車（chē）削用電（diàn）主軸永磁同（tóng）步電機（jī）電磁（cí）與熱特性的（de）研究（下）
2017-2-10 來源：沈陽工業大學 作者（zhě）：閆佳寧
第 5 章 車削（xuē）用電主軸永磁同步電機的溫度場的（de）計算與分析（xī）
本課題（tí）所設計的 28k W 車削用永磁同步電主軸電機（jī）的電磁負（fù）荷、功率密度都設計較高，且由於電主軸電機超過額定轉（zhuǎn）速時（shí）采用弱磁控製，注入的弱磁電流會使（shǐ）得電機的銅耗急劇增大，從（cóng）而引起溫度升高，嚴重時甚至燒毀電（diàn）機（jī）的絕緣材料。故本章采用上一章（zhāng）已（yǐ）驗證的方法對所設計的車削用電主（zhǔ）軸電機進（jìn）行溫度場計（jì）算分析。
5.1 水冷結構的（de）選擇
水冷係統從結構上的分類如圖 5.1 所示，在設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（guāng）滑，流體流動過程中沿程阻力小；
（3）流體斷麵形狀規則統（tǒng）一，彎頭要少，以減少局部阻力；
（4）流體表麵傳熱係數應足夠大，使熱交換充分；
（5）使用環境安全、穩定並且（qiě）維護方便。
圖 5.1 水冷係統的分類
端蓋通水的冷卻係（xì）統雖（suī）然效果明顯，但解決水道轉動密閉問題的技術含量（liàng）較高，不易（yì）實現；機殼端蓋（gài）組合的水（shuǐ）冷結構和機殼、端蓋與軸三者（zhě）組合的水冷結構（gòu）在冷卻（què）效果上略（luè）優於單獨機殼水冷結構，但這兩種結合的結構在（zài）工藝製（zhì）造（zào）上（shàng）相對比較困難；機殼水冷具有生產（chǎn）工藝簡單、製造成本低的優點，所以選用機殼水冷結構。
圖 5.2 水冷結構圖
機殼（ké）冷（lěng）卻結構又可分為螺旋結構、多並（bìng）聯結構和軸向 Z 型水路結構，如（rú）圖（tú） 5.2 所示。這三種水路結構的優缺點（diǎn）如表 5.1[57]中（zhōng）所示。
表（biǎo） 5.1 三種水冷結構優缺點（diǎn）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（mén）子 1FE1 係列電主軸的結（jié）構，最（zuì）終選用螺旋結構的（de）水道。
5.2 車削電主軸電機溫度場計算前處理
（1）電主軸電機模型及邊界條件
車削電主軸電機的電磁方案已（yǐ）由第 2 章（zhāng）確定，依據上一章的建模和等效方法，計算（suàn）得到電（diàn）主軸電機的定子繞組（zǔ）等效槽絕緣厚度為 0.9mm。參考 1FE1 係（xì）列電主軸電機結構圖（tú）並進行適當簡化，舍去不影響溫度（dù）場（chǎng）分（fèn）析的編碼器等結（jié）構，建立電主軸電機的水冷結構（gòu）模型如圖 5.3。其中，綜合衡量電機尺寸及所需的散熱（rè）量，確定機殼上所開水道數量為 9 個，水道寬度（dù）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（xiàng）對（duì）稱性，建（jiàn）立電（diàn）主軸電（diàn）機的 1/6 結構模型與邊（biān）界條件（jiàn）如圖 5.4 所示，其中（zhōng） S1 為散熱麵 WALL，需要（yào）設置散熱係數，S2 為絕熱麵 WALL，9 個水道截麵為速度入口 S3，與之對應的是壓力（lì）出口（圖中被擋住而未指出），其餘一類麵 S4 為傳（chuán）熱麵 INTERFACE。
圖 5.4 簡化後電主軸電機模型（xíng）及邊界條件
（2）電主軸電機的剖（pōu）分
依然采用前處理軟件（jiàn） Gambit 對模型進行剖分（fèn），在流體與溫度（dù）場（chǎng）計算中，網（wǎng）格（gé）劃分是基本功。鑒於求解過程（chéng）對網格質量要（yào）求非（fēi）常高，應盡量剖分為結構化（huà）六麵體網格，並進行失真度檢查，失（shī）真度越小越好，盡（jìn）量不超過 0.75，否則剖分效（xiào）果不佳會使得計（jì）算無法收斂。按照表 5.2 的剖分尺寸進行剖分，得到電機剖分圖如圖（tú） 5.5 所示，檢查最大失真度為機殼處 0.63，其餘部（bù）分更（gèng）小，剖分效果良好。
表 5.2 28k W 電主軸電機各（gè）部位剖分尺寸表
圖（tú） 5.5 電機的剖分圖
除此之外，還要一並設置麵邊界條件並進行體命名，方便在後續 Fluent 中根據已命名的名稱（chēng）進行查找與設置（zhì），完成上述過程（chéng）後，輸出.mesh 文件。
5.3 車削（xuē）電主軸電（diàn）機額定時的（de）溫度場分析（xī）
在Fluent中計算電機（jī）溫度場的過程如圖5.6所示，需要通過電磁場分析或實（shí）驗得到電機各部位的損（sǔn）耗，采用前處（chù）理（lǐ）軟件對模型（xíng）進行剖分和（hé）名稱定（dìng）義後，在Fluent中（zhōng）進行設置（zhì）再開始（shǐ）熱計算。依據上（shàng）一章介紹的方法，此小節僅對所求得的電主軸電機的不同（tóng）結（jié）果進行闡（chǎn）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（cān）數如表 5.3 所示，其中電機（jī）尺寸不同轉速不同，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，故軸向傳熱係數（shù）也增大；等效槽絕緣的傳熱係數經計算為 0.11W/(m?K)；所用永（yǒng）磁體的（de）導熱係數（shù）為 8W/(m?K)；軸承采用（yòng）陶瓷球（qiú）軸承，導熱係數為 32W/(m?K)；其餘材料與表（biǎo） 4.3 相同。
表 5.3 電主軸電機各部分材料和導熱係數（shù）
1）給定環境溫度為（wéi） 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（yú）湍流狀態才能（néng）保證水冷散熱的高效（xiào）性，由公（gōng）式（4.10）計算（suàn）可得電（diàn）主軸電機的水力直徑為 9.07×10-3m。本課題以雷諾數（shù） 2300 區分層流與湍流，要使速度要滿足湍（tuān）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，不同水速對應不同湍流強度，當水（shuǐ）速為 0.2m/s 時，湍流強度為 6%。
3）給定壓力出口 PRESSURE_OUTLET，零相對壓力，即標（biāo）準大氣壓 101325Pa。
（3）熱源分布
在第 3 章中已經（jīng）求得了在所采用的弱磁控製方案下的損耗，定子鐵耗分別加載（zǎi）到（dào）齒部和軛部上，機械損耗加載到軸承上，銅耗加載到繞組上，可以看（kàn）到（dào）永磁（cí）體渦流損耗（hào）和轉子鐵耗的數值非常小，換算成生熱率後與前（qián）幾（jǐ）項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（shì）。
表 5.4 電機各部分的損耗值和生熱（rè）率
5.3.2 冷卻水流速與電主軸電機（jī）溫升關係研究（jiū）
已求得使冷（lěng）卻水處於湍流（liú）狀態的最小水速（sù）為 0.2m/s，圖 5.7 為水速分（fèn）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（sù）為 0.2m/s 時，最高溫升為 14.9K，機殼與水套的溫度均有所上升，說明此時冷卻水速度不足，冷卻不夠徹底，溫度仍有下降空（kōng）間。從 0.2m/s起逐漸（jiàn）增加水速，當水（shuǐ）速為 0.5m/s，1m/s 時明顯看（kàn）出隨著水速的增加，水套的最高（gāo）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（diàn）主（zhǔ）軸電機（jī）的熱源（yuán）分布情況，可知最熱點出現在繞組（zǔ）端部。為了尋找最佳水速（sù），繪製電主（zhǔ）軸電機的最高溫升與冷卻水流速關係如圖（tú） 5.8 所示（shì）。當水速（sù）超過 2.5m/s 時，即使再增（zēng）大水速最高溫升下降也並不明顯，故（gù）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（yǔ）電機最高（gāo）溫升關係
5.4 車削電主軸電機弱磁運行時的溫度（dù）場分析
5.4.1 電主軸電機弱磁時的溫度場分布
電主（zhǔ）軸（zhóu）電機弱磁運行時處於去磁狀（zhuàng）態，定子磁通減少，弱磁電流的（de）注入使得繞組（zǔ）銅耗（hào）急劇增大，因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（rào）組及等效槽絕緣的溫度分布如（rú）圖5.9所示。可（kě）以看出端（duān）部（bù）下層的最高溫度為 474.7K，溫升（shēng）更（gèng）是（shì）達到 181.7K，這會嚴（yán）重破壞絕緣，故考慮采用導熱係數更高的絕（jué）緣材料。
圖 5.9 最佳水速時繞組溫度分布
5.4.2 高（gāo）導熱（rè）槽絕（jué）緣材料對溫升的影響
上小節溫（wēn）度場（chǎng）計算時，等效槽絕緣的傳（chuán）熱係數為 0.11W/(m?K)，繞組和槽（cáo）絕緣的溫度分布表明其不足以滿足（zú）弱磁運行時的傳熱（rè）需求，現考慮采（cǎi）用導熱係數更高的絕緣材料：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（mǔ）紙（zhǐ）絕緣材料，分別計算得到繞組與（yǔ）槽（cáo）絕緣的溫度（dù）分布如圖 5.10。
圖（tú） 5.10 不（bú）同等效槽絕緣（yuán）傳熱係數時（shí）繞組溫度分布
明顯看出當等效槽絕緣傳熱係數從（cóng） 0.11/(m?K)變為 0.26/(m?K)又變為 0.5/(m?K)時，繞組最高（gāo）溫升同時也是電機的最高溫升有顯著下降，具體對比（bǐ）如（rú）圖（tú） 5.11 所示。這是由於等（děng）效槽絕緣包裹著電（diàn）機的最大熱源——繞組，其傳熱係數的大小直接（jiē）關係到熱量是否（fǒu）能夠通過槽絕緣經定子（zǐ）鐵心和槽楔氣隙（xì）有（yǒu）效傳遞出去，故而（ér）等效槽絕緣傳熱係數（shù）的準確計算也至關重要。
圖 5.11 不同等效槽絕緣時溫度比較
5.4.3 繞組端部（bù）環氧樹脂封裝對溫度場的影響
車削電（diàn）主軸的運（yùn）行是對零件精準加工的過程，溫度升（shēng）高會（huì）影響加工精度，因而力求（qiú）降低溫（wēn）升。上一小節分析得到，采用導熱係數為 0.5/(m?K)的雲（yún）母作為槽絕緣材料時，車削電主（zhǔ）軸電機的最（zuì）熱點（diǎn）位於（yú）端部繞（rào）組（zǔ）處，溫升（shēng）達 77.8K。為了解決端部溫升偏高的問題，可采用端（duān）部封（fēng）裝環氧樹脂的方法，這（zhè）是因（yīn）為環氧樹脂（zhī）的導熱係（xì）數遠高（gāo）於（yú）端部空氣，西門子一（yī）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）是一種（zhǒng）低粘度（dù）、阻燃環氧數值灌封密封化合物，能（néng）長（zhǎng）期在 160°溫度範圍內保持堅硬，並具有良好的（de）導熱性，這些特點使其廣泛（fàn）的應用於精密組件的灌封、密封上，其導熱係數（shù）可達 4.8/(m?K)，數據來源於（yú）深圳市華勝同創科技有限公司。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 5.13 所示。圖中 5.13 a 虛線左側高長方體仍為電（diàn）機定子（zǐ）與（yǔ）端蓋形成（chéng）的腔內空氣，虛線右側與繞組接觸部分為環氧樹脂，對稱位置類（lèi）似。從圖中可以明顯看（kàn）出，采用環氧樹脂時繞組端部最（zuì）高溫升為 66.8K，比未（wèi）采用（yòng）環氧樹脂溫（wēn）升 77.8K 下降了 11K。從圖中（zhōng）的顏色分布來看，a 中虛線中部（bù）與最高溫度的溫差為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（de）介質，溫度傳遞越均勻，越接近等溫體，顯然 b 中采用環（huán）氧樹脂灌封的方式使得一端的溫差更小，溫度向外傳導更多，較 a 更接近等溫體。
圖 5.13 封裝環氧（yǎng）樹脂前後繞組溫度分布
電主軸電機其餘部（bù）分（fèn）的最高溫升結果如圖 5.14 所示。
圖（tú） 5.14 最終方案下電機（jī）各部分溫度（dù）分布
從圖 5.14 中可看出，繞組的最（zuì）高（gāo）溫升為 66.8K，是絕緣能夠承受範圍內；車削加工（gōng）中對軸頭要求較高，不允許超（chāo）過 50K 以免影（yǐng）響刀具定位精度，由有限體積計（jì）算得到的軸（zhóu）承最（zuì）高（gāo）溫升為 47.8K，亦滿足要求。
5.5 本章小結
本章對所設（shè）計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（jiā）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（cǐ）電（diàn）主軸電機在（zài）弱（ruò）磁時損耗大大增加，溫升過高會損壞（huài）絕緣（yuán），故而考察了采用（yòng）導熱特性優良的雲母做槽絕緣時（shí）的溫升。當等效槽絕緣（yuán）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（yuán）傳熱係數的計算對溫度（dù）場至關重要。
（3）當對繞（rào）組端部采（cǎi）用導熱係數 4.8W/(m?K)的 6286 進口高溫環氧樹脂（zhī）灌封膠時封裝時，電機端部最高（gāo）溫升為 66.8K，比未采用時降低了 10K，降低約 14%，此時端部散熱情況達到要求（qiú），說明端部封裝環氧樹脂能夠顯（xiǎn）著降低繞（rào）組端部溫度。其餘各部位溫升分別為：機（jī）殼 10.5K，定子 45.1K，永（yǒng）磁體 47K，轉子（zǐ） 47.3K，軸承 47.8K，轉軸（zhóu）47.7K，各部（bù）位最高溫升均在可承受範圍內。
從圖 5.14 中可看出，繞組的最高溫升為 66.8K，是絕緣能夠（gòu）承受範圍內；車削加工中對軸頭要求較高，不允許超過（guò） 50K 以免影響（xiǎng）刀具定位精度，由有限體（tǐ）積計算得到的（de）軸承最高溫升（shēng）為 47.8K，亦滿足要求。
第 6 章 結論
本文針對車（chē）削用電主軸永磁同步電機展開研究，根據車削（xuē）電主軸電（diàn）機的空間尺寸和技術指標，設（shè）計了一台 6 極 36 槽 28k W 的車削電主軸（zhóu）電機，並對其電磁參數（shù）、弱磁性能、損（sǔn）耗及溫升（shēng）進行了分析計算，本文主要工作及結論如下：
（1）結合配套機床的安裝尺寸及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（fǎng）真分析（xī），得到空載、額定負載時的磁密磁力線（xiàn）分布，空載反電勢、齒槽轉矩、氣隙（xì）磁密，負（fù）載電流、輸出轉矩等（děng），驗（yàn）證了電磁方案的合理性。
（2）對電機的（de）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（jiāo）叉飽和影響後，基於場的方法求得直軸電感值，進（jìn）而得到電機能達（dá）到（dào）的最高轉（zhuǎn）速為 6936.4r/min，並找到當極限電流為 100A，控製（zhì）角為 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（lí）計（jì）算模（mó）型的有限元法對定轉子鐵（tiě）心損耗、永磁體渦流損耗進行計算，得到二倍弱磁時，定子鐵耗（hào）增53.1%，轉子鐵耗（hào）增加（jiā）455.5%，永磁體渦流損耗增加 54.8%，但後（hòu）兩者從數值（zhí）來講較定子鐵耗小很多，低頻時通常可（kě）忽略不計（jì）。
（3）對 20k W 永磁同步水冷電機進行了溫度場仿真計算，給出了建立三維模型（xíng）時繞組（zǔ）端蓋、軸承、轉（zhuǎn）軸等的等效方法，等效（xiào）材料傳熱係數和散熱係數的計算，裝配間隙的處理以及基本假設和邊界條件等。用仿真（zhēn）結果與實驗進行對比，得到電機繞組平均溫升誤（wù）差 5%，繞組最高溫（wēn）升（shēng）誤差 6.7%，端蓋最高溫升 6.5%，滿足工程需求，且（qiě）溫度（dù）分布趨勢與實驗（yàn）結（jié）果一致，驗證了所用溫度（dù）場計算方法的準確性。
（4）確立電主軸電（diàn）機為螺旋周向冷卻水道，對其溫升進行研究（jiū）。得到額定時不同冷卻水流速（sù）下（xià）各部分（fèn）溫升情況，找到飽和水速（sù）為 2.5m/s，針對弱磁時損耗大（dà）大增加（jiā）的事實（shí），對（duì）比了（le）不同等效槽絕（jué）緣下的溫升情況，得（dé）到槽內絕緣（yuán）材料采用導熱係數較高的雲母，方能滿足散熱需求，此時電機最（zuì）高溫升為繞（rào）組端部 77.8K；並采用端部封裝環氧樹脂的（de）方法降低繞組端部溫升，當采用（yòng）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（bù）最高溫（wēn）升為 66.8K，降低約 14%，其餘部位的溫升為（wéi）：機殼（ké） 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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