一種動力調諧陀螺儀大加矩力矩器設計

韋宇聰，呂英豪，羅麟經

(北京自動化控制設備研究所，北京100074)

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一種動力調諧陀螺儀大加矩力矩器設計

韋宇聰，呂英豪，羅麟經

(北京自動化控制設備研究所，北京100074)

為滿足捷聯慣性導航系統用動力調諧陀螺儀大跟蹤速率的要求，提出了一種新的力矩器永磁磁鋼結構。新結構參考Halbach永磁體陣列，在常規的雙徑向充磁磁環中間增加了一個軸向充磁磁環。利用電磁場仿真軟件Maxwell對典型結構和新結構力矩器的工作氣隙磁場進行分析，分析結果表明，新結構力矩器的力矩系數可提高36%。陀螺儀樣機的實測結果驗證了分析的結果。

動力調諧陀螺儀；力矩器;Halbach永磁體陣列；磁場

0 引言

力矩器是動力調諧陀螺儀(以下簡稱“陀螺儀”)的基本元件，用來對陀螺轉子施加力矩，以產生修正和補償效應,并間接測量陀螺儀的輸入角速度。因此，陀螺儀對力矩器的力矩系數提出了高穩定性、高線性度和高對稱性的要求[1]。特別地，對應用于捷聯慣導系統的陀螺儀，其最大跟蹤速率一般要求達到60～400(°)/s，甚至更高，因此力矩器應具備較高的力矩系數，以產生足夠的進動力矩。

根據ω=M/H可知，為實現大的跟蹤速率，捷聯陀螺儀在設計上一般有以下特點：一是力矩器的力矩系數較大，保證在電流一定的前提下獲得較大的進動力矩M；二是陀螺儀的調諧轉速較低，即陀螺儀的角動量H較小。但是較小的陀螺儀角動量，將帶來撓性接頭剛度低，陀螺儀抗沖擊能力弱的不良影響，限制了陀螺儀的使用范圍。

在某改進型陀螺儀研制過程中，為了提高陀螺儀的抗沖擊能力，需增大陀螺儀撓性接頭的角剛度，并提高陀螺儀的調諧轉速。陀螺儀轉速提高，轉子角動量提高，為保持一定的跟蹤速率，需要力矩器提供更大的進動力矩。為此，本文提出了一種新的力矩器結構。該方案參考Halbach永磁體陣列結構，在常規力矩器的雙徑向充磁磁環中間增加一個軸向充磁磁環。增加的軸向充磁磁環可以有效地增加永磁體的體積，同時改變力矩器的磁路，達到增強工作氣隙的有效磁感應強度的效果，實現了不改變陀螺儀外形尺寸而提高力矩器力矩系數的目的。

1 陀螺儀力矩器結構設計

1.1 力矩器的典型結構

陀螺儀一般采用動鐵式永磁力矩器。它的永磁體裝配在陀螺儀轉子上，作為陀螺儀轉子的一部分，參與轉動。力線圈則裝配在陀螺儀底座上，保持不動。為獲得盡可能大的力矩器力矩系數，陀螺儀采用雙有效邊結構，即在陀螺儀轉子上裝配兩個徑向充磁磁環，而力線圈有效邊安放在正對永磁磁環的氣隙中心位置上。它的典型結構如圖1所示。

圖1 力矩器典型結構示意圖Fig.1 The diagram of the structure of the typical torquer

從圖1可以看出，永磁磁環產生的主磁通經“上永磁磁環 - 氣隙 - 外側轉子體 - 氣隙 - 下永磁磁環 - 內側轉子體”各部分形成閉合回路。經上永磁磁環的上部氣隙、下永磁磁環的下部氣隙，以及上下永磁磁環之間氣隙閉合的部分磁通為力矩器的漏磁通。它的磁力線分布如圖2所示。

圖2 磁力線分布圖Fig.2 The distribution diagram of the flux line

在力矩器線圈中通入直流電或電流脈沖，通電線圈在磁場中將產生力和力矩，根據作用力與反作用力原理，在陀螺轉子上將受到大小相等、方向相反的力矩作用。力矩器的力矩系數如下

kM=M/i

(1)

式中：σ0—同軸力線圈的有效邊數，推挽式力矩器取2或者4；

λ0—力線圈圓弧系數，表示力線圈圓弧有效邊較直線有效邊力矩減少的程度；

rcp—力線圈有效邊的平均半徑，cm；

L—力線圈有效邊長度，cm；

Bδ—力線圈所在位置磁感應強度的徑向分量，Gs；

W—每組力線圈匝數。

從式(1)中可以看出，力矩器的力矩系數與力線圈的有效邊數、平均半徑、有效邊長度、磁感應強度徑向分量和力線圈匝數等因素成正比關系。

1.2 大加矩力矩器結構設計

在改進型陀螺儀設計時，由于陀螺儀的主要結構尺寸無法改變，提高力矩器力矩系數主要靠增強力矩器工作氣隙的磁感應強度。

增強力矩器工作氣隙的磁感應強度可以通過提高永磁磁環的充磁性能和優化磁路結構來實現。由于在當前條件下，提高永磁磁環的充磁性能存在較大的技術難度，因此，優化磁路結構是解決問題的主要途徑。

從圖2可以看出，力矩器的工作氣隙(力線圈的位置)位于永磁體的外側。相對于永磁體而言，力矩器的磁場為單邊磁場。采用Halbach永磁體陣列是增強單邊磁場的磁感應強度的有效方法。

Halbach永磁體陣列是1979年美國勞倫斯伯克利國家實驗室的物理學家K.Halbach博士提出的一種新穎的永磁結構。這種永磁體陣列完全由稀土永磁材料構成，通過將不同充磁方向的永磁體按照一定的規律排列，能夠在永磁體的一側匯聚磁力線，而在另一側消弱磁力線，從而獲得比較理想的單邊磁場[2]。由于無法實現永磁體充磁方向的連續變化，因此在實際應用中，Halbach陣列永磁體常常通過將離散的永磁體拼接在一起的方式來實現。

參考Halbach永磁體陣列，新結構力矩器在圖1所示的兩個徑向充磁磁環中間增加一個軸向充磁磁環，軸向充磁磁環的充磁方向根據上下徑向充磁磁環的充磁方向決定。當上下磁環的充磁方向如圖1所示時，中間軸向充磁磁環的充磁方向為自下而上，即充磁后，磁環上端為N極，下端為S極。新結構力矩器的示意圖如圖3所示。

圖3 力矩器新結構示意圖Fig.3 The diagram of the structure of the new torquer

增加了軸向充磁磁環后，新結構力矩器的主磁通包括兩部分，一部分經過“上永磁磁環 - 氣隙 - 外側轉子體 - 氣隙 - 下永磁磁環 - 內側轉子體”進行閉合，另一部分經過“上永磁磁環 - 氣隙 - 外側轉子體 - 氣隙 - 下永磁磁環 - 軸向充磁磁環”進行閉合。漏磁通則分別經“上永磁磁環上部氣隙 - 轉子 - 上永磁磁環”、“下永磁磁環下部氣隙 - 轉子 - 下永磁磁環”和“軸向充磁磁環 - 軸向充磁磁環外側和力線圈內側之間氣隙”三種路徑閉合。新結構力矩器的磁力線分布如圖4所示。

圖4 新結構力矩器磁力線分布圖Fig.4 The distribution diagram of the flux line of the new torquer

圖5 磁感應強度幅值分布云圖Fig.5 The distribution diagram of the amplitude of the flux density

2 力矩器磁場仿真分析

2.1 典型結構力矩器的磁場 利用電磁場有限元分析軟件Maxwell對某型號陀螺儀典型結構力矩器永磁磁環產生的靜磁場進行分析，得到力矩器各部分及工作氣隙的磁感應強度幅值分布如圖5所示。在力矩器中，工作氣隙中力線圈所在位置磁感應強度的徑向分量為產生力矩的有效分量。利用后處理器中的計算器對磁感應強度進行分解，得到力矩器工作氣隙磁感應強度徑向分量的沿氣隙中心線分布曲線，如圖6所示。圖中，紅色曲線為磁感應強度徑向分量沿氣隙中心線的分布曲線，綠色和藍色曲線分別對應為氣隙中心線左側0.3mm(靠近永磁體，力線圈內側)和右側0.3mm(遠離永磁體，力線圈外側)位置的磁感應強度徑向分量。

圖6 典型結構力矩器工作氣隙磁感應強度徑向分量軸向分布曲線Fig.6 The distribution curve of the flux density(radial component)of the typical torque

2.2 大加矩力矩器的磁場

利用Maxwell對新結構力矩器的磁場進行分析，得到新結構力矩器氣隙磁感應強度幅值分布如圖7所示。

圖7 新結構力矩器感應強度幅值分布云圖Fig.7 The distribution diagram of the amplitude of the flux density

參照2.1在后處理器中對新結構力矩器工作氣隙的磁感應強度徑向分量進行分解，結果如圖8所示。

圖8 新結構力矩器工作氣隙磁感應強度徑向分量軸向分布曲線Fig.8 The distribution curve of the flux density(radial component)of the new torquer

2.3 兩種結構力矩器對比

對比圖2和圖4兩種結構的磁力線分布可以看出，新結構力矩器的磁路較典型結構力矩器發生了改變。新結構力矩器的磁力線除了通過典型結構力矩器的磁場路徑外，還增加了經過由三個永磁磁環、工作氣隙和陀螺儀轉子組成的閉合的磁場路徑。此外，典型結構力矩器的磁力線還有一部分通過陀螺儀轉子外側，經陀螺儀轉子組件下部閉合的磁力線。而新結構力矩器的磁力線幾乎都在轉子組件內部閉合，也就是說新結構力矩器的漏磁相對減小。

對比圖6和圖8兩種結構力矩器工作氣隙磁感應強度徑向分量的分布曲線可以看出，在氣隙中心線位置，新結構力矩器的磁感應強度徑向分量較典型結構力矩器的有了明顯的提高。在正對上下兩個徑向充磁磁環的位置(力線圈所在位置)，典型結構力矩器的磁感應強度徑向分量在1300～2300Gs之間，新結構力矩器的磁感應強度徑向分量達到1800～3300Gs。

對曲線進行分段線性化，粗略估算平均值，典型結構力矩器工作氣隙中心線上徑向磁環正對位置的磁感應強度徑向分量大約為1900Gs，新結構力矩器為2600Gs，新結構力矩器較典型結構的有效磁感應強度提高了36%。在氣隙中心線的左右側0.3mm處，新結構力矩器的磁感應強度徑向分量同樣出現類似的現象。也就是說，在其他因素不變的前提下，新結構力矩器的力矩系數提高36%。

3 樣機試制及測試結果分析

根據仿真分析的結果，在某型陀螺儀的改進型上開展了新結構力矩器試驗。陀螺儀樣機共兩個，新結構力矩器裝配完成后隨陀螺儀進行了相關測試，其中采用典型結構和新結構力矩器的力矩系數測試結果如表1所示。

表1 力矩器力矩系數測試結果Tab.1 The test result of the scale factor of the torquer

從表1中測試結果的數值看，新結構力矩器的力矩系數平均值約為365(mg·cm)/mA，為典型結構力矩器的力矩系數平均值259(mg·cm)/mA的1.41倍，與仿真結果吻合。

根據陀螺儀的工作原理，可知

(2)

式中：M—力矩器通入電流所產生的進動力矩；H—陀螺儀角動量；KT—陀螺儀標度因數；KM—力矩器力矩系數；JX—陀螺儀極轉動慣量；N—陀螺儀調諧轉速；mi—陀螺儀旋轉部分各質點的質量；Ri—陀螺儀旋轉部分各質點的旋轉半徑。

根據式(2)，在陀螺儀調諧轉速一致的前提下，采用新結構力矩器的陀螺儀標度因數與采用典型結構力矩器的陀螺儀標度因數比值如式(3)所示。

(3)

新結構力矩器的陀螺儀增加了軸向充磁磁環，重量增加了2.85g，陀螺儀的極轉動慣量增加為采用典型結構力矩器陀螺儀的1.08倍。

再根據表1的測試結果的平均值，即可以計算得到某型陀螺儀采用新結構力矩器與采用典型結構力矩器的陀螺儀標度因數比值

(4)

由式(4)可知，采用新結構力矩器之后，陀螺儀的標度因數可以提高30%，與表2所示的陀螺儀標度因數實際測試結果吻合。

表2 陀螺儀標度因數測試結果Tab.2 The test result of the scale factor of the DTG

4 結論

本文參考Halbach永磁體陣列結構，提出了一種新的力矩器結構——在常規力矩器的雙徑向充磁磁環中間增加一個軸向充磁磁環。從分析和陀螺儀樣機的實測結果可以看出，新結構力矩器可以有效提高力矩器的力矩系數。該結構方案陀螺儀改動少，可以有效縮短改進型陀螺儀的研制周期，同時對陀螺儀小型化過程中力矩器的設計提供了積極的參考意義。

[1] 林士諤. 動力調諧陀螺儀[M].國防工業出版社,1983.

[2] 張一鳴,喬德治,高俊俠. Halbach陣列永磁體的研究現狀與應用[J].分析儀器，2010，28(2):5-10.

Design of the Torquer with High Scale Factor for DTG

WEI Yu-cong, LV Ying-hao, LUO Lin-jing

(Beijing Institute of Automatic Control Equipment，Beijing 100074，China)

A new structure of the permanent magnet for torquer is put forward to satisfy the requirement of high processing rate of the DTG for the strap-down inertial navigation. Refer to the Halbach magnet array, an axial-magnetized magnetic ring is mounded between the two radial-magnetized magnetic rings in the new torquer. The magnetic field in the air gap of the typical torquer and the new torquer is analyzed using the FEA software Maxwell. According to the analysis, the scale factor of the new torquer can increase 36%. The result of the analysis is verified by the test of the DTG.

DTG; Torquer; Halbach magnet array; Magnetic field

2015 - 03 - 10；

2015 - 04 - 02。

韋宇聰(1981 - )，男，碩士，工程師，主要從事陀螺電機方面的研究。

V249

A

2095-8110(2015)03-0108-06