高功率密度全電消防鉗的結構設計及性能研究

白傳棟，王德義，王海波

(1.北方工業大學 機械與材料工程學院，北京 100144；2.北京航天自動控制研究所 宇航智能控制技術國家級重點實驗室，北京 100854)

在工程領域上，有很多工作需要對金屬材料進行壓接和切割，但由于金屬材料都非常堅硬，不易于被壓接和切割，而很多壓緊鉗大多數采用機械式，壓緊力相對較小，在完成這類工作的過程中會遇到很多困難，不便于操作。隨著液壓技術應用遍布各個領域，人們將液壓技術應用到便攜式液壓鉗中，來實現液壓增力，效果明顯[1]。液壓鉗主要是利用有壓力的油液作為傳遞動力的工作介質，將機械能轉換成油液的壓力能，再將油液的壓力能轉換成機械能，從而實現用簡單省力的操作，完成對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、大油缸和閥塊的聯合傳動，可以實現對銅、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、活塞等結構件，將手動液壓鉗改進為電動液壓鉗，雖然可以減輕作業人員的勞動強度，但由于使用液壓缸作為驅動源，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。也有學者致力于對液壓鉗系統性能進行分析，如付俊等[4]利用Ansys軟件對海底基盤恒夾緊力的液壓鉗進行了仿真，得到的仿真分析結果與試驗測試結果基本吻合。

但隨著裝備水平的發展，對消防設備的重量要求越來越嚴格，進而對消防鉗的功率-重量比等性能指標提出了更高的要求。如前文所述，現在使用較為輕便的液壓鉗，耐用性高，到達設定壓力自動卸壓，但存在總體重量較大、功率重量比較小、效率較低、液壓系統存在油液泄露等問題，且對出現的故障不易分析。無法滿足現代消防設備高功率重量比、強承載能力、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、承載力強及安裝空間小的全電消防鉗裝置，用于消防及安全設備領域，并對其結構和性能進行了介紹。

1 機械結構及原理介紹

HPEFT的結構原理如圖1所示，主要由伺服電機、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為低供電電壓的直流無刷電機，當使用場所有電源時，可以通過電機后端的電源線進行供電，無電源時，可以使用HPEFT下端的鋰電池進行供電。伺服電機與減速器裝配一體，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，螺母將絲杠的旋轉運動轉化為直線運動；螺母與輸出桿通過螺紋及止動墊圈固連，由螺母推動輸出桿輸出直線運動。輸出桿通過連接裝置驅動鉗頭的開合。絲杠末端通過一對角接觸球軸承保證同軸度，并將負載傳遞的力卸荷到殼體上。控制器及鋰電池安裝在殼體內部。

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。伺服電機以碼盤作為位置傳感器，通過轉動位置調節器來控制伺服電機轉動，進而控制輸出桿伸出的長度，操作簡單、便捷。同時，系統內置了行程開關，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現外，根據具體需求，還可以為系統增設溫度傳感器、力傳感器等，通過對多路信號的綜合分析，實現對HPEFT工作狀態進行檢測以及健康狀態管理等。

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

2 系統指標及核心部件選型

鉗頭部分的結構已經較為完善，可以作為標準件沿用至HPEFT.故本文對標現有液壓消防鉗驅動組件，對HPEFT的驅動組件提出以下要求：

1) 出力不小于150 kN；

2) 輸出桿的有效行程不小于100 mm；

3) 輸出桿的運動速度1～3 mm/s；

4) 鋰電池供電模式下，需連續工作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發明，是一種可以平穩、高效地實現旋轉運動和直線運動相互轉化的機械裝置[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、高轉速等優點。根據需求指標，可選取公稱直徑為39 mm的標準式行星滾柱絲杠副，導程為5 mm，頭數為5，其動態負載為179.2 kN，靜態負載為245.2 kN.

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

對行星滾柱絲杠副的剛度進行校核，由工作負載引起的軸向變化量為：

(1)

式中：F=150 kN為最大工作負載；Ph和N分別為行星滾柱絲杠副的導程和頭數；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。

經計算得其軸向變形量為0.6 μm，查看相關標準可知，當行星滾柱絲杠副的行程小于315 mm時，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，絲杠轉速為：

(2)

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

2.2 電機設計及減速器選型

根據選定的行星滾柱絲杠副，來計算滿足負載要求的驅動力矩Tprs和驅動轉速nprs.行星滾柱絲杠驅動端輸入扭矩Tprs與輸出力Fprs之間關系如下：

(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小節可知減速器輸出的最小轉速為36 r/min.

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

(4)

2.3 熱結構優化設計

相比液壓驅動而言，純電動驅動具有效率高、體積重量輕、使用維護簡單、壽命長等優點，但散熱難度相對較大，而液壓驅動靠內部油液均勻溫度進行循環冷卻。純電動驅動熱傳導效果差，需要專門熱結構優化設計，可從發熱和散熱兩方面入手。

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

散熱方面在電控盒后段側面和電機前段側面開通風孔，電機自帶軸流風扇，使得在電控電機艙段內形成良好散熱風道，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，使熱量進一步均勻并加快散出。通風口開在設備最后端側下面，利于防止現場惡劣環境對機內的污染。

2.4 供電模塊設計

所設計的伺服電機供電電壓為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。故選用目前市場資源相對較多的18 650鋰電池組，通過10節串聯、2組并聯組成電池組，并在內部集成電池電壓監控保護板，電池組性能參數如表1所示。由于滿電時的電池電壓較高，故對電機、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Table 1 Performance parameters of battery pack

3 強度仿真分析

利用Ansys Workbench有限元仿真軟件對HPEFT的主要承力部件進行強度校核與變形量分析，以驗證所設計機械結構的合理性[4]。本節主要對HPEFT前端的鉗頭殼體和后端的主殼體進行建模及仿真分析。

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，鉗頭組件將負載力通過銷釘傳遞到A面，進而傳遞到方向輪(操作者)，這個負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置Fig.3 Boundary condition setting of tong head shell

在設置邊界條件的基礎上，對鉗頭殼體進行仿真分析，可以得到鉗頭殼體的應力分布(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力或變形量最大的位置。

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

從圖5中可看出，最大變形量為0.68 mm.目前，對于剛度沒有嚴格的標準來評判，但可以根據變形量的大小以及需求來進行定性的分析。這里最大變形0.68 mm，可以認為剛度可靠。

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，輸出桿處產生的150 kN軸向負載力，通過行星滾柱絲杠副及支撐軸承傳遞到主殼體的B面上，進而傳遞到方向輪(操作者)，故將主殼體的B面設置為受力面。同時，主殼體與減速器的連接處有少量受力，可以忽略不計。

圖6 主殼體的邊界條件設置Fig.6 Boundary condition setting of main shell

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

圖7 主殼體的應力分布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，主殼體最大應力為179 MPa，應力最大點位于主殼體與軸承的接觸點處。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力為179 MPa，故滿足強度要求。從圖8中可看出，最大變形量為0.12 mm，可以認為剛度可靠。

4 系統性能分析

4.1 仿真模型的建立

AMESim的全稱是LMS Imagine.Lab AMESim，是一種多學科領域復雜系統建模仿真平臺。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用庫，使用戶從繁瑣的數學建模中解放出來，從而專注于系統本身的設計[11-13]。

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

1) 對于伺服電機，考慮了內部阻尼系數、d-q坐標軸電感、永磁體磁鏈及定子繞組阻值等參數[14]；

2) 對于行星滾柱絲杠副，絲杠隨電機旋轉，螺母直線運動，考慮了內部摩擦、間隙和剛度對系統性能的影響[15]；

3) 考慮了系統內部結構件的等效質量、轉動慣量及結構剛度等；

4) 考慮殼體及轉接件的連接剛度。

1-控制器部分；2-伺服電機矢量控制部分；3-機械本體部分圖9 系統仿真模型Fig.9 System simulation model

4.2 仿真結果及性能分析

為提高系統的快速性、穩定性，本文采用伺服控制中相對成熟的三環PID控制方法，并引入前饋控制以消除斜坡信號的穩態誤差，在系統未出現偏差之前對其進行補償，提高系統的響應速度。該復合控制方法，可以在滿足伺服系統快速高精度定位的同時，對電機速度和加速度進行約束，增強控制系統的魯棒性，提高系統穩態和動態品質。

為了對系統性能和運動精度進行分析，設置仿真時間為10 s，采樣頻率為10 000 Hz，在10 s時給定3 mm/s的速度指令(即三角形斜坡指令)，并于30 s時給定-3 mm/s的速度指令，得到系統輸出位移曲線及電機輸出的轉速如圖10所示。從圖中可以看出，整體的跟蹤性能較好，但當運動方向發生改變時，電機的輸出轉速發生了小幅度震蕩。

從圖11中可以看出，加入前饋的復合控制系統的跟蹤性能較好，滯后時間不大于0.1 s.但從被放大的位移響應曲線圖中可以觀察到，運動方向改變時，輸出位移的峰值處出現了平頂現象，即行星滾柱絲杠副的間隙會對系統的輸出性能產生影響。但其位置誤差不超過0.1 mm，對于本文所研究的HPEFT是可以接受的。

圖10 系統仿真結果圖Fig.10 Result of system simulation

圖11 間隙對系統輸出性能影響的放大圖Fig.11 Effect of gap on system output performance

結合圖10及圖11，可知系統的動態性能良好，符合系統指標要求。

5 結論

本文針對高功率-重量比、強承載力、小安裝空間消防鉗的需求，研制了一款全電消防鉗，為全電消防設備的設計提供了一種思路。主要取得的研究成果如下：

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

2) 對HPEFT的核心部件的選型和設計進行了介紹。利用Ansys Workbench軟件對主要承力的殼體進行了強度校核與變形量分析，結果表明，強度均符合要求，且剛度可靠。

3) 基于AMESim軟件對HPEFT的性能進行了仿真分析，結果表明，加入前饋的復合控制系統跟蹤性能較好，滯后時間不大于0.1 s.同時，行星滾柱絲杠副的間隙會對系統的動態特性產生影響，但其位置誤差不超過0.1 mm，對于本文所研究的HPEFT是可以接受的。