高速电主轴热态特性的有限元分析.pdf

高速电主轴热态特性的有限元分析3FEA of Thermal Properties for High Speed Motorized Spindle广东工业大学 黄晓明 张伯霖 肖曙红摘要 分析了高速电主轴中内装式电机的损耗发热和轴承的摩擦发热,研究了油-水热交换冷却系统和油-气润滑系统的散热特性,在此基础上建立了高速电主轴温度场的有限元分析模型,并用ANSYS有限元软件进行温度场的计算。最后提出了改进高速电主轴温度场分布的主要措施。关键词:高速加工 电主轴 热态特性 有限元法 ANSYS ABSTRACTIn this paper,the heat generationdeveloped from the built2in motor and the bearing fric2tion is analyzed and the analysis of the heat rediations ofoil2water heat exchange cooling system and oil2air lubri2cation system are also done.On this basis,the finite ele2ment analysis(FEA)model of the high speed motorizedspindle temperature field is built and the temperaturefield is calculated by using ANSYS software.The mainmeasures to improve temperature field of the high speedmotorized spindle are brought forward.Keywords:High speed machiningMotorizedspindleThermal propertiesFEAANSYS高速机床是实现超高速加工的前提和基本条件。高速机床的主轴是由内装式电机直接驱动的,从而把机床主传动链的长度缩短为零,实现了机床主轴的“零传动”1。这种由内装式电机和机床主轴“合二为一”的传动形式,即采用无外壳电机,将其空心转子直接套装在机床的主轴上,带有冷却套的定子则安装在主轴单元的壳体内,形成内装式电机主轴单元,称为高速电主轴(High Speed Motorized Spindle)。高速电主轴是高速机床的核心部件,但也是该类机床的主要热源。在高速机床中,电主轴单元各零件的刚度和精度都比较高,因切削力引起的加工误差比较小,然而,电主轴中电机的损耗发热和轴承的摩擦发热却是不可避免的,由此引起的热变形如果处理不当会严重地降低机床的加工精度。因此,在高速加工中,3 科技部“十五”重点攻关资助项目(No.2001BA203B15),教育部智能制造重点实验室开放基金项目(No.200215)。电主轴的热态特性成为影响加工精度的一个主要因素,并直接限制电主轴转速的提高。1 高速电主轴的结构图1所示为高速电主轴结构简图。该电主轴的主轴部件由前后两套角接触混合陶瓷球轴承支承:前轴承固定,承受径向载荷和双向轴向载荷;后轴承在轴向可以有微量位移,以补偿主轴工作时的热伸长。前后轴承均采用定位式预紧。电机转子用压配合方法安装在主轴上,处于前后轴承之间。电机定子通过冷却套安装在电主轴的壳体中。主轴内部安装有OTT拉刀机构。主轴后部安装有测速传感器。主轴轴承采用油-气润滑系统进行冷却和润滑。电机采用油-水热交换系统进行冷却。图1 高速电主轴结构简图Fig.1Structure diagram of high speedmotorized spindle2 高速电主轴的热源分析高速电主轴有两个主要的内部热源:内装式电机的损耗发热和轴承的摩擦发热。2.1 内装式电机的损耗发热电主轴使用的无外壳电机的部分参数见表1。电机定子和转子的发热来源于电机的损耗。电机表1 无外壳电机的部分技术参数额定功率Pn/kW额定转速nn/rmin-1最高转速nmax/rmin-1额定扭矩Mn/Nm额定功率损耗PVn/kW19.92 34018 0001243.802科技成果 学术论文2003年第10期的损耗一般分为4类:机械损耗、电损耗、磁损耗和附加损耗。前3类损耗为主要损耗。附加损耗在总的损耗中所占的比例很小,约为额定功率的1%5%2。假定电机的额定功率损耗(PVn=3.8 kW)全部转化为热量,则其中2/3热量由定子产生(约2.53kW),1/3热量由转子产生(约1.27 kW)。2.2 轴承的摩擦发热高速电主轴使用混合陶瓷球轴承,其滚动体为Si3N4陶瓷球,轴承内外套圈材料仍为GCr15钢。高速电主轴前后轴承的部分技术参数见表2。表2 前、后轴承的部分技术参数参 数前轴承后轴承内径d/mm7060外径D/mm11095滚动体直径Db/mm11.112 59.525 0滚动体数目Zbrg/个1918原始接触角0/()1515预紧力F0/N155111根据Palmgren公式,轴承滚动体与滚道间接触区的摩擦发热量为=Mw。(1)式中:为轴承摩擦发热量;M为轴承摩擦总力矩;w为轴承内圈的旋转速度。轴承摩擦总力矩M由轴承空转时润滑剂粘性产生的摩擦力矩M0和与速度无关的载荷作用下产生的摩擦力矩M1两部分组成,即:M=M0+M1=0.45f0(w)2/3dm3+f1FsCs1/3Fdm。(2)式中:f0为取决于轴承设计和润滑方式的系数,对于角接触球轴承,f0=1;为润滑剂在运转温度下的运动粘度;w为轴承内圈的旋转速度;dm为轴承平均直径;f1为取决于轴承设计与载荷的系数,对于角接触球轴承,f1=0.001;Fs为轴承的当量静载荷;Cs为轴承额定静载荷;F为决定轴承摩擦力矩的计算载荷。3 高速电主轴的传热机制3.1 轴承与油-气润滑系统中压缩空气的对流换热主轴轴承使用油-气润滑方式时,油、气混合物经喷嘴射向滚动体与滚道间接触区,所用的油量非常少,这样就可以假定热交换只发生在轴承和压缩空气之间,被油吸收的热量可以忽略不计。假设压缩空气从喷嘴冲出时为自由射流,该射流卷吸周围的空气使流量逐渐增加;其动量沿流动方向保持不变,为出口动量值。根据动量不变原理,可计算出压缩空气作用于轴承的实际空气流量3。压缩空气向轴承喷射,使轴承有一个附加的轴向气流。轴向气流在内外圈间流过轴承时的流动面积为Aax=2dmh,(3)式中:Aax为轴向气流流过轴承时的面积;dm为轴承平均直径;h为轴承内外套圈与保持架之间的间隙。轴承中的空气平均速度可由附加的轴向和切向气流得到:u=V1Aax2+w dm221/2,(4)式中u为轴承中空气平均速度;V1为作用于轴承的实际空气流量;Aax,dm同式(3);w为主轴旋转角速度。轴承与压缩空气的对流换热系数是主轴转速和空气流量的函数,可用以下的多项式函数来拟合:=(c0+c1uc2),(5)式中:u为轴承中的空气平均速度;c0,c1,c2为试验测得的常数,分别取为9.7,5.33,0.8。3.2 电机与油-水热交换系统冷却油间的对流换热电机和油-水热交换系统冷却油之间的换热属于管内流体强迫对流换热。冷却油在定子冷却套的螺旋矩形槽中流动。螺旋矩形槽的几何形状可展开成截面为矩形的等效油管。冷却油在管中的不同流态具有不同的换热规律,所用的换热系数计算公式也不相同。为此必须先算出雷诺数Re以判别流态,然后选用相应的公式计算4。3.3 电机转子的传热转子由芯部涡流产生的热量,一部分通过气隙传递给定子,一部分传递给主轴和轴承,还有一部分通过端部传入周围的空气。当定、转子气隙中的气体处在纯层流状态时,热量是通过纯导热由一个表面传到另一个表面,并且热交换强度不取决于转速2。转子端部与周围空气进行对流换热和辐射换热。该热交换的换热系数t可用下式表示5:t=28(1+0.45vt),(6)式中:vt为转子端部的周向速度。3.4 电主轴前、后密封环的对流换热系数电主轴前、后密封环气隙中有轴向流动的气体,热交换的情况比较复杂。由于气隙很小(约为0.5 mm),在轴向流动气体的影响下,假定空气处于紊流状态,利用下式计算努塞尔数N u,进而求出对流换热系数2。12科技成果 学术论文航空制造技术Nu=0.23r10.25Re0.5,(7)=N u H,(8)(7),(8)式中:r1为密封环气隙的平均半径;为定、转子间的气隙;为流体导热系数;H为气隙几何特征的定型尺度。3.5 高速电主轴与外部空气的传热高速电主轴和周围空气之间不仅进行对流传热,同时还产生辐射传热。本文假定主轴外壳和轴承座等的静止表面与周围的空气之间的传热为自然对流换热,其传热系数反映了辐射传热的影响。根据文献6 中静止表面与周围的空气之间的传热的计算结果,取复合传热系数s=9.7 W/(m2)。4 高速电主轴热态特性的有限元分析4.1 构建几何模型由图1可知,高速电主轴整体上可视为轴对称结构,用电主轴剖面的一半来建立有限元分析模型即可。电机的定子和转子均可当作厚壁圆筒。定子冷却套上的螺旋槽可等效为环形槽。由于轴承的旋转速度很快,可把滚动体等效为一个圆环,其截面积与滚动体的截面积相等。为了简化计算,电主轴中的OTT拉刀机构及后支座不参加有限元建模。忽略所有的螺钉、通气孔、通油孔以及其他一些细小结构。经简化后,所得的有限元分析几何模型如图2所示。图2 高速电主轴几何模型Fig.2Geometry model of high speedmotorized spindle4.2 单元类型的选择与网格划分ANSYS稳态热分析共提供了约40种单元。本模型选用PLANE55平面单元进行网格划分。PLANE55单元用于三维空间平面或轴对称结构,具有热传导特性。该单元有4个节点,节点自由度为温度。选定单元后,对高速电主轴有限元分析模型进行单元网格划分,共有2 610个单元、3 008个节点。4.3 高速电主轴的稳态热分析实例高速电主轴(如图1所示)的稳态热分析在以下条件下进行:(1)环境温度为Te=25;(2)主轴转速为nmax=18 000 r/min;(3)油-气润滑系统的压缩空气流量为V2=2.510-3m3/s,压力为0.4 MPa,温度为Tair=25;(4)油-水热交换冷却系统的冷却油流量为Q=2.2410-4m3/s,入口温度为Tin=25。根据公式(1)(8)计算出前、后轴承的发热量以及各部分的传热系数如表3所示。表3 前、后轴承的发热量及各部分的传热系数参 数 名 称计算结果前轴承发热量/W350后轴承发热量/W221轴承与压缩空气的对流换热系数/W(m2)-1260电机与冷却油的对流换热系数/W(m2)-1206定、转子气隙的导热系数/W(m2)-10.03转子端部与周围空气的换热系数/W(m2)-1212前、后密封环气隙对流换热系数/W(m2)-1144 将有关的计算结果代入ANSYS分析软件,可得该电主轴的稳态温度场分布,如图3所示,前、后轴承外圈的温度随时间的变化曲线如图4所示。图3 高速电主轴温度场(nmax=18 000 r/min)Fig.3Temperature field of high speed motorizedspindle(nmax=18 000 r/min)由图3可见,转子铁芯的温度最高,约为118.8,这是因为转子的发热在铁芯处累积,且散热条件不好,热量不能迅速有效地导出,因而温升较高。定子铁芯的最高温度值为108.4,位于定子铁芯的内表面。尽管定子产生的热量可通过冷却油带走,但从转子铁芯通过气隙传来的热量仍使得定子铁芯中部的温升较高。前轴承外圈温度约为61.7,后轴承外圈温度约为56.3,即前后轴承的温升分别为36.7,31.3,温升较大。前、后轴承的温升较高,一方面是因为轴承本身发热量较大,另一方面受转子较大的发热量22科技成果 学术论文2003年第10期图4 高速电主轴前、后轴承温升曲线(nmax=18 000 r/min)Fig.4Temperature rise curve of front and backbearings of high speed motorized spindle(nmax=18 000 r/min)的影响。由图4可见,高速电主轴运行约6 000 s(100 min)后,前、后轴承外圈的温度分别为61.7 和56.4,与稳态温度场分析所得的前、后轴承外圈的温度相同,因此可以认为电主轴在nmax=18 000 r/min运行100min后,达到热平衡状态。在不同转速下,经有限元分析,高速电主轴前轴承外圈的温升曲线如图5所示。由图5可见,在主轴转速为2 000 r/min(此时前、后轴承发热量分别为8.73W、5.56 W)时,前轴承外圈温升约为19,这表明在轴承发热较小的情况下,主轴电机的发热对轴承温升的影响很明显。随着主轴转速的提高,主轴的温升也增大。在主轴转速增加到10 000 r/min以后,主轴的温升增加得更快,这是因为随着主轴转速的提高,轴承的发热量急剧增大的缘故。图5 不同转速下高速电主轴的温升曲线Fig.5Temperature rise curve of high speedmotorized spindle at different rotary speeds4.4 降低高速电主轴温升、改善温度场分布的措施改善高速电主轴热态特性,即降低电主轴的温升和改善温度场分布可以从3个方面进行:减少电主轴热源的发热、加强电主轴的散热和补偿电主轴热位移。在主轴转速为10 000 r/min时,假设只有电机发热,经有限元分析,主轴前轴承外圈的温升为39.1;假设电机的功率损耗分别为40%和80%转化为热量,则主轴前轴承外圈的温升分别为41.6,46.4。可见电机的发热对温升的影响很大。因此应选用发热量小的电机并采取措施增强电机的散热效果。在本高速电主轴中,加强电主轴散热、降低主轴温升的办法主要有两个:一是加大油-水热交换冷却系统的冷却油流量;另一个则是增强油-气润滑系统中压缩空气的冷却效果。在主轴转速为10 000 r/min时,经有限元分析,油-水热交换冷却系统的冷却油流量对主轴前轴承外圈温升的影响如图6所示。由图6可见,随着冷却油流量的增加,电主轴前轴承外圈的温升也随着降低;但当冷却油的流量大于5 L/min时,冷却油流量进一步加大所带来的降温效果却并不明显。这是因为冷却油的粘度较大且冷却槽的间隙很小,当冷却油的流速较大时,油在槽中的流动状态仍保持层流,这样一来,冷却油的对流换热能力并不因为流量的进一步加大而得到更大的提高。由此可见,在实际运用时,应选择一个恰当的冷却油流量。图6 冷却油流量对高速电主轴温升的影响Fig.6Effect of cooling oil flow rate on temperaturerise of high speed motorized spindle在主轴转速为10 000 r/min时,经有限元分析,油-气润滑系统中压缩空气的流量对主轴前轴承外圈的温升的影响如图7所示。由图7可见,加大压缩空气的流量可降低主轴的温升,且较小的空气流量就可使主轴的温升大为降低。5 结论本课题根据现代传热学理论,采用有限元分析方法,运用ANSYS软件对高速电主轴进行了热态分析,结果表明:(1)电主轴有两个主要的内部热源:内装式电机的(下转第26页)32科技成果 学术论文航空制造技术(1)将秤好的环氧树脂放在容器内,加入铝粉慢慢搅拌,若需要加入大量铝粉作为填充物,可以用机械式搅拌器搅拌。为减少夹带空气的风险,搅拌器的速度宜慢不宜快,一般不要超过500 r/min。(2)经搅拌后的混合物,应静置一段时间,让铝填充物完全湿透,并使夹杂的空气完全跑掉。(3)将冷却铜管安装在模框上,在环氧树脂及铝粉混合物中添加硬化剂,并保证混合均匀,静置1015min,即可注入模框中,将喷涂壳体和模框完全填满。3 结论(1)LOM原型的质量直接影响快速模具及产品的质量,因而控制LOM原型的质量是产品/模具快速设计与制造技术的关键之一。(2)在电弧喷涂过程中,要根据所用金属材料调整喷涂参数,并使用油水分离器除去压缩空气中的水蒸气,保证喷涂颗粒的均匀度及喷涂表面的粗糙度。(3)由于环氧树脂及与其相配的固化剂的种类很多,在固化的时间和固化的效果上有很大不同,因而要根据实际情况确定制造中的工艺参数,必要时可加入稀释剂进行稀释改性。(4)将混合容器中沉淀的残余铝粉均匀地倒进模框里,保证铝粉完全进入混合物。这一过程要快,因为浇注混合物在2040 min内将发生固化反应。参考文献1 赵国群,王广春.快速成形与制造技术的发展与应用.山东工业大学学报,1999(6):5365422 王伊卿,赵文轸,唐一平,等.电弧喷涂模具材料性能研究.中国机械工程,2000,11(10):1 1121 1153 周雄辉,彭颖红.现代模具设计制造理论与技术.上海:上海交通大学出版社,20004 王从军,黄树槐.金属零件与金属模具的快速制造.特种铸造及有色合金,2001(3):4849(责编 君 扬)(上接第23页)图7 压缩空气流量对高速电主轴温升的影响Fig.7Effect of compressed air flow rate ontemperature rise of high speed motorized spindle发热和主轴轴承的摩擦发热。(2)主轴在中、低速的转速范围内,电主轴轴承温升的主要原因是电机的发热;而在主轴高速运转范围内,前、后轴承的急剧摩擦发热,是电主轴温升增加的重要因素。(3)轴承的温升随着油-水热交换系统冷却油流量的增加而减小。适当地调节冷却油的流量,可有效地降低电主轴的温升,并获得较好的温度场分布。(4)轴承的温升随着油-气润滑系统的压缩空气流量的增加而减小,正确地调节压缩空气的流量,可有效地对前、后主轴轴承起到良好的冷却作用。参考文献1 张伯霖主编.高速切削技术与应用.北京:机械工业出版社,20022 鲍里先科,丹科 ,亚科夫列夫.电机中的空气动力学与热传递.北京:机械工业出版社,19853 高家锐.动量、热量、质量传输原理.重庆:重庆大学出版社,19874 俞佐平.传热学.北京:高等教育出版社,19915丁舜年.大型电机的发热与冷却.北京:科学出版社,19926 陈兆年,陈子辰.机床热态特性学基础.北京:机械工业出版社,1989(责编 庚 辰)第八届北京-埃森焊接与切割展览会将如期举办 由中国机械工程学会及其焊接分会、德国焊接学会和德国埃森展览公司共同主办的第八届北京-埃森焊接与切割展览会将于2003年11月2629日在上海光大会展中心举行。本届北京-埃森展已有来自德、美、韩国的国家展团以及来自17个国家和地区的50多家国际展商报名参展,国内有300多个单位报名参展,展台面积达1万余m2。本届展会国内部分的一个显著特点就是知名企业的大面积参展。北京-埃森展作为焊接行业中的精品展会、名牌展会,得到了众多知名企业的信任与支持,成为各企业宣传企业形象、推广产品的大平台。中国机械工程学会还将于11月2426日上海光大国际酒店举办汽车焊接国际论坛,对汽车制造中的焊接及相关技术展开研讨。(本刊记者 舒畅)62科技成果 学术论文2003年第10期