單向電永磁作動器結構優化與動態特性分析

許寶玉 李孝坤 郝曉茹 賈言言 王坤龍

(1.河南理工大學直驅電梯產業技術研究院,焦作 454000;2.河南理工大學機械與動力工程學院,焦作 454000)

1 引 言

電磁作動器具有無接觸摩擦、無需潤滑、響應快等優點，廣泛應用于振動主動控制、電磁懸浮以及非接觸高精度定位系統等領域[1]。D.A.Weeks等人設計的適用于車輛主動懸架上的直線電磁作動器[2]，由于采用了齒輪齒條進行運動變換，降低了響應速度且反向存在沖擊現象；Y-B Kim和W-G Hwang等人設計了用于車輛主動懸架上的電磁減振器，可使車輛具有良好的穩態和瞬態性能[3]；學者對螺線管作動器的結構設計方面研究較多；朱美玲等人將自行研制的電磁式作動器[4]用于轉子軸承系統的振動主動控制中，使系統的振動烈度減小了50%～80%；其它還有江蘇大學的串接式高能電磁作動器[5]；于鎖清等人對電磁作動器進行了實驗研究[6]，為其結構設計及控制策略提供了依據。以上電磁作動器均存在推力密度小，工作電流大，安匝數較大等現象。為提高電磁作動器的綜合性能，本文利用磁性耦合原理，嘗試將永磁體引入到電磁作動器中，提出了一種新型單向電永磁作動器，并采用有限元軟件對其鐵芯結構、銜鐵位移及鐵芯傾斜角度等進行分析研究以及對其主要參數和結構進行優化設計，驗證新型電永磁作動器的可行性及其特性，為新型電永磁作動器設計及輕量化研究提供理論依據。

2 單向電永磁作動器工作原理

圖1為單向電永磁作動器結構簡圖。主磁體2為高矯頑力的永磁材料(釹鐵硼N38),鑲嵌在鐵芯9與磁軛3之間，極性如圖中所示；材料為工業純鐵的鐵芯6與磁軛固定為一體，為降低工業純鐵飽和磁感應強度，鐵芯6與鐵芯9留有0.3mm的氣隙，勵磁線圈4并列纏繞在鐵芯6上；開始工作時，銜鐵在重力(mg)和彈簧回復力(f)作用下保持平衡，當勵磁線圈通入直流電后，鐵芯6的極性如圖所示，形成主磁體及磁化鐵芯N極、鐵芯9、銜鐵1、磁軛3、主磁體及磁化鐵芯S極的磁回路，銜鐵在磁場吸力、自重(F1與mg矢量和)和彈簧回復力(f)共同作用下運動，通過控制勵磁電流的大小可調節銜鐵所受的磁場吸力；勵磁線圈無電流時，主磁體絕大部分磁通量經鐵芯、磁軛、主磁體S極，形成閉合磁回路，銜鐵返回平衡位置。

當勵磁線圈有電流激勵時，忽略漏磁等因素，銜鐵受到的磁場吸力為

F1=FN+μ0AN2i2/4δ2

(1)

式中：FN——永磁體對銜鐵吸力，N；μ0——真空磁導率，4π×10-7H/m；A——鐵芯極面積，mm2；N——線圈匝數；i——勵磁電流，A；δ——氣隙，mm。(圖1中s為銜鐵的位移，α為兩鐵芯接觸傾斜角)。

1—銜鐵；2—主磁體；3—磁軛；4—勵磁線圈；5—聯接螺栓；6—鐵芯一；7—線圈窗口；8—不銹鋼固定板；9—鐵芯二圖1 單向電永磁作動器結構受力圖Fig.1 Force diagram of single-direction electro-permanent magnetic actuator

3 單向電永磁作動器性能參數計算

永磁材料磁性能的穩定性直接影響單向電永磁作動器工作可靠性，影響永磁體穩定性的因素主要包括溫度、時效、化學、機械作用等[7～10]，其中溫度對材料的穩定性影響最顯著[11～13]，溫度升高導致永磁體的矯頑力HC及最大磁能積BHm降低[14],見表1。

表1 不同溫度下N38型NdFeB稀土永磁體的磁性能

單向電永磁作動器的永磁體磁性能受勵磁線圈溫升影響，為確保作動器工作可靠性，線圈溫升的上限值需低于永磁體退磁溫度。勵磁線圈通入24V直流電后，因線圈電阻Rxq的存在使其溫度上升，線圈的阻值及溫升可由下式確定[15]。

(2)

(3)

式中:rx——導線的電阻率，Ω·m；N——線圈匝數；Dw——線圈外徑，m；dz——鐵芯柱寬度，m；qx——導線的截面積，m2；KT——線圈散熱系數，(9.5～12.7)W/m2·℃；ft——線圈填充系數；bxq——線圈厚度，m；hxq——線圈高度，m；I——線圈電流，A。

線圈激磁安匝數IN可引用直流電磁鐵設計公式(4)

(4)

式中：C3——磁壓降系數，0.15～0.35；B0——等效氣隙磁感應強度，(0.25～0.6)T；μ0——空氣磁導率，4π×10-7H/m；δc——銜鐵的初始行程，m。

以永磁體磁性能大幅度下降時的溫度(80℃)為基準，基于上述理論公式，確定單向電永磁作動器基本參數,見表2。

表2 單向電永磁作動器基本參數

按公式(5)計算線圈總散熱功率

(5)

式中：Ps——線圈總散熱功率，W；Pcd——線圈通過導熱所散發熱量的功率，W；Pdl——線圈通過對流所散發熱量的功率，W；Pfs——線圈通過熱輻射所散發熱量的功率，W；S——線圈的散熱面積,mm2。可認為線圈散發的熱量基本正比于線圈的溫升[16]，故在線圈窗口與磁軛之間預留散熱通道，以降低線圈計算溫升48℃使永磁體保持高磁性能。

4 單向電永磁作動器性能分析及優化

4.1 磁場分布

單向電永磁作動器選用31mm×23mm×30mm矩形狀永磁體，采用四面體單元對整體結構離散，建立其二維靜態磁場有限元模型，如圖2所示。其中，四面體網格棱長的最大值設定為2mm，同時為保證分析結果的準確性，在單向電永磁作動器的周圍建立了空氣包。

圖2 單向電永磁作動器有限元模型Fig.2 Finite element model of single-direction electro-permanent magnetic actuator

單向電永磁作動器兩鐵芯傾角α為80°且作動銜鐵距鐵芯1mm時，勵磁線圈通入0.78A(0A)額定電流后，其磁通量分布情況如圖3所示。

(a)兩鐵芯傾角為80°且線圈有激勵時磁通量分布 (b)兩鐵芯傾角為80°且線圈無激勵時磁通量分布圖3 單向電永磁作動器磁通量分布矢量圖Fig.3 Distribution of magnetic flux of single-direction electro-permanent magnetic actuator

由圖3可見，單向電永磁作動器線圈有電流激勵時，永磁體與磁化鐵芯的磁通耦合成同向磁路，磁場相互疊加；無電流激勵時，永磁體的磁通在作動器內部形成了封閉磁回路，有少量磁通穿過作動銜鐵，對銜鐵產生的電磁力僅為50N，且鐵芯飽和磁感應強度低于2.158T。因線圈維持電流很小，無電流激勵時，磁化鐵芯相應的剩磁較小，銜鐵容易釋放，保證了作動器的靈敏性。

4.2 電磁力的影響因素及性能分析

電永磁作動器的電磁吸力與線圈匝數、電流及永磁體尺寸正相關，為使推力密度最大化，有必要研究兩鐵芯相對面的結構形式對電磁吸力的影響。圖4為鐵芯結構不同時，在0.78A，1mm條件下單向電永磁作動器磁感應強度矢量圖。

圖4 鐵芯結構不同時磁感應強度矢量圖
Fig.4 Distribution of magnetic flux density in the actuator with different structure of iron core

圖4顯示，單向電永磁作動器的兩鐵芯傾斜角α為50°時的磁感應強度小于130°時的磁感應強度；兩鐵芯相對面為平面時的磁感應強度最小，鐵芯為傾角的作動器磁路中的磁密優于齒形結構，且均小于鐵芯飽和磁感應強度，導磁率良好。鐵芯傾斜角的改變帶來磁感應強度變化的同時也將會影響到電磁吸力的增減，圖5為單向電永磁作動器對銜鐵的電磁吸力隨鐵芯角度的變化曲線，圖中鐵芯傾斜角α(°)為橫坐標，電磁吸力F(N)為縱坐標。

圖5所示，鐵芯的傾斜角小于50°時，隨著角度增加電磁吸力變大；傾斜角大于50°時，電磁吸力隨角度增加而減小；傾斜角為50°時電磁吸力達到最大值3071N。

圖5 電磁吸力隨鐵芯角度變化曲線Fig.5 Variation of electromagnetic attractive force to inclined angles of iron core

當勵磁線圈通入恒定電流0.78A，作動銜鐵距鐵芯相對位置(位移)發生改變時，銜鐵所受電磁吸力隨位移變化曲線見圖6所示，位移S(mm)為橫坐標，電磁吸力F(N)為縱坐標。

(a) 位移小于2mm電磁吸力隨位移變化曲線 (b) 位移大于2mm電磁吸力隨位移變化曲線圖6 不同位移對應電磁吸力特性曲線Fig.6 Variation of electromagnetic attractive force to displacement of armature

從圖6可以看出，鐵芯結構不同的單向電永磁作動器，銜鐵受到的電磁吸力隨位移的增大均呈遞減的趨勢；銜鐵在距鐵芯2mm范圍內動作時，兩鐵芯為傾斜角結構的作動器對銜鐵的電磁吸力優于齒形及平面結構，且在1mm處兩鐵芯為傾斜角結構的作動器對銜鐵產生的電磁吸力約為無永磁(傳統)作動器的3倍；超出2mm時，兩鐵芯相對面為平面結構的作動器較兩鐵芯為齒形及傾斜角結構的作動器產生的電磁力大，在8mm處單向電永磁作動器較傳統電磁作動器的電磁力提高了36.4%，而兩鐵芯為傾斜角的作動器與傳統電磁作動器相比僅提高了25%。.永磁體的引入，提高了單向電磁作動器的推力密度，然而勵磁線圈無電流激勵時，其對銜鐵也存在一定的磁吸力，圖7為勵磁線圈無電流激勵時，單向電永磁作動器中永磁體對銜鐵的吸力與位移的關系，圖中橫坐標表示位移s(mm)，縱坐標表示吸力F(N)。

圖7 吸力隨銜鐵位移變化曲線(線圈無電流)Fig.7 Variation of electromagnetic attractive force to displacement of armature (no coil current)

為減輕彈簧的額外負載及提高新型單向電永磁作動器的靈敏度，要求線圈無電流激勵時，永磁體對銜鐵的吸力越小越好，由圖7分析可知，兩鐵芯傾斜角為50°的單向電永磁作動器的動態性能最好，兩鐵芯相對面為齒形結構的作動器次之，兩鐵芯呈平行面的作動器最差。

以上主要分析了不同鐵芯結構及銜鐵距鐵芯相對位移對電磁吸力的影響，綜合評價得出，兩鐵芯傾斜角為50°的新型單向電永磁作動器性能最優。在滿足鐵芯飽和磁感應強度及散熱良好的情況下，改變勵磁線圈的電流，基于非線性擬合得出作動銜鐵受到的電磁吸力，以X軸代表電流I(A)的大小，Y軸代表位移s(mm)的變化情況，得出Z軸電磁吸力F(N)變化趨勢，見圖8。

由圖8可以看出，兩鐵芯傾斜角為50°的單向電永磁作動器對作動銜鐵的電磁吸力隨著電流的變大及位移的減小而增大，反之，電磁吸力減小；在一定范圍內電磁吸力與電流、電磁吸力與位移呈線性關系。電流在1.5A、位移(1～3)mm條件下，電磁吸力增加幅度較大，距鐵芯距離為8mm時，電磁吸力增加幅度相對緩慢。

5 結束語

本文提出了一種新型單向電永磁作動器并對其主要參數進行了研究以及對其結構進行優化。采用有限元法分析了線圈有、無激勵時電永磁作動器磁通量分布情況，表明了所設計的單向電永磁作動器工作的可靠性；通過分析對比不同鐵芯結構對電磁吸力的影響，得出兩鐵芯呈50°傾斜角結構的單向電永磁作動器力學性能最優，且在同等條件下其對作動銜鐵的電磁吸力約為無永磁作動器的3倍。隨著作動銜鐵位移的增加，其所受電磁吸力雖大幅度減小，但在最大位移處對銜鐵的電磁吸力與單向電磁作動器相比提高了25%；此外，因永磁體的存在降低了勵磁線圈的電能消耗。本文提出的單向電永磁作動器的設計理論和方法對新型大推力密度、低電流作動器的研發具有一定的理論與實際意義。