車削用電主軸永磁同（tóng）步電機（jī）電磁與熱特性的研究（下）
2017-2-10 來（lái）源：沈陽工業大學 作者：閆佳（jiā）寧
第 5 章（zhāng） 車削用電主軸永磁同步電機的溫度場（chǎng）的計算與分析
本課題所設（shè）計的 28k W 車削用（yòng）永磁同步電主軸電機的電磁負荷、功率密度都設計較高，且（qiě）由於電主軸（zhóu）電機超過（guò）額定轉速時采用弱（ruò）磁控製，注入的弱磁電流會使（shǐ）得電機（jī）的銅耗急（jí）劇增（zēng）大，從而引起（qǐ）溫（wēn）度升高，嚴重時（shí）甚（shèn）至燒毀電機的絕緣材料。故本章采用上一章已驗證的方法對所設計的車削用電主軸電機進行溫度場計算分析。
5.1 水冷結構的選（xuǎn）擇
水冷係統從結構上的分類如圖 5.1 所示（shì），在設（shè）計時應遵循以下幾點：
（1）流體接觸麵積盡量大；
（2）管道表麵光滑，流體流動過程中沿程阻力小；
（3）流體（tǐ）斷麵形狀規則統一，彎（wān）頭要少（shǎo），以減少（shǎo）局部阻力；
（4）流（liú）體表麵傳熱（rè）係數應足夠大（dà），使熱交換充分；
（5）使用環境安全、穩定並且維護方便。
圖 5.1 水冷係統的分類（lèi）
端蓋（gài）通水的冷卻係統雖然效（xiào）果明顯，但解決水道轉（zhuǎn）動密（mì）閉問題的技術含量較高，不（bú）易實現；機殼（ké）端蓋組合的水冷結構和機殼、端蓋（gài）與軸（zhóu）三者組（zǔ）合的水冷結構在冷卻效果上略優於單獨機殼（ké）水冷結構，但這兩種結合的結構在工藝（yì）製造上相對比較困（kùn）難；機殼水冷具有生產工藝簡單、製造成本低（dī）的優點，所以選用機殼水冷結構。
圖 5.2 水冷結構圖
機殼冷卻結構又可分為螺旋結構、多並聯結構和軸（zhóu）向 Z 型水路結構，如圖 5.2 所示。這三種水路（lù）結構的優缺點如表 5.1[57]中所示（shì）。
表（biǎo） 5.1 三種水冷結（jié）構優缺點對比
根據上麵的介紹，考慮車削用電主軸電機的特點及應用環境，參考西門子 1FE1 係列電主軸的結構，最終選用螺（luó）旋結（jié）構的水道。
5.2 車削電主軸（zhóu）電機溫度場計（jì）算前處理
（1）電（diàn）主軸電機模型及邊界條件
車削電主軸電機的電磁（cí）方案（àn）已由第（dì） 2 章（zhāng）確定（dìng），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（yuán）厚度為 0.9mm。參考 1FE1 係列（liè）電主軸電（diàn）機（jī）結構圖並進行適當簡（jiǎn）化，舍去不影響溫度場分析的（de）編碼器等結構，建立電主軸電機的水（shuǐ）冷結構模型（xíng）如圖（tú） 5.3。其中，綜合衡量電機尺寸及（jí）所需的散熱量，確定機殼上所開水道數量為 9 個，水道寬（kuān）度為 6.5mm，高度（dù）為 15mm。
圖 5.3 1FE1 係列電機結構圖（tú）
考慮電機圓周方向（xiàng）對稱性（xìng），建立電主（zhǔ）軸電機的 1/6 結（jié）構（gòu）模（mó）型（xíng）與（yǔ）邊界條件如圖 5.4 所示，其中 S1 為散熱麵 WALL，需（xū）要（yào）設置散熱係數，S2 為絕（jué）熱麵 WALL，9 個水道截麵為速度（dù）入口 S3，與之對應的是壓力出口（圖中被擋住而未指出），其餘一類麵（miàn） 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（zài）流體與溫度場計（jì）算中，網格劃分是基本（běn）功。鑒於求解（jiě）過程對網格質量要求非常高，應盡（jìn）量剖分為結構化六麵體網格（gé），並進行失真度檢查，失真度越小越好，盡量不超過 0.75，否則剖分效（xiào）果不佳會使得計算無法收斂（liǎn）。按照表 5.2 的剖分尺寸進行剖分，得到（dào）電機剖分圖如圖 5.5 所（suǒ）示（shì），檢查最大失真度為機殼處 0.63，其餘部（bù）分更小（xiǎo），剖分效果良好。
表 5.2 28k W 電主軸電機（jī）各部位剖分尺寸表
圖 5.5 電機的剖分圖
除此之外，還要一並設（shè）置麵（miàn）邊界條件並進行體命名，方（fāng）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溫度場分析（xī）
在Fluent中計（jì）算電機溫度場的過（guò）程如圖（tú）5.6所示，需要通過電磁場分析或（huò）實驗得到電（diàn）機各部位的損耗（hào），采用前處理軟件對模型進行剖分和名稱定義（yì）後，在Fluent中進（jìn）行設置再開始熱計算。依據上一章（zhāng）介紹的方法，此小節僅對所求得的電主軸電機的不同結果進行闡述，相同部分不再重複說明。
圖 5.6 溫（wēn）度場計算過程（chéng）
5.3.1 電（diàn）主軸電機的傳熱係（xì）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，其中電機尺寸（cùn）不同轉速不同，計算得到不同的氣隙傳熱係數；電主軸電機定轉子鐵心疊壓係數為 0.97 有所提高，故軸向傳熱係（xì）數也增大；等效槽絕緣的傳熱係數經計（jì）算為 0.11W/(m?K)；所（suǒ）用（yòng）永磁體的導熱係數為 8W/(m?K)；軸承采用陶瓷球（qiú）軸承（chéng），導熱（rè）係數為 32W/(m?K)；其餘材料與（yǔ）表 4.3 相同。
表 5.3 電（diàn）主軸電機各部（bù）分材料和導熱係數
1）給定環境溫度為 20℃（293K）。
2）給定速度入口 VELCITY_INLET，速（sù）度大小分析如下。使水冷係統內的流體處於湍流狀態才能保證水冷散熱的高效性，由公式（4.10）計算可（kě）得電主軸電機的（de）水力直徑為 9.07×10-3m。本課題以雷諾數 2300 區分（fèn）層流與湍流，要使速度要（yào）滿足湍流狀態，則通過公式（4.11）可求得水速要大於等於 0.20m/s。則由公式（4.12）可知（zhī），不（bú）同水速（sù）對應不同湍流強度，當水速為（wéi） 0.2m/s 時，湍流（liú）強度為 6%。
3）給定壓力出口 PRESSURE_OUTLET，零相對壓力，即（jí）標準（zhǔn）大氣壓 101325Pa。
（3）熱源分布
在第 3 章中已經求得了在所采（cǎi）用的弱磁控製方案下的損耗，定子鐵耗（hào）分（fèn）別加載到齒部和軛部上，機（jī）械損耗加載到軸承上，銅耗加載到繞組（zǔ）上，可以看到永磁體渦流損耗和轉子鐵耗的（de）數值非常（cháng）小，換算成生（shēng）熱率後（hòu）與前（qián）幾項損耗甚（shèn）至不在（zài）同一（yī）數量級上，弱磁時求得各部分的生熱率如表中所示。
表（biǎo） 5.4 電機各部分的損耗值和生熱率
5.3.2 冷卻水流速與電（diàn）主（zhǔ）軸電機溫升關係研究
已求得（dé）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（bù）情況。
圖（tú） 5.7 電機定子溫度分布（bù）圖（tú）
從圖 5.7 可以看（kàn）到，當（dāng）水速為（wéi） 0.2m/s 時，最高溫升為 14.9K，機殼與水套的溫度均有所上升，說（shuō）明此時冷卻水速度不足，冷（lěng）卻不夠徹底，溫度仍有（yǒu）下降空間。從 0.2m/s起逐漸增加水速，當（dāng）水速為（wéi） 0.5m/s，1m/s 時明顯看出隨著（zhe）水速的（de）增加（jiā），水套的最高溫升有所下降，說明提高水速（sù）能夠增強冷卻效果。由第 4 章的分析並比較電主軸電機（jī）的（de）熱（rè）源分布情（qíng）況，可（kě）知最熱點出現在繞組端部（bù）。為了尋找（zhǎo）最佳水速，繪製電主軸電機的最（zuì）高溫升與冷卻水流速關係如圖 5.8 所示（shì）。當水（shuǐ）速超過 2.5m/s 時，即使再增大水速最高溫升下降也（yě）並不明顯（xiǎn），故此（cǐ）電主軸電機的最佳水速（飽和水速）為
2.5m/s。
圖 5.8 水速與電（diàn）機最高溫升關係
5.4 車削電主軸電（diàn）機弱磁運行（háng）時的溫度場分（fèn）析
5.4.1 電主軸電機弱磁時的溫度（dù）場分布
電主（zhǔ）軸電機弱（ruò）磁運（yùn）行時處於去磁狀態，定（dìng）子磁通減少，弱磁電流的注入使（shǐ）得繞組銅耗急劇增大，因（yīn）此為了避免弱磁運行時溫升超過規定限度而損壞絕緣，進行溫度場分析尤為重要。表 5.5 為弱磁情況下各部分損耗值及對應的生熱率。
表 5.5 弱磁時損耗和生熱率
在最佳水速2.5m/s，電主軸電機弱磁時繞組及等效槽絕緣的溫度分布如圖5.9所示。可以看出端部下層的最高溫度為 474.7K，溫升更是達到 181.7K，這會嚴重破壞絕緣，故（gù）考慮采用導熱係數更高的絕緣材料。
圖 5.9 最佳（jiā）水速時繞組溫度分布
5.4.2 高導熱槽絕緣材料對溫升的影響
上小節溫度場計算時（shí），等效槽絕緣的傳熱係數為 0.11W/(m?K)，繞組和槽絕緣的溫度（dù）分布表明其不足以（yǐ）滿足弱磁運行時的（de）傳熱需（xū）求，現考慮采用導熱係數更（gèng）高的絕緣材料：等（děng）效傳熱係數為 0.26W/(m?K)的 F 級絕緣材料（liào）、等效（xiào）傳（chuán）熱係（xì）數為 0.5W/(m?K)的雲母紙絕（jué）緣材料，分別計算得到繞組與槽絕緣（yuán）的溫度（dù）分布如圖 5.10。
圖 5.10 不同等效槽絕（jué）緣傳熱係數時（shí）繞組溫度分布
明顯看出（chū）當（dāng）等效槽絕緣傳（chuán）熱係數從 0.11/(m?K)變為 0.26/(m?K)又變為 0.5/(m?K)時，繞組最高溫（wēn）升同時也是電機的最高溫升有顯著下降，具（jù）體對比如圖 5.11 所示。這（zhè）是由於等效槽絕緣包裹著電機的最大熱源——繞組，其傳熱係數的大小直（zhí）接關係到熱量是否能夠通過槽絕緣經定子（zǐ）鐵心和槽楔氣隙有效傳遞出去，故而等效槽絕緣傳（chuán）熱係（xì）數（shù）的準確（què）計算也至關重要。
圖 5.11 不同等效槽絕緣時（shí）溫度（dù）比較
5.4.3 繞組（zǔ）端部環（huán）氧樹脂封裝對溫度場的影響
車削電主（zhǔ）軸的運行是對零件精準（zhǔn）加工的過程，溫度升高會影響加工精度，因而力求（qiú）降低溫升。上一小節分析得到，采用導（dǎo）熱係數（shù）為 0.5/(m?K)的雲母作為（wéi）槽絕緣材料時，車削電主（zhǔ）軸電機的最熱點（diǎn）位於端部繞組處，溫升達 77.8K。為了解決端部溫升偏高的問題，可采用端（duān）部封（fēng）裝環氧（yǎng）樹脂的方法，這是因（yīn）為環氧樹脂的導熱係（xì）數遠高於端部空（kōng）氣，西門子一款 1FE1 水冷電機定子端部封裝如圖 5.12 所示。
圖 5.12 繞組端部封裝（zhuāng）環氧樹脂示意圖
經查找得到，6286 進口高溫（wēn）環氧樹脂灌封膠（Hasuncast 6286 A&B）是一種低（dī）粘度、阻燃環（huán）氧數值灌封（fēng）密（mì）封化合物，能長期在 160°溫度範圍內（nèi）保持堅硬，並具有良好的導熱性，這些特點使（shǐ）其廣（guǎng）泛的應用於精密（mì）組件的灌封、密封上，其導熱（rè）係數可達 4.8/(m?K)，數據來源於深圳市（shì）華勝（shèng）同創科技有限公司。將車削電主軸（zhóu）電機定子繞組端部用 6286 進口高溫環氧樹脂封裝前後的（de）繞（rào）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（duān）蓋形成的腔內空氣，虛線右側與繞組接觸（chù）部分（fèn）為環氧樹脂，對稱位置類似。從圖中可（kě）以明（míng）顯看出，采用環氧樹脂時繞組端部最高溫升（shēng）為 66.8K，比未采用環（huán）氧樹脂溫升（shēng） 77.8K 下降了 11K。從圖中（zhōng）的顏色（sè）分布（bù）來看，a 中虛線中（zhōng）部與最高溫度（dù）的溫差為28.7K，另一側溫差為 16.4K；b 中兩端分別相差 24.6K 和 0K。導熱性能越好的介質，溫度傳遞越均勻，越接近等溫（wēn）體，顯然 b 中采用環氧樹脂灌封的方式使得一端的溫差更小，溫度向外（wài）傳導更（gèng）多（duō），較（jiào） a 更接近等溫體。
圖 5.13 封裝環氧樹脂前後繞組溫度分布
電（diàn）主軸電（diàn）機其餘部分的最高溫升結果如圖 5.14 所示。
圖 5.14 最終方案下電機各部分溫（wēn）度分布
從圖 5.14 中可看出，繞（rào）組（zǔ）的最（zuì）高溫升為 66.8K，是絕緣能夠承受範圍內；車削加工中對軸頭要求較高，不允許超過 50K 以免影響刀具定位（wèi）精度，由有限體（tǐ）積計算得到的軸承最高溫升為 47.8K，亦滿（mǎn）足要求。
5.5 本章小結
本章對所設計的電主軸電機進行了溫度場計算分析，得到（dào）結論（lùn）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 2.5m/s 後溫度幾乎沒有變化，則此冷卻結構應通水速為 2.5m/s，以獲（huò）得最大供水效能。
（2）此電主軸電機在弱磁時損（sǔn）耗大大增加，溫（wēn）升過高會損壞絕緣，故而考察了采用導熱特性優良的雲母（mǔ）做槽絕緣（yuán）時的溫（wēn）升。當等效槽絕緣（yuán）傳熱（rè）係數為 0.26W/(m?K)時，電機最高溫升為 106.5K，而等效槽絕緣傳熱係數為 0.5W/(m?K)時，電機最高溫升為77.8K，降低了 28.7K，更說明等效槽絕緣傳熱係數的計算對溫度場至關重要（yào）。
（3）當對繞組端部采用導熱係數（shù） 4.8W/(m?K)的 6286 進口高溫環氧樹脂灌封膠（jiāo）時封裝時，電（diàn）機端部最（zuì）高溫升為 66.8K，比未采用時降低（dī）了 10K，降低約 14%，此時（shí）端部散熱情況達到要求（qiú），說明端部封裝環氧樹脂能夠顯著降低繞組端部溫度。其餘各部位溫升分別（bié）為（wéi）：機殼 10.5K，定（dìng）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（wēn）升均在可承（chéng）受範圍內。
從圖 5.14 中可看出（chū），繞組的最高溫升（shēng）為 66.8K，是絕緣（yuán）能夠承受範圍（wéi）內；車削加工中（zhōng）對軸頭要求較高（gāo），不允（yǔn）許超過（guò） 50K 以免影響刀具定位精（jīng）度，由有限體積計算得到的軸承最高溫（wēn）升為 47.8K，亦滿足要求。
第 6 章 結論
本文（wén）針對車削用電主軸（zhóu）永磁同步電機展開研究（jiū），根據車削電（diàn）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（chē）削電主軸（zhóu）電機，並對其電磁參數、弱磁性（xìng）能、損耗及溫升進行了分析計算（suàn），本文（wén）主要工作及結論如下：
（1）結合配套機床（chuáng）的安裝尺寸及（jí）規定的技（jì）術指標（biāo）進行設計，確定電機（jī）電磁方案（àn）。建立電機二維模型，采用 Maxwell 2D 進行（háng）仿真分析，得到空（kōng）載、額（é）定負載時的（de）磁密磁力線分布，空載（zǎi）反電勢、齒（chǐ）槽轉矩、氣隙磁密，負載電流、輸出轉矩等，驗證了電磁方案的合理性。
（2）對電機的（de）弱磁（cí）特性和損耗進行了較為全麵的分析（xī）與計算，得到交直軸之間磁路存在（zài）交叉飽和影響後，基於場的方法求得直軸電（diàn）感值，進而得到電機能達到的最高轉速為 6936.4r/min，並找（zhǎo）到當極（jí）限電流為 100A，控製角（jiǎo）為 81.8 度時能達到二倍弱磁速度的要求；最後采用基於 Bertotti 鐵耗分離計算模型的有限元法對定轉子鐵心（xīn）損耗、永磁體渦（wō）流損耗（hào）進行計算，得（dé）到二倍弱（ruò）磁時，定（dìng）子鐵耗增53.1%，轉子鐵耗增（zēng）加455.5%，永磁體渦流損耗增加（jiā） 54.8%，但後兩者從數值來講較定子（zǐ）鐵耗小很多，低（dī）頻時（shí）通（tōng）常可忽（hū）略不計。
（3）對 20k W 永磁同步水冷（lěng）電機進（jìn）行了溫度場仿真計算，給出了（le）建（jiàn）立三維模型時繞組端蓋（gài）、軸承、轉軸（zhóu）等的等效方法，等效材料傳熱係數和（hé）散熱（rè）係數的計（jì）算，裝（zhuāng）配間隙的處理（lǐ）以及基本假設和邊界條件等。用仿真結果與實驗進行對比，得到電機繞組平均溫升誤差 5%，繞（rào）組最高溫升誤差 6.7%，端蓋最高溫升 6.5%，滿足工程需求，且溫度分布趨勢（shì）與實驗結果一致，驗證了所用溫度場計算方法的準（zhǔn）確（què）性。
（4）確立電主軸電（diàn）機為螺旋周（zhōu）向冷卻水道，對其溫升進行研究。得到額定時不同冷卻水（shuǐ）流速下各部分溫升（shēng）情況，找到飽和水速為 2.5m/s，針對弱磁時損耗大大增加（jiā）的事實，對（duì）比了不同（tóng）等效（xiào）槽絕緣下的溫升情況，得到槽內絕緣材料（liào）采用導熱係數較高的雲母，方能滿足散（sàn）熱需求（qiú），此時電機最高溫升為繞組端部 77.8K；並采用端部封裝環氧樹脂的方法降低繞組端部溫升（shēng），當采用導熱係數 4.8W/(m.K)的 6286 進口高溫環氧樹脂灌封膠時，繞組端部最高溫升為 66.8K，降低約 14%，其餘（yú）部位的溫升為：機殼 10.5K，定子 45.1K，永磁體 47K，轉子 47.3K，軸承（chéng） 47.8K，轉軸（zhóu） 47.7K，各（gè）部位最高（gāo）溫升均在可承受範圍內（nèi）。
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