定子绕组（共8篇）
定子绕组 篇1
摘要：单相异步电动机定子绕组的制作, 首先要确定电动机是电容启动式还是电容运行式, 然后确定绕组形式, 再根据绕组展开图, 分析绕组嵌入方法。工作绕组和启动绕组的首首、尾尾端由槽距角, 线圈的节距Y由极距τ确定 (一般采用Y﹤τ) 。
关键词：单相异步电动机,绕组制作
随着家庭生活、工作场所电气化的普及, 单相异步电动机的应用也越来越显得重要。电冰箱、空调、洗衣机、电风扇等电气设备都是用单相电动机驱动的, 这些电器一旦出现故障, 多数是电动机绕组烧毁, 这也是电机维修中较复杂的一门维修技术, 但只要掌握了规律, 问题就会变得简单易学, 下面就定子绕组的绕2PZ1制方62法4作一介绍。
一、单相异步电2动机定子绕组概述Z1
单相异步电动机是利用单向电源供电的一种小容量交流电动机, 为了使单相电源通入单相绕组后产生旋转磁场, 并形成转矩, 实际上单相异步电动机的定子绕组, 由两套结构基本相同的绕组组成, 即定子铁心上放两套绕组, 一套为工作绕组 (或称主绕组) , 长期接通电源工作;另一套为启动绕组 (或称副绕组、辅助绕组) , 以产生启动转矩和固定电动机转向。同时还应做到:两套绕组在定子铁心的排放位置保证空间上相差90°电角度、通入两套绕组中的电流在相位上相差90°, 两绕组产生的磁通势相等。
单1相异步2电动机的定子绕组从结构上、形式上与三相定子绕组一样, 也有单层及双层之分。单层绕组有链式、同心式、交叉式以及正弦式等几种。对于电阻或电容启动式电动机, 大多采用同心式或链式绕组, 工作绕组占总槽数的2/3, 启动绕组占总槽数的1/3。启动绕组匝数少, 一般为工作绕组匝数的1/2～1/3, 而且启动绕组导线的截面积通常为为工作绕组的1/2～1/3, 因为启动结束后, 工作绕组就断开电源不参与工作, 所以启动绕组的电流密度设计的比较高。对于电容运行式电动机, 因启动绕组长期接在电源上参与运行, 为了产生理想的磁场, 启动绕组与工作绕组各占定子总槽数的一半, 各绕组所用导线的截面积和匝数也相等或很接近。
二、绕组的制作方法
绕组的大小和漆包线的直径依据拆下的旧绕组确定。单相异步电动机定子绕组的嵌线形式有两种, 一种是分层嵌法 (如同心式绕组) , 先嵌完工作绕组, 再嵌启动绕组;另一种是工作绕组和启动绕组同步嵌法。分层嵌法比较简单, 端部占用空间较大。同步嵌法有规律、占用空间小, 这里只介绍该方法。
1. 单层链式绕组 (以6极24槽为例) :
将24槽分成6个极, 极距;按电容运行式电动机分布, 工作绕组LZ和启动绕组LF各占一半, 每槽占电角度 (即槽距角) 。采用短距绕组, 节距y<τ=3槽, 由以上数据, 可画如下展开图。图中直线表示线圈有效边, 序号表示定子槽号, 也代表相应的线圈边号。该绕组的制作方法:沿定子铁芯圆周排好序 (1～24) , 从1号槽开始, 左绕的线圈边空, 右绕的线圈边嵌, 中间段是规律的嵌和收, 最后是连收。所以该绕组嵌入规律1是, 开2头:空1、嵌1, 空1、嵌1, 收1;中间:嵌1、收1, …… (重复10次) ;结尾:收1。
所有定子槽线圈全部嵌完后, 进行端部接线。从最先嵌入的线圈边2号槽 (该槽要定在靠近接线盒的位置) 引出线作为LZ1, 然后按照相邻线圈首首相接P次, 尾尾相接P次, 最后一个线圈的剩余端线引出作为LZ2。确定启动绕组的一端LF1, 因为槽距角是45°, 而LZ1和LF1应相
差90° (两个槽) , 所以2+2=4, 应从4号槽线圈边引出线作为LF1, 同工作绕组相邻线圈首首相接P次, 尾尾相接P次, 最后一个线圈的剩余端线引出作为LF2。LZ2和LF2也是相差2个槽 (即90°) 。
2. 单层交叉式绕组 (以4极24槽为例) :
按电容运行式电动机分布, 工作绕组LZ和启动绕组LF各占一半。绕组的嵌入方法是:开头:空1、嵌2, 空2、嵌1, 收2;中间:嵌1、收1, 嵌2、收1, 嵌2、收2, 嵌1、收2;嵌1、收1, 嵌2、收1, (嵌、收6次) ;结尾:收2。工作绕组和启动绕组的引出线参照链式方法。
3..同心式绕组 (以4极24槽为例) :该绕组按电容 (或电阻) 运行式电动机分布, 工作绕组LZ占总槽数的2/3, 启动绕组LF占1/3;嵌入方法:开头:空2、嵌2, 空1、嵌1, 收2;中间:嵌2、收1, 嵌1、收2, ……大循环再重复2次 (嵌、收6次) ;结尾:收1。绕组引出线方法同上。
三、注意事项
(1) “收”:是指线圈的其中一个边已经嵌入槽内, 它的另一边再嵌入槽时即为收, 所有“收”边, 必须从其前面所有线圈的内圈穿过收入槽中。
(2) 嵌线前, 先把定子槽序号编好, 槽内垫上绝缘材料, 按规律嵌入线圈, 从最先嵌入的槽边引线作工作绕组首端, 由槽距角α确定启动绕组的首端。
定子绕组 篇2
【关键词】汽轮发电机；定子；振动
随着现代科技的发展，国内外电力系统日益向超高压和远距离输电方向发展。电力行业中发电机的大容量、大输出是未来发展的必然趋势。随着汽轮发电机组及水轮发电机组向超大型发展，特别是高压、大电流的进一步提高，进而产生相应的振动，定转子系统的机电耦联振动、稳定性及动强度出现新问题，严重时会导致事故的发生。汽轮发电机定子绕组端部的振动的设计和制造中越来越引起重视的问题。大型汽轮发电机定子端部绕组部振动的安全性与可靠性，直接影响着整个机组和电网的工作状况，如果振动过大，会引起主绝缘磨损等，影响机组的安全运行，甚至导致严重的事故，因此，逐步掌握定子绕组端部的振动规律，防止共振发生，这就是对定子绕组端部结构的固有频率进行研究的目的。汽轮发电机端部结构设计关系到发电机端部绕组的振动大小，因此振动测试手段与方法也需要不断改进与提高。目前， 压电加速度测量系统更适用，它不需要考虑绝缘和屏蔽问题。
1.汽轮发电机定子绕组端部振动存在的问题
（1）定子端部绕组由于松动引起绝缘磨损甚至漏铜击穿等事故。槽内线棒组端部结构则类似悬臂梁，产生的振动远大于槽内线棒，从而导致线棒绝缘磨损，引起事故的发生。定子端部线圈绝缘被击穿，短路在汽机侧线圈烧断实心导线l5股，绝缘垫块脱落发生振动磨损线棒绝缘现象，出现端部空心导线振裂喷水。
（2）大交变电磁力作用下产生的振动过大问题。随着容量和电磁负荷的增大，大型汽轮发电机的安全运行对整个电网的安全、稳定至关重要。发电机定子绕组端部的电磁力的不断增加，振动的稳定性已成为确保汽轮发电机正常安全运行的一个重要环节。定子绕组端部在汽轮发电机运行中不断受到电磁力、机械力、电化学作用，使绑扎紧固件之间强度发生改变，造成绕组短路、端部线圈变形断裂、股线疲劳、焊口渗漏水等事故，对汽轮发电机的安全可靠运行造成了极大的危害在运行时定子端部，将导致绕组及其固定结构松动、绝缘磨损和疲劳断裂、绑带断开等现象而导致事故的发生。
2.大型汽轮发电机定子端部绕组的电磁固体振动发电机固定模式的研究
随着发电机组的运行，定子绕组的绝缘和机械强度会逐渐降低，振动磨损加大，绑扎紧固之间紧度也会改变，导致定子绕组的振动特性也在不断变化。为了增强端部绕组的整体性。通常情况下采用压板式固定结构，固定结构的发电机端部采用压板、绑环、支架的固定结构，通过涤玻绳绑扎形成一个圆锥体；绑扎式固定结构，是用无纬玻璃丝带浸透环氧材料后，将汽轮发电机端部采用绑扎式固定结构，上、下层线圈间还有4道绑环，用绑绳绑扎为一个整体；撑环与压板相结合的固定结构，适用于额定功率为 600MW型汽轮发电机。
3.大型汽轮发电机定子端部绕组的电磁固体模型计算
定子绕组端部结构很复杂，首先要确定一个简化的计算模型，根据它的几何参数和材料参数，通过试验模态分析，对定子绕组端部的振动特性进行进一步的研究。通常情况下，汽轮发电机定子绕组端部定子线棒出定子铁心槽处有一段直线部分，上下层线棒之间都用了玻璃纤维带绑扎，用螺栓将线棒固定在支架上，上层与下层之间用绝缘材料垫好，最后浇铸成一体，因此这网状结构可以简化成连续的壳体。定子线棒构成的壳体于支架之间有绝缘材料的环和垫，并用压板和螺栓之间的连接用杆单元描述。线棒构成的壳体由结构的实际尺寸确定，对象是汽轮发电机定子绕组端部的 200Hz以内的自然频率。选取当量连续壳体模型的一些几何和材料特性参数，求振动的计算模型。振型变化规律为晃动振型，椭圆振型，三角形振型，四边形振型和五边型振型等，改变频率的大小，振型的变化规律就会显示出来，计算模型的几何形状决定了固有频率的振型变化规律。椭圆振型，频率为62、三角形频率为72.5Hz、五边形振形，频率为88.8Hz，它的计算分析和试验模态分析都有很大的难度，要充分考虑定子线棒在轴向的伸缩程度，根据试验模态分析的结果识别出模型的一些特性参数，从而得到计算结果。其中比较普遍的就是数值计算法：为了减少电磁屏蔽等因素的影响，采用有限元方法计算端部磁场，忽略电流和场量的高次空间谐波，以虚拟的气隙回转电流来代替气隙的影响，得到了对定子端部绕组所受电磁力的求解，一方面求出端区各点的磁场值。另一方面是经过一定的简化，求出各绕组间的相互作用力，得到计算电磁力的计算式。
4.防止振动的有效措施
为了有效防止定子剧烈振动产生安全事故，具体措施就是加强端部固定，防止固件的松动和线棒绝缘磨损，避免振幅过高，保证汽轮发电机安全可靠运行。将端部结构分解成单个元件，计算确定各种材料的性质，通过试验计算合适的边界条件，对单个元件组合成整体进行分析计算。由于在线状况是处在高磁场、高电场、高温的环境中的，其振动特性与离线分析有一定的区别。因此直接安装一个光学振动监测系统，传感器设计上的脉冲数量与被测振幅成正比，测量轴向和周向的振动，就会出现振动磨损的部位。光传感器采集的信号通过电信号再送入AGM-P21信号处理模块，就可以直接计算出在电动力的作用下汽轮发电机定子绕组端部的振动，从而实现多功能的实时监测及报警。 [科]
【参考文献】
[1]李伟清.汽轮机电机故障检查分析及预防[M].北京：中国电力出版社，2002.
[2]涂光瑜.汽轮发电机及电气设备[M].北京：中国电力出版社，1998.
[3]周如曼.300MW火力发电机组故障分析[M].北京：中国电力出版社，2000.
定子绕组 篇3
磁浮列车的主体部分是长定子直线同步电机,与普通旋转同步电机不同,它的定子长度远大于列车(动子)长度。在列车行驶过程中,通过检测流过定子供电端的零序电流来判断星形点附近是否发生单相接地故障。磁浮牵引供电系统属于中性点不接地系统,定子星形点附近发生单相接地故障后能够在系统中流通的零序电流来自列车在定子中感应产生的纵向零序谐波电势,因此要得到零序电流保护的整定值,就必须对定子绕组中感应电势进行研究。此外,为了确定牵引系统的供电电压,正确设计逆变器容量,也需要分析定子绕组中的感应电势[1]。
定子感应电势分析方法主要有:实验法、解析计算法和有限元仿真分析法。气隙磁密研究是感应电势分析的基础[2,3,4,5],列车励磁磁极上直线发电机电势的研究也较完善[6,7],而定子感应电势分析方法大多是建立模型,用有限元分析软件直接得到电压波形[1],虽然精确,但不便于保护整定计算。因此,本文在对磁浮列车气隙磁密研究的基础上,提出定子感应电势解析计算法,并用仿真法验证了它的正确性。
1 定子段结构
图1为一段定子的纵向剖面示意图,上方三相单层定子绕组安装在轨道梁上,通入幅值、频率可调的交流电,建立行波磁场;下方励磁磁铁模块安装在磁浮列车上,通入直流电,建立励磁磁场,定转子不等极距。列车运行时,内功率因数角控制在零度左右[1],列车运行速度与行波磁场速度相同,悬浮气隙由气隙传感器监测,通过控制系统对励磁电流的调节,维持在稳定水平[2]。
2 绕组星形点接地保护
为避免能量损失,磁浮列车牵引供电系统采用分段供电方式,只对上方有列车行驶的定子段供电[8],图2为牵引供电系统示意图。
与旋转同步电机类似,直线同步电机星形点接地故障也可使用零序谐波分量进行保护。对于旋转同步电机,由于定子出口处对地电容很小,即使星形点接地,也只有微小的三次谐波电流,而星形点与出口距离较近,方便得到两端电压比,可以采用三次谐波电压型定子接地保护[9,10,11,12,13]。对于长定子直线同步电机,星形点与定子供电端相距较远,两端电压比不易获取,而定子出口处对地电容较大,星形点接地时,流过供电端的零序电流容易检测到,可以采用零序谐波电流保护。
3 感应电势解析计算法
气隙磁密、列车运行速度等因素决定了定子绕组感应电势的大小。列车悬浮气隙磁场由励磁电流、定子电流和直线发电机电流共同建立,但直线发电机电流和齿槽尺寸均较小,在解析计算中可以忽略。假设不考虑磁场饱和,坐标原点位置如图1所示,列车沿横轴正方向运行,图中左侧励磁磁极正对A相绕组,此时刻设为初始时刻。由于列车运行时励磁磁极轴线与定子磁极轴线接近正交,假设初始时刻A相电流达到峰值。
对于气隙比磁导函数表达式,已有文献做过研究。只考虑动子槽时,气隙比磁导函数以γm为周期分布,极面气隙比磁导取值λmax,齿槽壁区域用1/4余弦波近似,齿槽剩余区域取值λmmin。只考虑定子槽时,气隙比磁导函数以γn为周期分布,齿面气隙比磁导取值λmax,齿槽区域用半周期余弦波近似。气隙比磁导最大值,最小值为
其中:μ0为真空磁导率;δmin,δm max,δsm ax的定义如图1所示。首先用分段函数表示气隙比磁导随位移的变化规律,函数满足傅里叶级数展开条件,根据Dirichlet定理,进行谐波分析后得到近似函数表达式,则只考虑动子槽时,气隙比磁导函数为[3]
只考虑定子槽时,气隙比磁导函数为[3]
这样得到的是无限长连续性周期函数,但相对于定子,动子长度应认为是有限的,因此需要用单位阶跃函数对合成气隙比磁导函数进行切割,定义单位阶跃函数为
则合成气隙比磁导函数为
式(2)～式(5)中:
x,ix,xj为相对于纵轴的位移,其中ix,xj的值根据计算中需要考虑的动子长度设定,mb为动子齿宽,γm为动子极距,nb为定子齿宽,γn为定子齿距,s为齿槽内气隙比磁导等于常值的宽度,它的大小由动子槽宽与额定气隙的比值决定,可从相关文献中查到[3]。
由于磁浮列车采用直流励磁,在动子一定位置励磁磁动势不随时间变化,磁动势以2γm为周期分布,用梯形波来近似,分段函数为
满足傅里叶级数展开条件,根据Dirichlet定理,进行谐波分析[3]后得到近似函数表达式,并用单位阶跃函数进行切割后,得到磁动势函数为
其中:(N为励磁绕组匝数,i为励磁电流);
假设定子三相电流分别为
则定子磁动势函数可表示为[5]
其中:cn为定子槽内导体串联匝数;I为定子电流有效值;ω为定子基波电流角速度;γs为定子极距。由于动子相对坐标系的速度为v;对于只考虑动子槽时的气隙比磁导函数、单位阶跃函数和励磁磁动势,用kγs-vt+xa代替x;定子相对坐标系静止,对于只考虑定子槽时的气隙比磁导函数和定子磁动势,用kγs+xa代替x。其中k代表单个定子线圈的初始位置,如果图1中A相绕组线圈编号为0,则它右侧的A相线圈都可用一个正数表示,左侧的A相线圈都可用一个负数表示。v为列车运行速度,ax变化范围从0至γs。通过替换,函数可以表示任意位置在任意时刻的气隙比磁导和磁动势。
则定子绕组感应电势为
其中:dt为时间微增量;1k,k2根据待计算定子绕组线圈个数设定。单极磁通量tφ的表达式为
式中:dxa为位移微增量;l为定子电缆轴向长度。
4 有限元仿真分析法
磁浮列车每节车厢单边动子由若干个悬浮模块组成,每个悬浮模块包括10个主极和2个端极,主极上开有直线发电机槽。解析计算中忽略的直线发电机电流和发电机槽等因素,在仿真分析中可予以充分考虑,从而得到更精确的结果。以定子15个极,动子一个悬浮模块为例,在Ansoft Maxwell 2D中建立有限元分析模型。由于定动子不等极距,同一时刻模型中只能有一个励磁磁极中心线正对A相绕组。
二维有限元法将整个模型作为求解场域,用矢量磁位ZA作为求解变量,将求解区域剖分离散,求得各个节点的矢量磁位,进而求得通过各线圈的磁通量和磁通变化率,最后得到定子各相绕组感应电势。
相同初始条件下,A相绕组感应电势在一个周期内的解析计算结果和仿真分析结果如图3所示。计算中使用到的电机相关数据如表1所示,通过解析计算法与有限元仿真分析法得到的奇次谐波幅值与频率如表2所示,表中只列出了前5项奇次谐波,偶次谐波含量极少,并未列出。
由表2中可以看出,三次谐波分量约为基波的1/20。得到三次谐波幅值3E后,假设磁浮列车牵引供电系统一相对地电容为C,则定子绕组星形点接地故障时流过始端的零序电流有效值为I0,而星形点接地保护整定值可由I0得到。
5 结语
通过有限元仿真分析,证实了解析计算法在定子绕组感应电势计算中是有效可行的。定子感应电势的研究对于磁浮列车牵引供电系统,保护系统的正常工作有重要意义,有限元仿真分析法虽然精确,但工程中一旦参数变动,则需要修改模型,甚至重新建模,且仿真过程耗费时间较长,不利于整定计算。本文中的解析计算法编写为程序后,各项参数可即时更改,运算速度快,可为工程应用提供帮助。
摘要：提出了一种高速磁浮列车定子绕组感应电势的解析计算方法,并对定子电势做谐波分析。首先介绍了磁浮列车定子段结构和星形点接地保护方法,然后根据气隙磁场中磁动势和相对磁导率的分布规律,推导出定子感应电势的解析计算表达式。并用Ansoft有限元仿真模型分析结果验证了解析法的正确性和有效性。该定子感应电势解析计算方法可为磁浮列车牵引供电逆变器的设计和定子绕组星形点接地保护整定计算提供帮助。
定子绕组 篇4
1 定子绕组受潮
以2台6 k V(功率2 700 k W)一次风机电机绕组的受潮进行分析,电机到货后先库存。2008年3月9日一次风机电机安装完成,经常规电气试验采用2 500 MΩ兆欧表测得定子绕组的绝缘电阻值数据如表1所示(其中R15〞表示绕组在15 s时的绝缘电阻值、R60〞表示绕组在60 s时的绝缘电阻值,吸收比为R60〞/R15〞的比值)。
从表1可以看出,电机每相绕组间绝缘电阻值相差很大,而一次风机U电机C相绕组绝缘电阻值偏低,一次风机W电机B相绕组绝缘电阻吸收比1.143(规范标准比值1.2)不符合要求[6,7]。而后立即投入电机自身的1.2 k W加热器装置对绕组加热至12日,测得一次风机M电机C相绕组RC15〞=6 MΩ、RC60〞=10 MΩ,一次风机W电机B相绕组RB15〞=500 MΩ、RB60〞=700 MΩ。17日采用1 k W碘钨灯对一次风机U电机绕组空间加热24 h,测得C相绕组绝缘电阻RC15〞=5 MΩ、RC60〞=6 MΩ。
通过电机自身加热器及外施碘钨灯对绕组的加热处理未能改变受潮状态,20日起对一次风机U电机绕组采用铜耗加热法处理至25日,电机绝缘电阻值与膛内温度变化试验数据如表2所示(其中“-”表示数据未测量)。
从表2可以看出,电机绕组绝缘电阻随温度变化明显,随电机膛内冷却温度的下降绕组绝缘电阻返回到铜耗加热法处理前值。而后进一步采用铜耗加热法再对一次风机U电机绕组连续加温,电机膛内温度控制在100℃以内、持续时间36 h,当电机膛内温度下降到50℃后测得绕组绝缘数据:RA15〞=2200 MΩ、RA60〞=3700 MΩ;RB15〞=2200 MΩ、RB60〞=4400 MΩ;RC15〞=1200 MΩ、RC60〞=1500 MΩ;并用BGG型直流高压发生器对一次风机U电机绕组进行直流耐压试验数据如表3所示。
一次风机W电机也采用铜耗加热法对绕组加热处理,测得电机绕组绝缘数据:RA15〞=1500MΩ、RA60〞=4000 MΩ;RB15〞=1200 MΩ、RB60〞=3000 MΩ;RC15〞=1200MΩ、RC60〞=3500MΩ。随后也用BGG型直流高压发生器对一次风机W电机绕组直流耐压试验,A相绕组泄漏电流I3 k V=2.0μA、I6k V=4.2μA、I9k V=6.8μA,当试验电压加至9k V时BGG型直流高压发生器过电流保护动作;再对电机绕组绝缘测试:RA=5MΩ;RB15〞=1300 MΩ、RB60〞=3500 MΩ;RC15〞=1300 MΩ、RC60〞=3500MΩ,判断W电机的A相绕组击穿。
根据上述电机绕组绝缘电阻及直流耐压试验的数据,充分表明电机绕组受潮严重。电机采用电加热器或碘钨灯加热处理绝缘电阻是下降,主要是它加的热量是通过绝缘材料由外向内传递,可使得绝缘材料内水份受热膨胀连续的交联在一起;同时电机膛内原始水份受热后的部分蒸发会使膛内湿度略增,所以绝缘电阻会下降。当采用铜耗加热法处理时由通入定子的电流使其绕组产生空间旋转磁场对处于堵转状态的转子作切割运动,在转子的铁芯中感应出的涡流经过磁阻在铁芯中产生热量;同时定子绕组的电阻也将产生铜耗并在持续升高的温度下迫使绝缘材料内纤维状线条水份能有效汽化,并排出绝缘材料内层空间,所以绝缘电阻值会明显上升。至于严重受潮的电机,当电机停止铜耗加热处理后在导体温度下降过程中,绝缘材料内剩余的汽化水份或未被蒸发的原水份再次重新形成极细的纤维状线条,使得绕组绝缘电阻值有下降现象。
绝缘电阻可以判断内部绝缘材料是否受潮,或外绝缘表面是否有缺陷,是反映电机绕组绝缘的基本条件;耐压试验能有效判断绝缘材料的缺陷。从一次风机U电机耐压试验看,电机三相绕组的耐压试验数据与其在安装后的绝缘电阻值相对应;在直流耐压试验时随着试验电压值上升且在电压持续作用下,泄漏电流表指针晃动的次数增多,说明受潮区域介质有击穿但未造成绕组绝缘材料整体性的击穿。而一次风机W电机在安装后三相绕组的绝缘电阻值整体较低,且绝缘电阻的吸收比也小于一次风机U电机,绝缘材料发生击穿的概率要大于一次风机U电机;也说明严重受潮的电机在耐压试验过程中会随时发生对绕组绝缘材料整体的击穿。
由于电机已严重受潮,工程现场没有条件对电机进行再处理,经返厂解体检查:2台电机定子绕组对地绝缘电阻分别为RU=1 MΩ、RW=5 MΩ;并对电机定子退出机座、绕组进烘除潮后,绕组对地绝缘电阻分别为RU=50 MΩ、RW=200 MΩ,并重新按浸漆工艺守则浸VIP(真空压力)对2台电机定子绕组的绝缘处理后,再次测得绕组对地绝缘电阻RU=1.32 GΩ、RW=2.41 GΩ。
根据上述受潮电机处理过程分析,一般先对电机绕组加热器加热除潮,此方法对于已受潮严重的电机在加热后膛内潮气很难排出膛外;而后采用碘钨灯烘烤,潮气可以通过碘钨灯放置开口处排出膛外;最后采用铜耗加热法或热风干燥法除潮,其对电机绕组加热可以有效的将大部分潮气排出膛外。电气试验数据符合要求后立即接入额定电压工作电源投运电机,电机运行时再产生足够热量继续将绕组加热使内部潮气充分散发,通过电机自身风扇有效将电机膛内潮气排出膛外;在电机停机断电后则应立即投入电加热器以保持电机膛内干燥并避免被外界潮气侵入,确保绕组绝缘电阻值稳定。同时应定期测量电机电加热器电阻值,检查是否有烧坏的现象。需指出的是,对于严重受潮的高压电机,为争取工程建设的进度应直接返厂对电机进行修复。
2 定子绕组高压引出线绝缘层老化
以6k V(功率250k W)开式水泵电机为例进行分析,绕组绝缘等级为F级按B级温升考核,电机6k V电源柜在试运中出现AC两相高压熔丝熔断后保护动作跳闸。在检查电机上部空气冷却器时发现紧贴着定子机座棱角处一相绕组高压引线的绝缘层开裂,距绕组线圈侧约20cm且绝缘层变黑,在与机座棱角区域有明显放电痕迹;其他绕组高压引线绝缘层也均有不同深度的裂纹,且在与定子机座相接触部位的高压引线绝缘层表面红色防晕漆已变成黑色;判断电机绕组高压引线的绝缘层开裂使定子绕组对地短路,造成电机接地故障而跳6k V电源馈线柜。
通过对开式水泵及其他同型号电机绕组的高压引线部分检查,发现高压引线在安装工艺、绝缘材料等方面有问题。从安装工艺方面,电机绕组高压引线在定子膛内没有固定的电气隔离或防振摩擦措施;高压引线断裂部位正处在定子机座棱角部,在电机转子振动的作用下与机座棱角发生摩擦,加剧引线绝缘层材料的损坏。再从电机高压引线绝缘材料方面,在定子机座本体为接地的情况下,与机座棱角相碰处高压引线的绝缘最为薄弱,从而此处的电力线分布集中;同时持续在潮湿环境下运行加快绕组高压引线绝缘材料的老化,最终使电机绕组发生接地短路。
根据施工现场条件,对电机绕组的高压引线段先采用绝缘胶带包扎二层、再用粉云母带包扎三层、最后用玻璃丝带包扎三层增加其绝缘强度,特别在棱角相碰处需增加绝缘胶带包扎层数,杜绝电机绕组高压引线段在膛内直接固定在定子金属筋上;而后用普通胶木线夹固定在电机定子金属筋上,使定子绕组高压引线通过普通胶木线夹与定子机座间有效的空间隔离。对于同类型电机的高压引线部分,也采用相同方法加以处理而及时消除了隐患,使电机安全的运行。
所以对于高压小功率电机在膛内的绕组高压引线段,在现存条件下可通过增加绝缘材料(如环氧树脂板、绝缘胶带)来实现空间的电气隔离,特别是在潮湿环境下工作的高压电机更应具备;以提高电机高压引线段的绝缘强度,并减缓电机在潮湿环境工作时对绕组绝缘层材料产生的老化作用。
3 结语
综合上述分析,对到货的成品电机,应严格按厂家提供的电机资料说明书等要求存放,并定期对电机进行检查和保养;在电机的安装过程中,应依据厂家、设计资料及安装、调试规程等编制的作业指导书认真安装,发现问题立即分析处理。在工程建设现场发生的高压电机绝缘故障,通过对建设进度的调整、有效地协调处理及组织对修复电机的运输等工作,确保了机组的按时并网发电。
摘要：针对某新建电厂6kV卧式电动机定子绕组受潮、高压引线绝缘层老化导致电机接地等问题,对处理过程进行了分析,得出电机定子绕组受潮后反映绝缘指标的数值变化与现场的处理方法,以及高压引出线在定子膛内的加固措施,为高压电机出现类似绝缘故障的处理提供了参考。
关键词：高压电机,绕组受潮,绝缘层老化
参考文献
[1]阎治安,崔新艺,苏少平.电机学[M].2版.西安:西安交通大学出版社,2006.
[2]电力工业部西北电力设计院.电力工程电气设备手册:电气一次部分[K].北京:中国电力出版社,1998.
[3]周浩,余虹云,余宇红,陈剑萍.高电压技术[M].杭州:浙江大学出版社,2007.
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[5]历文健.看图学电动机常见故障检修[M].北京:机械工业出版社,2003.
[6]DL/T596—1996电力设备预防性试验规程[S].
定子绕组 篇5
一、用万用表和电池判别电动机定子绕组的首末端
判别步骤如下:
(1) 先判别同一相绕组的两线端。将万用表拨到高阻档, 红表笔接触定子绕组引出的任意一根线端头, 然后用黑表笔分别与其余五根线端头触及, 电阻值最小达零值时, 红、黑表笔所触的两根线端头是属于同一相的, 如图1中的 (a) 所示, 依法再一一找出另外两相绕组的两根同相线端, 并做好标记。
(a) 欧姆档判断同一相绕组的两线端
(b) 电流档判别绕组的首末端
(2) 判断绕组的首末端。将万用表选择开关拨到测直流电流档 (也可以用直流电压档) , 量程用小些, 这样指针偏转较明显。将任意一相绕组的两个线端先标上首端 (U1) 和尾端 (U2) 的标记, 并和万用表的红、黑表笔连接, 且指定首端U1接红表笔, 末端U2接黑表笔。再将另一相绕组的一个线端接电池的负极, 另一线端头去碰触电池的正极, 同时注意观察表针的瞬时偏转方向。如果表针正转 (向右转) , 则与电池正极触碰的那根线端头为首端 (标上V1) , 与电池负极相接的一根线端头为尾端 (标上V2) 。如果表针瞬时反转 (向左转) , 则该绕组的首尾端与上述判断相反, 如图1中的 (b) 所示。
(3) 万用表与绕组的连接线不动, 用上述方法来判别第三相绕组的首尾端。
这种用万用表和电池判别电动机定子绕组的首尾端的方法, 是利用变压器的电磁感应原理。判别的要点是注意观察电池接通那一瞬间的表针偏转方向。
二、用电池和小灯泡判定三相异步动机定子绕组首尾端
此方法是用两节1.5V干电池及一个小灯泡来判别定子绕组的首尾端。
判别步骤如下:
(1) 找出同一相绕组的两个端头。将电池与小灯泡串联起来, 一根测试引线接在电动机的任意一个引出线端上, 之后用另一个引线分别同其余五个引出线端相接触, 小灯泡亮, 两个端头属于同一相绕组;小灯泡不亮, 两端头不属于同一绕组。
(2) 判定同一绕组的首末端。再同一相绕组两端找出做好标记后, 把任意亮相绕组串接起来, 并接上小灯泡。再把第三相绕组的一个引出线与电池的负极相连, 而后用电池的正极的测试线去碰绕组的另一引出线端, 如果小灯泡不亮, 表明两绕组为同名端 (即首与首或尾与尾) 相接;如小灯泡亮, 表明两绕组为异名端 (即首与尾) 相接, 如图2所示:
判别出两相绕组的首与尾后, 应做好标记。再将已判定出首尾的一相绕组接电池, 另两相绕组串联后接小灯泡, 即可判定出第三相绕组的首尾端。
三、环流法判定三相异步电动机定子绕组的首尾端
环流法是用一只万用表的毫安档, 来判定三相绕组的首尾端。此方法既快捷、准确, 又简单、方便, 不必拆卸电动机。
判别步骤如下:
先用万用表的电阻档, 找出同一绕组的两端。再将万用表接在任意两相绕组的两引出线端上, 其余四个引出线端可随意串联, 如图3所示, 则三相绕组是三角形接法。用手慢慢转动电动机转子, 如万用表指针不动或摆动角度很小, 表明三角形接法首尾连接正确;如万用表指针摆动角度较大, 则表明三角形接法首尾连接不正确, 应重新组合, 直至正确为止。
采用环流法判别时应注意在测量时电动机转子必须有剩磁, 也就是电动机必须是通过电的。而且转子转速要均匀, 也不要太快, 一般控制在120r/m in。
四、用低压36V交流电和万用表判定三相异步电动机定子绕组的首尾端
方法如下:判定三相绕组的头尾时, 应将三相绕组接成星型, 其中任意一相接上行灯变压器提供的低压36V交流电, 其余两相绕组的引出线端接入万用表的10V交流档, 如图4中的 (a) 所示。观察有无读数, 之后改接成图4中的 (b) 的连接形式, 看有无读数。如两次万用表均无读数, 表明首尾连接正确;如两次万用表均有读数, 表明两次都未接电源的那一相绕组首尾颠倒了;如只有一次有读数, 而另一次无读数, 则表明无读数那一次接电源相的绕组首尾颠倒了。
总之, 测定异步电动机定子绕组的方法很多, 究竟在实践中应用哪种方法, 这要根据现有的设备、仪器、仪表来确定, 这些方法的实质都是电磁感应定律的具体运用。
摘要：讲述了测定三相异步电动机定子绕组首末端的多种方法, 如万用表法、灯泡法、环流法等。
关键词：定子绕组首尾端,万用表和电池判别法,电池和小灯泡判别法,环流法
参考文献
[1]汪国梁.电机修理[M].西安:陕西科学技术出版社.
定子绕组 篇6
1 接在不同电压系统的电动机发生单相接地时情况分析
1.1 低压电动机接在中性点接地系统
对于380V的低压电动机, 若接在中性点接地系统, 发生单相接地时, 接地相电流显著增大, 电动机振动并发出不正常响声, 还发热。可能一开始就使该相熔断器熔断, 也有可能使绕组过热损坏。为什么会出现这种情况呢?因为电动机外壳都接地, 其接地网一般与供电变压器中性点接地的接地网是同一个, 电动机定子绕组发生单相接地后, 依靠地线可形成电流回路, 如图1所示 (图中k点表示接地点, 变压器还带着其他负载, 没有画出) 。
由于接地相的绕组匝数减少, 该相电流即增加, 于是有两种可能:一种可能是该相熔断器熔断, 如图2所示。
此时, 与正常情况相比, 在两个方面起了变化。其一, 由于c相绕组甩开了一部分, 仅ko部分绕组起作用, 使三相绕组变得不对称了。其二, 加在电动机绕组上的三相电压不对称了。Uab仍为原来的相电压, Ubk和Uka变为电源B相和A相的相电压了。而此时加在a相和b相绕组的电压低于正常的相电压, 加在ko上的电压仅是两个中性点间的电位差。另一种可能是熔断器没有熔断, 如图3所示。
此时, 与正常情况比较, 也在两个方面起变化。一是c相绕组被k点分成两部分, ck部分仍算做c相, ko部分变成a相和b相绕组的公共部分, 这也破坏了三相绕组的对称性。另一方面, 也使加在三相绕组上的电压变得不对称了。在图3中Uab、Ubc、Uca仍是原来的线电压, 而加在a相绕组和b相绕组的电压是各自相电压与ko一段绕组上电压降的向量差, c相ck段绕组上的电压是c相相电压。总的来说, 不论是熔断或不熔断, 都会造成三相绕组不对称和三相电压不对称。由于电压不对称, 会造成电动机电磁力矩降低, 损耗增大, 绕组发热。由于三相绕组不对称, 即其中接地相绕组分成几部分, 或三个相电流方向与正常的不一致, 会使旋转磁场失掉均匀性, 变成一个幅值和速度都可能变化的旋转磁场, 它每转一周, 对转子的拉力时大时小, 因而造成电动机的振动和发出不正常的响声。如果接地点k在某相绕组的端部, 如图4所示。
假设c相端部接地, 大部分情况下, 该相熔断器会熔断, 因为这相当于电源c相短路。这是一个极端情况, 这时若外加负载不变, 三相电功率现在由两相供给, 此时未断熔断器的两相电流都将大增, 接于中性点的地线也将流过电流, 这时电动机声音很响, 振动也很厉害。
1.2 低压电动机接在中性点不接地系统
对于380伏的低压电动机, 若接在中性点不接地系统 (或虽接在中性点接地系统, 但电动机外壳接地不良) 。当发生单相接地后, 均会使电动机外壳带电, 这对人有触电危险。这时用验电笔测试外壳, 会发亮。因为在变种情况下, 机壳电位与地不一样, 带有与其连通的绕组的该点的电位, 人的手若触摸电动机外壳, 就会有接触电压作用于人身, 这时由于线路和地之间存在电容C, 故人手就会有电容电流流过, 但接在这种系统的电动机, 发生单相接地时, 因为形不成短路电流回路, 故仍可继续运行。
1.3 3000V或6000V高压电动机中性点接地
对于3千伏或6千伏的高压电动机, 由于其系统是中性点不接地的, 发生单相接地的现象和后果与上述380伏电动机接在中性点不接地系统的情况差不多, 只是3千伏和6千伏矿用系统母线有绝缘监察装置, 从三个对地电压表的指示中, 可以及时发现该系统有无接地故障。
2 绕组接地的危害及原因
电动机定子绕组一旦接地, 会造成机壳带电, 可能导致人身触电事故;造成电动机的控制线路失控;使绕组发热而短路, 导致电动机无法正常运行。
分析绕组接地的原因很多, 但主要的有以下几种:
(1) 绕组受潮;
(2) 绕组长期过载或局部高温, 使绝缘焦脆、脱落。
(3) 制造或维修时留下隐患, 如下线时擦伤、槽绝缘位移、掉进金属末等;
(4) 铁芯硅钢片松动, 有尖刺, 割伤绝缘;5、绕组引线绝缘损坏或与机壳相碰等。
3 绕组接地的检查方法
检查绕组接地故障的方法很多, 这里谈几种常用的方法:
(1) 直接观察:绕组接地故障通常发生在绕组端部或铁芯槽口附近, 而且绕组发生接地故障后, 绝缘常有破裂或烧焦发黑的痕迹。
(2) 兆欧表检查:先将星形接线或三角形接线的各相绕组的连线拆开, 然后根据电机电压选择兆欧表的容量。测量时, 兆欧表析一支表笔接电机绕组, 另一支表笔接电机机壳, 按120转/分的速度摇动兆欧表的手柄, 若指针指在“0”位, 则表明该相绕组存在接地故障;若指针摇摆不定, 则表明绝缘已被击穿。
(3) 万用表检查:先将三相绕组之间的连接线拆开, 使各相绕组互不相通, 然后将万用表的旋钮转到R×10K档, 将一支表笔与绕组的一端相接, 另一支表笔与机壳相接, 若测得的电阻值很小或为零, 则表明该相绕组存在接地故障。
(4) 冒烟法检查:在铁芯与线圈之间加一低电压, 并用调压器来调解电压, 限制电流在5安以内, 以免烧坏铁芯。当电流通过接地点时, 烧损的绝缘便会冒白烟, 甚至出现火花。
找出故障点后, 无论故障点在槽内、在槽口附近还是在端部, 必须将故障处垫好绝缘, 使之恢复到未接地前的状态, 达到使用要求, 保证人身安全。
摘要：从安全角度阐述了电动机定子绕组单相接地的现象和后果。电动机绕组一旦接地, 会造成机壳带电, 可能导致发生人身触电事故;造成电动机的控制线路失控;使绕组发热而短路, 造成电动机严重烧毁, 导致电动机无法正常运行。绕组接地可通过直接观察;兆欧表 (或万用表) 检查;试灯检查;冒烟法检查、淘汰法检查等方法去检查, 及时排除因绕组接地而造成的各种危害, 迅速排除隐患。绕组单相接地的后果易发展成两相短路, 造成电动机严重烧毁。要做到电动机安全运行, 电气工作人员必须掌握电动机运行基本知识, 以便及时发现和消除事故隐患。
定子绕组 篇7
根据《电力设备预防性试验规程》规定, 在规定的试验电压下, 所测的泄漏电流值应符合下列规定:
⑴水轮发电机定子绕组各相泄漏电流的差别不应大于最小值的100% (交接时为50%) ;最大泄漏电流在20μA以下时, 相间差值与历次测试结果比较, 不应有显著变化。
例如:如某电站水轮发电机:6.3kv、1.6MW、SF1600-20/2600型, 在2000年大修前, 在2.5Un下测得水轮发电机定子绕组A、B、C三相泄漏电流分别为:57μA、30μA、6μA, 计算相间泄漏电流差别分别为:
可见A、B相绕组绝缘有严重问题, 经检查分析; (1) 水轮发电机投入运行时周边正在进行配套设施施工, 运行环境恶劣, 导致定子绕组上沾满水泥尘、灰尘等。 (2) 上导油盆曾甩油导致定子绕组上有油渍沾上更多灰尘, 绕组整体受潮严重, 降低了绝缘性能。通过大修彻底清洗定子绕组后, 在2.0Un下测量A、B、C三相泄漏电流分别为3μA、3μA、2μA, 达到良好效果。
又如某水轮发电机定子绕组前次试验A、B、C三相泄漏电流分别2μA、2μA、6μA, 后又发展为2μA、2μA、15μA。C相与前次比较有明显的变化。经解体检查发现C相线棒上有一铁屑扎进绝缘中, 经处理后三相泄漏电流恢复正常。
⑵泄漏电流不应随时间的延长而增大。
例如:某台水轮发电机在小修时, 定子绕组在2.0Un的直流电压下, 测得三相泄漏电流不平衡, 其中C相经40S后, 泄漏电流由10μA突增至60μA, 说明该发电机有绝缘缺陷。经检查, 一线棒在励磁机侧距槽口320mm处绝缘内嵌有一段长5mm、Φ1mm的磁性钢丝, 是制造上的遗留缺陷, 经处理后, 三相泄漏电流平衡。
⑶泄漏电流随电压不成比例显著增长。
例如:某水轮发电机定子绕组A相在2.0Un和2.5Un相邻电压阶段的泄漏电流分别为50μA和75μA, 计算其试验电压和泄漏电流的增长率分别为:
可见, 定子绕组泄漏电流的增长率较试验电压的增长率大1倍, 检查发现其绝缘受潮。
⑷水轮发电机定子绕组任一级试验电压稳定时, 泄漏电流的指示不应有剧烈摆动。如有剧烈摆动, 表明绝缘可能有断裂性缺陷。缺陷部位一般在槽口或端部靠槽口, 或出线套管有裂纹。
经过查找资料和实践经验总结, 引起水轮发电机泄漏电流异常的常见原因如表1, 供分析判断时参考。
摘要：水轮发电机定子绕组故障, 通过对泄漏电流测量结果进行分析, 能有效地检出发电机定子绕组主绝缘受潮和局部缺陷与其他故障。
定子绕组 篇8
电动机运行的大部分故障都会在其定子绕组的温度上有所反映。电动机工作过程中产生的热量,一部分通过传导、对流、辐射等方式散发到周围环境中,另一部分使电动机各部分温度升高。正常工作时电动机各部分温升应保持在允许范围内,各种故障引起的过多的热量将加速绝缘老化、烧毁电动机甚至引起火灾,造成巨大的经济损失;为避免电动机烧毁而采取的保护措施如果不够恰当,其误动作将造成不必要的生产过程中断,同样会造成巨大的经济损失。为了可靠地保护电动机,必须准确地掌握各种正常及故障运行情况下电动机内部温度的分布,特别是电动机内部最高温度点的温度的变化规律。
利用实际测量或参数辨识的方法计算出绕组的电阻,根据电阻值与温度值之间的函数关系估计电动机绕组温度的方法[1,2,3,4,5,6]可以估算绕组的平均温度,但无法得出某一具体位置的温度值,特别是最高温度值。传统的等效热路法[7,8,9,10]能够较准确描述电动机的实际状态,物理意义明确,计算量相对较小,但是该方法不能很好地确定电动机各部件温度的实际分布情况。应用有限单元法求解电动机温度场[11,12,13]可以计算出电动机各部位的温度值。
应用有限单元法求解电动机温度场必须准确确定电动机各种材料的尺寸以及传热系数、热容等物理特性。然而,由于各种原因,槽绝缘等材料的参数无法通过理论分析的方法准确计算,因此传统的方法是采用经验公式计算。但是经验公式中的一些系数取值范围较大,系数的选择具有较大的主观性,导致求解结果误差较大,甚至是错误的。所以,有必要通过实际测量掌握电动机绕组温度分布规律,而且是其三维温度分布规律,这不仅可以为实现准确的电动机热保护提供重要的依据,而且可以为电动机有限元温度模型提供验证。
本文以一台型号为Y100L2-4,额定功率为3kW的笼型转子感应电动机为对象,测量电动机定子绕组的温度分布,并对测量结果进行分析,提出电动机优化设计和热保护的建议。
1 电动机温升实验
被测电动机为全封闭外置风扇冷却电机,虽然其定子铁芯和绕组均为对称结构,但其机座及散热条件是非对称的。电动机的机座结构如图1所示。与其他区域不同的是,接线盒所在区域机座表面没有散热筋,该区域机座内表面开有上下两个出线槽。冷却风扇位于机座非传动侧(以下称为风扇侧),电机工作时,冷却气流从风扇侧吹向传动侧。
考虑到电动机散热条件的特点及测量点数的限制,在被试电动机不同位置埋置了61个测温点。测温点的分布如图2所示。用于测量定子绕组温度的54个测温点分为A-I共9组,每组6个点沿轴向分布,其中1号点位于传动侧端部,2-5号点位于槽内并将整个槽5等分,6号点位于风扇侧端部。J、K、L共3组测温点位于机座表面,每组2个点,分别位于机座两端。M组测温点只有一个点,位于机座顶部吊环孔内的铁芯表面。此外还有一个测温点用于测量环境温度。除了测量温度,实验过程还实时采集了三相绕组的电流值。
测试系统的温度传感器采用台湾兴勤电子股份有限公司生产的型号为DHT0B104F4001NY,精度±1%的负温度系数热敏电阻。
测试系统信号采集与处理电路原理框图如图3所示。
2 温度分布规律与分析
2.1 不同区域温度随时间变化规律
三相电流平衡时,绕组最高温度区域温度、铁芯温度、机座最高温度区域表面温度、环境温度以及定子电流随时间变化曲线如图4所示。整个测量过程包括空载起动、加载、随电流变化微调负载以及电流和温度稳定后关机冷却等阶段。从图中可以看出,在定子电流一定的情况下,绕组温度、铁芯温度、机座温度均随时间按指数规律变化。
图4中开机以后绕组温度随时间以指数规律上升,130分钟以后定子电流和绕组温度已经达到稳定状态(实验过程由于负载电流的跳变,在60分钟和108分钟处分别有一个拐点),但此时铁芯温度和机座表面温度仍有一定程度的上升。194分钟时各测量点温度都已经稳定,切除异步电动机的电源,此时绕组温度直接按指数规律下降,而铁芯温度和机座表面温度不降反升。这是因为虽然电源切除,绕组不再发热,但绕组、铁芯和机座内部依然存储有大量的热量,由于电机停转,散热条件由强制对流冷却转为冷却效果较差的自然对流冷却,由绕组经由铁芯向机座传递来的热量大于由机座表面散发的热量,导致铁芯温度和机座表面温度不降反升,其中机座表面温度升高的幅度更大,持续的时间也更长。铁芯和机座表面温度达到最高点以后也以指数规律下降。
2.2 长期运行绕组温度分布规律
以上试验电机停机前内部各点温度均已达到稳定状态,此时的绕组各区域温度分布见表1,对应的温度分布示意图见图5。
注:由于工艺的原因,部分非高温区域测温元件在生产过程损坏。
从测量结果可以看出,电动机绕组温度分布是不均匀的,最高温度区域的温度与最低温度区域的温度相差很大。绕组温度分布有以下特点:
A.端部绕组温度高于槽内绕组温度
从测量数据看,每组的1号点区域和6号点区域的温度明显高于2-5号点区域的温度。
这是因为槽内导体产生的热量主要经由槽绝缘、铁芯和机座散发到空气中。虽然槽绝缘的导热系数很小,但它的厚度也很薄,热量比较容易通过它传递给铁芯。铁芯和机座的导热系数都比较大,机座外部空气温度较低,机座表面的对流系数较大,这些因素都有利于槽内导体热量的散发。端部导体处于定子铁心与端盖之间,由于处于密闭空间内,电机内部空气的温度随着电动机温度的升高而升高,导致端部导体表面的对流系数下降。电动机温度稳定时,端部导体主要通过热传导向槽内导体传递热量,其温度必然高于槽内导体温度。
B.传动侧端部绕组温度高于风扇侧端部绕组温度
每组数据中,1号点区域的温度均高于6号点区域的温度。被试电动机与周围环境之间的热交换主要靠空气强制对流实现,冷却空气从风扇侧向传动侧流动过程中,吸收机座表面的热量使得温度逐渐升高。同时,由于摩擦和扩散等因素的影响,冷却空气相对机座表面的速度逐渐下降。两方面的因素都使得风扇侧散热效果好,传动侧散热效果差,从而使传动侧端部绕组温度高于风扇侧端部绕组温度。C.接线盒区域绕组温度高于其它区域绕组温度
对于槽内绕组,A组温度高于B组温度,同时高于其他组温度。电动机的机座结构见图1。从铁芯与机座之间的热交换情况看,出线盒区域机座内表面开有两个出线槽,其长度大于铁芯长度。该区域的铁芯没有与机座接触,只能通过对流与电动机内部空气进行热交换,散热效果不如其他区域。从机座外表面看,接线盒区域机座外表面没有散热筋,且其外径与罩壳内径相等,从罩壳出来的空气基本吹拂不到其表面,该区域机座表面与空气之间的热交换也不如其他区域好。两个因素共同作用使得接线盒区域绕组温度高于其它区域绕组温度。
对于端部绕组,接线盒所在区域的A组和B组的端部绕组温度也明显高于其他组。从测量结果还可以看出,端部温度沿周向的差异程度不如槽内温度大。主要是因为端部绕组之间散热条件的差异不如槽内导体大,而且所有的端部绕组是缠绕在一起的,绕组端部之间有直接的热交换。
除了测量额定负载时的稳定温度分布,本文还测量了80%额定负载时的温度分布,其温度分布规律与额定负载时相同。
2.3 模拟堵转状态下稳定温度分布规律
堵转时的温度分布规律对验证基于温度测试的电动机有限元温度模型与实现堵转故障时的热保护有一定的意义。为了使堵转实验时的稳定温升限制在绝缘允许的范围内,堵转实验在降低电源电压的情况下进行。低压堵转时的稳定温度分布如表2所示。
和正常运行时一样,端部绕组的温度高于槽内绕组的温度,不同的是风扇侧的端部绕组与传动侧端部绕组温度并无明显的高低之分。出线盒区域槽内绕组的温度与其他区域槽内绕组温度之间也没有明显的高低之分。由此可以说明正常运行时轴向及周向温度分布不均匀主要是由于强制冷却的不均匀引起的。
3 测量结果的启发
1)显然,从电动机运行温度保护的角度看,接线盒所在区域的传动侧端部绕组区域温度最具代表性,且位于易于埋置温度传感器和引出信号的区域。从电动机保护的角度看,可以在该区域埋置温度传感器实现真正意义上的电动机热全保护。
2)由于散热条件不如槽内绕组,本文实验电机在正常工作时端部绕组的平均温度比槽内绕组高10%以上。采取适当的措施增强端部绕组的散热可以有效降低电动机的最高温升,从而提高电动机的输出功率。可以考虑在端部绕组与机座内表面之间的缝隙里填充导热性能较好的绝缘材料,使端部绕组产生的热量可以直接通过绝缘材料传递到机座并散发到周围环境中。
3)接线盒所在区域的散热条件比其他区域差,导致该区域绕组温度远高于其他区域。改善该区域的散热条件同样可以有效降低电动机的最高温升,提高电动机输出功率。可以考虑把接线盒移到传动侧,这样可以去除引线槽并在机座表面增加散热翅。必要的话可以考虑垫高接线盒,使接线盒底部与机座表面之间留有冷却气流通道。
4 结论
基于电动机运行温度保护的需要,本文对电动机样机三维温度分布规律进行测试,通过大量测试与分析表明:
1)由于结构的非对称性,电动机运行时定子绕组各个部位的稳态温升并不相同,其温度分布特点为:端部绕组温度高于槽内绕组温度,传动侧端部绕组温度高于风扇侧端部绕组温度,接线盒区域绕组温度高于其它区域绕组温度,最高温度区域位于接线盒区域传动侧端部。
2)对电动机上述最高温度区域的温度状况进行在线监测是实现电动机热全保护的有效措施。
3)改善端部绕组和接线盒区域的铁芯的散热条件可以有效降低电动机的温升,提高电动机的输出功率与工作效率。
4)在电机温度分布测试与分析的基础上,通过对电机运行温度分布,特别是最高温度区域的温度分布进行准确的仿真计算,可以为实现电机温度的预测与保护奠定基础。
摘要：为提高电动机运行温度保护的性能,本文针对全封闭外置风扇冷却电动机定子结构特点,设计了异步电动机温度测试方案,测量了定子绕组三维温度分布。测量结果表明,由于结构的不对称以及由此导致的散热条件不对称,电动机定子绕组的温度分布也是不对称的,最高温度区域位于接线盒区域的绕组端部。在电动机温度分布测试结果的基础上,分析了定子绕组温度分布特点及其原因,提出了电动机保护和优化设计的新思路,为实现电动机运行温度保护奠定基础。