高功率密度全電消防鉗的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及性能研究

白傳棟，王德義，王海波

(1.北方工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與材料工程學(xué)院，北京 100144；2.北京航天自動(dòng)控制研究所 宇航智能控制技術(shù)國家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100854)

在工程領(lǐng)域上，有很多工作需要對(duì)金屬材料進(jìn)行壓接和切割，但由于金屬材料都非常堅(jiān)硬，不易于被壓接和切割，而很多壓緊鉗大多數(shù)采用機(jī)械式，壓緊力相對(duì)較小，在完成這類工作的過程中會(huì)遇到很多困難，不便于操作。隨著液壓技術(shù)應(yīng)用遍布各個(gè)領(lǐng)域，人們將液壓技術(shù)應(yīng)用到便攜式液壓鉗中，來實(shí)現(xiàn)液壓增力，效果明顯[1]。液壓鉗主要是利用有壓力的油液作為傳遞動(dòng)力的工作介質(zhì)，將機(jī)械能轉(zhuǎn)換成油液的壓力能，再將油液的壓力能轉(zhuǎn)換成機(jī)械能，從而實(shí)現(xiàn)用簡(jiǎn)單省力的操作，完成對(duì)材料的壓接和切割等工作。例如楊美娜等[2]提出的便攜式液壓鉗，通過杠桿手柄、大油缸和閥塊的聯(lián)合傳動(dòng)，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)銅、鋁緞子的剪切，但輸出力較小，僅為50 kN.劉健[3]利用薄型液壓缸、活塞等結(jié)構(gòu)件，將手動(dòng)液壓鉗改進(jìn)為電動(dòng)液壓鉗，雖然可以減輕作業(yè)人員的勞動(dòng)強(qiáng)度，但由于使用液壓缸作為驅(qū)動(dòng)源，在工作過程中需要攜帶液壓泵站，這樣就造成整體體積大、攜帶不方便等問題。也有學(xué)者致力于對(duì)液壓鉗系統(tǒng)性能進(jìn)行分析，如付俊等[4]利用Ansys軟件對(duì)海底基盤恒夾緊力的液壓鉗進(jìn)行了仿真，得到的仿真分析結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果基本吻合。

但隨著裝備水平的發(fā)展，對(duì)消防設(shè)備的重量要求越來越嚴(yán)格，進(jìn)而對(duì)消防鉗的功率-重量比等性能指標(biāo)提出了更高的要求。如前文所述，現(xiàn)在使用較為輕便的液壓鉗，耐用性高，到達(dá)設(shè)定壓力自動(dòng)卸壓，但存在總體重量較大、功率重量比較小、效率較低、液壓系統(tǒng)存在油液泄露等問題，且對(duì)出現(xiàn)的故障不易分析。無法滿足現(xiàn)代消防設(shè)備高功率重量比、強(qiáng)承載能力、高可靠性且輕便的需求[5-7]。

鑒于此，本文提出了一種功率-重量比高、承載力強(qiáng)及安裝空間小的全電消防鉗裝置，用于消防及安全設(shè)備領(lǐng)域，并對(duì)其結(jié)構(gòu)和性能進(jìn)行了介紹。

1 機(jī)械結(jié)構(gòu)及原理介紹

HPEFT的結(jié)構(gòu)原理如圖1所示，主要由伺服電機(jī)、減速器、鋰電池、行星滾柱絲杠副(包括絲杠及螺母)、鉗頭、傳感器等部件配合組成。

本研究選用的伺服電機(jī)為低供電電壓的直流無刷電機(jī)，當(dāng)使用場(chǎng)所有電源時(shí)，可以通過電機(jī)后端的電源線進(jìn)行供電，無電源時(shí)，可以使用HPEFT下端的鋰電池進(jìn)行供電。伺服電機(jī)與減速器裝配一體，并安裝在殼體上，減速器的輸出軸與絲杠末端通過鍵的形式相連。絲杠與螺母嚙合，螺母將絲杠的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為直線運(yùn)動(dòng)；螺母與輸出桿通過螺紋及止動(dòng)墊圈固連，由螺母推動(dòng)輸出桿輸出直線運(yùn)動(dòng)。輸出桿通過連接裝置驅(qū)動(dòng)鉗頭的開合。絲杠末端通過一對(duì)角接觸球軸承保證同軸度，并將負(fù)載傳遞的力卸荷到殼體上?？刂破骷颁囯姵匕惭b在殼體內(nèi)部。

使用過程中，操作人員可以通過手持方向輪來提攜HPEFT并把控操作方向。伺服電機(jī)以碼盤作為位置傳感器，通過轉(zhuǎn)動(dòng)位置調(diào)節(jié)器來控制伺服電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)而控制輸出桿伸出的長度，操作簡(jiǎn)單、便捷。同時(shí)，系統(tǒng)內(nèi)置了行程開關(guān)，以保證行星滾柱絲杠副不超出許用行程。除了這些基本功能的實(shí)現(xiàn)外，根據(jù)具體需求，還可以為系統(tǒng)增設(shè)溫度傳感器、力傳感器等，通過對(duì)多路信號(hào)的綜合分析，實(shí)現(xiàn)對(duì)HPEFT工作狀態(tài)進(jìn)行檢測(cè)以及健康狀態(tài)管理等。

該HPEFT以現(xiàn)有液壓鉗的鉗頭為基礎(chǔ)，以行星滾柱絲杠副作為主要傳動(dòng)、承力部件，利用全電系統(tǒng)代替液壓系統(tǒng)，并在尾部集成控制器、鋰電池等，極大地減小了整機(jī)的體積和重量，提高了功重比[8-9]。

2 系統(tǒng)指標(biāo)及核心部件選型

鉗頭部分的結(jié)構(gòu)已經(jīng)較為完善，可以作為標(biāo)準(zhǔn)件沿用至HPEFT.故本文對(duì)標(biāo)現(xiàn)有液壓消防鉗驅(qū)動(dòng)組件，對(duì)HPEFT的驅(qū)動(dòng)組件提出以下要求：

1) 出力不小于150 kN；

2) 輸出桿的有效行程不小于100 mm；

3) 輸出桿的運(yùn)動(dòng)速度1～3 mm/s；

4) 鋰電池供電模式下，需連續(xù)工作30 min.

2.1 行星滾柱絲杠副選型

如圖2所示，行星滾柱絲杠副最早在1942年由瑞典人CARL B S發(fā)明，是一種可以平穩(wěn)、高效地實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和直線運(yùn)動(dòng)相互轉(zhuǎn)化的機(jī)械裝置[10]。

相比于滾柱絲杠，行星滾柱絲杠副具有高承載能力、長壽命、高轉(zhuǎn)速等優(yōu)點(diǎn)。根據(jù)需求指標(biāo)，可選取公稱直徑為39 mm的標(biāo)準(zhǔn)式行星滾柱絲杠副，導(dǎo)程為5 mm，頭數(shù)為5，其動(dòng)態(tài)負(fù)載為179.2 kN，靜態(tài)負(fù)載為245.2 kN.

圖2 行星滾柱絲杠副Fig.2 Planetary roller screw

對(duì)行星滾柱絲杠副的剛度進(jìn)行校核，由工作負(fù)載引起的軸向變化量為：

(1)

式中：F=150 kN為最大工作負(fù)載；Ph和N分別為行星滾柱絲杠副的導(dǎo)程和頭數(shù)；A=1 194.6 mm2為絲杠的截面面積；E=2.1×105MPa為材料的彈性模量。

經(jīng)計(jì)算得其軸向變形量為0.6 μm，查看相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)可知，當(dāng)行星滾柱絲杠副的行程小于315 mm時(shí)，允許的變形量為16 μm，即剛度滿足要求。

輸出桿處于最大速度時(shí)，絲杠轉(zhuǎn)速為：

(2)

當(dāng)輸出桿的速度為v=0.003 m/s時(shí)，絲杠的額定轉(zhuǎn)速為36 r/min，由于絲杠與減速器的輸出軸直接固連，故絲杠的轉(zhuǎn)速就是減速器的輸出轉(zhuǎn)速。

2.2 電機(jī)設(shè)計(jì)及減速器選型

根據(jù)選定的行星滾柱絲杠副，來計(jì)算滿足負(fù)載要求的驅(qū)動(dòng)力矩Tprs和驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)速nprs.行星滾柱絲杠驅(qū)動(dòng)端輸入扭矩Tprs與輸出力Fprs之間關(guān)系如下：

(3)

絲杠效率ηprs為0.95，則減速器的輸出力矩為125.6 N·m.由2.1小節(jié)可知減速器輸出的最小轉(zhuǎn)速為36 r/min.

考慮到對(duì)減速器的需求具有輸出力矩較大、轉(zhuǎn)速較小等特點(diǎn)，本文采用傳動(dòng)速比大、承載能力高的諧波減速器。通過對(duì)比相關(guān)資料，選用RV20E減速器，其額定輸出扭矩為135 N·m，額定轉(zhuǎn)速為40 r/min，減速比i=105.則電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)矩及輸出轉(zhuǎn)速分別為：

(4)

2.3 熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

相比液壓驅(qū)動(dòng)而言，純電動(dòng)驅(qū)動(dòng)具有效率高、體積重量輕、使用維護(hù)簡(jiǎn)單、壽命長等優(yōu)點(diǎn)，但散熱難度相對(duì)較大，而液壓驅(qū)動(dòng)靠內(nèi)部油液均勻溫度進(jìn)行循環(huán)冷卻。純電動(dòng)驅(qū)動(dòng)熱傳導(dǎo)效果差，需要專門熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，可從發(fā)熱和散熱兩方面入手。

發(fā)熱主要集中在電控盒和伺服電機(jī)，為了降低發(fā)熱，應(yīng)提高電能和電機(jī)的利用效率，最有效的方式是選用匹配度高的定制化電機(jī)，使得電機(jī)既滿足輸出力和速度的要求，又不至有太多余量導(dǎo)致浪費(fèi)。

散熱方面在電控盒后段側(cè)面和電機(jī)前段側(cè)面開通風(fēng)孔，電機(jī)自帶軸流風(fēng)扇，使得在電控電機(jī)艙段內(nèi)形成良好散熱風(fēng)道，提高散熱效率。另外電控裝置還安裝了專門的熱沉和散熱片，使熱量進(jìn)一步均勻并加快散出。通風(fēng)口開在設(shè)備最后端側(cè)下面，利于防止現(xiàn)場(chǎng)惡劣環(huán)境對(duì)機(jī)內(nèi)的污染。

2.4 供電模塊設(shè)計(jì)

所設(shè)計(jì)的伺服電機(jī)供電電壓為36 V，需采用額定電壓為36 V，最低27 V，最高42 V，4.4 Ah電量的鋰電池作為供電模塊。故選用目前市場(chǎng)資源相對(duì)較多的18 650鋰電池組，通過10節(jié)串聯(lián)、2組并聯(lián)組成電池組，并在內(nèi)部集成電池電壓監(jiān)控保護(hù)板，電池組性能參數(shù)如表1所示。由于滿電時(shí)的電池電壓較高，故對(duì)電機(jī)、電池供電線路、電控功率板等專門做了絕緣處理，以保證安全。

表1 電池組性能參數(shù)Table 1 Performance parameters of battery pack

3 強(qiáng)度仿真分析

利用Ansys Workbench有限元仿真軟件對(duì)HPEFT的主要承力部件進(jìn)行強(qiáng)度校核與變形量分析，以驗(yàn)證所設(shè)計(jì)機(jī)械結(jié)構(gòu)的合理性[4]。本節(jié)主要對(duì)HPEFT前端的鉗頭殼體和后端的主殼體進(jìn)行建模及仿真分析。

3.1 鉗頭殼體的建模及仿真分析

HPEFT前端的鉗頭殼體通過螺釘與主殼體、方向輪固連為一體，將固定面確定為鉗頭外殼與主殼體的連接面(如圖3中A面)。

對(duì)于鉗頭殼體的前端，通過銷釘與鉗頭組件相連，在工作過程中，鉗頭組件將負(fù)載力通過銷釘傳遞到A面，進(jìn)而傳遞到方向輪(操作者)，這個(gè)負(fù)載力的大小由前文可知最大為150 kN(如圖3中B面)。

圖3 鉗頭殼體的邊界條件設(shè)置Fig.3 Boundary condition setting of tong head shell

在設(shè)置邊界條件的基礎(chǔ)上，對(duì)鉗頭殼體進(jìn)行仿真分析，可以得到鉗頭殼體的應(yīng)力分布(如圖4)以及鉗頭殼體的變形量圖(如圖5)，圖中紅色顯示為受應(yīng)力或變形量最大的位置。

圖4 鉗頭殼體的應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution of tong head shell

圖5 鉗頭殼體的變形量云圖Fig.5 Deformation of tong head shell

如圖4所示，鉗頭殼體最大應(yīng)力為277 MPa，應(yīng)力最大點(diǎn)位于鉗頭殼體內(nèi)部與銷釘連接的小半圓處，相比其他部位，由于此處有拐角，應(yīng)力集中現(xiàn)象使此處應(yīng)力較大。由于鋁合金材料較輕，故材料采用的是鋁合金7075-T6，其抗拉強(qiáng)度為560 MPa，屈服強(qiáng)度為505 MPa.由于鉗頭殼體的最大應(yīng)力為277 MPa，故滿足強(qiáng)度要求。

從圖5中可看出，最大變形量為0.68 mm.目前，對(duì)于剛度沒有嚴(yán)格的標(biāo)準(zhǔn)來評(píng)判，但可以根據(jù)變形量的大小以及需求來進(jìn)行定性的分析。這里最大變形0.68 mm，可以認(rèn)為剛度可靠。

3.2 主殼體的建模及仿真分析

HPEFT后端的主殼體通過螺釘與鉗頭殼體、方向輪固連為一體，因而將固定面確定為主殼體與鉗頭殼體的連接面(如圖6中A面)。

HPEFT在工作過程中，輸出桿處產(chǎn)生的150 kN軸向負(fù)載力，通過行星滾柱絲杠副及支撐軸承傳遞到主殼體的B面上，進(jìn)而傳遞到方向輪(操作者)，故將主殼體的B面設(shè)置為受力面。同時(shí)，主殼體與減速器的連接處有少量受力，可以忽略不計(jì)。

圖6 主殼體的邊界條件設(shè)置Fig.6 Boundary condition setting of main shell

在設(shè)置邊界條件的基礎(chǔ)上，對(duì)主殼體進(jìn)行仿真分析，可以得出主殼體的應(yīng)力分布(如圖7)以及主殼體的變形量(如圖8)，圖中紅色顯示為受應(yīng)力或變形量最大的位置。

圖7 主殼體的應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of main shell

圖8 主殼體的變形量Fig.8 Deformation of main shell

如圖7所示，主殼體最大應(yīng)力為179 MPa，應(yīng)力最大點(diǎn)位于主殼體與軸承的接觸點(diǎn)處。主殼體材料與鉗頭殼體材料相同，均采用鋁合金7075-T6.由于主殼體的最大應(yīng)力為179 MPa，故滿足強(qiáng)度要求。從圖8中可看出，最大變形量為0.12 mm，可以認(rèn)為剛度可靠。

4 系統(tǒng)性能分析

4.1 仿真模型的建立

AMESim的全稱是LMS Imagine.Lab AMESim，是一種多學(xué)科領(lǐng)域復(fù)雜系統(tǒng)建模仿真平臺(tái)。AMESim采用基于物理模型的圖形化建模方式，為用戶提供了可以直接使用的豐富元件應(yīng)用庫，使用戶從繁瑣的數(shù)學(xué)建模中解放出來，從而專注于系統(tǒng)本身的設(shè)計(jì)[11-13]。

在AMESim中建立系統(tǒng)仿真模型，如圖9所示，主要包括控制器、伺服電機(jī)矢量控制及機(jī)械本體三個(gè)部分，考慮的因素有：

1) 對(duì)于伺服電機(jī)，考慮了內(nèi)部阻尼系數(shù)、d-q坐標(biāo)軸電感、永磁體磁鏈及定子繞組阻值等參數(shù)[14]；

2) 對(duì)于行星滾柱絲杠副，絲杠隨電機(jī)旋轉(zhuǎn)，螺母直線運(yùn)動(dòng)，考慮了內(nèi)部摩擦、間隙和剛度對(duì)系統(tǒng)性能的影響[15]；

3) 考慮了系統(tǒng)內(nèi)部結(jié)構(gòu)件的等效質(zhì)量、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量及結(jié)構(gòu)剛度等；

4) 考慮殼體及轉(zhuǎn)接件的連接剛度。

1-控制器部分；2-伺服電機(jī)矢量控制部分；3-機(jī)械本體部分圖9 系統(tǒng)仿真模型Fig.9 System simulation model

4.2 仿真結(jié)果及性能分析

為提高系統(tǒng)的快速性、穩(wěn)定性，本文采用伺服控制中相對(duì)成熟的三環(huán)PID控制方法，并引入前饋控制以消除斜坡信號(hào)的穩(wěn)態(tài)誤差，在系統(tǒng)未出現(xiàn)偏差之前對(duì)其進(jìn)行補(bǔ)償，提高系統(tǒng)的響應(yīng)速度。該復(fù)合控制方法，可以在滿足伺服系統(tǒng)快速高精度定位的同時(shí)，對(duì)電機(jī)速度和加速度進(jìn)行約束，增強(qiáng)控制系統(tǒng)的魯棒性，提高系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)和動(dòng)態(tài)品質(zhì)。

為了對(duì)系統(tǒng)性能和運(yùn)動(dòng)精度進(jìn)行分析，設(shè)置仿真時(shí)間為10 s，采樣頻率為10 000 Hz，在10 s時(shí)給定3 mm/s的速度指令(即三角形斜坡指令)，并于30 s時(shí)給定-3 mm/s的速度指令，得到系統(tǒng)輸出位移曲線及電機(jī)輸出的轉(zhuǎn)速如圖10所示。從圖中可以看出，整體的跟蹤性能較好，但當(dāng)運(yùn)動(dòng)方向發(fā)生改變時(shí)，電機(jī)的輸出轉(zhuǎn)速發(fā)生了小幅度震蕩。

從圖11中可以看出，加入前饋的復(fù)合控制系統(tǒng)的跟蹤性能較好，滯后時(shí)間不大于0.1 s.但從被放大的位移響應(yīng)曲線圖中可以觀察到，運(yùn)動(dòng)方向改變時(shí)，輸出位移的峰值處出現(xiàn)了平頂現(xiàn)象，即行星滾柱絲杠副的間隙會(huì)對(duì)系統(tǒng)的輸出性能產(chǎn)生影響。但其位置誤差不超過0.1 mm，對(duì)于本文所研究的HPEFT是可以接受的。

圖10 系統(tǒng)仿真結(jié)果圖Fig.10 Result of system simulation

圖11 間隙對(duì)系統(tǒng)輸出性能影響的放大圖Fig.11 Effect of gap on system output performance

結(jié)合圖10及圖11，可知系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能良好，符合系統(tǒng)指標(biāo)要求。

5 結(jié)論

本文針對(duì)高功率-重量比、強(qiáng)承載力、小安裝空間消防鉗的需求，研制了一款全電消防鉗，為全電消防設(shè)備的設(shè)計(jì)提供了一種思路。主要取得的研究成果如下：

1) 以現(xiàn)有液壓鉗的鉗頭為基礎(chǔ)，以行星滾柱絲杠副作為主要傳動(dòng)、承力部件，并在尾部集成控制器、鋰電池等，減小了整機(jī)的體積和重量，利用全電系統(tǒng)代替液壓系統(tǒng)，解決了液壓系統(tǒng)帶來的負(fù)面問題，提高了功重比。

2) 對(duì)HPEFT的核心部件的選型和設(shè)計(jì)進(jìn)行了介紹。利用Ansys Workbench軟件對(duì)主要承力的殼體進(jìn)行了強(qiáng)度校核與變形量分析，結(jié)果表明，強(qiáng)度均符合要求，且剛度可靠。

3) 基于AMESim軟件對(duì)HPEFT的性能進(jìn)行了仿真分析，結(jié)果表明，加入前饋的復(fù)合控制系統(tǒng)跟蹤性能較好，滯后時(shí)間不大于0.1 s.同時(shí)，行星滾柱絲杠副的間隙會(huì)對(duì)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性產(chǎn)生影響，但其位置誤差不超過0.1 mm，對(duì)于本文所研究的HPEFT是可以接受的。