安躍軍，陳嘉偉，鄧文宇，王光玉，孫寶玉，孔祥玲，齊麗君，李明，4

(1.沈陽工業(yè)大學(xué) 電氣工程學(xué)院，沈陽 110870；2.沈陽中北通磁科技股份有限公司技術(shù)中心，沈陽 110159； 3.中國科學(xué)院沈陽科學(xué)儀器股份有限公司，沈陽 110168；4.渤海大學(xué) 控制科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 錦州 121013)

0 引 言

近年來,受半導(dǎo)體制造、液晶注入、光伏器件、薄膜等新興行業(yè)的不斷涌現(xiàn)和化工、制藥等傳統(tǒng)行業(yè)的帶動(dòng),真空應(yīng)用的領(lǐng)域在不斷地?cái)U(kuò)大，對真空泵的要求也越來越高[1-2]。為滿足真空應(yīng)用發(fā)展的需要，真空獲得設(shè)備的發(fā)展正在進(jìn)入一個(gè)新的時(shí)代，其特點(diǎn)是：降低泵的振動(dòng)和噪聲，提高長期運(yùn)行的可靠性，降低能耗和運(yùn)行成本，獲得清潔、無油的真空環(huán)境等。傳統(tǒng)的真空系統(tǒng)已經(jīng)不能滿足實(shí)際工況的要求，具有可靠性高、適應(yīng)性強(qiáng)、無污染的真空干泵已經(jīng)成為真空獲得設(shè)備的一個(gè)重要的研究方向[3-4]。

在工業(yè)生產(chǎn)中，真空泵往往會(huì)與電機(jī)設(shè)計(jì)成一體結(jié)構(gòu)，這樣有利于真空系統(tǒng)中真空度的保證。而作為而真空干泵動(dòng)力核心的屏蔽驅(qū)動(dòng)電動(dòng)機(jī)，其性能直接影響了真空干泵的過載能力、振動(dòng)噪聲、極限真空度以及能耗等級(jí)[5-6]。由于真空泵運(yùn)行時(shí)工況比較復(fù)雜，電機(jī)在穩(wěn)定運(yùn)行階段由于機(jī)械原因或系統(tǒng)故障，真空系統(tǒng)中的漏氣速率有可能會(huì)出現(xiàn)瞬間增大的情況，當(dāng)沖擊載荷處于電機(jī)最大轉(zhuǎn)矩范圍內(nèi)時(shí)，這種突然增加的負(fù)載可能會(huì)導(dǎo)致電機(jī)持續(xù)過載[7]，且隨著電流增大，電機(jī)溫升也會(huì)增高，極易使電機(jī)過熱甚至損壞電機(jī)從而造成一定經(jīng)濟(jì)損失。因此，在電機(jī)的溫升限制下準(zhǔn)確定量的計(jì)算電機(jī)抗沖擊持續(xù)帶載能力，可以實(shí)現(xiàn)發(fā)掘電機(jī)的負(fù)載潛力滿足真空泵電機(jī)特殊的工況需求同時(shí)，保證電機(jī)安全運(yùn)行，具有十分重要的理論價(jià)值和實(shí)際工程意義。對于電機(jī)負(fù)載能力的分析，已有一些學(xué)者作出了如下的研究，文獻(xiàn)[8]采用經(jīng)驗(yàn)公式法計(jì)算抽油機(jī)電動(dòng)機(jī)變負(fù)載運(yùn)行時(shí)的等效轉(zhuǎn)矩，通過與電機(jī)額定轉(zhuǎn)矩的比較進(jìn)行熱校合，選擇合理的負(fù)載率保證電機(jī)安全運(yùn)行。文獻(xiàn)[9-11]從電機(jī)結(jié)構(gòu)、電磁負(fù)荷、極限熱負(fù)荷等方面出發(fā)，對短時(shí)高過載永磁電機(jī)的極限輸出能力進(jìn)行了研究，并計(jì)算了電機(jī)在高過載下的運(yùn)行時(shí)間。文獻(xiàn)[12]提出了一種考慮定子散熱以及定轉(zhuǎn)子間傳熱系數(shù)與電機(jī)頻率變化關(guān)系的改進(jìn)雙質(zhì)量熱模型，通過計(jì)算電機(jī)不同頻率下運(yùn)行時(shí)的瞬態(tài)加熱過程，實(shí)現(xiàn)變頻調(diào)速系統(tǒng)電機(jī)合理容量選擇，并防止電機(jī)過熱。文獻(xiàn)[13]搭建了電機(jī)及逆變器的總成模型，對一臺(tái)新能源汽車用12 kW高速感應(yīng)電機(jī)的熱過載能力進(jìn)行了研究，并通過雙電流模擬實(shí)驗(yàn)得到樣機(jī)極限溫升下的工作時(shí)間。文獻(xiàn)[14]提出了定子繞組熱性能直接設(shè)計(jì)法及其關(guān)鍵熱參數(shù)，以關(guān)鍵熱參數(shù)作為熱性能設(shè)計(jì)控制參數(shù), 預(yù)測電機(jī)各種工況的穩(wěn)態(tài)溫升，并根據(jù)電機(jī)的最高溫度，還可以設(shè)計(jì)預(yù)測電機(jī)的最大持續(xù)工作區(qū)域。文獻(xiàn)[15]對電機(jī)不同負(fù)載情況下的熱負(fù)荷特性進(jìn)行了分析，并提出了相應(yīng)實(shí)驗(yàn)方法。但是上述文章并沒有結(jié)合電機(jī)的實(shí)際運(yùn)行工況，考慮冷卻水溫對電機(jī)持續(xù)帶載能力的影響，對于準(zhǔn)確定量計(jì)算電機(jī)持續(xù)過載時(shí)最熱點(diǎn)的完整溫升過程曲線研究并不深入。

根據(jù)本文研究的真空干泵實(shí)際運(yùn)行條件要求，現(xiàn)場提供的冷卻水溫主要有25 ℃和33 ℃兩種。所以本文結(jié)合工程實(shí)際，采用有限元分析軟件計(jì)算電機(jī)在兩種冷卻條件下額定運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)態(tài)溫度場，確定電機(jī)的最熱點(diǎn)存在安全裕量。在此基礎(chǔ)上，綜合考慮電機(jī)的最大轉(zhuǎn)矩和絕緣限制，對兩種冷卻條件下電機(jī)的抗沖擊持續(xù)帶載能力進(jìn)行定量計(jì)算，并通過對電機(jī)進(jìn)行測試實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果合理性。

1 電機(jī)的三維穩(wěn)態(tài)溫度場仿真

1.1 電機(jī)參數(shù)及溫度場數(shù)學(xué)模型

以一臺(tái)5 kW真空干泵驅(qū)動(dòng)用屏蔽感應(yīng)電機(jī)為研究對象，該電機(jī)的具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 5 kW屏蔽電機(jī)的三維模型Fig.1 3D model of 5 kW canned motor

其中電機(jī)定子內(nèi)側(cè)采用屏蔽套進(jìn)行屏蔽，隔離轉(zhuǎn)子和機(jī)殼腔體，保證真空環(huán)境絕對無泄漏[16]。屏蔽套采用非導(dǎo)磁材料Sus316L，電機(jī)驅(qū)動(dòng)方式為變頻器驅(qū)動(dòng)，冷卻方式為水冷，表1為電機(jī)基本參數(shù)。

表1 電機(jī)的基本參數(shù)

根據(jù)電機(jī)整體結(jié)構(gòu)和電機(jī)基本參數(shù)，建立的電機(jī)溫度場求解域三維物理模型如圖2所示。

圖2 5 kW屏蔽電機(jī)的溫度場仿真三維物理模型Fig.2 3D physical model of temperature field simulation for 5 kW canned motor

根據(jù)傳熱學(xué)理論，對于各向同性介質(zhì)，真空泵所用驅(qū)動(dòng)電機(jī)溫度場熱傳導(dǎo)、熱對流問題可以通過三維導(dǎo)熱方程式加以描述[17-19]，即：

(1)

式中：Kx、Ky、Kz為電動(dòng)機(jī)各介質(zhì)x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；T為溫度，℃；q為熱源密度，W/m3；n為邊界法向量；S1為電動(dòng)機(jī)絕熱邊界面；S2為電動(dòng)機(jī)散熱邊界面；Te為S2周圍的介質(zhì)溫度，℃；α為S2面的散熱系數(shù)，W/(m2·℃)；K為S1和S2面法向?qū)嵯禂?shù)，W/(m2·℃)。

針對屏蔽電機(jī)內(nèi)的瞬態(tài)溫度場研究，根據(jù)傳熱學(xué)原理可知，對于瞬態(tài)溫度場進(jìn)行求解時(shí)，導(dǎo)熱方程應(yīng)考慮時(shí)間項(xiàng)，且對于各向同性介質(zhì)，導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)。在直角坐標(biāo)系下的求解域內(nèi)三維瞬態(tài)熱傳導(dǎo)及其邊界條件為[20]：

(2)

式中：T為物體溫度，℃；T0為邊界上已知的溫度分布，℃；Te為周圍介質(zhì)的溫度，℃；Kx、Ky、Kz為電動(dòng)機(jī)各介質(zhì)x、y、z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；S1、S2、S3分別為電機(jī)的溫度邊界、熱流邊界和對流換熱邊界，在樣機(jī)的瞬態(tài)場求解中給出了第二類和第三類邊界條件，即給電機(jī)對應(yīng)部分賦值對應(yīng)的熱源密度，將機(jī)殼作為電機(jī)的散熱邊界；q為熱源密度，W/m3；t為時(shí)間，s；q0為通過邊界面S2的熱流密度，W/m3；n為邊界法向量；α為散熱系數(shù)，W/(m2·℃)；K為導(dǎo)熱系數(shù)；ρ為物質(zhì)密度，kg/m3；c為物質(zhì)比熱容，J/(kg·℃)。

由于屏蔽電機(jī)的結(jié)構(gòu)特殊，定子內(nèi)側(cè)的屏蔽套使電機(jī)轉(zhuǎn)子完全密封，轉(zhuǎn)子處于高度真空的狀態(tài)，輻射換熱成為主要散熱方式，所以應(yīng)該考慮定子屏蔽套內(nèi)表面和轉(zhuǎn)子外表面的輻射散熱。在真空環(huán)境中，考慮兩面間熱輻射的計(jì)算問題；根據(jù)史蒂芬—波爾茲曼法則和相互作用法則可以得到方程[21-22]

(3)

式中：Qi-j是由平面i到j(luò)平面?zhèn)鬟f的熱量，W；Ai是平面i的面積，m2；Fij是兩個(gè)平面的角系數(shù)，與面積、方向和距離有關(guān)；ε是平面的總發(fā)射率；Ti和Tj分別為兩個(gè)平面的溫度，℃。

定子繞組及絕緣結(jié)構(gòu)復(fù)雜，定子槽內(nèi)導(dǎo)熱系數(shù)較難計(jì)算，所以采用文獻(xiàn)[23]的方式進(jìn)行簡化。其導(dǎo)熱系數(shù)采用下式進(jìn)行求解計(jì)算：

λeq=

(4)

式中：δi(i=1，2，3，…，n)為槽內(nèi)材料的等效厚度；λi(i=1，2，3，…，n)為槽內(nèi)材料的導(dǎo)熱系數(shù)；λeq為槽內(nèi)材料的等效導(dǎo)熱系數(shù)。

1.2 熱源及邊界條件的確定

本文利用有限元分析軟件對電機(jī)額定工況下的電磁場進(jìn)行計(jì)算，得到電機(jī)各部分的損耗分布。其中由于屏蔽套的存在會(huì)產(chǎn)生比例較大的渦流損耗，所以計(jì)算時(shí)應(yīng)該考慮該部分損耗。同時(shí)將電機(jī)的損耗與體積的比值即熱流密度作為熱源，均勻的賦值給電機(jī)模型各部分。具體損耗分布如表2所示。

表2 電機(jī)的損耗分布

邊界條件：考慮高度真空條件下的屏蔽套內(nèi)表面與轉(zhuǎn)子外表面的輻射作用，兩種材料的發(fā)射率分別為0.16和0.2[24]。電機(jī)機(jī)殼表面為散熱面，液冷機(jī)殼散熱系數(shù)。根據(jù)流體的相似性準(zhǔn)則[25-26]，有：

(5)

式中：Nus為流體的努爾特?cái)?shù)；αs為機(jī)殼表面與流體的熱交換系數(shù)，W/(m2·K)；Prs為流體的普朗特?cái)?shù)；λs為流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；μ為流體的動(dòng)力粘度，Pa·s；cp恒壓熱容，J/(kg·K)；Res為流體雷諾數(shù)；ρ為流體密度，kg/m3；νs為流速，m/s；l為特征尺寸，m。在流道截面形狀不規(guī)則時(shí)，采用當(dāng)量直徑de，其表達(dá)式為

de=4S/P。

(6)

式中：S為流體過流截面積，m2；P為濕潤周長，m。Res和Nus與流體的流動(dòng)狀態(tài)有關(guān)，本文中流體的流動(dòng)為紊流，則有

[1+(de/L)2/3](Prs/Prw)0.11。

(7)

式中：Prw為由壁面溫度tw確定的流體普朗特?cái)?shù)；L為管道長度?？傻脵C(jī)殼表面的散熱系數(shù)為

αs=Nusλs/de。

(8)

樣機(jī)采用的水道形式為螺旋水道，冷卻水進(jìn)水流量為6.5 L·min-1，水道尺寸為2.5 mm×15 mm，周向水道數(shù)為6周，相鄰水道間隔為5 mm。計(jì)算得到機(jī)殼的等效散熱系數(shù)來等效對流換熱，其中25 ℃時(shí)的等效對流換熱系數(shù)為3 077.50 W/(m2·K)，33 ℃時(shí)的等效對流換熱系數(shù)為3 586.87 W/(m2·K)。環(huán)境溫為室溫25 ℃。

1.3 電機(jī)額定運(yùn)行時(shí)穩(wěn)態(tài)溫度場的分析

根據(jù)所建立的模型，將有限元計(jì)算得到的各部分損耗分別賦值給定子繞組，轉(zhuǎn)子鼠籠，定子鐵心，轉(zhuǎn)子鐵心以及屏蔽套等電機(jī)的發(fā)熱部件。并添加相應(yīng)邊界條件，分別得到電機(jī)在兩種冷卻條件下額定運(yùn)行時(shí)穩(wěn)態(tài)溫度分布。其中25 ℃冷卻水冷卻條件下得到的仿真計(jì)算結(jié)果分別如圖3、圖4和圖5所示。

圖3 冷卻水25 ℃時(shí)電機(jī)整體的穩(wěn)態(tài)溫度場Fig.3 Steady temperature field of the whole motor at 25 ℃ cooling water

圖4 冷卻水25 ℃時(shí)電機(jī)的定子繞組溫度分布Fig.4 Temperature distribution of motor stator winding at 25 ℃ cooling water

圖5 冷卻水25 ℃時(shí)電機(jī)的轉(zhuǎn)子鼠籠導(dǎo)條溫度分布Fig.5 Temperature distribution of rotor bar of motor at 25 ℃ cooling water

由計(jì)算結(jié)果可知，電機(jī)的最熱點(diǎn)溫度為106.18 ℃，位于定子繞組端部。從軸向上看定子繞組兩端溫度較高，中間溫度較低。這主要是由于定子繞組端部伸出鐵心且至于空氣中，空氣的轉(zhuǎn)熱能力較差，而定子繞組鐵心內(nèi)部分與鐵心接觸充分，熱量通過鐵心傳遞。對于轉(zhuǎn)子部分，由于屏蔽套內(nèi)部處于高度真空狀態(tài)，散熱較差，所以轉(zhuǎn)子鼠籠溫度較高，最高溫度在端環(huán)處，達(dá)到81.97 ℃。

水溫33 ℃時(shí)的計(jì)算結(jié)果分別如圖6、圖7和圖8所示。

圖6 冷卻水33 ℃時(shí)電機(jī)整體的穩(wěn)態(tài)溫度場Fig.6 Steady temperature field of the whole motor at 33 ℃ cooling water

圖7 冷卻水33 ℃時(shí)電機(jī)的定子繞組溫度分布Fig.7 Temperature distribution of motor stator winding at 33 ℃ cooling water

圖8 冷卻水33 ℃時(shí)電機(jī)的轉(zhuǎn)子鼠籠導(dǎo)條溫度分布Fig.8 Temperature distribution of rotor bar of motor at 33 ℃ cooling water

同樣在33 ℃的冷卻水溫下，由計(jì)算結(jié)果可知電機(jī)最高溫度仍位于定子繞組端部，最高溫為114.69 ℃。此外，由于轉(zhuǎn)子部分沒有直接接觸機(jī)殼，所以冷卻水溫改變后轉(zhuǎn)子鼠籠導(dǎo)條溫度變化較小。在此種冷卻條件下轉(zhuǎn)子鼠籠最高溫度為86.07 ℃。

根據(jù)真空泵的實(shí)際運(yùn)行條件要求，對25 ℃和33 ℃兩種冷卻條件下的穩(wěn)態(tài)溫度場計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析可知，電機(jī)的最熱點(diǎn)溫度還有一定的安全裕量。由于定子繞組端部溫度最高，且溫升較快會(huì)最先達(dá)到絕緣限制，在對電機(jī)持續(xù)帶載能力評估時(shí)應(yīng)該重點(diǎn)關(guān)注定子繞組端部溫升的瞬態(tài)變化過程。

2 真空泵電機(jī)抗沖擊持續(xù)帶載能力評估

通過電機(jī)額定狀態(tài)下溫度場計(jì)算的結(jié)果可知，最熱點(diǎn)溫度仍存在安全裕量，電機(jī)的負(fù)載能力有待于進(jìn)一步發(fā)掘。因此以額定條件下的計(jì)算結(jié)果作為初始條件，通過設(shè)置過載轉(zhuǎn)矩來模擬沖擊載荷，每次以1 N·m增加負(fù)載轉(zhuǎn)矩，不考慮由電機(jī)控制器產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)特性因素，并且確保負(fù)載轉(zhuǎn)矩小于最大轉(zhuǎn)矩。依次對電機(jī)在各過載轉(zhuǎn)矩下的瞬態(tài)溫度場進(jìn)行計(jì)算，得到最熱點(diǎn)在不同負(fù)載率沖擊載荷下連續(xù)過載運(yùn)行時(shí)的溫升情況，具體流程如圖9所示。

圖9 電機(jī)持續(xù)帶載能力評估流程圖Fig.9 Flow chart of motor continuous load capacity evaluation

2.1 冷卻水25 ℃條件下電機(jī)持續(xù)帶載能力

將穩(wěn)態(tài)溫度場計(jì)算結(jié)果作為初始條件，設(shè)置初次過載轉(zhuǎn)矩為15.4 N·m。分析可知過載轉(zhuǎn)矩仍在最大轉(zhuǎn)矩范圍內(nèi)，因此，通過有限元軟件計(jì)算出電機(jī)的各部分損耗情況，依然運(yùn)用建立的電機(jī)三維模型和邊界條件進(jìn)行電機(jī)的瞬態(tài)溫度場分析，并將計(jì)算結(jié)果作為下一次仿真計(jì)算的初始條件。逐次增加負(fù)載轉(zhuǎn)矩，并保證轉(zhuǎn)矩小于29.6 N·m，重復(fù)之前過程計(jì)算電機(jī)瞬態(tài)溫度場，并以每次的仿真結(jié)果作為下一次的初始條件，得到在各過載轉(zhuǎn)矩下最熱點(diǎn)的瞬時(shí)溫升曲線和定子繞組溫度分布，直到最熱點(diǎn)溫度達(dá)180 ℃的絕緣限制。其中25 ℃時(shí)電機(jī)最熱點(diǎn)的溫升情況如表3所示。

表3 冷卻水25 ℃時(shí)不同過載轉(zhuǎn)矩下的最熱點(diǎn)溫度及溫升達(dá)到穩(wěn)定所需時(shí)間

由表3可知，當(dāng)電機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩增加到18.4 N·m時(shí)，電機(jī)負(fù)載仍未達(dá)到最大轉(zhuǎn)矩，然而此時(shí)最熱點(diǎn)穩(wěn)態(tài)溫度已經(jīng)突破絕緣限制，繼續(xù)增加負(fù)載會(huì)造成電機(jī)過熱。圖10～圖13為最熱點(diǎn)在各過載轉(zhuǎn)矩下的溫升曲線和定子繞組溫度分布。

圖10 負(fù)載15.4 N·m時(shí)定子繞組溫度分布與 最熱點(diǎn)溫升Fig.10 Temperature distribution and hottest spot temperature rise of stator winding under 15.4 N·m load

如圖13所示，當(dāng)負(fù)載轉(zhuǎn)矩增加至18.4 N·m時(shí)，根據(jù)電機(jī)最熱點(diǎn)的溫升曲線可知，電機(jī)在運(yùn)行745 s后定子繞組最熱點(diǎn)溫度達(dá)到180 ℃的絕緣限制，繼續(xù)運(yùn)行電機(jī)將存在安全隱患。為更全面的分析電機(jī)負(fù)載能力，改變冷卻條件，對另一常用的33 ℃冷卻水溫情況下電機(jī)在沖擊載荷下持續(xù)帶負(fù)載能力進(jìn)行仿真計(jì)算。

圖11 負(fù)載16.4 N·m時(shí)定子繞組溫度分布與 最熱點(diǎn)溫升Fig.11 Temperature distribution and hottest spot temperature rise of stator winding under 16.4 N·m load

圖12 負(fù)載17.4 N·m時(shí)定子繞組溫度分布與 最熱點(diǎn)溫升Fig.12 Temperature distribution and hottest spot temperature rise of stator winding under 17.4 N·m load

圖13 負(fù)載轉(zhuǎn)矩18.4 N·m時(shí)最熱點(diǎn)溫升與定子繞組達(dá)到絕緣限制時(shí)的溫度分布Fig.13 Temperature rise of the hottest spot and temperature distribution of the stator winding when the load torque is 18.4 N·m

2.2 冷卻水33 ℃條件下電機(jī)持續(xù)帶載能力

仿真過程與25 ℃冷卻水時(shí)仿真過程相同，在電機(jī)的最大轉(zhuǎn)矩范圍內(nèi)，設(shè)置過載轉(zhuǎn)矩模擬沖擊載荷，通過對電機(jī)在各過載倍數(shù)下的瞬態(tài)溫度場的進(jìn)行仿真計(jì)算，得到電機(jī)運(yùn)行在不同負(fù)載率的沖擊載荷下連續(xù)過載運(yùn)行時(shí)最熱點(diǎn)的溫升情況進(jìn)行計(jì)算，直到達(dá)到絕緣限制。表4和圖14分別為電機(jī)運(yùn)行在不同負(fù)載率的沖擊載荷下連續(xù)過載運(yùn)行時(shí)，最熱點(diǎn)溫升達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)所用時(shí)間和穩(wěn)態(tài)溫度以及最熱點(diǎn)的溫升曲線。

表4 冷卻水33 ℃時(shí)最熱點(diǎn)在不同過載轉(zhuǎn)矩下溫升達(dá)到穩(wěn)定所需時(shí)間及穩(wěn)態(tài)溫度

圖14 冷卻水溫33 ℃時(shí)最熱點(diǎn)在不同過載倍數(shù)下 溫升曲線Fig.14 Temperature rise curve of the hottest spot of stator winding under different overload times when water temperature is 33 ℃

由圖14和表4可知，在33 ℃冷卻水溫下，電機(jī)在17.4 N·m及以下仍可以長時(shí)間安全運(yùn)行。當(dāng)負(fù)載增加到18.4 N·m時(shí)，電機(jī)在更短時(shí)間內(nèi)突破絕緣限制。其中電機(jī)轉(zhuǎn)矩18.4 N·m情況下的最熱點(diǎn)溫升和達(dá)到絕緣限制時(shí)定子繞組溫度分布如圖15所示。

圖15 負(fù)載轉(zhuǎn)矩18.4 N·m時(shí)最熱點(diǎn)溫升與定子繞組達(dá)到絕緣限制時(shí)的溫度分布Fig.15 Temperature rise of the hottest spot and temperature distribution of the stator winding when the load torque is 18.4 N·m

如圖15可以看出，當(dāng)負(fù)載轉(zhuǎn)矩為18.4 N·m時(shí)，電機(jī)的可安全運(yùn)行時(shí)間減少到160 s。并且通過定子繞組的溫度分布可以看出當(dāng)電機(jī)最熱點(diǎn)達(dá)到絕緣限制時(shí)，由于水冷存在，定子繞組鐵心內(nèi)部分溫升較慢，溫度低于同等情況下水溫為25 ℃時(shí)的溫度。

3 樣機(jī)測試實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證有限元計(jì)算結(jié)果以及得到的溫升曲線的準(zhǔn)確性、合理性。在25 ℃和33 ℃兩種冷卻水溫下對樣機(jī)進(jìn)行測試實(shí)驗(yàn)。在樣機(jī)測試前通過在繞組端部絕緣外的不同位置埋置多個(gè)pt100傳感器，以便測得定子繞組最熱點(diǎn)溫度位置。實(shí)驗(yàn)過程中，保證測試時(shí)外界條件和仿真的邊界條件相同，即進(jìn)水口冷卻水流量6.5 L·min-1，且首先在25 ℃冷卻水溫下，測量電機(jī)額定運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)態(tài)溫度，待溫度穩(wěn)定后將負(fù)載轉(zhuǎn)矩增加1 N·m。為得到最熱點(diǎn)溫升曲線，每隔10分鐘記錄一次示數(shù)直到溫度穩(wěn)定。繼續(xù)增加負(fù)載，重復(fù)上述步驟直到pt100示數(shù)達(dá)到180 ℃立刻停機(jī)。待電機(jī)溫度冷卻至室溫將冷卻水溫調(diào)整到33 ℃重復(fù)上述過程。圖16為實(shí)驗(yàn)測試平臺(tái)。

圖16 電機(jī)過載能力測試平臺(tái)Fig.16 Load capacity test platform of motor

圖17和圖18分別為兩種冷卻條件下的仿真計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果對比圖。

圖17 水溫25 ℃時(shí)最熱點(diǎn)溫升曲線的實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果Fig.17 Experimental and simulation results of the temperature rise curve of the hottest spot at 25 ℃

圖18 水溫33 ℃時(shí)最熱點(diǎn)溫升曲線的實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果Fig.18 Experimental and simulation results of the temperature rise curve of the hottest spot at 33 ℃

在兩種冷卻條件下，由于在仿真計(jì)算過程中未考慮到電機(jī)的電磁參數(shù)、材料屬性以及機(jī)殼等效散熱系數(shù)等受溫度變化的影響，所以實(shí)驗(yàn)和仿真結(jié)果之間存在一定的誤差，最大誤差分別為4.8 ℃和4.2 ℃。在18.4 N·m過載情況下，電機(jī)的可安全運(yùn)行時(shí)間的實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果分別為780 s和240 s，與仿真分析得到的結(jié)果基本吻合。圖19對兩種冷卻條件下電機(jī)的持續(xù)帶載能力進(jìn)行了比較。

圖19 兩種冷卻條件下電機(jī)的持續(xù)帶載能力比較Fig.19 Comparison of continuous load capacity of motor under two cooling conditions

由圖19可知僅改變冷卻水溫的情況下，電機(jī)最熱點(diǎn)的溫升曲線趨勢基本一致。根據(jù)牛頓散熱定律可知，在同一負(fù)載率下?lián)p耗相同時(shí)，雖然33 ℃冷卻水的等效對流散熱系數(shù)要略高于25 ℃冷卻水，但由于水套內(nèi)水的平均溫度較高，所以散熱面溫度更高，最熱點(diǎn)溫度也應(yīng)高于25 ℃冷卻水時(shí)，與圖22所示結(jié)果基本吻合。所以可知在冷卻水溫為25 ℃時(shí)，在同等負(fù)載率下過載時(shí)電機(jī)溫度更低，在轉(zhuǎn)矩18.4 N·m時(shí)電機(jī)的安全運(yùn)行時(shí)間提高了333.33%，電機(jī)在特殊工況下具有更高的持續(xù)帶載能力。

4 結(jié) 論

根據(jù)真空泵實(shí)際工作時(shí)的運(yùn)行條件要求，本文采用有限元計(jì)算法對一臺(tái)5 kW真空干泵用屏蔽電機(jī)在兩種冷卻條件下額定運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)態(tài)溫度場和突加載荷后持續(xù)過載運(yùn)行時(shí)的瞬態(tài)溫度場進(jìn)行計(jì)算和分析，得到最熱點(diǎn)的溫升曲線。從電機(jī)的最大轉(zhuǎn)矩和絕緣等級(jí)兩方面綜合考慮來對電機(jī)抗沖擊持續(xù)帶負(fù)載能力進(jìn)行評估，并對電機(jī)兩種冷卻條件下負(fù)載能力進(jìn)行了對比分析，得到結(jié)論如下：

1)兩種冷卻條件下，電機(jī)在額定狀態(tài)運(yùn)行時(shí)由于定子繞組端部沒有與定子鐵心直接接觸散熱條件較差，且定子銅耗較大，所以定子繞組端部為電機(jī)的最熱點(diǎn)。但距離電機(jī)的絕緣限制有一定安全裕量，電機(jī)負(fù)荷能力有待于進(jìn)一步發(fā)掘。

2)定子繞組端部溫度最高且溫升較快，最容易突破絕緣限制，通過對過載狀態(tài)下瞬態(tài)溫度場計(jì)算得到的定子繞組端部最熱點(diǎn)溫升曲線可知，當(dāng)電機(jī)突加載荷后，在常用的兩種冷卻條件下，若電機(jī)需要長時(shí)間連續(xù)工作時(shí)，過載倍數(shù)應(yīng)控制在1.2以內(nèi)，當(dāng)過載倍數(shù)處于1.2至1.28之間時(shí)在25 ℃和33 ℃兩種冷卻水溫下電機(jī)仍可以分別在745 s和160 s以內(nèi)安全運(yùn)行。此外，通過與最大轉(zhuǎn)矩的比較可知，電機(jī)在上述負(fù)載率狀態(tài)下運(yùn)行時(shí)不會(huì)發(fā)生堵轉(zhuǎn)。

3)通過電機(jī)負(fù)載能力測試實(shí)驗(yàn)得到的溫升曲線驗(yàn)證了最熱點(diǎn)溫升曲線的仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性和合理性。通過理論上和計(jì)算結(jié)果兩方面對兩種冷卻條件下電機(jī)的持續(xù)帶載能力進(jìn)行對比分析可知，電機(jī)在25 ℃冷卻水溫下具有更強(qiáng)抗沖擊持續(xù)帶負(fù)載能力。該研究對電機(jī)的負(fù)載潛力進(jìn)行發(fā)掘了和定量計(jì)算，從電機(jī)安全運(yùn)行角度出發(fā)，為今后真空泵在特殊工況下運(yùn)行時(shí)，真空泵電機(jī)在沖擊載荷下連續(xù)運(yùn)行時(shí)可承受的安全過載倍數(shù)的判斷，以及極端條件下電機(jī)過熱保護(hù)裝置預(yù)留窗口期的更精準(zhǔn)確定提供了科學(xué)依據(jù)。