車削用（yòng）電主軸永（yǒng）磁同步電（diàn）機電磁與（yǔ）熱特性的研（yán）究（下（xià））
2017-2-10 來（lái）源：沈（shěn）陽工業大學 作者：閆佳寧
第 5 章 車（chē）削用電主軸永（yǒng）磁同步電機的溫度場的計算與分析
本課題所設計的 28k W 車削用永磁同步電主軸電機的電磁負荷、功率（lǜ）密度都設計較高，且（qiě）由（yóu）於電主軸電機超過額定轉速時采用弱磁控（kòng）製，注入的弱（ruò）磁電流會使得電機的銅耗急劇增大，從而引起溫度升高（gāo），嚴重時甚至燒毀電機的絕緣材料。故（gù）本章采用上一（yī）章已驗證的方法對所設計的車削用電主軸電機進行溫度（dù）場計算分析。
5.1 水冷結構的選（xuǎn）擇
水冷係統從（cóng）結構上的分類如圖 5.1 所示，在設計時應遵循以（yǐ）下幾點：
（1）流體（tǐ）接觸麵積盡量大；
（2）管道表麵光滑，流體流動過程中（zhōng）沿程（chéng）阻力小（xiǎo）；
（3）流體斷麵形狀規則統一，彎頭要（yào）少，以減少局部阻力；
（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、穩定並且維護方便。
圖 5.1 水冷係統的分類
端蓋（gài）通水的冷卻係統雖然效果明（míng）顯，但（dàn）解決水道轉動密閉問題的技術含量較高，不（bú）易實現；機（jī）殼端蓋組合的（de）水冷結構和（hé）機殼、端（duān）蓋與軸三者組合的水冷（lěng）結構在冷卻效果上（shàng）略優於單獨機殼水冷結構，但（dàn）這兩種結合的（de）結構（gòu）在工藝製（zhì）造上相對比較（jiào）困難；機殼水冷具有生產（chǎn）工藝簡單、製造成本低的優點，所以選（xuǎn）用機殼水冷結構。
圖 5.2 水冷結構圖（tú）
機殼冷（lěng）卻結構又可分為螺旋結（jié）構（gòu）、多並（bìng）聯結構和軸向 Z 型水路結構（gòu），如圖 5.2 所示。這（zhè）三種水路（lù）結（jié）構的優缺點如表 5.1[57]中所示。
表 5.1 三種水冷結構優缺點對比
根據上麵的介紹，考（kǎo）慮車削用電主軸電機的特點及應用環境，參（cān）考西（xī）門（mén）子 1FE1 係列電主（zhǔ）軸（zhóu）的結構，最終（zhōng）選用（yòng）螺旋（xuán）結構的水道。
5.2 車削電主軸電機溫度（dù）場計算前處理
（1）電主軸電機模型及邊界條件
車削電主軸電機的（de）電磁方案已由第 2 章確定，依（yī）據上一章的建模和（hé）等效方（fāng）法，計算得到（dào）電主軸電機的定子繞組等效（xiào）槽（cáo）絕緣厚度（dù）為 0.9mm。參考 1FE1 係列電主軸電機結（jié）構圖並進行適當簡化（huà），舍去不影響溫度場分析的編碼器等結（jié）構，建立電主軸電（diàn）機的水（shuǐ）冷結構模型如圖 5.3。其中，綜合衡（héng）量電機尺寸及所需的散熱量，確定機殼上所（suǒ）開水道數量為 9 個（gè），水道寬度為 6.5mm，高度為 15mm。
圖 5.3 1FE1 係列電（diàn）機結構圖
考慮電機圓周方向對稱性，建立電主軸電機（jī）的（de） 1/6 結構模型與邊界條件如圖 5.4 所（suǒ）示，其中 S1 為散熱麵 WALL，需要設置散熱係數，S2 為絕熱麵 WALL，9 個水道截（jié）麵為速度入口 S3，與之對應的是壓力出口（圖中被擋住而未指出（chū）），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
依然采用前處理軟件 Gambit 對模型進行剖分，在流體與溫度場（chǎng）計算中，網格劃分是（shì）基本功。鑒於求解過程對網格質量要求非常高，應盡量（liàng）剖分為結構化六麵體網（wǎng）格，並進行失真度檢查，失真度越小越（yuè）好，盡量不超（chāo）過 0.75，否則剖分效果不佳會使得計算無法收斂。按照表 5.2 的剖分尺寸進行剖分，得到電（diàn）機剖（pōu）分圖（tú）如圖 5.5 所示，檢查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（fèn）尺寸表
圖 5.5 電機的剖分圖
除此之外，還要一並設置麵邊界（jiè）條件並進行體命名，方便在後續 Fluent 中（zhōng）根據已命名的名稱進行查（chá）找與（yǔ）設置，完成上述過程後，輸出（chū）.mesh 文件。
5.3 車削電主軸電機額定時的溫度場分析
在Fluent中計算電機溫度場的過程如（rú）圖5.6所示（shì），需要通（tōng）過電磁場分析或（huò）實驗得到電機各部位的損耗，采用前（qián）處理軟件對模型進行剖分和名稱定義後，在（zài）Fluent中（zhōng）進行設置再開始熱（rè）計算。依據上一章介紹的方法，此小節僅對所求得的電主軸電機的（de）不同結果進行闡述，相同部分不再（zài）重複說明。
圖 5.6 溫度場計算過（guò）程
5.3.1 電主軸電機的傳熱係數、初始條件及熱源分布
（1）傳熱係（xì）數
依據 4.4.1~4.4.3 節求得的（de）參（cān）數如表 5.3 所示，其中電機（jī）尺寸不（bú）同（tóng）轉（zhuǎn）速不同，計算（suàn）得到不同的氣隙傳熱係數；電主軸電機定轉子鐵心（xīn）疊壓係數為 0.97 有所提高，故軸向傳熱係數也增大；等效（xiào）槽絕緣的傳熱係（xì）數經計（jì）算為（wéi） 0.11W/(m?K)；所用永磁體的導熱係數為 8W/(m?K)；軸承（chéng）采（cǎi）用陶瓷球軸承，導熱係數為 32W/(m?K)；其餘材料與表（biǎo） 4.3 相同。
表 5.3 電（diàn）主軸電機各部分（fèn）材料和導熱係數
1）給定環境溫度為 20℃（293K）。
2）給定（dìng）速度入口 VELCITY_INLET，速度大小分析如下。使水冷（lěng）係統內的流體處（chù）於湍流狀（zhuàng）態才能保證水冷散（sàn）熱的高（gāo）效性，由公式（4.10）計算可得電主軸電機的水力直徑為 9.07×10-3m。本課題以雷諾數（shù） 2300 區分層流與湍（tuān）流，要使速度要滿（mǎn）足湍流狀態，則通（tōng）過公式（4.11）可求得水速要大於等於（yú） 0.20m/s。則（zé）由公（gōng）式（shì）（4.12）可知，不同水速（sù）對應不同（tóng）湍流強度，當水速為 0.2m/s 時，湍流強度為 6%。
3）給定壓力出（chū）口 PRESSURE_OUTLET，零相對壓力，即標準大氣壓 101325Pa。
（3）熱源分布
在（zài）第 3 章中已經求得了在所采用的弱磁控製方案（àn）下的損耗，定子鐵耗分別加載到齒部和（hé）軛部上（shàng），機械損耗加載到軸承上，銅耗加載到繞組上，可以（yǐ）看到永磁體渦流損耗和轉子鐵耗的數值非常小，換算成生熱（rè）率後與前幾項損耗甚至不在同一（yī）數量級上，弱磁時求得各部分的生熱率如表中所示。
表 5.4 電機各部分的損耗（hào）值和生熱率
5.3.2 冷（lěng）卻（què）水流速與電主軸電機溫升關係研究
已求得使冷卻水處於湍流狀態（tài）的最小（xiǎo）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（shuǐ）、機殼、水套（tào）的（de）溫度分布（bù）情況。
圖 5.7 電機定子溫（wēn）度分布圖
從圖 5.7 可以看到，當水速為 0.2m/s 時，最高（gāo）溫（wēn）升為 14.9K，機殼與水套的溫度均有所上升，說明此時冷卻水速度不足（zú），冷卻不夠徹底，溫度仍有下降空間。從 0.2m/s起逐（zhú）漸增（zēng）加水（shuǐ）速，當水速為 0.5m/s，1m/s 時明顯看出隨著水速的增加，水套的最高溫升有所下降，說明提高水速能夠增強（qiáng）冷卻效果。由第 4 章的分析並比較電主軸電機的熱源分布情（qíng）況，可知最熱點出現在繞（rào）組（zǔ）端部。為了尋找最佳水（shuǐ）速，繪製電主軸（zhóu）電機的最高（gāo）溫升與（yǔ）冷卻水流速關（guān）係如圖（tú） 5.8 所示。當水速超過 2.5m/s 時，即使再（zài）增大水速最高（gāo）溫升下降也並不（bú）明顯，故此電主軸電機的最佳水速（飽和水速）為
2.5m/s。
圖 5.8 水速與電機（jī）最高溫升關係
5.4 車削電主軸電機弱磁運行時的（de）溫度場分析
5.4.1 電（diàn）主軸電機弱磁時的溫度場分（fèn）布
電主（zhǔ）軸電機弱磁運行時處於去磁狀態（tài），定子磁通減少（shǎo），弱磁電流的注入使得繞組（zǔ）銅耗急（jí）劇增大，因此為了避免弱磁運行時溫升超過規定限（xiàn）度（dù）而損壞絕緣，進行溫度場分析尤為重要。表 5.5 為弱（ruò）磁情況下各部分損耗（hào）值及對應的生熱率。
表 5.5 弱磁時損耗和生（shēng）熱率
在最佳水（shuǐ）速（sù）2.5m/s，電主軸電機弱磁時繞組及等效（xiào）槽絕緣的（de）溫度分布如圖5.9所示。可以看出端部下（xià）層的最高溫度為 474.7K，溫升更（gèng）是達到 181.7K，這（zhè）會嚴重破壞絕緣，故考慮采用（yòng）導熱（rè）係數更高的絕緣（yuán）材料。
圖 5.9 最（zuì）佳水速時繞組溫度分（fèn）布
5.4.2 高導熱槽絕緣材料對溫升（shēng）的影響
上小節溫度場（chǎng）計算時，等效槽絕緣的傳熱係數為 0.11W/(m?K)，繞組和槽絕緣的溫度分布表明其（qí）不足以滿足弱磁運行時的傳熱需求，現考慮采用導（dǎo）熱係數更高的絕（jué）緣材（cái）料：等效傳熱係數為 0.26W/(m?K)的 F 級絕緣材料、等效傳熱係數為 0.5W/(m?K)的雲母紙絕緣材料，分（fèn）別計（jì）算得（dé）到繞（rào）組與（yǔ）槽絕緣的（de）溫（wēn）度分（fèn）布（bù）如圖 5.10。
圖 5.10 不同等效槽絕緣傳熱係數（shù）時（shí）繞組溫度分布（bù）
明顯看（kàn）出當等效槽絕緣傳熱係數（shù）從（cóng） 0.11/(m?K)變為 0.26/(m?K)又變為 0.5/(m?K)時，繞組最高溫升同時（shí）也是電機的最高溫升有顯（xiǎn）著下降，具體對比如圖 5.11 所示。這是（shì）由於（yú）等效槽絕緣（yuán）包裹（guǒ）著電機的（de）最大熱源（yuán）——繞組，其傳熱係數的大小直接（jiē）關係（xì）到熱量是否能夠通過槽絕緣經定子鐵心和槽楔（xiē）氣隙有效傳遞出（chū）去，故而等效槽絕緣傳熱係數的準確計算也至關重要。
圖（tú） 5.11 不同等效槽絕緣時溫（wēn）度比較
5.4.3 繞組端部環氧樹脂封裝對溫度（dù）場的影響
車削電主軸的運行是對零件精準加工的過程，溫度升高會影響加工精度，因而力求降低溫升。上一（yī）小（xiǎo）節分析得到，采用導熱係數為 0.5/(m?K)的雲母作為槽絕緣材料時（shí），車（chē）削電主軸電機的最熱點位於端部繞組（zǔ）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（de）方法（fǎ），這是因為環氧樹脂的導熱係數遠高於端部空氣，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 繞組端部封裝環氧樹脂示（shì）意圖
經查找得（dé）到，6286 進口高（gāo）溫環氧樹（shù）脂（zhī）灌封膠（Hasuncast 6286 A&B）是一（yī）種低粘度、阻燃環氧數值灌（guàn）封密封化合（hé）物，能長期在 160°溫（wēn）度範（fàn）圍內保持堅（jiān）硬，並具有（yǒu）良好的導熱性，這些特點使其廣（guǎng）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（xiàn）公司。將車削電主軸電機定子繞組端部用 6286 進口高溫環氧樹脂封裝前後的繞組、槽絕緣及其端部質的溫度分布對比如圖（tú） 5.13 所示。圖中 5.13 a 虛線左側高長（zhǎng）方體仍（réng）為電機定子與（yǔ）端蓋形成的腔內空（kōng）氣，虛線右側與繞組接觸部分為環氧樹脂，對稱位置類似。從（cóng）圖中（zhōng）可以（yǐ）明顯看出，采用環氧樹脂時繞組端部最高溫升為 66.8K，比未采用環氧樹脂溫升 77.8K 下降（jiàng）了 11K。從圖中的顏色分布來看，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。導熱性能越好的介質，溫度傳遞越均勻，越接近等（děng）溫體，顯然 b 中采用環氧樹（shù）脂灌封的方式使得一端的溫（wēn）差更小，溫度（dù）向外傳（chuán）導更多，較 a 更接近等溫體。
圖 5.13 封裝環氧樹脂前（qián）後繞組溫度分布
電主軸電機其餘部分的最高溫升結果如圖 5.14 所示。
圖 5.14 最終方（fāng）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（shì）絕緣能夠承受範圍內；車削加（jiā）工中對軸頭要求較高，不允許超過 50K 以免影響刀具定位精度，由有限（xiàn）體積計算得到（dào）的軸承最高溫升為 47.8K，亦（yì）滿足要求。
5.5 本（běn）章小結
本章對所設（shè）計的電主軸電機進（jìn）行了溫度場計（jì）算（suàn）分析，得到結論如（rú）下：
（1）保證冷卻水（shuǐ）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（jié）構應通水速為 2.5m/s，以獲得最大供水效能。
（2）此電主軸電機在弱磁（cí）時（shí）損耗（hào）大大增（zēng）加，溫升過高會損壞絕緣，故而考察了采用導熱特（tè）性優良的雲母做槽絕（jué）緣（yuán）時的溫升。當等效槽絕（jué）緣傳熱係數為 0.26W/(m?K)時（shí），電機最高溫升為 106.5K，而等效槽（cáo）絕（jué）緣傳熱係數為 0.5W/(m?K)時（shí），電機（jī）最高溫升為77.8K，降低了 28.7K，更說明等效槽絕緣傳熱係數（shù）的計算對溫度場至關重要。
（3）當對繞組端部采用導熱係數 4.8W/(m?K)的（de） 6286 進口高溫環氧樹脂灌封膠時封裝時，電機端部最高溫升為 66.8K，比未采用時降低（dī）了 10K，降低約 14%，此時端部（bù）散熱情況達（dá）到要求，說明端部封裝環氧（yǎng）樹脂能夠顯（xiǎn）著降（jiàng）低繞（rào）組端部溫度。其餘各部位溫升分別（bié）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（shēng）均在可承受範（fàn）圍內。
從圖 5.14 中可看出，繞組的最高溫升為 66.8K，是絕緣能（néng）夠承受範圍內；車削加工（gōng）中對軸頭要求較高，不允許超過 50K 以免影響刀具定位精度（dù），由有限（xiàn）體積計算得到的軸承最高溫升為 47.8K，亦滿足要求（qiú）。
第 6 章 結論（lùn）
本文針對車削用電主軸永磁同步電機（jī）展開研究，根據車削（xuē）電主軸電機的空間尺寸和技（jì）術指標，設計了一台（tái） 6 極 36 槽 28k W 的車削電主軸電機，並對其電磁（cí）參數、弱磁（cí）性能、損耗及溫升（shēng）進行了分析計算，本文主（zhǔ）要工作及結論如下：
（1）結合配套機床的安裝尺寸及（jí）規定的技術指標進行設計，確定電機電磁方案。建立電機二維模型，采用 Maxwell 2D 進行仿真分析，得到空載、額定（dìng）負載（zǎi）時的磁密磁力線（xiàn）分布，空載反電勢、齒槽轉矩、氣隙磁密，負載電流、輸（shū）出轉（zhuǎn）矩（jǔ）等，驗證了電磁方案的合理性（xìng）。
（2）對電機的弱（ruò）磁特性（xìng）和損耗（hào）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（yǐng）響後，基於場的方法求得直軸電感值，進而得到（dào）電機能達到的最（zuì）高轉速（sù）為 6936.4r/min，並找（zhǎo）到當極限電流為 100A，控製角為（wéi） 81.8 度時能（néng）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（fǎ）對（duì）定轉子鐵心損（sǔn）耗、永磁體渦流損耗進（jìn）行計算，得到二倍弱磁（cí）時，定子鐵耗（hào）增53.1%，轉（zhuǎn）子鐵耗增加455.5%，永磁體渦流損耗（hào）增加 54.8%，但後兩者從數（shù）值來（lái）講較定子鐵耗小很多，低頻時通常可忽略不計。
（3）對 20k W 永磁同步水冷電（diàn）機進行了溫度場仿真計（jì）算（suàn），給出了建立三維模型時繞組端蓋、軸承（chéng）、轉軸等的等效方法，等效材料傳熱係數和散熱係數的計算，裝配間隙的（de）處理（lǐ）以及基本假設和邊界條件等（děng）。用仿真結果與實驗（yàn）進行（háng）對比，得到電機（jī）繞組平均溫（wēn）升誤差 5%，繞組最高（gāo）溫升誤差 6.7%，端蓋（gài）最高溫升 6.5%，滿足工（gōng）程需求，且溫度分布趨勢與實驗（yàn）結果一致，驗（yàn）證了所用溫度（dù）場計算方法的準確性。
（4）確立電主軸電機為螺旋周向冷卻水道，對（duì）其溫升進（jìn）行研究。得到額定（dìng）時不同冷卻水流速下各部分溫升情況，找到飽和水速為 2.5m/s，針對弱磁時損耗大大增加的事實，對比了不同等效槽絕緣下的溫升情況，得到槽內絕緣材（cái）料采用導熱係數較高的雲母（mǔ），方（fāng）能滿足散熱需求，此時（shí）電機最高溫（wēn）升為繞組端部 77.8K；並采用端部封裝環氧樹脂（zhī）的方法降低繞組端部溫升，當采用導熱係數 4.8W/(m.K)的 6286 進（jìn）口高溫環氧（yǎng）樹脂灌封膠時（shí），繞組端部最高溫升為 66.8K，降低約 14%，其餘部位的溫升為：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（shēng）均在（zài）可承受範圍內。
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