大型干式潜水电机定子电场分布特性对绝缘的影响*

程晓巍， 鲍晓华， 方 勇， 单 丽

(1.合肥工业大学电气与自动化工程学院，安徽合肥 230009;

2.合肥恒大江海泵业股份有限公司，安徽合肥 231131)

0 引言

高压潜水电机广泛应用于江河湖泊中取水、农业排灌、城市或工厂的污水处理、矿山给排水、海上采油平台抽取海水等关系到国民经济的重要场合，特别是在国家排涝、抢险救灾中，潜水电机发挥了不可替代的作用。矿山水灾一直是制约我国资源开采的瓶颈，而由大型潜水电机组成的潜水电泵是矿井水灾抢险的唯一有效设备。由于具有性能优良、安全可靠、可节约基建投资等优点，潜水电机受到越来越广泛的关注和应用。但绝缘问题一直是制约潜水电机长期运行的重要因素之一。对于潜水电机而言，长期运行实践表明，电机常见故障为定子绕组故障、转子绕组故障和轴承故障，分别占电机故障的51%、7%和35%，而在定子绕组故障中由绝缘问题引起的故障占74%［1］。由于潜水电机的特殊性所引起的定子绝缘问题比较突出，因此研究定子绝缘对于潜水电机定子绝缘的优化设计具有重要的理论意义及较大的实用价值。

目前，国内外的专家学者对电机的定子绝缘进行了较为广泛的研究，文献［2-3］研究了局部放电对电机主绝缘的影响。文献［2］分析了在高频脉冲电压作用下局部放电统计量和定子绝缘老化机理之间的关系。文献［3］通过试验验证了不同的老化因子对局部放电统计参考量随时间变化规律的影响，并以此作为评估主绝缘老化的依据;文献［4］运用有限元方法研究了发电机暂态过电压对定子槽部绝缘介质的破坏机理;文献［5-6］分别讨论了温度场对定子主绝缘的损坏和运用热分析方法研究主绝缘的老化特性;文献［7］中，R.Bartnikas等人探讨了在电压、温度、机械应力等多重因素作用下对定子绕组绝缘寿命的影响，并且通过试验进行了论证。文献［8］针对低电压异步电机定子绝缘问题提出了检测和监控的方法，用来诊断匝与匝之间，匝与地之间的绝缘破坏。文献［9］在高压同步电机的基础上研究了当定子绝缘层出现空隙时，利用FEM软件计算并分析了电场强度在定子槽部及开口处的大小和分布状况。文献［10］结合热重和红外光谱分析研究了定子绝缘中环氧的老化特性，仅从绝缘材料方面对定子绝缘进行了研究。文献［11］通过测量介质损耗因数、电容量和电流激增点作为评估高压电机定子绝缘破坏的重要依据。但是很少有文献就潜水电机电场分布对定子槽内和端部绕组绝缘破坏提出相应的研究方法。

本文针对干式潜水电机(800 kW/10 kV)，运用有限元分析方法，建立电机定子槽部模型及定子绕组模型，计算分析了槽内绝缘介质中存在气隙时电场强度的分布，以及绕组端部场强的大小和分布状况。通过对仿真结果的分析，有助于对电晕现象及局部放电进行监控预测，并且对于定子绝缘的优化设计提供了有力的依据。

1 定子槽部绝缘的分析

1.1 定子槽部模型的建立

定子槽部绝缘是定子主绝缘的重要组成部分，槽部绝缘的好坏直接影响到定子的绝缘寿命，而电场强度的不均匀分布则是槽部绝缘破坏的主要因素，因此分析计算电场强度在定子槽部的分布具有重要的实践意义。

干式潜水电机(800 kW/10 kV)定子槽部的绝缘结构如图1所示。

图1 定子槽部绝缘结构

定子槽内电磁场可由Maxwell方程表示:

另外有:

从式(4)可知，B可表示为另一矢量的旋度，引入矢量A:

综合以上各式可得

式中:E——电场强度;

D——电位移;

B——磁感应强度;

H——磁场强度;

A——槽内矢量磁位;

φ——槽内标量磁位;

ε0和 μ ——导磁率和介电常数［12］。定子槽的长度远远大于槽截面的长和宽，因此槽内三维电场的计算可简化为二维电场处理，提高了分析计算的速度。另外，在计算定子槽内电场强度分布时，可忽略槽内介质位移电流、边界效应、集肤效应、铁心齿部的涡流效应及端部效应。当忽略端部效应时，电流密度矢量J和磁位矢量A只有轴向分布，因此式(8)可简化为

任意ti时刻槽内电场满足如下偏微分方程:

式中:Ω——电机定子某槽在轴向某位置处沿径向横截面的电场区域;

Ut——槽内场域电位函数;

ε——槽内场域介电常数;

Jt——槽内场域中累积的电荷密度;

L1和L2围成场域边界并具有在时间t=ti瞬时的第一、二类边界条件［13］。

将定子槽内场域剖分成离散的三角单元Ωi，则电机定子槽内有限单元中任意时刻的电场强度大小为

因此定子横截面绝缘介质中任意一点P中的暂态场强为

1.2 槽部电场的仿真分析

首先通过FEM分析软件计算电场强度在电机定转子内部的分布状况，如图2所示。

图2 电场强度在电机定转子内部的分布

从图2可看出电场强度在电机内部的分布情况，在定子槽开口处电场强度分布很大，另外在定子槽内部，上下层绕组在相位上相差120°时，电场强度主要集中分布于槽内上下层绕组之间，因此在设计定子槽口绝缘和层间绝缘时，必须充分考虑到电场强度的分布在其中的影响。

电机长期运行的过程中，由于各种因素的影响，在定子槽内的绝缘介质中会产生气隙或缺陷，如图3所示，而气隙或缺陷又会影响到电场强度在定子槽内的分布，因此分析气隙存在时电场强度在槽内的分布情况，对于研究槽内局部放电对绝缘的破坏具有重要的理论意义。定子槽内上下层绕组在相位上相差0°、120°，两种情况下在气隙存在时电场强度在槽内的分布不相同，当上下层绕组相位差为120°时，经有限元分析软件仿真如图4、图5所示。

当上下层绕组同相位时经仿真分析，定子槽内气隙电场分布如图6、图7所示。

从图4～图7可看出，电场在绕组角部分布极不均匀，另外气隙的存在影响电场强度在槽内的分布，气隙内部的电场强度比气隙外部的电场强度大，因此当槽内绝缘介质中存在气隙时，很容易发生局部放电，造成定子主绝缘和槽绝缘的破坏，从而影响电机的绝缘寿命。表1为潜水电机定子槽内绝缘配合。

表1 潜水电机定子槽内绝缘配合

从图5和图7中可看出，上下层绕组相位差不相同时，气隙内部的电场强度分布也不相同。同一槽内的绕组相位差为120°时，气隙内部电场强度比同相位时气隙内部电场强度大，因此当槽内气隙存在于绝缘层时，槽内异相绕组比同相绕组更易发生局部放电现象，导致绝缘层被破坏。

2 定子端部绕组绝缘的分析

2.1 绕组端部模型的建立

干式潜水电机定子端部绕组电场分布不均匀，容易引起电晕和局部放电现象，导致绕组端部的绝缘性能劣化，甚至损坏，乃至可能引起绕组端部相间短路，造成电机运行事故。因此，分析定子绕组电场分布对于电机的正常运行及端部绝缘设计具有重要的意义。但是由于绕组结构复杂，二维有限元分析难以达到实际的工程要求，因此必须通过计算机建立三维有限元模型才可以精确地进行计算和仿真。

在计算三维电场时一般采用T-Ψ方法，其中T为矢量位函数，Ψ为标量位函数，然后运用有限元局部剖分法计算电场分布。由电流连续性方程:

可引入矢势T，定义:

欧姆定律的微分形式:

因此:

式中:J——传导电流密度;

T——电矢位;

γ——电导率。

在三维有限元网格剖分中，剖分单元是有限元理论中最为稳定的四面体单元。每个四面体单元的电矢位T可定义为

插值函数Ni可表示为

式中:Ve——每个小四面体单元的体积;

下标i——每个单元中的节点数。

2.2 端部电场的仿真分析

干式潜水电机在运行过程中，由于电磁力的作用［13-14］，定子绕组的振动是不可避免的。绕组的长期振动会在绕组绝缘层内产生气隙，如图8所示。气隙的存在又会影响电场在其中的分布。通过有限元方法可计算出气隙存在时电场强度在绕组绝缘层内部的分布情况。在计算端部绕组的场强时，由于绕组四个角部是对称的，其中的场强分布也是对称的，因此可选择绕组截面的1/4进行有限元分析。

图8 气隙存在时的1/4绕组结构图

从图9三维电场分布云图中可看出，电场强度在定子绕组绝缘层的分布极不均匀，电场强度主要分布于绝缘层的角部，另外气隙的存在影响了电场强度在绝缘层中的分布。从图10绝缘层内气隙的电场分布云图中可知，气隙内部的场强比气隙周围的场强大，因此气隙存在时极易发生局部放电，破坏绝缘层，影响电机的绝缘寿命。因此在对端部绕组绝缘设计时，必需充分考虑到电场强度对绝缘机理失效的影响。

由电机的实际运行结果可知，定子绕组是极易发生绝缘故障的部位，由于绕组端部长期承受高强度电场的作用而导致局部放电现象的发生，进而对绕组绝缘材料破坏。

图9 气隙存在时电场强度在绝缘层内部的分布

3 结语

本文在干式潜水电机(800 kW/10 kV)的基础上，通过有限元方法建立定子槽部和定子绕组模型，并通过软件对电场强度在其中的分布状况进行了仿真分析，可以得到以下结论:

图10 电场强度在气隙内部的分布

(1)电场强度在定子槽内绝缘层中的分布极不均匀，当气隙存在于槽部绝缘层时会极大地影响电场在其中的分布，很容易引发局部放电现象，同时同一个槽内异相绕组比同相绕组更易发生局部放电。

(2)电场强度在定子槽开口处和定子绕组绝缘层角部分布很大，很容易在这些部位引发电晕现象，破坏绝缘结构。另外绕组绝缘层气隙内部电场强度也不均匀，远大于其周围的场强，因此更易引发局部放电现象。从以上结果可知，在对定子进行绝缘设计时，必须充分考虑到电场强度对绝缘的影响，同时也为高压潜水电机定子的绝缘优化设计提供了重要的理论依据。

［1］李圣年.潜水电泵与泵用电动机修理［M］.北京:机械工业出版社，2010.

［2］周凯，吴广宁.基于局部放电统计参量的脉冲电压下绝缘老化分析［J］.电工技术学报，2008，23(4):6-12.

［3］张晓红，张亮.基于局部放电的矩阵分析大电机主绝缘的老化［J］.中国电机工程学报，2002，22(5):94-98.

［4］刘念，谢驰，滕福生.基于FEM的大型发电机快速暂态过电压分析［J］.高电压技术，2003，29(4):21-23.

［5］丁树业，孙兆琼，苗立杰，等.大型发电机主绝缘温度场数值研究［J］.电机与控制学报，2010，14(7):53-58.

［6］鲍棋铭，高乃奎，马小琴，等.大型发电机主绝缘老化的热分析研究［J］.中国电机工程学报，2003，23(7):99-106.

［7］BARTNIKAS R，MORIN R.Multi-stress aging of stator bars with electrical，thermal，and mechanical stresses as simultaneous acceleration factors［J］.IEEE Transactions on Energy Conversion，2004，19(4):702-714.

［8］STEFAN G，JOSE M A，BIN L，et al.A survey on testing and monitoring methods for stator insulation systems of low-voltage induction machines focusing on turn insulation problems［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2008，55(12):4127-4136.

［9］ZHANG J，WANG S H，QIU J，et al.Finite element analysis and evaluation of stator insulation in high voltage synchronous motor［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2012，48(2):955-958.

［10］郝艳捧.红外光谱法研究运行23年大电机定子绝缘中环氧的老化机理［J］.电工技术学报，2008，23(3):19-23.

［11］乐波，张晓红，卢胜伟，等.电机定子线圈绝缘多因子老化特性的研究［J］.高电压技术，2000，26(2):3-7.

［12］冯慈璋，马西奎.工程电磁场导论［M］.北京:高等教育出版社，2008.

［13］胡宇达，邱家俊，卿光辉，等.大型汽轮发电机定子端部绕组整体结构的电磁振动［J］.中国电机工程学报，2003，23(7):93-98.

［14］RANRAN L，ANTTI N L.End-winding vibrations caused by steady-state magnetic forces in an induction machine［J］. IEEE Transactions on Magnetics，2010，46(7):2665-2674.