王其鋒,曾曉松,劉 勇

(貴州航天林泉電機有限公司,貴州 貴陽 550081)

0 引言

隨著電力電子技術(shù)和半導(dǎo)體材料科學(xué)的發(fā)展,電動舵機在空空導(dǎo)彈、地空導(dǎo)彈等武器裝備上得到了廣泛應(yīng)用,通過鎖定電機軸即可鎖定舵機的舵面,電磁制動器相較于傳統(tǒng)的氣動型、機械型舵面鎖制方式,具有體積小、重量輕、可靠性好、控制精度高等特點[1-2],因此,電機制動器組合裝備已成為舵機系統(tǒng)的核心部件。摩擦式電磁制動器在掛飛振動測試中,由于摩擦片的蠕動效應(yīng),鎖制力矩會變小,失去鎖制功能[3]。廖慶文等分析了鎖銷式制動器各零部件結(jié)構(gòu)尺寸、材料屬性對鎖制性能的影響,對制動器產(chǎn)品設(shè)計有較強的參考價值[4]。李屹等對制動器進行了FMEA分析,計算了電磁力和制動時間的確信可靠度,為提高工程實踐中制動器可靠性水平提供了參考[5]。陳開樓等為了提高電磁力的計算精度,基于電磁制動器3D模型,量化分析了氣隙大小、溫度、材料等對響應(yīng)速度的影響,為快響應(yīng)、高制動力矩密度制動器設(shè)計提供了參考[6]。張博等對制動器穩(wěn)態(tài)溫度場進行了分析,評估了溫度對解鎖電磁力的影響[7]。周金華等提出了動鐵心與靜鐵心的接觸面采用凹凸錯位結(jié)構(gòu)設(shè)計,以減少實際工作氣隙,提高電磁力矩和響應(yīng)速度,但并未經(jīng)過實踐驗證[8]。何仁等提出了一種根據(jù)溫升情況自動調(diào)整氣隙寬度,進而保證電磁制動力穩(wěn)定性的新型電磁制動器結(jié)構(gòu)[9]。綜上,現(xiàn)有文獻的研究主要集中在電磁制動器的結(jié)構(gòu)、多物理場仿真等方面,大多數(shù)文獻僅考慮了氣隙、溫度對制動器性能的影響,但對制動器實際使用工況(如振動、加速度等力學(xué)環(huán)境)的研究較少,本文對某電機制動器組合加速度環(huán)境下解鎖的離散型問題進行了分析,并提出了解決辦法,具有一定的工程參考價值。

1 應(yīng)用背景

1.1 工作原理

鎖銷式制動器為失電制動器,主要由磁軛、銜鐵、制動盤、蓋板、導(dǎo)柱、彈簧、推柱等組成,如圖1-圖3所示。在不通電的情況下,銜鐵在彈簧的彈力作用下緊靠蓋板,制動盤位于銜鐵兩限位凸臺之間,實現(xiàn)鎖制功能。線圈通電后磁軛被磁化吸合銜鐵,銜鐵在電磁力作用下克服彈簧彈力向磁軛端運動,銜鐵上凸臺和制動盤脫開,限位失效,實現(xiàn)解鎖功能。

圖1 電機制動器組合結(jié)構(gòu)示意圖

圖1中:δ為電磁氣隙,取值范圍0.7～0.8 mm;L1為制動器有效長度,20.5 mm。

圖2中:h1、h2分別為推柱厚度、長度尺寸。

圖2 彈簧、推柱結(jié)構(gòu)

1.2 環(huán)境試驗

初始狀態(tài)制動器不解鎖,待達到表1中的加速度量級并穩(wěn)定后,給制動器施加勵磁電壓21.5VDC,同時給20A1C001#電機本體上電,未能正常轉(zhuǎn)動,報故停轉(zhuǎn)。加速度試驗-X方向定義如圖1所示,Z方向垂直紙面向外。

表1 解鎖可靠性試驗條件

2 離散性機理分析

制動器解鎖的關(guān)鍵在于實現(xiàn)銜鐵和制動盤分離。從圖1可以看出,在-X方向15 g的加速度環(huán)境下,電機制動器組合整體有向-X方向移動的趨勢,由于銜鐵和推柱處于“自由”(沿±X方向可移動)狀態(tài),相對于電機制動器組合,有沿+X方向運動的趨勢,銜鐵和推柱在運動時,銜鐵與導(dǎo)柱、推柱與磁軛摩擦,會產(chǎn)生摩擦力。根據(jù)以上分析,加速度環(huán)境下銜鐵受力如圖4所示。

圖4 銜鐵受力示意圖

1)銜鐵和推柱受到的沿+X軸方向的離心力,記為F1;

2)彈簧在初始狀態(tài)下處于壓縮狀態(tài),銜鐵和推柱受到的彈簧彈力,記為F2;

3)銜鐵在定位套筒上移動時,銜鐵、推柱受到的摩擦力,記為F3;

4)勵磁繞組在電壓激勵下,產(chǎn)生的電磁力,記為F電磁力。

加速度環(huán)境下解鎖的必要條件為:電磁力大于離心力、摩擦力和彈簧彈力的合力?，F(xiàn)分別計算電磁力、離心力、摩擦力和彈簧彈力。

2.1 瞬態(tài)電磁場仿真

基于Ansoft Maxwell平臺對制動器進行瞬態(tài)場分析,電磁模型如圖5所示,為提升計算效率,取1/2模型,設(shè)置Symmetry對稱邊界條件。

圖5 制動器電磁模型

制動器在尺寸一定的情況下,影響電磁力大小的參數(shù)有繞組的電阻值以及裝配形成的電磁氣隙大小δ?，F(xiàn)分析制動器繞組電阻為95 Ω、δ在0.7～0.8 mm變化時的初始電磁力大小,如圖6所示;電磁氣隙大小為0.7 mm時,電阻在88～95 Ω變化時的初始電磁力大小,如圖7所示。

圖6 初始電磁力-氣隙變化曲線

圖7 初始電磁力-電阻變化曲線

從圖6、圖7可以看出:當(dāng)氣隙長度取0.7 mm、制動器電阻值為88 Ω時,初始電磁力最大;當(dāng)氣隙長度取0.8 mm、制動器電阻值為95 Ω時,初始電磁力最小。經(jīng)仿真計算,初始電磁力范圍為4.34～5.92 N。如圖8、圖9所示。

圖8 最小初始電磁力

圖9 最大初始電磁力

2.2 反作用力校核

1)離心力

根據(jù)銜鐵、推柱的設(shè)計尺寸,計算得到銜鐵、單個推柱質(zhì)量分別為8.6 g、0.14 g,考慮到電機制動器組合在系統(tǒng)中的安裝位置,銜鐵和推柱按自由落體狀態(tài)承受重力加速度g,同時在15 g的加速度環(huán)境下,銜鐵、推柱所受離心力的大小為:

F1=ma=(0.0086+0.00014×6)×(15+1)×9.8=1.48(N)

注：一個制動器含6個推柱,推柱數(shù)量和彈簧數(shù)量為1∶1。

2)彈簧彈力

彈簧設(shè)計參數(shù)如圖10所示,經(jīng)計算,彈簧的彈性系數(shù)取值范圍為0.09～0.1 N/mm。

圖10 彈簧彈力分布

彈簧在安裝時處于壓縮狀態(tài),壓縮量:

λ=x-(h2-h1)-δ=11-(6-0.5)-(0.7～0.8)=(4.7～4.8)mm

因此,6個彈簧合力的取值范圍:

2.54(N)=0.09×4.7×6≤F2=kλ≤0.1×4.8×6=2.88(N)

3)摩擦力

銜鐵在重力作用下與定位套筒之間產(chǎn)生的摩擦力:

F31=μmg=0.15×0.0086×9.8=0.013(N)

推柱在重力作用下與磁軛之間產(chǎn)生的摩擦力為:

F32=μmg=6×0.15×0.00014×9.8=0.001(N)

式中:μ為材料干摩擦系數(shù)(鋼-鋼),取0.15[4]。

因此,摩擦力合力為:

F3=F31+F32=0.013+0.001=0.014(N)

4)反作用合力

離心力F1、彈簧彈力F2、摩擦力F3的合力取值范圍為4.03～4.37 N。

4.03(N)=1.48+2.54+0.014

2.3 解鎖離散型分析

根據(jù)以上計算結(jié)果,繪制電磁力、反作用合力分布示意圖,如圖11所示。由圖可知:當(dāng)電磁力、反作用合力分別位于區(qū)域A、區(qū)域B時,制動器能可靠解鎖;當(dāng)電磁力、反作用合力均落至區(qū)域C時,不一定能解鎖,因此解鎖呈現(xiàn)出一定的離散性和隨機性。

圖11 電磁力、反作用合力分布示意圖

3 試驗驗證

隨機抽取4臺電機制動器組合(技術(shù)狀態(tài)相同)按表1、圖1要求進行加速度試驗,試驗結(jié)果見表2。

表2 電機制動器組合解鎖試驗驗證結(jié)果

可以看出:21.5 V下并非所有電機制動器組合均能解鎖,解鎖呈現(xiàn)一定的離散性,驗證了第2章節(jié)理論分析的正確性,對這一試驗結(jié)果進一步分析:

1)反作用力均是嚴(yán)格按照理論公式進行計算且不存在不確定的變量,因此,反作用力的合力計算結(jié)果準(zhǔn)確;

2)4臺電機有3臺未能解鎖,一定程度上說明電磁力計算值偏大,導(dǎo)致未能解鎖的電機制動器組合數(shù)量偏多。其原因在于有限元是以離散網(wǎng)格無限逼近實體特征,電磁場仿真會存在偏差[10-11],電磁力仿真值偏大。

此外,由于表2的試驗樣本數(shù)不夠充分,不能確定制動器解鎖的電壓上限,可參考常態(tài)下電機制動器組合解鎖電壓的浮動范圍。某批次(技術(shù)狀態(tài)相同)常態(tài)下71臺電機制動器組合的解鎖電壓為14.02～17.87 V,電壓浮動范圍為3.85 V,對表2數(shù)據(jù)作加嚴(yán)處理,將表2中20.5 V作為解鎖電壓最小值,解鎖電壓上限值為20.5+3.85=24.35 V,該電壓下的最小初始電磁力為5.29 N(注:氣隙0.8 mm、電阻95 Ω),如圖12所示。

圖12 解鎖最小初始電磁力

因此,為確保電機制動器組合可靠解鎖,改制后的最小初始電磁力應(yīng)不小于5.29 N。

4 電機制動器組合改制

由第2章節(jié)、第3章節(jié)分析可知,電機制動器組合不能可靠解鎖的原因在于電磁力余量不夠,不能克服加速度環(huán)境下帶來的負載增量。因此,要提高電磁力,應(yīng)提高安匝數(shù),但由于系統(tǒng)電源容量有限,對電流閾值有要求,因此,應(yīng)同時調(diào)整匝數(shù)和線徑。

4.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

根據(jù)以上思路,增加電機匝數(shù)和線徑能提高電磁力,但會增大制動器體積。原電機制動器組合裝配圖如圖1所示,前端蓋與機殼為兩體結(jié)構(gòu),通過螺釘聯(lián)接,前端蓋較厚,軸向空間未完全利用。鑒于此,可以將前端蓋與機殼做成一體結(jié)構(gòu),電機本體部分前移,并保證電樞端部離機殼的爬電距離不小于1 mm,確保電機制動器組合的介電強度,電機本體部分電磁參數(shù)尺寸不做調(diào)整。結(jié)構(gòu)方案更改如圖13所示。

圖13 機殼、端蓋一體化電機制動器組合結(jié)構(gòu)簡圖

圖13中:L2為制動器有效長度,在總長一定的情況下,最大值為24.5 mm。

4.2 電磁方案優(yōu)化

根據(jù)以上設(shè)計思路,增加電機匝數(shù)和線徑提高電磁力,并控制母線電流不大于0.41 A,方案對比見表3。

表3 電磁方案對比

受電機制動器組合體積限制,制動器軸向長度最大增加4 mm(即L2-L1),擇優(yōu)選取方案3,即線徑為0.16 mm、制動器繞組軸向長度為10.5 mm、匝數(shù)為1933的方案。

4.3 解鎖可靠性分析

考慮到制動器線圈繞制時每一圈線圈大小存在差異,電阻值會在一定范圍內(nèi)波動,控制制動器繞組的電阻在88～93 Ω范圍內(nèi)。

按下式計算制動器在高溫環(huán)境下的電阻,經(jīng)計算,高溫環(huán)境下制動器繞組的電阻值為111.2 Ω。

式中:t1—繞組溫度,20 ℃;T—電阻溫度常數(shù),銅線取值235;t2—換算溫度,70 ℃;R1—測量電阻值;R2—換算電阻值。

電磁氣隙按0.8 mm、電阻按111.2 Ω進行仿真分析,電磁力計算結(jié)果如圖14所示。

圖14 改制后制動器最小初始電磁力

從圖14可以看出,考慮了制動器電阻、氣隙的離散型以及高溫環(huán)境對制動器電阻的影響后,最小初始電磁力為5.50 N,由第3章節(jié)分析可知:改制后的最小初始電磁力應(yīng)不小于5.29 N,因此,改制后的電機制動器組合在加速度環(huán)境下能可靠解鎖。

4.4 強制檢驗點

為確保21.5 V電壓下電機制動器組合在-X方向15 g的加速度環(huán)境下能可靠解鎖,常態(tài)環(huán)境下增加強制檢驗點。

21.5 V下電機制動器組合能可靠解鎖,該激勵電壓下的電磁力減去加速度反作用力,可以得到在加速度為0時的解鎖電磁力,找到該電磁力下的激勵電壓,該激勵電壓下電機制動器組合在加速度為0時能可靠解鎖,15 g加速度環(huán)境下電機制動器組合就能解鎖。

在氣隙大小取0.8 mm、電阻一定取93 Ω的情況下,只改變激勵電壓,得到不同激勵電壓下的初始電磁力,初始電磁力隨激勵電壓的變化曲線如圖15所示。

圖15 初始電磁力隨激勵電壓變化曲線

由圖15可知,曲線的斜率為0.5,單位激勵電壓作用下,初始電磁力增加0.50 N。

當(dāng)-X方向沒有加速度作用時,銜鐵和推柱不會受到沿-X軸向外的離心力作用,即F1由1.48減小到0,因此,可以將21.5-1.48/0.5=18.5 V電壓常態(tài)下能否解鎖作為加速度環(huán)境下可靠解鎖的強制檢驗點。

5 結(jié)論

本文對加速度環(huán)境下制動器的解鎖機理進行了分析,并對解鎖呈現(xiàn)離散性的現(xiàn)象進行了定位。通過結(jié)構(gòu)調(diào)整、電磁參數(shù)優(yōu)化提高電磁力,以平衡加速度工況下增加的額外負載;并設(shè)置常態(tài)下的強制檢驗點來確保電機制動器組合在加速度環(huán)境下也能可靠解鎖。