楊金川, 田茂君, 姚智慧, 陳　浩

(1. 中國(guó)工程物理研究院 材料研究所, 四川 綿陽(yáng) 621700；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 黑龍江 哈爾濱 150001；3. 海軍裝備部 重慶軍代局, 重慶 400062)

?

滾動(dòng)匯流環(huán)裝配力學(xué)特性分析與優(yōu)化設(shè)計(jì)

楊金川1,2, 田茂君1, 姚智慧2, 陳浩3

(1. 中國(guó)工程物理研究院 材料研究所, 四川 綿陽(yáng) 621700；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 黑龍江 哈爾濱 150001；3. 海軍裝備部 重慶軍代局, 重慶 400062)

匯流環(huán)安裝于具有相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)的內(nèi)、外環(huán)道之間,受到內(nèi)、外環(huán)道的預(yù)緊壓縮,形成與環(huán)道之間的微小面積接觸,并通過(guò)接觸面實(shí)現(xiàn)電傳輸.為了明確薄壁圓柱形滾動(dòng)匯流環(huán)的裝配力學(xué)特征及其壓縮狀態(tài),基于匯流環(huán)裝配后產(chǎn)生的變形狀態(tài),運(yùn)用彎曲力學(xué)理論建立匯流環(huán)裝配壓縮后的彎曲變形模型,結(jié)合赫茲接觸理論以及電接觸理論得出匯流環(huán)壓縮變形、接觸電阻以及結(jié)構(gòu)尺寸三者之間的關(guān)系.根據(jù)裝配約束條件,得出匯流環(huán)預(yù)緊壓縮量的預(yù)設(shè)范圍.通過(guò)設(shè)計(jì)實(shí)例的計(jì)算分析與ABAQUS有限元驗(yàn)證,其結(jié)果表明有限元仿真結(jié)果與理論模型的計(jì)算結(jié)果相差微小.匯流環(huán)裝配壓縮的力學(xué)模型及其預(yù)設(shè)范圍具有良好的合理性與正確性,能夠?yàn)闈L動(dòng)匯流環(huán)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供重要參考.

滾動(dòng)匯流環(huán); 裝配壓縮; 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì); 約束條件; 仿真

匯流環(huán)是裝配于相對(duì)旋轉(zhuǎn)的內(nèi)、外兩個(gè)環(huán)道之間,并在兩者之間滾動(dòng)，用以長(zhǎng)時(shí)間傳遞電功率及電信號(hào)的精密輸電裝置，兩者合稱滾動(dòng)匯流環(huán)，簡(jiǎn)稱滾環(huán).它由匯流環(huán)(柔性環(huán))與內(nèi)、外環(huán)道組成,通過(guò)徑向預(yù)緊后的匯流環(huán)與內(nèi)、外環(huán)道之間的接觸面來(lái)傳遞電信號(hào)或功率,通常應(yīng)用于國(guó)防或者航空航天等高精尖的系統(tǒng)設(shè)備[1-2].匯流環(huán)雖然是較小的零部件,但是其性能質(zhì)量和工作狀態(tài)會(huì)影響整套系統(tǒng)設(shè)備的性能和可靠性.所以,國(guó)內(nèi)外在研制匯流環(huán)時(shí),對(duì)其各項(xiàng)性能指標(biāo)(主要指電接觸性能與使用壽命)必須給予足夠的重視[3].而匯流環(huán)徑向壓縮量的設(shè)計(jì)計(jì)算將直接關(guān)系到其接觸狀態(tài),進(jìn)而影響輸電性能[4-5].

當(dāng)前,國(guó)內(nèi)外關(guān)于匯流環(huán)設(shè)計(jì)及其壓縮定量方面的文獻(xiàn)較少.其中,國(guó)內(nèi)關(guān)于匯流環(huán)方面的研究多集中于滑動(dòng)匯流環(huán),其一般采用電刷與匯流環(huán)接觸,兩者之間不需要準(zhǔn)確計(jì)算和確定壓縮量.滑動(dòng)匯流環(huán)存在一定的使用缺陷,例如滑動(dòng)摩擦?xí)饏R流環(huán)和電刷的重度磨損、使用壽命短、安裝預(yù)緊不穩(wěn)定等[6-8].而國(guó)外自20世紀(jì)80年代起,便開始了滾動(dòng)匯流環(huán)的研究,以解決滑動(dòng)匯流環(huán)的固有缺陷.其中,以美國(guó)航空航天局為主導(dǎo)力量,開展并成功設(shè)計(jì)了多種不同構(gòu)型的滾動(dòng)匯流環(huán)[9-13].滾動(dòng)匯流環(huán)的出現(xiàn)克服了原先滑動(dòng)匯流環(huán)的許多短板，例如,采用滾動(dòng)模式能夠大幅減小甚至消除滑動(dòng)磨損,從而提高匯流環(huán)的使用壽命.但由于其預(yù)緊壓縮量直接關(guān)系到電傳遞的波動(dòng)性,甚至影響信號(hào)傳遞的準(zhǔn)確性,所以在設(shè)計(jì)與制造過(guò)程中需要嚴(yán)格準(zhǔn)確地計(jì)算并規(guī)定匯流環(huán)與內(nèi)、外環(huán)道之間的預(yù)緊壓縮量,并進(jìn)行合理性與可行性的判定.

因此,有必要基于滾動(dòng)匯流環(huán)的設(shè)計(jì)要素,包括材料、使用壽命、力學(xué)狀態(tài)等方面,結(jié)合材料力學(xué)與有限元仿真技術(shù),給出滾動(dòng)匯流環(huán)預(yù)緊壓縮量計(jì)算方法與定量理論,并論證其合理性與可行性.

1　匯流環(huán)裝配及力學(xué)解析模型

根據(jù)理論力學(xué)以及材料力學(xué)分析,圓柱形匯流環(huán)經(jīng)過(guò)預(yù)加載(即由內(nèi)、外環(huán)道尺寸決定形變與加載力)會(huì)出現(xiàn)整體以及局部形變.本文所研究的滾動(dòng)匯流環(huán)結(jié)構(gòu)如圖1所示.

圖1　滾動(dòng)匯流環(huán)結(jié)構(gòu)Fig.1　Structure of rolling collector ring

由圖1可知,匯流環(huán)裝配于內(nèi)、外環(huán)道之間,由于受到環(huán)道的徑向壓縮加載力而發(fā)生了整體與局部的變形.由于裝配前的匯流環(huán)與環(huán)道存在設(shè)計(jì)尺寸的差異,使得內(nèi)外環(huán)對(duì)匯流環(huán)形成了預(yù)緊壓縮而造成變形.因此,實(shí)際徑向壓縮量 (半徑量)為

(1)

式中：r為匯流環(huán)未壓縮前外圓半徑；R1為外環(huán)道內(nèi)半徑；R2為內(nèi)環(huán)道外半徑.

由圖1中三環(huán)結(jié)構(gòu)尺寸可知,匯流環(huán)的變形與3個(gè)環(huán)的設(shè)計(jì)尺寸和接觸位置有關(guān).當(dāng)三者之間形成預(yù)緊壓縮時(shí),匯流環(huán)在不同位置產(chǎn)生了不同的彈性應(yīng)變與變形應(yīng)力,其整體壓縮后的力學(xué)狀態(tài)如圖2所示.

圖2　匯流環(huán)壓縮應(yīng)變及其應(yīng)力分布狀態(tài)Fig.2　Compression strain and stress distribution of collector ring

圖2中,FR為匯流環(huán)壓縮時(shí)所受徑向預(yù)緊力.在三環(huán)接觸點(diǎn)附近(即θ=0°)時(shí),根據(jù)相關(guān)計(jì)算可以得出以下力學(xué)關(guān)系：

1)從接觸點(diǎn)開始到垂直于接觸點(diǎn)(即從0°到90°)變化時(shí)[14],不同點(diǎn)的壓縮量為

(2)

式中：E1為匯流環(huán)彈性模量；I為匯流環(huán)截面對(duì)中性軸的慣性矩；θ為匯流環(huán)上某點(diǎn)徑向夾角.

2)根據(jù)材料力學(xué)[15],匯流環(huán)經(jīng)過(guò)壓縮后,在環(huán)的截面內(nèi)和內(nèi)、外弧面上的任意點(diǎn)將受到由壓縮引起的彎矩作用,該任意點(diǎn)所受彎矩大小為

(3)

式中r為環(huán)上任一點(diǎn)與圓心距離(壓縮后).

由材料力學(xué)可知，彎曲應(yīng)力計(jì)算公式為

(4)

式中y為計(jì)算應(yīng)力點(diǎn)到截面中性軸的距離.

聯(lián)立式(3)和式(4),再根據(jù)圖2所示,彎曲應(yīng)力的最大值產(chǎn)生在匯流環(huán)θ=0°與θ=90°位置,可以分別得出這2個(gè)特殊位置的彎曲應(yīng)力值，為

(5)

其中：“+”表示為彎曲拉應(yīng)力,在匯流環(huán)內(nèi)圓弧上；“-”表示為彎曲壓應(yīng)力,在匯流環(huán)外圓弧上；c0為匯流環(huán)外圓到截面中性軸的距離.

根據(jù)圖1,匯流環(huán)某微元段產(chǎn)生壓縮前后的變形狀態(tài)如圖3所示.

圖3　變形前后匯流環(huán)微段模型Fig.3　Infinitesimal section of collector ring before and after assembling

圖3中：ρ為匯流環(huán)壓縮后中性層的曲率半徑,ρ0為匯流環(huán)壓縮前中性層的曲率半徑；ξ 為截面上任意一點(diǎn)到中性層的距離；r1和r2分別為壓縮后截面的外、內(nèi)弧面曲率半徑；r0和rx分別為壓縮前、后截面的形心層曲率半徑；rc為形心層與中性層之間的距離.因此,有如下尺寸關(guān)系：

(6)

假設(shè)已知橫截面面積A,且匯流環(huán)壓縮前后的厚度t不變,有如下截面力矩關(guān)系[16]：

(7)

將式(3)與式(7)聯(lián)立求解,可得匯流環(huán)內(nèi)弧面距中性軸距離cr為

(8)

令橫截面形心層壓縮前的形心圓半徑為

(9)

又可根據(jù)圖1和壓縮后形成的橢圓及其計(jì)算公式[17],在匯流環(huán)壓縮位置形成的橫截面形心層短半軸和長(zhǎng)半軸分別為

(10)

從而可推出壓縮后匯流環(huán)接觸點(diǎn)處的橫截面形心層曲率半徑rx為

(11)

根據(jù)圖3和式(8)所示,可知匯流環(huán)外圓與橫截面中性軸之間的距離c0為

c0=t-cr.

(12)

根據(jù)式(1)至式(3)所示受力狀態(tài),匯流環(huán)裝配后預(yù)緊壓縮的計(jì)算重要參量為匯流環(huán)截面對(duì)中心軸的慣性矩I.根據(jù)圖1,匯流環(huán)環(huán)接觸時(shí)的橫截面屬性如圖4所示.

圖4　變形后匯流環(huán)橫截面Fig.4　Cross section of collector ring after assembling

圖4中,w為匯流環(huán)寬度.匯流環(huán)的橫截面面積A為

A=wt.

(13)

根據(jù)材料力學(xué),可知滾環(huán)橫截面慣性矩Ir為

(14)

則匯流環(huán)橫截面的等效慣性矩I為

I=Ir-A·ρ2.

(15)

以上各式便可以表征匯流環(huán)裝配及力學(xué)狀態(tài),并可作為確定預(yù)緊壓縮的定量理論與壓縮量計(jì)算方法.但是,在確定匯流環(huán)預(yù)緊壓縮量之前,還需要明確部分匯流環(huán)的約束條件,以明確壓縮的定量范圍.

2　匯流環(huán)裝配裝配約束條件

根據(jù)匯流環(huán)的功能作用,可以將用以確定滾動(dòng)匯流環(huán)預(yù)裝配的約束條件分為2種：一是力學(xué)約束條件，二是性能約束條件.

2.1力學(xué)約束條件

根據(jù)匯流環(huán)裝配后的壓縮狀態(tài),其力學(xué)約束條件主要為匯流環(huán)材料應(yīng)力疲勞極限及其對(duì)應(yīng)的循環(huán)壽命極限.

其中,應(yīng)力極限主要指匯流環(huán)裝配后形成預(yù)緊壓縮的環(huán)內(nèi)彎曲應(yīng)力不能大于滿足設(shè)計(jì)要求的循環(huán)壽命對(duì)應(yīng)的彎曲應(yīng)力疲勞極限.

根據(jù)圖2和式(5),匯流環(huán)彎曲應(yīng)力的最大值分布在θ=0°與θ=90°位置，又因?yàn)樽畲髲澢鷳?yīng)力處內(nèi)、外弧面的表面分別受拉伸應(yīng)力和壓縮應(yīng)力，因此,匯流環(huán)在循環(huán)壽命范圍內(nèi)的最大彎曲應(yīng)力應(yīng)該小于對(duì)應(yīng)的應(yīng)力疲勞極限.設(shè)對(duì)應(yīng)循環(huán)壽命的許用應(yīng)力疲勞極限為σfN0,即存在如下限制關(guān)系：

(16)

其中,材料在特定循環(huán)壽命次數(shù)N0時(shí)的疲勞強(qiáng)度極限為

(17)

式中：σr為持久應(yīng)力疲勞極限；m為匯流環(huán)材料系數(shù)；N為σr所對(duì)應(yīng)的最小循環(huán)次數(shù).

將式(16)和式(17)聯(lián)立式(2)和式(5),可得

(18)

其中,c0與YR之間的關(guān)系可以根據(jù)式(1)、式(8)到式(12)聯(lián)立得出,為

(19)

將式(18)與式(19)聯(lián)立,便可以得出匯流環(huán)裝配后預(yù)緊壓縮的預(yù)設(shè)上限.

2.2性能約束條件

已知匯流環(huán)依靠其預(yù)緊壓縮后的外圓弧面和環(huán)道弧面形成接觸面來(lái)傳導(dǎo)電信號(hào)與電功率,且該接觸面面積的大小由匯流環(huán)預(yù)緊壓縮量大小所決定[18-20].同時(shí),該接觸面面積的大小又決定了匯流環(huán)電傳輸性能的優(yōu)劣.

設(shè)定匯流環(huán)與內(nèi)、外環(huán)道的接觸均為彈性接觸,可運(yùn)用彈性接觸(Hertz)理論對(duì)其進(jìn)行研究.現(xiàn)將匯流環(huán)與環(huán)道的接觸模型進(jìn)行簡(jiǎn)化,如圖5所示.

圖5　壓縮后匯流環(huán)接觸尺寸Fig.5　Contact size of collector ring after assembling

圖5中,2b為匯流環(huán)與環(huán)道之間的實(shí)際接觸寬度.根據(jù)赫茲接觸經(jīng)典理論[21-22],可得出匯流環(huán)與環(huán)道之間的半接觸寬度b為

(20)

其中,

(21)

式中：V1和V2分別為匯流環(huán)材料與環(huán)道材料的泊松比；E1和E2分別為各自材料的彈性模量；r1可由圖3以及式(6)到式(12)計(jì)算推導(dǎo).

根據(jù)式(20),可得匯流環(huán)在預(yù)緊壓縮后與環(huán)道之間的接觸面積Ac為

Ac=2b·w.

(22)

已知接觸面積Ac和接觸電阻RJ的關(guān)系[23]為

(23)

式中P為匯流環(huán)電接觸材料的電阻率.

根據(jù)航空航天領(lǐng)域以及工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的匯流環(huán)使用環(huán)境,匯流環(huán)的設(shè)計(jì)尺寸一般在 10～100 mm范圍內(nèi).根據(jù)匯流環(huán)接觸電阻的標(biāo)準(zhǔn)限值范圍[24],匯流環(huán)的接觸電阻應(yīng)小于等于電接觸設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn),即

RJ≤Rb∈0.1～3mΩ

(24)

由式(20)到式(24)可知,在匯流環(huán)和環(huán)道材料、匯流環(huán)寬度與厚度確定的情況下,徑向預(yù)緊力與匯流環(huán)接觸面積成正比.同時(shí),接觸面積又和接觸電阻成反比[25].

由于接觸電阻是影響匯流環(huán)電傳輸性能的直接原因[26],由式(24)聯(lián)立式(20)到式(23)可計(jì)算得出匯流環(huán)裝配壓縮的預(yù)設(shè)下限量為

(25)

式中,I與YR之間的關(guān)系可根據(jù)式(1)、式(6)到式(15)聯(lián)立得出,為

(26)

將式(26)與式(25)聯(lián)立,便可以得出匯流環(huán)預(yù)緊壓縮的預(yù)設(shè)下限.

由式(18)和式(25)可給出匯流環(huán)裝配壓縮的預(yù)設(shè)范圍,在該范圍內(nèi)可設(shè)計(jì)并判定匯流環(huán)與環(huán)道之間尺寸預(yù)先設(shè)計(jì)的合理性.

3　實(shí)例分析計(jì)算及有限元驗(yàn)證

根據(jù)式(1)可知,匯流環(huán)的壓縮量是由匯流環(huán)與內(nèi)、外環(huán)道的裝配所決定.因此,當(dāng)匯流環(huán)原始直徑確定后,以內(nèi)、外環(huán)尺寸計(jì)算得出的壓縮量為變量,可以得出壓縮量與最大彎曲應(yīng)力、接觸電阻和循環(huán)壽命三者之間的關(guān)系.

根據(jù)圖2所示,匯流環(huán)的最大彎曲應(yīng)力出現(xiàn)在θ=0°處.因此,將式(2)和式(5)聯(lián)立,可得出最大彎曲應(yīng)力σBmax與壓縮量YR之間的關(guān)系為

(27)

再聯(lián)立式(2)、式(20)至式(23),可得出接觸電阻RJ與壓縮率YR之間的關(guān)系為

(28)

根據(jù)式(27)及式(28),可得出壓縮量與匯流環(huán)最大彎曲應(yīng)力及接觸電阻之間的關(guān)系,如圖6所示.

圖6　壓縮量與最大彎曲應(yīng)力及接觸電阻關(guān)系Fig.6　Relationship among compression, maximum bending stress and contact resistance

根據(jù)式(27),將最大彎曲應(yīng)力等效為對(duì)應(yīng)循環(huán)壽命的最大許用應(yīng)力疲勞極限σfN0,即

σBmax=σfN0.

(29)

則根據(jù)式(17),可得出在對(duì)應(yīng)最大彎曲應(yīng)力(疲勞極限)狀態(tài)下的最大循環(huán)壽命為

(30)

由式(30)和式(27)可得出壓縮量與循環(huán)壽命之間的關(guān)系,如圖7所示.

圖7　壓縮量與循環(huán)壽命及接觸電阻關(guān)系Fig.7　Relationship among compression,cycle times and contact resistance

由圖6和圖7可知,匯流環(huán)壓縮量增大,使得裝配后的最大彎曲應(yīng)力增大，而接觸電阻減?。煌瑫r(shí),壓縮量增大，使得循環(huán)壽命次數(shù)降低.

根據(jù)得出的匯流環(huán)預(yù)緊壓縮量的理論上下限,可通過(guò)仿真計(jì)算對(duì)其范圍進(jìn)行實(shí)例驗(yàn)證.

已知某滾動(dòng)匯流環(huán)設(shè)計(jì)實(shí)例的相關(guān)預(yù)設(shè)數(shù)據(jù)如表1所示[25].

表1　滾動(dòng)匯流環(huán)設(shè)計(jì)實(shí)例數(shù)據(jù)

已知滾動(dòng)匯流環(huán)所用材料為鈹青銅,其材料牌號(hào)為QBe2.4,密度為8.06 g/cm3.該牌號(hào)鈹青銅的電阻率P=6.63×10-6Ω·cm,彈性模量為E1=1.31×105N/mm,泊松比為0.25.該匯流環(huán)設(shè)計(jì)要求的壓縮受力循環(huán)壽命n=2.15×107次,其對(duì)應(yīng)許用應(yīng)力疲勞極限σfN0=210 MPa.

根據(jù)式(1)可得出匯流環(huán)的預(yù)設(shè)壓縮量為

δ=YR=0.54mm.

再根據(jù)式(2)到式(26)可得出匯流環(huán)裝配后預(yù)緊壓縮YR的假設(shè)定量范圍為

YR∈(0.315 4,0.576 7)mm.

由上述假設(shè)范圍可知,預(yù)設(shè)的預(yù)緊壓縮量為0.54 mm,正好在假設(shè)定量范圍之內(nèi).可以判定,實(shí)例的預(yù)設(shè)內(nèi)、外環(huán)道半徑和計(jì)算得出的預(yù)緊壓縮量是符合設(shè)計(jì)要求與約束條件的.

再次,將預(yù)設(shè)壓縮量代入式(5)和式(23)可以得出對(duì)應(yīng)的預(yù)緊最大彎曲應(yīng)力為

σB0=198.52MPa≤σfN0=210MPa.

接觸電阻RJ為

RJ=56.46μΩ≤Rb=100μΩ.

根據(jù)以上結(jié)果可知,設(shè)計(jì)使用壽命和性能均滿足設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)與使用要求.

根據(jù)預(yù)設(shè)匯流環(huán)尺寸及其與內(nèi)、外環(huán)道之間的裝配關(guān)系,將匯流環(huán)與環(huán)道的設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行虛擬樣機(jī)的力學(xué)接觸仿真.

采用ABAQUS接觸仿真模型對(duì)匯流環(huán)的裝配接觸狀態(tài)進(jìn)行分析.

1) 整個(gè)模型網(wǎng)格單元類型為C3D10的六面體結(jié)構(gòu)；

2) 將接觸部分的內(nèi)、外環(huán)道作為對(duì)匯流環(huán)施加裝配壓縮力的主接觸面，匯流環(huán)外表面為副接觸面；

3) 分別將匯流環(huán)外表面-內(nèi)環(huán)道外表面、匯流環(huán)外表面-外環(huán)道內(nèi)表面設(shè)定為表面-表面(standard)光滑接觸模式(可分離)；

4) 內(nèi)、外環(huán)道分別對(duì)匯流環(huán)施加徑向方向0.54 mm的壓縮量,內(nèi)、外環(huán)道只具備徑向自由度；

5) 選擇S(Mises)與接觸面積作為仿真輸出的結(jié)果,代入運(yùn)算.

整個(gè)模型結(jié)構(gòu)和仿真結(jié)果下圖8和圖9所示.

圖8　匯流環(huán)壓縮后應(yīng)力分布狀態(tài)Fig.8　Stress distribution of collector ring after assembling

圖9　匯流環(huán)壓縮接觸狀態(tài)Fig.9　Contact state of collector ring after assembling

從圖8和圖9所示仿真結(jié)果中可以看出,匯流環(huán)的壓縮應(yīng)力最大值達(dá)到了198 MPa(與理論計(jì)算值誤差為±0.5 MPa),表面光滑狀態(tài)下的接觸面積為1.047 3 mm2.根據(jù)仿真得出的接觸面積，經(jīng)計(jì)算后的接觸電阻值為57.70 μΩ，與力學(xué)模型計(jì)算得出的接觸電阻值56.46 μΩ相比，誤差為1.24 μΩ.

考慮到仿真和計(jì)算誤差,說(shuō)明之前的理論分析及其數(shù)值仿真模型是有效的.因此,經(jīng)過(guò)理論分析和仿真,可以判定匯流環(huán)的預(yù)設(shè)尺寸和預(yù)緊壓縮量設(shè)計(jì)是合理可行的.

4　結(jié)　論

通過(guò)理論力學(xué)與材料力學(xué)分析了滾動(dòng)匯流環(huán)裝配及力學(xué)狀態(tài),并在已知約束條件下,得到如下結(jié)論：

1)匯流環(huán)的力學(xué)壓縮狀態(tài)與接觸狀態(tài)影響匯流環(huán)的使用循環(huán)壽命與接觸電阻.壓縮量越大，接觸狀態(tài)越好,接觸電阻越小；但壓縮形成的彎曲應(yīng)力越大,使用循環(huán)壽命就越短.即壓縮量和使用循環(huán)壽命兩者之間為反比關(guān)系.

2)建立了薄壁圓柱形滾動(dòng)匯流環(huán)裝配力學(xué)狀態(tài)的等效數(shù)學(xué)理論模型,并在力學(xué)和性能約束條件下確定了環(huán)道內(nèi)預(yù)緊壓縮量的預(yù)設(shè)范圍,能夠?yàn)閰R流環(huán)的前期優(yōu)化設(shè)計(jì)提供重要參考.

3)通過(guò)該理論模型可以求得匯流環(huán)在光滑接觸的理想狀態(tài)下的裝配壓縮的預(yù)設(shè)原則與判定分析,并以實(shí)例計(jì)算和仿真分析進(jìn)行了驗(yàn)證.

[1] 孫麗,王秀倫,王麗穎.滾環(huán)的優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].大連鐵道學(xué)院學(xué)報(bào),1999,20(3):56-60．

SUN Li,WANG Xiu-lun,WANG Li-ying.Optimum design on roll ring[J].Journal of Dalian Railway Institute,1999,20(3):56-60．

[2] 鄭傳榮,趙克俊.滾環(huán)中彈性環(huán)設(shè)計(jì)技術(shù)研究[J].電子機(jī)械工程,2011,27(3):24-27．

ZHENG Chuan-rong,ZHAO Ke-jun.Study on flexible ring design of roll ring[J].Electro-Mechanical Engineering,2011,27(3):24-27．

[3] 張會(huì)林,張鳳山.精密導(dǎo)電環(huán)在高速高溫真空環(huán)境中輸電特性研究[J].紅外與毫米波學(xué)報(bào),2003,22(6):461-463．

ZHANG Hui-lin,ZHANG Feng-shan.Electric transportation properties of the high speed rotating exact electric ring under high temperature and vacuum environment[J].Journal of Infrared and Millimeter Waves,2003,22(6):461-463．

[4] 任萬(wàn)濱,武劍,陳宇，等.電觸點(diǎn)材料接觸電阻高精密測(cè)量技術(shù)[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2014,29(1):31-35．

REN Wan-bin,WU Jian,CHEN Yu,et al.Precision measuring technique for contact resistance of contact materials[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2014,29(1):31-35．

[5] MILENKO B， VALERY V K， NIKOLAI K M. Electrical contacts fundamentals， applications and technology[M]. Boca Raton: CRC Press， 2007: 414-420．

[6] 薛萍,陳少兵,劉麗.電滑環(huán)中的導(dǎo)電環(huán)和電刷[J].光纖與電纜及其應(yīng)用技術(shù),2012，11(1):11-13．

XUE Ping,CHEN Shao-bing,LIU Li.The Ring and brush in the slip-ring[J].Optical Fiber & Electric Cable,2012，11(1):11-13．

[7] 常健,趙克俊,鄭傳榮，等.淺談電刷-導(dǎo)電環(huán)摩擦副使用壽命的影響因素[J].火控雷達(dá)技術(shù),2014,43(1):101-104．

CHANG Jian,ZHAO Ke-jun,ZHENG Chuan-rong,et al.Discussion on factors influencing service life of friction pairs composed of electric brush and conductive ring[J].Fire Control Radar Technology,2014,43(1):101-104．

[8] 鄭冀,歐陽(yáng)錦林,朱家佩.真空長(zhǎng)壽命自潤(rùn)滑電刷-滑環(huán)材料的研究[J].摩擦學(xué)學(xué)報(bào),1997,17(2):129-139．

ZHENG Ji,OUYANG Jin-lin,ZHU Jia-pei.Study on long life electrical brush slip-ring in vacuum[J].Journal of Tribology,1997,17(2):129-139．

[9] NIITSU T，HOSHIKAWA S， MAKINO K. Rotary connector: US， US 20090246976 A1[P].2010-07-29．

[10] JACOBSON P E.Multi-hundred kilowatt roll ring assembly[J].NASA STI/Recon Technical Report N,1985,89(4):24-29．

[11] ALLEN T S,JACOBSON P E.High current transfer roll ring assembly:US4372633[P].1983-01-25．

[12] JACOBSON P E.Advanced high-power transfer through rotary interfaces[J].NASA STI/Recon Technical Report N,1984,85(11):341-348．

[13] KIKUCHI,MA SAO,MITSUBISHI Denki K.K.Rotating electric machine integral with control device:EP1768236A1[P].2007-12-15．

[14] 王兆清,李淑萍,唐炳濤.圓環(huán)變形及屈曲的重心插值配點(diǎn)法分析[J].機(jī)械強(qiáng)度,2009,31(2):245-249．

WANG Zhao-qing,LI Shu-ping,TANG Bing-tao.Deformation and buckling analysis of ring by barycentric interpolation collocation method[J].Journal of Mechanical Strength,2009,31(2):245-249．

[15] YE Kai-yuan,TANG Ren-ji,ZHEN Ji-qing.The bending of elastic circular ring of non-homogeneous and variable cross section under the actions of arbitrary loads[J].Applied Mathematics and Mechanics,2004,2(1):1-13．

[16] 彭興黔,水運(yùn)震,周志宏.活塞環(huán)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究[J].江漢石油學(xué)院學(xué)報(bào),1996,18(2):89-92．

PENG Xing-qian,SHUI Yun-zhen,ZHOU Zhi-hong.Research on structure design of piston ring[J].Journal of Jianghan Petroleum Institute,1996,18(2):89-92．

[17] 賈慧青.橢圓周長(zhǎng)的近似計(jì)算公式[J].甘肅聯(lián)合大學(xué)學(xué)報(bào),2012,26(3):26-29．

JIA Hui-qing.Approximate formula on the circumference of an ellipse[J].Journal of Gansu Lianhe University,2012,26(3):26-29．

[18] MIDHA A,HOWELLl L L,NORTON T W.Limit positions of compliant mechanisms using the pseudo-right-body model concept[J].Mechanism and Machine Theory,2000,35(1):99-115．

[19] TRINH K E,RAMOS-MOORE E,MUECHLICH F.The role of microstructure and surface topography in the electrical behavior of sn-coated cu contacts[C]//Proceedings of the 27th International Conference on Electrical Contacts.Dresden, Germany, 2014:243-248．

[20] WINGERT P C,ALLEN S E,BEYINGTON C.The effects of graphite particle size processing on the performance of silver graphite contacts[J].IEEE Transactions Components Hybrids and Manufacturing Technology,1992,15(2):154-159．

[21] HEINRIC Hertz.On the contact of elastic solids[J].J Reineund Angewandte Mathematik,1882,92(3):156-171．

[22] 田紅亮,朱大林,方子帆,等.赫茲接觸129年[J].三峽大學(xué)學(xué)報(bào),2011,33(6):61-71．

TIAN Hong-liang,ZHU Da-lin,FANG Zi-fan,et al.129 years of Hertz contact[J].Journal of China Three Gorges University,2011,33(6):61-71．

[23] HOLM R.Electric contacts[M].Berlin:Springer Press,2010:43-77．

[24] 哈爾濱工業(yè)大學(xué)精細(xì)工藝研究室.新型滾動(dòng)電傳輸裝置的設(shè)計(jì)制造[M].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社,1995:131-157．

Laboratory of Fine Processing of HIT. The design and manufacturing of new type of electric transmission device for rolling[M]. Harbin：Harbin Engineering University Press,1995:131-157.

[25] YUNUS E M,MCBRIDE J W,SPEARING S M.The relationship between contact resistance and contact force on au coated carbon nanotube surfaces[C]//Proceedings of the 53rd IEEE Holm Conference on Electrical Contacts.Pittsburgh, PA,2007:167-174．

[26] TIMSIT R S.Electrical contact resistance:properties of stationary interfaces[J].IEEE Transactions on Components and Packaging Technology,1999,22(1):85-98．

Analysis of mechanical characteristics and optimum designon assembling of rolling collector ring

YANG Jin-chuan1，2, TIAN Mao-jun1, YAO Zhi-hui2， CHEN Hao3

(1. Institute of Materials, China Academy of Engineering Physics, Mianyang 621700, China;2. School of Mechanical and Electrical Engineering, Harbin Institute of Technology, Heilongjiang 150001, China;3. Chongqing Military Representative Bureau, Naval Equipment Department, Chongqing 40006, China)

The collector ring under compression is installed between a exterior orbit and a interior one that produces contact zone between ring and orbits and obtains electro-transport.Aiming to define character of rolling collector ring mechanics and its compression state,based on the distortion of ring after assembling,a bending deformation model of ring under compression was established with bending principle. Hertz contact theory and electrical contact theory were used to obtain the relationship among contact deformation,contact resistance and design size of the ring.According to the constraint conditions of assembling,the rational preinstalling and discriminant range of compression of collector ring were determined.By means of calculation and validation of design living example and simulation of software ABAQUS,the result of mechanics after simulation almost kept the same with calculation of theory model.The research provides reference for the development and optimum design of rolling collector ring.

rolling collector ring; assembling compression; structural design; constraint condition; simulation

2016-01-12.

本刊網(wǎng)址·在線期刊：http://www.journals.zju.edu.cn/gcsjxb

中國(guó)工程物理研究院材料研究所重點(diǎn)基金資助項(xiàng)目(SJZ201501).

楊金川(1988—),男,四川閬中人,工程師,從事精密儀器設(shè)計(jì)和制造研究,E-mail:yangjinchuan@caep.cn.

10.3785/j.issn. 1006-754X.2016.04.011

TH 502

A

1006-754X(2016)04-0364-07

http://orcid.org//0000-0002-2313-5055

通信聯(lián)系人：姚智慧(1955—),男,碩士,教授,從事精細(xì)工藝、曲面加工與精密制造技術(shù)等研究,E-mail:yaozhizhi@hit.edu.cn.