車削（xuē）用電主軸永磁同步電機電磁與熱特性的研究（下）
2017-2-10 來源：沈陽工業大學 作者：閆佳寧
第 5 章 車削用電主軸永磁同步電機（jī）的溫度場的計算與分析
本課（kè）題所設計（jì）的 28k W 車削用永磁同步（bù）電主軸電機的電磁負荷、功率（lǜ）密度都設計較高，且由於電主軸電機超過額定轉速時采用弱磁控製，注（zhù）入的弱磁電流（liú）會使（shǐ）得電（diàn）機的銅耗急劇增（zēng）大，從而引起溫度（dù）升高，嚴重（chóng）時甚至燒（shāo）毀電機的（de）絕緣材料。故本章采用上一章已驗證的方法對所設計（jì）的車削用（yòng）電（diàn）主軸電機進行溫度場計算分析。
5.1 水冷結構的選擇
水冷係統從結構上的分類如圖 5.1 所示，在設（shè）計時應遵循以下幾點：
（1）流體接觸麵積盡量大；
（2）管道表麵（miàn）光（guāng）滑，流體流動過程中沿程阻力小；
（3）流體斷麵形狀規則統一，彎（wān）頭要少，以減少（shǎo）局部阻（zǔ）力；
（4）流（liú）體表麵傳熱係數應足夠大，使熱交換充分；
（5）使用環（huán）境安全、穩（wěn）定並且維護方便。
圖 5.1 水冷係統的分（fèn）類
端蓋（gài）通水的冷卻係統雖然效果明顯，但解（jiě）決水道轉動密（mì）閉（bì）問題的技術含量較（jiào）高，不易實現；機殼端蓋組合的水冷結構（gòu）和機殼（ké）、端蓋與軸（zhóu）三者（zhě）組合的水冷（lěng）結構在（zài）冷卻效果上略優於單獨機殼（ké）水冷結構，但這兩種結合的（de）結構（gòu）在工藝製造上相對比較困難；機殼水（shuǐ）冷具有生產工藝（yì）簡單、製造成本低的優（yōu）點，所以選（xuǎn）用機殼水冷結構。
圖 5.2 水冷結構圖
機（jī）殼冷卻結構又（yòu）可分為螺旋結構（gòu）、多並聯結構和軸向 Z 型水路結構，如圖 5.2 所示。這三種水路結構的優缺點如表 5.1[57]中（zhōng）所（suǒ）示。
表 5.1 三種水冷結構優缺點對比
根（gēn）據上麵的介紹，考慮車削用電主軸電機（jī）的特點及應用環境，參（cān）考西門子 1FE1 係列電主軸的（de）結構，最終選用螺旋結構的水道（dào）。
5.2 車削電主軸電機溫度場（chǎng）計算前處理
（1）電主（zhǔ）軸電機模（mó）型及（jí）邊界條（tiáo）件
車削電主（zhǔ）軸電機（jī）的電磁方案已由第 2 章確定，依據上一章的建模和等效方法，計算得到電主軸電機的定子繞組等效槽絕緣厚度為 0.9mm。參考 1FE1 係列（liè）電主軸電機結構圖並進行適當簡化，舍去不影響溫度場分析的編碼（mǎ）器等（děng）結構，建立電主軸電機的水冷結構模（mó）型如圖 5.3。其（qí）中，綜合衡量電機尺寸及所需的散熱量，確定（dìng）機殼上所開水道數（shù）量（liàng）為 9 個，水道寬度為 6.5mm，高度為 15mm。
圖 5.3 1FE1 係列電機結構圖
考慮電機圓周方向對稱性，建立電（diàn）主軸電機的 1/6 結構模型與邊界條件如圖（tú） 5.4 所示，其中 S1 為散（sàn）熱麵 WALL，需要（yào）設置（zhì）散熱係數（shù），S2 為絕熱麵 WALL，9 個水道截（jié）麵為速度入口 S3，與（yǔ）之對應的是壓力出（chū）口（圖中（zhōng）被擋住而未指出），其餘一類麵 S4 為傳熱麵 INTERFACE。
圖 5.4 簡化後電主軸電機模型及邊界條件
（2）電主軸電機的剖分
依然（rán）采用前處理軟件 Gambit 對模型進行剖分，在流體與（yǔ）溫度場計（jì）算中，網格劃分是基本功。鑒於求解過程（chéng）對網格質量要求非常高，應盡（jìn）量剖分（fèn）為結構化六麵體網格，並進行失真度（dù）檢查，失真度越（yuè）小越好，盡量不超過 0.75，否則剖分效果不佳會（huì）使（shǐ）得計算無（wú）法收斂。按照表 5.2 的剖分尺寸進行剖分，得到電機剖分圖如圖 5.5 所示，檢查（chá）最大失真度為機殼處 0.63，其餘部分更小，剖分效果良好。
表 5.2 28k W 電主軸電機各部位剖分尺寸表
圖 5.5 電機（jī）的剖分圖
除此之外，還要一並設置麵（miàn）邊界條（tiáo）件並進行體命名，方便在後續 Fluent 中根（gēn）據已命名的名稱進行查（chá）找與設置，完成上述過程後，輸出.mesh 文件。
5.3 車削電主軸電機額定時的（de）溫度場（chǎng）分析
在Fluent中（zhōng）計算電機溫度場的過程如（rú）圖5.6所示，需要通過電磁場分析或實驗得到電機各部位的損耗，采用前處（chù）理軟（ruǎn）件對模（mó）型進行剖分和名稱（chēng）定義後，在Fluent中進（jìn）行設（shè）置再開始熱（rè）計算。依據上一章介紹的方法，此小節僅對所求（qiú）得的電主軸電機（jī）的不同結果進行闡述，相同部分不再重複說明。
圖 5.6 溫度場計算過程
5.3.1 電主（zhǔ）軸電機的傳熱係數、初始條件及熱源分布
（1）傳熱係數
依據 4.4.1~4.4.3 節求得的參數如表 5.3 所示，其（qí）中電機尺寸不同轉速不同，計算得到不同（tóng）的氣（qì）隙傳熱係（xì）數；電主軸電機定轉子鐵心疊壓係數為 0.97 有所（suǒ）提高，故軸向傳熱係數也增大；等效槽絕緣的傳熱係數經計算為（wéi） 0.11W/(m?K)；所用永磁體的導熱（rè）係數為 8W/(m?K)；軸承采用陶瓷（cí）球軸承，導熱係數為 32W/(m?K)；其餘材料（liào）與表 4.3 相同。
表 5.3 電主軸電機各部分材（cái）料和導熱係數
1）給定環（huán）境溫度為 20℃（293K）。
2）給定速度入口 VELCITY_INLET，速度（dù）大小分析如下。使（shǐ）水冷係（xì）統內的流體處於湍流狀態才能保證水冷散熱的高（gāo）效性，由公式（shì）（4.10）計算可得電主軸電（diàn）機的（de）水力直徑為 9.07×10-3m。本課題以雷諾數 2300 區分層流與湍流，要使速度要滿足湍流狀態，則通過公式（4.11）可求（qiú）得水速（sù）要大於等於 0.20m/s。則由公式（4.12）可知，不同水速對（duì）應不同湍流強度，當水速為 0.2m/s 時，湍（tuān）流強（qiáng）度為 6%。
3）給定壓力出（chū）口 PRESSURE_OUTLET，零相對壓力（lì），即（jí）標準大氣壓 101325Pa。
（3）熱源分布
在第 3 章中已（yǐ）經求得了在所采用的（de）弱磁（cí）控製方案下（xià）的損耗，定子鐵（tiě）耗分（fèn）別加（jiā）載到（dào）齒部和軛部上，機械損耗加載到（dào）軸承上，銅耗加（jiā）載到繞組上，可以看到永磁體渦流損（sǔn）耗和轉子鐵耗的數值非常小，換（huàn）算（suàn）成生熱率後與前幾（jǐ）項（xiàng）損耗甚至不在同一數量級上，弱磁時求得各部分的生熱率如表中所示。
表 5.4 電機各部分的損耗值和生熱率
5.3.2 冷（lěng）卻水流速與電主軸電機溫升關係研究（jiū）
已求得使冷卻水處於湍流狀態的最小水速為 0.2m/s，圖 5.7 為水速分別為 0.2m/s，0.5m/s，1m/s 下的水、機殼、水套的溫度分布情況。
圖 5.7 電機定子溫度分布圖
從圖 5.7 可以看到，當水速為 0.2m/s 時，最高（gāo）溫升為 14.9K，機（jī）殼與水套的（de）溫度均有所上升，說明此時冷卻水速（sù）度不（bú）足，冷卻不夠徹底（dǐ），溫度仍有下降（jiàng）空間。從 0.2m/s起逐漸增加水速（sù），當水（shuǐ）速為 0.5m/s，1m/s 時（shí）明顯看出隨（suí）著水速的增加，水套（tào）的最高溫升有所下降，說明提高水速能夠增強冷卻效果。由第 4 章的分析並比較電主軸（zhóu）電（diàn）機的熱源分布情況，可知最熱點（diǎn）出現在繞組端（duān）部。為了尋找最（zuì）佳水速，繪製電主軸電機的最高溫升與冷卻水流速關係如圖 5.8 所示。當水速超過 2.5m/s 時（shí），即使再增大水（shuǐ）速（sù）最高（gāo）溫升下降也並不明顯，故此電主軸（zhóu）電機的（de）最佳水速（飽和水速）為
2.5m/s。
圖 5.8 水（shuǐ）速與電機最高溫升關係
5.4 車削電主軸（zhóu）電機弱磁運行時的溫度場分析
5.4.1 電主軸電機弱磁時的溫度（dù）場分布
電主軸電機弱磁運行時（shí）處於去磁狀態，定子磁通減少，弱磁（cí）電流的注入使得繞組銅（tóng）耗急劇增大，因此為了避免弱磁運行時溫升超過規定（dìng）限度而損壞（huài）絕緣，進行溫度場分析尤為重要。表 5.5 為（wéi）弱磁情況下各部分損耗值（zhí）及對應的生熱率。
表 5.5 弱（ruò）磁時損耗和生熱率
在最佳水速2.5m/s，電主軸電機弱磁（cí）時繞組（zǔ）及等（děng）效槽絕緣的溫度分布如圖5.9所示。可以看出（chū）端部下層的（de）最高溫度為 474.7K，溫升更是達到 181.7K，這（zhè）會嚴重破壞絕緣，故考慮采用導熱係數更高的（de）絕緣材料。
圖 5.9 最佳水速時繞組溫度分（fèn）布
5.4.2 高（gāo）導熱槽（cáo）絕緣材料對溫升的影響
上小節溫（wēn）度場計算時，等效槽絕緣的傳熱係數為 0.11W/(m?K)，繞組和槽絕緣的（de）溫度分布表明其（qí）不足以滿足弱磁運行（háng）時（shí）的傳熱需求，現（xiàn）考慮采用導熱係數更高的絕緣材料：等效傳熱係數（shù）為 0.26W/(m?K)的 F 級絕緣材料、等效傳熱係數為 0.5W/(m?K)的（de）雲母紙絕緣材料，分別計算得到繞組與槽絕（jué）緣的溫度分布如圖 5.10。
圖 5.10 不同等效槽絕（jué）緣傳熱係數時繞組溫度分布
明顯看（kàn）出當等效槽絕緣傳熱係數從 0.11/(m?K)變為 0.26/(m?K)又變為 0.5/(m?K)時，繞組（zǔ）最高溫升同時也是電機的最高溫升有顯著（zhe）下（xià）降，具體對比如圖 5.11 所示。這是由於等效槽絕緣包裹著電機的最大熱源——繞組，其傳熱係數的（de）大小直（zhí）接關係到熱量是否能夠通過槽絕緣經定子鐵心（xīn）和槽楔氣隙（xì）有（yǒu）效傳遞出去，故而等效槽絕（jué）緣傳熱係數的準（zhǔn）確計算也至關（guān）重要。
圖 5.11 不同（tóng）等效槽絕緣時溫度（dù）比較（jiào）
5.4.3 繞組端部環氧樹脂封裝對（duì）溫度場的（de）影響（xiǎng）
車削電主軸的運行是（shì）對零件精準加工的過程（chéng），溫度升高會影（yǐng）響加（jiā）工精度，因而力求降低溫升。上一小節分析得到，采用導（dǎo）熱係數為 0.5/(m?K)的雲（yún）母作為槽絕（jué）緣材料時，車削電主軸電機（jī）的最熱點位於（yú）端部繞組處，溫升達 77.8K。為了解決端部溫升偏高的問題，可采用端部封裝環氧樹脂的方（fāng）法，這是因為（wéi）環氧樹脂的導熱係數（shù）遠高於端部空氣（qì），西門子一（yī）款 1FE1 水（shuǐ）冷電機定子端部封裝如圖 5.12 所示。
圖 5.12 繞組端部封裝環氧樹脂示意圖
經查找得到，6286 進（jìn）口高溫環氧樹脂灌封膠（Hasuncast 6286 A&B）是（shì）一種（zhǒng）低粘度、阻燃環氧（yǎng）數值灌封密封化合物，能長期在 160°溫度範圍內保持堅硬，並具（jù）有（yǒu）良好的導熱性，這些（xiē）特點（diǎn）使其廣泛的應用於精密組件的灌封、密封上，其導熱係數可達 4.8/(m?K)，數據來源於深圳市華勝同創科技有限公司。將車削電（diàn）主軸電機定子（zǐ）繞組端部用 6286 進口高溫（wēn）環（huán）氧樹脂封裝前後的（de）繞組、槽絕緣及其端部質的溫度分布對比如圖 5.13 所示。圖中 5.13 a 虛線左側高長方體仍為電機定子與端蓋形成的（de）腔內（nèi）空氣，虛（xū）線右側與繞組接（jiē）觸（chù）部分為環氧（yǎng）樹脂，對稱位置類（lèi）似。從圖中（zhōng）可以明顯看（kàn）出，采用環氧樹脂時繞（rào）組（zǔ）端部最高（gāo）溫升為 66.8K，比未采用環氧（yǎng）樹脂（zhī）溫升 77.8K 下降了 11K。從圖中的顏色（sè）分布來看，a 中虛線中部與最高溫度的溫差為28.7K，另一側（cè）溫差為 16.4K；b 中兩端分別相差 24.6K 和 0K。導熱性能越（yuè）好的介質，溫度傳（chuán）遞越均勻，越接近等溫體，顯然 b 中采用環氧樹脂灌封的方式使得一（yī）端的溫差更小，溫度向（xiàng）外傳導更多，較（jiào） a 更接近等溫體。
圖 5.13 封裝環（huán）氧樹脂前後繞組溫度分（fèn）布
電主軸電機其餘部分的最高溫升結果（guǒ）如圖 5.14 所示。
圖 5.14 最終方案下（xià）電機各部分（fèn）溫度分布
從圖 5.14 中可看出，繞組的最高溫升為 66.8K，是絕緣能夠承受範（fàn）圍內；車削加工中對軸頭要求較（jiào）高（gāo），不允許超過 50K 以免影響刀（dāo）具（jù）定位精（jīng）度，由（yóu）有限體積計算得到（dào）的軸承最高溫升為 47.8K，亦滿足要（yào）求。
5.5 本章小結
本（běn）章（zhāng）對所設計（jì）的電主軸電機進行了溫度場計算分析，得到結論如下：
（1）保證冷卻水處於湍流狀態的最小水速為 0.2m/s，水速增加到（dào） 2.5m/s 後溫（wēn）度（dù）幾（jǐ）乎沒有變化，則此冷卻結（jié）構應通水速為 2.5m/s，以獲得（dé）最（zuì）大供水效能。
（2）此電主軸電機（jī）在（zài）弱磁（cí）時損耗大大增加，溫升過高會損壞絕緣，故（gù）而考察（chá）了采用（yòng）導熱（rè）特性（xìng）優良的雲母做槽絕緣時（shí）的溫升。當等（děng）效槽絕緣傳熱係數為 0.26W/(m?K)時，電機最高溫升為 106.5K，而等效槽絕緣傳熱（rè）係數為（wéi） 0.5W/(m?K)時，電機最高溫升為（wéi）77.8K，降低了 28.7K，更說明等效槽絕緣傳熱係數的計算對溫（wēn）度場至關重要。
（3）當對繞組端部采用導熱（rè）係（xì）數 4.8W/(m?K)的 6286 進口高溫環氧樹脂灌封膠時封（fēng）裝時，電機端部最高（gāo）溫升為（wéi） 66.8K，比未采用（yòng）時降低了 10K，降（jiàng）低約 14%，此時端部散熱情況（kuàng）達到要求，說明端部封裝環氧樹（shù）脂能夠顯著降低繞組端部溫度。其餘各部位溫升分（fèn）別為：機殼 10.5K，定子 45.1K，永磁體 47K，轉子 47.3K，軸（zhóu）承（chéng） 47.8K，轉軸47.7K，各部位最高溫升均在可承受範圍內。
從（cóng）圖 5.14 中可（kě）看出，繞組的最高溫升為 66.8K，是絕緣能夠（gòu）承受（shòu）範圍內；車削加工中對（duì）軸頭要求較高，不允許超過 50K 以（yǐ）免（miǎn）影（yǐng）響刀（dāo）具定位精度（dù），由有限體積計算得到的軸承最高（gāo）溫升為 47.8K，亦滿足要求。
第 6 章 結論
本文針對車削用電主（zhǔ）軸永磁（cí）同步電（diàn）機展開研究，根據車削電主軸電機的空間尺寸和技術指標，設計了一台 6 極 36 槽 28k W 的車削電（diàn）主軸電（diàn）機，並對其電磁參數、弱磁性能、損耗及溫升進行了分析計算，本文主（zhǔ）要工作及結論如下：
（1）結合配套（tào）機床的（de）安裝尺寸及規定（dìng）的技術指標進行設計，確定電機電磁方案。建（jiàn）立電機二維模型，采用 Maxwell 2D 進行（háng）仿真分析（xī），得到空（kōng）載（zǎi）、額定負載時的（de）磁密磁力線分布，空載反（fǎn）電勢、齒槽轉矩、氣隙磁密，負（fù）載電流、輸出轉矩等（děng），驗證了電磁方案的合理性。
（2）對電機的弱磁特性和損耗進行了較為全麵的分析與計算，得到交直軸之間磁路存在交叉飽和影響後，基於場的方法（fǎ）求得直軸電（diàn）感值，進而得到電機能（néng）達（dá）到的（de）最高轉速為 6936.4r/min，並找到當極限（xiàn）電流為 100A，控製角為 81.8 度時能達到二倍弱磁速（sù）度的（de）要（yào）求；最後采用基於 Bertotti 鐵耗（hào）分離計算模型的有（yǒu）限元法對定轉子鐵心損耗、永磁體（tǐ）渦流損耗進行計算，得到二倍弱磁（cí）時，定（dìng）子鐵耗增53.1%，轉子鐵耗增加455.5%，永磁體渦流損耗增加 54.8%，但後（hòu）兩者從數（shù）值來（lái）講（jiǎng）較定子鐵（tiě）耗小很多，低（dī）頻時通常可忽略不計。
（3）對 20k W 永磁同步水冷電機進行了溫度（dù）場仿真計算（suàn），給出了建立三維模型時繞組端蓋、軸（zhóu）承、轉軸等的等效方法，等效材料傳熱係數和（hé）散熱係數（shù）的計（jì）算，裝配間隙的處理以及基（jī）本假設和邊界條件等。用（yòng）仿（fǎng）真結果與（yǔ）實驗進行對比（bǐ），得到電機繞組（zǔ）平均（jun1）溫升誤差 5%，繞組最高溫升誤差 6.7%，端蓋最（zuì）高溫（wēn）升 6.5%，滿足工程需求，且溫度（dù）分布趨勢與（yǔ）實驗結果一致（zhì），驗證了所用溫度場計算方法的準確（què）性（xìng）。
（4）確立電主軸電機為螺旋周（zhōu）向冷卻水道，對其溫升進行研究（jiū）。得到額定時不同冷卻（què）水流速下各部分溫升情況，找到飽和水速為（wéi） 2.5m/s，針對（duì）弱磁時（shí）損耗大大增加的事實，對比了不同（tóng）等效槽絕緣下（xià）的溫升情況，得到槽內絕緣材料采用導熱（rè）係數較高（gāo）的雲母（mǔ），方（fāng）能滿足散熱需求，此時（shí）電機（jī）最高（gāo）溫升為繞組端部 77.8K；並采用端部封裝環氧樹脂的方法降低繞組端部溫升，當采用導熱係數（shù） 4.8W/(m.K)的 6286 進口高溫環氧樹（shù）脂灌封膠時，繞組端部最高溫升為 66.8K，降低約 14%，其餘部位的溫（wēn）升為：機殼 10.5K，定子 45.1K，永磁體 47K，轉子 47.3K，軸承 47.8K，轉軸 47.7K，各部位最高溫升均在可承受範圍內。
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