基于GMM微進給刀架的溫度特性分析

陳天沛,余 震,李勇智,陳定方

(1武漢理工大學智能制造與控制研究所,湖北 武漢 430063;2武漢科技大學機械自動化學院,湖北 武漢 430081)

超磁致伸縮材料(GMM)是一種新型高效的磁能—機械能轉換材料[1],利用超磁致伸縮材料在磁場變化時發(fā)生伸縮形變而制作的超磁致伸縮致動器,具有輸出力大、位移分辨率高、響應快等諸多優(yōu)點[2],已在精密加工、超精密加工領域顯示出廣闊的應用前景.然而超磁致伸縮驅動器在工作時,驅動線圈的發(fā)熱、超磁致伸縮棒的磁致?lián)p耗等均可導致超磁致伸縮棒溫度升高,而溫度對超磁致伸縮材料的伸縮特性影響很大[3].因此,設計制作超磁致伸縮驅動器(Giant Magnetostrictive Actuator,GMA)時,必須考慮溫升對驅動器輸出精度的影響.本文在分析GMA發(fā)熱源及溫升對GMA輸出精度的不利影響基礎上,針對長時間工作條件下的某微進給平臺中的GMA,分別在無水冷以及強制水冷兩種條件下進行有限元瞬態(tài)熱分析.根據(jù)有限元分析結果,進一步指導GMA參數(shù)設計.

1 溫升對超磁致伸縮致動器的影響

1.1 超磁致致動器工作原理及熱源

超磁致致動器的結構如圖1所示.其工作原理為:當電磁線圈3內通入適當大小的電流時,將產(chǎn)生一個驅動磁場;在驅動磁場作用下,GMM棒6發(fā)生形變,推動輸出軸7運動,產(chǎn)生輸出位移和輸出力,將電磁能轉化為機械能.

超磁致致動器的發(fā)熱源主要有電磁線圈通電后發(fā)熱、渦流與動態(tài)工作中的磁滯效應等[4].

圖1 磁致伸縮微致動器結構

1.2 溫升對超磁致伸縮致動器的影響

超磁致伸縮致動器的核心部件GMM棒發(fā)熱后會對其輸出精度產(chǎn)生影響,主要表現(xiàn)為以下幾個方面.

1)溫升引起GMA各部件的熱膨脹.線圈發(fā)熱導致的溫升將導致GMA系統(tǒng)內各部件尤其是GMM 棒的熱變形.其熱變形量

2)導致磁致伸縮系數(shù)不穩(wěn)定.超磁致伸縮材料的磁致伸縮系數(shù)對溫度很敏感.圖2為在13.8 MPa預壓力下溫度對超磁致材料磁致伸縮率λ的影響[5].

由圖2可知:溫度在40℃以下時,磁致伸縮率λ隨溫度上升而迅速增大;溫度在40℃～50℃之間,磁致伸縮率λ較為穩(wěn)定;溫度超過50℃時,磁致伸縮率λ隨溫度上升而緩慢減小.以圖中磁場強度為2000 Oe為例,溫度在 20℃和30℃時,其磁致伸縮率λ分別為1.1×10-3和1.3×10-3,由此導致相同磁場激勵下GMA輸出差異達20%.

3)引起殼體及其它部件熱膨脹.電磁線圈工作產(chǎn)生的熱量,不僅影響GMM棒,也會由棒表面及兩個端面?zhèn)飨蛳嘟佑|的零件,導致殼體、輸出軸及底座的熱變形.

圖2 溫度對磁致伸縮系數(shù)的影響

2 基于ABAQUS超磁致致動器瞬態(tài)熱分析

2.1 有限元建模及單元選取

一個完整的ABAQUS有限元分析過程包括以下三個基本步驟:前處理、分析計算及后處理.

要在ABAQUS軟件環(huán)境下進行有限元分析,首先需要建立致動器的有限元模型.其過程主要包括:三維模型的建立、材料屬性的賦予、零部件的裝配以及網(wǎng)格劃分.圖3為在ABAQUS環(huán)境下本平臺超磁致致動器的有限元模型.

圖3 超磁致致動器的有限元模型

根據(jù)單元的軸對稱性質,選取八結點線性傳熱六面體單元(DC3D8).該單元有8個節(jié)點,每個節(jié)點僅包含一個自由度,即溫度.

2.2 熱載荷及邊界條件

熱載荷是指熱源單位體積的發(fā)熱量,超磁致伸縮致動器所承受的熱載荷主要為線圈的熱載荷,計算公式為:

式中:Q為線圈的發(fā)熱量,W;V為線圈的體積,m3.

對于線圈來說,發(fā)熱量可以按照電阻發(fā)熱的公式計算:式中:I為線圈中通入的電流,A;R為整個線圈的電阻,Ψ.

測得線圈電阻為 8.3 Ψ,通過電流為 1.8 A,計算得發(fā)熱功率為26.892 W.根據(jù)式(2)計算得單位體積發(fā)熱功率即熱載荷約為95.58 kW/m3.

在分析時,熱載荷q是以體載荷形式加載在線圈的模型上.由于主要的換熱方式是超磁致伸縮致動器內部冷卻水流動通過致動器時對流換熱帶走熱量,同時致動器外部空氣對流換熱也會帶走少部分熱量,所以邊界條件主要是考慮第三類邊界條件,即空氣與結構表面的自然對流換熱以及恒溫水與零部件之間的強制對流換熱.此外,致動器的其他邊界條件為:致動器初始溫度為20°C,空氣溫度為室溫 20°C,冷卻水的溫度設為恒溫 19°C.

3 有限元分析結果及討論

3.1 超磁致伸縮致動器無水冷的瞬態(tài)分析

當強制水冷裝置不工作時,可以視為冷卻水腔為空氣的自然對流,在軟件的Interaction模塊中將Surface film condition中的Film Coefficient設為12.5.圖4為利用ABAQUS進行有限元分析,得出的致動器工作0.5 h后整機的溫度分布云圖.

圖4 無水冷時GMA溫度云圖

3.2 超磁致伸縮致動器強制水冷的瞬態(tài)分析

當強制水冷裝置工作時,水冷腔內通入循環(huán)的恒溫冷卻水,腔內對流邊界條件發(fā)生改變,在Interaction模塊中將Surface film condition中Film Coefficient更改為400,其余參數(shù)相同.致動器工作0.5 h后,溫度分布云圖見圖5.

圖5 強制水冷時GM A溫度云圖

3.3 總結及討論

從以上兩組分析可以得出如下結論,強制恒溫水冷可以有效地降低GMM棒的溫升.兩組GMA各部件的熱分析結果如表1所示.

表1 兩種工況下分析結果比較 ℃

在大功率、長時間工作場合,對于無水冷的超磁致伸縮致動器,GMM 棒最大溫升為45.55°C,由式(1)可計算出GMM 棒熱膨脹變形為 27.33 μ m.而所設計的驅動器輸出為50 μ m.顯然由GMM 棒溫升導致的熱膨脹將致使GMA輸出精度大幅降低.此外,線圈的發(fā)熱十分嚴重.而在相同工況下,帶水冷裝置的致動器,GMM棒溫升只有4.12°C,GMM棒熱變形為2.47 μ m,其熱膨脹引起的變形降低了一個數(shù)量級,溫控效果比較理想.

4 結束語

本文對超磁致驅動器在無水冷及強制水冷兩種工況下進行有限元分析.分析結果表明,采用強制水冷可以有效地抑制致動器的溫升.在大電流、長時間工作的場合中,超磁致伸縮致動器必須采取強制水冷的方式進行溫控,以保證其輸出精度和工作性能.

[1]Clark A E.Magnetostrictive Rare Earth-Fe2 Compounds[M].Amsterdam:North-Holland,1980.

[2]賈宇輝,譚久彬.基于超磁致伸縮材料的微位移驅動器特性研究[J].中國機械工程,1999,10(11)1213-1215.

[3]徐 杰,陳張健,鄔義杰.超磁致伸縮驅動器熱變形補償及溫控方法研究[J].設計與研究,2005(06):8-10,19.

[4]盧全國,陳定方,鐘毓寧,等.超磁致伸縮致動器熱變形影響及溫控研究[J].中國機械工程,2007,18(1):16-19.

[5]Clark A E,Crowder D N.High Temperature Magnetostriction of TbFe2 and Tb.27 Dy.73 Fe2[J].IEEE Transactions on Magnetics,M AG.21,1985(5):1945-1947.