白保东　王　禹　陈志雪　王晓川

(沈阳工业大学现代电工装备理论与共性技术重点实验室

沈阳工业大学教育部特种电机与高压电器省部共建重点实验室　沈阳　110870)



基于电磁屏蔽法变频电机轴承电流抑制研究

白保东王禹陈志雪王晓川

(沈阳工业大学现代电工装备理论与共性技术重点实验室

沈阳工业大学教育部特种电机与高压电器省部共建重点实验室沈阳110870)

摘要针对两种轴承电流抑制措施进行了效能分析，一种为在电机内安装电磁屏蔽槽楔，另一种为在电机轴端安装轴承电流短路环。回顾了电磁屏蔽槽楔的工作原理，通过有限元法计算了电磁屏蔽槽楔对高频电磁场的屏蔽效能；介绍了轴承电流短路环的工作原理。最后以一台3 kW、4极变频电机为研究对象，搭建了实验平台，分别测量了两种轴承电流抑制措施下电机轴承电流，通过实验测量分析了两种轴承电流抑制方法的效能。

关键词：轴承电压轴承电流电磁屏蔽抑制效能

0引言

随着电力电子技术的迅猛发展，变频驱动技术应用越来越广泛，大大提高了系统的自动化程度，然而PWM变频器会在电机端输出共模电压，通过容性耦合进而产生轴承电流，大幅增加了轴承损坏几率[1-4]。研究表明，由于轴承损坏而导致的电机故障占总故障数量的40%，而有25%的电机轴承损坏是由于逆变器的轴承电流引起的[5]。从图1中可观察到放电轴承电流在电机轴承表面发生了电蚀甚至刻槽现象。目前轴承电流现象在风力发电、高速铁路以及矿用电机等领域造成了较大的安全隐患及经济损失。

绝缘轴承是工程中较为常见的轴承电流抑制方法，该方法虽然能够在一定程度上抑制轴承电流，但其实质是将轴承电流转嫁到负载上，这样会引起更加难以估计的电磁损伤。国内的轴承电流抑制研究则集中在削弱共模电压上。文献[6]利用多电平技术降低共模电压；文献[7，8]采用“改进型特定谐波消除脉宽调制技术”，有选择性地消除了变频器输出的共模电压，这种通过改变控制策略来减小共模电压的方法在一定程度上降低了轴承电压。近几年，国外不断提出新的抑制轴承电流的方法。文献[9]提出了一种有效的电磁耗散法(Static Charge Dissipation)来抑制EDM电流；文献[10]提出在电机气隙间插入法拉第屏，从而使共模电压通过由金属箔形成的旁路电容短路以抑制轴承电流，这种方法可大幅度减小轴承电流，但在空间极小的气隙中安装金属箔工艺极为复杂，很难应用到实际生产实践中。

图1　轴承表面开槽和电蚀Fig.1　Grooving and electrical erosion of bearing surface

文献[11]提出了一种电磁屏蔽槽楔用来抑制放电轴承电流，本文将通过有限元法分别分析这种电磁屏蔽槽楔对轴承电流的抑制效能，给出轴承电流短路环抑制轴承电流的方法，并通过实验分别对两种轴承电流抑制措施进行了分析。

1轴承电流的产生机理

在现代的变频调速系统中，IGBT位于核心位置，并被广泛应用不可替代。而共模电压就是由载波控制IGBT开关所产生的三相电压之和，因此，无论是SPWM还是SVPWM控制方式，其共模电压必然存在[7，8]，其表达式为

(1)

这种高频共模电压会激发电机内部的寄生电容，与电机定子、转子及轴承形成回路，而流经轴承的电流就是轴承电流。如图2所示，根据轴承电流的产生机理，轴承电流可分为dv/dt轴承电流、环路轴承电流及EDM放电轴承电流三类。

高频共模电压首先会流经绕组-转子-轴承-大地形成回路，一旦不断积累的电压达到这一阈值，轴承润滑脂膜就会被击穿，瞬间产生很大的放电电流，即放电轴承电流；当共模电压通过电机内杂散电容泄漏耦合到定子叠片，就会在电机内部产生高频共模电流和高频磁通，进而在转轴上感应出高频端到端轴电压。以这种高频轴电压为电压源，经转轴、轴承和定子机座形成环路闭环，产生了环路轴承电流；高频共模电压脉冲dv/dt的一部分通过电机定子绕组、绕组对转子的寄生电容、轴承电容以及机壳形成回路，从而在轴承上形成这种dv/dt轴承电流。dv/dt轴承电流很小，基本可忽略不计。在功率等级较小的电机中，环路轴承电流一般幅值较小，可以忽略，而EDM轴承电流较大，该轴承电流击穿油膜的可能性很大，所以轴承电流密度大[5，9]，因此本文主要研究放电轴承电流的抑制方法。

图2　轴承电流分类Fig.2　Classification of the bearing current

2电磁屏蔽槽楔

2.1电磁屏蔽槽楔工作原理

文献[11]给出了电磁屏蔽槽楔的工作原理，电机中寄生电容耦合所导致的轴承电流现象可通过共模等效电路描述。该共模等效电路模型将共模电压作为激励源，通过电路形式理论上较为完整地描述了轴电压、轴承电流的路径以及与杂散电容间的相互关系。图3a为电机理想共模等效电路模型，图中Cwf为绕组与定子机壳间电容；Cwr为绕组和转子间电容；Crf为转子和机壳间电容；Rb为轴承和油膜等效阻抗；Cb为等效轴承油膜电容；Uwf为绕组中性点对机壳的电压，一般认为是共模电压；Urf为转子对机壳的电压，一般认为是轴承电压；ib1、ib2分别为驱动端和非驱动端轴承电流；Rb1、Rb2、Cb1、Cb2分别为驱动端和非驱动端轴承电阻、电容，当轴承油膜两端电压超过阈值电压时，轴承油膜击穿，在等效回路中等效为压控开关S1、S2，将转轴与轴承室绝缘，并用导线连接轴承外圈与机壳，即可模拟轴承实际工作状态，又可进行轴承电流测量。

图3　共模等效电路模型Fig.3　Common mode equivalent circuit

从集总参数共模等效电路模型中可详细看出电机内共模电压产生轴电压和轴承电流主要通过容性耦合。变频驱动系统在电机中产生的轴电压和轴承电流主要取决于各寄生电容。根据集总参数模型，如图3a所示，轴承电压可表示为

(2)

但当在电机定子采用具有电磁屏蔽的铜槽楔时，共模等效电路模型如图3b所示，插入铜槽楔并接地后，显然会改变Cwr，等于重新构造了新的电容Cwa和Car，屏蔽槽楔对地的电压为Ua，这时，方程(2)可变为

(3)

(4)

所以

(5)

(6)

2.2电磁屏蔽槽楔结构设计

从另一个角度看，电场屏蔽相当于在电场中插入高导电率材料，并良好接地以隔断两个电路之间的分布电容耦合，达到屏蔽作用。因此在电机槽内插入铜槽楔作为电磁屏蔽层并良好接地，可隔断绕组对转子的寄生电容。

定义：如图4所示，当共模电压达到0.1v时记为t0.1v，共模电压达到0.9v时记为t0.9v，共模电压局部周期为tr，共模电压局部频率为fC。

fC=1/tr

(7)

根据图4，tr计算方法为

tr=t0.9v-t0.1v

(8)

此外，考虑到工程上定义的透入深度d，即

(9)

式中，ω为电磁波角频率；μ为屏蔽层磁导率；γ为屏蔽层电导率。

根据式(7)～式(9)可得共模电压局部频率为0.2 MHz，对于铜质屏蔽槽楔，透入深度为0.147 mm，而共模电压的整体频率为2 kHz，透入深度为1.5 mm，因此屏蔽槽楔厚度设计为1.5 mm，安装位置如图5所示，可有效屏蔽掉2 kHz～0.2 MHz的电磁波，同时不影响电机主磁场，所以，电磁屏蔽槽楔可在不影响电机正常工作的情况下有效屏蔽高频电磁场。

图5　屏蔽槽楔安装位置示意图及样机Fig.5　Installation position of shielded slot wedge

2.3高频电磁场仿真与分析

为进一步验证电磁屏蔽槽楔的屏蔽效果，本文采用有限元法对电机槽的电场和磁场进行了仿真。如图6所示，其中图6a和图6b左图为未安装屏蔽槽楔的仿真结果，右图为插入电磁屏蔽槽楔后的仿真结果。通过槽电位移矢量场对比可看到，由于电磁屏蔽槽楔的作用，从二者槽磁场对比来看，磁场在屏蔽层中有一定的衰减变化，从8.7×103降低到1.044×103数量级；从二者槽高频电流密度对比，屏蔽后高频电流不再与转子耦合，转子表面电流密度明显下降，电流密度主要集中在屏蔽槽楔中，由于屏蔽槽楔接地，高频电流便不会在原来的轴承电流回路中流通。但值得注意的是，由于高频电流趋肤效应的影响，屏蔽层中的位移电流分布不均，导致电磁场分布比较散乱。

图6　电机槽在200 kHz时磁场强度和电流密度Fig.6　Distribution of the magnetic field intensity and current density in the motor slot at 200 kHz

2.4实验测量

本文以一台安装了屏蔽槽楔的3 kW/4极变频感应电机为实验对象搭建实验平台，图7为实验现场图。为了验证提出的电磁屏蔽等效电路模型和轴承电流的抑制效果，实验重点测量和关注了轴承电压和轴承电流，并加以分析。轴承电压和轴承电流的测量方法参考文献[12-14]。

图7　实验现场Fig.7　Actual experiment platform

应用阻抗分析仪对共模等效电路中的电容进行测量，测量方法参考文献[13-16]，表1给出了安装屏蔽槽楔后被测电机寄生电容参数，并通过式(2)～式(6)计算得到屏蔽前后电机轴电压。利用图7所示实验平台对被试电机的轴承电压、轴承电流及共模电压等参数进行测量。表2给出了屏蔽前后的轴承电压值，轴承电压计算值与测量值均说明电机安装屏蔽槽楔后电机轴承电压有了较大幅度下降。

表1　安装屏蔽槽楔后电机寄生电容参数

表2　轴承电压对比分析

图8a和图8b分别为电磁屏蔽前后电机轴承电压和轴承电流共模电压波形，通过对比，屏蔽前轴承电压幅值为11.4 V，屏蔽后轴承电压幅值降低为2.2 V，电磁屏蔽槽楔有效降低了轴承电压幅值。屏蔽前轴承电流最大值为220 mA，屏蔽后轴承电流最大值下降为23 mA，轴承电流下降了89.5%。图8a中的电流脉冲则为EDM轴承电流，电磁屏蔽后，轴承电流很小，从图8b中可观察到密集的脉冲电流，这些电流可理解为dv/dt轴承电流。

图8　实验结果Fig.8　Experiment results

由于实验测得的轴承电流具有随机性及高频性，因此，实验采取随机观测的方法。首先将示波器观测时间调为10 ms，确保测量域足够广；然后随机观测记录了80个最大的轴承电流峰峰值；需要注意的是，观测一定要均匀，确保实验结果的正确分布。通过图9a和图9b的对比，可看到屏蔽前的轴承电流基本上分布在215 mA左右，屏蔽后则为10 mA，因此屏蔽后的轴承电流基本上就不会对轴承造成损伤。

图9　实测轴承电流峰峰值的统计图Fig.9　Random observation results of bearing currents

3轴承电流短路环

减小轴承电流的关键是降低轴承电压，因此提出在轴承端安装短接装置以减小轴承电压及防止轴承润滑脂膜被击穿。如图10所示，根据文献[13]提出的分布参数共模等效电路，增加短路装置后电机内共模等效电路发生变化，转子与导电纤维电刷连接、定子与定子导电环连接。当短路装置接入电路后，电机内Crf不能积累足够电荷形成较高轴承电压，在保证导电纤维电刷与定子导电环阻抗足够小的情况下，轴承两端电压会大幅度降低，不足以击穿轴承润滑脂膜，进而可大幅度减小轴承电流。

图10　短路装置接入后共模等效电路Fig.10　Common mode equivalent circuit with short circuit ring

图11为轴承电流短路环，将其安装于电机端盖上，使其与定子充分接触，通过调节电刷螺丝使其与转轴导电环充分接触，这样就将轴承滚珠进行了短路，高频轴承电流将不会再通过轴承内外圈及轴承滚珠流通，而是通过导电纤维电刷、转轴导电环及定子导电环进行流通。可根据电机结构选择不同的轴承电流导电环安装位置。图12为安装有轴承电流短路环的实验电机。

图13为电机安装短路环之前与短路环之后的轴承电流测量曲线。实验结果表明轴承电流幅值由0.215 A下降到0.003 3 A，轴承电流幅值下降了98.4%，而轴承电压由于短路效应，波形发生较大改变，不再存在充电过程，电压幅值也有较大程度的降低，不再能击穿轴承润滑脂膜。

图11　轴承电流短路环安装示意图Fig.11　Installing structure of short circuiting ring

图12　安装轴承电流短路环的电机Fig.12　Test motor with the short circuit ring

图13　转速为1 470 r/min时的测量结果Fig.13　Measurement result at 1 470 r/min

4结论

针对本文所使用实验电机，基于电磁屏蔽原理的屏蔽槽楔电机的轴承电流抑制效能达90%左右，轴承电压的抑制效能达80.7%，特别对中型或大型电机，经过优化后，效果会较大幅度提高；这种方法不改变电机的电磁计算程序，与其他方法相比，还具有安装方便、结实耐用、能够适应复杂恶劣的工况的优势。电磁屏蔽槽楔会带来额外的涡流损耗，由于电磁屏蔽槽楔接地，该损耗对电机的影响远小于轴承电流对电机性能及稳定性的影响。采用特殊处理过多层的铜叠片槽楔，可大大减小电磁屏蔽槽楔的损耗。

轴承电流短路环安装简便，可有效抑制放电轴承电流及环路轴承电流，但该种轴承电流抑制方法会受到电机内部空间以及外部工作环境等因素的制约，而且需要定期维护。两种轴承电流抑制措施均具有较高的抑制效能，可根据实际情况进行选取。

参考文献

[1]Chen S，Lipo T A，Fitzgerald D.Source of induction motor bearing currents caused by PWM inverters[J].IEEE Transactions on Energy Conversion，1996，11(1)：25-32.

[2]程启明，程尹曼，王映斐，等.交流电机控制策略的发展综述[J].电力系统保护与控制，2015，39(9)：145-154.

Cheng Qiming，Cheng Yiman，Wang Yingfei，et al.Overview of control strategies for AC motor[J].Power System Protection and Control，2015，39(9)：145-154.

[3]丁奇，严东超，曹启蒙.三相电压型PWM 整流器控制系统设计方法的研究[J].电力系统保护与控制，2009，37(23)：84-99.

Ding Qi，Yan Dongchao，Cao Qimeng.Research on design method of control system for three-phase voltage source PWM rectifier[J].Power System Protection and Control，2009，37(23)：84-99.

[4]郭清滔，吴田.小电流接地系统故障选线方法综述[J].电力系统保护与控制，2010，38(2)：146-152.

Guo Qingtao，Wu Tian.Survey of the methods to select fault line in neutral point ineffectively grounded power system[J].Power System Protection and Control，2010，38(2)：146-152.

[5]Mohammed O A，Rosales A，Sarikhani A.Evaluation of radiated electromagnetic field interference due to frequency switching in PWM motor drives by 3D finite elements[J].IEEE Transactions on Magnetics，2011，47(5)：1474-1477.

[6]姜艳姝，刘宇，徐殿国，等.PWM 变频器输出共模电压及其抑制技术的研究[J].中国电机工程学报，2005，25(9)：47-53.

Jiang Yanshu，Liu Yu，Xu Dianguo，et al.Research on ccommon-mode voltage generated by a PWM inverter and its cancellation technology[J].Proceedings of the CSEE，2005，25(9)：47-53.

[7]钟玉林，赵争鸣.改进式 SHEPWM 对三电平变频器系统的共模电压和轴电压的抑制作用[J].电工技术学报，2009，24(6)：48-55.

Zhong Yulin，Zhao Zhengming.Common mode voltage and shaft voltage suppression on a three level NPC inverter system applying improved SHEPWM[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2009，24(6)：48-55.

[8]钟玉林，赵争鸣，袁立强.逆变器驱动电机的共模电压和轴电压的抑制[J].清华大学学报(自然科学版)，2009，49(1)：25-28.

Zhong Yulin，Zhao Zhengming，Yuan Liqiang.Suppression of common-mode and shaft voltages in inverter-driven induction motor[J].Journal of Tsinghua University (Science and Technology)，2009，49(1)：25-28.

[9]Muetze A，Oh W H.Application of static charge dissipation to mitigate electric discharge bearing currents[J].IEEE Transactions on Industry Applications，2008，44(1)：135-143.

[10]Busse D F，Erdman J M，Kerkman R J，et al.An evaluation of the eleetrostatic shielded induction motor：a solution for rotor shaft voltage build up and bearing current[J].IEEE Transactions on Industry Applications，1997，33(6)：1563-1570.

[11]Bai Baodong，Wang Yu，Wang Xiaochuan.Suppression for discharging bearing current in variable-frequency motors based on electromagnetic shield slot wedge[J].IEEE Transactions on Magnetics，2015，51(6)：1-4.

[12]白保东，刘威峰，王禹，等.PWM 驱动感应电机轴电压轴承电流[J].电工技术学报，2013，28(增2)：434-440.

Bai Baodong，Liu Weifeng，Wang Yu，et al.Research on shaft voltage and bearing current of induction motor driven by PWM inverte[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2013，28(S2)：434-440.

[13]王禹，白保东，刘威峰，等.分布参数共模等效电路关键参数确定及轴承电流计算[J].电工技术学报，2014，29(增1)：124-131.

Wang Yu，Bai Baodong，Liu Weifeng，et al.Determination of key parameters in distribution parameters common mode equivalent circuit and calculation of the bearing currents[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2014，29 (S1)：124-131.

[14]王禹，白保东，刘威峰，等.频域寄生电容法变频电机 Hertz 轴承电流密度计算[J].电工技术学报，2015，30(2)：189-195.

Wang Yu，Bai Baodong，Liu Weifeng，et al.Hertz bearing current density calculation of variable frequency driven motors by frequency domain parasitic capacitance method[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30(2)：189-195.

[15]刘瑞芳，陈嘉垚，马喜平.基于PWM逆变器供电轴电流问题的交流电机耦合电容的计算与测量[J].电工技术学报，2014，29(1)：60-67.

Liu Ruifang，Chen Jiayao，Ma Xiping.Measurement of coupling capacitances in AC motors based on bearing currents problem induced by PWM inverters[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2014，29(1)：60-67.

[16]刘瑞芳，娄卓夫，马喜平.电机轴电流问题中轴承等效电容和电阻的计算模型[J].中国电机工程学报，2014，34(15)：1-8.

Liu Ruifang，Lou Zhuofu，Ma Xiping.Modeling of bearing capacitance and resistance in motor bearing current problems[J].Proceedings of the CSEE，2014，34(15)：1-8.

白保东男，1955年生，教授，博士生导师，研究方向为特种电机及其控制和大型电力变压器直流偏磁。

E-mail：baibd@sut.edu.cn

王禹男，1987年生，博士研究生，研究方向为永磁电机控制和电机运行中的电磁兼容。

E-mail：electricalwangyu@163.com(通信作者)

Inhibition of Bearing Currents in Frequency Variable Motor Based on Electromagnetic Shielding

BaiBaodongWangYuChenZhixueWangXiaochuan

(Theory and Common Technologies of Modern Electrical Equipments Key Lab Special Electric Machines and High Voltage Apparatus Key Lab National Education Ministry and Liaoning Province Shenyang University of TechnologyShenyang110870China)

AbstractTwo methods to suppress the bearing current, i.e. the electromagnetic shield slot wedge within the machine and the bearing current short circuit ring, are analyzed. The theory of the electromagnetic shield slot wedge is reviewed. And the element finite model is established to evaluate the shield effectiveness for high frequency electromagnetic field. The theory of the bearing current short circuit ring is introduced. Finally, the experimental platform is set up to evaluate the shield effectiveness. The test motor is a 3 kW/4-pole variable frequency motor. The bearing currents of the motor with the electromagnetic shield slot wedge and the bearing current short circuit ring are measured respectively. According to the experiment results, the suppression effectiveness is evaluated.

Keywords：Bearing voltage, bearing currents, electromagnetic shielding, suppression effectiveness

作者简介

中图分类号：TM34

收稿日期2015-09-13改稿日期2015-12-03

国家自然科学基金资助项目(51577122)。