直線交變沖擊機構磁電式速度傳感裝置分析

丁問司，賈淑蒙，袁林燕

(華南理工大學 機械與汽車工程學院，廣州 510640)

直線交變沖擊機構磁電式速度傳感裝置分析

丁問司，賈淑蒙，袁林燕

(華南理工大學 機械與汽車工程學院，廣州 510640)

針對直線交變沖擊機構高頻、高速、難以檢測的特點，提出了基于電磁感應原理的檢測方法，完成了對直線交變沖擊機構的沖擊特性檢測?；贏NSYS Maxwell軟件建立了檢測系統(tǒng)電磁場仿真模型。通過仿真計算與試驗結果的對比分析，驗證了電磁感應檢測方法的可行性以及電磁仿真模型的正確性。進一步，分析了氣缸材料、線圈匝數(shù)、線圈柱面徑向位置等不同參數(shù)對磁電式速度傳感裝置性能的影響。研究結論為方便、準確地測量氣驅直線交變沖擊機構沖擊特性參數(shù)提供了有效依據。

直線沖擊機構；磁電式速度傳感器；有限元分析

手持式電驅氣動交變沖擊錘(簡稱氣動沖擊錘)，通過將高壓空氣壓力能轉化為沖擊系統(tǒng)機械能，使沖擊體產生高速、高頻交變運動，從而對工作介質實施沖擊。氣動沖擊錘具有沖擊頻率高、瞬間沖擊力大、速度快、沖擊做功時間短等特點，廣泛應用于裝備制造以及土木建筑工程等領域[1]。直線交變沖擊機構是氣動沖擊錘最重要組成部分，其結構參數(shù)直接影響著氣動沖擊錘的沖擊功率和沖擊能量的輸出。

目前，針對直線交變沖擊機構沖擊性能的檢測，研究人員分別提出了應力波法、光電法、觸點法、高速攝影法、能量法和氣壓法等多種測試方法，但大多因適用條件限制或操作復雜、設備昂貴等原因，無法實現(xiàn)對空間狹小且結構復雜的手持式氣動沖擊錘沖擊特性的檢測，更未形成統(tǒng)一的測試方法和規(guī)范[2-4]。對沖擊機構的沖擊特性檢測需在額定工況條件下實時檢測沖擊活塞在交變沖擊過程中速度、加速度等指標的變化，進而計算出沖擊機構輸出的沖擊能、沖擊頻率和沖擊功率等參數(shù)。

為方便準確地檢測出直線沖擊機構的交變沖擊特性和動力學性能，本研究中利用電磁感應原理在直線沖擊機構中加裝了磁電式速度傳感裝置并對其進行了研究。檢測裝置基本原理是將已安裝永磁體或已磁化的沖擊活塞的運動變化轉換成為附加傳感器線圈繞組的感應電動勢變化[5]，以此來反映沖擊活塞運動特征。相比于其他檢測方法，電磁感應法主要有以下優(yōu)點：① 非接觸式測量，測試裝置簡便；② 適合動態(tài)測量；③ 頻率響應范圍寬，一般為10～1 000 Hz；④ 線性度好，靈敏度幾乎為定值；⑤ 輸出阻抗較小，輸出功率大；⑥ 測量電路較簡單，零位性能穩(wěn)定。

1 直線交變沖擊系統(tǒng)工作原理

氣驅直線交變沖擊系統(tǒng)由氣缸、壓氣活塞、沖擊活塞、補氣孔及密封圈裝置等組成，如圖1所示。

1.通氣孔；2.沖擊活塞；3.空行程孔；4.O型密封圈；5.中間氣墊；6.補氣孔；7.壓氣活塞；8.氣缸

圖1 氣驅直線交變沖擊系統(tǒng)原理簡圖

Fig.1 Diagram of linear impact mechanism

其工作原理為：曲柄搖桿機構帶動壓氣活塞7在氣缸8內作往復直線運動，在沖擊活塞2間形成中間氣墊5；沖擊活塞左端通氣孔1與大氣相通，右端為密閉的中間氣墊，受到兩者壓力差作用，向右撞擊釬桿，完成沖擊輸出。沖擊活塞的動力學特性由直線沖擊機構決定，并直接影響沖擊能的輸出和沖擊效率的高低。

2 直線沖擊機構檢測裝置設計

2.1 檢測原理

直線沖擊機構交變沖擊特性的檢測基于法拉第電磁感應現(xiàn)象[6]。當永磁體和沖擊活塞以不同速度做交變直線運動時，系統(tǒng)磁場將發(fā)生變化，變化的磁鏈在線圈繞組中產生感應電動勢，即

(1)

式中：E為感應電動勢；Ψ為繞組磁鏈；N為線圈匝數(shù)；φ為磁通量。

當線圈固定不動時，動子永磁體以變化的速度往復運動，假定在初始位置i時線圈的磁通為φi，磁鏈為Ψi，當動子永磁體運動到位置i+1時，對應的時間變化量為Δt，磁通為φi+1，磁鏈為Ψi+1=Nφi+1，則通過定子繞組的磁鏈變化量為ΔΨi=Ψi+1-Ψi。當Δt足夠小時，有

(2)

式中：Ei為動子永磁體位于位置i時的感應電動勢。

2.2 直線沖擊機構檢測裝置設計

按直線沖擊機構內部結構及運動特點，新型檢測裝置主要由線圈組件和測量活塞兩部分組成，其中運動部分為沖擊活塞和永磁體，線圈組件固定不動，其結構如圖2所示。

圖2 直線沖擊機構檢測系統(tǒng)結構簡圖Fig.2 Diagram of detection system for linear impact mechanism

永磁體7采用兩個同尺寸瓦形永磁體組成，結構如圖3所示，永磁體嵌裝在沖擊活塞上并用環(huán)氧樹脂固定。線圈組件包括線圈骨架8和線圈繞組9，安裝于氣缸10外部。線圈繞組采用高強度漆包銅線繞制而成，具有電阻率小、機械強度大、經濟實惠及方便繞制等特點。線圈骨架采用非鐵磁性的酚醛樹脂材料制成。

1.曲柄連桿；2.壓氣活塞；3.密封圈；4.沖擊活塞；5.沖錘；6.鉆頭；7.永磁體；8.線圈骨架；9.線圈；10.氣缸

圖3 永磁體結構組成圖

Fig.3 Structure diagram of permanent magnet

安裝時，線圈固定不變，以其能產生最理想感應電動勢線性度時的位置來確定。同時，線圈骨架與氣缸之間保持合理有效距離，以確保補氣孔、空行程孔和通氣孔的正常有效工作。

3 直線沖擊機構檢測系統(tǒng)電磁場分析

3.1 參數(shù)設置

以某高頻、高加速度變化的國產電驅氣動交變沖擊錘直線交變沖擊系統(tǒng)為研究對象，基于ANSYS Maxwell 16.0軟件，建立該直線沖擊機構檢測系統(tǒng)電磁場模型[7]。其主要物理參數(shù)見表1。

表1 直線沖擊機構檢測系統(tǒng)物理參數(shù)Tab.1 Physical parameters of detection system

為建立合理的電磁場分析模型，根據計算需要和直線沖擊機構檢測系統(tǒng)特點，做出以下假設：

(1) 由于沖擊活塞和永磁體構成的動子中無構成動子回路的導體，因此忽略動子上渦流損耗；

(2) 對驅動電機實行磁屏蔽后，忽略氣動沖擊錘的電機磁場對檢測系統(tǒng)磁路的影響；

(3) 忽略密封圈摩擦力對沖擊活塞運動的影響；

(4) 假設導磁介質材料均勻，為各向同性材料；

(5) 忽略溫度效應的影響。

同時，由于線圈骨架、壓氣活塞、O型密封圈均采用非鐵磁性介質，其相對磁導率μr=1，對源磁場無影響，可簡化為空氣模型。依假設條件和沖擊系統(tǒng)實際物理參數(shù)，以直接建模法在Maxwell 軟件中建立起該直線沖擊機構檢測系統(tǒng)的三維有限元模型，如圖4所示。研究中對幾何模型的不同部分賦予了相應的材料屬性，如表2所示。

圖4 直線沖擊機構檢測系統(tǒng)的三維模型Fig.4 3D geometric model of detection system

表2 幾何模型的材料屬性Tab.2 Material properties of geometric model

圖5 20Cr磁化曲線[8]Fig.5 B-Hcurve of 20Cr

圖6 40Cr磁化曲線Fig.6 B-Hcurve of 40Cr

3.2 檢測系統(tǒng)仿真模型標定

由于沖擊活塞高頻振動，需要對電磁傳感速度檢測裝置進行精確標定。

標定中，在檢測系統(tǒng)仿真模型運動選項中設定動子的輸入速度為諧波函數(shù)v=a0sin(2πft)。其中a0為幅值；f為頻率。綜合考慮本研究中沖擊活塞的交變沖擊行程，取a0=3，得仿真中動子輸入的速度曲線如圖7所示。設定求解精度后進行計算求解，獲得動子運動位移曲線、線圈繞組交變磁鏈和感應電動勢曲線分別如圖8～圖10所示。

由圖8～圖10看出，動子位移、繞組磁鏈及輸出的感應電動勢均近似諧波信號，呈周期性變化，周期和變化趨勢與動子實際輸入速度信號一致。

為確定感應電動勢與沖擊活塞輸入速度間的關系，將a0以步長0.5從0增至8，即速度最大值由0 m/s以0.5 m/s步長增至8 m/s，通過計算分析可獲得沖擊速度和感應電動勢最大值的關系曲線，數(shù)值擬合后(最小二乘法)，如圖11所示。

圖7 動子輸入的諧波速度曲線
Fig.7 Harmonic velocity curve of the mover

圖8 速度為諧波函數(shù)時動子位移曲線
Fig.8 Displacement curve of the mover

圖9 速度為諧波函數(shù)時線圈繞組磁鏈曲線
Fig.9 Flux linkage curve of the coil winding

圖10 速度為諧波函數(shù)時線圈感應電動勢曲線
Fig.10 Induced voltage of the coil winding

圖11 感應電動勢與速度關系圖Fig.11 Relation diagram between velocity and induced voltage

由圖11知，線圈感應電動勢與沖擊活塞的運動速度呈正相關關系，其靈敏度為7.136 58毫伏/米·秒-1。

3.3 有限元計算分析

動子輸入速度曲線如圖12所示，沖擊活塞運動周期中分為回程加速、回程減速、沖程加速、沖擊、反彈五個狀態(tài)。

在仿真系統(tǒng)中設置參數(shù)并求解，可得四個周期內動子部分隨時間變化的位移曲線、線圈繞組中磁鏈和感應電動勢變化曲線如圖13～圖15所示。分析各曲線知：第一個周期內0～14.649 ms時，動子由初始位置0 mm移動到回程最大位置27.59 mm，此時磁鏈達到最大值，感應電動勢也為正向最大，并結束回程運動；在17.579 ms時，動子由沖程開始點實行加速移動，直至位移為0 mm的打擊點，此過程中感應電動勢反向增至最大；在26.368 ms時，動子開始沖擊反彈運動。當動子做周期性交變直線運動時，線圈繞組中磁鏈與感應電動勢的變化周期和變化趨勢一致，即動子在一個周期的交變沖擊過程中經歷回程加速、回程減速、沖程加速、沖擊和反彈五個階段，所對應的感應電動勢和磁鏈變化趨勢也經歷相同五個階段。當動子速度反向最大，即處于打擊點時，線圈繞組感應電動勢的值亦最大。

圖12 動子輸入的速度曲線Fig.12 The input velocity of the mover

圖13 動子部分的位移曲線Fig.13 Displacement curve of the mover

圖14 線圈繞組磁鏈變化曲線Fig.14 Flux linkage curve of the coil winding

圖15 線圈繞組感應電動勢變化曲線Fig.15 Induced voltage of the coil winding

4 結構參數(shù)變化對檢測系統(tǒng)的影響

4.1 氣缸材料

不同氣缸材料，因導磁性能不同，會使得沖擊機構檢測系統(tǒng)的磁場分布變化，由此導致在永磁體和沖擊活塞做往復運動時，線圈繞組中產生的感應電動勢值不同。

圖16為氣缸材料分別為40Cr合金鋼、銅或鋁等非導磁材料、純鐵和硅鋼片時線圈繞組中感應電動勢的瞬態(tài)曲線。各類材料磁特性分別如下：40Cr合金鋼的磁性能曲線如圖6所示；非導磁材料可等效于真空磁場，其相對磁導率μr=1；純鐵和硅鋼片均為鐵磁性物質，其相對磁導率遠大于真空的相對磁導率，其中，純鐵相對磁導率為1 000，硅鋼片為非線性導磁材料，其B-H曲線如圖17所示。

圖16 不同氣缸材料的感應電動勢Fig.16 Induced voltage of coil with different cylinder materials

圖17 硅鋼片的磁性能曲線Fig.17 B-H curve of silicon steel sheet

由圖17可知，不同氣缸材料所對應的線圈中感應電動勢值不同，但交變沖擊過程的周期和整體變化趨勢一致。在動子輸入沖擊速度相同條件下，氣缸材料為非導磁材料時，線圈中感應電動勢值最大；氣缸材料為鐵磁材料時，感應電動勢值最?。痪€圈感應電動勢最大值的產生符合以下規(guī)律：非導磁材料>40Cr合金鋼>純鐵>硅鋼片，即隨著氣缸材料的相對磁導率增大，感應電動勢的值減小。因此，為減小氣缸材料對磁電式速度傳感器的影響，氣缸應選用具有機械性能足夠好、導磁性能低的材料。

4.2 線圈繞組柱面位置

在氣缸材料確定不變條件下，線圈柱面所處位置不同時，線圈繞組中產生的感應電動勢值亦不同。在氣缸材料為40Cr合金鋼條件下，以線圈中心線直徑為53.5 mm的位置作為參考點，改變線圈徑向放置位置，即將線圈骨架直徑分別改為52 mm、52.5 mm、53 mm、53.5 mm、54 mm。仿真計算可得繞組在不同徑向位置下感應電動勢瞬態(tài)變化如圖18(a)所示，打擊點處線圈感應電動勢與線圈徑向位置變化關系如圖18(b)所示。

(a) 線圈在不同位置時磁感應強度幅值的變化

(b) 打擊點處線圈中感應電動勢與直徑關系

從圖18可知，線圈柱面徑向位置小范圍內變化對感應電動勢值的產生影響不大；感應電動勢與線圈中心線直徑大小成反比關系，即線圈柱面所在徑向位置離永磁體越近，線圈中感應電動勢的值越大，反之則越小。因此，有必要在確保通氣孔和補氣孔正常工作前提下，盡可能減小線圈骨架厚度以保證線圈離永磁體活塞徑向距離最小，而線圈感應電動勢的值越大。

4.3 線圈繞組匝數(shù)

由式(1)可知，線圈繞組感應電動勢的變化與匝數(shù)N成正相關關系，圖19(a)為線圈感應電動勢與匝數(shù)N的關系變化圖；圖19(b)為線圈匝數(shù)N不同時打擊點處的感應電動勢變化曲線。

由圖19可知，在一定范圍內，感應電動勢隨線圈匝數(shù)N增大而線性增大，但到達某一臨界值時，感應電動勢趨于穩(wěn)定，變化很小。一般，檢測系統(tǒng)設計時，為提高磁電式速度傳感器靈敏度，應盡可能加大線圈匝數(shù)。但本研究中須充分考慮氣動交變沖擊機構結構安裝位置狹窄的特點，應合理選擇線圈匝數(shù)，并非線圈匝數(shù)越大越好。

(a) 匝數(shù)N不同時感應電動勢變化曲線

(b) 在打擊點A處感應電動勢與匝數(shù)N的關系

5 有限元求解和樣機試驗結果對比

5.1 試驗方案及試驗平臺

電驅氣動交變沖擊系統(tǒng)試驗平臺由氣動沖擊錘、NI PXI測試系統(tǒng)(4 462、8 135)計算機及數(shù)據采集與分析軟件等組成，如圖20所示。主要完成沖擊信號的數(shù)據采集、放大、分析和顯示等功能。

圖20 氣動沖擊錘試驗平臺Fig.20 Test platform of pneumatic hammer

5.2 試驗參數(shù)設置

依次安裝電驅氣動交變沖擊錘、速度傳感器及沖擊對象，并將速度傳感裝置引出并連接PXI系統(tǒng)與計算機端口。設定試驗參數(shù)為：

(1) 驅動電機轉速n=11 100 r/min，通過換算，減速后曲柄轉速n′=1 800 r/min；

(2) 采樣頻率fs=1 024 Hz；

(3) 采集時間t≥10 s；

(4) 被沖彈簧剛度k=1 000 N/s。

5.3 綜合對比分析

采集氣動沖擊錘從啟動到停止工作共10 s運行階段的信號，并將實驗模型和基于電磁仿真模型得到的感應電動勢曲線進行比較，結果如圖21所示。

圖21 試驗和仿真分析感應電動勢對比Fig.21 Comparison of induced voltage between model calculation results and experimental results

由圖21對比分析結果可知：線圈感應電動勢的電磁模型仿真計算值與實測值在周期和變化趨勢上一致，說明數(shù)值仿真模型可準確模擬沖擊活塞的運動規(guī)律，所建立的直線沖擊機構檢測系統(tǒng)磁場分析模型準確。

沖擊活塞的仿真計算值與實測值在撞擊點附近存在一定差異，分析其原因為：

(1) 電磁仿真模型忽略了密封圈摩擦力影響，而在各沖擊階段，密封圈摩擦力幅值和方向均發(fā)生變化。

(2) 數(shù)值模型未考慮沖擊錘外殼、轉換機構及電機對檢測系統(tǒng)磁場的影響，而在實際沖擊過程中上述因素的存在，必然造成兩者間差異。

(3) 沖擊活塞的運動主要由中間氣墊吸附和驅動作用產生，中間氣墊具有的時變性及不確定性，使得試驗難以精確調整，從而導致兩者間的差異。因而，一般采用試驗法與仿真分析相結合對沖擊系統(tǒng)的交變沖擊特性進行準確的研究。

(4) 沖擊錘進行沖擊試驗時自身振動明顯，對速度傳感檢測裝置及數(shù)據采集系統(tǒng)造成附加影響，帶來測試曲線的局部抖動。

6 結 論

本文基于電磁感應原理，研究并設計了針對壓氣驅動的直線沖擊機構的沖擊特性檢測裝置。結果表明，利用電磁感應法可較為精確地確定直線沖擊機構沖擊運動規(guī)律。

其次，在建立了壓氣驅動直線沖擊機構檢測系統(tǒng)的電磁場有限元模型基礎上進行了分析。分析表明，沖擊活塞和永磁體組成的動子在給定速度作用下作交變直線運動時，檢測系統(tǒng)磁場將連續(xù)發(fā)生變化，且繞組線圈中感應電動勢與動子速度的變化趨勢一致，表明所建立的直線沖擊機構檢測系統(tǒng)電磁場模型能正確反映沖擊活塞運動規(guī)律。

進一步，對比分析了氣缸材料、繞組線圈徑向位置、線圈匝數(shù)等關鍵結構參數(shù)對檢測系統(tǒng)磁場和線圈感應電動勢的影響。結論表明，氣缸材料相對磁導率越大，線圈中感應電動勢值越?。痪€圈感應電動勢值隨線圈內柱面離永磁體徑向距離的減小而增大，反之則越??；感應電動勢隨線圈匝數(shù)的增大而增大，但臨界值時，感應電動勢值趨于穩(wěn)定。

試驗研究表明，線圈感應電動勢的仿真計算值與實測值基本一致，說明本研究中所建立的數(shù)值模型基本正確合理，以此可方便進行針對沖擊機構特性的多物理場理論研究和分析，以及相應新型檢測裝置的開發(fā)。

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Electromagnetic velocity sensor for linear impact mechanisms

DING Wensi, JIA Shumeng, YUAN Linyan

(School of Mechanical & Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou, 510640, China)

Aiming at performances of high frequency, high speed and hard to detect of a linear impact mechanism, the electromagnetic induction testing method was proposed to deter and analyze its impact characteristics.Then, the electro-magnetic field simulation model of the detection system was built with ANSYS Maxwell.Through the comparative analysis between simulation results and test ones, the feasibility of the electromagnetic induction testing method and the correctness of the electromagnetic field simulation model were verified.Furthermore, the influences of cylinder material, number of windings and location of windings on the performances of an electromagnetic velocity sensor were analyzed.The results provided an effective basis for measuring impact features and parameters of linear impact mechanisms.

linear impact mechanism; electromagnetic velocity sensor; FEA

國家自然科學基金(11272122)

2015-07-09 修改稿收到日期：2016-01-30

丁問司 男，博士，教授，1968年6月

U455.3+2

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.05.010