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Magnetgelagertes Pumpsystem für hohe - ETH E

1. Abbildung 4 10 Berechnungsablauf zur Bestimmung der K hlk rpertem peratur bei forcierter Konvektion an beripptem Zylinder 103 Kapitel 4 K hlkonzepte Dimensionen amp 120 mm H he 80 mm Rippen 6 7 mm x 6 0 mm Volumenstrom Luft 25 C 125 l min Gch usetemperaur Simulation 7o sse Geh stonpraur kon In sc Wametoka a 202 Win Tabelle 4 4 Kenngr ssen der W rmeabgabe des druckluftgek hlten berippten eloxierten Aluminiumzylinders Wassergek hlter Aluminiumzylinder Reicht die K hlung auch bei Einsatz forcierter Luftk hlung nicht mehr aus erweist sich die Wasserk hlung als sehr wirkungsvolle Alternative Der Aluminiumzylinder ist im Inneren mit Bohrungen versehen die das Wasser auf einer L nge von 2 05 m schlangenf rmig durch den Zylinder leiten 32 213 30 6 29 9 29 2 28 5 278 274 26 4 257 25 Temperature C Abbildung 4 11 Temperaturverteilung des K hlwasser eines mit 50 W beheizten Aluminiumzylinders 104 4 2 K hlk rpervergleich Wasser weist die h chste W rmekapazit t aller Fl ssigkeiten auf und kann so schon bei kleinen Volumenstr men und Temperaturdifferenzen grosse W rmemengen aufnehmen Bei einem Volumenstrom von 1 dl min bilden s ch n den Wasserschlaufen laminare Str mungsverh ltnisse aus Der W rme bergangskoeffizient zwischen Rohrwand und Wasser liegt m Ver gleich zu K hlungen mit Luft bei einem sehr hohen Wert je nach Konfigu ration bis 10
2. nein Winkelkorrektur um 180 PIDrer in Mitte Rotor schwebt Abbildung 5 4 Ablaufdiagramm des Aufstartvorgangs Langsame Drehung Die Berechnung des Rotorwinkels uber die induzierte innere Spannung der Synchronmaschine funktioniert nat rlich nur bei einer Drehung des Rotors Da die Amplitude dieser Spannung proportional zur Drehzahl ansteigt lie gen ihre Werte bei niedrigen Rotordrehzahlen sehr tief und lassen eine ge n gend genaue Winkelberechnung nicht zu Deshalb wird der Rotor in ei nem gesteuerten Modus auf eine Mindestdrehzahl hochgefahren Gesteuert heisst in diesem Fall dass der Rotor mit einem Magnetisierungs strom eingespannt wird Durch die Drehung des Magnetisierungsstromes rotiert der Rotor mit sehr geringer Winkelabweichung mit Dieses Prinzip funktioniert gut da das auf den Rotor wirkende Lastmoment in einer Krei selpumpe bei niedrigen Drehzahlen sehr gering ist Hat der Rotor die Min destdrehzahl erreicht in diesem Fall 1500 rpm wird vom gesteuerten Mo dus in den Winkelberechnungsmodus umgeschaltet Der Abschaltvorgang lauft analog ab bei 1500 rpm wird in den gesteuerten Modus geschaltet die Drehzahl auf Null reduziert und der Rotor wird sanft am Rand abgesetzt 139 Kapitel 5 Sensorkonzepte Lastspr nge Die Berechnung des Rotorwinkels anhand der Summe aus Grundwinkel und Differenzwinkel funktioniert nur m Bereich des aktuellen Arbeitspunktes des Winkels Das heisst der Rotorwinkel
3. 2 1 6 Ansteuerung Analoge Leistungsverst rker kommen wegen den auftretenden hohen Ver lusten bei der Ansteuerung von lagerlosen Motoren kaum zum Einsatz Bes ser eignen sich geschaltete digitale Verst rker die zu einem wesentlich h heren Wirkungsgrad des Gesamtsystems f hren Die vier Phasen zwei Antriebs und zwei Lagerphasen dieses magnetgela gerten Motors werden durch je eine Vollbr cke wie in Abbildung 2 9 ge zeigt angesteuert So k nnen alle Strangspannungen unabh ngig voneinan der vorgegeben und damit alle Str me individuell eingepr gt werden Die Leistungsschalter einer Vollbr cke werden v a einen Treiber durch ein vom DSP generiertes PWM S gnal entsprechend dem Stromreglerausgang ange steuert Abbildung 2 9 Vollbr cke mit MOSFET zur Ansteuerung einer Phase 48 2 2 Lagerlose Kreiselpumpe 2 2 Lagerlose Kreiselpumpe Tempelmotor Um den Motor kompakt zu halten und f r d e Gestaltung der Kreiselpumpe gen gend Freiraum zu haben wird der Motor in Tempelbauweise gefertigt siehe Abbildung 2 10 Dies bedeutet dass die Wicklungen zur ckgezogen s nd und so in der N he des Rotors keinen Bauraum einnehmen Auf den acht durch die Tempelbauweise L f rmigen Klauen sitzen die n zwei Pha sen geschalteten vier Wicklungen des Antriebs welche jeweils zwei Klauen umschliessen und dar ber die ebenfalls in zwei Phasen zusammengeschlos senen acht Wicklungen des Lagersystems Um den Magnetkreis zu s
4. 71 Kapitel 3 Thermisches Modell AG AT 3 30 In Ke 9 In Y E ee F r d e Berechnung der Stoffwerte des K hlmediums vorzugsweise Was ser wird stets mit der Bezugstemperatur gerechnet Q 9 Fer 3 gt 1 2 Die nachfolgenden Berechnungen der Nusselt Zahl nach Kalb05 ben ti gen einen Korrekturfaktor in Abh ngigkeit der Richtung des W rmestro mes er bestimmt sich aus den Prandtl Zahlen bei Bezugstemperatur und der Wandtemperatur P 0 11 r Ks 3 32 Pr Die Nusselt Zahl beim thermischen Anlauf bei hydrodynamisch ausgebilde ter laminarer Rohrstr mung f r Gase und Fl ssigkeiten mit konstanter Wandtemperatur lautet 0 8 0 19 Re Pr D K 3 33 Niay 0 ee E Pr 1 0 117 Re Pr 2 Die Nusselt Zahl beim thermischen Anlauf bei hydrodynamisch ausgebilde ter turbulenter Rohrstr mung mit konstanter Wandtemperatur ist gegeben durch 5 Re 1000 Pr 2 Nu ebutent K Kp 3 34 1 12 7 Pr Mit dem Reibungsbeiwert E 0 790 In Re 1 64 3 35 72 3 2 W rmetransport und dem Korrekturfaktor f r hydraulischen und thermischen Einlauf be Rohrlange L D K 2 3 36 ber den Zusammenhang zwischen der Nusselt Zahl und den Rohr und Stoffeigenschaften kann der W rme bergangskoeffizient zwischen Rohr wand und Wasser iterativ bestimmt werden en A Nu 3 37 Kuhlrippen K hlrippen haben den Zweck die aktive Oberfl che zwischen Festk rper un
5. Differenzdruck sensoren f r ah Pumpendruck as A i Durchfluss 1 of Ez IT Be kr Durchfluss x regelventil Blende f r Durchflussmessung Abbildung 7 2 Fl ss gkeitskreislauf im Pumpenpr fstand 178 7 2 K hlsysteme 7 2 Kuhlsysteme Alle realisierten K hlsysteme f r den lagerlosen Scheibenlaufermotor sind passend zu dem Pumpsystem BPS 3 von Levitronix gefertigt Die K hlsys teme bedingen nat rlich gewisse nderungen an den Motorkomponenten aber die Kernbestandteile wie Eisenkreis Antriebs und Lagerwicklungen sowie Sensorelektronik bleiben unverandert Die hydraulische Leistung des Pumpsystems ist fur einen Betrieb mit dem vorher erw hnten Oel in Form der Drosselkurven in Abbildung 7 3 wieder gegeben Die durch die Pumpe erreichten Dr cke liegen bedingt durch die niedrige Dichte des Oels niedriger als bei der F rderung von Wasser Eine Umrechnung des erzeugten Pumpendruckes f r verschieden dichte Fl ssig keiten st durch den linearen Zusammenhang zwischen Pumpendruck und Dichte der Fl ssigkeit leicht 2 5 20 ox E 1 5 I N 2 1 0 im A 0 5 0 0 0 20 40 60 80 Volumenstrom l min Abbildung 7 3 Drosselkurve der BSM 3 Pumpe bei Betrieb mit 150 C heissem Oel Die in Kapitel 4 f r die verschiedenen Kuhlmethoden angegebenen Dia gramme mit der aufgezeichneten Motortemperatur in Abh ngigkeit des hyd raulischen Volumenstro
6. Je feiner die Struktur der zu simulierenden Objekte ist desto feiner muss die Vernetzung ausgef hrt werden Enge Netze weisen eine hohe Knoten dichte auf und die Berechnung wird aufwendig Daher sind auch d nne Fo lien wie sie durch die Vergussmasse entstehen k nnen zu vermeiden Spe ziell zu ber cksichtigen sind auch die Finnen eines K hlk rpers bei denen die Vernetzung strikt der Grosse der Finnen folgen muss um eine korrekte Simulation zu gewahrleisten Die enger werdende Vernetzung in der Nahe der Finnen ist in Abbildung 3 26 klar ersichtlich Abbildung 3 26 Vernetzung der Finnen eines K hlk rpers 91 Kapitel 3 Thermisches Modell Das Hauptproblem aller thermischen S mulationen mit COSMOSWorks ist die fehlerhafte Berechnung der abgestrahlten Leistung Das Programm ist nicht f hig gegenseitig sich anstrahlende Fl chen korrekt zu simulieren Dieser Fehler wird vor allem bei K hlk rpern mit grosser Finnenanzahl eklatant da zur Strahlungsberechnung nur die gesamte Oberfl che als Grundlage herangezogen wird Aus diesem Grund sind die Berechnungen entweder ohne Einbezug der Strahlung oder mit entsprechend angepasstem Emissionsgrad unter Nichtber cksichtung der sich anstrahlenden Fl chen durchgef hrt worden 3 5 Diskussion Wie bei allen S mulationen stehen und fallen die erzielten Ergebnisse mit der Wahl der Modellparameter Bei thermischen S mulationen m ssen vor allem die Materialeigenschaften bekannt sein h
7. Vom Quarzsand zum Wafer Rohling Quarzsand mit einem Siliziumoxidanteil von etwa 92 wird bei Tempera turen von ber 1400 C mehrmals geschmolzen und von Verunreinigungen befreit Aus der Schmelze des so entstandenen reinen polykristallinen Sili z ums wird beim Czochralski Verfahren auch bekannt unter den Begriffen Tiegelziehen oder Ziehen aus der Schmelze eine runde als Ingot bezeichne te Kristalls ule mit dem gew nschten Durchmesser typischerweise 150 200 oder 300 mm und einer L nge von bis zu zwei Meter gezogen Dabei wird ein an einem langsam rotierenden Metallstab befestigter Impfkristall von oben mit der Spitze n die Schmelze eingetaucht Der Impfkristall muss am Metallstab exakt mit der gew nschten Kristallorientierung ausgerichtet sein da er die Kristallorientierung des entstehenden Einkristalls vorgibt Der Stab mit dem Einkristall wird langsam wieder nach oben gezogen w h rend die Schmelze infolge Unterk hlung an der sich ausbildenden Grenzfl che erstarrt Durch Variation von Ziehgeschwindigkeit und Temperatur er reicht der wachsende Kristall den gewunschten Durchmesser Abbildung 1 1 links Ziehen eines Ingots nach dem Czochralski Verfahren aus der Schmelze polykristallinen Siliziums rechts Ingots nach dem Ziehen rund geschliffene Ingots vor dem Schneiden und Wafer Rohlinge Irl 05 Ein weiteres Verfahren zur Herstellung von hochreinen einkristallinen Werkstoffen ist das Zonenschmelzverfahren Gegen ber
8. if P 31 25 Temperature FC i Abbildung 4 15 Lufttemperatur zwischen den Finnen bei zu engem 4 8 mm und optimiertem 6 7 mm Finnenabstand Gezeigt ist die Temperatur der Luft zwischen den einzelnen Finnen Links im Bild beim Standardgeh use mit 60 Finnen und rechts im Bild beim op timierten Geh use mit 48 Finnen Bei zu engem Finnenabstand kann die Luft zwischen den Finnen nicht mehr frei zirkulieren was sich an der hohen Lufttemperatur in den Finnenzwischenr umen bemerkbar macht Auch bei optimierter Finnengeometrie liegt die Lufttemperatur nahe der Finnen eben falls auf hohem Niveau aber die k hle Luft dringt durch die Luftzirkulation deutlich weiter in die Finnenzwischenr ume ein Bei der Rippengeometrie 109 Kapitel 4 K hlkonzepte im linken Bild w rken die Finnen schon fast als Isolator denn es bildet sich ein Polster an heisser Luft das isolierend wirkt und den W rmeaustausch behindert das K hlverm gen eines K rpers ohne Rippe kann n diesem Fall sogar h her liegen Durch Verl ngern der Finnen kann die aktive W rmetauschfl che gr sser werden und der W rmewiderstand des Geh uses weiter s nken Die Erh hung der Finnenl nge birgt nat rlich den Nachteil des erh hten Platzbedar fes Abbildung 4 16 zeigt die Abnahme des W rmewiderstandes bei Erho hung der Finnenlange f r den vorher optimierten K hlk rper mit 48 Finnen 3 Berechnung Simulation Warmewid
9. Die Oberfl chen von strahlungsundurchl ssigen K rpern emittieren und absorbieren bei Temperaturen T 0 K Energie durch W rmestrahlung de ren Ausbreitung nicht an ein Tragermedium gebunden ist Als Folge der Emission und Absorption findet zwischen verschieden temperierten Ober fl chen eine durch Strahlung hervorgerufene W rme bertragung statt die thermodynamisch die Bedeutung eines Warmeflusses hat Im Temperatur gleichgewicht ist der resultierende W rmestrom null Bei einer vorgegebenen Temperatur strahlt die schwarze Oberfl che den f r diese Temperatur charakteristischen Maximalwert der Strahlungsenergie ab Nichtschwarze Oberfl chen emittieren weniger Energie als schwarze Ober fl chen Das Verh ltnis der insgesamt von einer realen Fl che abgestrahlten Energie zu derjenigen einer schwarzen Fl che wird als Emissionsgrad bezeichnet Zur Beschreibung der W rmestrahlung wird eine Fl che A betrachtet die auf die Temperatur T aufgeheizt ist Diese Fl che emittiert W rmestrahlung unterschiedlicher Wellenl nge und Intensit t in den Halbraum ber der Fl che Abbildung 3 14 W rmestrahlung der Fl che A Die gesamte Strahlungsleistung die von der Fl che A bei der Tempera tur emittiert wird kann mit Hilfe des Strahlungsgesetzes von Stephan Boltzmann berechnet werden Baeh96 o 5 67 10 Wm K repr sentiert die Stephan Boltzmann Konstante 75 Kapitel 3 Thermisches Modell QO eo AT 3
10. Kapitel 7 Realisierung Abbildung 7 6 Handgewickelte Prototypenk hlungen aus Kupfer und Edelstahlrohren Um die Nachteile der K hlungen aus gebogenen Rohren zu eliminieren besteht der K hlzapfen aus einem C f rmigen mit Bohrungen versehenen Edelstahlrohr Der K hlzapfen in Abbildung 7 7 wird mit dem Abschluss r ng und dem Bodenteil verschraubt und als Einheit montiert sE a Yara 4 Abbildung 7 7 Kuhlzapfen und seine Komponenten 182 7 2 K hlsysteme Die spezielle Form dieser Konstruktion erlaubt eine einfache Kabelf hrung und bietet sogar die M glichkeit einer optionalen Montage wenn beim Vergiessen des Motors entsprechende Blindstopfen verwendet werden Abbildung 7 8 zeigt das Pumpsystem mit dem montierten K hlzapfen Abbildung 7 8 Pumpe mit verbautem K hlzapfen Diese Kuhlungsart erlaubt der Pumpe bei der F rderung von 150 heissem Oel einen etwas gr sseren Betriebsbereich als mit forcierter Luftk hlung in Kombination mit einem Kaltluftstromerzeuger Arbeitspunkte mit Drehzah len bis 8000 rpm und Volumenstr me bis 30 l min sind m glich Je nach Temperatur des K hlwassers variiert die Temperatur im Motor und dem nach auch dessen Betriebsgrenze Der K hlwasserverbrauch liegt unter 0 5 l min und bietet den Vorteil einer absolut ger uschfreien Arbeitsweise 183 Kapitel 7 Realisierung K hlmantel Der aus eloxiertem Aluminium gefertigte K hlmantel weist innere Bohrun gen und Nut
11. gehende Magnetfeld wirkt entmagnetisierend da es der Polarisation J entgegengerichtet ist Der Betriebs zustand eines Permanentmagneten liegt daher stets im Bereich der Entmagnetisierungskurve Das zum jewel ligen Betriebszustand geh rende Wertepaar Ba Ha wird als Arbeitspunkt bezeichnet Die Lage des Ar beitspunktes h ngt von der Geometrie des magneti schen Kreises ab m Speziellen von der Permanent magnet und Luftspaltgeometrie Die magnetischen Eigenschaften von Dauermagneten sind von der Anwen dungstemperatur abh ngig Bei der Wahl des Werkstoffes und der Dimensi onierung der Magnete m ssen die magnetischen Kenngr ssen und deren Temperaturabhangigkeit ber cksichtigt werden Aufgrund der Temperatur abh ngigkeit der Entmagnetisierungskurven werden nderungen der Induk tion verursacht d e allgemein als magnetische Verluste bezeichnet werden Die Temperaturstabilit t von Magneten wird bestimmt durch reversible nderungen der magnetischen Polarisation die durch den Temperaturkoeffizienten der Remanenz bestimmt werden und nur von der Legierungszusammensetzung abh ngig s nd irreversible Polarisationsanderungen aufgrund der Tempera turabhangigkeit der Koerzitivfeldstarke H y und der thermischen Nachwirkung irreversible Polarisationsanderungen durch Sch digungen der Ma enetoberflache oder durch Gef ge nderungen Die monotone Abnahme der Remanenz bzw der Koerzitivfeldstarke mit steigender Temp
12. schieden Pass vierung Dieses Silikatglas muss allerdings an den Bond fl chen f r die Aussenkontaktierung wieder mittels Lithographie entfernt werden Dabei wird als tzmittel Flusss ure verwendet welche das Silikat glas angreift w hrend das reine Silizium unversehrt bleibt 25 Kapitel 1 Einleitung Montage im Bausteingeh use back end Ist die Struktur auf dem Wafer vollst ndig aufgebracht wird er in einzelne Chips zersagt dicing Darauf werden die Chips in ein sch tzendes Geh u se verpackt packaging und nochmals auf ihre Funktionst chtigkeit ber pr ft testing Wafer mit Chips S gen Schleifen nn Montage back end lt Mikrochip Abbildung 1 5 Montage des Chips im Geh use Zers gen des Wafers in einzelne Chips dicing Der Wafer wird zu nachst auf eine selbstklebende Folie aufgebracht Die Folie ist in einen Metallrahmen gespannt und erm glicht die Handhabung des Wafers w hrend des Sagevorgangs Ein d nnes Diamants geblatt zertrennt den Water in einzelne Chips W hrend des Schneidens werden das S ge blatt und der Wafer mit hochreinem Wasser gek hlt welches ausser dem die S gepartikel weggesp lt Verpacken in das Geh use packaging Beim Verpacken der rohen Sili 26 Ziumchips in ein Geh use wird zwischen dem konventionellen Wire Bonding Verfahren und dem Flip Chip Verfahren unterschieden Bei beiden Varianten ist zun chst das Abl sen pick des Chips vom W
13. Hz kg u Q kg Cy 7 37 3 4 Um die Hysterese und Wirbelstromverluste also die Eisenverluste zu be rechnen m ssen d e Verluste ber der Masse des Eisenkreises aufintegriert werden M re PreV re 3 5 57 Kapitel 3 Thermisches Modell Dazu kann der Eisenkreis in eine Anzahl Teile i separiert werden in denen eine weitgehend homogene Flussdichteverteilung vorherrscht Die Integra tion vereinfacht sich zur Summenbildung ys LAF gt 37 Mr 3 6 Bea DB m 3 7 j l Die Eisenverluste erzeugen so ein drehzahlabhangiges aber lastinvariantes Bremsmoment Pys Pay PA E 3 8 60 m Beim Einsatz des Pumpsystems mit hohen Medientemperaturen kann deren Einfluss auf die Verluste nicht vernachl ssigt werden Insbesondere die Feldschw chung des Magneten bei hohen Temperaturen beeinflusst die E1senverluste 25 20 15 10 Eisenverluste W 0 2000 4000 6000 8000 Drehzahl U min Abbildung 3 5 Eisenverluste in Abh ngigkeit der Temperatur des Neo dym Eisen Bohr Vacodym 633HR Magneten Vac00 Motortemperatur 30 C 58 3 1 Verluste im Pumpsystem Die Verluste nehmen durch das schw chere B Feld ab Abbildung 3 5 zeigt die Leerlaufverluste eines BSM 3 Motors bei unterschiedlicher Impeller temperatur Der 150 C heisse Neodymmagnet vermindert die Eisenverluste um bis zu 37 Abbildung 3 6 zeigt ebenfalls die Eisenverluste allerdings mit einem Samarium Kobalt Magneten Da di
14. Kapitel VI Brau39 BRAUNBEK W Freischwebende K rper im elektrischen und magnetischen Feld Zeitschrift f r Physik Bd 112 753 763 1993 Brow58 BROWN and MARCO Introduction to Heat Transfer 3d ed Mc Graw Hill New York 1958 Cond00 CONDE MARIA und CLAES TAXEN Hydrochloric Acid and Wa ter Permeability in Fluoropolymer Tubes CORROSION 2000 55 Jahrestagung 26 31 M rz 2000 Orlando FL NACE Hous ton TX U S A paper 00572 Ebne00 EBNESAJJAD SNA Fluoroplastics Volume I Non Melt Proces sible Fluoroplastics 2000 William Andrew Publishing Plastics Design Library Ebne00 EBNESAJJAD SINA Fluoroplastics Volume 2 Melt Processible Fluoropolymers 2000 William Andrew Publishing Plastics De sign Library Extr06 EXTRAND CHARLES W L MONSON Gas Permeation Resis tance of a Perfluoroalkoxy Tetrafluoroethylene Copolymer Journal of Applied Polymer Science 100 2006 pp 2122 2125 Fisc05 FISCHER P Vorlesungsfolien Digitale Schaltungstechnik 2005 Kapitel Technologie und Packaging Uni Mannheim 2005 Fl r05 FLIR SYSTEMS GMBH SystemsPubl No 1 558 216 Rev a100 GERMAN DE April 25 2005 214 Gott54 Hend94 Huet03 Huge04 Irl 05 ITT06 Jako49 Kalb05 Katt01 Kern06 Klug05 Literaturverzeichnis GOTTER G Erw rmung und K hlung elektrischer Maschinen Springer Berlin 1954 HENDERSHOT J R und T J E MILLER
15. Lo4 und die Hauptinduktivitat Z sowie die von der Rotorflusswelle induzierte Spannung E r4 Die Klemmspannung Us und der Strom Js sind von aussen zug nglich und sind bekannt oder k nnen gemessen werden Neub97 ls M Lo Ina sEiRA Abbildung 5 1 Einphasiges Ersatzschaltbild der permanenterregten Syn chronmaschine Die Maschengleichung im Statorkoordinatensystem bezeichnet durch vor angestelltes tiefgestelltes S beschreibt die Synchronmaschine im zweipha sigen dg System Yu gly Ry t d sly L_ft ok 5 1 Die Klemmenspannung wird durch den Leistungssteller vorgegeben und ist daher bekannt Der Phasenstrom wird zur Stromregelung gemessen so ist es m glich die innere Spannung zu berechnen und daraus auf den Rotorwinkel zu schliessen Bei dieser Methode der Winkelbestimmung muss die zeitliche Ableitung der Phasenstr me berechnet werden um auf die induzierte Spannung zu schliessen Die Phasenstr me werden analog gemessen und anschliessend digitalisiert Es hat sich gezeigt dass die Implementierung eines Differen tiators in der Software zur Motorsteuerung nicht praktikabel ist da die Ab leitung dieses diskreten digitalen Stromsignals vor allem bei kleinen Str men stark st rungsbehaftet ist und keine s nnvolle Bestimmung der indu zierten Spannung zul sst Mit einer Winkelrechnung im Koordinatensystem des Rotors l sst sich die ses Problem der Ableitung des Stromes umgehen deshalb wird die Ma sc
16. Reglers in Spannungswerte umgewandelt und dem Motor zugef hrt Die Struktur des Drehzahlregelkreises ist in Abbildung 2 8 zu sehen Vektor gr ssen sind durch dicke Linien gekennzeichnet Positionsregler Die Position des Rotors wird ber Wirbelstromsensoren gemessen und im DSP zur Positionsregelung digitalisiert Fur die Transformationen zwischen Stator und Feldkoordinatensystem wird der benotigte aktuelle Rotorwinkel aus der Messung im Drehzahlregelkreis verwendet Der zur schnelleren Ausregelung von St rgr ssen am Rotor als PID Regler ausgelegte Positi onsregler vergleicht die Istposition des Rotors mit der gew nschten Sollpo sition Die Sollposition muss nicht zwingend auf der Symmetrieachse des Motors liegen Durch leichte radiale Positionsverschiebungen k nnen die n tigen vom Lager aufzubringenden Radialkrafte in Zusammenhang mit entstehenden statischen hydraulischen Kr ften in der Kreiselpumpe redu ziert werden Der Positionsregler liefert als Ausgangsgr sse einen Soll kraftvektor in der xy Ebene der n tig ist um den Rotor wieder an seine Sollposition zu verschieben oder dort zu halten Der unterlagerte feldorien 47 Kapitel 2 Magnetlagerung tierte Stromregler pr gt die n tigen Str me in den beiden Lagerphasen ein um die vom Positionsregler geforderte Kraft auf den Rotor zu erzielen Die Struktur des Positionsregelkreises ist ebenfalls in Abbildung 2 8 zu sehen Vektorgr ssen s nd mit dicken Linien gekennzeichnet
17. Rotor vollst ndig vom schnell fliessenden Pumpme dium umgeben ist spielen die Verluste im Rotor f r die Erw rmung des Motors keine Rolle 55 Kapitel 3 Thermisches Modell 3 1 1 Eisenverluste Der Scheibenl ufermotor ist antriebstechnisch gesehen eine Permanent magneterregte Synchronmaschine wo haupts chlich die Drehung des Ro tors f r die Magnetfeld nderung 1m Eisenkreis und damit auch f r die Leer laufverluste verantwortlich ist Hend94 Durch drehzahlharmonische Spu lenstrome induzierte Feldanderungen k nnen deshalb vernachl ssigt wer den Drehzahlunharmonische meist h herfrequente Feldanderungen ver ursacht durch Stromschwankungen aufgrund der Taktung des Umrichters s nd ebenfalls vernachl ssigbar solange der Umrichter mit der Drei Punkt Pulsweitenmodulation arbeitet Zhan95 Daher h ngen die Eisenverluste im magnetgelagerten Scheibenl ufermotor einzig von der Drehzahl des Ro tors und nicht von der Last ab F r die Verluste ist die Grundschwingungs frequenz fe des Synchronmotors entscheidend f p 3 1 20 Die Hystereseverluste entstehen aufgrund der Ummagnetisierung ferromag netischer Materialien Die pro Ummagnetisierungszyklus in Warme umge setzte Energie ist proportional zur von der Hystereseschleife eingeschlosse nen Flache siehe Abbildung 3 3 Ly Abbildung 3 3 Hystereseschleife bei der Ummagnetisierung ferromagne tischer Materialien Der Verlauf der Hystereseschleife ist vom Materi
18. Tabelle 4 2 Tabelle 4 3 Tabelle 4 4 Tabelle 4 5 Tabelle 4 6 Tabelle 4 7 Tabelle 4 8 Tabelle 6 1 W rmeleitf higkeit einiger Materialien bei 20 C Quellen Vd w77 und Kern06 Emissionsgrade Quelle Vdiw77 Kenngr ssen der Warmeabgabe des polierten Aluminiumzylinders Kenngrossen der Warmeabgabe des eloxierten Aluminiumzylinders Kenngr ssen der W rmeabgabe des berippten eloxierten Aluminiumzylinders Kenngr ssen der W rmeabgabe des druckluftgek hlten berippten eloxierten Aluminiumzylinders Kenngr ssen der Warmeabgabe des wassergek hlten Aluminiumzylinders Zusammenfassung des K hlk rpervergleichs Temperaturvergleich einzelner Motorpunkte zwischen der FEM Simulation und des Widerstandsmodells Bewertungstabelle der K hlmethoden Temperaturkoeffizienten fur NdFeB und SmCo Magnete AB und AH beschreibt die prozentuale nderung von B und H y bei einem Temperatursprung von 20 nach 150 C 66 80 98 99 102 104 105 106 114 126 153 211 Tabellenverzeichnis Tabelle 6 2 Tabelle 7 1 Tabelle A 1 Tabelle A 2 Tabelle A 3 212 Eigenschaften von Fluorkunststoffen Viskosit t und Dichte in Abh ngigkeit der Temperatur des Motorex Synpress Iso 32 Oels Kenndaten der BPS 3 Pumpe von Levitronix Kenndaten der BPS 4 Pumpe von Levitronix Werte der Widerst nde im thermischen Modell 158 177 196 197 199 Literaturverzeichnis Adam02 ADAMCZEWSKI F E
19. bekannten Daten zu generieren Durch die von hydraulischen Kr ften verur sachte Verschiebung des Rotors n z Richtung wird der Luftspalt 1m magne tischen Kreis des lagerlosen Motors vergr ssert wie in Abbildung 5 5 ge zeigt wird 140 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor Abbildung 5 5 _Ax alpos tion des Rotors normal und ausgelenkt Der vergr sserte Luftspalt f hrt zu einem verringertem Luftspaltfluss Ypy und reduziert so die induzierte Spannung in den Antriebsspulen wie aus Gleichung 5 10 ersichtlich ist Die Abnahme der induzierten Spannung verh lt s ch n diesem System ann hernd proportional zur dritten Potenz der axialen Auslenkung In Abbildung 5 6 sind die Verl ufe der induzierten Spannungen in Abh ngigkeit der axialen Auslenkung des Rotors fur drei verschiedene Drehzahlen wiedergegeben Diese Messungen werden mit einem antriebsseitig einphasig betriebenen Motor ausgef hrt bei dem durch eine Zusatzkonstruktion der Rotor mechanisch in einer definierten Axialpo sition fixiert werden kann 65 60 Z 55 5 50 S 45 F 40 5 T 3 3 30 25 20 Axiale Auslenkung mm Abbildung 5 6 Induzierte Spannung als Funktion der Axialposition de Rotors 141 Kapitel 5 Sensorkonzepte Die induzierte Spannung kann anhand des Zeigerdiagramms in Abbildung 5 2 berechnet werden Durch einen Vergleich mit ihrem Sollwert l sst sich auf die axiale Auslenkung
20. l se isi I 05 7 HR IX 7 1 I I9 321SUONISOI 19307 100 ae Nar aS a SS a ee FERIEN JIOTUSLIOPIOF Lak IN puin N arme Zn rel A 4 m me vi I 1817 HO gOLYUYV 10 0W MONUSLIOPIAF 46 2 1 Der lagerlose Scheibenl ufermotor Drehzahlregler Die Drehzahl des permanentmagnetischen Rotors wird durch winkelmes sende Hallsensoren erfasst digitalisiert und als Istwert f r den PI Drehzahlregler dem DSP zugef hrt Die Ausgangsgr sse des PI Drehzahlreglers ist ein Sollstrom in Richtung der g Achse welcher ein Drehmoment erzeugt um die Solldrehzahl zu halten und das Lastmoment zu berwinden Der unterlagerte feldorientierte PI Stromregler vergleicht die Iststrome in den beiden Antriebssphasen welche durch die Drehtrans formation mit der Matrix zsR ins feldorientierten Koordinatensystem abge bildet werden mit den Sollstromen des Drehzahlreglers Dabei wird der Magnetisierungsstrom i auf null und der Momentstrom i auf den Sollwert geregelt Der Ausgang des Drehzahlreglers muss nicht ins Feldkoordinaten system transformiert werden da dies durch die Forderung dass i gleich null ist unnotig wird Der Stromregler braucht aufgrund dessen Platzierung im Feldsystem nur Gleichstr me zu regeln Die beiden s nusf rmigen An triebsstrome entstehen anschliessend durch Rucktransformation ins Stator system Durch den PWM Steller werden die Stromausgangsgr ssen des
21. rdern kann In dieser Dissertation sind neue Konzepte zu erarbeiten die dem Prinzip der lagerlosen Pumpe eine Ausdehnung des Anwendungsbereichs auf 150 C erlauben Dabei sind folgende Schwerpunkte zu behandeln Fragen der W rmeabf hrung und thermische Modelle Sensorik zur Erfassung der Rotorposition und Winkellage Materialfragen in Bezug auf die ionendichte Ummantelungen des Metallrotors und die Werkstoffe der Permanentmagnete Die Aufgabenstellung erfordert einen bereichs bergreifenden Ansatz und ist interdisziplin r zu l sen Fur die Bearbeitung der Problemstellungen wird neben Kenntnissen in Elektrotechnik auch Wissen n folgenden Themenbe reichen ben tigt Magnetlagertechnik Thermodynamik Chemie Fluiddynamik Maschinenbau 36 1 3 Aufbau der Arbeit 1 3 Aufbau der Arbeit Bas erend auf fr heren Arbeiten ber den magnetgelagerten Scheibenlau fermotor von Barl98 und Neff03 befasst sich diese Arbeit mit Fragestel lungen die in Bezug auf eine Erweiterung des Anwendungsgebietes der lagerlosen Pumpe auf h here Betriebstemperaturen auftreten Das folgende Kapitel 2 behandelt die Grundlagen und den Aufbau des mag netgelagerten Pumpsystems und bildet die Basis f r die weiterf hrenden Kapitel In Kapitel 3 werden die Mechanismen des W rmetransportes in Bezug auf den Scheibenl ufer aufgezeigt und Modelle zu dessen Verlustberechnung vorgestellt Auf dieser Basis wird ein the
22. ten erzeugten Flusses d F Loa d F Y PM 0 und s 0 5 9 dt dt K G Somit lautet die Maschengleichung der Synchronmaschine im Rotorsystem rU sa ploy Ry t JO ply L L jo rY pu 5 10 u nd Dabe ist zu erkennen dass die Klemmenspannung aus der Summe der Spannungsabf lle ber den resistiven und induktiven Anteilen der Wicklung und der durch den Fluss des Permanentmagneten proportional zur Drehzahl erzeugten induzierten Spannung ist In Abbildung 5 2 ist das komplexe Zei gerdiagramm der Synchronmaschine bei feldorientierter Regelung m Ro torsystem wiedergegeben der Winkel 4 beschreibt den Differenzwinkel zwischen Polradspannung und Klemmenspannung rlsa LoatLn Fl SA Ry F Us FTPM d Abbildung 5 2 Zeigerdiagramm der St nderspannungsgleichung im feld orientierten dg Rotorkoordinatensystem 135 Kapitel 5 Sensorkonzepte Die Berechnung des Rotorwinkels setzt sich nun aus zwei Schritten zusam men Zuerst wird anhand der Klemmenspannungen im Statorsystem ein Grundwinkel Z berechnet U C arctan 5 11 S SAa und anschliessend wird der lastabh ngige Differenzwinkel 9 Polradwinkel zwischen Rotor und Klemmenspannung nach dem Zeigerdiagramm berech net O rls Ly Ls PU sa 9 arcsin 5 12 Bei der Bestimmung des Differenzwinkels 4 sind weitere Vereinfachungen m glich Der resistive Spannungsanteil in der Maschengleichung f llt durch die niederohmige Wicklung und dur
23. 155 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz angegriffenen Schicht nicht korrodiert Der Masseverlust betr gt allerdings doch beachtliche 38 Der NdFeB Magnet wird von der Salzs ure wesent lich st rker angegriffen obwohl er mit einer Prim rbeschichtung aus Zinn versehen ist Nach 24 Stunden Einlegedauer ist der Magnet schon fast kom plett aufgel st Die Bilder dieser Tests sind unten abgebildet gt Abbildung 6 4 SmCo Magnet in 30 Salzs ure eingelegt neu nach 24 Stunden nach 85 Stunden Abbildung 6 5 NdFeB Magnet mit Zinn Prim rbeschichtung in 30 Salzs ure eingelegt neu nach 24 Stunden 156 6 2 Fl gelrad 6 2 Flugelrad Das Fl gelrad auch genannt Impeller muss aus einem Material bestehen welches resistent gegen die aggressiven Prozessfl ssigkeiten ist Weiter muss der Impeller neben der eigentlichen F rderung der Fl ssigkeit zu gleich die Funktion der Umkapselung des Permanentmagneten bernehmen Der Impeller einer BPS 3 Pumpe st n Abbildung 6 6 zu sehen Der Impeller stellt demnach Anforderungen nach hoher chemischer Resis tenz und mechanischer Stabilit t bis 150 C an das Material F r diese An forderungen kommen eigentlich nur Fluorkunststoffe n Frage Abbildung 6 6 Impeller einer BPS 3 Pumpe rechts in halbtransparenter Darstellung wo der umkapselte Magnet sichtbar ist Fluorierte Kunststoffe sind Hochleistungskunststoffe und geh ren zur Gruppe der Thermoplaste
24. 42 Die Gleichung 3 42 gilt aber nur f r den Fall dass im ganzen Halbraum uber der Flache Vakuum herrscht Sobald ein anderer Korper ins Spiel kommt findet ein Strahlungsaustausch zwischen den beiden Flachen statt und es kann nicht nur mit der Strahlungsemission gerechnet werden Die auf einen K rper treffende Strahlung wird nur zum Teil absorbiert der brige Teil wird bei undurchsichtigen Stoffen reflektiert Der Absorptions grad a ist laut dem Kirchhoffschen Strahlungsgesetz bei einer im Tempera turgleichgewicht mit der Umgebung stehenden Oberflache gleich dem Emissionsgrad a A T e A T 3 43 F r graue Oberfl chen gilt dieses Gesetz auch ohne vorhandenes Tempera turgleichgewicht denn ein grauer Strahler weist einen f r alle Wellenl ngen konstanter Emissions bzw Absorptionsgrad auf Den ideal grauen Strahler gibt es nicht aber die Vorraussetzung ist bei den meisten Materialien in den engeren Wellenl ngenbereichen die haupts chlich zum Energietransport beitragen n guter N herung erf llt Als Beispiel f r einen Strahlungsaustausch zwischen zwei Fl chen dient das in Abbildung 3 15 dargestellte konzentrische Rohrsystem Ay Abbildung 3 15 Innen und Mantelrohr mit den Oberfl chen A und A In diesem System gelten folgende Verh ltnisse Die Fl che A hat eine Temperatur 7 und einen Emissionsgrad die Fl che A hat eine Tempera tur T gt und einen Emissionsgrad amp Die Warmestrahlung wird nur z
25. 80 0 10 20 30 40 50 60 70 Volumenstrom min Abbildung 4 17 Motortemperaturen an der Sensorplatine bei optimiertem Gehause mit 48 Rippen und passiver Kuhlung Betriebspunkt 100 C Medientemperatur 30 C Umge bungstemperatur 111 Kapitel 4 K hlkonzepte 4 4 Aktive K hlung 4 4 1 Luftk hlung Bei forcierter Luftk hlung wird am Boden des Motors ein K hlmantel be festigt Dieser wird mit Druckluft versorgt und verteilt die Luft gleichmas sig ber das Motorgeh use Die Luft passiert im K hlmantel eine Drossel um die Druckverh ltnisse auf die blichen Standards der Druckluftversor gungen anzupassen Dies bietet den weiteren Vorteil dass die Entspannung der Luft an dieser Drossel zu einer Abk hlung f hrt Die Abk hlung be rechnet sich nach der Poissonschen Gleichung bei einer adiabaten Zu stands nderung eines Gases nach Paus95 ZA L x C oe 2 mit y 4 1 I D gt C 2 V Bei einer Druckdifferenz von 2 bar k hlt die Luft um 5 4 C ab und kann so den Motor besser k hlen Die Drossel selbst st durch eine Kunststoffplatte mit feinen Ritzen 1 mm x 0 5 mm realisiert Abbildung 4 18 zeigt die Tra jektorien der K hlluft beim Vorbeistr men am Motor den K hlmantel und die Drossel mit den Ritzen zur Druckreduktion im Detail j H All m a Abbildung 4 18 Druckluftk hlung K hlmantel Drossel 112 4 4 Aktive K hlung Die Temperaturverteilung im Motor ist gepr gt vom heissen Fordermedi
26. Berechnung als Rohrleitung angeschaut werden Wichtig ist jeweils die korrekte Zuordnung der charak teristischen L nge das heisst ob die Luftstr mung von der Gr sse des gan zen Zylinders oder von der Rohrstr mung innerhalb der Rippen massgeb lich beeinflusst wird In Abbildung 4 7 sind die Iterationsschleifen zur Be rechnung der K hlk rpertemperatur wiedergegeben In einer inneren Schleife werden f r eine angenommene K hlk rpertemperatur die Str mungsverh ltnisse und die abgegebene Leistung berechnet In der usseren Iteration wird die Geh usetemperatur so lange angepasst bis die abgef hrte Warmeleistung des K hlk rpers der geforderten Leistung entspricht Die Stromungsverhaltnisse sind laminar da sich die Luft in den im Verh ltnis zur Breite sehr langen Rippenzwischenraumen bewegt Durch die sich aus bildenden Vertiefungen der R ppen steigt der effektive Emissionsgrad der Oberfl che leicht an J fo 1 AN EN nn a a a a 25 Temperature PE Abbildung 4 8 Temperaturverteilung eines mit 50 W beheizten berippten und eloxierten Aluminiumzylinders 101 Kapitel 4 K hlkonzepte Dimensionen amp 120 mm H he 80 mm Rippen 6 7 mm x 6 0 mm Geh usciemperaur Simulation To oxc Geh stonpraur koch In ic Wameibergmghochiien a 190 Win Tabelle 4 3 Kenngr ssen der W rmeabgabe des berippten eloxierten Aluminiumzylinders Druckluftgek hlter berippter eloxierter Aluminiumzylinder Um
27. Design of Brushless Permanent Magnet Motors Magna Physics Oxford 1994 H TTNER C Regelungskonzepte magnetisch gelagerter Schei benmotoren Dissertation ETH Zurich 2003 Nr 15092 HUGEL J Mechanik der Mehrk rpersysteme Mauskript zur Vorlesung Mechatronik ETH Zurich 2004 IRLINGER H Vorlesungsfolien Mikrotechnische Sensoren und Aktoren TU M nchen 2005 Am WorldWideWeb frei zug ngliche Informationen der Firmen ITT Industries USA und der Shin Toyo Kikai Kogyo Co Ltd Japan JAKOB Heat Transfer Wiley New York vol 1 1949 vol 2 1957 KALB J Arbeitsunterlagen zu der Vorlesung Warmetransport phanomene Warme und Stoffubertragung Lehrstuhl fur Ther modynamik Technische Universitat Munchen 2005 KATTER M L ZAPF R BLANK W FERNENGEL W RODEWALD Corrosion Mechanism of RE Fe Co Cu Ga Al B Magnets sub mitted as paper BG 05 to the 8th Joint MMM Intermag Confer ence San Antonio Texas January 7 11 2001 KERN GMBH Technische Kunststoffteile D 56272 Gro ma1 scheid Deutschland www kern gmbh de KLUGE M Valves amp Pumps with a Highly Permeation Resistant Lining The Process Engineer 2005 Heft 4 pp 23 25 215 Literaturverzeichnis Krev90 VAN KREVELEN D W Properties of Polymers Their Correla tion with Chemical Structure Their Numerical Estimation and Prediction from Additive Group Contributions 3 d Ed 1990 El sevier Amsterdam Lausanne New Yo
28. Drehtransformation zur Umrechnung von Feld zu Statorkoordinatensystem spezifischer Loslichkeitskoeffizient g Achse des Statorkoordinatensystems absolute Temperatur Auslasstemperatur Verzugszeit Permeation Kavernenzeit Permeation Einlasstemperatur Gehausetemperatur Temperaturkoeffizient PM mittlere Temperatur elektrische Spannung Stromungsgeschwindigkeit Hydraulisch benetzter Umfang Symbolverzeichnis W W Q 8 3145 J mol K K W dimensionslos Q dimensionslos Q dimensionslos 1 Pa 15 Symbolverzeichnis Us4 Usa b Ur y Vi mol STP W W lt Klemmspannung Antriebsphase Klemmspannung Antriebsphase a oder b Zwischenkreisspannung Volumen Volumen bei Normalbedingungen Membrandicke Windungszahl einer Spule Positionskoordinate des Rotors Positionsvektor im Lagerregler Wasseraufnahmef higkeit Positionskoordinate des Rotors Positionskoordinate des Rotors Formelzeichen griechisch VF 16 W rme bergangskoeffizient L ngenausdehnungskoeffizient Winkelkoordinate des Rotors Temperaturkoeffizient von pcy Volumenausdehnungskoeffizient Winkelkoordinate des Rotors Winkelkoordinate des Rotors Winkel zwischen Stator und Feld koordinatensystem Differenz Differenz Grenzschichtdicke Go 5 BB lt lt lt dimensionslos W m K 1 K rad 1 K 1 K rad rad rad 6S Loa Xs Emissionsgrad effektiver Emissionsgrad Grundwinkel aus Klemmspannungen Dynamisch
29. Durch eine Drehung um 45 des v erpoligen Lagerfeldes dreht d e R chtung der Querkraft wie bei der Lorentz Kraft ebenfalls um 90 Die Regelung dieses lagerlosen Antriebs st aufwendiger als d e eines kon ventionellen Magnetlagers da zur Querkrafterzeugung nicht nur die Positi on des Rotors sondern auch dessen Winkellage bekannt sein muss 2 1 4 Drehmomenterzeugung Der Antrieb des Scheibenl ufermotors st als permanentmagnetisch erregte zweipolige Synchronmaschine mit zweiphasiger Statorwicklung jeweils ber zwei Klauen ausgelegt Eine Synchronmaschine l uft mit h chstem Wirkungsgrad das heisst bei minimalem Blindleistungskonsum wenn das Drehfeld des Stators dem Feld des permanentmagnetischen Rotors um 90 vorauseilt Die Drehmomentbildung geschieht wie in jeder Synchronma schine auch nach den vorher benannten Lorentz und Maxwell Kr ften 2 1 5 Regelung Die gesamte Regelung des lagerlosen Motors wird digital mit Hilfe eines Digitalen Signal Prozessors DSP direkt feldorientiert ausgef hrt Anders als bei der indirekt feldorientierten Regelung existieren keine analogen Stromregelkreise im Statorsystem Bei dieser Magnetlagerung bestehen fur die Regelung zwei Hauptaufgaben die Regelung der Rotordrehzahl und dessen radialer Position 45 Kapitel 2 Magnetlagerung SIOJOJ UISOTIOSL SOP SOSTOTY ISOISUOTIISOg pun yezysIq s p npfnysS Qz sunpyiqqyv de Aaa aaa En aa a a De 1 A psi wh A
30. STP _5 CMerp Sp o e ee 381 10 M yo Pyap H O 6 9 cm Mit Gleichung 6 6 und dem in Gleichung 6 9 berechneten Wert f r den L slichkeitskoeffizienten ergibt sich schlie lich f r den Diffusionskoeffi zienten Pio _13 4 10 Sao 3 81 10 2 0 6 10 S D o 23 C Der hier errechnete Wert passt recht gut in das Gesamtbild das man von den Diffusionskoeffizienten f r diverse Molek lsorten in Fluorpolymeren erh lt Sie liegen bei Raumtemperatur fast ausnahmslos im Bereich zwi schen 10 und 10 cm s und nehmen mit wachsender Molek lgr sse und sperrigkeit ab F r besonders kleine Gasmolek le k nnen s e auch noch gr sser sein Extr06 Aus Gleichung 6 7 erh lt man f r Schichtdicken von w 1 mm eine Nachlaufzeit time lag der Wasserdampfdiffusion durch PFA von nur tg 13 Stunden Dieser Wert w chst quadratisch mit der Dicke der Polymer schicht und betr gt demzufolge bereits mehr als 2 Tage bei Schichtdicken 164 6 3 S ureresistenz von 2 mm knapp 5 Tage bei 3mm und schlie lich mehrere Wochen ab 5 bis 6 mm Wandst rke Zur Beschreibung der Temperaturabhangigkeit des Diffusionskoeffizienten kann das aus der chemischen Kinetik bekannte Arrhenius Gesetz angewen det werden Krev90 Es beschreibt die Energiebarriere Ep die ein diffun dierendes Molek l beim Platzwechsel innerhalb einer Polymermatrix ber winden muss In Abbildung 6 9 ist dieses Gesetz f r verschiedene Akti
31. Sie werden seit 1950 industriell verarbeitet und verf gen ber besondere chemische Eigenschaften Dieses inerte Verhalten verdanken s e der sehr stabilen Bindung zwischen Kohlenstoff und Fluor Kern06 Diese CF Bindung kann auch von aggressiven Chemikalien kaum gel st werden und beh lt hre Stabilit t ber einen weiten Temperaturbe reich Um die Reinheit der Prozessfl ssigkeiten zu gew hrleisten m ssen diese Fluorkunststoffe hochrein sein und d rfen nicht mit Zusatzstoffen verst rkt oder gef rbt werden Mit zunehmendem Fluorgehalt steigt die chemische und thermische Belastbarkeit der Fluorpolymere Einige m gliche Fluorpolymere f r diese Anwendung und ihre Eigenschaf ten s nd n Tabelle 6 2 n zusammengefasst Die notwendige chemische Re s stenz weisen alle auf 157 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz Kurz Handels Anwendungstemp L ngenausd E Modul form name dauernd koeffizient PVDF Per 150 C 1310 K 2000 MPa ECTFE 150 C 510 5 K 1700 MPa PTFE 260 C 12 5105 K 700 MPa PFA ooo 260 C 1310 K 600 MPa Tabelle 6 2 Eigenschaften von Fluorkunststoffen Die Fluorpolymere PVDF Polyvinylidenfluorid und ECTFE Ethylen Chlortrifluorethylen sollten zwar hohe Anwendungstemperaturen verkraf ten halten aber den mechanischen Belastungen als Laufrad nicht stand Trotz der hohen Festigkeit weisen Impeller aus diesen Materialen nach kur zer Betriebszeit bei 150 C Risse auf so dass die K
32. an der ebenen Platte lautet l l Nuy min 0 664 Re Pr f Pr 3 25 70 3 2 W rmetransport und f r turbulente Str mung Kalb05 w Nu 0 37 Re 23100 Pr 3 26 turbulent W rme bertragung bei Str mung in Rohren Um grosse W rmemengen bei kleinem Raumbedarf abzuf hren eignen sich Wasserk hlungen besonders gut Dabei str mt das Wasser durch ein System von Rohren die zum Beispiel in ein Motorgeh use eingearbeitet sind Die W rme bergangskoeffizienten zwischen Rohrwand und Wasser liegen sehr hoch F r deren Berechnung muss zuerst berpr ft werden ob die Str mung laminarer oder turbulenter Art ist Hierzu wird nach Kalb05 die Reynoldszahl berechnet mit der mittleren Str mungsgeschwindigkeit u der kinematischen Viskosit t v und der Rohrdurchmesser D Mu 3 27 V Die kritische Reynoldszahl liegt bei 2300 lt Re lt 10 3 28 Unterhalb von Re 2300 ist die Rohrstr mung stets laminar oberhalb die ser Grenze wird sie als turbulent bezeichnet Mit Sicherheit liegt turbulente Str mung erst bei Re gt 10 vor Im bergangsbereich beeinflusst die ge naue Geometrie von Rohr und Rohreinlauf d e Str mungsform F r genaue Berechnungen in diesem Bereich wird auf Vdiw77 verwiesen Der mittlere W rme bergangskoeffizient a ber der Rohrl nge ist definiert durch O a AAS 3 29 Mit der logarithmischen Temperaturdifferenz aus der Einlass Auslass und Wandtemperatur
33. aus Platzgr nden gleich deren Anzahl kann variieren In Abbildung 4 22 ist der Warmewiderstand des K hlk rpers bei unterschied licher Anzahl uber dem Gehause verteilter Finnen wiedergegeben Die Kur ven des berechneten und simulierten W rmewiderstandes weisen die glei che Form aber einen kleinen Offset auf Berechnung und Simulation bas e ren auf Kapitel 4 2 Durch eine mit hoher Finnenanzahl realisierte grosse 115 Kapitel 4 K hlkonzepte akt ve Oberfl che s nkt der W rmewiderstand des Motorgeh uses Ein Ge h use mit 100 Finnen verbessert den W rmewiderstand im Vergleich zum Standardgeh use mit 60 Finnen um 15 Noch h here Finnenzahlen sind durch die entstehenden sehr kleinen Finnenabst nde schwierig zu realisie ren Diese kleine Erh hung der K hlleistung reicht nicht aus um die Pumpe im ganzen Betriebsbereich mit heissem F rdermedium zu betreiben 0 80 Berechnung 0 70 Simulation E 0 60 5 0 50 D E gt 0 40 0 30 40 60 80 100 120 Anzahl Finnen Abbildung 4 22 Geh usetemperatur bei Variation der Finnenanzahl bei erzwungener Konvektion mit 125 l min Verlustleistung 25 W Der W rme bergang bei einer einfachen Glattrippe ist relativ gering denn auch bei forcierter Luftk hlung stellt sich eine laminare Luftstr mung ein Daher wird versucht durch geeignete Rippengeometrie eine starker turbu lente Str mung zu erzwingen um einen besseren W rme bergang von Rip
34. ausfallen um den knappen Platzverhalt nissen Rechnung zu tragen Die einzig realisierbare Isolation ist demzufolge eine Scheibe aus warme dammendem Material zwischen Pumpenkopf und Motor Die Wirkung einer solchen Isolation ist bei einem Motor mit wasserdurch flossenen K hlzapfen erwartungsgem ss am gr ssten weil hier der Quo tient der thermischen Widerst nde von oben und unterhalb der Sensorplati ne am starksten beeinflusst wird Eine Scheibe aus 2 mm dicken aus Glasfa sermatte bestehenden Thermatex 500 Isolation mit einer Warmeleitfahigkeit von A 0 07 W m K kann so die Temperatur der Sensorplatine um bis zu 10 C senken Der Effekt ist allerdings nicht so gross da an dieser Stelle bereits ein kleiner Luftspalt vorhanden ist 129 Kapitel 4 K hlkonzepte 130 Kapitel 5 Sensorkonzepte Eine Alternative zur K hlung des lagerlosen Motors beim Einsatz mit heis sen Fordermedien ist die Konstruktion eines hitzeunempfindlichen Motors Dabei sind die Komponenten der Sensorik zur Erfassung der Rotorposition besonders zu beachten Zwei M glichkeiten stehen zur Diskussion Eine temperaturresistente Sensorelektronik oder die Elektronik komplett aus dem Motor verbannen 5 1 Temperaturstabile Sensorelektronik Zur magnetischen Lagerung des diametral magnetisierten Rotors m ssen seine aktuelle rad ale Position und seine Winkellage bekannt sein Die radiale Position des Rotors wird mit Wirbelstromsensoren erfasst Der angeregt
35. befestigt und s nd Abbildung 7 14 zu sehen Wa a T pe i 3 a Tank mit Heizung Ultraschall _ durchtlussmesser u Pt lc ll S n ell er ee J Trini _ _ ee Freenet rm a Dib ih K hlmantel Druckluftzuleitung Abbildung 7 13 Fl ss gkeitskreislauf des Dauertests 187 Kapitel 7 Realisierung Der Dauertest erstreckte sich ber eine Betriebszeit von ber einem Jahr genau 393 Tage In dieser Zeit war kein Ausfall einer Testkomponente zu beklagen die lagerlosen Pumpen liefen einwandfrei ber den Testzeitraum wurden die Betriebsdaten des Motors sowie die Temperaturen protokolliert Alle Werte verlaufen stabil und zeigen keine Auff lligkeiten ee Druckluftregler Abbildung 7 14 Versorgungseinrichtung des Dauertest mit Netzger t Mo torcontrollern Auswertung f r Durchflussmesser und Druckluftregler Die leichten Schwankungen der Werte der Motordaten n Abbildung 7 15 und der Temperaturen n Abbildung 7 16 haben folgende Ursachen Hysteresebehafteter Thermostat der Mediumsheizung im Tank Zu leistungsstarkes Heizregister verursacht Ablagerungen aus ver kohltem Oel auf dem Impeller leichte Unwuchten entstehen Jahreszeitbedingte Schwankungen der Umgebungstemperatur Die Impeller aus PFA weisen nach dieser Einsatzdauer keine Risse oder Verformungen auf und sind weiterhin masshaltig einzig eine leichte lfar bene Verfarbung ist festzustellen 188 7 4 Dauerte
36. dem Czochralski Verfahren wird hier eine bessere Qualit t erreicht allerdings verbunden mit h heren Kosten Das Zonenschmelzverfahren beruht auf der Tatsache dass Verunreinigungen n der Schmelze eine andere Konzentration haben als be 20 1 1 Stand der Technik ihrem Erstarren im Festk rper Die Menge die im Kristall eingebaut wird ist unter anderem abh ngig von der Art der Verunreinigung und der Erstar rungsgeschwindigkeit Eine schon vorbereitete gereinigte Saule mit noch polykristalliner Kristallstruktur befindet sich in einer Schutzatmosphare Durch eine Induktionsheizung wird an einem Ende eine relativ schmale Zone Material aufgeschmolzen gleichmassiges Schmelzen wird durch lang same Rotation des Stabes sichergestellt Die aufgeschmolzene Zone wird mit einem Impfkristall in Ber hrung gebracht und w chst unter Annahme dessen Kristallstruktur an ihm an Diese Schmelzzone wird nun langsam durch den Stab bewegt und so der ganze Stab in eine einheitliche Kristall struktur gebracht indem hinter der Schmelzzone der gewunschte Einkristall entsteht Fremdatome verbleiben weitestgehend in der Schmelzzone und lagern sich schliesslich am Ende der S ule an das nach dem Erkalten ent fernt wird Durch mehrmaliges Zonenschmelzen kann die Reinheit weiter gesteigert werden Eine Dotierung kann durch Beigabe in die Schmelze eindringender gasf rmiger Stoffe erfolgen Reinigen Kristall z chten Rundschleifen S gen e Kanten verrun
37. die Temperatur des Zylinders weiter zu senken kann die Luft forciert an den Kuhlrippen vorbeigef hrt werden So wird die Str mungsgeschwin digkeit der Luft nicht durch die nat rliche Konvektion sondern durch us sere Mittel w e Ventilator oder Druckluft bestimmt 25 Temperature C Abbildung 4 9 Temperaturverteilung eines mit 50 W beheizten eloxierten Aluminiumzylinders mit forcierter Luftk hlung 102 4 2 K hlk rpervergleich Durch die h here Str mungsgeschwindigkeit immer noch im laminaren Bereich erw rmt sich die Luft w hrend dem Vorbeistreichen an den K hl rippen nicht bis zur Temperatur des Zylinders Dies erh ht die logarith misch bewertete Temperaturdifferenz zwischen Luft und Zylinder und ver bessert die K hlwirkung Die Berechnung vereinfacht sich m Vergleich zur nat rlichen Konvektionsk hlung da hier die Luftgeschwindigkeit durch ussere Mittel festgesetzt wird und nicht von der Temperatur und den Str mungsverh ltnissen des K hlk rpers abh ngt Der genaue Ablauf der Be rechnung ist in Abbildung 4 10 dargestellt Gegeben P Tz K hlk rperdimension Annahmen Tg T3 Tu Stoffwerte bestimmen Berechnung von Tg erh hen bzw senken Gr Re und Nu bezogen auf Dy A nein W rme bergangskoeff a Log Temperaturdifferenz Tog P Konvektion gt P Strahlung Volumenstrom V der Luft in den Rippen T Aneu AUS P Konvektion V und Cp
38. dort durch einen K hlmantel oder durch ein integriertes K hlsystem sehr effizient abgef hrt werden k nnen Durch die Wasserk hlung lassen sich kompakte leistungsf hige und durch den Ver zicht auf L fter ger uscharm laufende Motoren realisieren wie zum Beli spiel die High Torque Motoren in Abbildung 1 12 Abbildung 1 12 High Torque Motoren wassergek hlte permanenterregte hochpolige Synchronmotoren ganz rechts n Hohlwellen ausf hrung Quelle Baum ller Holding GmbH Motoren als Antriebe f r Fl ssigkeitspumpen k nnen durch das zu f rdern de Medium gek hlt werden Dabei wird ein Teil des Pumpmediums abge zweigt und zur Aufnahme der Verlustw rme zum Motor geleitet Diese Me thode ist bei Wasserpumpen weit verbreitet und vereinfacht deren Betrieb durch die integrierte K hlung Diese K hlmethode ist auf eine niedrige Temperatur des F rdermediums zwingend angewiesen sonst ist eine aus reichende K hlung des Antriebsmotors nicht gew hrleistet Motoren f r Pumpenantriebe zur F rderung von warmen oder heissen Fl ssigkeiten be n tigen demnach andere Methoden der K hlung 35 Kapitel 1 Einleitung 1 2 Zielsetzung der Arbeit Damit in der Fabrikation von Halbleiterchips auch die tzprozesse durch lagerlose Pumpsysteme mit Chemikalien versorgt werden k nnen ist ein magnetgelagertes Pumpsystem auf der Bas s des Scheibenl ufermotors er w nscht das aggressive Fl ssigkeiten bei Temperaturen von bis zu 150 C f
39. erwarmt Bauteil Bauteil Warme senke Isolation Isolation W rmequelle W rmequelle Abbildung 4 34 Wirkungsweise einer Isolation linkes Bild Wirkungslose Isolationsanordnung rechtes Bild Wirkungsvolle Isolationsanordnung Genau in eben erw hntem Sachverhalt liegt die Schwierigkeit bei Isolatio nen bezogen auf die lagerlose Pumpe Die vor Erw rmung zu sch tzende Sensorplatine ist umgeben von heissen Motorkomponenten F r ein An bringen einer Isolationsschicht kommen einige Stellen im Motor in Frage 127 Kapitel 4 K hlkonzepte diese Punkte sind in Abbildung 4 35 in einem Schnittbild des Motors einge tragen Abbildung 4 35 M gliche Isolat ionsstellen im Motor l Isolierung zwischen Pumpenkopf und Stirnseite der Eisenklaue Eine Isolation an dieser Stelle ist effizient sie vermindert die Erw r mung der Eisenklaue und deren W rmeleitung ins Motorinnere Die an der Eisenklaue anliegende Wand des Pumpenkopfes weist eine Dicke von 1 4 mm auf und ist aus einem Fluorpolymer gefertigt dessen W r meleitf higkeit bei etwa 0 2 W m K liegt Eine gewisse Isolation ist also gegeben eine weitere ist w nschenswert aber fast nicht realisierbar E1 ne Isolation ben tigt Raum und genau dieser ist an dieser Stelle nicht gegeben Um Platz zu schaffen m sste die Eisenklaue k rzer ausfallen mit der negat ven Folge einer Vergr sserung des Luftspaltes m magne tischen Kreis Isolierung zwischen Pumpenkopf und Obe
40. fizient eher eine konservative Sch tzung Das nicht weiter verfeinerte Arrhenius Modell wie in Gleichung 6 11 ist auch deshalb so gut etabliert weil es sich auf die Temperaturabhangigkeit sowohl des Loslichkeitskoeffizienten als auch der Permeabilitat ausdehnen Krev90 l sst Wenn man fordert dass EA S P P e und S S e 7 6 12 dann gilt wegen Gleichung 6 6 auch E ALP yy Ep ee 6 13 A D j Die Loslichkeit von Gasen und Flussigkeiten in Polymermatrizes ist eine komplizierte und von unterschiedlichen Aspekten gepragte Materie Es er staunt daher nicht dass der zweite Summand auf der rechten Seite der Glei chung 6 13 f r kleinere Molek le fast ausnahmslos der betragsm ssig ge ringere ist und im Gegensatz zum ersten Summanden der immer E p gt 0 ist ein uneinheitliches Vorzeichen tr gt Deshalb gilt f r die Temperaturab h ngigkeit der Permeabilit t im Allgemeinen sehr hnliches wie f r dieje nige des Diffusionskoeffizienten F r das gew hlte Beispiel der Permeation von H O Molekulen durch eine PFA Matrix findet man im Polymer Hand book Bran99 f r Temperaturen zwischen 10 und 80 C _ EA P H50 e 7 6 14 Pro F 50 0 wobei 3 P o 79 7 10 EP und Ey py9 214kJ mol 6 15 cm Pas 166 6 3 S ureresistenz Mit Gleichung 6 14 berechnete Werte weichen weniger als 1 von den bei BARLETTA und STOLL Barl03 angegebenen ab F r eine Einsatztempe ratur von 70 C ergi
41. gen Als Resultat werden die Temperaturen und W rmestr me der diversen Komponenten einer Pumpe berechnet Zum besseren Erfassen der Tempera turverteilung m Motor werden die Resultate weiterverarbeitet Mit Hilfe der Matlab Splinemethoden kann die Temperaturverteilung im Motor gra phisch dargestellt werden Ein Beispiel einer Berechnung ist in Abbildung 3 25 zu sehen A ME a a 2 A N III MM MM Petey ee un zy Tag i aan Bans 4 sa I Ber Bann nn See 4 Baus Bes Teama 4 za wea Bun Bann i Say Bas Gass taaga SS Er ae maana ES Zu PJ ea Se 4 is mu ees PJ Ess T aay Teng PJ aan Bass Eea as 4 y Abbildung 3 25 Graphische Ausgabe des Modells mit Temperaturangaben Die Temperaturen der Motorkomponenten werden sowohl graphisch als auch in Zahlenwerten angezeigt Das Modell ist fahig die unterschiedlichen K hlmethoden in der graphischen Ausgabe anzuzeigen 90 3 4 FEM Thermik Analyse des Scheibenl ufermotors 3 4 FEM Thermik Analyse des Scheibenl ufer motors 3 4 1 Simulationssoftware COSMOSWorks ist ein Paket von Zusatzanwendungen f r das CAD Pro gramm SolidWorks Diese erm glichen es mit den n SolidWorks erstellten Bauteilen Berechnungen jeglicher Art durchzuf hren F r thermische S mu lationen sind vor allem die Zusatzanwendungen Flo Works f r Stromungsbe rechnungen und Cosmosworks fur Warmeausbreitung von Interesse
42. genauer erl utert w rd Die Bezeichnung BSM be schreibt den lagerlosen Motor und steht als Abk rzung f r Bearingless Slice Motor Mit BPS Bearingless Pump System wird das ganze Pumpsystem benannt 31 Kapitel 1 Einleitung Abbildung 1 9 Pumpen von Levitronix der Typen BPS I BPS 3 und BPS 4 Betriebsgrenzen Die erw hnte Pumpenserie von Levitronix ist f r Fl ssigkeitstemperaturen bis 90 C dimensioniert Die Temperatur des Motors h ngt sowohl von der Umgebungs und Fl ss gkeitstemperatur ab als auch vom hydraulischen Betriebspunkt Je nach Betriebsbedingungen ist es eventuell n tig dass der Leistungsbereich der Pumpe eingeschr nkt wird um eine berhitzung der internen Komponenten zu verhindern Die Temperatur des Motors wird kontinuierlich berwacht und ausgewertet 32 1 1 Stand der Technik 1 1 5 K hlung von Elektromotoren Bei der Wandlung von elektrischer in mechanische Energie durch einen Elektromotoren fallen Verluste in Form von W rme an Diese Verlustw r me muss der Motor abf hren k nnen um eine berhitzung seiner Kompo nenten zu verhindern Motoren mit einem Leistungsbereich von wenigen Kilowatt werden meist passiv durch nat rliche Konvektion luftgek hlt oder verf gen ber eine Eigenluftung Bei einer Eigenkuhlung s tzt auf einem Wellenstumpf des Laufers direkt ein L fter und versorgt den Motor mit k hlender Frischluft Abbildung 1 10 zeigt einen eigengek hlten Motor n Explosionsdarstellun
43. hlung des Motors mit Hilfe des K hlzapfens kann die lagerlose Pumpe bei der F rderung von einer 150 C heissen Fl ssigkeit fast den vollen Betriebsbereich aussch pfen Die n Abbildung 4 29 berechneten Temperaturverl ufe be verschiedenen Rotordrehzahlen und F rderstr men weisen eine nicht unerhebliche Abweichung zu den gemessenen Temperatu ren auf Die Messwerte stammen von einem Temperatursensor der auf der Sensorplatine in Randn he aufgebracht ist Durch die mit dem K hlzapfen engeren Platzverh ltnisse 1m Motor wurden beim Prototypenmotor die Dr hte der Lager und Antriebswicklungen ung nstig verlegt Diese erhit zen den Temperatursensor zus tzlich und f hren zu verf lschten sprich zu heissen Messergebnissen 90 5000 rpm 6000 rpm O SIT 7000 rpm 2 8000 rpm Messwerte Sg 80 a z 2 75 O gt 70 65 0 10 20 30 40 50 60 70 Volumenstrom min Abbildung 4 29 Motortemperaturen an der Sensorplatine bei Zapfenk h lung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 13 C K hlwas sertemperatur 30 C Umgebungstemperatur 122 4 4 Aktive K hlung K hlmantel Um die W rmetauschfl che zwischen dem k hlenden Wasser und dem Mo tor zu vergr ssern wird der Motor in ein Geh use eingebaut das mit schlangenf rmig verlegten K hlkan len versetzt st Dieser K hlmantel bestehend aus dem Mantelk rper und den zwei Abschlussringen ist in Abbildung 4 30 n Explosionsdarstel
44. mehr als einem Jahr bei erh hten Betriebstemperaturen in w ssrigen Medien davon ausge hen m ssen dass das zu sch tzende Metallbauteil an seiner Oberfl che vollst ndig mit Wasser benetzt ist Dies alleine schafft aber noch keinen hinreichend aggressiven Korrosionsanegriff Die Frage stellt sich nach der Permeabilitat massiver Fluorpolymerschichten gegen ber korrosiven Medien Hier gilt nach Cond00 dass die gr sste Gefahr von den Halogenwasserstoffen HF HCl und HBr ausgeht Die Per meabilitat von HCl in PFA ist zwei Cond00 bis sechs Bran99 mal ge ringer als diejenige des Wassers Von der Permeabilitat der Flusss ure HF in PFA wird berichtet Blum01 dass sie noch mindestens hundertmal ge ringer sei allerdings mit steigender Temperatur sehr stark zunimmt Die Permeabilitat von Fluorpolymeren gegen ber reinem Chlorgas Ch und Methylenchlorid CH Cl ist hingegen betr chtlich und wieder eher mit der jenigen gegen ber dem Wasserdampfmolek l vergleichbar Ebne00 und Ebne00 Die Permeabilit t der Schwefel und der Phosphors ure sowie diejenige der gel sten Salze und alkalischen Basen ist noch geringer einzu stufen Cond00 Es wird angenommen dass die Permeation der Fluss und der Salzs ure auf dem Transport der undissoziierten Molek le beruhe Cond00 Dies st tzt auch die Vermutung dass der Ionentransport durch Fluorpolymerschichten allgemein stark erschwert sei Es konnten keine Hinweise auf einen Transport rei
45. muss beim erstmaligen Berechnen des Winkels bekannt sein dies ist durch das gesteuerte Hochfahren gege ben Dies hat zur Folge dass bei grossen Lastspr ngen die Winkelberech nung ausser Tritt f llt und das Magnetlager wird instabil Schlagartige nderungen des Fl ssigkeitsstromes durch pl tzliches Schlies sen oder ffnen eines Ventils im Fl ssigkeitskreislauf l sen bei Kreisel pumpen grosse Lastspr nge aus was n der Praxis jedoch kaum auftritt Axialposition Der durch Reluktanzkrafte in axialer Richtung passiv stabilisierte Rotor wird beim Einsatz als Pumpsystem durch hydraulische Kr fte aus seiner Normallage ausgelenkt Details zum hydraulischen Axialschub sind in Kapitel 6 2 beschrieben Dieser hydraulische Axialschub kann den Impeller je nach Betriebspunkt und Fl ssigkeitsbeschaffenheit in die positive oder negative Richtung der z Achse dr cken Dies kann so weit gehen dass der Impeller sich am Deckel des Pumpenkopfes festsaugt oder am Boden an steht Daher wird die Axialposition aus den Daten der Hallsensoren be stimmt und wenn notig die Drehzahl des Rotors reduziert um einen Kontakt zwischen Impeller und Pumpengehause zu vermeiden Bei der hier vorgestellten Methode der Magnetlagerung ohne die Winkelin formation der Hallsensoren fallen auch die Daten der Axialposition des Rotors weg Um trotzdem eine Aussage uber die axiale Verschiebung des Rotors zu treffen wird wieder versucht diese Information aus motorinternen
46. pen zu Luft zu erreichen In Frage kommen Hohlrippen und Rippen mit zusatzlichen Durchbruchen so genannte quergestanzte Rippen Die hier durch einerseits vergr sserte Warmetauschflache und zum anderen erh hte Turbulenz der Luft ergeben eine Leistungsverbesserung der W rmeabfuhr Das Problem liegt in der geforderten Resistenz des Pumpengehauses gegen uber Chemikalien Dies macht eine Beschichtung des Gehauses mit Fluor kunststoffen n tig Die Beschichtung berdeckt feine Strukturen in den 116 4 4 Aktive K hlung K hlrippen verhindert Hohlrippen und verunm glicht so diese Methode der Erh hung des W rme bergangs zwischen Geh use und Luft Eine erh hte W rmeabgabe kann auch durch eine gr ssere Temperaturdiffe renz zwischen Geh use und K hlluft realisiert werden Da eine Erh hung der Geh usetemperatur ausscheidet muss die Temperatur der K hlluft ge senkt werden Kalte Luft kann aus druckluftbetriebenen Wirbelrohren gewonnen werden Solche verschleissfrei arbeitenden Kaltluftstromerzeuger finden Anwen dung in vielen Bereichen der industriellen und handwerklichen Fertigung Wirbelrohre sind h ufig die alleinige Alternative zu Kaltesprays und fl ss gen K hlmitteln Die Druckluft wird mit 5 7 bar tangential n einen orts festen Generator gepresst der die Luft in Drehung versetzt Der dabei ent stehende Luftwirbel wird in ein Rohr geleitet wo er wie eine Spirale an der Innenwand entlang in Richtung Rohrende dre
47. rsten und mit Ultraschall gereinigt werden So sind alleine im FEOL Zyklus dutzende von Reinigungsschritten notwendig Die m FEOL aufgebrachten Transistoren und Widerst nde werden nun untereinander zu einem Schaltkreis verbunden Diese BEOL Schritte s nd grunds tzlich mit jenen aus dem FEOL vergleichbar Dotieren ist nicht mehr notwendig hingegen werden mehrere Schichten layers von Leiter bahnen und Isolationsmaterialien aufgetragen Beim BEOL sind abh ngig 24 1 1 Stand der Technik von der Anzahl Kupferverbindungsschichten ebenfalls viele Reinigungs schritte notwendig Diese m ssen sehr sauber ausgef hrt werden da s ch bei Fotolackr ckst nden welche insbesondere in den Durchkontaktierungs l chern zu finden s nd elektrische Unterbr che bilden k nnen Abbildung 1 4 links Wafer werden in einen Oxidationsofen geschoben rechts Auftragen des Fotolacks n einem Spin Prozessor F sc05 Micr05 Obwohl der direkte Kontakt einzelner Kupferatome mit dem Halbleiter aus reicht um dessen elektrische Eigenschaften zunichte zu machen werden die Leiterbahnen vermehrt aus Kupfer und nicht mehr aus Aluminium gefertigt Dank Kupfer s nkt der Widerstand der Leiterbahnen um rund 40 und die S gnale werden schneller und mit geringeren Verlusten durch den Chip ge f hrt Dadurch ist eine h here Taktrate bei gleich bleibendem Strom verbrauch m glich Zur Versiegelung der Chip Oberfl che wird meist ein Silikatglas abge
48. s nd wegen der spezifischen H rte nur mit Diamantwerkzeugen m glich Speziell an Selten Erd Magneten ist der negative L ngenausdehnungskoef fizient von a 1 10 K senkrecht zur Magnetisierungsrichtung Vac00 Dies w re be einer Verklebung der Magnete auf einem metallischen Tr ger zu ber cksichtigen spielt im Impeller der lagerlosen Pumpe aber keine Rol le Zus tzlich betr gt die Langenanderung bei einem Temperatursprung von 100 C be einem im Durchmesser etwa 50 mm messenden Magneten nur 5 um 149 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz Magnetische Eigenschaften Magnetische Materialien kann man sich aus einzelnen magnetischen Mo menten aufgebaut denken welche die Quelle der magnetischen Felder dar stellen Das magnetische Moment m ist eine Vektorgr sse Alle magneti schen Momente aufsummiert und dividiert durch das Materialvolumen er gibt die Magnetisierung Bak m dV 6 1 y V Das magnetische Moment kann in Analogie zur elektrischen Ladung der Elektrizitatslehre gesehen werden Die Magnetisierung entspricht n diesem Fall der elektrischen Ladungsdichte Statt des Magnetisierungs Vektors wird in der technischen Literatur oft die magnetische Polarisation J verwen det welche sich von der Magnetisierung durch die magnetische Feldkon stante u unterscheidet u M 6 2 Die Konstitutionsrelation beschreibt den Zusammenhang zwischen den in den Maxwellgleichungen beinhalteten Feldern magnetis
49. tg ist to Va Puyo aoe 6 17 MH o W A Die hier berechnete Zeit tc zum vollst ndigen F llen der Kavitat zwischen Umkapselung und Magnet entspricht einem vereinfachend linearen Verlauf des Massenstromes des Permeats durch die Polymerh lle Im realen Fall verlangsamt der sich aufbauende Gegendruck in der Kavitat den Massen strom und der Hohlraum wird nie ganz gef llt Diese Verlaufe der akkumu 167 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz lierten Permeatmenge sind in Abbildung 6 10 gezeigt wobei die Tangente den Fall f r die Berechnung von fc repr sentiert Realer Verlauf te Tangente Akkumulierte Permeatmenge M Mc Zeit Abbildung 6 10 Zeitlicher Anstieg des Permeats das sich in der Kavitat zwischen Fluorpolymerumkapselung und Magnet sammelt Mit einem angenommenen Hohlraumvolumen von Vy 1 cm der Dichte ae 3 N i des fl ssigen Wassers Oro 1 g cm und einem normierten spezifischen Massenstrom von mm o w 1lgmmm d ergibt Gleichung 6 17 f r eine Schutzh lle mit Ay 40 cm Durchtrittsfl che und w 1 6 mm Dicke eine Zeit von tc 400 Tage also etwa 1 Jahr Die Verzugszeit tg die bei dieser Temperatur und f r diese Wanddicke nur wenige Tage betr gt ist also tat s chlich vernachl ssigbar ber die Wasserdampfpermeation durch eine Laufradh lle aus PFA l sst sich demnach folgendes sage
50. theoretische Gr ssenzunahme Der Impeller dehnt sich im Bereich des Magneten fast gar nicht aus die Aussenwand des Impellers erh lt durch die Erw rmung eine Delle wie Abbildung 6 7 bertrieben dargestellt ZT e Umkapselung A Magnet EEE Abbildung 6 7 Ungleichm ssig verteilte Ausdehnung der Fluorkunst stoffumkapselung durch den eingeschweissten Magnet Da beim Betrieb der Pumpe mit einem heissen F rdermedium auch der Pumpenkopf leicht gr ssere Dimensionen ann mmt verkleinert sich der Luftspalt zwischen Impeller und Pumpengeh use um etwa 15 bei Erw r mung von 20 auf 150 C Diese kleine nderung sowie die entstandene Delle im Impeller bei der der Luftspalt kaum kleiner wird beeinflusst die Teilfl sse des F rdermediums in den Radseitenr umen nur minimal und die Axialposition des Impellers bleibt unverandert Die axiale Position des Impellers wird durch zweierlei Kr fte bestimmt die Reluktanzkraft des Magnetlagers und die auf das Laufrad wirkenden hyd raulischen Krafte Diese Krafte entstehen durch Druckdifferenzen auf der Ober und Unterseite des Impellers und werden durch die Teilfl sse siehe Abbildung 6 8 in den Radseitenraumen bestimmt Boes04 Solange sich diese Leckagestr me durch thermische nderungen der Laufradgeometrie nicht ndern droht auch keine Ver nderung der Lagerstabilitat des Laufra des in axialer Richtung Der leicht verkleinerte Ringspalt seitlich des Lauf rades reicht nic
51. typisches mechatronisches System das aus der Kombination von Mechanik Elektrotechnik und Informationsverar beitung neue Funktionalit ten schafft Mechatronische Systeme zeichnen sich durch ihren interdisziplinaren Charakter aus und sind aus den vier Hauptkomponenten aufgebaut Aktoren Der Rotor wird fur die Pumpleistung in Drehung ver setzt und magnetisch in Schwebe gehalten Sensorik Position und Winkellage des Rotors wird durch die Sensorelektronik erfasst aufbereitet und zum DSP bertragen Regler Der Regler 1m DSP wertet die Sensorsignale aus verarbeitet sie und steuert den Leistungsverstarker entsprechend an Leistungsverstarker Der Leistungsverst rker liefert die Energie um den Aktor die vom Regler geforderten Bewegungen aus fuhren zu lassen 32 Kapitel 3 Thermisches Modell Fl ssigkeitspumpen sind meist elektromechanische Energiewandler welche die elektrische Energie vom Netz in eine drehende Bewegung des Fl gelra des und somit in hydraulische Arbeit umwandeln Wie bei allen Energie wandlern geschieht dies nicht verlustfrei Die Wandlungsverluste gehen einerseits von der Nutzenergie verloren und andererseits fallen sie n Form von W rme an welche abgef hrt werden muss Die anfallende Verlustw rme und der m gliche W rmeeintrag des heissen Prozessmediums erw rmen das lagerlose Pumpsystem und die thermischen Eigenschaften von Material und Elektronik begrenzen dessen Einsatzbe reich Daher sind Modelle
52. und das Lagersystem mit der Polpaarzahl p p4 1 2 Der me chanische Rotorwinkel und der Feldwinkel stehen in folgendem Zusam menhang zueinander 4 Kapitel 2 Magnetlagerung Yr Pat 2 5 Entsprechend sind auch die mechanischen und die elektrischen Winkelfre quenzen ber die Polpaarzahl des Antriebs gekoppelt 2 1 2 Passives Axial und Kipplager Durch die Bauweise des Scheibenl ufermotors werden drei Freiheitsgrade des Rotors pass v stabilisiert So m ssen nur noch zwei Freiheitsgrade akt v geregelt werden was die Komplexizit t des Systems verringert Bei einer axialen Auslenkung des Rotors in Richtung der z Achse wie in Abbildung 2 4 gezeigt wirken die entstehenden Reluktanzkrafte der Auslenkung des Rotors entgegen und stabilisieren ihn Abbildung 2 4 Passives Axiallager Bei einer Verkippung des Rotors um die Drehachsen a und p wirkt wie bei einer axialen Auslenkung ebenfall eine stabilisierende Reluktanzkraft auf den Rotor Abbildung 2 5 Passives Kipplager 42 2 1 Der lagerlose Scheibenl ufermotor 2 1 3 Aktives Radiallager Das akt ve Radiallager des lagerlosen Scheibenlaufermotors muss nur die Stabilisierung von zwei Freiheitsgraden des Rotors bernehmen n mlich die der Auslenkungen in Richtung der x und y Achse Durch Wicklungen im Stator des Motors k nnen Str me und Magnetfelder erzeugt werden die durch Lorentz und Maxwell Kr fte eine rad ale Lage rung des Rotors erlauben Magnet
53. zesse bei Medientemperaturen von bis zu 150 C statt In dieser Arbeit wer den basierend auf fruheren Arbeiten uber den magnetgelagerten Scheiben laufermotor Fragestellungen in Bezug auf eine Erweiterung des Betriebsbe reichs des lagerlosen Pumpsystems zur F rderung von aggressiven Chemi kalien bei Temperaturen von bis zu 150 C behandelt Dabei stehen die Themengebiete K hl und Sensorkonzepte sowie die che mische Resistenz des Rotors in der Pumpe im Vordergrund Hierzu wird ein thermisches Modell des Scheibenl ufermotors eingef hrt um die Motor temperatur f r beliebige Betriebspunkte vorauszusagen M gliche Konzepte Kurzfassung zur K hlung des Motors werden entworfen und auf hre Wirksamkeit durch leuchtet Um auch ohne akt ve K hlung der magnetgelagerten Pumpe heisse Fl ssigkeiten zu f rdern wird ein hitzeunempfindliches Sensorkonzept zur Positionserfassung des schwebenden Rotors vorgestellt Im weiteren werden die sich ergebenden Probleme des von heissen und aggressiven Chemika lien umgebenen Rotors der Kreiselpumpe diskutiert Mit der Realisierung von Motorprototypen zur F rderung von bis zu 150 C heisser Fl ssigkeit wird die Machbarkeit solcher Pumpsysteme gezeigt und so der m gliche Einsatzbereich des lagerlosen Scheibenl ufermotors erwei tert Abstract Bearingless motors being based on a levitated rotor facilitate the design of propulsion systems that work completely free of wear owing to mecha nic
54. 0 mal h her Das Wasser erw rmt sich durch die kurz nach dem Einlauf herrschende hohe Temperaturdifferenz schneller als am Ende der K hlschleife wo d e Temperaturdifferenz zwischen Wasser und Zylinder nur noch klein ist Mit einem h heren Volumenstrom w rde die Auslass temperatur des Wassers s nken und der ganze Zylinder bliebe ebenfalls k h ler Der hohe Emissionsgrad der eloxierten Oberfl che ist hier eher hinder lich die abgestrahlte Leistung ist durch die sehr niedrige Gehausetempera tur minimal Sobald sich in der naheren Umgebung andere heisse Objekte befinden ist ein niedriger Emissionsgrad des wassergek hlten Zylinders sinnvoll damit er keine W rmestrahlung von aussen aufnehmen kann Die Berechnung der K hlk rper und Wassertemperaturen verl uft nach dem selbem Muster wie in Abbildung 4 10 nderungen sind nur bei den Di mensionen der durchstr mten Rohre und den Stoffwerten vorzunehmen Verlustleistung Dimensionen amp 120 mm H he 80 mm Kan le 4 mm Gesamtl n ge 2 05 m Volumenstrom Wasser 25 C 1 dl min Gehausetemperatur Simulation lac Gehausetemperatur Rechnung ee W rme bergangskoeffizient Ce EU Anteil Strahlungsleistung Tabelle 4 5 Kenngr ssen der W rmeabgabe des wassergek hlten Aluminiumzylinders 105 Kapitel 4 K hlkonzepte Folgerung Der Vergleich der hier ausgew hlten f nf K hlmethoden zeigt deutlich de ren unterschiedliches K hlverm gen Bei nicht forciert gek h
55. 12 die Nut weist cep 0 48 auf Das heisst der Emissionsgrad der Nut ist um den Faktor 4 hoher als der des blanken Aluminiums Dies ist dieselbe Emissionsgraderh hung wie sie Abbildung 3 16 f r eine Nut der Form L h 2 9 voraussagt 60 6 PC 30 0 Abbildung 3 17 W rmebild eines K hlk rpers zur Demonstration des Ein flusses der Nutform auf den Emissionsgrad In Tabelle 3 2 sind die Emissionsgrade einiger Materialien im hier betrach teten lagerlosen Pumpsystem wiedergegeben 79 Kapitel 3 Thermisches Modell Aluminium poliert 0 04 0 06 Aluminium stark oxidiert Aluminium eloxiert stumpf 0 95 Farbe unwichtig Aluminium Guss sandgestrahlt 0 46 Emaille Lack 0 85 0 95 rostfreier Stahl sandgestrahlt 0 7 rostfreier Stahl poliert 0 3 Kupfer le cht angelaufen 0 04 Kunststoffe Fluorkunststoffe 0 9 0 95 Wasser 0 96 Tabelle 3 2 Emissionsgrade Quelle Vdiw77 Bei starker forcierter Luftk hlung ist ein blanker oder chromatierter K hl k rper zweckm ssiger Ein schwarzer im Sinne der Abstrahlung K hlk r per kann nicht nur besser abstrahlen sondern auch mehr Strahlungsw rme aus seiner Umgebung aufnehmen Stehen in der N he andere Bauteile die h here Temperaturen annehmen k nnen als der K hlk rper und eine grosse strahlende Oberfl che besitzen so kann sich der Effekt umkehren und der K hlk rper wird zus tzlich aufgeheizt Strahlungsaustausch Ein K hlk r per mit hohem Emissionsgrad z B
56. 7 5 zeigt das System aus Pumpe K hlmantel und Kalt luftstromerzeuger 180 7 2 K hlsysteme 3 Kaltluftstromerzeuger K hlmantel j f Abbildung 7 5 Pumpe mit forcierter Luftk hlung durch K hlmantel und Kaltluftstromerzeuger Mit dieser K hlung l sst s ch ein Grossteil des Betriebsbereichs der Pumpe bei der F rderung von 150 C heissem Oel aussch pfen Die Grenze ist erst bei Pumpendrehzahlen um 7000 rpm und Volumenstr men von 50 l min erreicht Der Luftverbrauch des Kaltluftstromerzeugers liegt beim blichen Eingangsdruck von 6 5 bar bei etwa 350 SLPM 7 2 2 Wasserk hlung Die Wasserk hlung umfasst zwei K hlmethoden zum einen m Motorin nern genannt K hlzapfen und zum anderen n Form eines speziellen Ge h uses bezeichnet mit K hlmantel Kuhlzapfen Der K hlzapfen nutzt den durch die Tempelkonstruktion des Motors entste henden Freiraum zwischen den Antriebs und Lagerwicklungen Erste Pro totypen bestehen aus handgewickelten Kupfer und Edelstahlrohren mit 4 bzw 5 mm Aussendurchmesser wie sie Abbildung 7 6 zeigt Die mit Wasser durchstr mte Rohrwicklung liegt eng an den Antriebs und Lager spulen an und vermag diese gut zu k hlen Die Kuthlhelix bietet aber fur eine gute W rmeabf hrung der Sensorelektronik zu wenig Stirnfl che Aus serdem erweist sich die Montage als usserst umst ndlich da alle Motorka bel durch die K hlwicklung hindurch gef hrt werden m ssen 181
57. Abbildung 3 21 D nne Zylinderwand zur Modellbildung Das gesamte thermische Modell dieses lagerlosen Pumpsystems wird nach oben genanntem Prinzip aufgebaut In Abbildung 3 22 sind Motor Pum penkopf und Kuhleinrichtungen mit all ihren thermischen Widerst nden schematisch dargestellt Das als elektrisches Netzwerk dargestellte thermi sche Modell besteht aus Leitwiderst nden bergangswiderst nden Quellen konstanter Leistung Stromquelle Quellen konstanter Temperatur Spannungsquelle Da in Prozessanlagen der Halbleiterindustrie die Chemikalien fortlaufend umgew lzt werden m ssen arbeiten die Fordersysteme m Dauerbetrieb Im thermischen Modell werden deshalb nur station re Vorg nge betrachtet Aus diesem Grund enth lt das Schema des Modells keine Warmekapazita ten 85 Kapitel 3 Thermisches Modell R39 R33 Abbildung 3 22 Thermisches Ersatzschaltbild des Scheibenlaufermotors 86 3 3 Thermisches Modell des Scheibenl ufermotors Abbildung 3 23 Geometrien des Motormodells 87 Kapitel 3 Thermisches Modell Die m Motor anfallenden elektrischen Verluste entstehen n den Lager und Antriebsspulen und im Eisenkreis sie werden durch die Quellen konstanter Leistung O gt Q22 und nachgebildet Quellen konstanter Temperatur kommen bei str menden Fl ssigkeiten zum Einsatz wie dem Pumpmedi um dessen Temperatur nderung w hrend der sehr kur
58. Diss ETH Nr 16770 Magnetgelagertes Pumpsystem f r hohe Betriebstemperaturen ABHANDLUNG zur Erlangung des Titels DOKTOR DER TECHNISCHEN WISSENSCHAFTEN der EIDGEN SSISCHEN TECHNISCHEN HOCHSCHULE Z RICH vorgelegt von SIMON ANDREAS BURGER Dipl El Ing ETH geboren am 25 August 1976 von Unterentfelden AG Angenommen auf Antrag von Prof Dr J W Kolar Referent Prof em Dr J Hugel Korreferent 2006 Vorwort Die vorliegende Arbeit entstand w hrend meiner T tigkeit als Assistent und Doktorand be Herrn Prof Dr J W Kolar an der Professur f r Leistungs elektronik und Messtechnik LEM der ETH Zurich In der Fachgruppe Antriebs und Magnetlagertechnik AMT arbeitete ich in enger Kooperati on mit der Firma Levitronix GmbH an diversen Magnetlager Projekten An dieser Stelle geht mein Dank an all jene die mich im Zeitraum meiner Doktorarbeit unterst tzt und so zum guten Gelingen der Dissertation beige tragen haben Meinem Doktorvater Herrn Prof Dr J W Kolar danke ich f r das entge gengebrachte Vertrauen und die Schaffung eines Umfeldes welches diese Arbeit erst erm glichte Herrn Prof em Dr J Hugel bin ich f r die freund liche bernahme des Korreferates zu Dank verpflichtet Sehr gesch tzt habe ich die gute und kollegiale Zusammenarbeit mit allen Mitarbeitern des LEM AMT und von Levitronix GmbH Speziell m chte ich mich bei Herrn Dr N Barletta und Herrn Dr R Schob fur die uneinge s
59. Koeffizient as der W rmestrahlung ist stark von der Temperatur abh ngig und ist f r eine ebe ne Fl che im freien Raum folgendermassen definiert 82 3 3 Thermisches Modell des Scheibenl ufermotors Tal OA o a 3 55 l 2 Mit dieser Abbildung thermischer Probleme in diskrete elektrische Netze lassen sich Modelle bilden die sich in gewohnter Weise l sen lassen 3 3 2 Geometriebasiertes Widerstandsmodell Dieses thermische Modell eines lagerlosen Scheibenl ufermotors basiert auf den im vorhergehenden Kapitel beschriebenen Analogien zwischen Elektro technik und Thermik In Abbildung 3 19 ist ein Schnittbild einer lagerlosen Pumpe von Levitronix dargestellt Im Innern des aus Aluminium gefertigten Motorgeh uses befin den sich der Eisenkreis die Antriebs und Lagerspulen Zur mechanischen Stabilisierung werden alle Zwischenr ume m Motor mit einem Epoxydharz vergossen Dies bietet dar ber hinaus den Vorteil einer verbesserten War me bertragung zwischen den Motorkomponenten und verhindert s cher das Eintreten eventuell aggressiver Gasgemische Bei der oben am Motor angeordneten Kreiselpumpe aufgebaut aus Pum penkopf und Rotor s nd alle fl ss gkeitsber hrenden Komponenten aus Fluorkunststoffen gefertigt Direkt unterhalb des Pumpenkopfes misst die Sensorik die Position und Winkellage des Rotors Diese Platine mit diver sen Sensoren Verstarkern und Filtern darf nicht zu hohen Temperaturen ausgesetzt werden da be
60. Maxwell Kr fte in Abbildung 2 6 und Abbildung 2 7 dargestellt F r 43 Kapitel 2 Magnetlagerung die Krafterzeugung auf den Rotor sind zwei grundlegende F lle zu unter scheiden Erstens die Kraftrichtung parallel zur Magnetisierungsrichtung des Rotors und zweitens orthogonal dazu Durch Uberlagerung dieser bei den Grundfalle kann f r jeden beliebigen Rotorwinkel eine Kraft in ben tig ter Richtung in der xy Ebene gebildet werden Die vierpolige Tragstromverteilung bewirkt tangential am Rotor angreifen de Lorentzkrafte die in ihrer Summe eine Querkraft ergeben Eine Drehung der Tragstromverteilung um 45 gegen ber dem Rotorfeld bewirkt eine Drehung der Kraftrichtung um 90 Abbildung 2 6 Lorentz Querkraftbildung f r pa lundp 2 Abbildung 2 7 Maxwell Querkraftbildung f r p 1 und p 2 44 2 1 Der lagerlose Scheibenl ufermotor Die Maxwell Kr fte wirken f r eine Motorkonfiguration mit pa p tl in die gleiche Richtung wie die Lorentz Kr fte Scho93 Die durch die La gerwicklungen generierten Teilfelder durchlaufen den Luftspalt n gleicher oder entgegengesetzter Richtung des Rotorfeldes Daher wird das Gesamt feld dort verst rkt oder abgeschwacht und die lokalen Maxwell Kr fte nehmen ebenfalls zu oder ab Die am Rotor angreifenden Maxwell Kr fte wirken jetzt nicht mehr symmetrisch und erzeugen eine Querkraft am Rotor
61. abilitat selbst nicht unabh ngig vom Versuchsaufbau und der Versuchs durchf hrung Wird eine nach aussen deal dichte Versuchskammer durch eine Polymermembran in zwei Kammernh lften unterteilt von denen die eine durch Beaufschlagung mit dem Probegas j auf einem definierten hohen Druck und die andere mittels einer Vakuumpumpe auf einem verschwin dend kleinen Druck gehalten wird so ist P ein Mass f r die Anzahl an Gasmolek len der Spezies j die diese Membran pro Zeit und Fl chenein heit und bezogen auf das treibende Druckgef lle das hier mit dem Absolut druck auf der Druckseite gleichgesetzt werden kann und den Kehrwert der Membrandicke w m Beharrungszustand permeieren Ist man davon ausge hend an einem Zahlenwert f r den Diffusionskoeffizienten interessiert so muss man entweder erg nzend Sorptionsmessungen durchf hren und D gem ss Gleichung 6 6 aus der Permeabilitat und dem aus der Loslichkeits funktion abgeleiteten druckabh ngigen Henry Koeffizienten berechnen oder D ist aus der Verzugszeit tg einer zeitabh ngigen Permeationsmessung und der Membrandicke w rechnerisch zu ermitteln Einzelheiten zu diesen Me thoden werden von Viet91 und Ange04 gegeben F r die Verzugszeit die Wanddicke und den Diffusionskoeffizienten gilt unter dealisierenden Annahmen der Zusammenhang 2 D 2 t 6 7 W D j a B Streng genommen h ngt die L slichkeit der Molek lspezies 7 auch vom Absolutdruck n bei
62. afer notwendig Er wird mit Vakuum angesaugt und mit abgerundeten Na deln die durch die Folie dr cken von der Folie abgel st Anschlies send wird der Chip in dem daftir vorgesehenen Gehause platziert die bonding Nun m ssen die Anschl sse auf dem Chip mit jenen des Ge hauses verbunden werden Dazu werden mit feinen Golddrahten die einzelnen Anschl sse des Chips mit denjenigen des Geh uses verbun den wire bonding 1 1 Stand der Technik Heutige Mikroprozessoren mit hren hohen Taktfrequenzen verlangen nach m glichst kurzen Verbindungen zwischen dem Chip und dem Ge h use Die relat v langen Golddr hte verursachen unerw nschte Verz gerungen in den Signallaufzeiten Dies kann mit der so genannten Flip Chip Technologie umgangen werden Dabe werden an Stelle der Wire Bond Dr hte so genannte Bumps z B eine Blei Zinn Legierung auf die Anschlussstellen der Chips aufgetragen Diese Bumps m ssen nun auf wenige Mikrometer exakt zum Gehause ausgerichtet werden bevor der umgedrehte Flip Chip mit dem Gehause verbunden werden kann Funktionskontrolle testing Obwohl die Chips wahrend der Produktion mehreren Tests unterzogen werden wird die einwandfreie Funktions tuchtigkeit nach dem Verpacken nochmals kontrolliert Gi c nS A a u A Fu un 1 Ta er rege ee 2 we ly 2 n A lt Pe Abbildung 1 6 links Zerschneiden des Wafers in einzelne Chips rechts Feine Golddr hte verbi
63. al contact or friction The present work deals with motors that contain a magnetically levitated shrunk on disk rotor and whose main area of appli cation is the conveyance of high purity liquids Here the contamination of the liquid by grit 1s minimized and a hermetic separation of the liquid from the environment s made possible by the absence of any mechanical bearing or gasket Especially the semiconductor industry demands for pumps that satisfy ele vated requirements of fluid purity and chemical resistance as they apply for numerous wet processing steps in the manufacturing of integrated circuits from silicon wafers For the conveyance of typical process fluids three kinds of pumps are used alternatively pneumatic diaphragm and bellow pumps from several different manufacturers or bearingless pump systems as described in earlier work Since the processing time for silicon wafers strongly depends on the tempe rature of the chemical reactants involved processing steps such as etching are carried out at maximum fluid temperatures of 150 C In this work sev eral questions related to a potential extension of the temperature range of operability of a motor based on a magnetically levitated shrunk on disk rotor are addressed thereby assessing the possibility of conveying aggres sive chemicals at temperatures up to 150 C by using bearingless pump systems as were described n previous work This work is focused on a cooling co
64. al sowie von der maxima len Induktion abh ngig Gem ss Steinmetz Stei91 gilt f r die Hysterese verluste Py in Eisen bei einem magnetischen Wechselfeld mit einer Ampli tude zwischen 0 2 T und 1 5 T ein zur Frequenz proportionales Verhalten Pry u Cn SB Ped re 3 2 56 3 1 Verluste im Pumpsystem Die Wirbelstromverluste bas eren auf der ohmschen Verlustw rme von Wirbelstr men Diese bilden s ch n elektrisch leitenden Materialien auf grund induzierter Spannungen welche durch die zeitliche nderung der magnetischen Induktion entstehen wie dies in Abbildung 3 4 dargestellt ist B Abbildung 3 4 Durch zeitlich nderndes Magnetfeld erzeugte Wirbel str me n elektrisch leitendem Material Um die Wirbelstromverluste kle n zu halten werden Eisenkreise meist n cht mass v gebaut sondern aus d nnen untereinander isolierten Blechen die Ausrichtung der Blechpakete wird so gew hlt dass sie in Richtung der ma genetischen Feldlinien verlaufen Die Wirbelstromverluste sind nach Heck75 proportional zum Quadrat der Frequenz und zum Quadrat der magnetischen Induktion Fr Cy So Bd Prel re 3 3 Die Materialkonstante cy wird massgeblich von der elektrischen Leitfahig keit des Eisens bestimmt und verhalt sich umgekehrt proportional zu thr Die Materialkonstanten bestimmen sich aus Angaben in Datenblattern laut Neff03 ftir die verwendete Blechsorte M330 35A mit der Dicke von 0 35 mm zu mW m Cy 3390 T
65. apselung des Magneten nicht mehr gew hrleistet ist PTFE Polytetrafluorethylen besser bekannt unter dem Namen Teflon h lt wesentlich h heren Temperaturen stand und weist zugleich die besseren chemischen Eigenschaften auf Als Material zur Fertigung eines Laufrades ist es trotzdem ungeeignet PTFE l sst sich nur sehr schwer schweissen womit die dichte Umh llung des Magneten verunm glicht wird PFA Perfluoralkoxy Copolymer verbindet die guten Eigenschaften von PTFE mit der M glichkeit Teilkomponenten miteinander zu verschweis sen Impeller aus PFA halten den Belastungen in der Pumpe auch bei hohen Temperaturen ber lange Zeit stand Trotz der relativ hohen W rmeausdeh nung und des niedrigen E Moduls weist PFA eine gute W rmeformbest n digkeit auf Der Impeller wird im Spiegelschweissverfahren Neff03 aus gespritzten und gedrehten Fl gelradteilen aufgebaut Dabei wird der Magnet dicht in der Kunststoffh lle verschlossen PFA oder Fluorkunststoffe im Allgemeinen weisen gegen ber Metallen hohe L ngenausdehnungskoeffizienten auf Bei PFA liegt der Wert bei a 13 10 K was f r den Impellerdurchmesser bei einer Erw rmung von 20 auf 150 C eine Steigerung um 1 7 bedeutet Das heisst der Durchmesser steigt theoretisch von 51 4 auf 52 3 mm Durch die Schweisskonstruktion 158 6 2 Fl gelrad und den dicht eingeschlossenen s ch n cht ausdehnenden Magneten kann sich der Impeller nicht frei ausdehnen und unterschreitet die
66. au bei dem keinerlei Elektronik 1m Motor untergebracht ist Der Motor l uft den noch nicht ganz sensorlos denn die zur radialen Positionsmessung verant wortlichen Wirbelstromsensoren verbleiben weiterhin im Motor Der Ein bauort dieser Wirbelstromsensoren befindet sich sehr nahe am mit heisser Fl ssigkeit gef lltem Pumpenkopf wo sie auch bei gek hltem Motor heiss werden Da die Wirbelstromsensoren nur kleine Kupferspulen sind zeigen sie kein temperaturkritisches Verhalten Durch das Weglassen der Hallsensoren fehlt die Information des Rotorwin kels dieser ist aber f r den Betrieb des Magnetlagers erforderlich Daher muss eine Methode gefunden werden wie diese Gr sse aus anderen Motor parametern berechnet werden kann 5 2 1 Berechnung des Rotorwinkels Der drehende Magnet induziert in den Wicklungen des zweiphasigen An triebssystems eine Spannung die innere Spannung auch bezeichnet mit elektromotorischer Kraft EMK Bei konstanter Drehzahl ist diese indu zierte Spannung s nusf rmig und aus den Spannungen beider Antriebspha sen kann der Winkel des Rotors berechnet werden Da die innere Motor spannung nirgends direkt abgegriffen werden kann muss sie aus anderen bekannten Gr ssen im Antriebssystem berechnet werden Das vollst ndige Ersatzschaltbild einer Synchronmaschine n Vollpolausf hrung w e n 132 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor Abbildung 5 1 enth lt den ohmschen Widerstand R der Wicklung die Streu
67. bad werden sie mit einem Spiilprogramm von der S ure befreit und in einer Trockenschleuder getrocknet Jetzt kann die Kontaminationsanalyse durchgef hrt werden Die Analyse mittels TXRF umfasst 21 chemische Elemente wobei durch die Standardspezifikation f r CMOS Prozesse ge fordert ist dass Aluminium in kleineren Mengen als 1 10 Atome cm auf dem Wafer vorliegt alle anderen Elemente sollen die Menge von 110 Atome cm nicht berschreiten Dieser Test der lagerlosen Pumpe erstreckte s ch ber einen Zeitraum von rund 9 Monaten Dabe s nd keinerlei Probleme mit dem Pumpsystem auf getreten weder auf der elektronischen noch auf der mechanischen Seite Die auf den Wafern durchgef hrte Kontaminationsanalyse zeigt keine Hin weise auf ein Austreten von Metallionen durch die aus PFA bestehende Ummantelung des Magneten im Impeller Stellvertretend ist hier das Mess protokoll der letzten Analyse wiedergegeben Die Werte von Aluminium liegen unter der Detektionsgrenze und die in Zusammenhang mit einem Neodym Eisen Magneten besonders interessanten Metalle liegen unterhalb der geforderten 1 10 Atome cm Die hohen Silicium Werte werden durch das benutzte Substratmaterial verursacht die Werte bei Zinn stammen von fehlinterpretierten Silictumphotonen Schwefel Chlor und Argon bewegen sich ausserhalb der geforderten Werte diese Elemente sind aber Standard verunreinigungen bei der TXRF Messung von S l z um Wafern und stam men nicht vom P
68. bei erzwungener Konvektion mit 125 l min Verlustleistung 25 W Abbildung 4 23 Schematische Darstellung eines Wirbelrohres Quelle EXAIR Corporation Abbildung 4 24 Motortemperaturen an der Sensorplatine bei Geh use mit 60 Rippen und forcierter Luftk hlung mit Wirbelrohr Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 3 C Lufttemperatur 30 C Umgebungstemperatur Abbildung 4 25 Einbaulage des K hlzapfens im Motor Abbildung 4 26 Ansicht f r Kabeldurchf hrung und Explosionszeichnung des K hlzapfens K hlzapfenabmessungen Aussenruchmesser 40 mm Innendurchmesser 24 mm H he 60 mm Durchmesser K hlkan le 4 mm Abbildung 4 27 Temperatur des Wassers in den Kan len des K hlzapfens Kanaldurchmesser 4 mm Abbildung 4 28 Temperatur u W rmeflussverteilung bei Zapfenk hlung Betriebspunkt 150 C 206 113 114 115 116 117 118 119 120 121 Abbildung 4 29 Abbildung 4 30 Abbildung 4 31 Abbildung 4 32 Abbildung 4 33 Abbildung 4 34 Abbildung 4 35 Abbildung 5 1 Abbildung 5 2 Abbildung 5 3 Abbildung 5 4 Abbildung 5 5 Abbildungsverzeichnis Medientemperatur 25 C Lufttemperatur 25 W Verlustleistung m Motor Motortemperaturen an der Sensorplatine bei Zapfenk hlung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 13 C K hlwassertemperatur 30 C Umgebungstemperatur Aufbau des K hlmantels Erw rmung des K hlwassers und des Mantels bei Variation des K hlwasserstromes und der abgef
69. bestimmten Molek lsorten Die Permeation von Molek len einer bestimmten Sorte z B He Oz oder H20 durch eine Polymerschicht ist ein komplexer Vorgang der in drei Schritte unterteilt werden kann Step98 Adsorption in die Polymergrenzschicht Diffusion durch die polymere Matrix Desorption aus der Grenzschicht auf der gegentiberliegenden Seite Mit zunehmender Wandstarke einer Polymerauskleidung wird die Diffusion durch sie hindurch in immer ausgepragterer Weise zum geschwindigkeits bestimmenden Schritt Der Molek lstrom des Permeanten pro Durchtritts flache ist das Produkt aus seinem Diffusionskoeffizienten und seinem Kon zentrationsgradienten Permeation ist also die Konsequenz aus der Fahigkeit eines Molekultyps in einer gegebenen Polymermatrix zu wandern und sei ner L slichkeit in dieser Matrix Ublich ist deshalb eine Schreibweise Krev90 und Viet91 die s mtliche Nichtidealit ten in einer Gr sse zu sammen zieht P S D 6 6 In Gleichung 6 6 wird die Permeabilitat einer Molekulsorte j als komplexe makroskopische und experimentell direkt ermittelbare Gr sse P durch den spezifischen L slichkeitskoeffizienten S in Beziehung zu einer mikroskopi schen Gr sse dem Diffusionskoeffizienten D gesetzt 162 6 3 S ureresistenz a TEET e So CMs rp mm Die Permeabilit t P wird h ufig in 10 barrer gemes cm smm sen und angegeben Durch die Wahl dieser Einheit wird der Wert der Per me
70. bt Gleichung 6 14 eine Permeabilitat von Pao 10 C 4 4 107 cm cm cm Pa s Durch Umrechnung mit dem Molekulargewicht und dem Dampfdruck des reinen Wassers bei 70 C Schm89 erh lt man daraus eine mit der Membrandicke normierte Massen stromdichte von g mm Pray sto 0 95 a 6 16 Myo MH O0 W Fo j vi mol STP Dieser errechnete Wert liegt ca 25 unter dem niedrigsten von CONDE und TAXEN Cond00 durch zeitliche Messung des Massenverlustes eines mit reinem Wasser gef llten und bei definierter Innentemperatur in einer Ab zugskammer vollkommen geschlossen gehaltenen PFA R hrchens be stimmte Wert von mu o w 1 28 g mmm d Dabei lagen die an ver gleichbaren R hrchen aus PTFE gemessenen Permeationsraten sowohl f r H O als auch f r HCI Molek le noch knapp zweimal so hoch wie bei PFA S nd Dicke und Durchtrittsfl che einer Schutzh lle sowie das Volumen des zwischen hr und dem zu sch tzenden Bauteil eingeschlossenen Hohlrau mes bekannt l sst sich in Erg nzung zur diffusionsbedingten Verzugs oder Nachlaufzeit auch naherungsweise eine Gesamtzeit ermitteln die f r das einmalige Anf llen des Hohlraumes mit Wasser ben tigt wird Die Formel in Gleichung 6 17 st nur unter der vereinfachenden Annahme dass der Dampfdruck des Wassers der s ch auf der Innenseite der Schutzh lle als Folge der Permeation aufbaut vernachl ssigt wird und solange gultig wie die berechnete Zeit tc gt gt
71. ch die eher geringen Str me so klein aus dass er vernachl ssigt werden kann Somit ist der Differenzwinkel nur noch vom Strom abh ngig und ist einfach bestimmbar O pls Loa i Lra arctan Lsa L r Lra Or Epy F PM 9 arctan 5 13 Der aktuelle Rotorwinkel setzt sich nun aus dem Grundwinkel und dem Differenzwinkel auch genannt Polradwinkel zusammen y C 9 5 14 5 2 2 Konsequenzen der Winkelberechnung Das Ersetzen der Hallsensoren durch die Winkelberechnung wirkt sich auch auf andere Betriebszust nde des lagerlosen Motors aus und muss mit erh h tem Softwareaufwand kompensiert werden Startwinkel unbekannt Beim Starten des lagerlosen Motors klebt der Rotor an einer unbekannten Stelle am Rand des Geh uses und seine Magnetisierungsachse und richtung sind unbestimmt Ein Einschalten des Magnetlagers ist nicht m g 136 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor lich Entweder muss zuerst die Winkellage des Rotors bestimmt werden oder der Rotor wird n eine definierte Position gebracht Der Rotor kann mit Hilfe eines starken Magnetisierungsstromes ausgerich tet werden Die vom Magnetisierungsstrom erzeugten Kr fte spannen den Magneten ein und er richtet sich parallel zum angelegten Feld aus Wird das Feld des Magnetisierungsstromes einmal um die z Achse gedreht kann da von ausgegangen werden dass der Rotor vom Feld mitgerissen wird und jetzt eine bekannte Winkellage aufweist Diese Ausricht
72. cher Flussdichte B magnetischer Feldst rke H und der Magnetisierung M respektive magneti scher Polarisation J Rode02 B um y M bzw B wH J 6 3 Das Verhalten eines Magnetwerkstoffes m Magnetfeld w rd durch die Be z ehung n mlich die Hystereseschleifen B H und J H beschrieben wie in Abbildung 6 2 gezeigt 150 6 1 Magnetmaterialien Abbildung 6 2 Hystereseschleife hartmagnetsicher Materialien Der zweite Quadrant der Hystereseschleife beschreibt das Entmagnetisie rungsverhalten des Werkstoffes und weist bei Permanentmagneten die gr sste Bedeutung auf weil diese fast ausschliesslich im Gegenfeld betrie ben werden Die wichtigsten Kenngr ssen eines Permanentmagneten sind Remanenz Schnittpunkt der Hystereseschleife mit der Ordinate bei H 0 stB J Koerzitivfeldst rke Diejenigen Feldst rken bei denen die Induktion B bzw d e Polar sation J den Wert Null erreichen wer den als Koerzitivfeldst rken der Induktion Hg bzw der Polarisation H bezeichnet Energiedichte Zu jedem Punkt der Entmagnetisierungskurve kann das Produkt aus den zusammengehorenden Werten von Induktion und Feldstarke gebildet werden Dieses Produkt stellt eine Energiedichte dar und durchlauft 151 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz zwischen Remanenz und Koerzitivfeldst rke einen H chstwert die maximale Energiedichte BH max Arbeitspunkt Das von den eigenen Polen eines Dauermagneten aus
73. chlies sen sind die Eisenklauen am Boden des Motors mit einem geblechten Eisen r ckschluss verbunden Permanentmagnet _ gt P gt Eisenklaue Lagerwicklung Antriebswicklung Eisenrtickschluss Abbildung 2 10 Magnetkreis des Motors in Tempelbauweise 49 Kapitel 2 Magnetlagerung Kreiselpumpe Die lagerlose Pumpe st eine Zentrifugalpumpe auch Kreiselpumpe ge nannt Ihre grunds tzliche Aufgabe besteht dar n eine Fl ssigkeit mit einem bestimmten Volumenstrom auf ein gewisses Druckniveau anzuheben Die hydraulische Leistung bestimmt sich aus Druckdifferenz ber der Pumpe multipliziert m t dem F rderstrom P ApQ pgH LQ 2 8 ndert sich der F rderstrom der Kreiselpumpe in einem Fl ssigkeitskreis lauf so ver ndern sich ebenfalls der erzeugte Differenzdruck die Leis tungsaufnahme und der hydraulische Wirkungsgrad der Pumpe Be der Kreiselpumpe gilt Der Differenzdruck ber der Pumpe verh lt sich quadratisch zur Pumpendrehzahl Der Durchfluss ndert sich bei konstantem Str mungswiderstand und turbulenter Str mung proportional zur Pumpendrehzahl Fl ssigkeitspumpen lassen sich eindeutig charakterisieren indem ihre Dif ferenzdruck F rderstrom Kennlinien bei verschiedenen Drehzahlen aufge nommen werden Der momentane Betriebspunkt der Pumpe ergibt sich aus der hydraulischen Last also von der Druckdifferenz in der Anlage die uberwunden werden muss Der Aufbau der Kreiselpumpe
74. chrankte fachliche Unterst tzung meiner Arbeit und die konstruktiven An regungen bedanken Weiter bedanke ich mich bei Herrn Dr M Weber Herrn K Raggl und meiner Schwester Mirjam fur die kritische und genaue Durchsicht des Manuskripts Ebenso sind hier alle Studenten zu erw hnen die mit ihren Studienarbeiten einen wichtigen Beitrag zu dieser Arbeit ge leistet haben Speziell danken m chte ich meinen Eltern und meiner Familie f r den R ckhalt und die Unterst tzung w hrend meiner ganzen Studienzeit S mon Burger Inhaltsverzeichnis KURZFASSUNG ABSTRACT SYMBOLVERZEICHNIS KAPITEL 1 EINLEITUNG 1 1 Stand der Technik 1 1 1 Herstellung von Mikrochips 1 1 2 Pumpen in der Halbleiterindustrie 1 1 3 Balgenpumpen 1 1 4 Lagerlose Scheibenmotorpumpen 1 1 5 K hlung von Elektromotoren 1 2 Zielsetzung der Arbeit 1 3 Aufbau der Arbeit KAPITEL 2 MAGNETLAGERUNG 2 1 Der lagerlose Scheibenl ufermotor Zil Koordinatensysteme 11 19 19 19 28 29 31 33 36 37 39 39 40 Inhaltsverzeichnis 2 12 Passives Axial und Kipplager 2 13 Aktives Radiallager 2 1 4 Drehmomenterzeugung 2 1 3 Regelung 2 1 6 Ansteuerung 2 2 Lagerlose Kreiselpumpe KAPITEL 3 THERMISCHES MODELL 3 1 Verluste im Pumpsystem 3 1 1 Eisenverluste 3 12 Kupferverluste 3 123 Diskussion 3 2 W rmetransport 32 1 W rmetransport durch W rmeleitung 322 W rmetransport durch Str mung und Konvektion 3 253 W rmetransport durch W rmest
75. d Prozessfl ssigkeiten bei der Bearbeitung von Siliziumwafern k nnen zur Effizienzsteigerung der chemischen Reaktionen mit ausgasenden Kompo nenten wie Wasserstoffperoxid versetzt sein Je h her die Temperatur der Fl ssigkeit desto st rker ist der Ausgasungsvorgang was den Gasanteil in einer Fl ssigkeit so weit anheben kann dass eine F rderung durch die be stehende Kreiselpumpe unm glich wird Hier k nnen Impeller mit speziel ler Fl gelradgeometrie und Systeme zur Verhinderung von Gasansammlun gen m Pumpenkopf Abhilfe schaffen Die gewonnenen Erkenntnisse aus den Untersuchungen zu den Aspekten der W rmeabf hrung werden den Weg in die Serienproduktion rasch fin den Sie werden zum einen in neue Produktlinien der Firma Levitronix ein fl essen und zum andern bereits bestehende Systeme erweitern mit dem Ziel das Einsatzgebiet der magnetgelagerten Pumpen in Bezug auf die Me dien und Umgebungstemperaturen und in Bezug auf h here Leistungsdich ten auszudehnen 193 Kapitel 8 Zusammenfassung und Ausblick 194 Kapitel A Anhang A l Bearingless Pump System BPS 3 Flaretek 1 jm NPT 7 m pau 131 mm 5 2 in Abbildung A l Abmessungen der BPS 3 Pumpe von Levitronix 195 Kapitel A Anhang Max Differenzdruck Wasser Max Fluss Wasser 75 l min Max mech Ausgangsleistung 300 W Max Drehzahl 8000 rpm Tabelle A 1 Kenndaten der BPS 3 Pumpe von Levitronix A 2 Bearingless Pump S
76. d Luft zu vergr ssern ohne die Baugr sse massiv zu erh hen Damit wird ein besserer W rme bergang zwischen dem heissen K rper und der kalten K hlluft erreicht und so d e Temperatur der K rpers gesenkt Die Effizienz von K hlrippen h ngt entscheidend von deren Geometrie ab Bei der Konvektion bleiben durch Adhasionskrafte Luftmolek le an der K hlk rperoberfl che haften und bilden eine Grenzschicht Durch die St r ke der Konvektion kann diese Grenzschicht beeinflusst werden Sind bei einem K hlk rper die Rippenabstande zu gering und die Auftriebskr fte reichen nicht aus um diese Grenzschicht zu berwinden so klebt die Luft zwischen den Rippen und diese Oberflachen tragen nicht mehr zur Warme abgabe bei Der K hlk rper verh lt sich f r die Konvektion betrachtet nur noch als Klotz Ein K hlk rper kann daher nur f r einen ganz bestimmten Verwendungsfall optimiert werden Ein f r Fremdbel ftung ausgelegter Lamellenk hlk rper mit recht geringen Rippenabstanden ist f r Eigenkon vektion v llig ungeeignet Der Rippenabstand eines K hlk rpers muss so gew hlt werden dass s ch die bildenden Grenzschichten an den Rippen nicht oder kaum ber hren Um die thermische Grenzschicht berechnen zu k nnen ist es erforderlich die Str mungsgrenzschicht zu kennen Diese ergibt s ch aus dem Verh ltnis der 13 Kapitel 3 Thermisches Modell Tr gheitskr fte zu den Reibungskr ften der Luft ausgedr ckt durch die Reynolds
77. d Rotorwicklungen gleichermassen hre Verlust w rme abf hren k nnen Durchzugbel ftung Durchzugbel ftung Durchzugbel ftung mit aufgebauten mit aufgebautem mit aufgebautem Fremdl fter Luft Luft K hler Luft Wasser K hler Abbildung 1 11 Verschiedene K hlarten f r Elektromotoren Durch eine intensivierte K hlung des Motors kann dessen Temperatur auch bei erh hter Ausnutzung der Wicklungen durch grosse Stromdichten in den zul ssigen Grenzen gehalten werden Dies wird vor allem bei so genannten High Torque Motoren angewendet Mit diesem Begriff werden Antriebe bezeichnet die 1m Bereich niedriger und mittlerer Drehzahlen hohe Dreh momente entwickeln und f r den Direktantrieb m allgemeinen Maschinen bau geeignet sind Anstelle der Luftk hlung sind oft Fl ssigkeitsmantelk hlungen m Einsatz die im Geh use des Motors in einem Doppelmantel einen Fluidstrom mit 34 1 1 Stand der Technik einer hohen W rme bergangszahl vom Aktivteil auf die K hlfl ssigkeit realisieren Eine gute Anbindung der Wicklung m Bereich der Wickelk pfe ausserhalb des Blechpakets mittels einer thermisch gut leitf higen aber trotzdem elektrisch isolierenden Vergussmasse an den K hlmantel verbes sert die K hlung und sorgt f r eine gleichm ssige Wicklungserwarmung Synchronmaschinen besonders mit permanentmagnetischer Erregung sind f r Wasserk hlungen speziell geeignet da deren Motorverluste hauptsach lich im Stator entstehen und
78. den Quarzsand L ppen Ingot Wafer Fertigung OD Reinigen tzen Beschichten Wafer Rohling Polieren Abbildung 1 2 Wafer Fertigung vom Quarzsand zum Wafer Rohling Die auf den gewunschten Durchmesser gezogenen Ingots bestehen nun aus einem einzigen Kristall und werden auf den genauen Durchmesser rund geschliffen und anschliessend zu einzelnen Scheiben den Wafern zers gt Nach dem S gen werden die Kanten der Wafer verrundet damit sp ter kein Material absplittern kann und damit sich beim Aufschleudern des Fotolacks 2 Kapitel 1 Einleitung an den Kanten keine grossen W lste bilden Die Wafer werden auf die ge wunschte Dicke grob herunter geschliffen Lappen lapping und erhalten durch verschiedene Atz und Polierprozesse eine nahezu perfekte ebene Oberfl che mit Unebenheiten von wenigen Nanometern bei Dicken schwankungen im Bereich von wenigen Mikrometern Strukturfertigung front end Auf den Wafer Rohlingen werden durch eine wiederholte Folge von Struk turierungs tz Dotier und Abscheideprozessen die Bauelemente und die Schaltstrukturen erzeugt wobei auf einer Siliziumscheibe zwischen mehre ren Hundert und einigen Zehntausend Schaltungen gleichzeitig hergestellt werden Die einzelnen Schritte der Strukturfertigung werden gruppiert n FEOL front end of line der Bildung der einzelnen Bauelemente wie Trans storen und Widerst nde und BEOL back end of line der Fertigung der Verbindungen zwischen den Bau
79. den Kammern ab Da mit erh htem Gasdruck und er h hter Gleichgewichtsloslichkeit auch eine Quellung des Polymers einher geht st der Diffusionskoeffizient zumindest konzentrations h chstwahr scheinlich auch absolutdruckabh ngig Tabelliert ist letzterer in der Litera tur dennoch nur als alleine von der Temperatur abh ngige Gr sse F r idea le Gase ist dies korrekt f r reale Gase und f r Fl ssigkeiten mit ihrem m g licherweise erheblichen Quellverm gen nicht F r die Diffusion des Was sermolek ls durch eine Sperrschicht aus PFA Polytetrafluoralkoxy Copolymer wurde keine direkte Angabe gefunden 163 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz Im Polymer Handbook Bran99 Bran99 sind f r PFA und eine Bezugs temperatur von 23 C f r die Wasseraufnahmef higkeit als auch f r die Permeabilitat diese Werte aufgelistet 3 cm cm Xy 0 0 0 004 Ywt B 0 23 C 13 4 10 6 8 cm Pas Mit der spezifischen Dichte von PFA p 23 C 2150 kg m dem Molekulargewicht des Wassers my 18 01 g mol dem universellen Molvolumen f r ideale Gase bei Standardbedingungen Vimaot srp 22 4 dm und mit dem Dampfdruck Schm89 des Wassers bei 23 C Prp mo 23 C 2808 Pa kann die Gleichgewichtsl slichkeit in einen L slichkeitskoeffizienten umgerechnet werden Vereinfachend einen linearen Zusammenhang zwischen L slichkeit und Druck vorausgesetzt erh lt man 3 X1 0 eq Pera Y mol
80. der heissen Objektoberflache fuhrt Energie ab Entscheidend ist der Emissionsgrad des Materials 4 1 K hlung warum 4 1 K hlung warum Um das Laufrad 1m Motor magnetisch in der Schwebe zu halten m ssen Sensoren dessen Position und Winkellage erfassen Diese S gnale werden durch Verst rker und Filter im Motor aufbereitet so dass sie st rungsim mun zum digitalen Signalprozessor im Leistungsverst rker bertragen wer den k nnen Die S gnalerfassung und aufbereitung geschieht auf einer Pla tine die im Motor aus Positionsgr nden der Sensoren direkt unterhalb des Laufrades platziert ist F rdermedium ili Pumpenkopf Sensor PCB Eisenklaue Lagerspule Antriebsspule Abbildung 4 2 Sensorplatine im Motor In unmittelbarer N he zur Platine befinden sich der Pumpenkopf mit dem heissen F rdermedium der Eisenkreis und die Lagerspulen Alle Kompo nenten erw rmen sich im Betrieb Die Lebensdauer von Elektronikbauteilen h ngt massgeblich vom Stress ab den die Bauteile im Betrieb erfahren Die wesentlichen Stressfaktoren sind elektrische Belastung Umgebungstemperatur Anzahl der Temperaturzyk len nderungsgeschwindigkeit der Umgebungstemperatur Feuchte me chanische Vibrationen Schockbeschleunigung Alle auf dieser Sensorikplatine verbauten Komponenten sind zwar f r h he re Betriebstemperaturen spezifiziert trotzdem d rfen sie nicht zu heiss ber 90 C werden was eine K hlung des Mot
81. des Rotors schliessen Problematisch ist die schwache Axialpositionsabhangigkeit der induzierten Spannung die einen zuverl ssigen R ckschluss auf die z Position des Rotors erst bei grossen Auslenkungen erm glicht bei denen der Rotor schon fast den Pumpenkopf ber hrt 5 2 3 Ergebnisse Betriebsbereich Der sensorlose Motor der auf einem BSM 4 Motor von Levitronix basiert siehe Datenblatt im Anhang A 2 hat bei der F rderung von 150 C heis sem Oel einen Betriebsbereich der in Form einer Drosselkurve in Abbildung 5 7 ist 3 Leistungsgrenze 5 2 5 2 gt R 5 1 5 O a A l 0 5 0 0 20 40 60 80 100 120 Volumenstrom l min Abbildung 5 7 Drosselkurve der sensorlosen Pumpe bei Betrieb mit 150 C heissem Oel Stoffdaten siehe Kapitel 7 1 Das Abknicken der Drosselkurven ab einem gewissen Volumenstrom wird durch die Strombegrenzung im Antrieb verursacht Der Motor erreicht an 142 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor diesen Stellen seine Leistungsgrenze und kann das auf den Rotor wirkende Moment nicht weiter erh hen um d e Solldrehzahl zu halten Daher s nkt die Drehzahl und die Drosselkurven fallen f r urspr nglich verschiedene Drehzahlen zusammen Winkelberechnung Die Berechnung des aktuellen Rotorwinkels zusammengesetzt aus Klem menspannungs und Polradwinkel funktioniert f r dieses Magnetlager hin reichend genau Ein Vergleich zwischen dem berechn
82. e erfordern m Impeller starke Magnete Daher k nnen nur Sel ten Erd Magnete mit hohen Energiedichten zum Einsatz kommen Selten Erd Magnete werden hergestellt indem zuerst Selten Erd bergangsmetall Legierungen in Vakuum Induktions fen geschmolzen werden Diese oxidationsempfindliche Schmelze erstarrt in einem Abguss block mit polykristallinem Gef ge Demzufolge sind die magnetischen Momente die durch kristallelektrische Felder parallel zu einer Kristallachse ausgerichtet sind isotrop im Raum verteilt Zur Gewinnung von anisotropen Magneten wird diese grobkristalline Legierung unter Schutzgas zu einem feinen Legierungspulver verarbeitet Das Pulver sollte nur aus Bruchst cken einzelner Kristalle bestehen bei einer Teilchengr sse zwischen 3 und 5 um Durch Ausrichten in einem Magnetfeld und anschliessendes Sintern wird das Pulver zu festen Magnetbl cken verarbeitet aus denen durch Trenn schleifen einzelne Magnete herausgearbeitet werden Rode02 Zur Wahl stehen grunds tzlich Magnettypen aus Neodym Eisen Bor NdFeB und Samar um Cobalt SmCo NdFeB ist der Dauermagnetwerk stoff mit den h chsten heute zur Verf gung stehenden Energiedichten SmCo Magnete weisen leicht niedrigere Energiedichten auf bieten daf r h here Temperatur und Korrosionsstabilitat Mechanische Eigenschaften Als typische Sintermetalle reagieren Selten Erd Magnete spr de auf Schlag und Biegebelastung Bearbeitungsverfahren w e Schleifen und Trennen
83. e Schwingkreis bestehend aus einer Wirbelstromspule und einem Kondensator ndert seine Amplitude und Phasenlage in Abh ngigkeit der Distanz zu der leitenden Oberfl che des Rotormagneten Fur die Positions bestimmung n Richtung der x und y Achse werden je zwei Schwingkreis systeme verwendet Die Winkellage des Rotormagneten w rd ber m Magnetfeld liegende Hall sensoren gemessen F r jede Achsrichtung in der xy Ebene werden die Sig nale von zwei Hallsensoren ausgewertet so sind nicht nur die Magnetisie rungsachse sondern auch die Richtung bekannt 131 Kapitel 5 Sensorkonzepte Die Signale der Wirbelstrom und Hallsensoren werden direkt im Motor aufbereitet Durch die Verwendung von geeigneten Komponenten der Auf bereitungselektronik kann ein Einfluss der Elektroniktemperatur auf die Signale weitestgehend vermieden werden Das Grundproblem der Stressbe lastung der Elektronikbauteile durch die hohen Betriebstemperaturen und vor allem die kritischen und bedingt durch thermische Ausdehnung belaste ten Verbindungsstellen zwischen Bauteil und Platine bleiben bestehen Die L sung f r einen ohne K hlung zu betreibenden Motor kann demnach nur ein Aufbau ohne motorinterne Elektronik sein 5 2 Sensorloser Scheibenlaufermotor Die Bezeichnung sensorloser Scheibenl ufermotor beschreibt einen Motor der ohne die zur Winkelbestimmung des Rotors eingesetzten Hallsensoren auskommt Ziel des Weglassens der Hallsensoren ist ein Motoraufb
84. e Viskositat Temperatur Temperaturdifferenz Polradwinkel elektrische Leitfahigkeit Warmeleitfahigkeit Wellenlange magnetische Feldkonstante Permeabilitatszahl Permeabilitat Reibungsbeiwert Rohrstromung Dichte spez elek Widerstand von Kupfer Stephan Boltzmann Konstante Transmissionsgrad der Atmosphare kinematische Viskositat Isentropenexponent Fluss des Permanentmagneten verketteter Fluss Winkelfrequenz Symbolverzeichnis dimensionslos dimensionslos rad Pas K K rad Siemens m W mK m 1 25710 H m dimensionslos H m dimensionslos kg m Qm 5 67 10 Wm K dimensionslos m s dimensionslos Wb Wb l s 17 Symbolverzeichnis Konventionen und Anmerkungen nn a a pa R C cos x sin x tan x atan x X X X Abk rzungen CMP DSP ECTFE MCDS MOSFET PFA PID Regler PM PTFE PVDF PWM 18 Vektor Vektor im Koordinatensystem F Matrix Koeffizient Konstante Kosinusfunktion Sinusfunktion Tangensfunktion Arcustangensfunktion zeitliche Ableitung 1 Ordnung dx dt zeitliche Ableitung 2 Ordnung d x dr Amplitude einer Sinusgr sse x x sin f chemisch mechanisches Polieren digitaler Signalprozessor Ethylen Chlortrifluorethylen Handelsnamen Halar Magnetic Control Development Studio Entwicklungsumge bung f r Magnetlageransteuerung der Firma Levitronix Feldeffekttransistor Perfluoralkoxy Copolymer Proportional Integral Differential Regler Per
85. e der Schlauchanschlusse aus Fluorkunststoff In Abbildung 4 27 sind nur die Wasserkan le gezeigt wobei das Wasser entsprechend seiner Temperatur eingef rbt st Das Wasser erw rmt s ch n den Kan len und nimmt dabei Energie auf hier werden bei einem Volu menstrom des Wassers von 1 dl min 50 W aufgenommen Das Wasser er warmt sich dabei um 7 2 C Die Lange der K hlkan le wird gut ausgenutzt das Wasser erreicht bei dessen Auslass fast die Temperatur des Zapfens 120 4 4 Aktive K hlung 25 24 23 Za A ZU Se 14 18 17 16 15 Temperature C Abbildung 4 27 Temperatur des Wassers in den Kan len des K hlzapfens Kanaldurchmesser 4 mm Die Temperaturen im vergossenen Motor sind auch hier relativ homogen Erst in der W rmeflussverteilung Abbildung 4 28 rechts sind die Unter schiede zu den anderen K hlmethoden ersichtlich Temp Celsius HF lush Cen 150 _ 20000 138 18000 125 _ 16000 113 _ 14000 100 _ 12000 _ 66 10000 is SOLL 63 BOO 50 4000 a0 2000 25 Abbildung 4 28 Temperatur u W rmeflussverteilung bei Zapfenk hlung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 25 C Lufttem peratur 25 W Verlustleistung im Motor 121 Kapitel 4 K hlkonzepte Durch den nahen Kontakt der Eisenklauen fliesst Warmeenergie ber den Eisenkreis vom heissen Pumpenkopf in den Motor und wird dort ber die Kupferspulen zum K hlzapfen geleitet und durch das str mende Wasser abgef hrt Durch die Wasserk
86. e des Widerstandsmodells Widerstandsmodell Sensorprint 8 55 C Tabelle 4 7 Temperaturvergleich einzelner Motorpunkte zwischen der FEM Simulation und des Widerstandsmodells Abbildung 4 20 Temperaturverteilung im Motor mit Druckluftkuhlung 114 berechnet mit dem Widerstandsmodell Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 25 C Lufttem peratur 25 W Verlustleistung im Motor 4 4 Aktive K hlung Mit forcierter Luftk hlung ist es m glich die Pumpe mit 150 C heissem Fordermedium zu betreiben Die Abbildung 4 21 zeigt die Temperatur an der Sensorplatine bei verschiedenen Drehzahlen und Fordervolumen Die Kurven sind mit dem Matlab Modell berechnet und einzelne reale Mess werte zum Vergleich eingetragen Es ist klar ersichtlich dass die Tempera tur der Sensorplatine nur bei niedrigen Drehzahlen und bei kleinen Durch fl ssen unter der kritischen Grenze von 90 C gehalten werden kann 120 5000 rpm 6000 rpm S 7000 rpm 110 8000 rpm Messwerte S O 100 z D o S 90 80 0 10 20 30 40 50 60 70 Volumenstrom min Abbildung 4 21 Motortemperaturen an der Sensorplatine bei Geh use mit 60 Rippen und forcierter Luftk hlung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 20 C Lufttem peratur 30 C Umgebungstemperatur Um die Effektivit t der forcierten Luftk hlung zu steigern muss die K hl rippengeometrie auf diese K hlungsart abgestimmt werden Die Finnenlan ge bleibt
87. e in nicht hochviskosen Fl ssigkeiten bewegen sich die Lagerstr me nahezu immer im selben Bereich und k nnen deshalb f r diesen Fall als konstant angenommen werden 3 1 3 Diskussion Die elektrischen Verluste n der Pumpe unterliegen alle einer gewissen Temperaturabhangigkeit Eisenverluste das sind Wirbelstrom und Hystere severluste nehmen bei hohen Flussigkeitstemperaturen durch den schwa cher werdenden Magneten ab Dieser Effekt wird bei hohen Drehzahlen umso deutlicher Andererseits verandert sich die Drehmomentkonstante durch die abnehmende Magnetisierung des Rotors und fur das gleiche me chanische Drehmoment m ssen h here Antriebsstrome aufgewendet wer den Dies wirkt sich besonders bei grossen Fl ss gkeitsstr men und entspre chend hohem Drehmoment aus Aus diesem Grund verschiebt sich der idea le Betriebspunkt der Pumpe bei heisser Fl ssigkeit eher zu h heren Dreh zahlen mit kleinerer Last In Abbildung 3 9 ist die antriebsseitige Leistungs 62 3 1 Verluste im Pumpsystem aufnahme f r verschiedene hydraulische Lasten mit kalter und heisser Fl s s gkeit dargestellt Deutlich zu erkennen st der erh hte Leistungsbedarf beim Betrieb mit hohen Durchfl ssen und heissem Magnet W 6000 rpm 5000 rpm 3000 rpm Leistungsaufnahme Antrieb Abbildung 3 9 20 40 Fluss l min 60 80 Leistungsaufnahme des Antriebs bei variierender hydrau lischer Last mit heissem
88. e n tig die un weigerlich die Kupferverluste ansteigen lassen 500 400 300 200 Drehmoment mNm 100 0 5 10 15 Drehmomentsrom A Abbildung 3 8 Anlaufmoment zu Antriebsstrom in Abh ngigkeit der Temperatur des Neodym 633HR Magneten 61 Kapitel 3 Thermisches Modell Kupferverluste im Lager Die Kupferverluste in den zwei Lagerphasen berechnen sich ber die jewei ligen Phasenstr me und den Spulenwiderstand Po m R Is 3 12 Die aufgenommene elektrische Leistung des Magnetlagers wird nur fur die Deckung der ohmschen Verluste in den Wicklungen ben tigt Der Rotor wird durch das Tragsystem mit Hilfe des Lagerreglers an Ort und Stelle gehalten Er fuhrt dabei nur minimale Bewegungen aus und leistet daher auch kaum im Idealfall keine mechanische Arbeit Auf den Rotor wirken w hrend des Pumpens statische hydraulische Kr fte die aufgrund der Asymmetrie des Pumpenkopfes entstehen Der Rotor selbst weist kleine Unwuchten auf die durch das Lager korrigiert werden m ssen Sie entstehen durch die Nicht bereinstimmung des geometrischen und magnetischen Mittelpunktes und durch Materialasymmetrien des wei chen Fluorkunststoffes Diese Vielzahl auf den Rotor wirkender St rkr fte die vom Rotor selbst und stark vom aktuellen Betriebspunkt abh ngen macht eine Voraussage der Lagerstr me schwierig Bei normalen Betriebs zust nden das heisst ohne sehr hohe Drehzahlen und grosse Fluidstr m
89. effizient a 85WmK Anteil Strahlungsleistung Tabelle 4 2 Kenngr ssen der W rmeabgabe des eloxierten Alumini umzylinders Reynoldszahl 120 110 5 101 41 5 oe T25 a 53 5 44 34 5 25 Temperature C Abbildung 4 5 Temperaturverteilung eines mit 50W beheizten eloxierten Aluminiumzylinders 99 Kapitel 4 K hlkonzepte Berippter eloxierter Aluminiumzylinder Wird der Zylinder mit Kuhlrippen versehen erh ht sich seine K hlkapazi t t aufgrund der vergr sserten am W rmeaustausch beteiligten Oberfl che Hier sind 48 je 6 mm breite Rippen am Zylinder angebracht Die genauen Rippendimensionen k nnen der Abbildung 4 6 entnommen werden 2 0 mm 6 0 mm 6 7 mm me _ _ Abbildung 4 6 Abmessungen der Rippen beim Geh use mit 48 Rippen Gegeben P Tg K hlk rperdimension Annahmen Tg T4 Ty Stoffwerte bestimmen Berechnung von Tg erh hen bzw senken Gr Re und Nu bezogen auf Dy Warmeubergangskoeff a Log Temperaturdifferenz Tog nein ja de Konvektion 4 Strahlung I G T fa Berechnung von Gr Re bezogen auf K hlk rper Luftgeschwindigkeit u Volumenstrom V der Luft in den Rippen a Drone Sale IE A neu IUS ie Konvektions V und Cp nein gt Abbildung 4 7 _ Berechnungsablauf zur Bestimmung der K hlk rpertem peratur bei nat rlicher Konvektion an beripptem Zylinder 4 2 K hlk rpervergleich Der Raum zwischen zwei Kuhlrippen kann zur
90. ektiert die durch die Anregung mit R ntgenstrahlung erzeugt wird Die R ntgenstrahlung tr fft unter einem kleineren Winkel als f r die Totalreflexion n tig auf die Probe Dadurch betr gt die Eindringtiefe der R ntgenstrahlung in die Pro beoberflache nur wenige Nanometer und die Untergrundsiganle des Sub strates werden stark verringert Damit kann ein verbessertes Signal zu Rauschverhaltnis erzielt werden wodurch die Nachweisgrenzen 1m Bereich von 10 Atome cm erreicht werden k nnen Hier sollen vor allem Verunreinigungen m t Neodym und Eisen gemessen werden Der Nachweis von Zinn welches aus der Magnetbeschichtung stammt ist nicht m glich Aufgrund der hohen Intensit t der Fluoreszenz strahlung der Siliziummatrix bei diesem Messverfahren kann es vorkom men dass zwei Photonen der K alpha Strahlung von Silizium vom Detektor als ein Photon mit der doppelten Energie interpretiert werden Da die Signa le von Zinn genau in diesem Bereich liegen werden sie von den fehlinter pretierten S l z umfluoroszenzstrahlung berlagert und sind nicht zuverlas sig messbar 171 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz Ergebnisse F r die Kontaminationsanalyse werden neue Siliziumscheiben verwendet so genannte Testwafer mit 150 mm Durchmesser Vor dem Test werden sie auf Partikelkontamination untersucht und dann fur 25 min in die 150 C und von dem lagerlosen Pumpsystem umgewalzte Nitridatze eingetaucht Nach dem Atz
91. eloxiertes Aluminium ist aus w rme technischer Sicht in diesen Situationen sinnvoll nat rliche Konvektion und h here Oberfl chentemperaturen keine andere w rmere Strahlungsk rper in der N he bei h herem thermischen Aussenwiderstand Isolierung der Elo xalschicht klein im Vergleich zur Strahlungskomponente 80 3 3 Thermisches Modell des Scheibenl ufermotors 3 3 Thermisches Modell des Scheibenl ufermo tors 3 3 1 Mathematische Beschreibung der W rme bertra sung durch thermisch elektrische Analogien F r einfacheres S mulieren des thermischen Verhaltens k nnen thermische Probleme in elektrische bersetzt werden Um Analogien zwischen thermi schen und elektrischen Systemen herleiten zu k nnen m ssen dimensions behaftete Massstabsfaktoren eingef hrt werden mit denen die Zustands gr ssen dieser Systeme ineinander berf hrt werden k nnen Grundlage f r dieses Vorgehen stellt die formale Gleichheit des elektrischen und thermi schen Potentialfeldes dar und daher auch die Gleichheit der elektrischen und thermischen Fl chenstromdichten Wutz91 Elektrische Fl chenstromdichte J K grad U 3 47 Thermische Fl chenstromdichte g Agrad Q 3 48 Die Integration ber d e betrachtete Fl che liefert den elektrischen Strom respektive den thermischen W rmestrom I JdA bzw Q qdA 3 49 Die Zustandsgr ssen eines elektrischen Systems sind Spannung und Strom Im thermischen System sind Te
92. en auf die einen m anderf rmigen K hlkreislauf ergeben Durch Abschlussringe und Dichtungen werden die Nuten und Bohrungen geschlossen und gedichtet Der verschraubte gesamte K hlmantel wird als Ganzes anstelle des normalen Gehauses auf dem Motor montiert VERY K hlmantel Abbildung 7 9 Kuhlmantel und seine Komponenten Durch den wassergek hlten Mantel kann die Temperatur 1m Motor selbst bei der F rderung von Medien mit einer Temperatur von 150 C und unter Volllast immer unter der Grenze von 90 C gehalten werden Die Pumpe kann mit Maximaldrehzahl von 8000 rpm an ihrem Drehmomentlimit be trieben werden die ben tige K hlwassermenge bel uft sich abh ngig von der Einlasstemperatur auf maximal 0 5 l min Abbildung 7 10 zeigt die Pumpe ausgestattet m t dem wassergespeisten K hlmantel Dieser muss f r die Anwendung in der Halbleiterindustrie noch mit einer chemikalienresis tenten Beschichtung aus Fluorkunststoff berzogen werden 184 7 3 Sensorlos Abbildung 7 10 Pumpe mit wassergespeistem K hlmantel als Motorge h use 7 3 Sensorlos Der Motoraufbau zu dem in Kapitel 5 2 beschriebenen sensorlosen Schei benl ufermotor mit externer Elektronik ist in Abbildung 7 11 zu sehen Alle Komponenten in diesem Motor sind aus hitzebestandigen Materialen gefer tigt so bestehen alle Kunststoffteile aus Peek einem technisch sehr hoch wertigen Kunststoff mit hervorragenden mechanischen Eigenschaften Die chemische Bezeichnun
93. en werden Falll Der Magnet haftet so am Rand dass der berechnete Win kel und die Magnetisierungsrichtung bereinstimmen Fall2 Der Magnet liegt um 180 verdreht zum bestimmten Win kel Wird in Fall 1 der Positionsregler eingeschaltet versucht das Magnetlager den Rotor an die nicht erreichbare Sollposition zu bringen und dr ckt ihn gegen den Rand Der Rotor bewegt sich nicht Liegt Fall 2 vor wirkt beim Einschalten des Magnetlagers eine Kraft auf den Rotor und bewegt ihn von der ausserhalb liegenden Sollposition weg Diese Bewegung wird detektiert der Wert des Lagewinkels wird um 180 korri giert und die Sollposition des Reglers in die Mitte verschoben Der ganze Ablauf muss so schnell vonstatten gehen dass die unkontrollierte Bewe gung des Rotors abgefangen wird bevor er auf der anderen Seite den Rand ber hrt In beiden F llen schwebt der Rotor nach Ablauf dieses Aufstartvorganges Wird der Rotor in Luft betrieben ist bei dieser Methode des Aufstartens die Wahl der Parameter zur Detektion der Rotorbewegung heikel da keinerlei D mpfung auf den Rotor wirkt Liegt der Rotor in einer Fl ssigkeit wie es bei einer Pumpe nahe liegend ist sorgt die den Rotor umgebende Fl ssig keit f r gute D mpfungswerte und vereinfacht die Abstimmung des Auf startvorgangs wesentlich 138 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor Winkel y aus Rotorposition bestimmen PIDr r ausserhalb setzen Positionsregler einschalten
94. er Holding GmbH Diametral magnetisierter zweipoliger Permanentmagnet Positions und Winkelkoordinaten des Rotors Zusammenhang zwischen Stator und Feldkoordinatensystem Passives Axiallager Passives Kipplager Lorentz Querkraftbildung fur pa 1 und p 2 Maxwell Querkraftbildung f r pa 1 und py 2 Struktur des Drehzahl und Positionsregelkreises des lagerlosen Motors Vollbr cke mit MOSFET zur Ansteuerung einer Phase Magnetkreis des Motors in Tempelbauweise Kreiselpumpe passend zum lagerlosen Motor System bersicht lagerloses Pumpsystem Qualitative Verlustleistungsaufteilung eines lagerlosen Pumpsystems Aufteilung der Motorverluste nach Verlustart und Entstehungsort Hystereseschleife bei der Ummagnetisierung ferromagnetischer Materialien 33 34 35 40 40 41 42 42 44 44 46 48 49 50 5 54 54 56 Abbildung 3 4 Abbildung 3 5 Abbildung 3 6 Abbildung 3 7 Abbildung 3 8 Abbildung 3 9 Abbildung 3 10 Abbildung 3 11 Abbildung 3 12 Abbildung 3 13 Abbildung 3 14 Abbildung 3 15 Abbildung 3 16 Abbildungsverzeichnis Durch zeitlich nderndes Magnetfeld erzeugte Wirbelstr me in elektrisch leitendem Material Eisenverluste in Abhangigkeit der Temperatur des Neodym Eisen Bohr Vacodym 633HR Magneten VacOO Motortemperatur 30 C Eisenverluste in Abh ngigkeit der Temperatur des Samar um Kobalt Vacomax 225HR Magneten VacOO Motortemperatur 30 C Eisenverlus
95. eratur wird naherungsweise durch die Temperaturkoeffi zienten TK J bzw TK H j beschrieben Rode02 J TK J r 1 J 7 J R T en 152 6 1 Magnetmaterialien Hy 7 H 7 Aa ven TK H To und T bezeichnen die Endtemperaturen meistens wird als Bezugstempe ratur T 20 C gew hlt J To JT und H To H T sind die rema nente Polarisation oder die Koerzitivfeldstarke be1 diesen Temperaturen Die Remanenz und die Koerzitivfeldstarken nehmen mit steigender Magnet temperatur ann hernd linear ab NdFeB Magnete weisen st rkere Tempera turabhangigkeiten auf als SmCo Magnete Beispiele von Temperaturkoeffi zienten fur die zwei Magnettypen sind in Tabelle 6 1 zusammengefasst und die prozentuale nderung der Remanenz und der Koerzitivfeldst rken f r einen Temperatursprung von 20 nach 150 C angegeben Typ TK B TK Hey NdFeB 633HR 0 105 C 0 55 C 13 7 71 5 SmCo 225HR 0 035 C 0 19 C 24 7 Tabelle 6 1 Temperaturkoeffizienten f r NdFeB und SmCo Magnete AB und AH beschreibt die prozentuale nderung von B und A bei einem Temperatursprung von 20 nach 150 C Wichtig in Zusammenhang mit Anwendungen bei hohen Magnettemperatu ren ist dass der Arbeitspunkt des Permanentmagneten immer 1m linearen Teil der B H Entmagnetisierungskurve liegt Andernfalls droht ein ble bender Magnetisierungsverlust der nur durch ein erneutes Aufmagnetisie ren behoben werden
96. erhalt sich bei unge sch tzten Magneten chemisch hnlich wie reines Neodym Als Folge davon reicht schon ein blosses Ber hren mit der Hand und der Magnet beginnt zu korrodieren Deshalb wird eine prim re Metallbeschichtung z B aus galva nischem Zinn aufgebracht Vac00 Anders sind die Verh ltnisse bei Magneten aus SmCo Durch Zulegieren von edleren Elementen wie hier Kobalt werden Reaktionen mit Wasser auch bei h heren Temperaturen nahezu unterdr ckt Nur eine leichte An laufverf rbung der Oberfl che st zu beobachten Daher ben tigen diese Magnete keine prim re Beschichtung Fur den Einsatz m lagerlosen Pumpsystem m ssen die Magnete nat rlich umkapselt werden denn gegen die chemisch aggressiven Prozessmedien s nd die Magnete auch mit einer Prim rbeschichtung nicht best ndig Falls trotzdem Chemikalien durch die H lle des Magneten treten sollten stellt s ch d e Frage welche Magnettypen weniger rasch korrodieren Magnete auf Basis von Samarium und Kobalt weisen durch die chemisch edleren Elemente das kleinere Reaktionspotential als Magnete aus Neodym auf Dies wird auch deutlich wenn diese Magnettypen ungesch tzt n z B Salzs ure gelegt werden Der SmCo Magnet zeigt nach 24 Stunden Einle gedauer in 30 iger Salzs ure nur leichte Korrosion an der Oberfl che und keinen messbaren R ckgang der Magnetisierung Erst nach 85 Stunden in der Salzs ure zeigt er eine deutliche Korrosion st aber unter der obersten
97. ermisches Modell ABBILDUNGSVERZEICHNIS 161 171 175 175 179 180 181 185 187 191 191 193 195 195 196 198 201 Inhaltsverzeichnis TABELLENVERZEICHNIS 211 LITERATURVERZEICHNIS 213 CURRICULUM VITAE 219 Inhaltsverzeichnis Kurzfassung Lagerlose Motoren erm glichen durch den magnetisch in Schwebe gehal tenen Rotor Antriebssysteme mit vollst ndig ber hrungs und verschleiss freier Arbeitsweise F r die hier behandelten magnetgelagerten Scheiben l ufermotoren bilden lagerlose Kreiselpumpen zur F rderung von Flussig keiten mit hohen Reinheitsanforderungen das wichtigste Anwendungsge biet Durch die Absenz von mechanischen Lagern und Dichtungen wird eine Kontamination der Fl ssigkeit durch Fremdstoffe vermindert sowie eine hermetische Kapselung zwischen Fl ssigkeit und Umgebung m glich Besonders die Halbleiterindustrie verlangt nach Pumpen die bei den zahl reichen Nassprozessschritten zur Herstellung von Halbleiterbausteinen aus S l z umscheiben hohen Anforderungen bez glich Reinheit und chemischer Best ndigkeit gen gen Zur F rderung dieser Prozessfl ssigkeiten k nnen pneumatische Membran oder Balgenpumpen verschiedenster Hersteller oder die bereits in fr heren Arbeiten realisierten lagerlosen Pumpsysteme zum Einsatz kommen Da die Prozessgeschwindigkeit bei der Bearbeitung von Wafern wesentlich von der Temperatur der Chemikalien abh ngt finden insbesondere tzpro
98. erstand K W 0 5 0 10 20 30 L nge der Finnen mm Abbildung 4 16 W rmewiderstand des Geh uses bei Variation der Finnen l nge bei 48 Finnen ohne Einbezug der W rmestrahlung Verlustleistung 25 W Die Erh hung der Finnenl nge ist besonders lohnend bis auf etwa 20 mm dar ber hinaus steht dem immer geringer werdenden Zuwachs an Nutzen ein immer gr sserer Raumbedarf gegen ber Durch das Motorgeh use mit optimierter Finnenanzahl und auf 20 mm ver l ngerten Finnen l sst sich der W rmewiderstand gegen ber dem Standard geh use halbieren das heisst bei gleicher Temperaturerh hung gegen ber der Umgebung l sst sich die doppelte W rmemenge konvektiv abf hren 110 4 3 Pass ve K hlung Doch selbst dieses verbesserte Geh use l sst einen Betrieb der Pumpe mit heissem F rdermedium nicht zu Schon 100 C heisse F rdermedien lassen die Temperatur des Motors auf hohe Werte ansteigen siehe Abbildung 4 17 Der Effekt des doppelten konvektiven K hlverm gens kommt nicht so gut zum Tragen da ein betr chtlicher Anteil der abgef hrten Motorw rme durch die W rmestrahlung geschieht die bei Oberfl chen mit hohem Emis s onsgrad kaum von der Rippengeometrie beeinflusst wird Ein weiteres Problem der pass ven K hlung sind die bei der F rderung von heissen Me dien oft auftretenden hohen Umgebungstemperaturen 140 130 120 110 100 Motortemperatur C 90
99. erumkapselung und Magnet sammelt Pumpenpr fstand Fl ssigkeitskreislauf im Pumpenpr fstand Drosselkurve der BSM 3 Pumpe bei Betrieb mit 150 C heissem Oel Pumpe mit K hlk rper f r nat rliche Konvektionsk hlung Pumpe mit forcierter Luftk hlung durch K hlmantel und Kaltluftstromerzeuger Handgewickelte Prototypenk hlungen aus Kupfer und Edelstahlrohren K hlzapfen und seine Komponenten Pumpe mit verbautem K hlzapfen K hlmantel und seine Komponenten Pumpe mit wassergespeistem K hlmantel als Motorgehause Lagerloses Pumpsystem ohne Hallsensoren und externer Elektronik Externe Elektronik zur Aufbereitung der Sensorsignale 159 160 165 168 176 178 179 180 181 182 182 183 184 185 186 186 209 Abbildungsverzeichnis Abbildung 7 13 Abbildung 7 14 Abbildung 7 15 Abbildung 7 16 Abbildung A 1 Abbildung A 2 Abbildung A 3 210 Fl ssigkeitskreislauf des Dauertests Versorgungseinrichtung des Dauertest mit Netzger t Motorcontrollern Auswertung f r Durchflussmesser und Druckluftregler Verl ufe der Motorstr me und der Axialposition des Impellers w hrend des Dauertests Verl ufe der Motor und Umgebungstemperaturen w hrend des Dauertests Abmessungen der BPS 3 Pumpe von Levitronix BPS 4 Pumpe von Levitronix Abmessungen der BPS 4 Pumpe von Levitronix 187 188 189 189 195 196 197 Tabellenverzeichnis Tabelle 3 1 Tabelle 3 2 Tabelle 4 1
100. eser viel temperaturstabiler ist im kalten Zustand allerdings eine niedrigere Energiedichte besitzt re duzieren sich die Verluste nur um 11 bei Maximaldrehzahl Diese Verlus te wurden bei Leerlaufmessungen ermittelt Das Temperaturverhalten dieser Magnete ist n Kapitel 6 1 beschrieben Der mit h herer Temperatur schw cher werdende Magnet verringert zwar die Eisenverluste erfordert aber f r das selbe Motormoment h here An triebsstrome dies wird in Kapitel 3 1 2 behandelt 25 Eisenverluste W 0 2000 4000 6000 8000 Drehzahl U min Abbildung 3 6 Eisenverluste in Abh ngigkeit der Temperatur des Sama r um Kobalt Vacomax 225HR Magneten Vac00 Motor temperatur 30 C Die Motortemperatur selbst hat nur einen minimalen Einfluss auf die Eisen verluste Erstens schwankt die Motortemperatur durch akt ve K hlung n viel kleinerem Mass als die Magnettemperatur Zweitens ndert sich die f r die Wirbelstromverluste relevante Leitf higkeit der legierten Bleche nur in 59 Kapitel 3 Thermisches Modell geringem Masse Dies ist auch gut in der Leerlaufmessung in Abbildung 3 7 mit kaltem Magnet und verschieden heissem Eisenkreis ersichtlich Bei ei ner Temperaturerh hung um 50 C des aus Elektroblech V330 35A gefertig ten Eisenkreises sinken die Eisenverluste nur um 3 25 20 15 10 Eisenverluste W 0 2000 4000 6000 8000 Drehzahl U min Abbildung 3 7 Eise
101. eten und dem zur Re ferenz gemessenen Winkel zeigt d e gute Genauigkeit des Winkelbestim mungsalgor thmus In Abbildung 5 8 sind die beiden Winkel beim unter Last betriebenen lagerlosen Pumpsystem f r eine Drehzahl von 7000 rpm ber der Zeit aufgetragen 360 315 270 223 180 Rechnung Messung Drehwinkel y Zeit ms Abbildung 5 8 Vergleich zwischen berechnetem und gemessenem Ro torwinkel Durch den vom Koordinatensystem aus gesehen ruckwarts drehenden Mo tor nimmt der Winkel mit fortschreitender Zeit ab und zeigt dieses s ge zahnf rmige Bild Die feinen Treppenstufen stammen vom Softwaretiming der ganzen Motorsteuerung die mit einer Frequenz von 4 37 kHz ein Inter 143 Kapitel 5 Sensorkonzepte rupt f r die Winkelberechnung ausf hrt Die Effekte beim Sprung des Win kels von 0 auf 360 werden durch die Signalfilterung 1m Oszilloskop verur sacht um die durch Digital Analog Wandler ausgegebene Winkelsignale rauschfrei darzustellen Wie entscheidend die korrekte Berechnung des Polradwinkels ist zeigt der Vergleich in Abbildung 5 9 zwischen berechnetem und gemessenem Ro torwinkel bei nur teilweiser Ber cksichtigung des Polradwinkels Der be rechnete Rotorwinkel weist nun eine deutliche Abweichung zum realen Winkel
102. f r die Berechnung der anfallenden Verluste im Motor und dessen W rmeverteilung erforderlich 3 1 Verluste im Pumpsystem Im gesamten lagerlosen Pumpsystem entstehen bei der Umwandlung von elektrischer in hydraulische Energie Wandlungsverluste im Umrichter im Motor und n der Kreiselpumpe Abbildung 3 1 zeigt eine qualitative Auf teilung der Verluste dieses Pumpsystems Die genauen Gr ssen sind abh n gig vom aktuellen Betriebspunkt der Pumpe 53 Kapitel 3 Thermisches Modell Lew fnahme lagerloses P t e1stungsaulnanme lagerioses Fumpsystem Umrichter verluste Leistungsaufnahme lagerloser Motor Lagerverluste Leistungsaufnahme Antrieb Kupferverluste Mechanische Motorleistung Eisenverluste Mechanische aaa Hydraulische Verluste Hydraulische F rderleistung Abbildung 3 1 Qualitative Verlustleistungsaufteilung eines lagerlosen Pumpsystems Die entstehenden Verluste 1m Umrichter sind bei der thermischen Analyse der Pumpe nicht von Interesse daher werden sie nicht genauer erl utert Die Motorverluste k nnen einerseits n Lager und Antriebsverluste aufgeteilt andererseits nach den drei Verlustarten aufgegliedert werden Abbildung 3 2 zeigt die Aufteilung der Verluste nach oben genannten Kriterien Lager Antrieb Kupferverluste Wicklungen Wicklungen Hystereseverluste Bes Eisenkreis Wirbelstromverluste Motorgehause Rotor Abbildung 3 2 Aufteilung der Motorverluste nach Verlu
103. g lautet Polyetheretherketon und dauernde Anwen dungstemperaturen von bis zu 250 C sind m glich Kern06 Im Motor verbleiben nur der Eisenkreis mit Antriebs und Lagerspulen sowie die Wirbelstromspulen zur Positionserfassung des Rotors Die Elektronik zur Aufbereitung der Sensorsignale ist n einer externen Box untergebracht so dass keine hitzeempfindlichen Komponenten im Motor verbaut sind 185 Kapitel 7 Realisierung Abbildung 7 11 Lagerloses Pumpsystem ohne Hallsensoren und externer Elektronik g as TE lt T amp A i Abbildung 7 12 Externe Elektronik zur Aufbereitung der Sensorsignale 186 7 4 Dauertests 7 4 Dauertests Die Bestandigkeit von Pumpenkopf und Motor gegenuber dem heissen For dermedium soll ber eine lange Einsatzzeit getestet werden Um gleich zwei Pumpen mit demselben Flissigkeitskreislauf zu testen laufen in diesem Test zwei Pumpen in Serie Die lagerlosen Motoren werden mit Druckluft gek hlt Zus tzlich misst ein Ultraschalldurchflussmesser den Fluidstrom im Kreislauf Als Pumpfl ssigkeit kommt wieder das synthetische Synpress Iso 32 Oel zum Einsatz und wird von einem kleinen Oeltank mit Heizung auf der Temperatur von 150 C gehalten Der ganze Dauertest ist aus Si cherheitsgr nden n einer verschlossenen Aluminiumbox untergebracht Abbildung 7 13 zeigt den Fl ssigkeitskreislauf und seine Komponenten Die Versorgungseinrichtungen f r den Test sind aussen an der Box
104. g mit dem direkt angeflanschten L fter Diese Bauart birgt den Nachteil einer motordrehzahlabh ngigen K hlung und damit eventuell einer unzureichender K hlleistung bei niedriger Motordrehzahl St ndergeh use L ufer L fter L fterhaube Abbildung 1 10 Elektromotor mit Eigenk hlung der L fter sitzt direkt auf der Motorachse Quelle ABB Um diesen Nachteil der Eigenl ftung zu umgehen verf gen vor allem Mo toren die in einem h heren Segment des Leistungsbereichs angesiedelt sind ber w rksamere K hlarten Abbildung 1 11 illustriert schematisch drei h ufig angewendete K hlkonzepte Durchzugbel ftung via einen extern am Motor angebrachten L f ter so kann der K hlluftstrom unabh ngig vom Betriebspunkt des Motors eingestellt werden 33 Kapitel 1 Einleitung Durchzugbeliftung mit einem am Motor angebauten Luft Luft K hler Ziel dieses Konzepts ist die Trennung der Motorkuhlluft von der Umgebung um eine Verschmutzung oder Korrosion des Motors zu verhindern Daher wird der den Motor k hlende Luft strom ber einen W rmetauscher abgek hlt und bildet so einen ge schlossenen Kreislauf Die K hlung ber einen angebauten Luft Wasser Kuhler der die K hlluft im Motor durch den mit Wasser betriebenen W rmetau scher abk hlt ebenfalls mit dem Zweck die Motork hlung von der Umgebung zu trennen Allen K hlarten gemeinsam ist die direkte Luftk hlung im Innern des Mo tors so dass d e Stator un
105. g sein kann und einige Materia len an sotropes Verhalten zeigen das heisst die W rmeleitf higkeit ist rich 65 Kapitel 3 Thermisches Modell tungsabhangig In Tabelle 3 1 ist die Warmeleitfahigkeit einiger pumpen technisch relevanter Materialien aufgef hrt Wegen ihrer chemischen Be st ndigkeit oft eingesetzten Fluorkunststoffe weisen alle eher eine schlechte Warmeleitfahigkeit von etwa A 0 2 W mK auf Material 2 W mK ABS Acrylnitril Butadien Styrol Aflon Aluminium Edelstahl V2A Eisen rein Eisen geblecht Halar ECTFE Kupfer Luft unbewegt PC Polycarbonat PCB 10 CU 90 FR4 PEEK Polyetheretherketon PFA Perfluoralkoxy Copolymer POM C Polyoxymethylen Copolymer PP H Polypropylen Homopolymer PS Polystyrol PTFE Polytetrafluorethylen PVC U Polyvinylchlorid PV DE Polyvinylidenfluorid Epoxid Vergussmasse Durolaminat Typ EIP5238 Tabelle 3 1 Warmeleitfahigkeit einiger Materialien bei 20 C Quellen Vdiw77 und Kern06 66 3 2 W rmetransport 3 2 2 W rmetransport durch Str mung und Konvektion Die Konvektion ist ein Transport von W rmeenergie gebunden an die Str mung eines Mediums Dabe kann die Str mung von usseren Kr ften erzwungen sein Bei der freien Konvektion stellt sich eine Str mung als Folge von Dichteunterschieden ein Stehen fl ssige oder gasf rmige Medien mit festen K rpern in Kontakt fin det an der Grenzflache zwischen K rper und umgebendem Mediu
106. gen aber viel Platz und vergr ssern das verglichen mit ihrer Leistungsf higkeit ohne h n grosse Bauvolumen der Balgenpumpen noch weiter Abbildung 1 8 29 Kapitel 1 Einleitung zeigt eine aus Fluorkunststoffen gefertigte Balgenpumpe f r die Halbleiter industrie f r einen Durchfluss von 20 l min bei einem Druck von 3 bar Abbildung 1 8 Chemikalienresistente Balgenpumpe f r einen Durchfluss von 20 l min Quelle Iwaki CO LTD Auch be Balgenpumpe werden durch eine Bauweise mit Fluorkunststoffen hohe Anforderungen bez glich chemischer Best ndigkeit und Reinheit er reicht Problematisch st hingegen die mechanische Bewegung der B lge und Ventile durch welche Partikel gel st werden und die Fl ssigkeit verun reinigen Typischerweise steigt d e Partikelverunreinigung exponentiell mit der Schlagzahl an Vor allem bei Anwendungen mit hoher Flussigkeitstem peratur ist die Lebensdauer der beweglichen Teile sehr beschr nkt und die ganze Pumpe muss periodisch ausgetauscht werden Weiter darf eine Bal genpumpe nicht abgeschaltet werden solange die F rderfl ssigkeit heiss st da die B lge sich dauerhaft verformen k nnten und die Pumpe unbrauchbar wird Der grosse Vorteil von Balgenpumpen gegen ber Kreiselpumpen ist ihr einlassseitiges Saugverm gen was selbststandiges Primen und die F r derung von Fl ssigkeiten mit Gasanteil erm glicht 30 1 1 Stand der Technik 1 1 4 Lagerlose Scheibenmotorpumpen Lagerlose Sche
107. hengleichung der Synchronmaschine aus Gleichung 5 1 ins dq Feldkoordinatensystem transformiert 133 Kapitel 5 Sensorkonzepte Die in Kapitel 2 1 1 beschriebene Drehtransformation vom Stator ins Feld koordinatensystem kann zur einfacheren Rechnung im komplexen Raum auch als e Funktion dargestellt werden cosy siny BE er Ro S Jee e 52 Y COSY Die Transformation der Ableitung des Stromes vom Stator ins Rotorsystem ergibt nach kurzer Zwischenrechnung d sto el d ply jv 1 5 3 I Ai JY Fisa 5 3 Die innere Spannung der Synchronmaschine entspricht der zeitlichen Ableitung des verketteten Flusses Ps E Pe 5 4 dF jy dE y oo Brei ee eee Y 5 5 Ai a TV F s4 5 5 Somit ergibt sich die Maschengleichung im dg Rotorkoordinatensystem d Ost s rU sa rl sky a dee j slas ln ai Er u JY r s4 5 6 Wird nun der verkettete Fluss im Rotorsystem aus dem Anteil der Hauptin duktivit t und dem vom Permanentmagneten erzeugten Fluss dargestellt Tan rEg risa Lig a EST pL py 0 5 7 und in der Maschengleichung eingesetzt erhalt man d I p rUs rl Ry Pa j rla Laa d rls E d eY pu dt dt 5 8 EI eds Lra ae aioe 134 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor Der Strom wird im Rotorsystem dank der feldorientierten Regelung zu ei nem Gleichstrom in g Richtung dessen Ableitung be konstanter Last Null ist Ebenso verschwindet die zeitliche Ableitung des vom Permanentmagne
108. herer Str mungsgeschwindigkeit am zu k hlenden Objekt vorbeigef hrt Die Luft wird mit Hilfe eines Ventilators beschleunigt oder wird mit hohem Druck einer Druckluftversorgung entnommen und zu den Kuhlflachen ge f hrt Die h here Str mungsgeschwindigkeit im Vergleich zu nat rlicher Konvektion erh ht den Warmeubergangskoeffizienten und erlaubt damit eine hohe Effizienz der K hlung bei kleinem Raumbedarf Die nachfolgenden Berechnungen gelten f r eine l ngsangestr mte d nne Platte Ein zylindrisches Motorgeh use l sst sich als zusammengebogene d nne Platte behandeln Die Str mung wird je nach Geschwindigkeit und Plattengeometrie lam nar oder turbulent ausfallen Bestimmend daf r ob sich die Str mung laminar oder turbulent ausbildet ist die Gr sse der Rey nolds Zahl Sie bestimmt sich aus der Str mungsgeschwindigkeit u der Plattenlange L und der kinematischen Viskosit t der Luft v eaten 3 22 V Die kritische Reynolds Zahl f r diesen Fall lautet nach Kalb05 3 2 10 lt Re lt 3 10 3 23 Liegt die Reynolds Zahl unterhalb der kritischen Grenze verl uft die Str mung laminar oberhalb bildet sie sich turbulent aus Liegt die Reynoldszahl im Zwischenbereich ist die Str mungsart von der Quelle der forcierten K h lung abh ngig Aus der mittleren Nusselt Zahl kann der W rme bergangskoeffizient a ite rativ abgeleitet werden vom A Nu 3 24 Die mittlere Nusselt Zahl f r den laminaren Str mungsfall
109. hrten Leistung Temperatur und W rmeflussverteilung im Motor bei K hlung mit Wassermantel Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 25 C Lufttemperatur 25 W Verlustleistung m Motor Temperaturen an der Sensorplatine be Mantelk hlung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 13 C K hlwassertemperatur 30 C Umgebungstemperatur Wirkungsweise einer Isolation linkes Bild Wirkungslose Isolationsanordnung rechtes Bild Wirkungsvolle Isolationsanordnung M gliche Isolationsstellen im Motor Einphasiges Ersatzschaltbild der permanenterregten Synchronmaschine Zeigerdiagramm der Standerspannungsgleichung im feldorientierten dg Rotorkoordinatensystem Winkelbestimmung des Rotor vor dem Aufstarten Ablaufdiagramm des Aufstartvorgangs Axialposition des Rotors normal und ausgelenkt 121 122 123 124 125 125 127 128 133 135 137 139 141 207 Abbildungsverzeichnis Abbildung 5 6 Induzierte Spannung als Funktion der Axialposition de Rotors Abbildung 5 7 Drosselkurve der sensorlosen Pumpe bei Betrieb mit 150 C heissem Oel Stoffdaten s ehe Kapitel 7 1 Abbildung 5 8 Vergleich zwischen berechnetem und gemessenem Rotorwinkel Abbildung 5 9 Vergleich zwischen berechnetem und gemessenem Rotorwinkel bei nur teilweise ber cksichtigtem Polradwinkel so dass der Motor noch lauff hig ist Abbildung 5 10 Induzierte Spannung ber der Rotordrehzahl f r zwei Rotoren mit unterschiedlichem Axialposit
110. ht Die Drehgeschwindigkeit steigt dabei auf bis zu 10 U min an Am Ende des Rohres sitzt ein Ventil durch das ein kleiner Teil Luft entweichen kann Der gr ssere Anteil wird zwangsweise durch die Mitte des ersten Wirbels in die entgegengesetzte Richtung gezwungen Hierbei gibt der innere Luftwirbel an den usseren Wirbel Energie in Form von W rme ab dabei k hlt der innere Wirbel ab Drucklufteinlass fi Kaltluft auslass Warmluft auslass Wirbelkammer Abbildung 4 23 Schematische Darstellung eines Wirbelrohres Quelle EXAIR Corporation Um ein einwandfreies Funktionieren dieses Wirbelrohres zu gew hrleisten muss es kaltluftseitig frei arbeiten k nnen das heisst der Druckabfall am Kaltluftausgang muss durch grosse Rohrquerschnitte niedrig gehalten wer den Daher ist die Drossel 1m Druckluft K hlmantel zu entfernen Der Luft 117 Kapitel 4 K hlkonzepte verbrauch liegt bei etwa 350 Normlitern pro Minute wobei 80 auf den Kaltluftauslass entfallen Die Temperatur der Kaltluft liegt in diesem Sys tem bei etwa 3 C Noch k ltere Luft w rde Probleme mit Vereisungen mit sich bringen Das K hlverm gen der Druckluftk hlung n Zusammenarbeit mit einem Wirbelrohr des Typs Exair Cold Gun Aircoolant System 5015 ist so gut dass die lagerlose Pumpe bei 150 C heissem F rdermedium fast im ganzen Betriebsbereich arbeiten kann ohne dass die Sensorplatine 1m Motor zu heiss wird In Abbildung 4 24 ist die Motortempe
111. ht aus um die Leckagestr me negativ zu beeinflussen 159 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz Radseitenraum unten Abbildung 6 8 Fluidteilstr me in den Radseitenraumen f r Axialschub 160 6 3 S ureresistenz 6 3 Saureresistenz 6 3 1 Standzeit eines Laufrades Korrosion Das Laufrad eines lagerlosen Pumpsystems ist eine Schweisskonstruktion aus Bauteilen die durch Spritzgusstechnik oder durch spanabhebende Bear beitung aus einem geeigneten polymeren Werkstoff gefertigt werden Frag lich ist ob der Einsatzdauer eines Laufrades unter korrosionschemisch und thermisch anspruchsvollen Bedingungen auch m Falle von handwerklich perfekt ausgef hrten Schweissn hten Grenzen gesetzt sind die deutlich unterhalb der blichen Apparatelebensdauer von 10 bis 20 Jahren liegen Das Laufrad m sste dann m Verlauf eines Apparatelebens vorsorglich n gegebenen Zeitintervallen ausgetauscht werden Bei fehlerfrei ausgef hrten Schweissn hten kann davon ausgegangen wer den dass der polymere Werkstoff in unmittelbarer Umgebung der Schweissnaht hinsichtlich aller Eigenschaften mit dem Material ausserhalb ihres Einzugsbereichs vergleichbar ist Die oben gestellte Frage l sst sich somit prazisieren Erleidet ein Metallbauteil innerhalb des Laufrades Sch digung durch Korrosionsangr ff trotz einer Ummantelung mit einer homo genen polymeren H lle definierter Dicke K nnen die Korrosionsprodukte zu einer erheblichen K
112. hung Perr97 Nu a Gr Pr 3 17 Mit der Nusselt Zahl al Nu 3 18 7 3 18 der Grashof Zahl 3 2 Gr EHER 3 19 1 und der das Fluid beschreibenden Prandtl Zahl c Pr 3 20 7 3 20 Das Produkt aus Prandtl und Grashof Zahl wird auch als Rayleigh Zahl bezeichnet Ra Gr Pr 3 21 Der W rme bergangskoeffizient kann nun f r verschiedene Geometrien aus der Nusselt Gleichung bestimmt werden F r einen von Luft umstr m ten liegenden Zylinder wie es ein Motorgeh use einer lagerlosen Pumpe 68 3 2 W rmetransport darstellt bestimmen sich die Faktoren a und m nach Perr97 zu a 0 53 und m 0 25 wobei f r die Lange L der Durchmesser D des Zylinders ein gesetzt wird Abbildung 3 12 Nat rliche Konvektion um einen liegenden Zylinder So nimmt der W rme berganskoeffizient a f r ein liegendes Motorgeh use wie in Abbildung 3 12 gezeigt bei nat rlicher Konvektion in Abh ngigkeit der Temperaturdifferenz zwischen Geh use und Umgebung die n Abbildung 3 13 dargestellten Werten an 8 0 7 0 6 0 5 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0 0 a W m K 0 20 40 60 80 100 120 A KI Abbildung 3 13 W rme bergangskoeffizient eines liegenden Zylinders mit einem Durchmesser von 120 mm ber der Temperaturdif ferenz zwischen Umgebungsluft und Zylinder 69 Kapitel 3 Thermisches Modell Forcierte Konvektion Bei forcierter Konvektion wird die Luft mit mechanischen Mitteln mit h
113. ibenmotorpumpen s nd magnetisch gelagerte Pumpsysteme welche keine verschleissende Lager oder fehlbare Dichtungen aufweisen Bas erend auf dem Prinzip der Magnetlagerung wird das Pumpenfl gelrad durch die Magnetfelder des Motors kontaktlos innerhalb eines dichten Pumpengeh uses frei in Schwebe gehalten und angetrieben Fl gelrad und Geh use bestehen aus chemisch resistenten und hochreinen Fluorpolyme ren Zusammen mit dem Rotormagneten bilden sie den Pumpenkopf Durchfluss und Druck werden genau durch eine elektronische Geschwin digkeitsregelung kontrolliert um Pulsieren zu vermeiden Alle Nass Teile sind aus hochreinen und chemisch resistenten Fluorpolymeren hergestellt Fur die Halbleiterindustrie bietet dieses Pumpsystem folgende Vorteile Lev 06 Partikelverunreinigungsprobleme in Nassprozessen werden redu ziert da weniger Partikel generiert werden Der kontinuierliche Flussigkeitsstrom verbessert und vereinfacht die Prozesskontrolle und erh ht die Wirkung der Filter Die kleine Baugr sse spart teuren Raum in Prozess Anlagen Der diesem Pumpsystem zugrunde liegende lagerlose Scheibenl ufermotor wurde erstmals von Barl98 aufgebaut und hat ber die Firma Levitronix bereits den kommerziellen Zugang zu industriellen Anwendungen gefun den In Abbildung 1 9 sind drei auf dem lagerlosen Scheibenl ufermotor basie rende Pumpen mit unterschiedlicher Leistung gezeigt deren Funktionsweise und Aufbau n Kap tel 2
114. icht mehr einfache Wasserkreisl ufe verwendet werden An einen Pumpenpr fstand f r Medientemperaturen um die 150 C werden folgende Anforderungen gestellt Sicherheit geschlossene Kabine die im Falle einer Leckage keine Fl ssigkeit nach aussen l sst Fl ss gkeitskreislauf mit einstellbarem Volumenstrom Messung des erzeugten Druckes ber der Pumpe und der Volu menstrom der Fl ssigkeit W hlbare Temperatur der Fl ssigkeit und das konstante Halten dieser Temperatur Temperaturstabile Pumpfl ssigkeit mit niedriger Viskosit t Ein Pumpenpr fstand mit oben genannten Anforderungen f r Pumpentests mit Durchfl ssen bis 100 l min und bis zu 6 bar Differenzdruck weist eine beachtliche Baugr sse auf und st n Abbildung 7 1 zu sehen 175 Kapitel 7 Realisierung pe aS Pumpenpr fstand Prozessregler Durchfluss regelventil Abbildung 7 1 Pumpenprufstand Schwierig st die Wahl einer geeigneten Fl ssigkeit mit der die Pumpe ge testet wird Die blicherweise in der Halbleiterindustrie zu f rdernden Pro zessfl ssigkeiten sind chemisch aggressiv und giftig daher ist eine Ver wendung im normalen Labor nicht m glich Wasser als Pumpmedium k nnte unter erh htem Druck zum Einsatz kommen Der n tige Absolut druck um den S edepunkt des Wassers auf 150 C zu verschieben betr gt 5 bar Um durch Druckabfall n den Rohrleitungen und im Pumpenkopf keine Dampfbildung zu erm glichen m sste der Systemdr
115. ie Funkti on eines ber hrungsfreien Pumpenantriebs bereits beeintr chtigen lange bevor es in Folge davon zu einer merklichen Kontamination kommt Die h rtesten Belastungen f r ein Laufrad sind unter folgenden Bedingun gen gegeben m glichst hohe Temperatur schwankende Temperatur und Druckbelastung mit erh htem Ab solutdruck ber l ngere Zeitspannen und parallel zur grossen ther mischen Belastung Medien die nebst Wasser Schwefels ure und Phosphors ure auch noch HCI und HF enthalten ITT06 170 6 3 S ureresistenz 6 3 2 Im Betrieb In Zusammenarbeit mit dem Fraunhofer Institut wurde ein lagerloses Pumpsystem zum Zwecke einer Kontaminationsanalyse n Betrieb an einem Nitrid tzbecken getestet Das Becken dient zum tzen von Siliciumnitrid schichten mittels 150 C heisser 85 Phosphors ure und kann Carrier f r 200 mm Wafer aufnehmen Die Pumpe dient zum Umwalzen der Phosphor s ure be gleichzeitiger Filterung durch einen Filters mit 0 1 um Porengr s se Ziel dieses Vorhabens war eine Aussage ber das Verhalten des Pump systems bei diesen Einsatzbedingungen zu treffen und eine m gliche Kon tamination der tzfl ssigkeit bez glich Metallionen zu berpr fen Kontaminationsanalyse mittels TXRF Die Untersuchungen wurden mit dem Analyseger t TXRF8300W der Firma Atomika durchgef hrt Bei der Totalreflexions R ntgenfluoreszenz TXRF wird die charakteristische R ntgenfluoreszenzstrahlung det
116. ier sind bergangswider st nde zwischen verschiedenen Materialien besonders heikel Thermische Finite Elemente Simulationen bieten den Vorteil dass komple xe Materialstrukturen und Str mungen von Gasen und Fl ssigkeiten gut behandelt werden k nnen Dies muss allerdings mit einem hohen Rechen aufwand bezahlt werden Auch m ssen nderungen der Motorgeometrie oder der K hlmethode aufw ndig ber die der Simulation zu Grunde lie genden Zeichnungen realisiert werden Als we taus flexibler bei der Temperaturberechnung erweist sich das hier vorgestellte auf den elektrisch thermischen Analogien basierende und in Matlab realisierte Widerstandsmodell Es findet zwar nur Verwendung f r lagerlose Motoren zylindrischer Bauart nderungen der Motorparameter sowie der K hlmethode sind dagegen schnell ausgef hrt Wichtigster Vor teil ist die im Vergleich zu FEM Simulationen sehr kurze Rechenzeit was die Berechnung vieler Betriebspunkte n k rzester Zeit erlaubt Die Interpretierbarkeit und Transparenz des Widerstandsmodells kann bes ser sein als die einer Finite Elemente Berechnung da die zugrunde liegen den Berechnungen bekannt sind Soll die Baugr sse der Motoren ver ndert werden bietet das Widerstandsmodell die M glichkeit einer einfachen In tegration von Wachstumsgesetzen 92 Kapitel 4 Kuhlkonzepte Zur K hlung von Elektromotoren im Speziellen eines lagerlosen Scheiben l ufermotors bieten sich mehrere M glichkeite
117. iffuse Reflexion i 7 Spiegelreflexion l rechteckige Nut 0 7 4 Lh 6 8 10 Abbildung 3 16 Effektiver Emissionsgrad f r ffnungen von rechtwinkli gen Nuten in Abh ngigkeit von L h und dem Emissions grad der Wand nach Spar66 Abbildung 3 17 zeigt ein W rmebild eines K hlk rpers mit unterschiedli chen Finnenabst nden Die mit der W rmebildkamera gemessene Tempera tur einer Oberfl che ist abh ngig vom Emissionsgrad Fl chen mit niedri gem Emissionsgrad erscheinen kalt obwohl alle Oberfl chen dieselbe Tem peratur haben An der mit 1 bezeichneten Stelle ist ein Klebeband mit dem bekannten Emissionsgrad von amp e 0 95 Da die Temperatur des ganzen K hl k rpers konstant ist kann mit Hilfe der W rmebildtemperaturen der Emis sionsgrad des blanken Aluminiums wie an Stelle 2 und der effektive Emis s onsgrad der Nut Stelle 3 berechnet werden Die W rmebildkamera misst die empfangene Strahlungsleistung diese setzt sich aus den drei folgenden Komponenten zusammen Flir05 78 3 2 W rmetransport Emission direkt vom Objekt Emission von am Objekt reflektierten Umgebungsquellen Emission von der Atmosphare O ETO E 44 1 7 Om 3 46 Mit Hilfe des Zusammenhangs zwischen Strahlungsleistung und Tempera tur lasst sich nun aus Gleichung 3 46 der unbekannte Emissionsgrad be rechnen Fur das Beispiel in Abbildung 3 17 bestimmt sich der Emissions grad des blanken Aluminiums zu e 0
118. ig vom zu f rdernden Prozessmedium umgeben Der Einsatz dieses Pumpsystems in der Halbleiterindustrie ist nur m glich wenn der im Impeller vorhandene metallische Magnet vollst ndig von der Fl ssigkeit abgekapselt ist Die Rotorummantelung muss daf r sorgen dass 147 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz der Magnet im Impeller vor Korrosion durch die zu f rdernden Chemikalien gesch tzt ist und vor allem keine Metalle vom Magnet herausgel st werden und die Prozessfl ssigkeit kontaminieren Pumpengeh use Abbildung 6 1 Schnittbild des Pumpenkopfes mit Impeller Dabei m ssen sowohl die mechanische Stabilit t der Rotorumkapselung bei Einsatztemperaturen von 150 C als auch ihre Dichtheit gegen ber permeie renden Permeation Vorgang bei dem e n Stoff einen Festk rper durch dringt Chemikalien untersucht werden Weiter m ssen die Magnete den heissen Bedingungen standhalten und getestet werden Erst bei einer gen gend guten Umkapselung eines temperaturunempfindli chen Magneten im Impeller kann das lagerlose Pumpsystem seine Vorz ge wie kontinuierlichen F rderstrom des Prozessmediums kompakte Bauweise und usserst geringe Neigung zur Partikelgenerierung dank magneti scher anstelle von abriebbehafteter mechanischer Lagerung ausspielen 148 6 1 Magnetmaterialien 6 1 Magnetmaterialien Die grossen Luftspalte 1m magnetischen Kreis bedingt durch die Bauweise der Pump
119. igkeit des Siliziums Die Fremdatome werden mit hoher elektrischer Energie in die Oberfl che des Halbleitermaterials geschos sen und es bilden sich wannenformige Bereiche mit spezifischen elekt rischen Eigenschaften dieser Prozess heisst Ionenimplantation Da das Kristallgitter des Substrats durch den Beschuss der Ionen mechanisch geschadigt wird folgt anschliessend immer ein Ofenprozess thermal anneal bei dem die implantierten Fremdatome gleichm ssig ins Kris tallgitter eingebaut Aktivierung und die entstandenen Sch den im Kristallgitter wieder ausgeheilt werden Planarisierung Bei vielen Lagen wird die Oberfl che des Substrates im mer unebener was beispielsweise zu St rungen der Lithographie durch Schragreflexion oder zu Ungleichm ssigkeiten in den Abscheidepro zessen f hrt Um auch in den oberen Lagen feine Strukturen realisieren zu k nnen w rd der Wafer an mehreren Stellen m Fertigungsablauf wieder planarisiert Dies kann durch selektives Zur ck tzen oder durch chemisch mechanisches Polieren chemical mechanical planarization kurz CMP erfolgen Reinigung Nicht nur das Planarisieren hinterlasst Partikel auf der Wafer Oberfl che die f r den n chsten Lithographieschritt v llig rein und eben sein muss auch zum Beispiel tzprozesse hinterlassen R ckst n de von unerw nschten Reaktionsprodukten Deshalb m ssen die Wafer zwischen den einzelnen Bearbeitungsschritten nasschemisch oder me chanisch durch B
120. inf hrung in die Physik der Entw rmung elektronischer Systeme Thermoconsult 2002 Ange04 DE ANGELIS M G G C SARTI A SANGUINETTI P MACCONE Baeh96 Barl03 Barl98 Permeation Diffusion and Sorption of Dimethyl Ether in Fluoroelastomers Journal of Polymer Science Part B Polymer Physics 42 2004 pp 1987 2006 BAEHR H D STEPHAN K W rme und Stoff bertragung Zweite Auflage Springer Verlag Berlin Heidelberg 1996 BARLETTA N und STOLL D Chemical Resistance of Impellers Overview for BPS Pump Series Produktdokumentation der Firma Levitronix GmbH 2003 BARLETTA N Der lagerlose Scheibenmotor Dissertation ETH Zurich 1998 Nr 12870 Blum01 BLUM G Z E A RYABENKO A M YAROSHENKO G E ZAI Boes04 KOV V G ZAIKOV Use of the Unique Properties of Fluoro polymers in the Design of New Highly Effective Ecologically Friendly Technologies for the Fine Purification of Hydrogen Hal ides and their Aqueous Solutions Journal of Applied Polymer Science 80 2001 pp 1383 1387 B SCH P Lagerlose Scheibenl ufermotoren h herer Leistung Dissertation ETH Zurich 2004 Nr 15617 213 Literaturverzeichnis Bran99 BRANDRUP J E H IMMERGUT and E A GRULKE Polymer Handbook 4 Auflage 1999 John Wiley amp Sons Band 1 Kapitel y Bran99 BRANDRUP J E H IMMERGUT and E A GRULKE Polymer Handbook 4 Auflage 1999 John Wiley amp Sons Band 2
121. ionsverhalten Abbildung 6 1 Schnittbild des Pumpenkopfes mit Impeller Abbildung 6 2 _Hoystereseschleife hartmagnetsicher Materialien Abbildung 6 3 Temperaturverhalten von Neodym Eisen Bohr und Samarium Kobalt Magneten im Eisenkreis des Motors 1 B Feld eines neuen NdFeB Magneten 2 Linearer Teil der Entmagnetisierungskurve verlassen 3 B Feld stark reduziert bei 180 C 4 Durch irreversible Verluste geschw chter Magnet Abbildung 6 4 SmCo Magnet in 30 Salzs ure eingelegt neu nach 24 Stunden nach 85 Stunden Abbildung 6 5 NdFeB Magnet mit Zinn Primarbeschichtung in 30 Salzsaure eingelegt neu nach 24 Stunden Abbildung 6 6 Impeller einer BPS 3 Pumpe rechts in halbtransparenter Darstellung wo der umkapselte Magnet sichtbar ist 208 141 142 143 144 145 148 151 154 156 156 157 Abbildung 6 7 Abbildung 6 8 Abbildung 6 9 Abbildung 6 10 Abbildung 7 1 Abbildung 7 2 Abbildung 7 3 Abbildung 7 4 Abbildung 7 5 Abbildung 7 6 Abbildung 7 7 Abbildung 7 8 Abbildung 7 9 Abbildung 7 10 Abbildung 7 11 Abbildung 7 12 Abbildungsverzeichnis Ungleichm ssig verteilte Ausdehnung der Fluorkunststoffumkapselung durch den eingeschweissten Magnet Fluidteilstrome in den Radseitenr umen f r Axialschub Arrhenius Gesetz gemass Gleichung 6 11 fur verschiedene Aktivierungsenergien als Funktion der Temperatur Zeitlicher Anstieg des Permeats das sich in der Kavitat zwischen Fluorpolym
122. ische Felder ben auf Ladungstr ger Kr fte aus wenn sich diese relativ zum Feld bewegen Dabei ist es gleichg ltig ob sich diese frei im Raum bewegen oder als elektrischer Strom durch einen Leiter fliessen Die Richtung der Kraft ist stets rechtwinklig sowohl zur Bewegung als auch zum Feld Diese Kraft w rd Lorentz Kraft genannt und bildet d e Bas s f r die Berechnung des Drehmoments in elektrischen Maschinen sie bestimmt Sich zu dF I dlxB BLdl 2 6 Bei genuteten Motoren wo die Leiter in Eisennuten liegen und sich auf grund der hohen Permeabilitat des Eisen praktisch im feldfreien Raum be finden handelt es sich streng genommen nicht um Lorentz Kr fte sondern um d e Tangentialkomponenten der Maxwell Kr fte Die resultierende Kraft hat aber denselben Wert wie wenn sich der Leiter selbst m Feld be finden w rde Kuep84 Maxwell Kr fte treten n einem magnetischen Kreis an den Grenzfl chen von Materialien mit unterschiedlicher Permeabilitat auf Die Kraft auf ein infinitesimales Grenzfl chenelement zwischen Luftspalt und hochpermeab lem Material durch das die Induktion B stets senkrecht hindurch tritt be rechnet sich nach der Maxwellschen Formel zu _ B dA 2 Llo dF M 2 7 Die Maxwell Kraft wirkt durch die hohe Permeabilit t des Eisens nahezu in der Normalen zum Grenzfl chenelement und in Richtung des Luftspaltes F r den lagerlosen Motor mit vierpoliger Lagerwicklung sind die Lorentz und
123. kann Speziell beim Entfernen des noch heissen Mag neten aus dem Eisenkreis des Motors muss durch die Verschiebung des Ar beitspunktes mit einem starken Magnetisierungsverlust und demzufolge mit einem unbrauchbaren Impeller gerechnet werden Das permanentmagnetisch erzeugte Feld m Luftspalt des Motors n mmt mit steigender Magnettemperatur ab die Abnahme ist f r den NdFeB 633HR und den SmCo 225HR Magneten im Eisenkreis des Motors in Abbildung 6 3 gezeigt Deutlich zu sehen ist das temperaturstabilere Verhalten des SmCo Magneten der keine bleibende Entmagnetisierung erf hrt Bis zu einer Anwendungstemperatur von 150 C erleidet auch der NdFeB Magnet 153 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz im Eisenkreis des Motors nur minimale irreversible Verluste Bis zu 160 C sind seine magnetischen Verluste noch so gering dass dieser Magnet immer noch das starkere Magnetfeld erzeugt als der SmCo Magnet Der Betrieb des NdFeB Magneten mit einem Arbeitspunkt an der Grenze der Linearitat der Entmagnetisierungskurve ist ohne weiteres moglich da die irreversiblen magnetischen Verluste nur bei erstmaligem erreichen des Arbeitspunktes auftreten und mit einem Stabilisierungsprozess weitgehend vorweg ge nommen werden k nnen Dabei wird der Magnet in einem entsprechenden Eisenkreis leicht ber seine zuk nftige Arbeitstemperatur erhitzt Bei An wendungstemperaturen ber 160 C liegt der Arbeitspunkt des NdFeB Mag neten im mit gossen Lufts
124. linder Dieser Fall ist bis auf die eloxierte Oberfl che des Zylinders identisch mit dem vorhergehenden Die 20 um dicke Eloxalschicht hebt den Emissions grad auf 0 95 an Dies erh ht die abgestrahlte W rmeleistung stark und senkt die Temperaturdifferenz des Zylinders gegen ber der Umgebung auf den halben Wert Obwohl die Str mungsgeschwindigkeit der Luft durch die niedrigere Temperaturdifferenz kleiner ist liegt die Reynoldszahl leicht h her Dies liegt an den sich mit der Temperatur ver ndernden Stoffwerten Die niedrigere Str mungsgeschwindigkeit l sst die Grenzschichtdicke der Luft an der Zylinderwand anwachsen und daher sinkt der konvektive W r me bergangskoeffizient Die Berechnung verl uft nach dentischem Sche ma zu Abbildung 4 3 Die niedrigeren Temperaturdifferenzen zwischen kalter und erw rmter Luft lassen eine treffsicherere Bestimmung der mittle ren Lufttemperatur zu dies verbessert die Genauigkeit dieser Berechnung was in der geringen Abweichung zu den Simulationsergebnissen zum Vor schein kommt Durch die guten Abstrahleigenschaften der Eloxalschicht an der Zylinder oberfl che w rd ber d e H lfte der W rmeleistung durch Abstrahlung ab gef hrt Dies macht deutlich welche Bedeutung die Oberfl chenbeschaffen heit eines K hlk rpers hat 98 4 2 K hlk rpervergleich Dimensionen amp 120 mm H he 80 mm Emissionsgrad Gehausetemperatur Simulation Gehausetemperatur Rechnung W rme bergangsko
125. links Ziehen eines Ingots nach dem Czochralski Verfahren aus der Schmelze polykristallinen Siliziums rechts Ingots nach dem Ziehen rund geschliffene Ingots vor dem Schneiden und Water Rohlinge Irl05 Wafer Fertigung vom Quarzsand zum Wafer Rohling Strukturfertigung auf dem Wafer links Wafer werden n einen Oxidationsofen geschoben rechts Auftragen des Fotolacks in einem Spin Prozessor FiscO5 Micr05 Montage des Chips 1m Gehause links Zerschneiden des Wafers in einzelne Chips rechts Feine Golddrahte verbinden die Anschl sse des Chips mit denjenigen des Geh uses Fisc0O5 Micr05 Schematische Darstellung einer Balgenpumpe Chemikalienresistente Balgenpumpe fur einen Durchfluss von 20 l min Quelle Iwaki CO LTD Pumpen von Levitronix der Typen BPS 1 BPS 3 und BPS 4 20 21 22 25 26 27 29 30 32 201 Abbildungsverzeichnis Abbildung 1 10 Abbildung 1 11 Abbildung 1 12 Abbildung 2 1 Abbildung 2 2 Abbildung 2 3 Abbildung 2 4 Abbildung 2 5 Abbildung 2 6 Abbildung 2 7 Abbildung 2 8 Abbildung 2 9 Abbildung 2 10 Abbildung 2 11 Abbildung 2 12 Abbildung 3 1 Abbildung 3 2 Abbildung 3 3 202 Elektromotor mit Eigenk hlung der L fter sitzt direkt auf der Motorachse Quelle ABB Verschiedene K hlarten f r Elektromotoren High Torque Motoren wassergek hlte permanenterregte hochpolige Synchronmotoren ganz rechts n Hohlwellenausf hrung Quelle Baum ll
126. lls f r temperaturabh ngige thermische Widerst nde Abbildung 3 25 Graphische Ausgabe des Modells mit Temperaturangaben Abbildung 3 26 Vernetzung der Finnen eines K hlk rpers Abbildung 4 1 K hlvar anten Abbildung 4 2 Sensorplatine im Motor Abbildung 4 3 Berechnungsablauf zur Bestimmung der K hlk rpertemperatur bei nat rlicher Konvektion an glattem Zylinder Abbildung 4 4 Temperaturverteilung eines mit SOW beheizten polierten Aluminiumzylinders FEM Analyse Abbildung 4 5 __Temperaturverteilung eines mit SOW beheizten eloxierten Aluminiumzylinders Abbildung 4 6 Abmessungen der Rippen Abbildung 4 7 Berechnungsablauf zur Bestimmung der K hlk rpertemperatur bei nat rlicher Konvektion an beripptem Zylinder 204 79 82 84 84 85 86 87 89 90 91 93 95 97 97 99 100 100 Abbildung 4 8 Abbildung 4 9 Abbildung 4 10 Abbildung 4 11 Abbildung 4 12 Abbildung 4 13 Abbildung 4 14 Abbildung 4 15 Abbildung 4 16 Abbildung 4 17 Abbildung 4 18 Abbildung 4 19 Abbildungsverzeichnis Temperaturverteilung eines mit 50 W beheizten berippten und eloxierten Aluminiumzylinders Temperaturverteilung eines mit 50 W beheizten eloxierten Aluminiumzylinders mit forcierter Luftk hlung Berechnungsablauf zur Bestimmung der K hlk rpertemperatur bei forcierter Konvektion an beripptem Zylinder Temperaturverteilung des K hlwasser eines mit 50 W beheizten Aluminiumzylinders Moto
127. lten K rpern tr gt der W rmetransport durch Strahlung massgeblich zur W rmeabgabe bei Der Anteil der Strahlungsleistung an der gesamten W rmeabgabe kann ber 50 betragen Daher sind die Strahlungseigenschaften der Material oberfl chen genau zu ber cksichtigen Bei hohen Anforderungen an die Effizienz der K hlmethode stossen Konvektionsk hler rasch an hre Gren zen Zum Abf hren grosser W rmemengen auf kleinem Raum kommen nur K hlk rper in Frage die mit forcierter Luftk hlung oder mit Wasser arbei ten Die Unterschiede im K hlverm gen in diesem Vergleich sind gross So variiert der Warmewiderstand um den Faktor 27 Die Daten der K hlme thoden sind in untenstehender Tabelle zusammengefasst Da die W rmewi derstande selbst temperaturabhangig sind gelten die Angaben nur fur diese konkreten Falle prazis Polierter Aluminiumzylinder 213 C 3 76 K W Eloxierter Aluminiumzylinder 118 C 1 86 K W Berippter eloxierter Aluzylinder 1 36 K W Druckluftgekuhlter berippter Zyl 0 60 K W Wassergekuhlter Aluzylinder 0 14 K W Tabelle 4 6 Zusammenfassung des K hlk rpervergleichs 106 4 3 Pass ve K hlung 4 3 Passive K hlung Passive K hlung bedeutet dass der Motor nur durch nat rliche Konvekti onsk hlung und Strahlung am Geh use W rme an die Umgebung abgeben kann Es stellt sich die Frage ob ein Betrieb des lagerlosen Pumpsystems beim Einsatz mit 150 C heissem F rdermedium m glich st Wie Abbildung 4 12 zeig
128. lung und halbtransparenter Sichtweise dargestellt Die Dichtungsmatten zwischen dem Mantel und den Abschluss ringen sind nicht abgebildet Abschlussring Mantelk rper o K hlkanal Wassereinlass Wasserauslass Abschlussring Abbildung 4 30 Aufbau des Kuhlmantels Dieser K hlmantel weist dieselben Abmessungen wie das normale Rippen geh use zur Luftk hlung auf Aussendurchmesser 129 mm Innendurch messer 113 mm H he 80 mm Die grosse L nge von 2 01 m der im Durchmesser 4 mm messenden K hlkan len ergibt eine grosse W rme tauschflache zwischen Wasser und K hlk rper Dies erm glicht auch bei gr sseren K hlwasserstr men eine gute Ausnutzung des K hlwassers das heisst das K hlwasser hat beim Wasserauslass fast d e Temperatur des Mantels angenommen Die Temperaturdifferenz zwischen Ein und Aus lasstemperatur des Wassers ist in Abbildung 4 31 f r verschiedene abzuf h 123 Kapitel 4 K hlkonzepte rende Leistungen und K hlwasserstr me aufgetragen Erst bei h heren K hlwasserstr men st eine Differenz zwischen Mantel und Auslasswas sertemperatur zu erkennen 40 Wasserauslauf Mantel 30 S 5 S 20 lt 2 10 0 0 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 K hlwasserstrom V min Abbildung 4 31 Erw rmung des K hlwassers und des Mantels bei Variati on des K hlwasserstromes und der abgef hrten Leistung Eine thermische Simulation dieses K hlmantels ist bereits i
129. m ein W rmeaustausch statt dies wird als W rme bergang bezeichnet An der Ubergangsstelle zwischen Fluid und Festk rper bildet sich im Fluid eine Grenzschicht in der sich ein Temperatursprung wie in Abbildung 3 11 ge zeigt einstellt Festk rper gt X Abbildung 3 11 W rme bergang zwischen Fluid und Festk rper Die Warmeleistung die durch die Grenzfl che A tr tt bestimmt sich zu a AAS 3 16 Die Zahlenwerte fur den W rme bergangskoeffizienten h ngen vom Me dium und seiner Bewegung und von der Oberflachenbeschaffenheit des festen K rpers ab nicht von dessen Material 67 Kapitel 3 Thermisches Modell Nat rliche Konvektion Nat rliche Konvektion tritt ein wenn eine feste Oberfl che mit einem Gas oder einer Fl ssigkeit unterschiedlicher Temperatur in Kontakt steht Dichteunterschiede m Gas bewirken eine Volumenkraft welche das Gas in Bewegung setzt Theoretische Untersuchungen nat rlicher Konvektion er fordern das gleichzeitige L sen der gekoppelten Gleichungen der Bewe gung und der Energie Details theoretischer Studien sind in Brow58 oder Jako49 erh ltlich und k nnen erfolgreich auf den einfachen Fall einer ver tikalen Platte angewandt werden L sungen der Bewegungs und Energie gleichungen ergeben Temperatur und Geschwindigkeitsfelder von denen die W rme bergangskoeffizienten abgeleitet werden k nnen Die f r den allgemeinen Fall erhaltene Gleichung ist die Nusselt Gleic
130. manentmagnet Polytetrafluorethylen Handelsnamen Teflon Polyvinylidenfluorid Pulsweitenmodulation Kapitel 1 Einleitung Diese Arbeit entstand m Rahmen einer Forschungszusammenarbeit zwi schen der ETH Z rich und der Levitronix GmbH In fr heren Dissertationen wurde der magnetgelagerte Scheibenl ufermotor entwickelt Barl98 und unter anderem von Hahn02 Neff03 und Boes04 weitergef hrt Schei benlaufermotoren sind durch die fehlenden mechanischen Lager pr desti n ert f r den Einsatz als Pumpsysteme mit hervorragenden Eigenschaften in Bezug auf reine und chemisch aggressive Fl ssigkeiten 1 1 Stand der Technik 1 1 1 Herstellung von Mikrochips Die Fertigung von Mikrochips st einer der komplexesten industriellen Pro zesse der n mehreren hundert Einzelschritten erfolgt und rund 10 b s 30 Tage dauert Das Ziel ist es Einzelkomponenten wie Transistoren Dioden und Widerst nde auf einer Halbleiteroberfl che substrate zu bilden wel che dann n dar ber liegenden Schichten zu einer integrierten Schaltung integrated circuit kurz IC verbunden werden Die erste integrierte Schal tung geht auf J Kilby im Jahr 1958 zur ck und umfasste etwa zehn Bautei le heutige Prozessoren k nnen hingegen aus ber 200 Millionen Trans sto ren bestehen Das Grundmaterial der meisten integrierten Schaltungen gt 99 ist monokristallines Silizium FiscO5 Irl 05 Micr05 Ruge91 Zhan95 19 Kapitel 1 Einleitung
131. mes beziehen sich alle auf die oben dargestellte Drosselkurve 179 Kapitel 7 Realisierung 7 2 1 Luftk hlung Die Luftk hlung der Pumpe umfasst die nat rliche Konvektionsk hlung sowie die forcierte Luftk hlung mit und ohne Kaltluftstromerzeuger Auch speziell f r K hlung mit nat rlicher Konvektion und Warmestrahlung opti mierte Geh use wie in Abbildung 7 4 verm gen den Motor beim Antrieb der Pumpe mit heisser Fl ssigkeit nicht so k hl zu halten dass die Tempe ratur der Sensorelektronik die zul ssigen 90 C nicht bersteigt Erschwe rend kommt hinzu dass die Umgebungstemperatur im Pumpenpr fstand trotz aktiver Bel ftung leicht auf Werte zwischen 30 und 40 C steigt ey Abbildung 7 4 Pumpe mit K hlk rper f r nat rliche Konvektionskuhlung ber einen auf den Motor gesteckten K hlmantel k nnen die K hlrippen des Motorgeh uses forciert bel ftet werden Ein mit Druckluft versorgter K hlmantel vermag den lagerlosen Motor deutlich besser zu k hlen als die nat rliche Konvektionsk hlung Bei der F rderung einer 150 C heisser Fl ssigkeit reicht es trotzdem nur zur Erbringung kleiner hydraulischer Lei stungen bei einer Drehzahl von 6000 rpm s nd nur F rderstr me von 10 l min m glich Unter Zuhilfenahme eines Kaltluftstromerzeugers kann die in den Kuhlmantel geleitete Luft auf ein niedrigeres Temperaturniveau ge senkt werden und damit kann die Motortemperatur ebenfalls tiefer gehalten werden Abbildung
132. mperatur und Warmestrom die entsprechen den Zustandsgr ssen Um sie ineinander berf hren zu k nnen sind fol gende Massstabsfaktoren definiert u K 9 und i K O 3 50 So ist es m glich thermische Probleme mit den Methoden elektrischer Netzwerke zu l sen In Abbildung 3 18 sind diese Analogien zwischen Thermik und Elektrik dargestellt 8 Kapitel 3 Thermisches Modell A Rn Relek IA A A OnZlelek Cee Cad On gt etek Abbildung 3 18 Analogien zwischen elektrischen und thermischen Syste men Entsprechend dem ohmschen Gesetz ergibt sich in der W rmelehre die fol gende Gleichung 0 3 51 Der thermische Widerstand R wird f r jede der drei elementaren Arten des W rmetransfers eigens definiert F r die W rmeleitung innerhalb fester Materialien bestimmt sich der Widerstand aus der spezifischen W rmeleit f higkeit A und den geometrischen Verh ltnissen zu l P YA 3 52 Die bergangswiderst nde bei W rmetransfer via Konvektion oder Strah lung setzten sich aus dem W rme bergangskoeffizienten a und der am W rmeaustausch beteiligten Fl che zusammen R a 3 53 lt A A l R 3 54 aA Speziell zu beachten ist dass diese W rme bergangskoeffizienten selbst temperaturabh ngig sind Der Koeffizient der Konvektion ag wird durch die Geometrie des K rpers und durch die sich mit der Temperatur ndernden Str mungsgeschwindigkeit des Fluids bestimmt Der
133. n Fluoropoly mer for Improved Contamination Control International Elec tronics Manufacturing Technology Symposium IEEE CMPT 1996 pp 218 222 Schm89 SCHMIDT ERNST Zustandsgr en von Wasser und Wasserdampf in SI Einheiten 4 erweiterte Auflage 1989 Springer Verlag Berlin Heidelberg New York Scho93 SCHOB Reto Beitr ge zur lagerlosen Asynchronmaschine Dis sertation ETH Zurich 1993 Nr 10417 Spar66 SPARROW E M und R D CESS Radiation Heat Transfer Brooks Cole Publishing Co 1966 Stei191 STEINMETZ C Note on the law of hysteresis Electrician 26 261 262 Januar 1891 Step98 STEPHANS LARRY C Fluoropolymers as Chemical Process Vessel Linings CORROSION 98 53 Jahrestagung 22 27 Marz 1998 San Diego CA NACE Houston TX U S A paper 468 Vac00 VACUUMSCHMELZE GMBH Selten Erd Dauermagnete Vaco dym Vacomax PD 002 Ausgabe 2000 Vdiw02 VDI Warmeatlas Verein Deutscher Ingenieure VDI Gesellschaft Verfahrenstechnik und Chemieingenieurwesen 9 Auflage Berlin Heidelberg New York 2002 Vd w77 VDI Warmeatlas Verein Deutscher Ingenieure VDI Gesellschaft Verfahrenstechnik und Chemieingenieurwesen 3 Auflage Berlin Heidelberg New York 1977 217 Literaturverzeichnis Viet91 VIETH WOLF R Diffusion In and Through Polymers Principles and Applications 1991 Carl Hanser Verlag M nchen Wien New York Barcelona Wutz91 WUTZ M Warmeabfuhr in de
134. n Abbildung 4 3 dargestellt Zu berechnen ist die Geh usetemperatur Tg aus der W rmeleistung P im Zylinderinnern der Umgebungstemperatur bzw der Einlasstemperatur Ts und der K hlk rperdimension Ty bezeichnet die mittlere Temperatur der Luft entlang des K hlk rpers alle Stoffwerte sind auf diese Temperatur bezogen Die Luftgeschwindigkeit an der Zylinder wand bleibt niedrig die Str mung ist laminar Die Temperaturwerte der Berechnung stimmen nicht ganz mit der FEM Simulation berein Die rich tige Bezugstemperatur f r die Stoffwerte der Luft zu w hlen wird bei den hier auftretenden grossen Temperaturdifferenzen schwierig 96 4 2 K hlk rpervergleich Gegeben P Te K hlk rperdimension Annahme Tg Tu Stoffwerte bestimmen nein Berechnung von Gr Re und Nu bezogen auf H W rme bergangskoeff a Are lt gt ay G TG neu aus P und R Abbildung 4 3 Berechnungsablauf zur Bestimmung der K hlk rpertem peratur bei nat rlicher Konvektion an glattem Zylinder 215 196 177 158 139 120 101 oe 63 44 245 Temperature PC Abbildung 4 4 Temperaturverteilung eines mit 50W beheizten polierten Aluminiumzylinders FEM Analyse 97 Kapitel 4 K hlkonzepte Dimensionen amp 120 mm H he 80 mm Geh usetemperatur S mulat on 213 C Warmeibergangskoeffient a 0A WmK Tabelle 4 1 Kenngr ssen der W rmeabgabe des polierten Aluminium zylinders Eloxierter Aluminiumzy
135. n Bei erh hten Einsatztemperaturen stellt sich bereits nach wenigen Tagen ein konstant hoher Molek lstrom durch die Schutzh lle ein der erst wieder abzunehmen beginnt wenn die Hohlr ume zwischen Schutzh lle und Metallk rper merklich mit Wasser oder dampf angef llt s nd Abh ngig von Durch tr ttsfl che und Hohlraumvolumen kann dies leicht Zeitr ume von einem Jahr oder mehr n Anspruch nehmen aber auch deutlich schneller ablaufen 168 6 3 S ureresistenz vor allem be noch h heren Einsatztemperaturen und kleineren eingeschlos senen Hohlraumen Es ist in diesem Zusammenhang bemerkenswert dass STEPHANS Step98 vor allem die Vorz ge besonders satt anliegender Aus kleidungen also kleiner oder gar nicht vorhandener Hohlr ume hervorhebt Wo s ch ausreichend Wasser berdeckt von einer Gasphase ansammeln kann ist der Korrosionsangriff auf das Metallbauteil besonders stark weil die chemischen Austauschprozesse mit dem zu korrodierenden Material innerhalb dieses Mikroklimas ungebremst sind Ausserdem kann eine m Hohlraum angesammelte w ssrige Mischung bei plotzlicher Absolutdruck absenkung wie sie etwa beim Abschalten einer Pumpe auftritt zur Aufbl hung des Hohlraums und damit zu weiterer Abl sung zwischen Schutzh lle und zu sch tzendem Bauteil und zu erheblichen zus tzlichen mechanischen Belastungen f hren Folgt man dem Grundsatz der konstruktiven Minimie rung der Hohlr ume so wird man bei Einsatzzeiten von
136. n Kapitel 4 2 wiedergegeben wo auch die Zunahme der Wassertemperatur uber den Ver lauf der K hlkan le abgebildet ist Die Finite Elemente Simulation der ge samten Pumpe mit der Mantelk hlung Abbildung 4 32 zeigt eine homoge ne Temperaturverteilung m Motor Die Wiedergabe des W rmeflusses m Motor veranschaulicht wie die Klauen am heissen Pumpenkopf aufgeheizt werden die W rme in den Motor leiten und die gesamte Abwarme des Mo tors uber die Spulen an den K hlmantel abfliesst Die Wirkung der K hlung mit diesem wasserdurchstromten Mantel ist sehr gut Die Pumpe kann mit 150 C heissem Fordermedium im ganzen Betriebsbereich gefahren werden ohne dass die Bauteile auf der Sensorplatine 1m Motor zu heiss werden sprich sich ber 90 C erw rmen Die Temperatur der Sensorplatine bleibt sogar immer unterhalb von 80 C Das thermische Widerstandsmodell zeigt Temperaturwerte die wenig mit den Messwerten differieren 124 4 4 Aktive K hlung Temp Celsius HF lush Cen 150 000 138 T200 125 6400 1113 5600 100 4500 35 _ 4000 r5 3200 2400 So 1600 35 Sol 25 T Abbildung 4 32 Temperatur und W rmeflussverteilung im Motor bei K hlung mit Wassermantel Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 25 C Lufttem peratur 25 W Verlustleistung im Motor 5000 rpm 6000 rpm 7000 rpm 8000 rpm Messwerte Motortemperatur C 0 10 20 30 40 50 60 70 Volumenstrom l min Abbildung 4 33 Tempe
137. n an Als K hlmedium wird vorzugsweise Luft oder Wasser verwendet K hlung Luft Strahlung Wasser Nat rlich Forciert Wasserbad Rohre Abbildung 4 1 Kuhlvarianten Nat rliche Jeder warme K rper erzeugt durch Dichte nderung Luftk hlung der umgebenden Luft eine Luftstr mung genannt nat rliche Konvektion Diese Konvektion f hrt W r meenergie vom K rper weg Durch Kuhlrippen kann dieser Effekt verst rkt werden Forcierte Die Luft wird durch mechanische Mittel in Bewe Luftk hlung gung gesetzt Die Luftstr mung bleibt unabh ngig von der nat rlichen Konvektion und weist meist h 93 Kapitel 4 K hlkonzepte K hlung m Wasserbad K hlung durch Wasserrohre K hlung durch W rmestrahlung 94 here Str mungsgeschwindigkeiten auf Daher st der W rme bergangswiderstand kleiner Forcierte Luft k hlung ist wesentlich leistungsstarker als K hlk r per f r freie Konvektion Ein K rper liegt in einem Wasserbad und gibt die Warmeenergie an das Wasser ab Der Warmeuber gang im ruhenden Wasser ist schlecht durch die grosse Warmekapazitat des Wassers ist trotzdem eine akzeptable K hlung m glich Im zu k hlenden Objekt sind mit Wasser oder einem anderen Fluid durchstr mte Rohre verlegt Der W r meubergangskoeffizient zwischen Fluid und Rohr ist sehr hoch Mit diesem Konzept lassen sich die gr ss ten Leistungsdichten der Warmeableitung erreichen Die Warmestrahlung
138. ncept and several different sensor con cepts for the pump rotor and on its chemical resistance On the first of these subjects a universal thermal model of the complete motor is introduced Abstract which allows for predicting the temperature inside of the motor at any given operating point Several different cooling concepts for the motor were de signed and are scrutinized in regard to their effectiveness A heat insensitive sensor concept for the position detection of the levitated rotor is introduced Furthermore problems resulting from the fact that the rotor of the centrifu gal pump is submerged in hot and chemically aggressive media are dis cussed Prototypes of the pump motor were designed and built that have proven suitable for conveying liquids at temperatures of up to 150 C whereby the theoretical feasibility of such pumps is strongly supported and the design range of operation of the bearingless slice motor is markedly extended 10 Symbolverzeichnis Indizes A Antriebsgr sse Fe Eisenkreis L Lagergr sse m mechanische Gr sse J Molek lsorte PM Permanentmagnet Formelzeichen lateinisch a Faktor n der Nusselt Gleichung dimensionslos A Flache m Aw Wicklungsquerschnitt m Ay Hydraulischer Mediumsquerschnitt m B magnetische Flussdichte T B magnetische Flussd 1m Arbeitspunkt T BH nax maximale Energiedichte eines PM J m Bpm permanentmagnetisch erzeugte Flussdichte im Luftspalt B Remane
139. nden die Anschl sse des Chips mit denjenigen des Geh uses Fisc05 Micr05 21 Kapitel 1 Einleitung 1 1 2 Pumpen in der Halbleiterindustrie Bei der Fertigung von Halbleiterchips wird der Wafer mehrfach mit fl ss gen Chemikalien behandelt Die Chemikalien werden aus Sicherheits und Logistikgr nden meist zentral gelagert und gemischt Die F rderung der Fl ssigkeiten zu den Prozessanlagen d e Zirkulation innerhalb des Prozess tools und die R ckf rderung der verbrauchten Chemikalien oder deren Ent sorgung bernehmen Fl ssigkeitspumpen Die Herstellungsschritte Reini gen tzen Planarisieren und das Aufbringen von Fotolack und Entwickler werden mit fl ssigen Chemikalien ausgef hrt Um eine einwandfreie Funktion der produzierten Halbleiterbausteine zu garantieren m ssen alle Prozessfl ssigkeiten hohen Anforderungen bez g lich Reinheit gen gen Pumpen zur F rderung dieser fl ssigen Chemikalien d rfen sie nicht mit Fremdstoffen kontaminieren F rdersysteme fur die Halbleiterindustrie m ssen folgende Anforderungen erf llen Hohe Chemikalienbestandigkeit gegen die in der Nasschemie ver wendeten Prozessfl ssigkeiten wie S uren Basen Oxidations und Losungsmittel Keine Kontamination der Chemikalien durch Metalle die vom Material der Pumpe herausgel st werden k nnen Keine Verunreinigung des F rdermediums durch Partikel die bei mechanischer Reibung entstehen Pumpen welche diese Anfo
140. ne L ngsachse frei die anderen zwei rotatorischen und die drei translatorische Freiheitsgrade m ssen stabilisiert werden Durch eine rein passive Magnetanordnung ist ein Schweben eines K rpers im Raum nach Brau93 nur m glich wenn mindestens ein Freiheitsgrad durch andere Kr fte stabilisiert wird oder sich diamagnetische Materialien 1m System befinden Eine magnetische Stabilisierung der geforderten f nf Freiheits grade ist demnach nur unter Zuhilfenahme akt ver Magnetlager mit Senso rik Regler Leistungsverst rker und elektromechanischem Aktor sinnvoll m glich 2 1 Der lagerlose Scheibenl ufermotor Die Bezeichnung Scheibenl ufermotor beschreibt einen Motor mit schei benf rmigem Rotor welcher um die Drehachse ein gr sseres Tr gheitsmo ment als senkrecht zur Drehachse aufweist Abbildung 2 1 zeigt einen dia metral magnetisierten zweipoligen Permanentmagnetring als Scheibenlau ferrotor Dieser Rotor wird im lagerlosen von BARLETTA Barl98 entwi ckelten Scheibenl ufermotor ber hrungsfrei magnetisch gelagert und ange trieben 39 Kapitel 2 Magnetlagerung Abbildung 2 1 Diametral magnetisierter zweipoliger Permanentmagnet 2 1 1 Koordinatensysteme Um die aktuelle Lage des Rotors im Raum zu beschreiben werden Positi ons xyz und Winkelkoordinaten apy eingef hrt Der Ursprung des Ko ordinatensystems wie in Abbildung 2 2 zu sehen liegt im geometrischen Mittelpunkt des Permanentmagnetrings Der magnetische Mi
141. ner metallischer Kationen oder ihrer la dungsneutralen hydratisierten Komplexe in der Literatur gefunden werden 169 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz Messungen an modifiziertem PTFE Schl96 das durch die Verarbeitung mit Metallionen kontaminiert war ergaben Konzentrationen die nicht not wendigerweise Gleichgewichtskonzentrationen sind die mindestens tau send mal geringer waren als die blichen Loslichkeiten z B des Wassers Fazit Das Laufrad wird unter chemisch und thermisch anspruchsvollen Betriebs bedingungen nach wenigen Jahren auch trotz perfekt ausgef hrter Schweissn hte Sch digung durch Korrosion erleiden und durch Aufbl hung unbrauchbar werden Bei besonders gut permeierenden S uren wie HCl und bei Temperaturen oberhalb von 80 bis 100 C ist eine solche Sch digung auch in k rzerem Zeitraum m glich Eine Kontamination des Arbeitsmedi ums durch herausgel ste Metallionen ist bei Betriebstemperaturen unterhalb 150 C aber hochstens nach mehreren Jahren 1m Bereich des Moglichen Im Allgemeinen kann eine solche Kontamination als ein sicheres Zeichen dafur genommen werden dass die Polymerh lle bedingt durch einen kombinier ten chemisch thermischen Angriff aber ausgel st von Lastwechselfolgeer scheinungen mechanisch Schaden genommen hat oder diesen Schaden un erkannt und fertigungsbedingt bereits fr her aufwies Lastwechselfolgeer scheinungen wie z B die Aufblahung der Laufradh lle k nnen d
142. nte des Magnetlagers Korrekturfaktor f r thermischen Einlauf Drehmomentkonstante ohne Flussanteil Korrekturfaktor der Prantelzahl Kraftkonstante des Magnetlagers Streuinduktivit t in Antriebsphase L nge Hauptinduktivit t n Antriebsphase Wicklungsinduktivitat Symbolverzeichnis dimensionslos m A m T A m A m m A m gt A m kg m N A dimensionslos Nm A T dimensionslos N m Ges T 13 Symbolverzeichnis Pou mittlere Windungslange einer Spule m Drehmoment Nm magnetisches Moment A m Magnetisierung A m Masse kg Permeatmenge kg Strangzahl des Antriebs dimensionslos Permeatmenge in der Kavitat kg Lastmoment Nm Massenstromdichte kg m s Nusselt Zahl dimensionslos Druck Pa Leistung W Polpaarzahl dimensionslos Polpaarzahl des Antriebssystems dimensionslos Kupferverluste W hydraulische Leistung W Hystereseverluste W Permeabilitat cm srp cm cm Pa s Polpaarzahl des Lagersystems dimensionslos Prandtl Zahl dimensionslos Wirbelstromverluste W durch die Pumpe fliessender Durchfluss l min Koordinatenachse des dg Zweiphasensystems thermische Fl chenstromdichte W m transportierte W rmemenge J dO dt Ra R4 Re sd spk Un W rmefluss W rmequelle im Modell elektrischer Widerstand Gaskonstante Warmewiderstand Rayleigh Zahl Widerstand in Antriebsphase Reynolds Zahl elektrischer Wicklungswiderstand Laplacetransformation d Achse des Statorkoordinatensystems
143. nverluste in Abh ngigkeit der Temperatur des Eisen kreises Temperatur des Neodym 633HR Magneten kon stant 30 C 3 1 2 Kupferverluste Kupferverluste treten m lagerlosen Scheibenl ufermotor nicht nur in den Antriebswicklungen wie bei einer Synchronmaschine sondern auch in den Wicklungen des Lagers auf F r die Verluste ist der ohmsche Widerstand Rs der Wicklungen entscheidend Er bestimmt sich aus der Wicklungsgeomet rie Windungszahl w mittlerer Windungsl nge F llfaktor f Wicklungs querschnitt 4 und dem temperaturabh ngigen spezifischen Widerstand des Kupfers Pau 1 Ao AS R A f 3 9 60 3 1 Verluste im Pumpsystem Kupferverluste im Antrieb In den zwei Antriebsphasen fliessen drehzahlsynchrone s nusf rmige Str me Die Kupferverluste n den Wicklungen berechnen s ch aus den Phasen str men und den Phasenwiderst nden Pr 5m As R m I Rs 3 10 Die Antriebsstrome erzeugen ein Drehmoment am Rotor das nach NeffV3 proportional zur magnetischen Flussdiche Bpy 1m Luftspalt ist MB 3 11 Der permanentmagnetisch erzeugte Fluss m Luftspalt n mmt mit zuneh mender Temperatur des Magneten durch Feldschw chung ab Daher ist die Drehmomentkonstante dieser Synchronmaschine temperaturabh ngig Abbildung 3 8 zeigt das Anlaufmoment in Abh ngigkeit des Antriebsstro mes und der Magnettemperatur Um das gleiche Drehmoment zu erzeugen sind also bei einem heissen Magnet h here Antriebsstrom
144. nzinduktion C Konstante 11 Symbolverzeichnis C spezifische Warmekapazitat J kg K CHy Materialkonstante der Hystereseverluste W T Hz kg Cy Drehmomentkonstante N A 5 Warmekapazitat bei p konst J kg K CH thermische Kapazit t J K Cy Warmekapazitat bei V konst J kg K CWws Materialk der Wirbelstromverluste m Q kg D Durchmesser m d Koordinatenachse des dq Zweiphasensystems dre Blechdicke des Eisens m Dy Hydraulischer Durchmesser m D Diffusionskoeffizient m s Eip Aktivierungsenergie Diffusion J mol Ezp Aktivierungsenergie Permeabilit t J mol Eas Aktivierungsenergie L slichkeit J mol Eu innere Motorspannung V Eira induzierte Motorspannung V f F llfaktor einer Spule dimensionslos F Kraft N rd d Achse des Feldkoordinatensystems Fy Storkraft 1m Magnetlager N Fe elektrische Grundschwingungsfrequenz Hz rq q Achse des Feldkoordinatensystems rsR Drehtransformation zur Umrechnung von Stator zu Feldkoordinatensystem dimensionslos g Erdbeschleunigung 9 81m s 12 Kp Los Grashof Zahl H he magnetische Feldst rke magnetische Felds im Arbeitspunkt Koerzitivfeldst rke der Induktion Koerzitivfeldstarke der Polarisation F rderh he einer Kreiselpumpe S ttigungsfeldst rke elektrischer Strom Strangstrom Statorstrom in Antriebsphase elektrische Fl chenstromdichte magnetische Polarisation Tr gheitsmoment Remanenzpolarisation S ttigungspolarisation Massstabsfaktoren thermisch elektrisch Kraftkonsta
145. ontamination des F rdermediums f hren Und wenn ja in welchem Zeitrahmen ist mit dieser Sch digungen zu rechnen Erg n zend m sste auch nach dem Einfluss der Einsatztemperatur auf diese zeitli chen Schadenshorizonte gefragt werden Die Hersteller von durch Kunststoffauskleidung vor Korrosion gesch tzter Metallarmaturen und pumpen ITT06 und Klug05 sind sich in zwei Punkten einig Fluorpolymere bieten den wirksamsten und mit aufsteigendem Ab schirmungsgrad des Kohlenstoffger stes durch Fluoratome besse ren Korrosionsschutz vor allem gegen besonders aggressive Fl s s gkeiten und bei erh hten Temperaturen Selbst bei Auskleidungswandst rken von 3 mm kann es nach el nem Zeitraum von ca einem Jahr zur Sch digung durch Korrosion 161 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz am Metallteil kommen Der Austausch des gesamten Bauteils wird dann meistens f ll g Der Grund warum es auch bei qualitativ einwandfreien Polymerausklei dungen zu Korrosion am durch die Auskleidung zu sch tzenden metall schen Bauteil kommen kann besteht n der prinzipiellen Durchl ssigkeit aller polymeren Werkstoffe gegen ber einigen Molek lsorten Fluorpoly mere weisen keine perfekte Dichtigkeit auf wie sie etwa metallische Werk stoffe oder Glas bez glich nahezu aller Molek lsorten besitzen Im Zentrum einer quantitativen Analyse steht deshalb die Permeabilitat eines gew hlten polymeren Werkstoffs gegen ber
146. opf Motor speziell Pumpenkopf gt Eisenklauen Kupferspulen gt Geh use Eisenr ckschluss gt Boden Die Betriebstemperatur des Motors wird massgeblich durch die aktuell zu erbringende hydraulische Leistung die Medientemperatur und die gewahlte K hlmethode beeinflusst 88 3 3 Thermisches Modell des Scheibenl ufermotors Die L sung des elektrischen Netzwerks des thermischen Modells kann nicht direkt geschehen Einige Komponenten des Modells s nd selbst temperatur abh ngig und verunm glichen daher eine lineare L sung Temperaturab hangige Modellgr ssen sind Strahlungswiderstand von Geh use und Boden T Strahlungswiderstand im Luftspalt zwischen Pumpenkopf und Motor T Konvektionswiderstand von Geh use und Boden 9 Spezifischer Widerstand der Kupferspulen G Diese von der Temperatur abh ngigen thermischen Widerst nde erfordern eine rekursive L sung des Modells das heisst das Netzwerk muss nach dem Prinzip in Abbildung 3 24 gel st werden L sen des Modells nein Bestimmung R ja L sen des Modells u BE Bestimmung R gt L sen des Modells i Bestimmung R n n Ende v Abbildung 3 24 Rekursive L sung des Modells f r temperaturabh ngige thermische Widerst nde 89 Kapitel 3 Thermisches Modell Das thermische Modell wurde prim r f r das BPS 3 Pumpsystem von Levitronix entworfen und kann verschiedene K hlmethoden ber cksichti
147. ors unumg nglich macht 95 Kapitel 4 K hlkonzepte 4 2 Kuhlkorpervergleich Dieser Vergleich soll die K hlkapaz t ten verschiedener K hlmethoden aufzeigen Die Basis stellt em Aluminiumzylinder mit einem Durchmesser von 120 mm und einer Hohe von 80 mm dar Im Innern des Zylinders sitzt eine 50 W starke W rmequelle deren Leistung ber die Zylinderwandung abgef hrt werden muss da der Zylinder zur besseren Vergleichbarkeit we der Boden noch Deckenelemente aufweist Die nachfolgenden Beispiele sind nach aufsteigenden K hleigenschaften geordnet dabei erw rmt sich der Referenzk rper bei gleicher W rmeleistung immer weniger stark Die Temperaturskalen der S mulationen s nd aufgrund der grossen Temperatur unterschiede zwischen den einzelnen Beispielen und zur besseren Ablesbar keit nicht identisch Die Umgebungsbedingungen sind f r alle K hlmetho den gleich die Umgebungstemperatur liegt bei 25 C Die bei aktiven K h lungen ben tigte Druckluft oder K hlwasser misst ebenfalls 25 C Polierter Aluminiumzylinder Der aus poliertem Aluminium gefertigte Zylinder kann aufgrund seines sehr n edrigen Emissionsgrades kaum Energie via W rmestrahlung abgeben F r die W rmeabfuhr ist die s ch einstellende nat rliche Konvektion verant wortlich dementsprechend stark erw rmt s ch der Zylinder Zur Berechnung der K hlk rpertemperatur werden die Formeln aus Kapitel 3 2 2 herangezogen Der Ablauf der iterativen Berechnung ist i
148. palten behafteten Eisenkreis der lagerlosen Pumpe deutlich ausserhalb des linearen Teils der Entmagnetisierungskurve und erleidet starke temperaturbedingte irreversible Ummagnetisierungsverluste 750 700 650 600 B Feld T 550 500 450 400 0 50 100 150 200 Temperatur C Abbildung 6 3 Temperaturverhalten von Neodym Eisen Bohr und Sama r um Kobalt Magneten im Eisenkreis des Motors 1 B Feld eines neuen NdFeB Magneten 2 Linearer Teil der Entmagnetisierungskurve verlassen 3 B Feld stark reduziert bei 180 C 4 Durch irreversible Verluste geschw chter Magnet 154 6 1 Magnetmaterialien Korrosionsverhalten Selten Erd Elemente werden aufgrund ihres stark negativen elektrochem1 schen Standardpotenzials zu den unedlen und damit sehr reaktionsfreudigen Elementen gerechnet Ihre chemische Reaktivit t hnelt der von Erdalkal metallen wie z B Magnesium So reagieren die Selten Erd Metalle bei spielsweise unter Normalbedingungen bereits langsam bzw an der W rme rasch mit Wasser oder Luftfeuchtigkeit unter Freisetzung von Wasserstoff und Selten Erd Hydroxid Der dabei entstehende Wasserstoff reagiert dann mit freiem Selten Erd Metall weiter unter Bildung von Selten Erd Metallhydriden Katt01 Bei Magneten aus NdFeB werden die einzelnen Magnetkorner von der neo dymreichen Phase zusammengehalten und fixiert Diese Phase macht bis zu 5 des Gesamtvolumens des Werkstoffes aus und v
149. passend zum la gerlosen Motor ist in Abbildung 2 11 illustriert gut zu sehen ist der vom Flugelrad umschlossene Permanentmagnetring Einlass Pumpengehause Fl gelrad Permanentmagnet Abbildung 2 11 Kreiselpumpe passend zum lagerlosen Motor 50 2 2 Lagerlose Kreiselpumpe System bersicht Der Pumpenkopf der Kreiselpumpe kann jetzt auf den lagerlosen Motor gesteckt werden und das magnetgelagerte Pumpsystem ist einsatzbereit Der Motor mit integrierter Sensorelektronik zur Erfassung der Rotorposition liefert diese Signale an den Controller der Pumpe welcher Signalverarbei tung und Leistungsverst rkung n sich vereint Controller Phasenstr me Sensorsignale Netzger t Abbildung 2 12 System bersicht lagerloses Pumpsystem 51 Kapitel 2 Magnetlagerung Herzst ck des Controllers ist ein digitaler Signalprozessor Er ist zust ndig fiir Regelungs Uberwachungs und Kommunikationsroutinen und ist fiir eine hohe Code Effizienz direkt in Assembler programmiert Via RS232 Schnittstelle ist ein Online Zugriff auf s mtliche Speicheradressen des Sig nalprozessors m glich was eine effiziente Inbetriebnahme und Uberwa chung des magnetgelagerten Motors erm glicht Nach Vorgabe der Motor regelung bestromt der vierphasige Leistungsverstarker aufgebaut aus vier Vollbr cken die Wicklungssysteme des Motors um den Rotor die gefor derten Bewegungen ausf hren zu lassen Das lagerlose Pumpsystem ist ein
150. r Elektrotechnik Braunschweig Vieweg Verlag 1991 Zant97 ZANT P VAN Microchip Fabrication McGraw Hill ISBN 0 07 067250 4 3 Auflage 1997 Zhan95 ZHANG J Power Amplifier for Active Magnetic Bearings Dis sertation ETH Zurich 1995 Nr 11406 218 Curriculum Vitae Personalien Name Vorname Geburtsdatum Heimatort Eltern Ausbildung 1983 1988 1988 1991 1991 1993 1993 1997 1997 2002 Berufst tigkeit 2000 3 Mt 2002 2006 Burger Simon Andreas 25 August 1976 Unterentfelden AG Elisabeth Burger Muller Hansjorg Burger Primarschule Erlinsbach Sekundarschule Erlinsbach Bezirksschule Aarau Alte Kantonsschule Aarau Matura Typus C Studium der Elektrotechnik an der Eidgen ssischen Technischen Hochschule ETH in Zurich Praktikum bei Power One AG Uster Assistent an der Professur f r Leistungselektronik und Messtechnik Fachgruppe Antriebs und Magnet lagertechnik LEM AMT der ETH Z rich 219
151. r wurden die thermischen chemischen und mechanischen Eigenschaften von zur Umkapselung des Rotormagneten geeigneten Fluorkunststoffen beschrieben Wichtiges Element dabei ist die Permeation von Ionen durch die Fluorkunststoffh lle und der damit einher gehende Korrosionsangriff auf den Permanentmagneten Die Permeation von Molek len wurde theoretisch und praktisch untersucht und es wurde gezeigt dass der Magnet nach langer Einsatzdauer zwar korrodieren kann aber eine Kontamination der Fl ssigkeit durch austretende Metallionen bei intakter Fluorkunststoffh lle nicht m glich ist Mit Prototypen von lagerlosen Pumpsystemen mit Dauertests und im Ein satz in chemischen Nassprozessen wurde die Tauglichkeit zur Forderung von heissen und aggressiven Fl ssigkeiten gezeigt 192 8 2 Ausblick 8 2 Ausblick Die n den praktischen Versuchen gewonnenen Erfahrungen und Erkennt n sse ermutigen zu weiterf hrenden Untersuchungen Um den Weg f r e nen industriellen Einsatz n Anwendungen mit hohen Prozesstemperaturen zu ebnen s nd noch einige Aspekte zu untersuchen Hier st vor allem die chemische Best ndigkeit und Dichtheit der Umkapselung des Permanent magneten zu erw hnen Erst Untersuchungen ber den Zeitraum von Jahren f r verschiedene Chemikalien k nnen zeigen wann die Korrosion des Magneten so weit fortgeschritten ist dass ein Platzen der Fluorkunststoff hulle eintreten kann oder der Impeller durch Aufblahung unbrauchbar wir
152. rahlung 3 3 Thermisches Modell des Scheibenl ufermotors 3 3 1 Mathematische Beschreibung der W rme bertragung durch thermisch elektrische Analogien 3 3 2 Geometriebasiertes Widerstandsmodell 3 4 FEM Thermik Analyse des Scheibenl ufermotors 3 4 1 Simulationssoftware 3 5 Diskussion 42 43 45 45 48 49 53 53 56 60 62 64 64 67 75 81 8 83 91 91 92 KAPITEL 4 K HLKONZEPTE 4 1 K hlung warum 4 2 K hlk rpervergleich 4 3 Passive K hlung 4 4 Aktive K hlung 4 4 1 Luftkuhlung 4 4 2 Wasserk hlung 4 5 Bewertung 4 6 Isolationssysteme KAPITEL 5 SENSORKONZEPTE Sl Temperaturstabile Sensorelektronik 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor 321 Berechnung des Rotorwinkels 922 Konsequenzen der Winkelberechnung 5 2 3 Ergebnisse KAPITEL 6 MAGNET FL GELRAD UND CHEMISCHE RESISTENZ 6 1 Magnetmaterialien 6 2 Fl gelrad 6 3 S ureresistenz Inhaltsverzeichnis 93 95 96 107 112 112 119 126 127 131 131 132 132 136 142 147 149 157 161 Inhaltsverzeichnis 6 3 1 Standzeit eines Laufrades Korrosion 6 3 2 Im Betrieb KAPITEL 7 REALISIERUNG 7 1 Pumpenpr fstand 2 Kuhlsysteme 12 1 Luftk hlung 1 22 Wasserk hlung 7 3 Sensorlos 7 4 Dauertests KAPITEL 8 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK 8 1 Zusammenfassung der Arbeit 8 2 Ausblick KAPITEL A ANHANG A 1 Bearingless Pump System BPS 3 A 2 Bearingless Pump System BPS 4 A 3 Th
153. ratur ber dem Pumpen durchfluss und der Drehzahl aufgeplottet Die Sensorplatine tiberschreitet erst bei Drehzahlen gegen 8000 rpm die Grenze von 90 C Die eingezeich neten realen Messwerte zeigen die gute Genauigkeit des thermischen Mo dells 100 5000 rpm 6000 rpm O 7000 rpm 8000 rpm 3 9 Messwerte z oO 80 gt 70 0 10 20 30 40 50 60 70 Volumenstrom min Abbildung 4 24 Motortemperaturen an der Sensorplatine bei Geh use mit 60 Rippen und forcierter Luftk hlung mit Wirbelrohr Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 3 C Lufttempe ratur 30 C Umgebungstemperatur 118 4 4 Aktive K hlung 4 4 2 Wasserk hlung Das n chst leistungsst rkere Konzept zur Abf hrung von Warmeenergie ist nach der forcierten Luftk hlung eine K hlung mit str mendem Wasser Kuhlzapfen Mit K hlzapfen wird eine mit Wasser betriebene Kuhleinrichtung benannt die im Zentrum des lagerlosen Motors eingebaut wird Im Innern des Mo tors steht freier Platz zu K hlzwecken zur Verf gung weil durch die Tem pelbauweise dort keine Motorkomponenten vorhanden sind In Abbildung 4 25 ist die Einbaulage des K hlzapfens 1m Motor anhand eines Schnittbil des gezeigt Die Aussenseite des Zapfens steht in engem Kontakt zu den Lager und Antriebsspulen zum Eisenrtckschluss und zur Sensorplatine All diese Komponenten k nnen durch den K hlzapfen gut gek hlt werden wobei vor allem die Kthlung der Sensorplatine wich
154. raturen an der Sensorplatine bei Mantelk hlung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 13 C K hlwas sertemperatur 30 C Umgebungstemperatur 125 Kapitel 4 K hlkonzepte 4 5 Bewertung Die vorgestellten K hlkonzepte um den Einsatzbereich der lagerlosen Pumpe auf Anwendungen mit hohen Medientemperaturen auszudehnen we sen unterschiedliche Vor und Nachteile auf Die pass ve nat rliche Konvektionsk hlung l sst auch bei Geh usen mit optimierten Finnengeo metrien keinen Betrieb mit hohen Medientemperaturen zu Eine forcierte Luftk hlung l sst die Temperaturen der Sensorplatine nur bei geringer Mo torleistung m zul ssigen Bereich Erst eine erzwungene Luftk hlung mit aus einem Wirbelrohr erzeugter kalter Luft erm glicht einen Betrieb n die sem Einsatzgebiet Diese Methode birgt den Nachteil eines grossen Druck luftverbrauchs in sich der mit dementsprechend hohem Energieaufwand bezahlt werden muss Die mit Wasser arbeitenden K hlmethoden weisen eine gr ssere Leistungsfahigkeit auf und halten den Motor auch bei grosser hydraulisch erbrachter Leistung unterhalb kritischer Temperaturen In Tabelle 4 8 s nd d e Vor und Nachteile der K hlmethoden zusammenge fasst und bewertet ee Druck irbel Kriterium Pass v ideas Zapfen Mantel luft rohr Aufwand M glichkeit zur optiona a len Verwendung po Pept EE BEE BEZ EN Energieverbrauch 0 geeignet f r Anwendung mit 150 C Medium gut brauchbar One
155. rderungen der Nasschemie erf llen sind aus schliesslich hermetische F rdersysteme In der Halbleiterindustrie ber nehmen haupts chlich Balgen und Membranpumpen oder magnetgelagerte Kreiselpumpen die Chemikal enf rderung 28 1 1 Stand der Technik 1 1 3 Balgenpumpen Druckluftbetriebene Balgenpumpen bestehen m Innern aus zwei durch e n Gest nge verbundene Balgen wie dies Abbildung 1 7 zeigt Durch abwech selndes Zuleiten von Druckluft in die beiden Luftkammern werden die B l ge hin und her bewegt wobei Fl ssigkeit durch ein Einlassventil in eine Fl ssigkeitskammer gelangt und gleichzeitig Fl ssigkeit aus der anderen Kammer ber ein Auslassventil gef rdert wird Die Endanschl ge der B lge werden durch N herungsschalter detektiert und zur Ansteuerung von Pneu mat kventilen verwendet welche die rhythmische Druckluftzuleitung zu den Kammern sicherstellen Flussigkeitskammer Auslassventile Balg Einlassventile Luftkammer Abbildung 1 7 Schematische Darstellung einer Balgenpumpe Die pneumatische Ansteuerung bietet den Vorteil dass s e s cherheitstech nisch bez glich Brandgefahr bedenkenlos ist Sie erzeugt aber bei der Line arbewegung viel L rm und Vibrationen Aufgrund des F rderprinzips ergibt sich keine kontinuierliche Str mung was die Prozessqualit t beeintr chti gen kann Mit Pulsationsd mpfern kann die pulsierende Str mung bis zu einem gewissen Grad ausgeglichen werden Solche D mpfer ben ti
156. rk Kapitel 18 Kuep84 K PFM LLER K Einf hrung in die theoretische Elektrotechnik 11 Auflage Springer Verlag Berlin 1984 Lev 06 LEVITRONIX GMBH Benutzerhandbuch lagerloses Pumpsystem 2006 Micr05 MICRO VALUE AG Chip Herstellung Zurich 2002 Neff03 NEFF M Magnetgelagertes Pumpsystem f r die Halbleiterferti gung Dissertation ETH Z rich 2003 Nr 15217 Neub97 NEUBAUER R E Auslegung und Betrieb energieoptimaler An triebssysteme V orlesungsskript ETH Zurich 1997 Paus95 PAUS H J Physik in Experimenten und Beispielen Wien Han ser 1995 Perr97 PERRY R H DON W GREEN Perry s Chemical Engineers Handbook seventh edition McGraw Hill 1997 Rode02 RODEWALD W M KATTER G W REPPEL Fortschritte bei pul vermetallurgisch hergestellten Nd Fe B Magneten Hagener Symposium Pulvermetallurgie Band 18 2002 p 225 245 Ruge91 RUGE I H MADER Halbleiter Technologie Springer Verlag ISBN 3 540 53873 9 3 Auflage 1991 Scha03 SCHARFENBERGER G E Wasserfreie polymere Protonenleiter f r Brennstoffzellen durch Immobilisierung von Imidazol Disser tation der Johannes Gutenberg Universitat in Mainz 2003 216 Literaturverzeichnis Scha99 SCHABACKER T Ein Beitrag zur Optimierung der W rmeabfuhr in der Elektrotechnik durch K hlk rper Dissertation 1999 Schl96 SCHLIPF MICHAEL GERNOT LOHR KLAUS HINTZER JIM ABATE ROB SPELL Hostaflon TFM Second Generatio
157. rmisches Modell der lagerlosen Pumpe erarbeitet und mit thermischen S mulationen von Programmen mit Finite Elemente Berechnung verglichen Kapitel 4 stellt verschiedene K hlkonzepte f r den magnetgelagerten Scheibenl ufermotor vor und untersucht ihre Wirksamkeit in Bezug auf die M glichkeit der F rderung von heisser Fl ssigkeit durch die lagerlose Pumpe Die Position des schwebenden Rotors im Scheibenlaufermotor muss durch Sensoren erfasst werden Kapitel 5 beschreibt Sensorkonzepte die einen Betrieb der Pumpe mit heisser Fl ssigkeit ohne Motork hlung zulassen Kapitel 6 untersucht die Problemstellungen in Bezug auf den von heissen und aggressiven Chemikalien umgebenen Impeller Dies betrifft d e aus Fluorpolymer bestehende Umkapselung des Permanentmagneten den Mag neten selbst sowie die Hydrodynamik der Kreiselpumpe Kapitel 7 zeigt wie Pumpen bei hohen Betriebstemperaturen getestet wer den Ausserdem werden die Realisierung der Kuhlsysteme spezielle Moto ren aus temperaturfesten Materialien und Resultate von Dauertests vorge stellt In der Zusammenfassung und im Ausblick werden die wichtigsten Punkte der Arbeit zusammengefasst und auf zuk nftige Forschungs und Entwick lungsrichtungen hingewiesen 3 Kapitel 1 Einleitung 38 Kapitel 2 Magnetlagerung Die Bewegung eines starren K rpers im Raum weist sechs r umliche Frei heitsgrade auf Beim Rotor einer Maschine bleibt ein Freiheitsgrad zur Ro tation um sei
158. rseite der Eisenklaue Die Wirkung einer solchen Isolation ist aus zwei Gr nden nicht beson ders hoch Erstens wird die Eisenklaue bereits an der Stelle 1 aufge warmt und ist hier schon warm Zweitens liegt zwischen Pumpenkopf 128 4 6 Isolationssysteme und Oberseite der Klaue ein isolierender Luftspalt und von einer Mass nahme zur Isolation muss eine Verbesserung der bereits erreichten Isola tionsg te erwartet werden k nnen Isolierung zwischen Sensorplatine und Lagerspulen Eine Isolierung zwischen Sensorplatine und Lagerspulen ist nur dann s nnvoll wenn die Spule w rmer ist als die Platine Dies ist nur bei kal tem Fordermedium gegeben Im umgekehrten Fall sperrt eine Isolierung die Warmeabgabe der Platine ber die Spule ans Geh use Isolierung zwischen Sensorplatine und Motorzentrum Eine Isolierung unterhalb der Sensorplatine gegen den Motor ist wieder nur bei kaltem F rdermedium sinnvoll um die Platine gegen den speziell bei hohen Drehzahlen stark erw rmten Eisenruckschluss abzuschirmen Bei heissem Pumpmedium verhindert sie die W rmeableitung der Sen sorplatine Isolierung zwischen Sensorplatine und Pumpenkopf Eine Isolierung der Oberseite der Sensorplatine gegen ber dem Pum penkopf ist m glich wirkt sich aber bei Anwendungen mit kaltem F r dermedium negativ auf die K hlung des Motors aus Bei Betrieb mit heissem Pumpmedium sind keine negativen Effekte zu erwarten Die Isolation muss allerdings dunn
159. rtemperaturen an der Sensorplatine bei passiver K hlung und Geh use mit 60 Rippen Betriebspunkt 100 C Medientemperatur 30 C Umgebungstemperatur Abmessungen der Rippen Warmewiderstand des Geh uses bei Variation der Finnenanzahl ohne Einbezug der W rmestrahlung Verlustleistung 25 W Lufttemperatur zwischen den Finnen bei zu engem 4 8 mm und optimiertem 6 7 mm Finnenabstand Warmewiderstand des Geh uses bei Variation der Finnenlange bei 48 Finnen ohne Einbezug der W rmestrahlung Verlustleistung 25 W Motortemperaturen an der Sensorplatine bei optimiertem Geh use mit 48 Rippen und passiver K hlung Betriebspunkt 100 C Medientemperatur 30 C Umgebungstemperatur Druckluftk hlung K hlmantel Drossel Temperatur und W rmeflussverteilung m Motor mit Druckluftk hlung Betriebspunkt 101 102 103 104 107 108 108 109 110 111 112 205 Abbildungsverzeichnis 150 C Medientemperatur 25 C Lufttemperatur 25 W Verlustleistung m Motor Abbildung 4 20 Temperaturverteilung im Motor mit Druckluftk hlung berechnet mit dem Widerstandsmodell Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 25 C Lufttemperatur 25 W Verlustleistung im Motor Abbildung 4 21 Motortemperaturen an der Sensorplatine bei Gehause mit 60 Rippen und forcierter Luftkuhlung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 20 C Lufttemperatur 30 C Umgebungstemperatur Abbildung 4 22 Gehausetemperatur bei Variation der Finnenanzahl
160. st Um die Temperatur 1m Motor und damit die Temperatur der Positionssenso rik f r beliebige Betriebspunkte des Pumpsystems vorauszusagen wurde ein thermisches Modell erstellt das die Motorverluste berechnet die War meverteilung bestimmt und verschiedene K hlmethoden ber cksichtigen kann Als K hlmethoden wurden fur die Pumpe mit Luft und Wasser arbei tende K hlkonzepte vorgestellt welche die Elektroniktemperatur 1m Motor auch beim Betrieb mit bis zu 150 C heissen Fordermedien in zulassigen Bereichen halten 19 Kapitel 8 Zusammenfassung und Ausblick Das entworfene Sensorkonzept bietet d e M glichkeit zum Betrieb der Pumpe mit heisser Fl ssigkeit ohne K hlung des Motors Dabei wird auf einen Teil der Sensoren verzichtet so dass s mtliche Elektronik ausserhalb des lagerlosen Motors untergebracht werden kann Die fehlenden Sensorin formationen werden aus motorinternen Gr ssen berechnet und erlauben mit Hilfe eines gr sseren Softwareaufwandes den Betrieb der magnetgelagerten Kreiselpumpe Dabei m ssen geringe Leistungseinbussen hingenommen werden Der von heissen und aggressiven Chemikalien umgebene Rotor des Pump systems muss hohen Anforderungen gen gen Behandelt wurden d e Wahl des f r den Anwendungszweck richtigen Magnetmaterials und dessen tem peraturabh ngige Eigenschaften Um die chemische Resistenz des metalli schen Rotormagneten zu gew hrleisten st eine hermetisch dichte Umkap selung unumg nglich Hie
161. start und Entste hungsort 54 Kupferverluste Hystereseverluste Wirbelstromverluste 3 1 Verluste im Pumpsystem Durch den ohmschen Widerstand generierte Verluste in den stromdurchflossenen Kupferwicklungen Der drehende Pergamentmagnet m Rotor erzeugt ein sich zeitlich nderndes Magnetfeld m Eisenkreis Die Ummagnetisierung des Eisens erzeugt Verluste Ein zeitlich nderndes Magnetfeld wiederum gene riert durch den drehenden Rotor erzeugt in elektrisch leitenden Materialien Wirbelstr me Der ohmsche Widerstand des Materials f hrt zu ohmschen Verlus ten Hysterese und Wirbelstromverluste werden auch als Eisenverluste be zeichnet Im Motor erw rmen s ch aufgrund der Wandlungsverluste folgen de Motorkomponenten Wicklungen Eisenkreis Motorgehause Rotor Die bestromten Wicklungen von Antrieb und Lager erwarmen sich durch die ohmschen Verluste Der geblechte Eisenkreis erwarmt sich durch die vom wechselnden Magnetfeld verursachten Hysterese und Wirbelstromverluste Das s ch zeitlich ndernde Streufeld des Rotors er zeugt Wirbelstr me im Motorgeh use aus Alumini um und diese generieren ohmsche Verluste Weil die se Verluste nur vom Streufeld des Rotors hervorgeru fen werden sind sie sehr klein und werden hier nicht genauer erl utert Durch die offenen Nuten des Eisenkreises pulsiert das Feld im aus einem Permanentmagneten bestehen den Rotor und erzeugt Wirbelstromverluste Da der
162. stimmte Bauteile nur bis zu einer Temperatur von 90 C spezifiziert sind Daher wird die Temperatur auf der Sensorplatine stets gemessen und berwacht Eine der wichtigsten Aufgaben dieses Mo dels ist die Vorhersage der Temperatur der Sensorplatine um den Betriebs bereich der Pumpe je nach Anwendungsfall entsprechend zu limitieren oder die richtige K hlmethode zu w hlen Da der Aufbau des Motors streng zylindrisch und stets rotationssymmet risch konstruiert ist kann das Modell ebenfalls nach diesen Gesichtsz gen entworfen werden So wird das Modell aus vielen d nnen zylindrischen Scheiben und aus d nnen Zylinderw nden zusammengesetzt 83 Kapitel 3 Thermisches Modell Pumpenkopf Eisenklaue Lagerspule Antriebsspule Gehause Eisenruckschluss Sensor PCB Abbildung 3 19 Schnittbild einer lagerlosen Pumpe Bei den Scheiben wie in Abbildung 3 20 gezeigt fliesst der Warmestrom nur in orthogonaler Richtung zur Scheibenflache Daher bestimmt sich der thermische Widerstand f r die Warmeleitung oder W rme bergang zu R R 3 56 Abbildung 3 20 Zylindrische Scheibe zur Modellbildung 84 3 3 Thermisches Modell des Scheibenl ufermotors Bei einer d nnen Zylinderwand des Modells findet ein W rmetransfer wie in Abbildung 3 21 illustriert nur n radialer Richtung statt Der thermische Widerstand einer solchen Schicht berechnet s ch nach _ 5b _ 4 Ah r 7 2rahr 3 57 euere rn
163. sts A u 3 Antriebsstrom lt 2 8 5 E 5 15 5 2 ae E c Axialposition 0 A 2 Lagerstrom 2 0 100 200 300 400 Zeit Tage Abbildung 7 15 Verl ufe der Motorstr me und der Axialposition des Im pellers w hrend des Dauertests 180 140 120 100 80 Motor Temperatur C Umgebung Druckluft 0 100 200 300 400 Zeit Tage Abbildung 7 16 Verl ufe der Motor und Umgebungstemperaturen w h rend des Dauertests 189 Kapitel 7 Realisierung 190 Kapitel 8 Zusammenfassung und Ausblick 8 1 Zusammenfassung der Arbeit Zur Herstellung von integrierten Schaltungen behandelt d e Halbleiterin dustrie Siliziumwafer in mehreren Prozessschritten mit Chemikalien Diese aggressiven Prozessfl ssigkeiten m ssen durch Pumpsysteme gef rdert werden ohne dass die Medien durch dar n losliche Substanzen oder Partikel kontaminiert werden Der lagerlose Scheibenl ufermotor als Antrieb einer Kreiselpumpe kann diese Anforderungen gut erf llen und tr gt durch den kontinuierlichen F rderstrom zu einer hohen Prozessqualitat bei Die aus Effizienzgr nden vor allem bei tzprozessen auftretenden hohen Prozesstemperaturen verlangen nach einem f r hohe Betriebstemperaturen geeigneten lagerlosen Pumpsystem Die n Bezug auf heisse F rdermedien kritischsten Komponenten m Schei benl ufermotor sind die Elektronik zur Positionserfassung des Rotors und der Rotor selb
164. t Der Abstand zwischen den einzelnen Finnen muss gross genug gewahlt werden damit die Luft zwischen den Finnen zirkulieren kann Diese beiden Bedingungen widersprechen sich und daher existiert eine op timale Anzahl Finnen fur einen bestimmten Betriebspunkt 3 ad I Nn 23 gt ho Nn Warmewiderstand K W Berechnung Simulation 10 20 30 40 50 60 70 80 Anzahl Finnen Abbildung 4 14 W rmewiderstand des Geh uses bei Variation der Finnen anzahl ohne Einbezug der W rmestrahlung Verlustleis tung 25 W 108 4 3 Pass ve K hlung F r eine abzuf hrende Verlustleistung von 25 W wurde der W rmewider stand des K hlk rpers mit unterschiedlicher Anzahl von Finnen simuliert und berechnet Die Simulation ist eine fluiddynamische Finite Elemente Simulation Die Berechnung basiert auf den Grundlagen in Kapitel 3 2 2 und auf dem in Kapitel 4 2 beschriebenen Berechnungsablauf Berechnung und Simulation zeigen wie in Abbildung 4 14 zu sehen ist von der Form her hnliche Verlaufe des Warmewiderstandes in Abh ngigkeit der Finnen anzahl allerdings mit geringer Abweichung zueinander Die Finnenanzahl fur optimale Kthlung liegt zwischen 40 und 50 Finnen was hier einem Fin nenabstand zwischen 6 5 und 8 5 mm entspricht Was diese Erhohung des Finnenabstandes f r die Luftstromung bedeutet kann in Abbildung 4 15 klar erkannt werden 55 rg T3 A _ 61 55 49 43
165. t steigt die Motortemperatur des Standard BSM 3 Mo tors siehe Datenblatt im Anhang A 1 bereits bei 100 C warmem F rder medium auf unzul ssig hohe Werte an Die Temperatur der Sensorplatine bleibt nur f r ganz geringe erbrachte hydraulische Leistungen unterhalb der kritischen Grenze von 90 C An einen Betrieb bei noch heisseren Medien ist nicht zu denken Die Elektronik auf der Sensorplatine wurde nur kurze Zeit einwandfreie Funktion gew hrleisten k nnen 140 3 130 E 120 as 2 110 100 O gt 90 80 0 10 20 30 40 50 60 70 Volumenstrom min Abbildung 4 12 Motortemperaturen an der Sensorplatine bei passiver K h lung und Gehause mit 60 Rippen Betriebspunkt 100 C Medientemperatur 30 C Umge bungstemperatur Die Ursache der sehr hohen Motortemperatur liegt am schlechten K hlver m gen des berippten Standard Geh uses mit 60 Finnen dessen Rippengeo metrie f r eine nat rliche Konvektionsk hlung ung nstig gew hlt ist Die genauen R ppendimensionen kann Abbildung 4 13 entnommen werden 107 Kapitel 4 K hlkonzepte 2 0 In mm lt _ gt lt 4 8mm _x _ Abbildung 4 13 Abmessungen der Rippen beim Geh use mit 60 R ppen Bei der Wahl einer guten Finnenkonfiguration sind zwe Punkte wichtig Die Anzahl der Finnen sollte m glichst gross gew hlt werden da mit die Oberfl che ber welche die W rme abgegeben wird m g lichst gross is
166. t geringerer Temperatur Dies f hrt zu einem Abbau der die Leitung verursachenden Temperaturdifferenz sofern diese nicht durch Warmezufuhr an der warmeren Stelle und Warmeabfuhr an der kalteren Stelle aufrechterhalten wird Die Leitung wird als station r bezeichnet wenn die Temperaturdifferenz Av konstant ist Andernfalls handelt es sich um eine instationare Leitung W rmeleitungsvorg nge werden durch die W rmeleitungsgleichung von Fourier beschrieben Gott54 64 3 2 W rmetransport a2 aa 3 13 dt dx Der Quotient dO dt wird als W rmestrom bezeichnet A ist die Fl che wel che rechtwinklig zur Richtung des Warmestromes steht und dy dx ist die Temperaturanderung tber die Distanz in Richtung des Warmestromes auch bezeichnet als Temperaturgradient Der Faktor A bezeichnet die Warmeleit f h gkeit des Materials F r komplexe Materialstrukturen kann die Warme leitungsgleichung von Fourier nur mit Hilfe von numerischen Methoden gel st werden F r einfache Materialgeometrien bei station ren Zust nden kann die W rmeleitung durch eine Materialschicht folgendermassen be stimmt werden AG O 2A 3 14 Speziell fur die ebene Wand mit n Schichten wie in Abbildung 3 10 gilt A 9 9 OA vt 3 15 1 2 On A A Git X Abbildung 3 10 Temperaturverlauf in ebener Wand mit n Schichten Bei der W rmeleitf higkeit eines Materials muss ber cksichtigt werden dass dieser Faktor selbst temperaturabh ngi
167. t vergleichbar mit Wasser Die niedrigere Dichte verringert den durch die Pumpe erreichbaren Differenzdruck was sich durch das dich teproportionale Verhalten des Pumpendifferenzdruckes leicht umrechnen l sst 0 827g cm 0 778 cm 0 758 cm Tabelle 7 1 Viskosit t und Dichte in Abh ngigkeit der Temperatur des Motorex Synpress Iso 32 Oels Der Pumpenpr fstand besteht aus einer 1 5 m mal 1 m grossen Edelstahl wanne in der ein Ger st aus Aluminiumprofilen steht An diesem Ger st s nd s mtliche Installationen befestigt und die Edelstahl Seiten und Decken elemente zum Verschliessen des Pr fstandes verschraubt Frontseitig dient eine hochschiebbare Polycarbonatscheibe f r Einblick und Zugang Der 50 fassende Oeltank enth lt eine 2 5 kW Heizung mit doppeltem bertempera turschutz Die Heizleistung wird durch einen Prozessregler gesteuert um d e Temperatur des Oels genau einzuhalten und Temperaturprofile zu fah ren Die Durchflussmessung der Pumpe erfolgt durch eine Kleinmessstrecke mit Normblende der Firma Dosch Messapparate Die resultierende Druck differenz vor und hinter der Blende w rd gemessen und einem Durchfluss zugeordnet Selbstverstandlich wird auch der erzeugte Differenzdruck ber der Pumpe erfasst Druck und Durchflussanzeige sind zusammen mit dem Prozessregler n einem Geh use untergebracht Abbildung 7 2 zeigt den Flussigkeitskreislauf und die Messger te im Pumpenpr fstand 177 Kapitel 7 Realisierung
168. te in Abhangigkeit der Temperatur des Eisenkreises Temperatur des Neodym 633HR Magneten konstant 30 C Anlaufmoment zu Antriebsstrom in Abh ngigkeit der Temperatur des Neodym 633HR Magneten Leistungsaufnahme des Antriebs bei var erender hydraulischer Last mit heissem und kaltem Neodym 633HR Magneten Temperaturverlauf n ebener Wand mit n Schichten W rme bergang zwischen Fluid und Festk rper Nat rliche Konvektion um einen liegenden Zylinder W rme bergangskoeffizient eines liegenden Zylinders mit einem Durchmesser von 120 mm ber der Temperaturdifferenz zwischen Umgebunsgsluft und Zylinder W rmestrahlung der Fl che A Innen und Mantelrohr mit den Oberfl chen 4 und A gt Effektiver Emissionsgrad f r ffnungen von rechtwinkligen Nuten n Abh ngigkeit von L h und dem Emissionsgrad der Wand nach Spar66 31 58 59 60 6l 63 65 67 69 69 75 76 78 203 Abbildungsverzeichnis Abbildung 3 17 Warmebild eines K hlk rpers zur Demonstration des Einflusses der Nutform auf den Emissionsgrad Abbildung 3 18 Analogien zwischen elektrischen und thermischen Systemen Abbildung 3 19 Schnittbild einer lagerlosen Pumpe Abbildung 3 20 Zylindrische Scheibe zur Modellbildung Abbildung 3 21 D nne Zylinderwand zur Modellbildung Abbildung 3 22 Thermisches Ersatzschaltbild des Scheibenl ufermotors Abbildung 3 23 Geometrien des Motormodells Abbildung 3 24 Rekursive L sung des Mode
169. teilen Wafer Rohling p Strukturfertigung front end FEOL BEOL je 5 25 Zyklen i i re a Wafer mit Chips Abbildung 1 3 Strukturfertigung auf dem Wafer Die Einzelprozesse lassen sich vereinfacht den folgenden vier Gruppen zu ordnen Beschichtungstechnik Lithographie Atztechnik und Dotiertechnik Dazwischen sind jeweils verschiedene Reinigungs und Planarisierungs 22 1 1 Stand der Technik schritte notwendig Die Schritte im FEOL werden rund 10 Mal wiederholt diejenigen im BEOL etwa 7 Mal Beschichtungstechnik Die beiden ersten Prozessschritte geh ren zur Gruppe der Beschichtungstechnik Dabei werden auf der Scheibenober fl che eine isolierende S l z iumdioxidschicht und eine polykristalline Siliziumschicht aufgebracht Polykristallin bedeutet dass die Schicht aus aneinander liegenden S liz umk rnern besteht Diesen Prozess schritt nennt man Oxidation Die Oxidation bildet durch Erw rmen des Waters auf ca 1000 C in einer Atmosph re aus hochreinem Sauerstoff und Wasserstoff d nne Schichten von Siliziumdioxid im S l z umsub strat Auf dem polykristallinen Silizium wird dann ein lichtempfindli cher Lack Fotolack photoresist abgeschieden Der Fotolack wird n fl ss ger Form auf den Wafer aufgeschleudert spin coating spin on wobei der Wafer um eine gleichm ssige Schichtdicke zu erzielen mit b s zu 3000 U min rotiert Neben der Oxidation kommen je nach Art und Material der Beschich
170. tfluss ru f r negative Auslenkungen eine noch geringere Positionsabhangigkeit durch die L formig gebogenen Eisenklauen Dies verunm glicht ein Erkennen der Axiallage des Rotors um eine Kontakt zwischen Impeller und Boden des Pumpenkopfes zu vermeiden Zugute kommt diesem System dass der Im peller nur durch den Axialschub einer hoherviskosen Fl ssigkeit nach unten gedr ckt wird f r alle anderen Betriebsfalle wird der Impeller zum Deckel des Pumpenkopfes hingedr ckt 146 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemi sche Resistenz Bei der Produktion von Halbleiterbausteinen auf S l z um Basis kommen usserst aggressive Prozessmedien zum Einsatz Dies sind meist Mischun gen aus verschiedenen S uren Basen Oxidations und L sungsmitteln Besonders mit S uren ausgef hrte tzprozesse von Siliziumwafern finden aus Effizienzgr nden auch bei erh hten Temperaturen statt An diese Pro zessflussigkeiten werden sehr hohe Anforderungen bez glich Reinheit ge stellt Von allen Teilen einer Produktionsanlage in der Halbleiterindustrie werden durch die chemisch aggressiven Fl ssigkeiten und ihre hohen Reinheitsan forderungen spezielle Eigenschaften gefordert Aus diesem Grund bestehen fast alle flussigkeitsbenetzten Komponenten aus Fluorkunststoffen oder Quarzglas Diese speziellen Materialanforderungen gelten nat rlich auch f r das lager lose Pumpsystem Vor allem der Impeller st w e n Abbildung 6 1 ersicht lich vollst nd
171. tig ist Pumpenkopf Sensor PCB Lagerspule Eisenklaue Antriebsspule Kuhlzapfen Abbildung 4 25 Einbaulage des K hlzapfens 1m Motor Der Aufbau des K hlzapfens gleicht einem C f rmigen Zylinder Diese Form ist n tig um die am Boden des Motors eintretenden Kabel zur Sensor platine f hren zu k nnen In Abbildung 4 26 links sind der Motorboden 119 Kapitel 4 K hlkonzepte zusammen mit dem K hlzapfen zu sehen Es wird ersichtlich w e d e Kabel von den beiden Kabelkan len 1m Boden ungehindert ins Zentrum des K hl zapfens gelangen k nnen und von dort nach oben hin zur Sensorplatine Diese Bauweise bietet den weiteren Vorteil dass diese K hlung bei vorbe reitetem Motorboden optional verbaut werden kann Die Montage ist ohne Zerlegen des Motors m glich Abbildung 4 26 Ansicht f r Kabeldurchf hrung und Explosionszeichnung des K hlzapfens K hlzapfenabmessungen Aussenruch messer 40 mm Innendurchmesser 24 mm H he 60 mm Durchmesser K hlkan le 4 mm Abbildung 4 26 rechts zeigt die Explosionsdarstellung des aus drei Teilen bestehenden Kuhlzapfens Nicht abgebildet sind die zwei zwischen den Tei len liegenden Dichtungsmatten Der K hlzapfen mit seinen innenliegenden Kan len zur F hrung des Wassers und der C f rmige Abschlussdeckel s nd aus Edelstahl gefertigt Zur Gew hrleistung der Resistenz gegen ber ag gressiven Umgebungsbedingungen besteht das Bodenteil zur Befestigung am Motor und zur Aufnahm
172. tlich dass sich die Amplitude der induzierten Spannung erst bei grossen Auslenkungen verringert Diese beiden Impeller weisen unterschiedliches Axialpositionsverhalten auf was die Vergleich barkeit der induzierten Spannungen bei ansonsten identischen Betriebsbe dingungen ermoglicht Beim spezial Rotor sind die Druckausgleichsboh rungen im Zentrum des Rotors verschlossen dies ver ndert sein Axialposi tionsverhalten und l sst ihn axial in positiver Richtung ansteigen 140 14 in Standard Rotor gt Spezial Rotor g e0 100 10 amp a we Sits ROO ncn ae gg r Spannung we E 2 60 6 5 5 lt N O 3 40 4 iz Axiale Auslenkung a 20 2 0 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Drehzahl rpm Abbildung 5 10 Induzierte Spannung ber der Rotordrehzahl f r zwei Ro toren mit unterschiedlichem Axialpositionsverhalten Fur ax ale Auslenkungen in positiver Richtung der z Achse wird eine zu grosse Auslenkung erkannt und es wird als Sicherheitsmassnahme eine Drehzahlreduktion des Rotors veranlasst um eine Ber hrung mit dem Pum penkopf zu vermeiden Fur axiale Auslenkungen des Rotors in negativer 145 Kapitel 5 Sensorkonzepte Richtung der z Achse also in Richtung des Bodens des Pumpenkopfes ist die Detektion zu grosser Positionsverschiebungen sehr schwierig Erstens ist der Raum f r Auslenkungen in Richtung des Bodens kleiner als in Rich tung des Deckels im Pumpenkopf und zweitens zeigt der Luftspal
173. ttelpunkt des Rotors wird nur Idealerweise mit dem geometrischen zusammenfallen was zu Problemen wie Vibrationen f hren kann L sungsvorschl ge zur regel technischen Kompensation finden sich in Huet03 Abbildung 2 2 Positions und Winkelkoordinaten des Rotors Die Regelung von Elektromotoren mit drehzahlsynchronen Str men in den Wicklungen des Stators wird oft feldorientiert realisiert das heisst die Gr ssen werden n einem mit dem Rotor mitdrehenden Koordinatensystem ver arbeitet So werden s e f r einen auf dem Rotor sitzenden Betrachter zu einfach regelbaren Gleichstromgr ssen Die elektrischen Gr ssen des lagerlosen Motors werden als Vektorgr ssen im Stator und im Feldkoordinatensystem dargestellt wobei es sich um or thogonale dg Zweiphasensysteme handelt wie in Abbildung 2 3 dargestellt 40 2 1 Der lagerlose Scheibenl ufermotor Die Umrechnung zwischen den beiden Koordinatensystemen erfolgt wie n den Gleichungen 2 1 b s 2 4 beschrieben mittels einer Drehtransforma tion ber den Drehwinkel yr Formelschreibweise nach Huge04 Abbildung 2 3 Zusammenhang zwischen Stator und Feldkoordinatensys tem pa rs R Yr ga 2 1 COSY sin y sR e i 2 2 SiN y COSY sa seR Yr ra 2 3 2 4 seR Yr rs R y y o azr nd SINY COSY In der Beschreibung des lagerlosen Motors sind zwei verschiedene elektri sche Systeme von Bedeutung Das Antriebssystem mit der Polpaarzahl Pa 1
174. tungsschicht weitere Verfahren zur Anwendung Schichten aus Alumi n um oder Kupfer k nnen beispielsweise durch Kondensation des ent sprechenden Materialdampfes auf dem Wafer aufgebracht werden Physikalische Gasphasenabscheidung physical vapor deposition kurz PVD Isolationsschichten oder Opferschichten f r tzprozesse hinge gen werden auf der erhitzten Oberfl che aufgrund einer chemischen Reakt on m t dem Substrat aus der Gasphase abgeschieden Chemische Gasphasenabscheidung chemical vapor deposition kurz CVD Lithographie Der mit Fotolack beschichtete Wafer wird in einem Stepper ultravioletter Strahlung ausgesetzt Das streng monochromatische kurzwellige Licht mit einer Wellenl nge von 193 nm bertr gt das Ab bild einer Maske welche die sp tere Struktur des elektronischen Bau teils widerspiegelt auf den lichtempfindlichen Fotolack Die belichte ten Stellen des Fotolacks werden in einem Entwicklerbad entfernt tztechnik Durch Eintauchen in eine tzl sung oder durch Bearbeitung mit reaktiven Atomen werden nun die nicht durch Fotolack bedeckten Bereiche des polykristallinen Siliziums weggeatzt Anschliessend wird 25 Kapitel 1 Einleitung der restliche Fotolack durch nasschemische Verfahren oder durch Plasma Veraschung plasma ashing wieder entfernt strippen Dotiertechnik Es folgt die Dotierung der Halbleiterscheibe mit Fremdato men wie Phosphor Arsen oder Boratomen zur gezielten nderung der Leitf h
175. uck noch weiter angehoben werden Da die Absolutdruck Siedetemperaturkurve exponen tiell verl uft sind schnell Werte um 8 bar erreicht Diese hohen Dr cke w r den grosse konstruktive Anstrengungen verlangen und w rden erhebliche Sicherheitsfragen aufwerfen Zudem halten die aus Fluorkunststoffen gefer tigten Pumpenk pfe diesen Dr cken kaum stand Es muss demnach eine Fl ssigkeit gefunden werden die ohne erh hten Absolutdruck den geforder ten Temperaturen standh lt In Frage kommen nur Fl ssigkeiten ohne Was seranteil was auf eine Flussigkeit auf Oelbasis hinauslauft Hier fiel die Wahl auf das vollsynthetische Oel Synpress Iso 32 der Firma Motorex das sonst fur Verdichteranlagen verwendet wird Dieses weist fur Oel eine sehr niedrige Viskositat auf und enthalt keine Additive zur Viskositatsstabilisie 176 7 1 Pumpenpr fstand rung wie z B Motoren l Dies garantiert ein zeitlich stabiles Verhalten da diese Additive durch mechanische Belastungen zerschlagen werden und damit d e Eigenschaften des Oels beeinflussen Das Motorex Synpress Iso 32 weist einen Flammpunkt von 230 C auf was eine gen gend grosse Si cherheitsreserve zum Betriebspunkt bei 150 C gew hrleistet Die Viskosi t t siehe Tabelle 7 1 liegt bei Raumtemperatur nat rlich deutlich ber der von Wasser l sst aber eine F rderung durch die Pumpe problemlos zu Ab einer Oeltemperatur von 100 C st das Oel sehr d nnfl ssig und f r Pum penzwecke fas
176. um dies ist in Abbildung 4 19 gut zu erkennen Die stark erw rmten Bereiche des Motors liegen n der N he des mit heisser Fl ssigkeit gef llten Pum penkopfes Die FEM S mulation des Motors zeigt neben der Temperatur verteilung auch den Warmefluss Hier wird sehr deutlich wie die aus Elekt roblech gefertigten Eisenklauen als gute Warmeleiter fungieren und War meenergie vom Pumpenkopf in den Motor leiten Auch die durch den Kup feranteil gut leitende Sensorplatine weist eher eine hohe Warmeflussdichte auf Die Warme fliesst von da aus Uber die Kupferspulen des Lager und Antriebssystems zum Gehause und wird an die Umgebung abgegeben Temp Celsius HFlux Cin _150 _ 20000 135 15000 125 16000 113 14000 100 12000 _ 85 _ 10000 ra S000 63 e000 s0 4000 35 2000 25 T Abbildung 4 19 Temperatur und W rmeflussverteilung im Motor mit Druckluftk hlung Betriebspunkt 150 C Medientemperatur 25 C Lufttem peratur 25 W Verlustleistung im Motor Die mit dem Widerstandsmodell berechnete Temperaturverteilung in Abbildung 4 20 zeigt im Vergleich zur FEM Simulation ein sehr hnliches Bild In Tabelle 4 7 werden einzelne Punkte der beiden Modell verglichen 113 Kapitel 4 K hlkonzepte die Abweichungen der Temperaturwerte liegen im Bereich von einigen Grad Celsius Die Temperaturen der Vergleichspunkte liegen n der FEM Simulation auf leicht tieferem Niveau zeigen aber fast identische nderun gen wie die Wert
177. umpsystem 172 6 3 S ureresistenz ATOMIKA TXRF 8300W Measurement 1000 seconds Date 26 01 2006 Excitation W LB thin Filter None Wafertype details S D150 Flatted 0 System resolution 96 eV Element list DEFWL SQS Avg DT 22 6 6566 cps X 25 0 mm Y 25 0 mm Station 1 Slot 13 Sample tilt 2 2 mrad Reference count rate 667 12 5 07 VPD No Element Conc sigma Peak area sigma Fit index amp line 10 Atoms cm counts sec NaK Not detected Mg K lt 1101 993 0 05 0 17 18 4 Al K Not detected Si K 3158 29 2 44 172 1 P K Not detected S K 276 745 32 389 1 85 0 22 33 7 CIK 358 896 18 501 4 46 0 23 Det Ar 897 153 15 267 20 23 0 31 12 8 KK Not detected CaK Not detected TiK lt 4 119 0 19 0 16 0 1 VK Not detected Cr K lt 1 625 0 07 0 16 0 2 Mn K lt 0 958 0 04 0 15 0 1 Fe K 2 467 0 583 0 57 0 13 0 2 Co K Not detected 173 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz NiK 5 996 0 565 1 96 0 18 6 9 Cu K Not detected Zn K Not detected Sn L 63 554 7 839 4 61 0 57 18 3 Nd L lt 1 868 0 22 0 28 0 2 Der Impeller weist nach dieser Einsatzdauer keine Farbveranderungen auf und ist weiterhin masshaltig hat sich also nicht durch eventuelle Korrosion des Magneten aufgeblaht oder durch Hitzeeinwirkung verformt 174 Kapitel 7 Realisierung 7 1 Pumpenpr fstand Um Fl ssigkeitspumpen bei Einsatzbedingungen mit erh hten Temperatu ren zu pr fen k nnen n
178. und kaltem Neodym 633HR Ma gneten 63 Kapitel 3 Thermisches Modell 3 2 W rmetransport Die entstehenden Wandlungsverluste und die durch das Prozessmedium zugef hrte W rmeleistung muss der Motor um einer berhitzung vorzu beugen abf hren k nnen Es gibt drei elementare Mechanismen des Warmetransports Alle Mecha n smen k nnen gleichzeitig erfolgen W rmeleitung ist der Warmetransfer von einem Teil eines K rpers zu el nem anderen Teil desselben K rpers oder zwischen zwei in physikalischem Kontakt stehenden K rpern Dies st ein molekularer Vorgang W rmestr mung beschreibt den W rmetransfer von einem Punkt zu einem anderen innerhalb einer Fl ssigkeit oder eines Gases Bei nat rlicher Kon vektion wird die Bewegung der Fl ssigkeit oder des Gases alleine durch dessen unterschiedliche Dichte aufgrund unterschiedlicher Temperaturen hervorgerufen Bei erzwungener Konvektion wird das Medium mit Hilfe mechanischer Mittel in Bewegung gesetzt Strahlung g bt den W rmetransfer von einem K rper zu einem anderen K rper an die untereinander nicht in physikalischem Kontakt stehen durch Emission und Absorption elektromagnetischer Wellen 3 2 1 W rmetransport durch W rmeleitung Bei der W rmeleitung wird Warmeenergie innerhalb eines K rpers weiter geleitet An Stellen h herer Temperatur innerhalb eines Festk rpers sind die Amplituden der Gitterschwingungen gr sser und bertragen sich auf die Nachbargebiete mi
179. ungsmethode funktioniert einwandfrei steht aber der Idee der Magnetlagerung diametral gegen ber denn der Rotor schleift m schlechtesten Fall ber eine Drehung von 360 an der Geh usewand ent lang Bei einer Pumpe f r hochreine Prozessfl ssigkeiten der Halbleiterin dustrie kann das partikelgenerierende Schleifen des Impellers am Pumpen kopf nicht akzeptiert werden Daher muss die Winkellage des Rotors be stimmt werden bevor er sich bewegt Bei abgeschaltetem Magnetlager haftet der Magnet immer mit einem Pol an der Wand des Pumpenkopfes Mit Hilfe der Positionssensorik kann die Aus lenkung des Rotors aus der Mittelposition bestimmt werden und mit dem Wissen dass ein Magnetpol die Kontaktstelle am Rand bildet kann der Winkel der Magnetisierungsachse berechnet werden In Abbildung 5 3 st dieser Sachverhalt bertrieben dargestellt Der Winkel y der Magnetisie rungsachse bestimmt sich zu Abbildung 5 3 Winkelbestimmung des Rotor vor dem Aufstarten 137 Kapitel 5 Sensorkonzepte A Vi arctan 5 15 Nun ist der Winkel zwar bekannt aber es ist noch immer ungewiss mit welchem Pol der Magnet am Rand haftet Die Polfrage wird gekl rt indem die in Abbildung 5 4 skizzierten Prozessschritte durchlaufen werden Nach der Bestimmung des Winkels wird die Sollposition des PID Positionsreglers auf der Winkelachse des Magneten aber ausserhalb des m glichen Positi onsbereiches des Rotors gesetzt Nun m ssen zwei F lle unterschied
180. utral schlecht sehr schlecht Tabelle 4 8 Bewertungstabelle der K hlmethoden 126 4 6 Isolationssysteme 4 6 Isolationssysteme Die Temperatur eines Bauteils m station ren Zustand stellt sich durch die Warmewiderstande zu den Warmequellen und senken ein Indem durch K hlung entweder d e Temperatur oder der W rme bergangswiderstand zur W rmesenke verringert wird erw rmt s ch das Bauteil weniger stark Die Alternative w re eine thermische Isolation des Bauteils von der W rme quelle so dass es sich ebenfalls weniger erw rmt Inwieweit l sst s ch die ses Prinzip bei der lagerlosen Pumpe anwenden Entscheidend f r den Betrieb der Pumpe ist die Temperatur an der Sensor platine Damit sie sich weniger erw rmt m sste sie von warmen Motor komponenten in ihrer Umgebung isoliert werden Dies sind der Pumpen kopf mit dem heissen Fordermedium die Lagerspulen und die Eisenklauen Eine Isolation kann ihre Wirkung nur entfalten wenn ein Weg zur Warme ableitung unisoliert bleibt Ist ein Bauteil wie in Abbildung 4 34 links voll standig von einer Warmequelle umgeben kann eine Isolation nur die ther mischen Zeitkonstanten beeinflussen das Bauteil erwarmt sich weniger rasch nimmt aber dennoch die Temperatur der Warmequelle an Eine Isola tion eines Bauteils ist nur dann sinnvoll wenn eine Verbindung zu einer Warmesenke besteht wodurch das Bauteil die aufgenommene Warmeener gie wieder abgeben kann und sich somit nur leicht
181. vie rungsenergien als Funktion der Temperatur aufgeplottet D Dgpe 6 11 100 0 10 0 1 0 5 ies E4 40 kJ mol 7 E 30 kJ mol E4 20 kJ mol E 10 kJ mol Normierter Diffusionskoeffizien D D25 25 0 25 50 75 100 125 150 175 200 Temperatur C Abbildung 6 9 Arrhenius Gesetz gem ss Gleichung 6 11 f r verschie dene Aktivierungsenergien als Funktion der Temperatur Die Aktivierungsenergie f r einen elementaren Diffusionsvorgang Ey p ist ebenfalls in der Literatur tabelliert F r die Diffusion kleiner Molek le wie N2 O oder CO in PTFE werden typische Werte um 30 kJ mol gefunden Bran99 Ausgehend von Temperaturen um 300 K bedeutet dieser Wert dass f r eine Verzehnfachung des Diffusionskoeffizienten eine Temperatur steigerung von 70 bis 100 K ausreicht oder dass sich der Diffusionskoeffi 165 Kapitel 6 Magnet Fl gelrad und chemische Resistenz zient alle 20 bis 30 K verdoppelt Im gleichen Masse wie der Diffusionsko effizient ansteigt verringert sich bei gleich bleibender Wandst rke die typi sche Zeitkonstante f r den erstmaligen Durchtritt einer relevanten Menge des Permeanten In erweiterten Modellen Scha03 kann auch der n Gleichung 6 11 kon stante Ausdruck Djo von der Temperatur abh ngig sein z B kann er nach einem Wurzelgesetz mit der Temperatur ansteigen Damit ist der gem ss Gleichung 6 11 nach erh hten Temperaturen extrapolierte Diffusionskoef
182. wert auf Durch den zu kleinen Polradwinkel eilt hier der berechnete Winkelwert dem realen Rotorwinkel voraus Die Differenzen m Bereich von 15 lassen einen Betrieb des Magnetlagers gerade noch zu allerdings unter erh htem Leistungsbedarf und geringerer St rfestigkeit F r einen stabilen Betrieb des magnetgelagerten Pumpsystems muss der berechnete Rotorwinkel auf etwa 5 mit dem tats chlichen Rotorwinkel bereinstim men dies wird bei station rem Betrieb erreicht Erst bei grossen Lastspr n gen und demzufolge bei hohen Winkelbeschleunigungen wird die Winkel berechnung ungenau und das Magnetlager wird instabil 360 N Rechnung gt Messung 270 25 D 180 gt D 135 A o0 45 0 Zeit ms Abbildung 5 9 Vergleich zwischen berechnetem und gemessenem Ro torwinkel bei nur teilweise ber cksichtigtem Polradwin kel so dass der Motor noch lauff hig ist 144 5 2 Sensorloser Scheibenl ufermotor Axialposition Der implementierte Algorithmus zur Bestimmung der axialen Position des Rotors bestimmt dessen Auslenkung in z Richtung anhand der Amplitude der induzierten Spannung In Abbildung 5 10 sind die induzierten Spannungsverl ufe und die Axialpo sitionen ber der Rotordrehzahl f r zwei unterschiedliche Impeller aufge zeichnet Es ist daraus ersich
183. wischen den beiden Flachen ausgetauscht oder aber die Flachen stahlen auf sich selbst wie bei der nach innen gekr mmten Fl che 42 F r die Temperaturen 76 3 2 W rmetransport T gt T ergibt sich zwangsl ufig eine W rme bertragung vom Innenrohr zum Mantelrohr Der entstehende W rmefluss ergibt sich nach Vdiw77 zu oA i A ES amp A En Ist die angestrahlte Fl che A viel gr sser als A vereinfacht sich Gleichung 3 44 zur folgenden Beziehung aan 3 44 Q amp 0 T T 3 45 Diese Verh ltnisse treten in der Praxis meistens auf wie zum Beispiel bei einem Motor der von Luft umgeben n einem Raum steht Dann wird die Temperatur 7 gt gleich der Temperatur der Umgebungsluft gesetzt Emissionsgrad Der f r eine bestimme Oberfl che gegebene Emissionsgrad gilt nur f r ebe ne oder nach aussen gew lbte Fl chen Weist die Oberfl che Vertiefungen auf wird der effektive Emissionsgrad e gr sser als der Emissionsgrad des Wandmaterials Bei K hlk rpern tritt dieser Effekt bei den Vertiefungen als rechteckige Nut darstellbar zwischen den Finnen auf In Abbildung 3 16 st der effektive Emissionsgrad n Abh ngigkeit der Nutform angege ben Je tiefer die Nut im Verh ltnis zu deren Breite ist desto st rker n hert s ch der Emissionsgrad dem eines deal schwarzen K rpers Dieser Sach verhalt ist mit Hilfe emer W rmebildkamera gut zu erkennen Td Kapitel 3 Thermisches Modell D
184. ystem BPS 4 Flarete k 1 f k Ar i Flaretek 1 Abbildung A 2 BPS 4 Pumpe von Levitronix 196 A 2 Bearingless Pump System BPS 4 EEE En m 199 mm 105 im 231 mm 244 mm e EEE gm TE JLE e A Abbildung A 3 Abmessungen der BPS 4 Pumpe von Levitronix Max Differenzdruck Wasser 4 0 bar Max Fluss Wasser Max mech Ausgangsleistung Betriebsspannung Tabelle A 2 Kenndaten der BPS 4 Pumpe von Levitronix 197 Kapitel A Anhang A 3 Thermisches Modell Die untenstehende Tabelle der thermischen Widerst nde st nach den ver schiedenen K hlmethoden aufgeteilt da die Werte der Widerst nde te lwe se davon abh ngen Warmewiderstande die einen W rmeaustausch durch Konvektion und W rmestrahlung beinhalten sind absoluttemperaturabh n gig daher ist nur ein ungef hrer Wert angegeben Nr Passive Aktive K hlmantel K hlzapfen Luftk hlung Luftk hlung 0 907 3 911 3 7 temperaturabh ngig 10 57 198 5 ON A ON WS WS ON ON NO bee O NO O Hel U Ue Nn e UO U NA AEE O WM WS OO oP O Th I oO T E Tabelle A 3 Werte der Widerst nde m thermischen Modell alle Werte in K W 19 O Kapitel A Anhang 200 Abbildungsverzeichnis Abbildung 1 1 Abbildung 1 2 Abbildung 1 3 Abbildung 1 4 Abbildung 1 5 Abbildung 1 6 Abbildung 1 7 Abbildung 1 8 Abbildung 1 9
185. zahl Adam02 uD Re 4 3 38 V Wobei Dy die kennzeichnende Abmessung des K hlk rpers ist Aufgrund des kleinen Rippenabstandes eines K hlk rpers n der Regel kleiner als die doppelte Grenzschichtdicke st n cht d e K hlk rperl nge entscheidend sondern der hydraulische Durchmesser Er berechnet s ch aus der durch str mten Querschnittsfl che und dem benetzten Umfang Die 4 An 3 39 H Die thermische Grenzschichtdicke bei laminarer Str mung wird aus der Reynolds Zahl den Stoffwerten und der L nge L die die von der Luft ber str mte L nge berechnet SL oS Re x Pr Bei nat rlicher Konvektion muss zuerst die Luftgeschwindigkeit mit Hilfe der Grashof Zahl ermittelt werden um die Grenzschichtdicke zu bestimmen Adam02 3 40 L VGr Eine wirksame Rippengeometrie ist gewahrleistet wenn der Rippenabstand mindestens das ein bis anderthalbfache der Grenzschichtdicke betragt Je schneller die Luft an den Rippen vorbeistr mt desto kleiner wird die Grenzschicht und desto enger kann die Berippung gewahlt werden 5 28 3 41 Mit thermischen Finite Elemente Simulationen k nnen die Fehler bei der Einsch tzung der Temperatur und Str mungsverh ltnisse vermieden wer den Zudem differieren die in der Literatur angegebenen Faktoren zur Str mungsberechnung und machen eine genaue Berechnung schwierig 74 3 2 W rmetransport 3 2 3 W rmetransport durch W rmestrahlung
186. zen Verweildauer im Pumpenkopf hervorgerufen durch die grosse Str mungsgeschwindigkeit vernachl ssigt werden kann Die Temperatur des Pumpmediums repr sen tiert die Quelle O Die Quellen Q und Q geben die Temperaturen des K hlwassers an das zur K hlung des Motors eingesetzt wird zum einen in Form eines K hlzapfens im Innern des Motors zum andern als wasserge k hltes Motorgeh use genaueres zu K hlmethoden n Kapitel 4 Die thermischen Widerst nde des Modells werden anhand der Geometrie des Motors bestimmt Die zugrunde liegenden Abmessungen stehen in Abbildung 3 23 Bei einer Geometrieanpassung des Motors zum Beispiel f r einen neuen Motortyp w chst das thermische Modell automatisch mit und ver ndert all seine Leit und bergangswiderst nde Die horizontal eingezeichneten Widerst nde bilden W rmevorg nge an d nnen Zylinder w nden ab Die vertikal dargestellten Widerst nde repr sentieren thermi sche Vorg nge an d nnen Zylinder oder Ringscheiben ausser R39 Der im Pumpenkopf schwebende Rotor ist nicht eingezeichnet da er vollst ndig vom Pumpmedium umgeben ist und so keinerlei thermischen Kontakt mit dem Motor selbst hat Auftretende Pulsationsverluste im Rotor werden vom zu f rdernden Medium abgef hrt und gelangen daher nicht in die thermi schen Betrachtungen des Motors Eine Tabelle mit den Werten der thermi schen Widerstande ist im Anhang A 3 zu finden Die wichtigsten Warmepfade im Motor sind Pumpenk

Magnetgelagertes Pumpsystem für hohe - ETH E

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