图1 双余度永磁辅助同步磁阻电机
Fig.1 Dual-redundancy permanent magnet assisted synchronous reluctance machine
摘要 双余度永磁辅助同步磁阻电机提升了磁阻转矩占比，降低了永磁磁链，同时结合冗余概念与多相绕组技术，有效提升了电机容错能力，在航空起发系统应用中具有明显优势。为进一步提升航空应用的可靠性，该文提出一种基于环轭探测线圈的双余度永磁辅助同步磁阻起发电机匝间短路故障诊断方法。采用轭部绕制的探测线圈，可有效避免齿部饱和与端部漏磁干扰，提高可靠性，同时减少探测线圈数量并提高线圈配置的灵活性。此外，所提方法能够区分故障源所在的冗余单元，并利用故障特征信号中的基波和3次谐波叠加增强探测信号，提高探测灵敏度，提升匝间短路故障诊断的快速性和准确性。首先研究了双余度永磁辅助同步磁阻起发电机的匝间短路故障模型，分析了环轭探测线圈的三大设计准则与设计方法；然后建立仿真模型以验证所提诊断方法在多种故障条件和非理想因素影响下的有效性；最后通过样机实验验证了该故障诊断方法的有效性。
关键词：起发电机 探测线圈 故障诊断 匝间短路故障 双余度永磁辅助同步磁阻电机
永磁同步电机（Permanent Magnet Synchronous Motor, PMSM）因高效率、高功率密度和宽恒功率调速范围，在电动燃油泵、电力作动器等航空装备中得到广泛关注[1]。双余度设计的双三相无相移拓扑，在同一定子铁心上布置两套独立且物理隔离的绕组，每套绕组有相应的引线端，当其中一套绕组发生故障时，另一套能保持电机系统不完全失效。凭借强物理隔离、低相间耦合及模块化设计优势，在高可靠航空电机系统中潜力突出，其冗余绕组的布局为容错运行奠定了坚实基础[2-3]。然而，高温低压的恶劣航空环境对电机的安全性和可靠性提出了极高要求，推动了针对永磁同步电机故障诊断方法的研究，以确保其在极端条件下的安全稳定运行。
匝间短路故障是最常见的绕组故障之一，约占永磁电机所有故障的21%，其特征之一是故障绕组短路电流达额定电流的十几倍甚至更高[4-6]，导致局部过热、绝缘损坏，存在起火风险。因此，匝间短路故障也是电机最危险的故障类型之一[7-9]。尤其对于起发电机等靠近燃油的应用场合，如果不能在出现明显热电效应之前实现故障的诊断与切除，大的短路电流将导致燃油爆炸风险迅速升高。而由于匝间短路故障常发生于几匝线圈间，故障特征信号较为微弱[10]，面对起发电机这类对故障检测速度要求极高的应用场合，采用探测线圈可以直接分析电机内部磁场变化，在匝间短路故障诊断的快速性和准确性上具有较大优势[11-13]。
文献[14]针对分数槽集中绕组拓扑，在每个齿上设置探测线圈以监测气隙磁场变化，从而进行故障检测与定位。文献[15]将环齿探测线圈电压中的高频谐波作为故障特征，提高了诊断灵敏度。在此基础上，文献[16-17]利用磁场对称性提出跨极式探测线圈结构，在保证诊断精度的前提下减少环齿探测线圈数量。文献[18-19]对跨不同齿绕制的探测线圈结构进行对比，优化了环齿探测线圈布局，通过两倍开关频率谐波的变化实现了稳态和非稳态下的故障诊断。文献[20]提出了面向分数槽集中绕组和叠绕组的环齿探测线圈结构优化设计方法。
虽然基于环齿探测线圈的故障诊断检测方法发展较为成熟，但是，仍存在以下不足：①环齿探测线圈的数量以及故障检测系统所需检测的故障信号较多，导致系统复杂度较高；②缠绕在齿部的探测线圈信号特征值易受齿部饱和效应影响。同时，现有方法主要针对单三相电机或双三相差30°电机，而双三相无相移的双余度电机拓扑因两套绕组电磁信号几乎相同，结构更为复杂，给故障诊断带来了更大的挑战，现有基于环齿探测线圈的方法难以直接套用，亟须研发新型探测线圈结构。
本文提出一种基于环轭探测线圈的匝间短路故障诊断新方法，具有以下特点：
（1）探测线圈绕制在定子轭部，避免齿部饱和与端部漏磁干扰，提升诊断可靠性，且探测线圈数量与电机极数相等，在有效检测不同位置故障的同时减少探测线圈数量。
（2）根据轭部磁通分布，确定探测线圈分组，以准确定位匝间短路故障所在冗余单元位置，进行故障切除。
（3）探测线圈在健康工况下保持静默。
本文首先分析了双余度永磁辅助同步磁阻起发电机的匝间短路故障模型，推导了短路故障下主要电磁性能解析表达式；其次分析了环轭探测线圈的三大设计准则与设计案例，并提出匝间短路故障诊断及故障检测阈值确定方法；然后建立仿真模型以分析所提诊断方法在多种匝间短路故障条件和非理想因素影响下的有效性；最后加工并测试了一台带有探测线圈的双余度永磁辅助同步磁阻起发电机样机，以验证所提故障诊断方法的有效性。
本文用于分析的双余度永磁辅助同步磁阻电机如图1a所示。为了提高容错能力，两个冗余单元在物理上隔离，并由两个独立逆变器分别驱动。每个冗余包含12个线圈，冗余单元1的线圈（即T1～T12）分布如图1b所示。
下面分析匝间短路故障对双余度永磁辅助同步磁阻电机磁场的影响。永磁电机在匝间短路下的等效电路模型如图2所示。为简化分析，假设匝间短路故障发生在A1相绕组上，记为k1相。
图1 双余度永磁辅助同步磁阻电机
Fig.1 Dual-redundancy permanent magnet assisted synchronous reluctance machine
图2 永磁电机在匝间短路下的等效电路模型
Fig.2 Scheme of a permanent magnet synchronous machine with interturn short-circuit fault
通过应用基尔霍夫电压定律和电流定律，可得出短路电路的电压方程和短路电流方程[21]为
（1）
（2）
式中，l为短路匝数与每相总匝数的比值，表征故障严重程；rsc为短路接触电阻；Il为绕组故障部分的电流，时域符号为il；Ls为电机绕组各相的自电感；Lk1,k为A1相绕组与k相绕组之间的互感；Ik1为A1相电流，其时域符号为i1；Ek1为A1相绕组反电动势，其时域符号为e1；Isc为短路电流。
将s=jw代入式（1）并与式（2）结合，可得短路电流Isc的表达式为
（3）
式中，Vl为短路回路电压；R为相电阻；Zl为短路回路阻抗。
考虑到Rsc相对较小的情况，即短路较为严重的情况，式（3）可简化为
（4）
由此分析可知，匝间短路故障下短路电流Isc随着l的减小而增大。特别地，在单匝短路故障时，短路线圈中的短路电流达到最大值，而相电流i1的变化非常小，难以通过驱动器中的传统霍尔电流传感器识别。若未及时处理故障，匝间短路绕组将导致永磁体退磁，故障扩散为单相接地短路或相间短路，甚至烧毁整个电机。综上所述，单匝短路故障是电机故障中最难识别的故障之一，也是大部分短路故障的源头，因此需要详细研究其机理、特征和诊断方法。
在单匝短路故障下，由于短路匝数仅为1，短路故障引起的三相电感不对称性通常非常小。然而，单匝短路故障会导致局部磁场去饱和，由此产生的磁场变化可以用附加的反向磁场来表示。单匝短路故障下永磁辅助同步磁阻电机的磁场组成如图3所示，单匝短路故障下永磁辅助同步磁阻电机的磁场可看成由两部分产生：一部分由正常运行的永磁电机产生；另一部分由具有退磁效应的单匝短路绕组产生。
图3 单匝短路故障下永磁辅助同步磁阻电机的磁场组成
Fig.3 Synthesis of excitations in PMSM with a single-turn short-circuit fault
双冗余电机采用并联结构，具有更好的容错性能。但是，由于两组定子绕组共用一个转子，存在一定程度的电磁耦合，导致故障特征分析更为复杂。
对于双冗余永磁辅助同步磁阻电机，在正常运行时，气隙磁通密度Bg1和轭部切向磁通Fyoke1可分别表示为
（5）
式中，Bn为气隙磁通密度第n次分量的幅值；Fn为轭部切向磁通第n次分量的幅值；Pe为双冗余永磁辅助同步磁阻电机的极对数；W为转子的机械角速度；q为气隙圆周的机械角度。
根据图3可以看出，匝间短路故障下，电机磁场由正常永磁体励磁与具有退磁效应的匝间短路线圈共同产生，因此，有必要分析匝间短路线圈产生的磁场。对于单匝绕组励磁，其磁动势为脉振磁动势。如果忽略铁心饱和、槽漏电流和短路电流谐波的影响，可以得到单匝绕组励磁产生的励磁磁动势波形如图4所示。
图4 单匝绕组励磁产生的励磁磁动势波形
Fig.4 Waveform of the magnetomotive force for single-turn winding excitation
单匝短路绕组产生的励磁磁动势表达式为
（6）
式中，N为定子线圈匝数；If为故障绕组电流；2a为故障线圈的节距；F为故障线圈内部励磁磁动势；G为故障线圈外部励磁磁动势；h为短路匝数与每相总匝数的比值。
由于永磁辅助同步磁阻电机采用内置式永磁转子结构，转子凸极引起的空气隙磁导谐波分量不可忽略。在不考虑齿槽效应时，电机的气隙磁导L可表示为
（7）
式中，L0为气隙磁导的恒定分量；Lj为气隙磁导的第j次分量的幅值；Pf为电机磁导率基波部分的极对数；j为初始相位。
通过将励磁磁动势与气隙磁导相乘，可得单匝短路绕组产生的气隙磁通密度为
（8）
根据计算的气隙磁通密度，仅考虑励磁磁动势和气隙磁导的基波分量，轭部磁通可表示为
（9）
式中，rg为气隙半径；l为电机轴向长度；qs为定子坐标系中某一位置与A1相绕组轴线之间的角度。
由式（9）可知，在匝间短路故障下，轭部磁通由3个分量组成，其极对数包括p=1和p=2Pe±1，频率包括f=fe和f=3fe（fe为电机基频）。因此，将探测线圈绕制于电机轭部，通过故障线圈中1fe和3fe谐波分量的叠加可以获得更显著的故障特征。
根据第1节理论分析可知，通过探测线圈（Search Coil, SC）识别双余度永磁辅助同步磁阻电机定子轭部的磁场变化，可以判断电机是否存在匝间短路故障。本节将给出探测线圈的设计准则、设计过程，并提出基于环轭探测线圈的匝间短路故障诊断方法。
为确保基于探测线圈的匝间短路故障诊断系统的有效性，探测线圈需满足以下设计要求：
（1）探测线圈应该能够检测出不同位置的匝间短路故障，且尽量减少探测线圈的数量。
（2）在正常工况下，探测线圈应保持静默，即探测线圈的感应电压为零。
（3）为精确确定故障位置，发生故障的冗余单元对应的探测线圈组（Search Coil Group, SCG）应感应出比健康冗余单元对应的探测线圈组更大的电压信号。
基于上述三项要求，本节以48槽8极双余度永磁辅助同步磁阻电机为例，设计环轭探测线圈结构。
1）探测线圈结构与位置设计
根据要求（1），设计了探测线圈的结构和位置，如图5所示。与传统将探测线圈绕制于定子齿上不同，所设计探测线圈均匀绕制于电机定子轭部，且数量与电机极数（2Pe=8）相等，可以检测不同位置的故障，并减少了线圈数量。
图5 探测线圈的结构和位置
Fig.5 The structure and position of the proposed SCs
环轭探测线圈相比于传统绕制于齿部的探测线圈具有以下优势：
（1）定子轭部饱和程度通常低于定子齿部，探测线圈受到饱和效应影响更小，短路故障在大电流情况下更易发生，此时电机饱和也更严重。
（2）环轭探测线圈不占用定子绕组端部空间，受到绕组端部漏磁的影响更小。
2）探测线圈组串联结构设计
根据要求（2），设计了探测线圈组串联结构，如图6所示。表1列出了探测线圈的槽号组成。每个探测线圈组中线圈相距180°电角度，并通过反向串联成对连接，包括SC1和SC3、SC2和SC4与SC5和SC7、SC6和SC8。
图6 探测线圈组串联结构
Fig.6 The series structure of SCs
表1 探测线圈组的槽号
Tab.1 Slot numbers of SCs
探测线圈槽号 SC13号, 4号 SC29号, 10号 SC315号, 16号 SC421号, 22号 SC527号, 28号 SC633号, 34号 SC739号, 40号 SC845号, 46号
根据式（5），在健康工况下，电机定子轭部磁通的周期性可总结为
（10）
由式（10）可知，当两个探测线圈所在位置相差360°电角度时，其磁通和感应电压相等，因此，反向串联后，在健康工况下输出电压为零。按照图6所示的串联方法，健康工况下探测线圈可保持静默。
3）探测线圈组串联结构设计
根据要求（3），每个冗余对应的探测线圈需单独分组，且可以准确定位故障所在冗余位置。图7展示了t=0时刻，不同故障位置下的轭部磁通分布。磁通呈现三角波形，其中垂直线表示8个探测线圈所在位置分别感应的磁通量。当匝间短路故障发生在冗余单元1时，SC1～SC4探测线圈所在的Fyoke曲线存在断点，即线圈组SCG1中不同探测线圈的斜率有区别，而SC5～SC8探测线圈所在的Fyoke曲线斜率保持恒定；当匝间短路故障发生在冗余单元2时，探测线圈组的斜率分布与冗余1情况相反。
以匝间短路故障发生在冗余单元1的T1线圈为例进行说明。此时电机轭部各空间位置的磁通分布如图7的紫色实线所示，各探测线圈组中感应电压由式（11）给出。由于探测线圈SC1所在的Fyoke曲线斜率与探测线圈SC2～SC4所在的Fyoke曲线斜率不同，d(FSC1-FSC2-FSC3+FSC4)/dt不为零，因此，探测线圈组SCG1将感应出较为明显的电压。探 测线圈SC5～SC8所在的Fyoke曲线斜率相同，d(FSC5-FSC6-FSC7+FSC8)/dt=0，因此，探测线圈组SCG2的输出电压保持为零。
图7 不同故障位置下的轭部磁通分布
Fig.7 Stator yoke magnetic flux distribution with different fault locations
（11）
式中，uSCGz为第z个探测线圈组电压（z=1, 2）；eSCj为第j个探测线圈的电压（j=1～8，对应表1探测线圈编号）；FSCj为通过第j个探测线圈的磁通。
综上所述，通过设计的探测线圈组可实现双余度永磁辅助同步磁阻电机匝间短路故障的检测与定位。对于其他绕组结构的电机，环轭探测线圈仍可将设计要求（1）～要求（3）作为设计准则，进行探测线圈结构、连接方式与冗余分组的具体设计。由于不同电机轭部磁通Fyoke的波形不同，需相应调整探测线圈组的结构与连接方式。
根据第1节分析，当电机发生匝间短路故障时，环轭探测线圈组中将感应出频率为1fe和3fe的电压信号，将这两个分量的总和定义为故障特征分量cr，作为匝间短路故障诊断的依据。
（12）
式中，r为第r个冗余单元；Ur,1和Ur,3分别为探测线圈组SCG-r中电压信号的基波和3次谐波分量。
随后需设定检测阈值cval作为判断电机状态的依据。当故障特征分量cr＞cval时，可以判定冗余单元r存在匝间短路故障；当故障特征分量cr＜cval时，可以判定冗余单元r处于健康状态。
具体的阈值cval确定方法如下：
所研究对象采用内置式永磁转子结构，绕组与探测线圈之间的互感存在频率为2fe的波动分量。因此，探测线圈组SCG-r与绕组第k号线圈之间的互感可表示为
（13）
式中，M0和M2分别为互感的直流分量和2fe分量的幅值。
当第k号线圈发生匝间短路故障时，探测线圈组SCG-r中感应的基波分量Ur,1和3次谐波分量Ur,3可计算为
（14）
（15）
式中，NT为线圈匝数；nsc为短路匝数。
故障检测系统通过探测线圈中电压信号的变化监测电机内的短路故障。基于2.2节设计的环轭探测线圈在未发生匝间短路故障时，探测信号静默为零，因此，仅需计算由匝间短路故障所导致的探测信号变化量。故障诊断系统的故障检测模块从探测信号变化量uh(t)中截取长度为NP个电周期T1的信号用于故障特征提取。在匝间短路故障的诊断过程中，探测线圈输出的探测信号通过A-D采样接口转换为离散数据作为系统的输入，再通过离散傅里叶变换完成故障特征分量DUh的提取以及后续处理，并将故障特征频率为1fe和3fe的幅值DUh1+DUh3的大小作为判断电机内是否存在匝间短路故障的依据。
从式（14）和式（15）可知，探测线圈中电压信号的幅值与短路电流Isc的幅值以及短路匝数nsc成正比。短路电流Isc越大，绕组局部温升越严重；短路匝数nsc越多，匝间短路故障扩散越大。随着Isc与nsc的增大，匝间短路故障的危害程度增大，同时故障特征分量cr将等比增大，探测信号更显著。
为了能检测到最难识别的单匝短路故障，检测阈值cval计算过程中需要考虑短路电流Isc的情况。短路电流主要考虑基波分量，在航空应用中容许的最大短路电流与电机健康工况额定电流相当，即有效值为Im。由于需要检测单匝短路故障，因此短路匝数nsc=1。设置短路电流为额定电流时的故障特征分量幅值为检测阈值cval，有
（16）
根据上述特性分析，基于环轭探测线圈的故障诊断方法具体步骤如下：
（1）故障诊断系统确定信号提取间隔时间为DT。
（2）从环轭探测线圈中提取T0时刻电压信号作为故障特征分量cr，将其幅值与检测阈值cval进行对比，若任意探测线圈中探测信号的故障特征分量cr均小于设定的检测阈值cval，判断此时电机内未发生故障。
（3）采样时间后移DT后重复上述检测过程，而当存在某个探测信号的故障特征分量cr大于设定的检测阈值cval时，故障诊断系统判定电机内发生匝间短路故障，并向系统发出故障信号。
（4）同时将故障特征分量cr的幅值和所在线圈组号发送至系统的故障定位模块，确定发生故障线圈所在的冗余单元。
（5）定位后，故障诊断系统向双余度永磁辅助同步磁阻起发电机的控制系统发出指令，将故障冗余单元对应的绕组切换为三相对称短路，降低对电机性能的影响。
本节建立了含环轭探测线圈的双余度永磁辅助同步磁阻起发电机有限元仿真模型，验证电机性能、故障诊断能力及方法可靠性。表2列出了仿真模型的关键参数，所有分析均在额定负载条件下进行，且模拟的匝间短路故障位于冗余单元1。
图8展示了额定功率7.5 kW时的转矩波形，利用转子凸极性，电机可通过最大转矩电流比控制策略实现最大转矩控制，电机平均输出转矩为12.5 N·m，其中永磁转矩和磁阻转矩分别占比32%和68%。
在健康工况下，探测线圈组SCG1和SCG2中感应的电压波形如图9所示，电压振幅低于25 mV，这主要是因为槽漏磁的影响。值得注意的是，健康工况下探测线圈组中感应电压的平均值为零，满足探测线圈设计要求（2）。
为了评估所提基于环轭探测线圈的故障诊断能力，以最难以检测、探测信号最微弱的单匝短路故障为例，进行有限元仿真分析。依据设计的双余度永磁辅助同步磁阻起发电机关键参数，短路电流设置与额定电流相等，即32 A，冗余单元1线圈与探测线圈组SCG1的互感仿真计算结果见表3。由式（16）可知，阈值cval与电机的基频fe成正比，由此计算得到阈值与转速的比值为23.3 mV/(kr/min)。
表2 电机参数
Tab.2 Parameters of the machine
参 数数 值 额定转速/(r/min)6 000 额定功率/kW7.5 额定转矩/(N·m)12 直流母线电压/V270 额定电流/Arms32 冷却介质油 每相并联支路数4 定子半径/mm140 轭部厚度/mm10 齿宽/mm4 气隙长度/mm0.5 转子半径/mm93 线圈匝数20 探测线圈匝数2
图8 额定转矩波形
Fig.8 The torque waveform at the rated condition
图9 探测线圈组SCG1和SCG2中感应的电压波形
Fig.9 The induced voltage waveforms of the SCG1and SCG2
表3 冗余单元1线圈与探测线圈组SCG1的互感
Tab.3 Inductances between SCG1 and coils in redundancy-1 （单位: mH）
线圈|M0||M2| T113.39.3 T219.910.1 T330.510.7 T430.810.1 T520.88.7 T615.17.1 T713.88.8 T820.010.1 T932.38.6 T1028.911.5 T1120.58.9 T1214.47.9
在额定转速nr=6 000 r/min下，设定故障特征阈值cval=23.3 mV/(kr/min)×6 kr/min=139.8 mV≈0.14 V。将单匝短路故障施加于双余度永磁辅助同步磁阻电机冗余单元1的不同线圈。设置短路接触电阻rsc= 10 mW，图10a显示了冗余单元1中不同线圈发生单匝短路故障时，探测线圈组SCG1和SCG2感应的电压信号波形，图10b展示了探测线圈组SCG1感应电压的1fe频率分量、3fe频率分量及故障特征分量cr。
图10 冗余单元1中不同线圈发生单匝短路故障时探测线圈组感应电压信号情况
Fig.10 SCG signals under single-turn short-circuit fault in different coils of redundancy-1
如图10所示，当冗余单位1发生匝间短路故障时，探测线圈组SCG1中产生交变的电压信号，而探测线圈组SCG2则保持静默。单匝短路故障发生在冗余单元1的线圈T1～T12任一位置，探测线圈组SCG1中感应电压的1fe频率分量和3fe频率分量之和，即故障特征分量cr，均显著超过阈值cval，表明单匝短路故障可被准确检测并定位，满足探测线圈设计要求（2）和（3）。
进一步地，匝间短路故障的接触电阻rsc具有随机性，本节选取接触电阻为10、20、50和100 mW四种情况进行分析，且短路故障线圈匝数nsc分别考虑1匝和5匝的情况。图11分别展示了1匝和5匝短路故障且不同接触电阻条件下，探测线圈组SCG1的故障特征分量。
图11 不同接触电阻条件下探测线圈组SCG1的故障特征分量
Fig.11 Fault signatures under different short-circuit turn number nsc and contact resistance Rsc
从图11可以看出，随着接触电阻Rsc增大，故障特征分量cr幅值降低，检测难度增大；随着匝间短路匝数nsc增大，故障特征分量cr幅值增大。在所有案例中，探测线圈提取的故障特征分量cr幅值均显著高于阈值cval=0.14 V，验证了提出的故障诊断方法对多种不同故障条件的适应性。
双余度永磁辅助同步磁阻起发电机中存在多种非理想因素，如偏心、电流不对称等，可能影响探测线圈感应的电压信号。故障诊断系统需要避免此类干扰影响，以增强匝间短路故障识别的可靠性。
1）偏心
图12展示了电机存在偏心时探测线圈感应的电压波形及其快速傅里叶变换（Fast Fourier Trans- form, FFT）结果。偏心率定义为转子几何中心与旋转中心的偏离程度。
图12 不同偏心率下探测线圈组感应电压信号
Fig.12 SCG signals under different eccentricities
从图12可以看出：在偏心率≤10%时，探测线圈感应电压最大幅值低于150 mV，均低于匝间短路故障判定阈值cval=0.14 V，表明电机的偏心故障不会触发匝间短路故障诊断系统，不会导致误判断。
2）电流不对称
考虑双余度电机两个余度间电流幅值失步的影响，定义失步比rsy为
（17）
式中，IR1和IR2分别为冗余单元1和2的电流。
图13展示了额定工况下探测线圈组SCG1电压随失步比rsy的变化曲线。电流失步会破坏两个余度间磁场的平衡，导致探测线圈感应出非零电压。从图13可以看出：失步比rsy≤10%时，感应电压基波幅值不大于0.06 V，3次谐波幅值不大于0.11 V，均远低于匝间短路故障判定阈值cval=0.28 V，表明电机两个余度间电流幅值失步的情况不会触发匝间短路故障诊断系统，不会导致误判断。
图13 不同失步比下探测线圈感应电压信号
Fig.13 SCG signals under different scenario of dual-redundant current amplitude desynchronization rsy
为了验证匝间短路理论分析、探测线圈设计与故障诊断方法的有效性，本文设计并制造了一台带有探测线圈的双余度永磁辅助同步磁阻起发电机样机，如图14所示。在电机样机设计过程中，设计了探测线圈安装槽，探测线圈放置槽内，避免了与机壳的接触，如图14c所示。探测线圈选用自带绝缘的安装线，线的牌号为AF-250/0.15 mm2，线径为1.2 mm，考虑探测线圈影响，电机槽满率从0.42降低至0.41。
图14 样机
Fig.14 Prototype
搭建相应的用于匝间短路故障实验的测试平台，如图15所示。为了完成匝间短路故障的实验模拟，样机的绕组内部引出系列的短路引出线，在实验过程中，改变短路控制器中各开关管的工作模式，以模拟短路引出线开关情况。电机通过高精度在线转矩传感仪与功率分析仪相连，相电流和相电压分别使用高精度、高带宽的电流、电压探头进行测量。此外，在短路故障实验过程中，双三相控制器采用双直流母线独立供电，对应两个冗余单元进行控制。
图15 实验平台
Fig.15 Test platform
1）健康状态下样机测试
首先测量了健康状态下电机不同转速时空载反电动势情况，如图16所示。从图16中可以看出，反电动势幅值与转速成正比，且实测值与有限元计算结果高度吻合。通过调节电流角，确定了特定电流幅值下以最大转矩运行的最优电流角度，实现最大转矩电流比控制。图17展示了实测转矩和有限元计算转矩随电流变化的曲线，可以看到，两者基本吻合，且线性度较好。误差主要来源于测量误差和加工误差。
图16 不同转速时空载反电动势测试结果
Fig.16 Test results of no-load back-electro motive force
图17 转矩-电流曲线
Fig.17 Torques versus currents
2）短路状态下样机测试
将电机驱动至测试转速后，向短路控制器发送短时脉冲信号，在该脉冲信号时间内，电机工作于匝间短路故障状态，测得短路回路的电流波形和探测线圈感应的电压波形，进行对比分析。
在冗余单元1的T1线圈中模拟单匝短路故障，测试不同转速下短路回路电流、探测线圈感应电压如图18所示。
图18 不同转速下短路电流、探测线圈感应电压
Fig.18 The short-circuit currents and voltage signals of SCGs with different speeds
从图18中可以看出，随着转子转速增大，短路电流和探测线圈组SCG1中感应电压增加，而探测线圈组SCG2中感应电压接近0 V，保持静默，实现短路故障的定位。在发生单匝短路故障时，探测线圈组SCG1的故障特征分量cr1始终高于对应转速的阈值cval，而探测线圈组SCG2的故障特征分量cr2远低于阈值cval。此外，对比图18中情况c与e可以发现，6 000 r/min转速下探测线圈组SCG1的实测电压信息与仿真感应电压波形接近，实测故障特征信号比仿真模拟值小10%左右。这主要是因为铁心加工使硅钢片磁导率低约5%，再叠加测量仪器、永磁体表磁等误差导致的。
图19展示了6 000 r/min下短路绕组接触电阻rsc从10 mW增至100 mW时短路回路电流和探测线圈组感应电压。从图19中可以看出，随着接触电阻的减小，单匝短路故障下短路回路电流显著增加，同时探测线圈组SCG1的感应电压幅值随之增加。图19c显示了故障特征分量的比较，当接触电阻从100 mW降低至10 mW时，探测线圈组SCG1的感应电压幅值从0.21 V提升至1.18 V，均超过6 000 r/min转速下匝间短路故障判定的阈值cval= 0.14 V，表明所提基于环轭探测线圈的匝间短路故障诊断方法对接触电阻rsc变化具有鲁棒性。
图19 不同接触电阻下短路电流、探测线圈感应电压
Fig.19 The short-circuit currents and voltage signals of SCGs with different short-circuit contact resistance
图20展示了6 000 r/min和40 mW接触电阻下短路发生在不同线圈位置时短路回路电流和探测线圈组感应电压。从图20中可以看出，匝间短路故障发生在冗余单元1不同线圈时，短路回路电流基本相同，探测线圈组SCG1的感应电压有差异，实测结果与图10所示有限元仿真计算规律基本一致。结果表明：当故障发生在线圈T3处，即距离探测线圈最近处，故障特征值cr最高，达到0.98 V；当匝间短路故障发生在线圈T1处，故障特征值cr最小，为0.37 V，仍超过6 000 r/min下匝间短路故障判定阈值0.14 V，说明所提诊断方法可适应不同匝间短路故障位置。
图20 不同故障线圈位置下短路电流、探测线圈感应电压
Fig.20 The short-circuit currents and voltage signals of SCGs with different fault coils
在冗余单元1的T1线圈中模拟单匝短路故障，图21展示了6 000 r/min和40 mW接触电阻下不同负载条件时短路回路电流和探测线圈感应电压。结
果表明：当负载从0增至8 N·m时，探测线圈组SCG1的故障特征值cr从0.38 V增至0.47 V，变化较小，且均超过6 000 r/min转速下匝间短路故障判定阈值，说明所提基于环轭探测线圈的匝间短路故障诊断方法在不同负载条件下均有效。
图21 不同负载条件下短路电流、探测线圈感应电压
Fig.21 The short-circuit currents and voltage signals of SCGs with different loads
针对双余度永磁辅助同步磁阻电机在航空起发电机中的应用需求，本文提出一种基于环轭探测线圈的匝间短路故障诊断新方法，具有以下特点：
1）通过轭部探测线圈避免齿部饱和与端部漏磁干扰，提升诊断可靠性，且探测线圈数量与电机极数相等，可有效检测不同位置故障，并减少线圈 数量。
2）将相差360°电角度的两个探测线圈反向串联，以保证健康工况下探测线圈组保持静默，即输出电压为零。
3）根据轭部磁通分布，确定探测线圈分组，使故障所在位置对应探测线圈组中探测线圈所在轭部磁通曲线斜率不同，而其他探测线圈组对应曲线斜率均相等，以保障准确定位匝间短路所在冗余单元位置，进行故障切除。
本文介绍了该方法的具体工作步骤和故障诊断系统检测阈值cval的确定方法和判定依据。通过有限元仿真与样机实验，验证了多种不同故障条件，包括不同匝间短路故障线圈位置、接触电阻值、短路线圈匝数、负载条件及非理想因素（偏心、电流失步）等，所提基于环轭探测线圈的匝间短路故障诊断方法的有效性与鲁棒性，为双余度永磁辅助同步磁阻起发电机的高可靠性故障诊断提供了可行方案。
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Yoke Search-Coil Based Interturn Short-Circuit Fault Diagnosis of Dual-Redundancy PM Assisted Synchronous Reluctance Machine
Abstract A dual-redundancy permanent magnet assisted synchronous reluctance machine (PMA-SynRM) integrates the redundancy concept with multi-phase winding technology. By enhancing the reluctance torque proportion and reducing permanent magnet flux linkage, PMA-SynRMs significantly improve fault-tolerant capability, making them suitable for aerospace starter-generator applications. To further enhance reliability in aerospace applications, this paper proposes an interturn short-circuit fault (ISCF) diagnosis method based on a yoke search coil (SC). Wound on the stator yoke, these SCs effectively mitigate interference from tooth saturation and end-winding leakage, improve diagnostic reliability, reduce the number of required SCs, and enhance flexibility in coil configuration. In addition, the proposed method can identify the redundancy associated with the fault source. It amplifies the detection signal, increasing sensitivity and improving the speed and accuracy of diagnosing ISCF.
This paper studies the ISCF model of the PMA-SynRM, analyzes three major design rules and methods of yoke SCs, and establishes a simulation model. The proposed diagnosis method is verified under various fault conditions and the influence of non-ideal factors. Yoke SCs are designed following three key rules. (1) The SCs must detect faults at all positions while minimizing the number of SCs. (2) The SCs should output zero voltage under normal operation. (3) The search coil group (SCG) corresponding to the faulty redundancy should output a larger voltage signal than that of the healthy redundancy. Using a 48-slot 8-pole PMA-SynRM, these rules guide the design of coil structure, placement, series connection, and grouping. Compared with traditional tooth- mounted SCs, the proposed yoke SCs reduce interference from tooth saturation and leakage flux, enhancing diagnostic reliability for aerospace applications.
The fault diagnosis process is as follows. When an ISCF occurs, the yoke SCGs detect voltage signals at frequencies of 1fe and 3fe. The sum of these components is defined as the fault characteristic parameter cr. To detect the most challenging single-turn short-circuit fault (STSCF), the threshold cval is set based on cr value generated by the rated current during STSCF. The ratio between the threshold cval and rotor speed nr is 23.3 mV/kr/min. Simulation results show that for STSCF in different coils of Redundancy-1, an alternative signal is generated in SCG-1, while SCG-2 remains zero. The fault signature in SCG-1 is significantly larger than cval, enabling STSCF detection and localization. Non-ideal factors, such as eccentricity and current asymmetry, induce voltages below cval, preventing false alarms.
A prototype and a test bed were constructed. Experimental results align with simulations. (1) As contact resistance rsc decreases from 100 mW to 10 mW, the measured cr in SCG-1 increases from 0.21 V to 1.18 V, both exceeding the 6 000 r/min STSCF threshold cval=0.14 V. (2) For ISCFs in different coils of Redundancy-1, the short-circuit loop current remains nearly constant. However, the cr reaches the highest 0.98 V when the fault is in coil T3 (closest to SCs) and minimizes at 0.37 V for a fault in coil T1. Both values exceed 0.14 V. (3) As load increases from 0 N·m to 8 N·m, the cr of SCG-1 increases from 0.38 V to 0.47 V, remaining above 0.14 V. The experimental results show that the proposed yoke SC provides a practical solution for high-reliability ISCF diagnosis in aerospace applications.
keywords：Starter-generator, search-coil, fault diagnosis, interturn short-circuit fault, dual-redundancy PM assisted synchronous reluctance machine
中图分类号：TM614
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.250870
国家自然科学基金重点项目（52337001）和太行国家实验室技术基础类项目（F2024-4-007）资助。
收稿日期2025-05-23
改稿日期 2025-07-01
郝圣桥 男，1984年生，博士研究生，研究方向为航空电机系统设计。
E-mail: D202080564@hust.edu.cn
梁子漪 女，1995年生，副研究员，研究方向为航空电机设计、磁场调制电机等。
E-mail: ziyiliang@hust.edu.cn（通信作者）
（编辑 崔文静）