降低真空環境高速永磁電機溫升的設計方法

蔣燕飛，黃 濤,2，周曉東，寧遠濤,2，張延順,2，陳 琦,2

(1.上海裕達實業有限公司，上海 200240； 2.上海衛星裝備研究所，上海 200240； 3.上海航天技術研究院，上海 200240)

0 引 言

分子泵作為實現高真空環境設備的主要組成部分，被廣泛應用在航天航空、光學工程等領域的教學和科研中[1]。電機是分子泵實現高轉速，將轉子動能傳輸給氣體分子進而被壓縮排出的核心動力部件[2]。目前，真空領域的分子泵，以應用無刷直流電機作為核心動力部件最為廣泛，對電機的轉速要求常常達到每分鐘數萬轉，且要求在此轉速下運行平穩，保障穩定的抽氣性能。與此同時，真空環境下，電機的散熱條件差，對電機穩定工作時的效率提出了更高的要求[3]。

電機溫升是電機設計時關心的綜合指標，電機所用的銅線、絕緣材料等按絕緣等級有耐溫要求，過高的溫升會導致絕緣失效，永磁體矯頑力降低而導致不可逆退磁。為了降低溫升，常常從提高電機的效率或者改善散熱方式兩方面去優化。通常可以用水冷機殼、風扇等方式，加快熱交換，盡快將熱量帶走的方式來對電機進行降溫，以使電機溫升維持在合理的范圍[4-7]。但是，對于真空環境而言，顯然無法通過增加空氣對流的方式來對電機進行降溫，而用水冷降溫的方式將會使得電機的體積增加，系統變得更加復雜。因此，在真空環境下，只能通過提高電機本身的性能，降低損耗，提升運行效率來降低控制電機溫升。關于提高永磁同步電機工作效率的方法，已有大量研究，主要從降低銅耗和鐵耗兩個方面進行電磁場優化設計[8-9]。不同工況下，優化設計的方向不同。

本文以上海衛星裝備研究所某型儀器用分子泵用無刷直流電機為原型，實測并分析了其溫升過高產生的根本原因，根據其實際使用工況，在不改變現有電機體積、不增加成本，不增加加工工藝難度的基礎上，著重對電機的鐵耗進行優化設計。與此同時，針對目前電機槽滿率過高導致的加工工藝性差的問題，也進行了優化設計。仿真分析及實驗驗證表明，優化設計方案準確有效。這對整個分子泵系統的自主化研制具有非常重要的意義。

1 已有電機模型及參數

該型復合分子泵用40 mm口徑的無刷直流電機，其電機截面圖如圖1所示，電機采用12槽，2極結構，永磁體為環形結構。從內向外依次為轉軸、單對極磁環、碳纖維護套、定子鐵心。定子槽型為平底槽，電機具體參數如表1所示。

圖1 無刷直流電機截面圖

表1 電機主要參數

2 溫升分析測試及工況分析

2.1 溫升測試

分子泵如圖2所示，其轉速為72 000 r/min，電機為無刷直流電機。經測試，該分子泵各項性能指標均能滿足設計指標技術要求，但與國外同類產品測試時對比發現，其溫升明顯偏高。分析可知，分子泵工作過程中，其發熱來源主要為電機和軸承，為了解溫升源頭，在電機及軸承處分別安裝溫度傳感器，測試數據如表2所示，結果表明溫升差異主要來源于電機。

圖2 分子泵實物圖

表2 兩款泵溫升測試對比

由于溫度升高對電機的絕緣和使用壽命有很大影響，會降低分子泵產品可靠性，因此，本文主要研究一種降低真空環境分子泵電機溫升的設計方法，并做出優化方案，最終保證分子泵整體發熱不高于對標國外品牌分子泵(即不超過20 ℃)。

2.2 電機損耗及溫升分析

電機損耗主要由三部分組成：定轉子鐵心損耗(鐵耗)、電氣損耗(銅耗)、機械損耗。由于該款分子泵中電機定子和轉子直接分別安裝于泵體機殼內及轉軸上，電機無獨立軸承支承，因此本方案不考慮機械損耗。

定轉子鐵心損耗主要是主磁場在鐵心內發生變化時所產生的磁滯損耗和渦流損耗。

磁滯損耗ph是鐵磁物質內由交變磁化作用引起的磁滯損耗，它與磁場的磁通密度B以及交變的頻率f有關，即：

ph=σ′hfBa

(1)

式中：σ′h為取決于材料性能的常數；a一般取1.6～2.2。

鐵心中磁場變化產生的感應電動勢引起感生電流，這種渦流引起的損耗稱為渦流損耗[10]。渦流損耗pe可由下式計算得到：

(2)

式中：pe與磁通密度B、頻率f及材料厚度ΔFe的二次方成正比，與電阻率ρ和鋼片密度dFe成反比。

電氣損耗在無刷直流電機主要為繞組中的電氣損耗，簡稱銅耗。根據焦耳-楞次定律，繞組電氣損耗與繞組中電流的平方與電阻的乘積成正比，即：

pCu=mI2R

(3)

式中：I為繞組電流；R為繞組電阻。

電機溫度的升高是由于電機運行過程中產生的各種損耗轉化成了熱能、這些熱能來不及耗散而引起的。通常，電機傳熱方式有三種：傳導、對流和輻射。然而，電機定、轉子分別安裝于分子泵腔體內，正常工作狀態時，腔體內部處于高真空狀態，電機無法以熱對流的方式進行散熱，僅能以熱傳導和熱輻射的形式將熱量散發出去，散熱的效率非常低[11]。

因此，分子泵電機溫度場問題可以描述如下：

(4)

式中：Kx，Ky，Kz分別為電機各介質x、y、z方向的導熱系數；T為物體溫度；q為熱源密度；c為比熱容；γ為材料密度；τ為時間；S1為電動機絕緣邊界面；S2為電機的散熱邊界面；K為S1和S2面法向導熱系數；α為S2面的散熱系數；Te為S2周圍介質的溫度時間函數；Qi-j是由平面i到平面j傳遞的熱量；Ai是平面i的面積；Fij為兩個平面的角系數；ε是平面的總發射率；Ti、Tj分別為兩個平面的溫度[11]。

2.3 分子泵工況分析

為全面了解分子泵電機實際工況，運用電機設計軟件Motor CAD對現有電機進行電磁場仿真計算。

同時，對分子泵從起動開始加速至額定轉速72 000 r/min及穩速后的實際工作過程進行監測，記錄輸入電壓、電流及電機轉速等監測參數，效率Map圖如圖3所示，模擬出電機工作T-n-t曲線，如圖4所示。

圖3 原電機效率Map圖

圖4 電機實際工況曲線

由圖4可知，分子泵電機最大轉矩工作點位于起動瞬間，此時電機轉速較低；當達到額定轉速72 000 r/min時，電機功率達到最大值，整個起動加速時間約為1.5 min；當轉速穩定后，轉矩大幅下降后保持穩定，分子泵在該狀態下長期工作。此時電機負載很輕，相電流很小，鐵耗約為2.37 W，銅耗約為0.11 W，鐵耗遠大于銅耗，為引起分子泵溫升高的主要原因。因此，考慮以降低鐵耗作為主要優化方向。

3 電機優化設計及有限元分析

由式(1)、式(2)可知，電機鐵耗與材料厚度、磁通密度、電機頻率、電阻率、鋼片密度有關。電機頻率受電機最小極對數限制，已經是最低1對極。已有分子泵系統選用的電機硅鋼片厚度為0.2 mm，若選用更薄的硅鋼片(0.1 mm)可有效降低鐵耗，但該硅鋼片原材料價格提升10倍，從經濟性方面暫不考慮更換該材料。在材料不改變的情況下，降低磁通密度可以降低鐵耗。

3.1 模型參數

對原無刷直流電機進行電磁場有限元分析，額定工作時磁云圖如圖5(a)所示，從圖5(a)中可以分析得到齒部及軛部磁密分別約為0.75 T、0.93 T，適當增加齒部寬度及軛部寬度，選用更低牌號的磁鋼來降低齒部及軛部磁密，從而降低鐵耗。此外，原方案電機槽滿率較高，繞線難度較大，嚴重增加了電機的生產難度和次品率。根據實測工況，分子泵長時間穩定工作時，電機輸出轉矩小，銅耗較小，可以適當降低槽滿率，提高穩定工作時的電流密度。優化后的電機磁云分布圖如圖5(b)所示。其齒部磁密為0.65 T，軛部磁密為0.6 T。綜合性能對比如表3所示。

圖5 優化前后電機磁云圖

表3 額定工況電機參數對比

3.2 溫度場有限元分析

根據上節設計的電機參數，結合分子泵實際工作環境，確定各部分散熱系數。對優化前后的兩款電機溫升進行有限元分析計算，得到的結果如圖6所示。

圖6 優化前后電機定子溫升仿真結果

從圖6中可以看出，優化后，電機定子部位溫升明顯降低。優化前，電機工作1 h左右，電機溫度不再升高，達到熱平衡狀態，最大溫升為26 ℃。優化后電機工作0.5 h左右，達到熱平衡狀態，最大溫升為18.5 ℃，比優化前降低7.5 ℃，優化效果顯著。

圖7 分子泵工作狀態圖

4 實驗驗證

為驗證仿真模型的正確性與仿真結果的準確性，將優化后的電機裝入分子泵內，如圖7所示，并用內置傳感器監測的方式對電機溫升進行監控記錄，將得到的結果與上述仿真結果進行對比，如表4所示。

表4 電機實測值與仿真結果對比

通過表4可以看出，電機溫升實測值比仿真值略高，誤差為6.5%左右。考慮到材料參數誤差、生產工藝因素的影響，該誤差在正常可接受范圍內，從而驗證了有限元仿真模型的有效性與正確性。與優化前電機溫升對比，優化后溫升降低了8.3 ℃，與國外同類產品溫升比較，略優于國外同類產品，驗證了本方案的有效性和準確性。本方案可以為此類工況的電機設計仿真和實驗提供參考，同時為該類型電機的設計優化提供思路和依據。

5 結 語

真空環境下，散熱條件差，對高速永磁電機的溫升設計提出更高的要求。結合電機實際工況，對電機進行優化設計是電機設計的必然趨勢。本文以某型分子泵用無刷直流電機為原型，通過實測并結合效率云圖分析的方法，得到分子泵實際工況，找到現有電機工作損耗大、溫升高的根本原因，從降低電機鐵耗的優化方向對電機進行優化設計。經過仿真及實驗，優化后的電機運行時溫升更小。分子泵整體性能可以與國外同類分子泵產品相比擬，這對分子泵產品核心部件國產化具有非常重要的意義。