提高電機低溫帶載性能設計研究

李志鵬,錢 華,陳 辰,張席銘

(中國電子科技集團公司第二十一研究所, 上海 200233)

0 引 言

電機熱學分析和設計一直是電機設計過程中的重點問題之一[1-2],目前國內外通常采用有限元法進行分析計算[3-4]。應用于特殊裝備的某型號電動機要求小體積、輕量化,其結構較為特殊。由于用在特殊場景,所用材料在滿足功能、性能和強度的前提條件下,選用了不同的輕質材料。受結構特點和選用材料的綜合影響,該電機在低溫-55 ℃通電帶載運行時,部分電機出現輸出力矩下降明顯的現象。隨著環境溫度的升高,電機通電帶載能力逐漸增大,恢復至與常溫帶載能力接近。

為保證電機質量的一致性,提高低溫-55 ℃通電帶載能力,對電機結構和設計參數進行分析。運用有限元仿真分析,建立電機有限元模型,分析計算影響電機低溫阻力矩增大的結構件在不同溫度變化條件下的形變,優化結構件配合間隙設計參數,并經不同溫度的帶載能力驗證,解決了該電機低溫帶載能力下降離散性大,部分電機存在無法運行的技術難題。

1 低溫帶載能力下降的影響因素分析

1.1 電機結構

電機結構圖如圖1所示。電機主要由機殼、定子、轉子、軸承、機殼、端蓋、輸出軸等組成。

圖1 電機結構圖

1.2 電機帶載能力隨溫度下降而下降的影響因素分析

電機進行常溫及高溫(85 ℃)測試,功能及性能均正常,在低溫-55 ℃工況測試時,部分電機加電帶載無法起動,能夠起動運轉的電機,帶載能力有不同程度的下降。根據該現象,將環境溫度升溫至-45 ℃進行測試,電機均能夠帶載起動,但部分電機帶載能力仍有下降;繼續升溫至溫度-35 ℃進行測試,電機起動正常,功能與性能測試正常。電機帶載能力隨溫度下降有不同程度的下降,實驗情況如表1所示。

表1 低溫起動實驗情況

1.3 低溫帶載能力下降原因分析

針對電機帶載能力隨溫度下降而下降的問題,根據電機結構特點,認為影響電機低溫帶載能力下降的因素有以下幾個方面:

(1)低溫下定轉子機械卡滯;

(2)電機低溫下電磁性能下降;

(3)低溫下軸承阻力矩增大。

1.3.1 轉子機械卡滯

根據熱力學規律,溫度下降時,分子熱運動減弱,振動幅度減小,物體體積收縮。電機定轉子氣隙較小,定、轉子的材料在低溫下的形變差大于氣隙,可能導致低溫下轉子機械卡滯,電機低溫帶載能力下降,無法起動。電機定、轉子所用材料的溫變系數接近,定、轉子低溫形變量接近;電機定、轉子氣隙遠大于所用材料的低溫形變量。因此,電機定、轉子低溫形變不會出現氣隙減小、轉子機械卡滯,該影響因素排除。

1.3.2 電機電磁性能下降

電機定子磁鋼采用釤鈷永磁體,其溫度系數較低,為0.04%/℃。輸出轉矩的大小與磁鋼性能正相關。低溫下,磁鋼性能略有上升,由此可知,電磁性能隨溫度變化,在低溫下電機轉矩性能上升。因此,電機電磁性能下降的影響因素排除。

1.3.3 軸承阻力矩增大

低溫下軸承阻力矩增大是導致電機低溫帶載能力下降的主要原因。影響軸承阻力矩的兩大因素:一是軸承潤滑脂低溫阻力矩增大;二是構成軸承室的機殼、轉軸、軸承材料因溫度降低產生形變,軸承游隙減小。

1) 軸承潤滑脂導致阻力矩增大

低溫下,軸承潤滑脂粘稠性增大,潤滑脂阻力矩增大,導致軸承阻力矩增大,電機有效輸出力矩下降,低溫下電機帶載能力下降。電機所用潤滑脂采用高低溫潤滑脂,使用溫度范圍為-65 ℃～205 ℃。低溫下潤滑脂阻力會略有增大,但增加量值遠小于電機0.24 N·m,電機在限流條件下的輸出力矩會略有減小,不會導致電機無法起動。

2) 軸承室低溫形變,導致軸承游隙減小,軸承阻力矩增大

該電機結構形式為單邊軸承,構成軸承室結構件包括機殼和轉子軸套。由于減重和特殊使用環境,機殼、轉子軸套和軸承所用材料均不相同,詳見表2。

表2 軸承室結構件組成、材料和熱膨脹系數

由此可知,低溫下機殼的形變量大于軸承的形變量,這會導致機殼與軸承配合間隙減小。由于電機需承受較大的環境力學條件,軸承徑向游隙選擇較小量級。

當機殼形變量大于機殼與軸承配合間隙時,會使軸承徑向游隙減小,軸承阻力矩明顯增大,電機阻力矩增大,電機低溫帶載輸出力矩下降;當低溫形變量小于機殼與軸承配合間隙時,軸承阻力矩無影響,電機帶載能力應不會下降。

2 軸承室低溫形變仿真分析

通過對電機低溫帶載能力下降影響因素分析,認為影響電機低溫帶載能力下降的主要因素應為組成電機軸承室結構件的機殼、轉軸、軸承材料形變導致軸承阻力矩增大。為此,根據軸承、機殼、轉子軸套的結構、材料特性,優化結構件配對,進行軸承徑向游隙低溫形變仿真分析驗證,試圖通過制定合理的機殼與軸承配合間隙,改善電機低溫帶載能力下降的問題[5-7]。本文運用有限元仿真分析,建立電機有限元模型,分析計算影響電機低溫阻力矩增大的結構件在不同尺寸配合和不同溫度變化條件下的形變,并通過實測驗證仿真分析結果。

根據電機結構尺寸,適當簡化模型,軸承外圈仿真模型如圖2所示,采用結構有限元分析軟件對電機軸承外圈及內圈的形變量進行分析,得出軸承游隙在不同溫變、不同配合間隙情況下的變化量。

圖2 簡化處理的軸承外圈仿真模型

2.1 軸承徑向形變

仿真計算軸承徑向形變量δ也就是軸承徑向內外圈的形變量,用軸承外圈的內壁形變量減去軸承內圈外壁的形變量即為低溫下軸承徑向形變量。由于軸承滾珠尺寸較小,且與軸承材料熱膨脹系數相同,在仿真分析過程中不考慮軸承滾珠形變。分別仿真電機在-55 ℃和-45 ℃條件下,機殼與軸承配合間隙分別為0、0.006 mm和0.01 mm,軸承徑向游隙為0.022 mm,三種配合狀態下的軸承徑向形變量。仿真結果如圖3～圖5所示,圖中數值為負,表示物體收縮。

圖3 軸承外圈內壁徑向形變量云圖(軸承與機殼間間隙為0)

圖4 軸承外圈內壁徑向形變量云圖(軸承與機殼間間隙為0.006 mm)

圖5 軸承外圈內壁徑向形變量云圖(軸承與機殼間間隙為0.01 mm)

2.2 軸承內圈外壁徑向形變量

軸承內圈與轉子軸套配合,兩者材料熱膨脹系數相等,可直接根據熱膨脹系數計算軸承內圈外壁徑向形變量。

ΔL=αL0ΔT

(1)

式中:ΔL為形變量;α為熱膨脹系數;L0為原始長度;ΔT為溫度變化量。

根據熱膨脹公式計算,-55 ℃時軸承內圈外壁形變量為0.023 2 mm,-45 ℃時軸承內圈外壁形變量為0.020 1 mm。

2.3 仿真結果統計分析

對機殼與軸承不同配合間隙在不同溫度下的軸承徑向形變量的仿真結果如表3所示。

表3 軸承與機殼不同配合尺寸下的徑向形變量

仿真結果表明,機殼與軸承配合間隙為0時,電機在低溫-55 ℃軸承總形變量為0.022 4 mm,大于軸承徑向間隙,軸承卡滯,阻力距明顯增大;在低溫-45 ℃時軸承總形變量為0.019 6 mm,小于軸承徑向間隙,軸承阻力矩應影響較小。

當機殼與軸承配合間隙增大至0.006 mm時,低溫-55 ℃和-45 ℃軸承總形變量為分別是0.018 4 mm和0.154 mm,均小于軸承徑向間隙,軸承阻力矩應均影響較小;隨著機殼與軸承配合間隙的增大至配合間隙0.01 mm時,低溫-55 ℃和-45 ℃軸承總形變量減小至0.015 2 mm和0.012 3 mm,軸承阻力矩應均無影響。

3 實驗驗證及優化方案

根據仿真結果,分別將機殼與軸承的配合按0、0.006 mm、0.010 mm間隙進行電機實驗驗證,實驗樣件狀態如表4所示。

表4 軸承與機殼實測尺寸

3臺樣件分別進行低溫-55 ℃的帶載起動和性能測試,具體測試結果分別如表5、表6所示。

表5 負載0.24 N·m、低溫-55 ℃、保溫2 h實驗驗證情況

表6 負載0.24 N·m、常溫實驗情況

實驗結果表明,機殼與軸承配合間隙增大0.006 mm至0.01 mm后,電機低溫-55 ℃帶載0.24 N·m可以完成起動;配合間隙為0.01 mm電機的起動電流和負載電流均略小于配合間隙為0.006 mm電機;配合間隙為0.01 mm電機的輸出性能與常態性能基本接近,負載電流的差異應為軸承潤滑脂在低溫下阻力矩略有增大的影響,軸承形變量對軸承阻力矩已無影響。

由仿真及實測結果可以看出,軸承與機殼之間配合間隙增大后,低溫條件下電機輸出轉矩有明顯提升,實驗結果驗證了仿真結果的有效性。通過控制機殼與軸承間配合間隙在合適范圍內,可以使電機低溫帶載能力明顯提升。

4 結 語

通過對電機結構、材料特性分析,建立電機三維仿真分析模型,運用有限元仿真,分析計算影響電機低溫阻力矩增大的結構件在不同溫度變化條件下的形變,實驗驗證了仿真結果的有效性。對于采用不同材料和特殊結構的電機,后續可運用該方法,分析計算優化結構件配合間隙設計參數,解決低溫帶載能力下降和離散性大的問題。