(qū)末端在800、1 600、2 400 ns對應(yīng)的電位峰峰值分別為18.3、16.6、15.2 kV。同時，絕緣表面電位峰峰值隨重復(fù)脈沖上升時間減小而增大。

圖2 不同上升時間線棒的表面電位Fig.2 Surface potential of bar under different rise time

圖3 為上升時間為800 ns 時，線棒表面電位的變化曲線。從圖3 可以看出，隨著測試點距離出槽口端部距離越遠(yuǎn)，低阻防暈涂層表面電位逐漸升高，當(dāng)距離達(dá)到510 mm 時電位曲線與低阻區(qū)末端電位曲線基本重合。脈沖電壓極性反轉(zhuǎn)后，絕緣表面電位達(dá)到最大值，再次表明表面電位發(fā)生突變主要與容性材料耦合的大電流有關(guān)。

圖3 表面電位波形Fig.3 Surface potential waveforms

不同上升時間下線棒端部的溫度分布如圖4所示。從圖4可以看出，隨著重復(fù)脈沖上升時間減小，出槽口溫度逐漸升高，低阻區(qū)的溫度隨之升高。當(dāng)上升時間為800 ns 時，線棒出槽口端部溫度為141℃。然而，高低阻防暈層搭接區(qū)域溫升不明顯，不同上升時間條件下，該區(qū)域溫度維持在26～

圖4 不同上升時間下線棒的表面溫度Fig.4 Surface temperature of bar with different rise time

28℃。

2.2 不同懸空長度對線棒端部的影響

不同懸空長度低阻區(qū)表面電位的變化如圖5所示。從圖5可以看出，隨著線棒懸空長度逐漸縮短，低阻區(qū)末端的表面電位逐漸減小。當(dāng)懸空長度為30 mm時，即常規(guī)旋轉(zhuǎn)電機線棒的運行方式，末端電位下降至峰峰值（3 kV）以下。

圖5 不同懸空長度低阻區(qū)表面電位的變化Fig.5 Changes in surface potential at conductive armor tape area with different hanging lengths

出槽口端部最高溫度隨線棒懸空長度的變化曲線如圖6所示。

圖6 出槽口端部最大溫度隨線棒懸空長度的變化曲線Fig.6 Variation curve of the highest temperature at the end of slot outlet with the hanging length of bar

從圖6可以看出，隨著線棒懸空長度逐漸縮短，端部溫度逐漸降低，并且高低阻防暈層搭接區(qū)域溫度也逐漸升高。重復(fù)脈沖電壓下線棒溫度分布特點為出槽口端部溫度最高，并且溫度逐漸向高低阻防暈層搭接區(qū)域降低。

2.3 工況條件下線棒端部電位和溫度的變化規(guī)律

考慮到旋轉(zhuǎn)電機轉(zhuǎn)子對剛度的要求，線棒需要在鐵心的基礎(chǔ)上伸出一定距離，伸出部分需要使用未接地的金屬板固定。為模擬工況條件下線棒承受的電熱應(yīng)力，在距離出槽口端部100 mm 位置覆蓋一層長度為400 mm 的金屬。覆蓋金屬區(qū)未接地和接地時的電位分布及溫度分布如圖7所示。

圖7 未接地與接地條件下覆蓋金屬區(qū)表面電位和溫度對比Fig.7 Comparison of surface potential and temperature of covered metal area under ungrounded and grounded conditions

從圖7 可以看出，未接地時金屬區(qū)與出槽口端部的溫度遠(yuǎn)高于150℃，并伴隨有白煙和電暈現(xiàn)象。而金屬區(qū)接地時，最高溫度出現(xiàn)在接地金屬靠近低阻區(qū)末端的邊沿，最高溫度為44.4℃。

2.4 低阻防暈層表面電位及溫度場的仿真結(jié)果

當(dāng)線棒懸空600 mm 時，仿真得到單位周期內(nèi)低阻防暈層表面電位的變化如圖8所示。

圖8 低阻防暈層表面電位的仿真結(jié)果Fig.8 Simulation results of surface potential at conductive armor tape area

從圖8 可以看出，仿真結(jié)果與圖3 測試結(jié)果相似，表面電位突變發(fā)生在重復(fù)脈沖極性反轉(zhuǎn)處，低阻區(qū)末端的電位約為重復(fù)脈沖峰峰值的2倍。并且低阻區(qū)末端距離出槽口越遠(yuǎn)，表面電位峰峰值越高。當(dāng)?shù)妥鑵^(qū)末端距離出槽口約500 mm 時，電位曲線與低阻區(qū)末端電位曲線基本重合。

圖9 為不同懸空長度線棒表面溫度的仿真結(jié)果。從圖9 可以看出，仿真變化趨勢與實驗結(jié)果基本一致。可見，溫度從出槽口端部開始快速下降，高低阻防暈層搭接區(qū)域溫度有緩慢上升，但是仍遠(yuǎn)低于出槽口端部的溫度。仿真與測試結(jié)果存在差異可能是來源于線棒制造工藝、材料的分散性以及紅外攝像頭跟蹤光標(biāo)產(chǎn)生的誤差。

圖9 低阻防暈層表面溫度的仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results of surface temperature of conductive armor tape

3 分析與討論

3.1 不同上升時間對線棒端部的影響機理

對于運行電壓超過6 kV 的大容量旋轉(zhuǎn)電機，其轉(zhuǎn)子線棒承受的脈寬調(diào)制電壓上升時間取決于電機、交流變流器及兩者之間電纜中的阻抗參數(shù)。一般來說，為減少脈沖電壓較高dv/dt帶來的熱效應(yīng)，重復(fù)脈沖跳變電壓上升時間一般設(shè)計為2～4 μs。另外，端部絕緣系統(tǒng)應(yīng)當(dāng)保留一定的絕緣裕度，采用上升時間小于2 μs 的脈沖，在極端電應(yīng)力條件下進(jìn)行測試有利于暴露絕緣系統(tǒng)的薄弱點，然后對關(guān)鍵部位重點加強電熱應(yīng)力保護。因此，研究極端條件下轉(zhuǎn)子線棒電熱耦合機理至關(guān)重要。

首先，需要確定線棒材料在高頻脈沖下是否仍保持原有特性。根據(jù)穩(wěn)態(tài)交流電場麥克斯韋方程及空間電荷弛豫理論，當(dāng)介質(zhì)中耦合的容性電流（Ic）＞阻性電流（Ir）時，該介質(zhì)為容性材料；反之，則為阻性材料，因此當(dāng)Ic＞Ir時，有式（4）所示的關(guān)系。

式（4）中：σ為材料電導(dǎo)率；ε為材料相對介電常數(shù)；ε0為材料真空介電常數(shù)；ω為外施電壓等效頻率，對于重復(fù)脈沖，ω可由式（5）計算得到。

式（5）中，tr為上升時間。

對于低阻防暈材料，相對介電常數(shù)為50.0，電導(dǎo)率最小為0.01 S/m，在重復(fù)脈沖上升時間為800 ns時，等效頻率為7.5×107r/min，式（4）右端數(shù)值為3.47×10-3，遠(yuǎn)小于低阻防暈層的最小電導(dǎo)率。因此在高頻脈沖下，線棒中低阻材料仍保持原有阻性性能，即耦合的阻性電流大于容性電流。對于主絕緣材料，相對介電常數(shù)為4.0，電導(dǎo)率為2×10-12S/m，在重復(fù)脈沖上升時間為800 ns 時，等效頻率為7.8 MHz，式（4）右端數(shù)值為2.78×10-4。因此在高頻脈沖電壓下，線棒主絕緣材料仍為容性材料，其在較高dv/dt下會耦合出較高的容性電流。綜上所述，懸空部分的主絕緣材料耦合出的容性電流通過表面的阻性材料流入接地外殼，越靠近出槽口端部，容性電流越大，功率損耗越高。另外，出槽口端部還需要接收來自徑向的容性電流，因此端部發(fā)熱最為嚴(yán)重，并且溫度逐漸向高低阻防暈層搭接區(qū)域降低（如圖4 所示）。當(dāng)電壓達(dá)到最大后，dv/dt趨近于0，此時絕緣介質(zhì)內(nèi)電荷快速松弛，低阻區(qū)各測量點的電壓逐漸降低為0 kV，這與仿真結(jié)果基本一致（如圖3 和圖8 所示）。與傳統(tǒng)旋轉(zhuǎn)電機等效電路結(jié)構(gòu)類似，線棒端部等效電路是由高階R-C串并聯(lián)構(gòu)成的梯形網(wǎng)絡(luò)，線棒端部等效阻抗如式（6）所示。

式（6）中：jωC代表線棒單位長度電容的容抗；R代表低阻防暈層單位長度的電阻。

分析式（5）、式（6）可知，當(dāng)外施電壓上升時間減小或電壓頻率升高時，等效頻率上升，電路中容性材料容抗降低，總阻抗降低。在相同峰峰電壓下，絕緣表面容性電流增大，由于功率損耗與電阻損耗呈正比，低阻表面功率損耗上升，溫度升高；反之，上升時間增加，等效頻率降低，總阻抗增加，流過端部的容性電流減小，端部的最高溫度降低。可見，隨著外施電壓頻率的升高或者重復(fù)脈沖上升時間減小，絕緣表面的溫度變化是不可忽略的。因此，在設(shè)計旋轉(zhuǎn)電機電路結(jié)構(gòu)前，應(yīng)當(dāng)合理計算變頻電機轉(zhuǎn)子線棒承受的脈寬調(diào)制電壓上升時間以及工作頻率，防止溫度過高導(dǎo)致材料降解以及電暈腐蝕。

3.2 低阻懸空部分電壓應(yīng)力分析

與仿真結(jié)果相同，低阻懸空部分電位在重復(fù)脈沖電壓極性反轉(zhuǎn)時發(fā)生突變。極端條件下（上升時間為800 ns，懸空長度為600 mm），低阻區(qū)末端的電位峰峰值接近2倍重復(fù)脈沖電壓峰峰值。過高的電位也導(dǎo)致當(dāng)電壓峰峰值升至約15 kV 時，線棒出槽口端部出現(xiàn)白煙，隨后伴隨著肉眼可見的電暈現(xiàn)象。

低阻區(qū)末端電位取決于重復(fù)脈沖跳變電壓峰峰值以及線棒中主絕緣材料的高頻阻抗，這需要對高階R-C電路進(jìn)行暫態(tài)分析。一方面，實驗得到的表面電位為低阻區(qū)末端到接地鋁箔的電位差，當(dāng)處于直流母線電壓時，主絕緣兩端電位差為直流母線電壓；當(dāng)外施電壓極性反轉(zhuǎn)時，由于主絕緣電荷不會發(fā)生突變，末端到接地鋁箔的電位差為2 倍直流母線電壓。由于線棒在工業(yè)制造時不能保證介質(zhì)材料絕對均勻以及不能忽視高阻防暈涂層的影響，低阻區(qū)末端表面電位并未達(dá)到而是接近2倍峰峰電壓。采用集總參數(shù)仿真軟件可近似估計末端電位波形及大小，且電壓峰峰值與重復(fù)脈沖電壓上升時間具有強相關(guān)性[9]。另一方面，有限元仿真結(jié)果與分析及實驗結(jié)果相似，末端電位幅值為跳變電壓峰峰值，總電位峰峰值近似2 倍外施電壓峰峰值。因此，絕緣表面承受的電壓幅值主要取決于外施電壓跳變電壓峰峰值，在對大容量旋轉(zhuǎn)電機線棒進(jìn)行絕緣設(shè)計時，應(yīng)當(dāng)重點關(guān)注防暈材料對跳變電壓的電熱耐受能力。

3.3 非常規(guī)結(jié)構(gòu)改進(jìn)方法

圖7 中工況條件下，線棒出槽口端部的瞬時溫度超過150℃并且伴隨著嚴(yán)重的電暈現(xiàn)象。此時可通過測量工況下線棒的表面電位來計算表面電場變化趨勢，從而對變頻電機線棒絕緣的設(shè)計改進(jìn)提供實驗依據(jù)。

從圖7 可知，未接地金屬板試樣出槽口端部至金屬板邊沿表面電位迅速上升，并且上升幅度較大，從5.5 kV 迅速上升至13.8 kV，而金屬板靠近低阻防暈層末端邊沿電位變化幅度較小，僅從13.8 kV緩慢上升至15.0 kV，并且在500 mm 以后電位峰峰值保持恒定。同時，接地金屬板表面電位與線棒懸空150 mm 的電位（如圖2 所示）基本一致。實驗結(jié)果表明，未接地金屬板試樣出槽口端部功率損耗較高，金屬板改變了原有懸空線棒的等效電路結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致金屬板靠近出槽口端部的邊沿容性電流增大，電阻損耗增加，過高的溫度使得線棒表面低阻防暈層燒蝕并產(chǎn)生電暈。因此可考慮對原有結(jié)構(gòu)進(jìn)行以下改進(jìn)：

（1）更改電機設(shè)計結(jié)構(gòu)。實驗結(jié)果表明，金屬板接地后，出槽口端部與金屬板功率損耗顯著降低，最大溫度出現(xiàn)在接地金屬板靠近低阻區(qū)末端邊沿處，溫度僅為44.4℃。然而，該方案在電機的設(shè)計制造上是不可能的，因為電機的絕緣設(shè)計在電機整體結(jié)構(gòu)設(shè)計之后，輕易更改電機結(jié)構(gòu)可能造成更為復(fù)雜的問題。因此在不改變原有剛性強度要求的條件下，減小金屬板和出槽口距離是最合適的。電場強度是電勢的負(fù)梯度，電位變化較大意味著這一段區(qū)域的電場強度較高。圖2 表明，金屬板和出槽口的距離在0～250 mm 內(nèi)絕緣表面電位增長迅速，電場強度較高（如仿真圖8 所示），距離大于250 mm后絕緣表面電位逐漸飽和，電場強度較低，因此增大出槽口與金屬板的距離可有效減小金屬板出槽口側(cè)的功率損耗。金屬板表面電位取決于其所覆蓋區(qū)域在懸空時的最低電位（如圖7 所示），根據(jù)懸空測試結(jié)果，金屬板與懸空線棒出槽口端部距離約為300 mm 以上時，表面電位變化較小，金屬隔板邊沿電場強度較小，能夠一定程度上減小電暈現(xiàn)象出現(xiàn)的概率和降低溫度。

（2）增大主絕緣厚度或表面低阻防暈層厚度。增大主絕緣厚度即增加線棒等效電路中的容抗，從而達(dá)到減少流過低阻防暈涂層容性電流的目的。然而，過厚的主絕緣會降低電機銅滿率，影響電機的運行效率，從電機設(shè)計和運行成本角度考慮，增加主絕緣厚度并不是最優(yōu)的方法。增大表面低阻防暈層厚度可以減小表面電阻，從而降低功率損耗。從工業(yè)應(yīng)用的角度來講，該方法是最簡便的，因為制造商只需要在原有線棒上多涂抹一層低阻防暈層即可。該改進(jìn)方法目前沒有精確的計算公式，因為表面電位不僅取決于低阻材料，同時與主絕緣厚度及其相對介電常數(shù)和制造工藝有關(guān)。設(shè)計前通過已有實驗線棒的仿真計算合理推測絕緣系統(tǒng)端部的溫度變化是否在規(guī)定絕緣等級范圍內(nèi)，然后再根據(jù)GB/T 22720.2—2019 規(guī)定的耐久性實驗最終確定表面低阻防暈層厚度及電導(dǎo)率是最有效的方法。

（3）改進(jìn)低阻材料電導(dǎo)率或主絕緣相對介電性能。根據(jù)電荷弛豫理論，適當(dāng)增大低阻材料的電導(dǎo)率，能夠增大材料中阻性電流成分；相反，適當(dāng)降低主絕緣的相對介電常數(shù)，能夠減少主絕緣耦合的容性電流。然而，隨意更改材料特性會引發(fā)一系列問題，例如材料制造工藝是否變得更加復(fù)雜，力學(xué)性能、耐熱性能是否會下降等。

4 結(jié) 論

本研究采用不同上升時間的重復(fù)脈沖對變頻電機轉(zhuǎn)子線棒懸空結(jié)構(gòu)和增加固定金屬板結(jié)構(gòu)進(jìn)行了實驗與仿真研究，基于電荷弛豫理論分析了低阻材料的防暈性能，主要得到以下結(jié)論：

（1）在重復(fù)脈沖電壓下，線棒的低阻材料仍然保持原有設(shè)計的阻性性能，重復(fù)脈沖較短的上升時間會減少梯形網(wǎng)絡(luò)阻抗，并進(jìn)一步提高線棒表面溫度。

（2）低阻防暈層末端電位峰峰值取決于脈沖電壓跳變電壓和上升時間，上升時間越短，低阻區(qū)末端電位越高。

（3）變頻電機轉(zhuǎn)子線棒在工況下運行時電、熱環(huán)境較為惡劣，根據(jù)理論分析，提出了3種改進(jìn)方案供大容量變頻電機制造商參考。