高速、高精度數控銑床電主軸結構優化及其性能（néng）研究
2016-8-29 來源：機械（xiè）工程學院 作者：-
本章對電主軸的熱態性能加（jiā）Ｗ分析，由於電主軸在商速運轉過程中會發生大量的熱量，如（rú）果這（zhè）些熱量得不到很好（hǎo）的發散，主軸係統就會在這些熱量（liàng）的作用下溫升，進而主軸係統受熱（rè）引起熱變形，直接影響被加工件的（de）表（biǎo）麵質量，嚴重時甚至會導致主軸係統失效。因此，本文希望電主軸溫升能夠控製在最小值（zhí），溫度（dù）梯度盡量能夠對稱均勻分（fèn）布。在對電主軸的（de）結構設計完成麽後（hòu），展（zhǎn）開電主（zhǔ）軸熱態特性的研究工作，對提高電主軸加工特性Ｗ及加工精度具（jù）有重要的意義[６２]
５．１高速（sù）、離精度電主軸的（de）熱源分（fèn）析和計算
研究表明：電主（zhǔ）軸係統的兩個主要的熱量來（lái）源就是內置電機發熱和（hé）主軸前後高速角（jiǎo）接（jiē）觸球軸承組的發熱。
５．１．１髙（gāo）速、高精（jīng）度電主軸電機的（de）發（fā）熱分析與升算
內置電機輸入功率在轉化（huà）為有效（xiào）輸出的同時伴（bàn）隨著功率的損耗，功率損耗Ｗ熱量的形式散發，電動機發（fā）熱就是從這些功率損耗轉化（huà）而來。通常包括機械損（sǔn）耗、磁損耗、銅損耗和附加損耗，由於附加損耗占比一般在１％￣５％，一般不做（zuò）計算。
ａ）主軸機械損耗
高速旋轉的轉子零部件跟環境氣體會產生摩擦，該摩擦（cā）引起的損耗就是機械損耗。該（gāi）損耗主要產（chǎn）生於轉子兩端（duān）與空氣、轉子外表麵與定、轉子配合間隙內氣體之間（jiān）的摩擦力。下麵計算這些機械摩擦（cā）損耗，方法如（rú）下式：
ｂ）主軸磁損耗（hào）
鐵忘被周期性反複磁化使得電機定予（yǔ）和轉子內因磯滯和鍋流會產生（shēng）磁損耗。靜磁化、旋轉磁化和循環磁化都屬於反複磁化。依據相關研究結果，本論文所涉及的反複（fù）磁化就屬於循環磁化（huà），在循環磁（cí）化時，通常單位質量材料的損耗（hào）經驗公式為：
可Ｗ依據轉差率計算轉子鐵忘的轉散，但是該功率太小（xiǎo）可Ｗ忽略。下麵（miàn）僅對滿流損耗進行計算：
Ｃ）主軸銅損耗
在同步電機中，銅損耗是由於交變（biàn）電流通過定子與轉子線（xiàn）圈繞組，繞組材料自身電阻率引發的常態電阻熱（rè）損耗。損耗方程為：
佛羅裏達大學Ｊｏｒｄａｎ教授Ｗ額（é）定功率３７．３ｋｗ的標準電機為研巧對（duì）象［６３］，研巧結（jié）果表明，電機損耗包括機械損耗、銅損耗、磁損耗和（hé）附加損耗，其（qí）損（sǔn）耗占比如下表５．１：
表５．１電機（jī）各種損耗占比
故依據Ｊｏｒｄａｎ的研究取功率因（yīn）素（sù）０．８，那麽電動機的（de）額定（dìng）功率損耗為５．７ｋＷ，並且根據廣州數控設備（bèi）有限公（gōng）司陳楚興、邵國安和廣州工業大學黃開勝利用ＡＮＳＯＦＴ電機快速（sù）設計軟件傷真可知［６４１，電機在額定轉速到最高（gāo）轉速之間可Ｗ做（zuò）恒功率變速。根據上海交通大學郭舟平李藉智［６５］運用ＮＡＳＴＲＡＮ對電主軸係統進巧主軸各個轉（zhuǎn）速下的（de）熱穩態分析的研究結果也表明；在額定功率Ｗ下，主軸的轉（zhuǎn）速對主軸係統定子發熱（rè）的影響很大，當達到主軸的額（é）定功率後，定（dìng）子的發熱隨轉（zhuǎn）速的變化影響不大。
高速旋轉的電機會產生大量的熱量，研（yán）究表明送些熱量的１／３是（shì）由（yóu）電機轉子（zǐ）產生，另外２／３由電機定子產生。假設（shè）這些（xiē）熱量損耗全部轉化為電機發熱。電機的額（é）定功率為２８ｋＷ，經計算可Ｗ得到；轉子產（chǎn）熱量為１．９ｋＷ，定子產熱量為３．８ｋＷ。
５．１．２高速電主軸軸承的發熱分析與計算
角接觸球軸承組是高（gāo）速電主軸係統內部的另一個重要（yào）熱（rè）源，高速旋轉條件下（xià），角接（jiē）觸球軸承為點接觸，軸承滾動體與內外（wài）圈之間存在（zài）滾動阻力，使（shǐ）得兩者麽間摩擦劇烈，產生大量的摩擦熱。研究表明，高（gāo）速角接觸球（qiú）軸承的（de）發熱隨摩擦力矩的增大發熱量越多。根據Ｐａｋｎｇｒｅｎ關於滾動軸承摩（mó）擦力矩的推導公式，軸承的摩擦力矩Ｍ包含兩部分［６６］：軸承（chéng）與潤滑油粘性間（jiān）產生（shēng）的（de）摩擦（cā）力矩M0（Ｎ’ｍ）；與負荷作（zuò）用所產生的摩擦力矩而（Ｎ’ｍ）。計算公式如下：
論文中軸承組采用４６號潤淆油作為潤滑劑，結合前後軸承組的各項參數，依據（jù）式（５－５）￣（５－９），計算可得（dé）到（dào），電主軸在額定功率不同（tóng）轉速（sù）下恒Ｊ力率變速時，前（qián）後軸（zhóu）承組摩擦發熱量如下表５．２所示：
表５．２各轉速下前（qián）後軸承的摩擦發熱量
５.３窩速電主軸的熱載荷（hé）熱生成率（lǜ）的計算
電主軸熱載荷主要包含Ｗ下兩部分；電機發熱和軸承（chéng）的發熱（rè）。下麵分別對其（qí）熱生成率進行計算，電機的熱生（shēng）成率包括電機定及轉（zhuǎn）子（zǐ）的熱生成率；軸承的熱生（shēng）成率（lǜ）包含前軸承組和後軸承組的熱（rè）生成率。計算熱生成（chéng）率ｑ的公式如下：
前（qián）麵通過計算已經（jīng）得到了軸承組的摩擦發熱（rè）量，同時將上式（５－１１）汁算所（suǒ）得軸承（chéng）體積參數代入公式（５－１０），電主軸在額定功率，額定轉速、最高轉速及１５０００ｉｐｍ轉速下前後軸承的（de）熱生成率計算得到如表５．３所示：
表５．３各轉速穩定條件下前（qián）後軸承的熱生成率
５．２高速電主軸熱邊界條件的確定
依據（jù）美國普渡大學ｂｏｓｓｍａｎｎｓ和中國學者（zhě）吳玉厚［６７］的研究，高速電主軸係統的傳熱（rè）主要為軸（zhóu）承潤滑係統中軸承與潤滑油（yóu）氣麽間的對流換熱，電機定子與定子冷卻液間的對流換熱，電動機轉子端麵與空氣之間的對流換熱，電機定轉子間氣（qì）隙間的對流（liú）換熱，電主軸（zhóu）外殼與外（wài）界空氣（qì）的對流換熱。還（hái）有各零部件之間的福射，但是由於轄（xiá）射熱量相對較小，忽略不（bú）計。本論文在研究的過程中發（fā）現還要考慮主軸係統（tǒng）的傳熱：髙速電主軸（zhóu）巧軸空必處內表麵與空氣的對流換熱Ｗ及係統旋轉外表麵（miàn）與空（kōng）氣之間的對流（liú）換熱。
５．２．１電機定（dìng）子（zǐ）與定子冷卻液之間的對流換熱
該對流換熱（rè）主要是（shì）通過定子與定子循環冷卻液冷之間（jiān）熱交換實現的。螺旋槽內的冷卻液（yè）通過持（chí）續不斷的循環對流實（shí）現換熱。冷卻液的流態、溫度和螺旋槽（cáo）的（de）幾何尺寸都會影響該係數的具體值。
電機定子與（yǔ）冷卻液間的熱交換屬於管道內的穩流體（tǐ）強迫對流換熱。強迫對（duì）流熱交換係數計（jì）算公（gōng）式如下:
假定電主軸在各個轉速階段，冷卻液的供應量都不變，則電主軸（zhóu）與冷卻水之間的對流換熱係數不因主軸轉速的改變（biàn）而改變。
５．２．２電機轉子端部與空氣間的傳熱
電機轉子熱傳（chuán）遞分為Ｈ部分，其中一部分直接傳遞給主軸，另一部分（fèn）通過定轉子（zǐ）之間的（de）氣隙傳給了定子，其餘由轉子端部傳遞（dì）到周圍的（de）空氣中。研究表（biǎo）明，當電主軸在（zài）高（gāo）速旋轉時，轉子端部傳遞到周圍的空氣中（zhōng）的那部分熱量占比最大,可通過下（xià）式進行計算轉（zhuǎn）子端部與空（kōng）氣間的熱交換係數:
式中：
然後分別計算電主軸在額定轉（zhuǎn）速（sù）、最高（gāo）轉速（sù）及１５０００ｒｐｍ轉速時，電機轉子端部與空氣間的傳熱係數如表５．４；
表５．４電機轉子端部與空氣間的傳熱係數（shù）
５．２．３髙速電主軸係統外殼麵與外界空氣的對流換熱
為（wéi）了保證機床的加工精度，主軸係統內部熱源產生熱量需要散發出去，工作一段時間後（hòu），主軸係統（tǒng）整體都會有溫升（shēng）。此時電（diàn）主軸係統外殼表麵溫度會比周圍環境高。也就是（shì）說，部分熱量會通過電（diàn）主軸外殼傳遞到周圍的（de）空氣中，其餘部分經由（yóu）電（diàn）主軸（zhóu）向外界空氣的福射傳熱。該種傳熱方式被稱為複合傳熱。假設環境溫（wēn）度為定值，複合傳熱的換（huàn）熱（rè）係數可Ｗ用下式來表示：
５．２．４高速電主軸係統運動外表麵與外界空氣的對流換熱
電主軸運動外表麵與周圍空氣的換熱類似於電化轉子端部的傳熱，可按公式（５－１４）計算換熱係數用，按公式（shì）（５－１５）計算主軸的平均速度。主軸運動外表麵的（de）平巧直徑值３？１為０．０４６ｍ。根據公式 添加字1 可（kě）Ｗ計算得到電主軸（zhóu）運動外表麵在額定轉速、最（zuì）高轉速及ＩＳＯＯＯｒｐｍ轉速下與周圍空氣的換熱係數如下表５．５所示：
表５．５電主軸運動外表麵各個轉速下與周圍空氣的換熱係數
５．２．５高速電主軸內部與空（kōng）氣的對流換熱（rè）
主軸內部運動表麵與空氣間的對流換熱與電機轉子端部的傳（chuán）熱類型相同，可根據式（５－１４）、（５－１５）進行計算（suàn），取主軸內部平均直徑（jìng）（１？＾為０．０２５ｍ，根據公式 添加 字2 計（jì）算得到電主（zhǔ）軸運動內表麵在（zài）額定轉速、最高轉速及１５０００ｉｐｍ轉速下與周圍空氣的換熱係數如下表５．６所示：
表５．６電主軸運動內（nèi）表麵各個轉速下與周圍空氣的換熱係數（shù）
５．２．６軸（zhóu）承（chéng）與油－氣潤滑係統的對流換熱
主軸軸承的（de）潤滑和冷卻采用較為先進的油氣潤滑方法，直接向軸（zhóu）承（chéng）潤（rùn）滑區域內射入高（gāo）速的油氣混合物，Ｗ達到對軸（zhóu）承潤滑與冷（lěng）卻的目的。但（dàn）是實（shí）際（jì）上，由於漉合物中油量比（bǐ）較少（shǎo）的緣故，真正起到（dào）冷卻作用的是壓縮空（kōng）氣。氣流（liú）在軸（zhóu）承中的平均流速和氣流流過軸承（chéng）的麵積都會對軸承與壓縮空氣的（de）對流換熱係數產生影響（xiǎng）。氣（qì）流流過主軸軸承內（nèi）外滾道的軸向流動麵積用Ａ表示，計算公式如下：
本論（lùn）文中，假定軸承在各個（gè）轉速下工作時軸承油氣澗滑的供應量不變，取V1＝１２４Ｘｌ（Ｔ３ｍ３／ｓ，然後結（jié）合軸（zhóu）承中徑大（dà）小，根據式（shì）（５－１１）、（５－）可Ｗｉ十算出前（qián）後軸（zhóu）承氣（qì）流的平均流速。最後根據式（５－１３），可Ｗ計（jì）算得到在主軸額定轉速、最高轉速及ＩＳＯＯＯｒｐｍ轉速下前軸承與壓縮空氣的對流換熱係（xì）數如表５．７所（suǒ）示；在主軸額定轉速、最（zuì）高轉速及１５０００ｒｐｍ轉速下後軸承與壓縮空氣的對流（liú）換熱（rè）係數如表５．８所（suǒ）示：
表（biǎo）５．７主軸（zhóu）各轉速下前軸承（chéng）與壓（yā）縮空氣的對流換熱係數
表（biǎo）５．８主軸各轉速下後軸承與壓縮空氣的對流換熱係數
５．２．７定（dìng）轉子（zǐ）氣隙間的對流換熱係數
高速電主軸和環境（jìng）麽（me）間的換熱主（zhǔ）要是對流換熱，轉速為２００００ｒ／ｍｉｎ為例進行計算（suàn），由努賽爾方程可（kě）得到主軸定轉子（zǐ）間氣息對流換熱係數計算式；
電主軸在額定轉（zhuǎn）速（sù）、最商轉（zhuǎn）速及ＩＳＯＯＯｒｐｍ轉速下定轉子氣隙（xì）間對流換熱係（xì）數如下表５．９所示：
表５．９電主軸各轉速下定轉子氣隙間（jiān）對流換熱係數
５．３高速、高精度電主軸的穩態熱分析
５．３．１髙速、髙精度電（diàn）主軸熱分析模型的（de）簡化及有限元建模
ａ）高速電主軸熱分析模型的簡（jiǎn）化
本文在（zài）對電主軸熱態特性模擬分析之（zhī）前（qián），首先模擬了電主軸在（zài）高速運行狀（zhuàng）態下（xià）熱源的發熱情況，然後充分利用ＡＮＳＹＳＷｏｒｋｂｅｎｃｈ分析的巨（jù）大優勢，對電主軸裝（zhuāng）配體模型進行（háng）熱態分析。在不影響分析結果的前提下，對係統熱態模型進行簡（jiǎn）化：
１）用厚壁圓（yuán）筒來代表電主軸定、轉子熱源體，並且設定其為（wéi）穩定熱分布；
２）與（yǔ）電主軸熱分析關係不大的部件不參與熱分析模型的構建，去掉（diào）拉（lā）刀係統和後支座；
３）忽（hū）略不（bú）影響熱分（fèn）析的螺釘、通氣、通油孔（kǒng）等細小結構。
簡化完成後的，對簡化後的高速電主軸熱態分析模型進行Ｈ維實體模型的建立。建立電主軸裝配體時，首先利用專業的Ｈ維實體建模軟件Ｓｏ虹Ｗｏｒｋｓ對熱態（tài）模型進（jìn）行建模，保存為．ｉｇｓ格式之後可直接（jiē）導（dǎo）入ＡＮＳＹＳｗｏｒｋｂｅｎｃｈ進行分析求解（jiě）。圖５．１是在（zài）ＳｏｌｋｉＷｏｒｋｓ中建立的高速電主軸熱分析銜化模型的剖視圖。
圖５．１電主軸簡化模型（xíng）的剖視圖
ｂ）高速電主軸熱分析有限（xiàn）元（yuán）模型的（de）建立
首先選擇分析類型為（wéi）Ｓｔｅａｄｙ－ＳｔａｔｅＴｈｅｒｍａｌ，然後將在ＳｏｌｉｄＷｏｒｋｓ中建立的電（diàn）主軸（zhóu）熱分析簡化（huà）模型導入到ＡＮＳＹＳＷｏｒｋｂｅｎｃｈ熱分析仿真模塊中，如圖５．２所示。
圖５．２導入的電主軸模型
然後在ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＤａ化中設置電（diàn）主軸各主耍零（líng）部件的材料信息，在穩態熱（rè）分析中，唯一需耍的材料屬性就是（shì）導熱係數，取導熱係數（shù）為６０．５ｗ／ｍ－ｋ。接下來雙擊進入Ｍｏｄｅｌ，對（duì）裝配體中的接觸部分進行（háng）接觸設置，ＡＮＳＹＳＷｏｒｋｂｅｎｃｈ能夠自動識別並且建立各種連接部件之間的接觸關係，在此采用默認的固（gù）定設置。最後進行網格劃分，對分析模型設定網格大小為（wéi）５ｍｍ，設定自動網格劃分。至此網格劃分完（wán）成（chéng），為了清（qīng）楚地表（biǎo）達主軸（zhóu）係統內部結構的網格劃（huá）分，需要對模型進行剖切處理，是（shì）電主軸（zhóu）熱分析有限元模型的半剖切圖如圖５．３所示。
圖５．３電（diàn）主軸熱分析有限元模型的剖切圖
５．３．２施加高速（sù）電主軸熱分析的熱載荷及邊界條件
在ＡＮＳＹＳＷｏｒｋｂｅｎｃｈ穩（wěn）態熱分析模塊＂Ｓｔｅａｄｙ－ＳｔａｔｅＴｈｅｒｍａｌ＂中，首先分析電主軸在最高轉速、額定功率（lǜ）條件下的熱態特性，將前麵５．１節中計算得到的＇主軸最高轉速時的前後（hòu）軸承和電機定轉子的（de）熱生成率作為熱載荷；然後對５．２節中分析得到的電主軸熱邊界條件（jiàn）進行加載（zǎi）到有限元模型上（shàng），同時設置環境溫度為２２°Ｃ，加載條件匯總如下表５．１０。最終得到載衙（yá）加載後的分（fèn）布如圖５．４：
表５．１０最高轉速時電主軸的熱載荷及邊界條件匯總
表５．１０最（zuì）高轉速時電主軸的熱載荷及邊界條件匯總（續）
圖５．４添加生熱率Ｗ及熱邊界條件的電主軸（zhóu）模型
５．３．３求解並分析（xī）高速、高精度電主軸穩態熱分析（xī）的後處理結果
在ＡＮＳＹＳＷｏｒｋｂｅｎｃｈ穩態熱分（fèn）析模塊＂Ｓｔｅａｄｙ－Ｓｌ；ａ化Ｔｈｅｒｍａｌ＂中，設定求解選項為＂Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ＂，最終得到主（zhǔ）軸係統在額定功率最高轉速ｎ＝２００００ｉ－／ｍｉｎ時的穩態溫度場分布圖如圖５．５所示（shì）。
圖５．５電主軸轉速２００００ｒ／ｍｉｎ時（shí）的穩態溫度場分布
由上圖可Ｗ看出（chū），電機額定（dìng）功率最高轉速下工作時，整個主軸係統最高溫升，出現在抽（chōu）承（chéng）肉圈處，溫升達到巧．５ｎＣ。此時電（diàn）機定子由於冷卻液的循環＞＃站作用，溫升（shēng）相對較低，定子的最高溫升僅為（wéi）巧。Ｃ左右，出現在靠近轉子（zǐ）處。相巧於定子電機轉子溫升相（xiàng）對較高，最窩溫度為４４。｛：左（zuǒ）右，整體來（lái）講此時電機轉子（zǐ）溫升很不Ｗ均勻，靠近後軸承處溫升更為嚴重（chóng）。這是由於後軸承處傳遞來的熱量更（gèng）多（duō），再加上轉子本（běn）身在發熱，轉子的散熱條件又不好（hǎo），導致轉子整體溫升較高。由上（shàng）圖顯示知此時電主軸的溫度梯度分布很（hěn）不均勻，導致主軸係統因（yīn）溫升導致的熱變形也不均勻，嚴重（chóng）影響主軸的加工精度。
重複５．３．２加載步驟（zhòu），對熱態模型添加主軸轉速為１５０００ｒ／ｍｉｎ時的電機及軸承生熱率Ｗ及熱邊界條件，得到主軸轉（zhuǎn）速為１５０００ｒ／ｍｉｔｉ時的穩態溫度場分布如下５．６；
圖５．６主軸轉速ＩＳＱＯＯｒ／ｍｉｎ財的穩態溫度場分布
由上圖可Ｗ看出，相較於最高轉速時的溫升情況，電主軸整體溫升有所降低，尤其是主軸軸承內圈處，溫升為５７．２°Ｃ。此時（shí）電機定子（zǐ）由於冷卻（què）液的循環冷卻作用，溫升相對較低，定子的最高（gāo）溫升僅為２２°Ｃ左右，出（chū）現在靠近轉子處。相較於定子電機（jī）轉子溫升（shēng）依然相對較（jiào）高（gāo），而且由最高轉（zhuǎn）速時的４４°Ｃ提升到（dào）了（le）４６°Ｃ左右。主要（yào）是由於，轉子本身發熱不變，雖然從軸承處傳導的（de）熱量有所減少，但是轉子散熱係數隨轉速的降低而下降，轉（zhuǎn）子散熱條件變得更差，導致轉子整體溫升更高。此時溫升梯度相較於最高轉速時反（fǎn）而變得均勻一（yī）些。
再次重複５．３．２加載步驟，對熱態模型添加主軸額定轉（zhuǎn）速時的電（diàn）機及軸承生熱率及（jí）熱邊界條件，得到主軸額定轉速時的穩態溫度場分布如下５．７：
圖５．７電主軸轉速９７００ｒ／ｍｉｎ時的穩態溫度場分布
由圖５．７明顯可Ｗ看出，電機額定功率額定轉速下工作時，電主軸係統（tǒng）溫升主要集中在電機轉子處，主要是（shì）由於此（cǐ）時轉子處的（de）散熱條件（jiàn）變得更差。此時主軸係統整體來講，主軸定子、前後軸承處溫升都（dōu）比轉子處要低很多（duō）。溫度分布雲圖相比較於最高轉速時的情況相差很（hěn）多。而且電機額（é）定功率額定（dìng）轉速更接近於主軸係統實際工作情況。
５．３．４穩（wěn）態溫度結果的分析
目前研究者們普遍認為電主軸額定（dìng）功率、最高轉速的條件是電主軸發（fā）熱最為嚴重的工況，因此對電主軸穩態熱態性（xìng）能的分析大都僅（jǐn）分析電主軸係（xì）統在額定功率最（zuì）高轉速時發熱情況。但是電主軸一般情況下不會在最高轉速下工作，在實（shí）際生（shēng）產中，電主（zhǔ）軸更《工作在額定轉速（sù）左右，因此對電主軸額定轉速時的穩態熱性能的分析顯然更為重要。本文對電主軸係統在額定功率額定轉速（sù）、最高轉速和（hé）１５０００ｒ／ｍｉｎ的中間轉速多工況下，對電主軸進行了（le）熱態性能分析。分析（xī）結果表明，電（diàn）主軸係統在額定轉速下的穩態溫度分布雲圖（tú）與最高轉（zhuǎn）速時得（dé）到的穩態（tài）熱分布雲圖有很（hěn）大的差異，電主軸係統在（zài）額定功率額定轉速（sù）下，轉子處溫升（shēng）相對非常（cháng）嚴重，係統整體溫度（dù）梯度差異很大，由溫升引起的（de）變形很不均勻。
５．４改善高速、高精（jīng）度電主軸熱態（tài）性（xìng）能的主要（yào）措施
本（běn）文増加電（diàn）主軸（zhóu）額定轉速Ｗ及中間（jiān）速（sù）度段的熱態性（xìng）能分析，由分析可知（zhī），點主軸係統在不同轉速狀態下熱態分布是有很大區別（bié）的（de），這樣可｜＾＞１幫助（zhù）我（wǒ）們有針對性的（de）提出（chū）不同轉速（sù）時的（de）熱態性能改善措施。具體（tǐ）改善措施主要有下列四個方麵：
（１）首先，不（bú）論在（zài）任何轉（zhuǎn）速階段，都應盡可（kě）能降低電主軸（zhóu）單元的發熱量，應該想盡辦法減（jiǎn）少電機和軸承的發熱量。具體的方法如下：由於（yú）同步電ＩＩ＊一般比異步電機功耗小，因此盡量選擇同（tóng）步電機；由於陶瓷球軸承（chéng）發熱量（liàng）更少：＾＾可レッ考慮用其代替目（mù）前使廣為使用的鋼軸承，還可Ｗ合理改變軸承沮（jǔ）的預緊力大小來減小主軸係統軸承巧的摩擦發熱量。
（２）減少電主（zhǔ）軸係統的熱位移。電主軸係統在受熱條件下會（huì）產生熱位移，熱位移不均衡會引（yǐn）起額外的加工誤差，因此需要對熱位移進行補償，還有電（diàn）主軸係統本身的對稱性也是熱位移對稱性（xìng）的一個影響因素，應盡量保證係統對稱工整。
（３）加強散熱，降低係統溫升（shēng）。在電主軸係統中（zhōng），可（kě）控的散熱措施在於冷卻（què）液（yè）和（hé）海合澗滑油氣處，因此可Ｗ通過控製冷（lěng）卻液（yè）的流量加強電機定子的散熱，還可Ｗ通過改善壓縮混合油氣的狀態Ｗ改善軸承沮的冷卻效果。
（４）改善溫度梯度（dù），主軸係統溫升不均勻必然導致各個零部件（jiàn）的溫升變形量不同，進（jìn）而引起主軸動不平衡，降低加工精度。因此根據（jù）Ｗ上分析結果，在最高轉速時，適當增（zēng）大前後軸承處的油氣流量；而在額定轉速時（shí），主軸溫升最大處在電（diàn）機轉子處，可Ｗ通過在電機安裝處的巧軸空（kōng）處焊接散熱管道來改善電主軸轉（zhuǎn）子處的散熱情況，散（sàn）熱管道（dào）內通循環冷卻水。如此可盡量是（shì）主軸的發熱均衡，減少（shǎo）濕升變形引起的主軸係統動不平衡。
５．５本章小結
本章（zhāng）首先就主（zhǔ）軸係統的（de）主（zhǔ）要熱源Ｗ及內部傳熱機製進斤了詳細的（de）分析，並（bìng）計算了各部分熱生（shēng）成（chéng）率和所有可能的熱邊界條件。然後對（duì）進行了簡化，並在利用ＡＮＳＹＳＷｏｒｋｂｅｎｃｈ的穩態（tài）熱分析模塊對簡化了電主軸的（de）熱分析模型進行穩態熱分析，論文就電主軸係統在額定（dìng）功率、不同轉速條件下的（de）穩（wěn）態熱性能進行了（le）分析，得到了電（diàn）主軸（zhóu）在額（é）定轉速、１５０００ｒ／ｍｉｎ和最高轉（zhuǎn）速２００００ｒ／ｍｉｎ時的溫（wēn）度分布圖。結果表明，在不（bú）同轉速下（xià），電主軸係統的熱態特性各不相同（tóng）。最後根據分析結果，有針對性的提出了改善電主軸熱態性能的措施。
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