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航空学报 >

2026 , Vol. 47 >Issue 1: 632094 - 632094

DOI: https://doi.org/10.7527/S1000-6893.2025.32094

第二十七届中国科协年会专栏

航空油冷双凸极高压直流发电机绕组故障下的温升特性

  • 于立 ,
  • 李文豪 ,
  • 张健 ,
  • 张卓然 ,
  • 孙窈 ,
  • 胡光源
展开
  • 南京航空航天大学 自动化学院，南京 210016
．E-mail：

收稿日期: 2025-04-09

  修回日期: 2025-05-09

  录用日期: 2025-06-27

  网络出版日期: 2025-07-18

基金资助

江苏省自然科学基金(BK20220908)

国家自然科学基金(52207057)

收起

Temperature rise characteristics of oil-cooled doubly salient high-voltage DC generator for aircraft application under winding fault

  • Li YU ,
  • Wenhao LI ,
  • Jian ZHANG ,
  • Zhuoran ZHANG ,
  • Yao SUN ,
  • Guangyuan HU
Expand
  • College of Automation Engineering，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China
E-mail：

Received date: 2025-04-09

  Revised date: 2025-05-09

  Accepted date: 2025-06-27

  Online published: 2025-07-18

Supported by

Jiangsu Provincial Natural Science Foundation(BK20220908)

National Natural Science Foundation of China(52207057)

Fold

摘要

多电/全电飞机对航空高压直流供电系统安全运行能力提出了严苛要求。电励磁双凸极电机由于转子结构坚固可靠，且具备故障下的调磁能力，作为航空高压直流发电机具有潜在应用优势。首先，介绍了油冷电励磁双凸极电机的结构与工作原理，分析了电枢绕组开路与短路故障对电磁特性及损耗分布的影响规律；其次，基于集中绕组热传导等效模型，构建了油冷电机三维温度场有限元分析模型，分析获得正常和故障工况下的温升特性；最后，以绕组极限耐温为安全阈值，结合热限制约束分析评估了不同故障下电机的容错输出能力并进行相关验证性实验，为航空高压直流供电系统故障容错运行提供了理论与实践依据。

关键词： 双凸极电机; 容错运行; 热损耗; 温升性; 温度场建模

本文引用格式

于立 , 李文豪 , 张健 , 张卓然 , 孙窈 , 胡光源 . 航空油冷双凸极高压直流发电机绕组故障下的温升特性[J]. 航空学报, 2026 , 47(1) : 632094 -632094 . DOI: 10.7527/S1000-6893.2025.32094

Abstract

More-electric/all-electric aircraft impose stringent requirements on the safe operation capability of aircraft high-voltage DC power supply systems. The doubly salient electro-magnetic machine， with its robust and reliable rotor structureand ability to regulate flux under fault conditions， exhibits potential application advantages as an aircraft high-voltage DC generator. This paper first introduces the structure and operating principle of the oil-cooled doubly salient electro-magnetic machine， and analyzes the influence patterns of armature winding open-circuit and short-circuit faults on electromagnetic characteristics and loss distribution. Subsequently， based on a lumped-winding thermal conduction equivalent model， a three-dimensional temperature field finite element analysis model for oil-cooled motors is established to investigate the temperature rise characteristics under normal and fault conditions. Finally， using the winding’s extreme temperature rise as a safety threshold， the fault-tolerant output capability of the machine under different faults is analyzed and evaluated through thermal limit constraints analysis and relevant verification experiments； thereby， providing theoretical and practical foundations for fault-tolerant operation in aircraft high-voltage DC power supply systems.

Key words： doubly salient electro-magnetic machine; fault tolerance; thermal loss; temperature rise characteristics; temperature field modeling

随着多电飞机技术的快速发展，航空供电系统正向高压直流体制加速迈进［1］，高转速、高功率密度与起动发电一体化是航空高压直流发电机的重要特征［2］。在此背景下，传统航空发电机的性能瓶颈日益凸显［3-4］。
三级式无刷同步电机在航空交流供电系统中广泛应用，但其转子集成旋转整流器与励磁绕组的复杂结构，使其在高压直流供电系统下的高转速、大功率工况下面临严峻挑战：① 旋转整流器与转子绕组的机械应力叠加，易引发高速转子结构失效；② 两级励磁环节导致大功率发电运行下动态调压响应性能不够；③ 需通过交流励磁实现起动运行，控制复杂度高且实现起动发电一体化较为困难［5-7］。
开关磁阻电机（Switched Reluctance Machine， SRM）凭借转子无绕组的独特结构优势，早期便受到美国国家航空航天局（NASA）、美国通用电气公司（GE）等机构的关注，相关研究团队针对航空高压直流供电系统需求开展了大量研发工作，并最终在航空领域实现了工程化应用［8-9］。但其半周期出力特性导致绕组利用率不高，输出功率脉动较大；由于缺乏独立励磁绕组需依赖转子位置传感器和可控功率变换器实现电枢绕组的分时励磁和续流发电，并且导致功率因数不高［10］。
电励磁双凸极电机（Doubly Salient Electro-magnetic Machine， DSEM）基于开关磁阻电机演化发展而来，通过独立的定子励磁绕组实现调压，兼具开关磁阻电机本体的高可靠性与三级式无刷同步电机的调压灵活性，同时具备起动控制简单、易于实现起动发电一体化运行的突出优势，在航空高压直流供电系统中展现出很好的应用前景［11-13］。
然而，电励磁双凸极电机在高速高功率密度运行时面临双重技术挑战：首先，在高速高电磁负荷工况下，电机损耗密度显著增大，特别是定子侧交叠分布的励磁绕组与电枢绕组因发热集中导致局部热点温升过高，这会加速绝缘材料老化并引发绕组层间短路风险，严重威胁航空供电系统安全［14-15］；更为严峻的是，随着多电飞机机载系统的高度集成化，环境温度与冷却介质入口温度持续攀升，使电机系统处于愈发复杂严苛的运行环境中，大幅增加了高压直流发电机的故障风险［16］。
传统航空供电系统主要依赖电网层面的容错机制，发电机本体缺乏内在故障容错能力。当发生航空主发电机故障，供电系统仅能通过完全切除故障发电机组并投入辅助/应急发电机进行供电重构，同时伴随部分电气负载的强制性卸载，严重影响飞行任务执行效能与飞行安全［17-18］。值得注意的是，随着多电飞机主发电机单机容量持续提升，故障时完全切除整套发电机所引发的供电功率缺口及电网冲击问题日益凸显，其造成的影响愈发显著［19］。目前，针对电机容错运行研究较多的是电机电枢绕组开路故障以及励磁绕组开路故障。有学者研究了一种电励磁双凸极电机失磁容错运行策略，基于电流剖面函数优化非换相期间三相电流减小输出转矩脉动［20］；也有学者针对开关磁阻电机绕组开路故障容错运行提出模糊逻辑控制，该控制方法不仅改善了转矩脉动，也提升了电机转矩输出能力［21］。但目前针对电励磁电机电枢绕组短路故障下的容错运行研究较少。
针对上述问题，本文聚焦电励磁双凸极电机绕组故障下的容错运行开展研究，提出从电机本体热特性出发，系统分析绕组故障对功率输出的影响规律，并建立热约束下的故障运行模型。通过揭示局部温升与容错功率的耦合关系，突破现有容错运行功率瓶颈，为构建具有故障容错能力的电励磁双凸极高压直流发电机提供支撑。

1 双凸极发电机结构原理与特性

1.1 结构与工作原理

电励磁双凸极电机结构如图1（a）所示，为放置励磁绕组，电励磁双凸极电机定子槽有大小槽之分，大槽里面既放有励磁绕组也放有B相和C相电枢绕组，而小槽仅放置电枢绕组。这表明A相磁路磁阻和B相、C相的磁路磁阻不同。对于油冷电机而言，大槽和小槽的绕组均放置于槽内护套内，绕组导电产生的热量随着槽内护套内低温冷却油的流动而释放。
图 1 12/8极DSEM 3D结构图及绕组连接示意图

Fig.1 3D-structrue and winding connection diagram of 12/8-pole DSEM

当电机电枢绕组采用双绕组的形式时，不仅电机容错输出能力能得到提升，每个开关器件或二极管承受的电流应力也会降低，因此本文以双绕组并联输出的12/8极电励磁双凸极电机为研究对象［20］。2套电枢绕组连接方式如图1（b）所示，2套绕组共用一套励磁绕组W F。
励磁绕组通入直流电后，励磁绕组产生的磁通经过定子轭、定子极、气隙、转子极、转子轭形成回路。当电机转子旋转时，磁链周期性变化，电枢绕组将感应出电势，三相绕组通常以星形连接方式与外界不控整流器构成不控整流发电拓扑，图2为双绕组电励磁双凸极电机发电拓扑。
图 2 DSEM发电拓扑

Fig.2 Power generation topology of DSEM

1.2 电磁特性

本文以1台结构参数如表1所示的电励磁双凸极电机为研究对象，分析了其基本电磁特性。
表1 电机结构参数

Table 1 Basic parameters of DSEM

参数 数值
定子外径/mm 212
转子外径/mm 149.4
气隙长度/mm 0.3
额定转速/（r·min-1） 10 000
铁心长度/mm 75
每极电枢绕组匝数 11
励磁绕组匝数 22×4
定转子铁心叠压系数 0.95
图3（a）和图3（b）分别为电励磁双凸极电机在转速n=10 000 r/min下的空载特性曲线和功率特性曲线。由图3（a）可知，随着励磁电流的增加，空载输出电压也不断增加，但当励磁电流到25 A以后，随着铁心材料饱和程度的不断增加，输出电压不会随励磁电流的增加而增加，其基本保持不变。由图3（b）可知，该电机在励磁电流为38 A时最大输出功率P O=30 kW，在励磁电流为53 A时，最大输出功率P O=45 kW。
图 3 输出特性（n=10 000 r/min）

Fig.3 Output characteristics （n=10 000 r/min）

1.3 损耗特性

电机内的损耗往往表现为热的形式，损耗是热的来源，因此研究电机热特性之前必须要了解其损耗特性。电励磁双凸极电机对绕组温度影响较大的损耗主要可分为2类：铜损和铁损，其中铜损由2部分组成，分别为励磁绕组和电枢绕组通过电流产生的损耗
P c u = k a c n I r m s 2 R
在计算电枢绕组损耗时，n表示绕组相数，n=3，I rms表示相绕组电流有效值，R表示每相绕组的阻值。式（1）在计算励磁绕组损耗时，n=1，I rms表示励磁绕组的电流有效值，R表示励磁绕组的阻值，k ac表示绕组包含涡流损耗在内的交流损耗与直流损耗的比值，可由有限元仿真得到。
铁损主要包括涡流损耗和磁滞损耗，基础铁损模型如下
P f e = P h + P c = k h f B 2 + k c f 2 B 2
式中：P h为磁滞损耗；P c为涡流损耗；k h为磁滞损耗系数；k c为涡流损耗系数；本文电机使用的铁心材料为1J22，测得其k h为244，k c为0.181。f为磁场交变频率；B为正弦波磁场的幅值。
高功率密度要求电励磁双凸极发电机拥有高电磁负荷，绕组电密较高。同时由于绕组都采用扁线绕组［14-15］，在集肤效应和邻近效应的影响下，其交流电阻会显著增加。图4为仿真得出的不同输出功率下电机损耗分布情况，具体数值见表2。可以看到随着励磁电流的增加，铁心损耗的增加并不明显，而绕组损耗涨幅明显，当输出功率为45 kW时，铜损占比接近48%。
图 4 不同输出功率下发电机损耗分布（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Fig.4 Distribution of generator losses at different output power levels （n=10 000 r/min， U O=270 V）

表2 不同输出功率下发电机损耗（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Table 2 Generator losses at different output power levels （n=10 000 r/min， U O=270 V）

参数 P O=15 kW P O=30 kW P O=45 kW
定子铁损/kW 0.45 0.46 0.49
转子铁损/kW 0.33 0.36 0.41
电枢绕组铜损/kW 0.14 0.47 1.41
励磁绕组铜损/kW 0.11 0.28 0.61
总损耗/kW 1.06 1.65 2.92

2 绕组故障下的工作特性

2.1 绕组故障类型

常见的绕组故障有绕组开路故障和绕组短路故障，绕组开路故障又分为单相绕组开路故障和多相绕组开路故障，绕组短路故障又分为单相短路故障、相间短路故障和多相短路故障，故障分类如图5所示［22］。
图 5 绕组故障分类［22］

Fig.5 Classification of winding fault［22］

在对故障进行仿真研究时，使用不同外电路来模拟不同故障类型。如图6所示为电机场路耦合分析模型的外电路。
图 6 外电路

Fig.6 Out circuit

需要说明的是本文以发生在第1套三相绕组即A1、B1和C1中的故障进行分析，暂未考虑2套绕组之间的故障。且由于三相电机三相绕组具有一定的对称性，在下文对电机不同故障进行分析时主要对发生在包含A相在内的各种绕组故障进行分析：单相短路（A1相短路）、相间短路（A1相和B1相相间短路）、三相短路（A1相、B1相和C1相短路）、单相开路（A1相开路）、两相开路（A1相和B1相开路）以及三相开路（A1相、B1相和C1相开路）。

2.2 电磁特性

当1套绕组发生故障后，在励磁电流保持不变的情况下，由于故障绕组不能参与机电能量转换，电机输出功率会发生改变。图7（a）和图7（b）分别给出了短路故障和开路故障时输出功率随励磁电流的变化情况。
图7 绕组故障前后P O随I f变化情况（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Fig.7 Change of P O with I f before and after winding fault （n=10 000 r/min， U O=270 V）

由图7（a）可知，当电机发生短路故障时，电机输出功率会下降。其中，三相短路故障时下降最多，单相短路故障下降最少。若电机在故障后仍以30 kW功率输出，则励磁电流在单相短路故障、相间短路故障和三相短路故障时分别要达到51 A、55 A和80 A，分别比正常工况励磁电流增加约34%、45%和110%。
由图7（a）和图7（b）可知，当电机发生开路故障时，电机输出功率会下降，但下降幅度小于短路故障。若电机在故障后仍以30 kW功率输出，则励磁电流在单相开路故障、两相开路故障和三相开路故障时分别要达到42 A、53 A和70 A，分别比正常工况励磁电流增加约10%、39%和84%。
电机30 kW正常工作时，A相、B相和C相电流有效值分别为45 A、40 A和40 A。当电机的1套绕组发生故障后，由于电机2套绕组磁路的耦合以及电枢反应，电机2套绕组的相电流均会发生变化。表3为不同故障下电枢绕组电流变化情况。
表3 不同故障下电枢绕组电流变化情况（n=10 000 r/min， I f=38 A，U O=270 V）

Table 3 Change of armature winding current under different faults （n=10 000 r/min， I f=38 A，U O=270 V）

故障类型 A相电流/A B相电流/A C相电流/A
I A1 I A2 I B1 I B2 I C1 I C2
单相短路 85 44 42 33 19 45
相间短路 63 51 60 40 47 22
三相短路 82 31 77 29 79 28
单相开路 0 74 55 27 33 47
两相开路 0 66 0 55 48 29
三相开路 0 60 0 53 0 55
由表3可知，当绕组发生短路故障时，单相短路故障的短路电流最大，约比正常工作相电流增加约88%；相间短路故障的短路电流最小，约比正常工作相电流增加约50%。当绕组发生开路故障时，单相开路故障时的最大相电流最大，相比正常工作电流上升约63%；三相开路故障时的最大相电流最小，相比正常工作电流上升约45%。
同时，由于绕组整体的最大温升主要由绕组的最大电流决定，本文分析了不同绕组故障下相绕组电流的最大值随输出功率的变化情况。图8（a）和图8（b）分别为电机电机一套绕组短路故障和开路故障后绕组最大相电流随输出功率的变化情况。
图 8 绕组故障前后最大相电流随P O变化情况（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Fig.8 Maximum phase-current changes with P O before and after winding fault （n=10 000 r/min， U O=270 V）

由图8（a）可知，若电机在绕组发生短路故障后以30 kW功率大小继续供电，绕组最大相电流会大幅增加。其中，单相短路故障下的最大相电流将比正常工作相电流增加约135%；相间短路故障下的最大相电流将比正常工作相电流增加约88%；三相短路故障下的最大相电流将比正常工作相电流增加超200%。
由图8（b）可知，若电机在绕组发生开路故障后以30 kW功率大小继续供电，绕组最大相电流会大幅增加。其中，单相开路故障下的最大相电流将比正常工作相电流增加约83%；两相开路故障下的最大相电流将比正常工作相电流增加约94%；三相开路故障下的最大相电流将比正常工作相电流增加100%。

2.3 损耗特性

电枢绕组发生故障后电枢电流的变化会引起电枢绕组损耗的变化。同时，由于电机内部磁场的变化，电机的定子铁损、转子铁损和励磁铜损也会发生变化。对于电枢绕组损耗来说，当出现开路故障后，开路相绕组的损耗可忽略不计，而当电机绕组出现短路故障后，短路相绕组损耗会急剧增加。图9（a）和图9（b）分别给出了短路故障和开路故障时电机损耗故障前后变化情况。
图 9 绕组故障前后损耗对比（n=10 000 r/min， I f =38 A， U O=270 V）

Fig.9 Comparison of losses before and after winding fault （n=10 000 r/min， I f =38 A， U O=270 V）

由图9所示的仿真结果可以看出，当1套绕组发生故障后，由于电机磁场变化，定转子铁损均会变化。其中，当电机发生三相开路故障时定转子铁损分别增加约25%和34%；当电机发生三相短路故障时定转子铁损分别减少约45%和32%。由于电枢损耗和电流的平方成正比以及电机一相绕组开路故障后，电机非故障的一套绕组电流会增加，导致电枢绕组整体铜损在发生开路故障时变化较小，甚至在单相开路故障时有上升；而绕组出现短路故障后，电机电枢损耗会明显增加，其中三相短路故障时增加最多。
由于本文研究的主题为绕组温升特性，且电机定转子损耗对绕组温升影响较小，图10为不同绕组故障时相绕组损耗的最大值随输出功率的变化关系。由图10可知，相绕组损耗的最大值随输出功率快速增长，若以30 kW功率输出功率，该损耗值会数倍高于正常值，将引起巨大温升。
图 10 不同绕组故障前后相绕组损耗的最大值随P O变化关系（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Fig.10 Maximum value of phase winding loss under normal and different winding fault conditions with different P O （n=10 000 r/min， U O=270 V）

3 温升限制下的功率输出能力

3.1 油冷电机热建模

为增加绕组的散热能力，电枢绕组和励磁绕组均采用扁线绕组，扁线绕组结构示意图如图11（a）和图11（b）所示。同样，为了降低定转子铁心涡流损耗，定转子铁心通常选择薄硅钢片轴向叠压，硅钢片之间涂有绝缘漆做绝缘处理。在有限元建模中，对薄片结构进行网格剖分将会浪费大量的内存空间和计算资源，降低计算的效率，所以有限元模型通常将铁心与绕组等效成各向异性传热系数的材料。
图 11 扁线绕组实物图及等效示意图

Fig.11 Wire winding equivalent diagram

根据组件等效原理和多层平板传热理论计算得到的各部件各方向传热系数如表4所示［23］。由于A相绕组线径相比B相和C相绕组线径更小，其切向和轴向导热系数更小。机壳和油管的材料为钛合金，导热能力也较差。
表4 组件传热系数［23］

Table 4 Thermal conductivity of components［23］

部件名称 等效传热系数/（W·（m·℃）-1）
切向 径向 轴向
A相绕组 332 1 332
B/C相绕组 362 2 362
励磁绕组 335 1 335
铁心 22 22 2.2
机壳和油管 8 8 8
绕组及机壳表面通过与油接触进行散热，主要传热为对流换热。绕组及机壳表面的对流换热系数根据实验对经验公式进行修正得到。
由于铁心与绕组为传热各项异性的复合材料，而绕组与铁心的结构在三维空间中位置发生变化，所以对绕组进行分块并设置不同的坐标系。槽内绕组及绕组端部采用局部笛卡尔坐标系，绕组端部转角采用局部圆柱坐标系。组件在局部坐标系下的坐标与全局笛卡尔坐标系下的坐标转换见文献［23］。绕组分块及坐标系设置如图12所示。
图 12 绕组分块及局部坐标系

Fig.12 Winding block and local coordinate system

根据对称条件建立了如图13所示的电机温度场仿真 1 / 2模型，在仿真软件中设置油温65 ℃为边界条件并进行网格剖分求解便得到电机温度分布。
图 13 电机有限元温度场分析模型

Fig.13 Finite element temperature field analysis model of generator

3.2 温升特性

图14（a）为电机输出功率30 kW时的绕组温度分布云图。此时A相电流达45.2 A，为三相电流的最大值，电流密度达14 A/mm2，绕组的损耗密度达3.951×106 W/m3。可以发现，A相绕组在三相绕组中温度最高约115 ℃，绕组最高温在靠近槽口处，这是由于靠近槽口处，磁密较大，绕组的涡流损耗更多。当电机输出功率为45 kW时，绕组温度分布与输出功率为30 kW时相似，A相绕组温度高于B相和C相绕组温度，A相最高温度约165 ℃，绕组温度分布云图如图14（b）所示。
图 14 绕组不同负载下的温度（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Fig.14 Winding temperature under different loads （n=10 000 r/min， U O=270 V）

由2.3节分析可知当电机绕组发生三相短路故障时电机的电枢铜损最大，因此，以三相短路故障为例分析了电机温升特性。此时，绕组最大短路电流达82 A，电流密度达25.6 A/mm2，绕组的损耗密度达1.5×107 W/m3。图15为电机出现三相短路故障后，故障绕组的温升情况。由仿真结果可知，故障绕组最高温度达217 ℃，相比正常工况的温度升高约100 ℃，非故障绕组相电流29 A左右，较小的电流使其温升也较小。对于本文分析的所有开路故障而言，故障绕组温升下降，非故障绕组电流虽有所上升，但绕组温升都低于三相相短路故障时短路绕组温升。表5汇总了电枢绕组在不同故障下的温升情况。
图 15 绕组三相短路故障时的温度（n=10 000 r/min， I f =38 A， U O=270 V）

Fig.15 Winding temperature of three-phase short-circuit fault （n=10 000 r/min， I f =38 A， U O=270 V）

表5 不同故障下的电枢绕组最高温度（n=10 000 r/min， I f =38 A， U O=270 V）

Table 5 Maximum temperature of armature winding under different faults（n=10 000 r/min， I f =38 A， U O=270 V）

故障类型

电枢绕组最高

温度/℃

相绕组最大电流

密度/（A·mm-2）
单相短路 215 26.6
相间短路 174 19.6
三相短路 217 25.6
单相开路 183 23.1
两相开路 162 20.6
三相开路 159 18.8

3.3 温升限制下的功率特性

绕组发生故障尤其是短路故障后，若电机仍以30 kW功率工作，绕组会因损耗的突然增加而温升增大甚至超出安全运行范围。因此，若需要电机在故障后继续运行即容错运行，电机需要降额运行，图16为电机发生不同绕组故障后绕组最高温度随容错输出功率的变化关系。
图 16 不同绕组故障下绕组最高温度随输出功率的变化关系（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Fig.16 Relationship between the maximum temperature of winding and output power under different winding faults （n=10 000 r/min， U O=270 V）

表6整理了由仿真结果得到的电机对于不同绕组故障在绕组极限耐温220 ℃限制下的容错输出功率。其中，对于短路故障而言，电机在发生相间短路故障时在热限制下的容错输出功率最大，约为30 kW的80%；对于开路故障而言，电机在发生单相开路故障时可以容错输出30 kW功率。
表6 电机在热限制下对不同故障的容错输出功率（n=10 000 r/min， U O=270 V）

Table 6 Fault-tolerant output power of DSEM under thermal limitation for different faults（n=10 000 r/min， U O=270 V）

故障类型

热限制下容错输出最大

功率/kW

最大电流密度/

（A·mm-2）
单相短路 20（I f =38.5 A） 26.6
相间短路 23.9（I f =45 A） 24.7
三相短路 11.9（I f =38.2 A） 26.9
单相开路 30（I f =42 A） 26.2
两相开路 27（I f =43 A） 25.9
三相开路 23（I f =47 A） 23.6

4 实验验证

为验证上述分析，本文将电励磁双凸极发电机固定于高速电机拖动平台上，搭建了电机地面测试平台，如图17所示。在该平台上完成了n=10 000 r/min、P O=45 kW的运行实验，45 kW工况下的相电流实验波形和仿真波形对比如图18所示，其中实线为实验数据，虚线为仿真数据，仿真所得三相电流波形与实验波形存在一致性。
图 17 实验平台

Fig.17 Experiment platform

图 18 相电流的实验与仿真波形（n=10 000 r/min， P O=45 kW， U O=270 V）

Fig.18 Experimental and simulation waveforms of phase current （n=10 000 r/min， P O=45 kW， U O=270 V）

为验证不同绕组故障对相电流的影响，本文在电机以小功率运行时开展了不同绕组故障下的实验。图19为电机以小功率正常运行时的三相电流，三相电流并不相等，与30 kW工况下仿真所得三相电流一样存在一定的不对称性。
图 19 电机以小功率正常运行时的三相电流 （n=6 000 r/min， P O=6 kW， U O=100 V）

Fig.19 Three-phase current of generator under normal operation at low power （n=6 000 r/min， P O=6 kW， U O=100 V）

图20和图21分别为电机A1相开路故障和三相短路故障实验相电流波形。
图 20 A1相开路故障时非故障绕组三相电流（n=6 000 r/min， P O=5.4 kW， U O=100 V）

Fig.20 Three-phase current of non-fault winding under A1 phase open-circuit fault （n=6 000 r/min， P O=5.4 kW， U O=100 V）

图 21 三相短路故障时故障绕组三相电流（n=6 000 r/min， P O=0.5 kW， U O=100 V）

Fig.21 Three-phase current of fault-winding under three-phase short-circuit fault （n=6 000 r/min， P O=0.5 kW， U O=100 V）

由图20可知，当电机A1相开路故障后，电机A1相绕组的电流从正常工作时的电流12 A左右变为故障后的约23 A左右，与表3绕组故障前后的变化趋势一致。同样，由图21可知，绕组三相短路故障后，三相短路绕组的短路电流约从正常工作时的12 A变为故障后的28 A左右，实验所得数据与表3中三相短路时的短路电流仿真数据变化趋势一致。
发电实验的温升曲线如图22所示，此时进口油温65 ℃、冷却总流量3 L/min。可以看到，原理样机在30 kW工况和45 kW工况下实现了温升稳定，且热模型仿真所得温度结果与实际温度相差5 ℃左右，验证了所建热模型及相关分析的准确性。
图 22 油冷电机实验温度

Fig.22 Oil-cooled generator test temperature

5 结 论

1） 双绕组电励磁双凸极电机在一套绕组发生单相开路故障后，电机另一套绕组的电流会增加，电机的输出功率下降较少。
2） 电枢绕组正常工作温升约60 ℃。当相绕组发生短路故障后，电机电枢绕组铜损会迅速增加，绕组温度最高随之增加约100 ℃。
3） 双绕组电励磁双凸极电机在一套绕组发生短路故障后，电机在绕组极限耐温下对单相短路故障、两相短路故障和三相短路故障的容错输出功率分别为正常工作的67%、79%和40%。
4） 双绕组电励磁双凸极电机在一套绕组发生开路故障后，电机在绕组极限耐温下对单相开路故障、两相开路故障和三相开路故障的容错输出功率分别为正常工作的100%、90%和75%。

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