孔底直線電機沖擊器的沖擊應力及疲勞仿真研究

第一作者吳濤男，博士，副教授，1979年12月生

通信作者姚愛國男，教授，博士生導師，1955年11月生

孔底直線電機沖擊器的沖擊應力及疲勞仿真研究

吳濤，姚愛國，王巍，鄭志華，李勇波，何王勇

(中國地質大學(武漢) ，武漢430074)

摘要：孔底直線電機沖擊器具有效率高、易于井下控制的優點，可廣泛應用各種地質條件。這種新型沖擊器鉆進中直線電機定子和動子之間是往復直線運動的，在長期碰撞作用后，應力波會造成直線電機沖擊器和部分關鍵部位(如減震槽末端)的疲勞破壞。采用Pro/E軟件對直線沖擊電機進行三維建模，然后基于疲勞壽命預測的相關理論，利用ANSYS Workbench有限元分析軟件，進行沖擊應力和虛擬疲勞仿真分析，在較短的時間內獲得電機沖擊器的預測疲勞壽命、壽命安全系數及危險部位等信息。并根據仿真中問題，研究了采用特殊滑動軸承結構、增加薄壁壁厚和末端增加減震環的改進方法，有效地解決了沖擊器疲勞強度和壽命問題。

關鍵詞：應力波；直線沖擊電機；ANSYS Workbench；疲勞仿真；改進方法

基金項目：中央高校青年基金(CUGL120238);國土資源部地質調查項目(1212011120255)

收稿日期：2014-05-27修改稿收到日期：2014-08-29

中圖分類號:TH132.41

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.17.036

Abstract:When a linear motor impactor works in underground, the reciprocating straight line motion exists between its stator and mover. After long-term impact action stress wave can cause fatigue damage at the end of the shock rod damping groove of the linear motor impactor. Using Pro / E software to build a three-dimensional model for a linear motor impactor, and based on the theory of fatigue life prediction, ANSYS Workbench finite element program was used to simulate its impact stress and fatigue. In a shorter period, the electrical shock rod fatigue life prediction, its life safety coefficient and dangerous positions of the impactor, etc were of obtained. It was shown that the proposed method is a quick and effective method; based on simulations, many improvement measures are presented to solve the etrength and fatigue problems of linear motor impactors.

Fatigue and impact stress simulation for a linear motor impactor

WUTao,YAOAi-guo,WANGWei,ZHENGZhi-hua,LIYong-bo,HEWang-yong(China University of Geosciences (Wuhan), Wuhan 430074, China)

Key words:vibration and wave; linear motors; ANSYS workbench; fatigue simulation; improved method

隨著動力電池技術發展，目前在地質鉆探工程中，一種全新的孔底電動沖擊器結構越來越受到關注。相比液動沖擊器它具有效率高、控制方便、廣泛適應不同地質條件的優點。一般取芯鉆進時電磁沖擊器放在巖芯管上面，成孔鉆進時直接置于孔底鉆頭上方，依靠沖擊器動子撞擊鉆頭上方的沖砧產生應力波，傳遞到旋轉的鉆頭上，達到加速破巖效果。

電動沖擊器沖擊鉆進時最關鍵的性能指標就是沖擊能和沖擊頻率。以73 mm鉆桿外徑沖擊器為例，一般要求沖擊器沖擊能要在40～80 J，沖擊頻率約為5～25 Hz。為了盡量提高沖擊能，需要在滿足鉆桿孔內空間位置情況下，盡量提高電磁容量。沖擊器電磁容量跟繞組容量(繞組空間尺寸)直接相關，在電動沖擊器電磁設計和結構設計時，增大繞組容量就會減小結構尺寸，造成結構單薄。沖擊鉆進過程中，電動沖擊器的動子直接撞擊沖砧。在撞擊瞬間會受到反彈應力的作用。長期應力破壞會造成沖擊器關鍵部位的疲勞損傷。為保證沖擊器長時間可靠工作，必須對沖擊器進行疲勞仿真分析。因此設計時除了需要滿足電磁容量要求外，還必須滿足機械結構強度要求。有時需要反復的修改和校核，增加了研發周期和成本。本文采用ANSYS Workbench仿真分析軟件對項目研制開發的線圈發射式直線電機的沖擊器進行了應力、虛擬疲勞分析。針對仿真結果上提出一些列改進措施，最終滿足設計壽命要求，為實際樣機制造提供理論依據。

1沖擊器結構及工作原理

線圈發射式沖擊器采用類似電磁炮彈彈射原理，借助電磁力(或洛倫茲力)做功，將電磁能轉化成動能，完成對沖錘的加速度。線圈采用直線電機三相交流繞組，通入三相對稱交流電，產生與動子運動方向一致的行波磁場。通過改變通電頻率和切換正反向頻率可以非常方便的控制次級動子運動速度。圓筒型線圈發射沖擊機構的初級相當于旋轉電機的定子，次級相當于旋轉電機的轉子，其工作原理與旋轉電機的原理比較接近[2-4]。直線電機沖擊器的結構主要由電機外筒、永磁桿、直線球軸承、沖擊器、硅鋼片、線圈、減震彈簧等部分組成，如圖1所示。電機外筒(1)是整個直線電機的外殼結構，與鉆桿通過螺紋連接在一起。直線電機定子是永磁桿(3)，直接固定在電機外筒上。沖擊器動子(5)是直線電機重要的組成部分，上部由硅鋼片和線圈組成，下部為實心。電機對定動子之間氣隙要求非常高，一般為0.5 mm～1 mm，為保證氣隙精度要求，定動子之間采用直線軸承連接。沖擊器動子的兩端裝有減震緩沖彈簧，上部彈簧(a)起到能量緩沖作用，將動子上行程動能轉換為勢能，下行程時再將勢能轉換為動能，下部彈簧(b)起減震作用。

1.電機外筒　2.減震彈簧(a)　3.永磁桿　4.直線球軸承 5.沖擊器動子　6.硅鋼片　7.線圈　8.減震彈簧(b) 圖1　直線電機沖擊器結構簡圖 Fig.1 Structure diagram of linear motors impactor

圖2　沖擊器連接示意圖 Fig.2 Jiont schematic diagram of the impactor

沖擊器與鉆桿鉆頭連接示意圖見圖2：沖擊器動子一方面作為電樞能量轉換關鍵部分，另一方面作為沖擊部件和沖砧直接沖撞。動子在行程100 mm時沖擊速度約為5 m/s，沖擊功約為120 J。巨大的反彈應力波會造成沖擊器結構的疲勞損壞，特別是動子部件的薄壁處和尺寸過渡處，以及與定子連接的直線軸承部位，見圖3。

1.彈簧減震槽　2.直線球軸承槽　3.密封槽 圖3　沖擊器局部放大圖 Fig.3 Local structure inside the model

2沖擊器的結構沖擊響應分析

傳統的沖擊響應計算一般采用靜態沖擊因子(動載系數)法，但是這種方法沒有考慮到分析對象不同時安裝剛度和結構剛度所造成的影響，也無法分析物體間的沖擊效應。本文采用有限元法進行沖擊動力學分析的工具[5]。采用有限元法，可以得到結構的離散化初始振動方程為：

(1)

求解上述動力學方程目前有兩種方法用得較多，即模態疊加法和直接積分法，包含 ansys 在內的大多數非線性瞬態分析程序都是采用直接積分法中的中心差分法來求解瞬態響應問題的。

令：

Fr=Fe-Fi

可將振動方程(1)改寫成：

(2)

(3)

其中:Fne是外載荷矩陣，Fni是內力矩陣， Fr是剩余力矩陣。則加速度可通過對質量矩陣求逆并與剩余力矩陣相乘求出。式中采用集中質量矩陣， M是對角陣，因此求逆十分方便。

(4)

并得到u(t)在時間n+1上的新位置：

(5)

由于式中采用了集中質量矩陣，因此運動方程(3)、(4)和(5)的求解是非耦合的，即各個方程之間互不相關，不需要組成總體矩陣，因此大大節省存儲空間和求解時間，非常適合工程應用的要求。

根據直線電機沖擊器的相關設計參數在Pro/E中建立了沖擊器的三維模型。沖擊器動子采用的是合金鋼Cr15，其材料的彈性模量E=2.07×105MP，泊松比為0.3，密度為7.8 kg/m3。這里考慮到了計算機的計算能力，將模型劃分為15 687個單元和28 066個節點。考慮到沖擊器的運動特性，上端為彈性阻力彈簧，下端為沖砧， 沖擊器在垂直方向上以9 m/s的速度沖擊沖砧，并與沖砧發生碰撞。

3仿真計算結果及改進設計

3.1初始設計及仿真結果

初始設計的仿真結果見圖4、5。圖中可以很清楚看到碰撞(最危險時刻)產生的應力分布情況：沖擊器的最大應力是642.37MPa，位置位于沖擊器下端的直線軸承固定槽和密封槽處。沖擊器受到的最大應力小于GCr15的屈服強度和疲勞抗拉極限，結構在單次沖擊過程中是安全的，但多次沖擊抗疲勞能力差。

圖4　沖擊器局部應力最大處分布云圖 Fig.4 Local stress contours of the impactor

圖5　擊器疲勞壽命分布云圖 Fig 5 Fatigue life contours of the impactor

圖5是沖擊器的疲勞壽命仿真情況，可以看出原始條件下沖擊器最小疲勞壽命只有372.7 h，遠遠達不到設計要求。仿真說明沖擊器動子部分靠近硅鋼片和線圈部分薄壁抗疲勞性能較差，壽命最小的部位位于沖擊面的直線軸承固定槽和密封槽處。由于線圈、硅鋼部分和還有直線軸承都是沖擊器關鍵部位，為了確保電動沖擊器的正常使用，必須對原有結構進行改進。

3.2改進設計及仿真結果

針對上述分析，做了以下改進措施：

(1)將原來普通的滑動軸承換成較為新型具有自潤滑功能的聚四氟乙烯滑動軸承，軸承外徑徑尺寸由原來32 mm變為23 mm，經仿真安全系數由0.12提升到0.46。將原來軸承內置改為軸承外置的形式(見圖6)，滑動面由內軸承面改變為外軸承面，增大接觸面積，對改進后的模型進行仿真分析，發現沖擊器最大應力已降到了613.49 MPa，減少較為明顯，但沖擊器的最小疲勞壽命和最小安全系數仍不滿足設計要求，分別為1 148 h和0.64，因此需要對沖擊器結構進行進一步優化。

圖6　改進后模型內部局部結構 Fig.6 Improved Structure of linear motors impactor

(2)適當增大最易疲勞破壞處的局部壁厚，并使該處的尺寸變化變得更加平緩，可以顯著改善疲勞壽命和安全系數指標，但增大壁厚直接結果是造成沖擊器動子線圈體積變小，使沖擊功率降低。為了綜合衡量疲勞壽命和電磁功率指標，論文對同一直徑磁桿，不同壁厚的沖擊器(不同外徑)沖擊應力和疲勞壽命分別進行了仿真計算，得到外徑和最大應力、外徑和最小疲勞壽命、外徑和最小安全系數關系數據，如表1所示。

表1　不同壁厚與沖擊應力、疲勞壽命和安全系數關系

從表1可以看出隨著沖擊器主體直徑尺寸的增大，沖擊器所受到的最大沖擊應力會有相應的增加，但跟初始設計的結果相比沖擊器的疲勞壽命和安全系數也有明顯的改善。隨著沖擊器主體直徑尺寸的增大，沖擊器最小壁厚尺寸也相應的增大，且在該處尺寸的變化愈發平緩，改善了沖擊器的受力狀況，提高了其疲勞抗性。綜合應力疲勞分析和電磁分析，最終選擇沖擊器的外徑為Ф55，沖擊器的主要尺寸如表2所示。

表2　沖擊器基本尺寸

圖7是改進后沖擊器疲勞分析的疲勞壽命的局部截面云圖，對比改進前的分析結果可知，沖擊器最小疲勞壽命大幅度提高，達到了4.03×105，而最小安全系數也達到了1.661 2，基本滿足了沖擊鉆進需求。

圖7　改進后沖擊器局部疲勞壽命分布云圖 Fig.7 Local fatigue life contours of the improved impactor

(3)應力緩沖措施

根據應力波反射機理(機械濾波)，有些文獻[10] 提出墊片可提高零部件抗沖擊能力。沖擊應力波在通過結構件與墊片的分界面時，部分被反射而衰減，墊片提高被保護件抗沖擊能力的主要原因不是彈性緩沖，而是機械濾波。本文在沖擊器底部增加一個典型三明治緩沖結構(5 mm聚四氟乙烯+5 mm鋁片+5 mm聚四氟乙烯)，在相同條件下對沖擊器應力應變、壽命進行了仿真。

圖8為采用緩沖后沖擊器局部應力分布云圖，圖8中小圖為為局部最大應力分布圖，沖擊器最大應力由原來的642.37 MPa降為523.78 MPa，而且最大應力處不是在電機線圈和硅鋼片的關鍵部分，出現在緩沖部件。直線電機沖擊的動子線圈和硅鋼部分平均應力下降231 MPa，這樣可以最大限度地保護直線電機沖擊器的關鍵部分。圖9為沖擊器疲勞壽命分布圖，采用緩沖墊后關鍵部分壽命由原來的4.034×105h變為3.335 6×106h,改進效果非常顯著。

采用墊片緩沖方式對于被保護件質心慣性加速度影響很小，卻能顯著衰減其在質心加速度曲線上的應力波，降低二者的合力尖峰，并減少往復振動沖擊的破壞。圖10為沖擊器碰撞最大應力隨時間變化曲線，圖11為應變隨時間變化曲線。對比發現采用三層墊片的緩沖結構最大應力峰值都降低了，尤其是后面兩個應力波峰減小比較明顯，主波峰幅度減小約20%，次級波峰減小約60%。

圖8　采用緩沖后沖擊器應力全局(最大局部)分布云圖 Fig.8 Gloabal and Local stress contours of the improved-impactor with buffer gasket

圖9　采用緩沖后沖擊器疲勞壽命分布云圖 Fig.9 Fatigue life contours of the impactor with buffer gasket

圖10　采用緩沖后沖擊器最大應力變化曲線 Fig.10 Fatigue life contours of the impactor with buffer gasket

圖11　采用緩沖后沖擊器最大應變變化曲線 Fig.11 Fatigue life contours of the impactor with buffer gasket

4結論

上述仿真結果對于開展此類沖擊器的設計具有重要的指導意義：①沖擊器沖擊過程中的危險區域發生在靠近沖擊面的壁厚較小且尺寸變化較大處。②在沖擊器的設計過程中可以適當的增加壁厚，緩和尺寸變化，以提高疲勞沖擊壽命，但壁厚增加會造成線圈尺寸減小，電機電磁容量會降低。在設計沖擊器時需要綜合考慮兩者要求。③采用緩沖墊會減小反彈應力影響，但缺點是沖砧獲得的沖擊應力幅值也會減小。由于質心加速度不變，沖擊器的沖擊功不會改變。仿真為沖擊器的進一步優化設計和快速設計提供了理論依據。

參考文獻

[1]胡柳青,李夕兵,趙伏軍.沖擊載荷作用下巖石破裂損傷的耗能規律[J].巖石力學與工程學報, 2002, 21: 2304-2308.

HU Liu-qing, LI Xi-bing, ZHAO Fu-jun. Study on energy consumption in fracture and damage of rock induced by impact loadings[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21: 2304-2308.

[2]馮尚明,楊波.用于電磁飛機彈射系統的直線電機設計綜述[J].艦船科學技術, 2008,30(3): 36-41.

FENG Shang-ming, YANG Bo. Survey of design of linear machine for electromagnetic aircraft launch system[J]. Ship Science and Technology, 2008, 30(3): 36-41.

[3]Kwak I G, Lee S H, Lee D I. Improvement of Open Boundary Magnetic Field Analysis of Air-Core Magnet Using High Order Boundary Sensitivity [J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2009,14th

[4]王俊峰. 碰撞沖擊力的數值計算與測試方法研究[D]. 上海: 上海交通大學, 2007.

[5]王遠功. 沖擊問題的動態分析方法[J].振動與沖擊, 1994, 13(1): 41-45.

WANG Yuan-gong. Dynamic analysis method of impact problem[J]. Journal of Vibration and Shock, 1994, 13(1): 41-45.

[6]王多智, 范峰, 支旭東.網殼結構沖擊響應分析方法及抗沖擊特性研究[J].振動與沖擊, 2013,32(10): 111-117.

WANG Duo-zhi, FAN Feng, ZHI Xu-dong. Dynamic response analysis and anti-shock performance of reticulated shell under impact[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013,32(10): 111-117.

[7]劉永輝,張銀.基于有限元分析的洗衣機跌落沖擊仿真及改進設計[J].振動與沖擊, 2011, 30(2): 164-166.

LIU Yong-hui, ZHANG Yin. Drop simulation and design improvement of a washing machine based on FE analysis[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011, 30(2): 164-166.

[8]徐蓬朝,黃惠東,張龍山. 墊片提高抗沖擊能力的應力波衰減機理[J]. 探測與控制學報,2012, 34(2):1-6.

XU Peng-zhao, HUANG Hui-dong, ZHANG Long-shan. Stress wave reflecting attenuation to improve anti-shock capacity by gasket[J]. Journal of Detection & Control, 2012, 34(2):1-6.

[9]Delpassand M S. Stator life of a positive displacement down-hole drilling motor[J]. American Society of Mechanical Engineers Petroleum Division Pd, 1999, 121(2):110-116.

[10]Zhang S, Norum L, Nilssen R. Variable voltage variable frequency control of tubular linear permanent magnet synchronous machine for drilling applications[C]// Electrical Machines (ICEM), 2010 XIX International Conference on. IEEE, 2010:1-5.