氣動滅火器電起動設計及關鍵部件強度分析*

何也能,辛 喆,趙紅利,楊 凱,余 舟

(1.浙江工業職業技術學院 交通學院,浙江 紹興 312000;2.中國農業大學 工學院,北京 100083; 3.中汽認證中心有限公司,北京 100044;4.青島市產品質量監督檢驗研究院,山東 青島 266000; 5.吉利汽車研究院(寧波)有限公司,浙江 寧波 315000)

0 引 言

目前,便攜式風力滅火機已普遍應用于我國森林草原火災撲救[1]。其噴出的氣流可撲滅A類火災(固體有機物燃燒火)中的低強度森林、草原地表火[2],但對于更高強度的火災，其滅火性能較有限[3]。

風速高、風量大和質量輕是提高風力滅火機性能的可發展方向[4]。便攜式風力滅火機主要由離心風機和小型二沖程汽油機組成,因此,提高風力滅火機性能的重要途徑包括優化風機結構[5-7]、選配較高功率及輕量型的汽油機。通常,便攜式風力滅火機用汽油機的功率為3.5 kW～4.5 kW,通過人力拉動拉繩盤帶動飛輪及曲軸旋轉實現起動。其拉繩盤與汽油機飛輪組一體,結構簡單緊湊。

現有某航空用雙氣缸二沖程小型汽油機,功率近13 kW,而重量僅約4 kg,具有較高功率及輕量型的特點,可選配作為風力滅火機發動機,提高滅火性能。但該汽油機通過人力轉動外部長槳葉進而起動,當其應用于風力滅火機時,由于風機葉輪在蝸殼內部,不易通過人力旋轉葉輪實現起動。

針對該問題,筆者設計具有較大起動功率的電起動機構,同時由于起動機構強度不足則易發生損壞,用有限元法進行強度校核[8]。

1 電起動方案設計

1.1 電起動總體方案確定

針對所選配汽油機的結構特點,并考慮蝸殼剛度、風機進風方式和起動機構重量等因素,筆者設計分離式電起動機構。該機構在起動前先與葉輪端接合;起動時帶動葉輪,進而帶動發動機曲軸旋轉;起動后能自動中斷轉矩傳遞,并可完全脫開與葉輪端的接合。

為了提供較大的起動功率,減輕使用者起動時的勞動強度,筆者選用串勵式直流電機提供起動轉矩,其額定功率為0.8 kW,額定電壓為12 V。由于通常電機轉速較高,電起動機構需設計具有合適傳動比的減速機構,以提供足夠起動轉矩,并使輸出轉速仍大于汽油機最低起動轉速[5],滿足起動要求。為防止汽油機起動后高速旋轉反帶起動電機,起動傳動機構還應包括單向離合機構。

電起動設計總體方案如圖1所示。

圖1 電起動設計總體方案

考慮整體機構重量,該電起動機構適宜放置在地面上進行起動,因此,通過錐齒輪副、螺桿及滑動導軌等組成高度調節機構,可使電起動機構適應不同高度的風力滅火機。

1.2 汽油機起動性能參數確定

反映汽油機起動性能的參數主要包括最低起動轉速和起動阻轉矩。通常在環境溫度0 ℃以上時,車用汽油機的最低起動轉速約20 r/min～50 r/min[10]。由于該汽油機為二氣缸化油器式,經咨詢生產商,其建議起動轉速大于400 r/min時起動較可靠,因此,筆者將該轉速作為最低起動轉速。

風力滅火機選配汽油機參數如表1所示。

表1 風力滅火機選配汽油機參數

發動機最大起動阻轉矩主要包括發動機內部最大摩擦阻力矩、氣缸空氣壓縮阻力矩和發動機運動部件慣性阻轉矩[11]。但風力滅火機配用汽油機的起動阻轉矩除以上3類外,還包括葉輪慣性阻轉矩和氣動阻力矩。由于起動時轉速較低,葉輪所受氣動阻力矩基本可忽略。

根據發動機起動性能參數經驗公式[12]可計算發動機內部最大摩擦阻力矩、氣缸空氣壓縮阻力矩和發動機運動部件慣性阻轉矩,而葉輪慣性阻轉矩則可由圓盤轉動慣量近似計算。

1.3 電機可換向電路設計

為了使電起動機構不僅能起動該類右旋式汽油發動機,同時也能通過電路轉換起動左旋式汽油發動機,筆者對所選用起動性較好的串勵式直流電機電路進行可換向設計。

由于串勵直流電機的勵磁繞組(定子)和電樞繞組(轉子)串聯,不能通過外部正負極反接的方法直接改變電機旋向。串勵直流電機的反轉可采用勵磁繞組反接或者電樞繞組反接來實現。由于該電機的勵磁繞組末端搭鐵,且勵磁繞組末端的剩余空間較小,此處采用電樞繞組反接法。

串勵式直流電機電路圖如圖2所示。

圖2中,a、b、c和d分別表示4個電刷。改接電路時,用組合開關將接線端1和2相連,3和4相連,圖中電樞電流方向向上,電機正轉;反之當將接線端2和4相連,1和3相連,圖中電樞電流方向向下,電機反轉。

圖2 串勵式直流電機電路圖1—電源正極接線端;2—a、b電刷總線接線端;3—c和d端的電刷導線合并接線(m線)的接線端;4—c和d處的電刷架連接端合并接線(n線)的接線端

1.4 減速機構設計

由于對減速機構的結構尺寸無特殊要求,傳動方式選擇為單級圓柱齒輪傳動。傳動比的選擇原則是使起動機構在最大功率時的轉速(經減速后)略高于汽油機的最低起動轉速。為保證可靠起動,筆者傳選擇動比為3:1,以最大起動阻轉矩為載荷條件,應用理論公式進行強度校核。

減速機構零件的主要設計參數如表2所示。

表2 減速機構零件的主要設計參數

減速機構剖面圖如圖3所示。

圖3 減速機構剖面圖1—電機端蓋;2—軸套;3—輸入軸;4—銅套;5—螺栓;6—軸承蓋;7—墊片;8—滾動軸承;9—從動軸鍵;10—從動齒輪;11—軸套;12—輸出軸;13—主動齒輪;14—主動軸鍵;15—卡環;16—銅套;17—箱體

1.5 單向離合機構設計

為防止起動后汽油機反帶電機,該電起動方案中包含有單向離合機構。由于單向軸承具有尺寸標準化、結構緊湊、型式多樣和適用性廣的特點[13],筆者通過選配合適的單向軸承,來設計電起動單向離合機構;選擇軸承內徑為30 mm的CSK PP型號楔塊式單向軸承(PP表示軸承內外圈均帶鍵槽),其傳遞轉矩很大,可靠性高;同時配用深溝球軸承,以提高單向離合器剛度,延長單向軸承壽命。

單向離合器剖面圖如圖4所示。

圖4 單向離合器剖面圖1—圓盤;2—滾動軸承;3—單向軸承;4—傳動中間軸;5—減速箱輸出軸;6—固定螺栓;7—內圈鍵;8—外圈鍵;9—軸套;10—螺栓;11—外六角起動頭

1.6 蓄電池選配和高度調節機構設計

按用途分類,鉛酸蓄電池有起動型、牽引型和固定用型等。一般情況下,鉛酸蓄電池放電電流不宜超過1C-rate(瞬間放電電流為電池容量數值的一倍);瞬間能輸出電流最大的電池類型為起動型,瞬間電流可達到自身電池容量的5倍以上。筆者選擇的蓄電池為起動型蓄電池,電壓為12 V,額定容量為14 Ah。

為了增強設備通用性,使其能起動不同高度的風力滅火機,還需要設計高度調節機構,機構主要包括錐齒輪副、滑動導軌、螺桿、高度調節操作桿、軸承和底座等。

2 電起動關鍵部件有限元分析

由于電起動機構受力情況較復雜,適合應用有限元法進行強度校核。筆者先選擇在Pro/E中建立起動機構三維實體模型后,再導入ANSYS軟件的Workbench仿真平臺,應用有限元法進行靜力學分析[14-15]。

2.1 關鍵部件三維實體模型建立

由于電起動機構中的零件主要承受起動力矩作用,應用Pro/E所建立的三維實體模型包括減速箱中的主動齒輪、從動齒輪、輸入軸、輸出軸和傳動鍵,以及單向離合機構中的中間傳動軸、軸套、傳動鍵、單向軸承、固定螺栓、圓盤和起動外六角頭等。

電起動機構的動力輸入軸即為電機電樞軸,動力輸出軸與風機葉輪連接。由于電起動機構所輸出的起動轉矩是通過外六角起動頭,與葉輪上的內六角孔嚙合而傳遞,筆者也建立葉輪上的內六角孔連接件三維實體模型,以便添加約束條件。

單向離合機構包含的滾動軸承、單向軸承為標準件,此處不對其進行強度模擬分析。為進行其他非標準傳動零件的強度分析,需要進行整體求解域計算,因此筆者選擇建立簡化的滾動軸承、單向軸承模型(附鍵槽的實心體)。

筆者在Pro/E中建立所需進行強度分析的全部實體模型并裝配,再將裝配模型導入Workbench靜力學分析模塊。在靜力學分析模塊中,先定義材料屬性;在DM建模工具中,將起動機構零件材料均設置為普通結構鋼,其默認屈服強度為250 MPa。

2.2 接觸定義和網格劃分

由于電起動機構存在多個零件接觸,需要確定每個部件之間的相互關系,筆者將齒輪嚙合設為摩擦接觸,摩擦系數設置為0.1,其余零件之間的接觸均定義為線性接觸。

電起動機構計算網格如圖5所示。

圖5 電起動機構計算網格

網格劃分方式采用自動劃分網格,將全局網格尺寸設置為3 mm。齒輪嚙合面附近的網格通過接觸尺寸(contact sizing)定義尺寸為0.5 mm,以提高接觸面網格質量,且盡量使接觸處的節點對齊;

輸入軸、輸出軸與鍵,鍵與齒輪之間也通過接觸網格定義,筆者設置接觸尺寸為2 mm,使互相接觸零件在接觸面上的網格節點對齊,網格總數約3.1×105個。

2.3 施加載荷和約束

劃分網格后,需要定義求解模型的載荷和約束。載荷和約束是計算模型的邊界條件,以所選單元自由度的形式來定義。

電起動機構所施加的載荷和約束示意圖如圖6所示。

圖6 電起動機構施加載荷及約束示意圖

電起動機構實際由電樞軸上的電樞繞組提供起動轉矩。根據設計要求,筆者對輸入軸(即電樞軸)模型進行簡化,在模型的圓端面施加力矩載荷,以作為起動轉矩(其值等于前文所計算的最大起動阻轉矩);

約束條件包括在輸入軸和輸出軸上的4個軸承接觸面,分別施加圓柱約束(徑向和軸向固定,切向自由),以及在葉輪上內六角孔連接件的端面處施加固定約束。

2.4 計算結果分析

由于所分析的電起動機構零件為塑性材料,可依據材料力學第四強度理論進行分析[16]。ANSYS靜力學的分析結果可顯示等效應力,即為根據第四強度理論推導出的屈服準則值,通常等效應力值至少應小于材料的屈服應力。

減速箱輸出軸鍵槽同時受到擠壓載荷和剪切載荷的作用。

設剪切載荷為F,擠壓載荷為T,其斷離面發生在剪切交界面,對輸出軸鍵槽進行的受力分析如圖7所示。

圖7 輸出軸鍵槽受力分析

在二向應力狀態下的主應力解析解為:

(1)

式中:σmax—主應力最大值;σmin—主應力最小值;σx—水平方向應力;σy—垂直方向應力;τxy—剪切應力。

設:

σx=σ,σy=0,τxy=τ

(2)

則可得到最大主應力和最小主應力為:

(3)

式中:σ1，σ2，σ3—3個主應力。

依據第四強度理論,筆者開展如下校核:

(4)

式中:σ3—剪切界面的應力極值。

將式(3)代入式(4)中可得:

(5)

式中:[σ]—材料允許應力。

電起動機構的等效應力圖如圖8所示。

通過計算顯示,處于輸出軸外端的槽面應力值最大,其等效應力值為239 MPa,小于材料的屈服應力。

根據求解結果可知,電起動機構關鍵零部件的強度符合起動工作要求。

圖8 電起動機構的等效應力圖

3 實驗及結果分析

為驗證電起動機構起動的可靠性,筆者對該風力滅火機進行電起動試驗。試驗測試儀器包括光電式非接觸轉速表和功率表。

起動試驗過程中,筆者測量了電起動機構的死起動轉速(未接通點火電路時帶動負載轉速)和死起動轉矩。

電起動機構的起動試驗圖如9所示。

圖9 電起動機構起動試驗圖

由于單向離合器的中間軸與電機之間為齒輪傳動,為測量電起動機構的輸出轉速,起動前筆者先在中間傳動軸上貼反射條,通過光電轉速表測量電起動機構的輸出轉速,用功率表測輸出功率,并計算應力,即:

(6)

(7)

起動前,筆者斷開汽油機點火電路,將電起動機構的外六角頭與風機葉輪內六角孔接合后,測量電起動機構的死起動轉速和功率,并計算對應的應力。

死起動工況下,第2 s、4 s、6 s時的電起動機的轉速、功率和應力如表3所示。

表3 死起動工況下電起動機的轉速、功率和應力

根據表3試驗結果表明:該電起動機構極限工況下的最大應力平均值在224.0 MPa左右,與有限元分析結果接近,且小于材料的屈服應力。

由此可見,該電起動機構可穩定起動所針對的較高功率風力滅火機,且結構強度基本符合工作要求。

4 結束語

針對高性能風力滅火機選配某款較高功率汽油機時存在的問題,筆者設計了電起動總體方案、電機可換向電路、減速機構和單向離合機構:

(1)該電起動機構具有與所選汽油機相匹配的起動特性,在起動后可自動中斷轉矩傳遞,適用于不同汽油機旋向的風力滅火機;

(2)建立了電起動機構三維實體模型,對電起動機構關鍵部件進行了有限元法分析,結果表明,關鍵傳動部件強度符合工作要求;

(3)進行了電起動機構的起動可靠性試驗,結果表明,機構關鍵部件的最大應力平均值在224.0 MPa左右,小于材料的屈服應力,該電起動機構可靠、穩定。