朱煜鈺，張燕燕

（黃河科技學(xué)院，河南 鄭州 450063）

0 前言

攜帶液體貨物的商業(yè)船舶一旦發(fā)生泄漏，會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的環(huán)境污染。因此，造船業(yè)采用間隔2～3 m的雙殼結(jié)構(gòu)船體，當(dāng)外壁發(fā)生碰撞時(shí)內(nèi)壁仍然可以防止液體流出。封閉的雙殼船體結(jié)構(gòu)由開(kāi)放塊和底殼經(jīng)焊接制造而成，由于封閉框架內(nèi)有大量的加強(qiáng)筋，大大增加了手工焊接的難度和危險(xiǎn)性。為此，韓國(guó)國(guó)立大學(xué)Kim.Jongwon等人研發(fā)出了RRX移動(dòng)焊接機(jī)器人[1]，成功用于雙殼結(jié)構(gòu)船舶的制造中，其特點(diǎn)是所有控制組件經(jīng)模塊化處理全部嵌入其密封體中。

弧焊過(guò)程中，電流擊穿基材和自耗電極間的電弧，使攜帶電流的電子發(fā)生振蕩，進(jìn)而影響連接機(jī)器人和控制器的信號(hào)電纜。此外，焊接機(jī)器人通常暴露在含有大量金屬粉塵的惡劣環(huán)境中完成焊接任務(wù)，因此焊接機(jī)器人的密封性是至關(guān)重要的設(shè)計(jì)因素。尤其是當(dāng)移動(dòng)焊接機(jī)器人在有嚴(yán)重金屬粉塵、輻射泄漏等極其惡劣的環(huán)境中工作時(shí)，將散熱電子元件設(shè)置在模塊化的密閉控制器內(nèi)，對(duì)于保證正常的工作散熱意義重大[2]。本研究基于有效散熱方法對(duì)實(shí)際生產(chǎn)企業(yè)用移動(dòng)焊接機(jī)器人的模塊化密閉控制器進(jìn)行了初步的探索研究，提出的密閉容器散熱方法將大大提高不同領(lǐng)域的移動(dòng)焊接機(jī)器人的操作穩(wěn)定性，尤其適用于嚴(yán)重的輻射泄漏等情況（如福島核泄漏）。

1 散熱方案

首先對(duì)伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)模塊向冷卻設(shè)備的傳熱進(jìn)行定義。雙殼船體移動(dòng)焊接機(jī)器人RRX如圖1所示，其核心為12軸AC伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)器，其中6個(gè)軸用于執(zhí)行焊接操作，6個(gè)軸用于完成移動(dòng)功能。伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)程序分為左邊8軸和右邊4軸，以實(shí)現(xiàn)所有電子元件的最優(yōu)排線布置[3]。由于沒(méi)有足夠的空間驅(qū)動(dòng)頂部和底部風(fēng)扇，也無(wú)法實(shí)現(xiàn)自然對(duì)流冷卻，需開(kāi)發(fā)新的密閉控制器散熱方法，以保證8個(gè)驅(qū)動(dòng)模塊的散熱，如圖2、圖3所示。

圖1 雙殼船體移動(dòng)焊接機(jī)器人RRX的工作現(xiàn)場(chǎng)

圖2 雙殼船體結(jié)構(gòu)及其制造

圖3 密閉控制器的散熱策略

由于空氣循環(huán)風(fēng)扇或冷媒所需空間不足，必須為高密度熱源提供有效的散熱。尤其在焊接車(chē)間中，從焊接電弧到機(jī)器人本體的熱輻射對(duì)傳熱起著重要作用。但是在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，熱輻射對(duì)機(jī)器人本體的影響不大，這是因?yàn)楸倔w控制器位于焊接機(jī)械手的后面，距離電弧較遠(yuǎn)。由于焊接工作環(huán)境條件惡劣，有必要考慮大氣污染物、煙霧以及焊接過(guò)程中產(chǎn)生的氣體對(duì)焊接工作的影響。惡劣工作環(huán)境中，空氣中含有大量的金屬粉塵，如鐵、鎘、錳、鎳以及直徑小于1 μm粒子等，且會(huì)逐漸集聚并粘在一起。因此，如果金屬雜質(zhì)與電子元件接觸，可能會(huì)導(dǎo)致電擊、短路以及鐵水飛濺導(dǎo)致的燒傷等。冷卻散熱片通常由大量銅板等間距組裝而成，并通過(guò)增加散熱翅片的面積增加來(lái)向周?chē)h(huán)境的傳熱速度。但應(yīng)當(dāng)注意的是，暴露于粉塵空氣中的散熱翅片會(huì)在短時(shí)間內(nèi)被金屬粉塵覆蓋，如圖4所示，使有效散熱面積逐漸減小，散熱片間的熱傳遞速率也隨之降低。因此，本研究提出為冷卻散熱片連續(xù)提供新鮮、相對(duì)較冷的壓縮空氣，以保證其在惡劣環(huán)境下具有穩(wěn)定的控制性能。圖4為本研究提出的設(shè)計(jì)方案，在散熱片上安裝一個(gè)空氣擴(kuò)散器以釋放壓縮冷卻空氣，并在其對(duì)面安裝冷卻風(fēng)扇，以誘導(dǎo)氣流通過(guò)散熱片。

圖4 散熱設(shè)計(jì)方案

針對(duì)上述傳熱問(wèn)題，壓縮冷卻空氣的溫度以及加熱的邊界值是通過(guò)伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)程序進(jìn)行設(shè)置的，并分別在實(shí)驗(yàn)室受控環(huán)境和實(shí)際造船廠進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，來(lái)驗(yàn)證溫度邊界值。將散熱片的橫向組裝間距作為一個(gè)設(shè)計(jì)變量，因?yàn)槠浣孛娉叽缡芸赜诳刂破鞯慕孛嫘螤睢?/p>

2 實(shí)驗(yàn)研究

2.1 伺服電機(jī)控制器

為了確定邊緣溫度值，進(jìn)行了兩個(gè)實(shí)驗(yàn)，測(cè)量滿(mǎn)載條件下伺服電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)器釋放的熱量以及沒(méi)有任何冷卻條件、恒定溫度下伺服電機(jī)的邊界溫度。如前所述，在設(shè)計(jì)電子原件的布局時(shí)，應(yīng)測(cè)量伺服電機(jī)工作過(guò)程中釋放的熱量，以衡量其所需的散熱性能。一般來(lái)說(shuō)，應(yīng)等距安裝多個(gè)伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)器，以提供足夠的氣流。然而，12軸驅(qū)動(dòng)器安裝在一個(gè)密封的機(jī)身中，其尺寸受到RRX移動(dòng)平臺(tái)總體尺寸的限制，因此沒(méi)有足夠的空間用于安裝多個(gè)伺服電機(jī)。機(jī)械結(jié)構(gòu)和散熱條件的限制加大了設(shè)計(jì)難度。

根據(jù)制造商提供的數(shù)據(jù)，滿(mǎn)載運(yùn)行時(shí)伺服電機(jī)的總功率為26.3 W。驅(qū)動(dòng)器的規(guī)格如下：最大適用電機(jī)容量0.2 kW，單相輸入電源額定電源200 V。為了確定驅(qū)動(dòng)器產(chǎn)生的熱量，進(jìn)行了驅(qū)動(dòng)器滿(mǎn)載運(yùn)行熱量測(cè)定實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)裝置如圖5所示。實(shí)驗(yàn)裝置包括向冷卻板注入冷卻水的注射泵，控制器，驅(qū)動(dòng)伺服電機(jī)，測(cè)量流入溫度T1和流出溫度T0的熱電偶，吸收驅(qū)動(dòng)器熱量的冷卻板，以及日本安川電氣SGDS-02A伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)器[4]，將其放置在絕緣框中以防止熱量損失。首先，將注射器泵內(nèi)溫度為T(mén)1的冷卻水以20 mL/min的流速注入到安裝于控制器上的冷卻板中。需要注意的是實(shí)驗(yàn)中的溫度是指滿(mǎn)載條件下達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后的溫度。

采用附著在隔熱箱出口處的熱電偶測(cè)量吸收熱量后的冷卻水溫度T0?？紤]到熱電偶測(cè)量具有相應(yīng)延遲性[5]，測(cè)得系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后的溫度為39℃。因此，滿(mǎn)載條件下，伺服電機(jī)控制器的熱量為：

圖5 滿(mǎn)載、隔熱條件下伺服電機(jī)熱量測(cè)量實(shí)驗(yàn)裝置

此外，又進(jìn)行了兩個(gè)實(shí)驗(yàn)測(cè)量完全隔熱狀態(tài)、周?chē)諝鉁囟群愣?、沒(méi)有任何散熱裝置條件下控制器的邊緣溫度特性。按照日本安川電氣公司的要求，周?chē)諝鉁囟葢?yīng)低于550℃。為了測(cè)量控制器的邊緣溫度，首先要從圖5所示的實(shí)驗(yàn)裝置中拆除冷卻裝置。伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)沒(méi)有冷卻設(shè)備后，控制器的冷卻板溫度達(dá)到105.9℃。

如圖6所示，周?chē)鷾囟缺３趾愣?5℃條件下，三個(gè)熱電偶分別用于測(cè)量點(diǎn)A（冷卻板），點(diǎn)B（水平方向距A點(diǎn)50 mm）以及點(diǎn)C（垂直方向距A點(diǎn)100 mm）的溫度值。如圖7所示，在隔熱狀態(tài)下控制器的溫度達(dá)到約81℃。隔熱和非隔熱的條件下A點(diǎn)和B點(diǎn)之間的溫度差均約為31.55℃。由此可知，由于外部環(huán)境的熱損失，B點(diǎn)溫度低于環(huán)境溫度，為22.6℃。據(jù)此，假設(shè)點(diǎn)A和點(diǎn)B的溫度存在線性關(guān)系，那么若保持B點(diǎn)溫度為55℃，A點(diǎn)溫度就會(huì)穩(wěn)定在85℃。因此，設(shè)置A點(diǎn)的目標(biāo)溫度值低于75℃。需要注意的是，保持B點(diǎn)的溫度恒定為55℃非常困難。

2.2 熱管和散熱片模塊

為了檢查熱管和散熱翅片的冷卻性能，分別進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和模擬研究，測(cè)定熱管、冷卻空氣以及外部環(huán)境溫度。實(shí)驗(yàn)裝置如圖8a所示，熱管嵌在控制器背面，加熱單元可以連續(xù)產(chǎn)生300 W的熱量，多個(gè)熱電偶用來(lái)測(cè)量熱管基礎(chǔ)溫度，冷卻風(fēng)扇可以通過(guò)散熱片誘導(dǎo)氣流。兩個(gè)時(shí)間段測(cè)得的冷卻空氣溫度、流速以及周?chē)諝鉁囟冉Y(jié)果如圖9所示。與預(yù)期相同，隨著時(shí)間的推移，冷卻空氣和周?chē)諝獾钠骄鶞囟戎饾u下降。然而，壓縮冷卻空氣的平均流速隨時(shí)間的延長(zhǎng)增加至64.1 ft3/min，這與工作頻率和環(huán)境溫度的降低有關(guān)。由此可知，溫度變化受到了冷卻空氣流量的影響。另外，14：00～15：00 表示對(duì)于給定的熱傳遞問(wèn)題的最?lèi)毫訔l件，因?yàn)橹車(chē)睦鋮s空氣的溫度是一天中的最高值，而冷卻空氣的流動(dòng)速率最低。此外，盡管14:00～15:00時(shí)間段中冷卻空氣的流量最低，但其周?chē)諝夂屠鋮s空氣的溫度最高，因此該時(shí)間段的傳熱問(wèn)題最為糟糕。采用圖8a所示實(shí)驗(yàn)裝置評(píng)估熱管組件的性能，結(jié)果見(jiàn)圖8b。自然對(duì)流條件下，當(dāng)散熱片的寬度為160 mm時(shí)，冷卻空氣Tair和基礎(chǔ)溫度Tbase間的溫度差恒定約20.9℃。

根據(jù)上述結(jié)果，對(duì)對(duì)流傳熱系數(shù)和控制器的基礎(chǔ)溫度進(jìn)行模擬計(jì)算，結(jié)果如圖10所示。為了使實(shí)驗(yàn)條件與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試盡可能一致，模擬氣流速度為0.5 m/s，加熱功率0.3 kW，散熱片寬度160 mm，實(shí)際加熱功率189.6 W，總傳熱面積0.59 m2，冷卻空氣溫度30℃，對(duì)流傳熱系數(shù)3.57 W/m2K。最終得到溫度差為21℃，基于上述線性關(guān)系假設(shè)得到控制器溫度保持在75℃。為了判斷系統(tǒng)散熱能力，需要確定控制器的峰值溫度與測(cè)量值之間的差值。通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得全負(fù)載條件下的伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)器的實(shí)際峰值溫度和熱量值分別為105.9℃和23.7 W。因此得到散熱量為60.7 W。

圖6 滿(mǎn)載、周?chē)鷾囟群愣l件下伺服電機(jī)熱量測(cè)量實(shí)驗(yàn)裝置

圖7 隔熱和非隔熱條件下測(cè)得的溫度對(duì)比曲線

圖8 熱管實(shí)驗(yàn)裝置a及結(jié)果b

圖9 不同時(shí)段測(cè)得的溫度和流量變化

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

熱管、散熱翅片、空氣擴(kuò)散器以及模塊化控制器內(nèi)伺服驅(qū)動(dòng)器的整體結(jié)構(gòu)如圖11所示。L型支架與伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)的冷卻板相連，將驅(qū)動(dòng)器釋放的熱量傳送到熱管模塊的底板上，然后利用冷卻風(fēng)扇通過(guò)對(duì)流消散作用將熱量傳送至散熱翅片。同時(shí)，供給管被安裝在控制器內(nèi)的擴(kuò)散器上，為散熱翅片提供新鮮、涼爽的壓縮空氣。擴(kuò)散器安裝在散熱片的后面，以釋放冷卻空氣。風(fēng)扇安裝在空氣擴(kuò)散器的對(duì)面，用以誘導(dǎo)氣流通過(guò)散熱片。

本研究所用熱管的優(yōu)勢(shì)在于傳遞熱量的效率高。實(shí)際上，該類(lèi)熱管在現(xiàn)代系統(tǒng)中應(yīng)用廣泛，其功率需求和釋放熱量的增加對(duì)制冷系統(tǒng)提出更高的要求。根據(jù)傳熱原理，熱管應(yīng)最少具有3°的傾斜角，以具有更好的冷卻效果。實(shí)驗(yàn)過(guò)程也發(fā)現(xiàn)，熱管模塊沒(méi)有傾斜時(shí)工作性能不佳。這是因?yàn)樯崞浣涌谔幍恼羝淠梢后w后，無(wú)法通過(guò)管路或重力作用回到熱管的熱界面。因此設(shè)計(jì)了傾斜熱管，并根據(jù)控制器后壁的總體尺寸，確定熱管的最優(yōu)傾角為3°。

移動(dòng)焊接機(jī)器人RRX的整體布置如圖12所示。伴隨移動(dòng)機(jī)器人中封閉式控制器的發(fā)展，RRX在危險(xiǎn)環(huán)境中工作時(shí)，能夠通過(guò)嵌入式熱管模塊充分地將驅(qū)動(dòng)器中的熱量傳遞出去。將發(fā)達(dá)密閉型控制器應(yīng)用于移動(dòng)焊接機(jī)器人RRX，并進(jìn)行了雙殼船體焊接現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，結(jié)果表明，設(shè)計(jì)的熱管模塊能夠維持控制器的溫度低于75℃。

圖10 控制器溫度的模擬結(jié)果

圖11 熱管模塊設(shè)計(jì)

圖12 移動(dòng)焊接機(jī)器人RRX的整體布置

熱電偶記錄和采集到的三個(gè)不同位置的溫度變化曲線如圖13所示，這三個(gè)位置分別為距離散熱片最近的第一伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)器、距離散熱片最遠(yuǎn)的第八伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)器和電源。在實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行試驗(yàn)，經(jīng)測(cè)量，8個(gè)伺服電機(jī)的平均負(fù)荷為65%滿(mǎn)載狀態(tài)，周?chē)諝鉁囟葹?0.8℃。即負(fù)載65%條件下，實(shí)驗(yàn)測(cè)得值29.5℃與峰值溫度105.9℃間的差值為42.9℃?；诰€性假設(shè)，最大熱量計(jì)算值為123.2W，散熱量計(jì)算值為70.4 W。為了對(duì)比不同負(fù)載條件和冷卻空氣溫度條件下的散熱量，對(duì)人工冷卻系統(tǒng)的散熱性能參數(shù)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，見(jiàn)表1。

表1 熱管系統(tǒng)的散熱能力的評(píng)估結(jié)果

圖13 控制器的冷卻性能現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果

由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，散熱量相差10.1 W，這可能是環(huán)境溫度與冷卻空氣的溫度差異，使散熱片表面溫度梯度以及熱管與周?chē)h(huán)境對(duì)流換熱引起的熱損失導(dǎo)致的。本研究的目的不僅是提出新的散熱原理，還要將熱管模塊應(yīng)用于移動(dòng)焊接機(jī)器人中，但是尚未對(duì)詳細(xì)的參數(shù)識(shí)別過(guò)程進(jìn)行研究。經(jīng)過(guò)一個(gè)月的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，控制器和散熱片內(nèi)部未發(fā)現(xiàn)諸如焊接煙霧的任何灰塵。

4 結(jié)論

本研究為惡劣工作環(huán)境中移動(dòng)焊接機(jī)器人的冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)了模塊化密封控制器，該密閉容器散熱方法可以確保移動(dòng)機(jī)器人在大量熱量和輻射泄漏環(huán)境中仍能繼續(xù)穩(wěn)定工作。將密閉散熱系統(tǒng)用于雙殼船體的焊接過(guò)程，測(cè)得伺服電機(jī)在滿(mǎn)載條件下的實(shí)際峰值溫度和熱量分別為105.9℃和23.7 W，并根據(jù)實(shí)際制造企業(yè)的工作環(huán)境估算出其散熱量約60.7W。顯然，散熱量隨著周?chē)h(huán)境的變化而變化，因?yàn)橹車(chē)鷾囟仍降?，向周?chē)h(huán)境的對(duì)流傳熱效率越高。提出的模塊化密封性控制器將有助于解決不同領(lǐng)域工作的移動(dòng)焊接機(jī)器人的散熱問(wèn)題。

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