鎖銷式制動器解鎖的離散性分析

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

隨著電力電子技術和半導體材料科學的發展,電動舵機在空空導彈、地空導彈等武器裝備上得到了廣泛應用,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,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構尺寸、材料屬性對鎖制性能的影響,對制動器產品設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、材料等對響應速度的影響,為快響應、高制動力矩密度制動器設計提供了參考[6]。張博等對制動器穩態溫度場進行了分析,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構設計,以減少實際工作氣隙,提高電磁力矩和響應速度,但并未經過實踐驗證[8]。何仁等提出了一種根據溫升情況自動調整氣隙寬度,進而保證電磁制動力穩定性的新型電磁制動器結構[9]。綜上,現有文獻的研究主要集中在電磁制動器的結構、多物理場仿真等方面,大多數文獻僅考慮了氣隙、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、加速度等力學環境)的研究較少,本文對某電機制動器組合加速度環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,實現解鎖功能。

圖1 電機制動器組合結構示意圖

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、推柱結構

1.2 環境試驗

初始狀態制動器不解鎖,待達到表1中的加速度量級并穩定后,給制動器施加勵磁電壓21.5VDC,同時給20A1C001#電機本體上電,未能正常轉動,報故停轉。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

制動器解鎖的關鍵在于實現銜鐵和制動盤分離。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,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,銜鐵與導柱、推柱與磁軛摩擦,會產生摩擦力。根據以上分析,加速度環境下銜鐵受力如圖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)彈簧在初始狀態下處于壓縮狀態,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,產生的電磁力,記為F電磁力。

加速度環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。現分別計算電磁力、離心力、摩擦力和彈簧彈力。

2.1 瞬態電磁場仿真

基于Ansoft Maxwell平臺對制動器進行瞬態場分析,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有繞組的電阻值以及裝配形成的電磁氣隙大小δ。現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

根據銜鐵、推柱的設計尺寸,計算得到銜鐵、單個推柱質量分別為8.6 g、0.14 g,考慮到電機制動器組合在系統中的安裝位置,銜鐵和推柱按自由落體狀態承受重力加速度g,同時在15 g的加速度環境下,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,推柱數量和彈簧數量為1∶1。

2)彈簧彈力

彈簧設計參數如圖10所示,經計算,彈簧的彈性系數取值范圍為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,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(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

根據以上計算結果,繪制電磁力、反作用合力分布示意圖,如圖11所示。由圖可知:當電磁力、反作用合力分別位于區域A、區域B時,制動器能可靠解鎖;當電磁力、反作用合力均落至區域C時,不一定能解鎖,因此解鎖呈現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(技術狀態相同)按表1、圖1要求進行加速度試驗,試驗結果見表2。

表2 電機制動器組合解鎖試驗驗證結果

可以看出:21.5 V下并非所有電機制動器組合均能解鎖,解鎖呈現一定的離散性,驗證了第2章節理論分析的正確性,對這一試驗結果進一步分析:

1)反作用力均是嚴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果準確;

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,導致未能解鎖的電機制動器組合數量偏多。其原因在于有限元是以離散網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的試驗樣本數不夠充分,不能確定制動器解鎖的電壓上限,可參考常態下電機制動器組合解鎖電壓的浮動范圍。某批次(技術狀態相同)常態下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數據作加嚴處理,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不小于5.29 N。

4 電機制動器組合改制

由第2章節、第3章節分析可知,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,不能克服加速度環境下帶來的負載增量。因此,要提高電磁力,應提高安匝數,但由于系統電源容量有限,對電流閾值有要求,因此,應同時調整匝數和線徑。

4.1 結構優化

根據以上思路,增加電機匝數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構,通過螺釘聯接,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構,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尺寸不做調整。結構方案更改如圖13所示。

圖13 機殼、端蓋一體化電機制動器組合結構簡圖

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 電磁方案優化

根據以上設計思路,增加電機匝數和線徑提高電磁力,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波動,控制制動器繞組的電阻在88～93 Ω范圍內。

按下式計算制動器在高溫環境下的電阻,經計算,高溫環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,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章節分析可知:改制后的最小初始電磁力應不小于5.29 N,因此,改制后的電機制動器組合在加速度環境下能可靠解鎖。

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的加速度環境下能可靠解鎖,常態環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-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電壓常態下能否解鎖作為加速度環境下可靠解鎖的強制檢驗點。

5 結論

本文對加速度環境下制動器的解鎖機理進行了分析,并對解鎖呈現離散性的現象進行了定位。通過結構調整、電磁參數優化提高電磁力,以平衡加速度工況下增加的額外負載;并設置常態下的強制檢驗點來確保電機制動器組合在加速度環境下也能可靠解鎖。