張振川，陳家新

（東華大學 機械工程學院，上海 201620）

電磁制動器是一種將主動側(cè)扭力傳達給被動側(cè)的連接器，可以根據(jù)需要進行制動或切離。因其采用電磁力來動作，故被稱為電磁制動器[1]。電磁制動器具有響應時間快，結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)點，廣泛運用在火箭電機或者電錠細紗機等需要快速制動的場合，對電磁制動器的研究具有十分重要的意義?？s短電磁制動器的制動時間，延長其使用壽命以及提高工作效率等，都是在制動器設計過程中需要特別關注的[2]。

傳統(tǒng)的電磁制動器多采用彈簧結(jié)構(gòu)來控制制動與釋放[3]，在制動器釋放的過程中需要克服很強的彈簧力，因此制動時間長，限制了制動器的工作效率。文中介紹了一種利用永磁體的吸力來保持制動的制動器，在通電時只需要克服永磁體的吸力即可完成快速釋放的過程[4]。其動態(tài)響應時間更快，極大地提高了火箭電機的工作效率[5]。

1 電磁制動器設計思路

火箭電機或者電錠細紗機中對制動器分閘的時間要求很高，采用永磁體代替彈簧機構(gòu)可以大大縮短制動器的分閘時間，提高對火箭電機或者電錠細紗機的控制效率。另外，制動器在結(jié)構(gòu)上針對空心軸電機設計，電機的整體集成更加方便。

由于采用永磁體來完成電機的制動，制動器中不需要加入彈簧，在制動器制做的過程中不需要留彈簧口，增大了動鐵片的工作面積，有利于電機制造以及批量生產(chǎn)[6]。

在分析電磁制動器等效電路時，需要考慮渦流效應、疇壁運動、磁退效應與不規(guī)則損耗等多種因素[7]。電磁制動器的等效電路模型由固定電阻、可變電阻、線圈自感等模塊構(gòu)成。通過磁路分析其模塊的串并聯(lián)結(jié)構(gòu)，得到等效電路圖后，根據(jù)電路圖推算出制動器的電流、電感以及磁通的計算公式，再根據(jù)磁通與制動器的工作面積得到制動器輸出的力[8]。根據(jù)得到的制動器吸力公式，推算出電磁吸力與電流、電感之間的關系[9]。由此，可以搭建電磁制動器的Matlab Simulink模型[10]，得到制動器的電感、電流、行程和輸出力與時間的曲線，得到電磁制動器的動態(tài)響應模型。由電磁制動器的動態(tài)響應模型分析制動器結(jié)構(gòu)的合理性[11]。

根據(jù)電磁制動器的基本尺寸，在Solidworks上建立模型，并將模型在ANSOFT Maxwell上進行電磁制動器的靜態(tài)仿真[12]。把仿真結(jié)果與解析法計算的結(jié)果做比較，進行制動器網(wǎng)格化分析，加入外加電流后得到電磁制動器的整體磁密、磁通路徑等，并在制動器工作氣隙中畫線，得到制動器的氣隙磁密。模擬仿真是新型電磁制動器結(jié)構(gòu)設計中的重要環(huán)節(jié)之一，仿真結(jié)果與解析法計算結(jié)果相匹配則表示電磁鐵的設計是可行的。

2 電磁制動器整體方案確立

2.1 電磁制動器的結(jié)構(gòu)及工作過程

圖1為一款利用Solidworks繪制的螺旋管電磁鐵結(jié)構(gòu)爆炸示意圖。其中，下端蓋、動鐵芯和靜鐵芯均由軟磁材料制成；磁鋼為釹鐵硼永磁體，嵌入靜鐵芯的導軌之中，如圖2所示。由圖1可見，該電磁鐵具有2種勵磁方式，一種是電磁勵磁，另一種是永磁勵磁，它結(jié)合了2種主流電磁鐵的特點，取消復位彈簧而采用永磁體的復位機構(gòu)。

圖1 制動器的組成Fig.1 Brake composition

圖2 磁鋼與靜鐵芯導軌裝配圖Fig.2 Assembly drawing of magnetic steel and static iron core guide

電磁制動器的工作過程如下：當線圈通電后，動鐵芯在克服永磁體的吸力后脫離制動片，完成分閘過程。由于在分閘過程中，永磁體產(chǎn)生的吸力隨著分閘距離的加大而逐漸減小，克服了彈簧復位機構(gòu)的制動器恰在分閘過程中彈簧阻力逐漸增大而影響分閘速度的缺點，分閘過程動態(tài)特性因此得到顯著的提高。當線圈斷電后，線圈產(chǎn)生的磁場逐漸減小至零，動鐵芯在永磁體的作用下，恢復到制動狀態(tài)。為避免2種勵磁回路的耦合，盡量減少相互間的磁干擾，磁路的設計采取了解耦方式，其實現(xiàn)方式如圖3所示。由圖可見，永磁磁路在外圈，電磁線圈產(chǎn)生的磁路在內(nèi)圈。該解耦磁路可以降低彼此的干擾，在簡化設計的同時減小了漏磁帶來的制動阻力，更有利于改善制動過程的動態(tài)特性。電磁鐵的剖視圖和電磁鐵實物照片如圖4所示。

2.2 電磁制動器的等效電路

一般的電磁制動器模型由電感、電阻2個模塊組成，可分為線圈繞組Rw，磁退Rc與等效電路的電感Lm三部分，如圖5所示。

圖3 解耦磁路Fig.3 Decoupling magnetic circuit

圖4 電磁制動器Fig.4 Electromagnet brake

圖5 基本電路模型Fig.5 Basic circuit model

制動器的等效電路由線圈繞組、磁退、繞組電感三部分組成。另外，由于在制動器的磁通路徑中有各個部件的阻抗，以及動鐵芯在吸合以前有氣隙阻抗。氣隙阻抗與部件的阻抗（包括動鐵芯的阻抗與外殼部件的阻抗）可以考慮為串聯(lián)阻抗，所以Rw可以理解為這些阻抗的串聯(lián)，Lm為差動電感L（i）。

2.3 摩擦制動片的設計

摩擦制動片是電磁制動器中的重要部件之一。摩擦片的材料主要有以下2種：①石棉 其摩擦系數(shù)約為0.35，價格低，制作方便。因其會污染環(huán)境，危害人身健康，早期雖有所使用但目前已很少用于制動器中。②目前市售的制動器材料多為非石棉材料，其種類很多，見表1。

表1 制動器非石棉材料Tab.1 Non asbestos material for brakes

非石棉材料的摩擦系數(shù)相差不大，并且滿足有關制動器的工作溫度、疲勞強度以及使用期限的設計條件，最終考慮摩擦片的價格因素，選擇了半金屬摩擦材料用于制作電磁制動器摩擦片。

一般非金屬材料的剪切應力極限均可以達到100 MPa，而制動器摩擦力作用下的剪切應力一般不超過15 MPa。因此半金屬摩擦材料足以滿足剪切強度要求。

3 永磁體與電磁體磁路的相互影響

在現(xiàn)有電磁制動器結(jié)構(gòu)的基礎上，確定制動器的尺寸和電壓。在安匝數(shù)相同的情況下，分別計算2種電磁鐵在同樣氣隙長度下的靜態(tài)吸力。額定電壓為20 V直流電壓，穩(wěn)態(tài)電流為4 A，安匝數(shù)為400（考慮磁滯，瞬態(tài)電流為20 A）。

3.1 穩(wěn)態(tài)時磁鐵吸力與磁密分析

在電磁制動器合閘的狀態(tài)下，需要180 N以上的力來保持制動，采用永磁體合閘可以保證合閘的穩(wěn)定性，使之不會受到彈簧疲勞損耗等因素的影響。

為了減小磁漏，永磁體與上下兩端工作長度為1 mm；選擇氣隙大小為0.3 mm。采用ANSOFT仿真建模，得到的結(jié)果如圖6所示。根據(jù)得到的力矩及相應長度，可計算出ANSOFT吸力為686.11 N。

圖6 制動器永磁體部分磁密分布Fig.6 Magnetic density distribution of the brake permanent magnet

由圖7所示制動器永磁體部分氣隙磁密可見，永磁體用于制動器，可以滿足合閘時力的要求。

圖7 制動器永磁體部分氣隙磁密Fig.7 Air gap magnetic density of brake permanent magnet

3.2 分閘時線圈吸力與磁密分析

線圈分閘時對動鐵芯的吸力應大于186 N，考慮安全裕量，吸力越大越能保證分閘的穩(wěn)定，并可以加快分閘的時間。分閘時由于動鐵芯往線圈方向移動，并且離永磁體越來越遠，所以分閘時做加速運動，分閘響應效率相比與彈簧會有很大的提高。

窗口面積為130 mm2，而所選用的導線面積為0.8 mm2，經(jīng)過計算得到的安匝數(shù)為400。

ANSOFT建模如圖8和圖9所示。ANSOTF仿真后，得到的ANSOFT吸力為2308.3 N。

圖8 制動器線圈部分磁密Fig.8 Magnetic density of brake coil

圖9 制動器線圈部分整體磁力線分布Fig.9 Distribution of the whole magnetic line in the brake coil

永磁體在分閘時的力為242.37 N，可以啟動分閘，并且分閘過后的力不斷增大，從而大大縮短了分閘的時間，如圖10所示。由此可見，提高制動器的效率對分閘時間要求很高的火箭電機或者紡紗機械具有十分重要的意義。

圖10 制動器線圈部分氣隙磁密（xy部分Ⅱ）Fig.10 Air gap magnetic density of brake coil

4 電磁制動器的優(yōu)化設計與靜態(tài)仿真

4.1 問題提出及優(yōu)化設計的理論依據(jù)

制動器的耐磨損一直是比較棘手的問題。制動器在工作過程中的不均勻磨損，是這一現(xiàn)象最主要的原因。摩擦片滑動摩擦力大小與電磁吸力成正比，因此其磨損程度與電磁力也成正比。當制動器通電時，外側(cè)的線速度大于內(nèi)側(cè)，所以外側(cè)比內(nèi)側(cè)更容易發(fā)生磨損，造成制動片磨損不均勻以致制動器失效，從而影響電機的響應時間。

文中的電磁制動器為軸對稱。根據(jù)電磁線圈工作時的吸力F=B2S/μ，改變內(nèi)外側(cè)的有效工作面積S，可以改變內(nèi)外側(cè)的吸力F。當內(nèi)側(cè)有效工作面積大，外側(cè)有效工作面積小時，內(nèi)側(cè)電磁吸力變大，從而制動器的內(nèi)外側(cè)磨損平衡。

4.2 結(jié)構(gòu)改進方案

以磨損速度正比于F，v為條件，默認工作時制動器的磁通不飽和。電磁體的外半徑為R1，內(nèi)半徑為R2，外側(cè)磁路等效截面積為S1，內(nèi)側(cè)磁路等效截面積為S2，制動器的內(nèi)側(cè)、外側(cè)等效寬度d1和d2的關系為

磁路不對稱，d2>d1，因此內(nèi)側(cè)磁阻小于外側(cè)磁阻，故磁通內(nèi)側(cè)大于外側(cè)，磁密同樣也是內(nèi)側(cè)大于外側(cè)。電磁力與磁密的平方成正比，與接觸面積成正比。內(nèi)側(cè)的電磁力大于外側(cè)，而內(nèi)側(cè)的相對摩擦速度小于外側(cè)，從而得到不對稱磁路可以滿足F1v1=F2v2，進而達到磨損均勻的目的，延長電磁制動器的壽命。

4.3 靜態(tài)仿真比較

電磁鐵結(jié)構(gòu)優(yōu)化完成后，對電磁鐵的整體結(jié)構(gòu)用模型進行合理性分析。

文中制動器采用永磁機構(gòu)，與電磁體機構(gòu)形成了2個磁場回路，因此必須考慮電磁回路與永磁體磁場的相互影響。在此，使用了ANSOFT的仿真軟件模擬電磁場，加入相關參數(shù)后建立模型，得到電磁制動器的靜態(tài)仿真結(jié)果。

通過仿真可得，在分閘開始過程中的吸力F=603.5×0.11 N＝66.385 N。其方向為X軸正向，在分閘過程開始時分閘力可以達到66.4 N，動鐵芯的質(zhì)量約為108 g，所以制動器制動過程的初始加速度a=66.4÷0.108 m/s2=614.8 m/s2。制動器制動過程幾乎不會受到磁場相互干擾的影響。其中磁密分布與磁路走向如圖11和圖12所示。

圖11 制動器整體磁力線分布Fig.11 Distribution of the whole magnetic line of the brake

圖12 制動器整體磁密分布Fig.12 Distribution of the whole magnetic density of the brake

由圖11和圖12可見，永磁體與電磁體的磁力線與磁密不會相互干擾，永磁體作為保持裝置結(jié)構(gòu)是合理的。

5 動態(tài)特性研究

采用Matlab的Simulink模塊搭建電力電子模型和機械模型，方法如下：①擬采用疊裝工藝降低動態(tài)渦流損耗；②采用場路結(jié)合模型方法建模。圖13為基于Matlab的電磁鐵動態(tài)仿真模型，模型中的電感參數(shù)和力，可用電磁場有限元數(shù)值分析方法求得，電阻通過歐姆定律計算，在此溫升為60°。

函數(shù)Fcn1用于電磁鐵線圈計算電感，函數(shù)Fcn2用于計算電磁鐵出力。電阻R=0.5 Ω，電壓U=40 V。

圖13 基于Matlab的制動器動態(tài)仿真模型Fig.13 Simulation model of brake based on Matlab

為了便于指示出力-位移、電感-位移以及吸合時間，此模型暫時不考慮永磁體的作用，主要依據(jù)電感與位移以及力與電流、位移的關系搭建模型。

在不考慮磁通飽和的情況下，電感L與W的關系為L=Ws/μ0，式中，W為電樞繞組匝數(shù)，s為位移，μ0為真空磁導率。其中F與I和L的關系為F=（L/I）2，得到的仿真結(jié)果如圖14所示。

圖14 啟動過程特征Fig.14 Starting process characteristic

由圖14啟動過程可見，在不考慮永磁體的吸力減小的情況下，分閘的時間為1.2 ms，相比與原彈簧機構(gòu)的時間大大縮短。通過動態(tài)分析可以看出，該制動器可以提高分閘效率，在對分閘有要求的火箭電機或者電錠紡紗機中，具有重要的應用價值。

6 結(jié)語

本文所提出的快速分閘制動器采用永磁體替代彈簧部件作合閘保持力，具有更高的分閘效率，響應時間更快；設計要求上較為簡單，不需要考慮彈簧的選型，節(jié)約了設計成本；從加工條件看，便于生產(chǎn)制造，省去了彈簧的安裝，提高了生產(chǎn)效率。從電磁制動器想法的提出到加工制造過程，以及最后的靜態(tài)與動態(tài)仿真模型，均驗證了其可行性。該快速分閘制動器在火箭電機領域或者紡紗領域都有著十分廣闊的應用前景。

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