劉啟航，安林超，王 偉

（河南機電高等專科學(xué)校，河南 新鄉(xiāng) 453000）

0 引言

隨著科技的發(fā)展和工業(yè)生產(chǎn)的實際需要，產(chǎn)品的小型化、微型化是人們長期以來追求的目標(biāo)。而微三維結(jié)構(gòu)器件的加工是產(chǎn)品小型化的關(guān)鍵。作為一種實用的微細加工技術(shù)，微細電火花加工在加工微小孔、微細軸等小尺度的零件時具有獨特的優(yōu)越性［1］。

為了進一步提高加工效率、加工精度及加工過程的穩(wěn)定性，通過在工具電極與工件之間加輔助高頻振動的方式，可以改善電火花加工的放電間隙狀態(tài)，增加其蝕除產(chǎn)物的排出能力，提高有效放電率。電極的往復(fù)運動會在電極的軸向造成強迫式振動，對間隙內(nèi)的工作介質(zhì)產(chǎn)生強迫排出作用，減少非正常放電，提高加工精度和加工速度［2－5］。

日本東京大學(xué)在2004年設(shè)計開發(fā)出電火花加工機床中高頻輔助激振機構(gòu)［6］，其實際加工效率沒有達到預(yù)期效果，但高頻輔助激振機構(gòu)對加工效率還是有很大的提高。清華大學(xué)微納制造研究室在2008年研制了一種用于微細孔電火花加工的微細電極進給與激振機構(gòu)［7］，加工效率較未施加電極絲激振時提高了近9倍。日本的田中實等人首先研究了正應(yīng)力電磁驅(qū)動的快速刀具伺服機構(gòu)，2004年麻省理工學(xué)院（MIT）首次研制出了正應(yīng)力電磁驅(qū)動的回轉(zhuǎn)式快速刀具伺服機構(gòu)，但，正應(yīng)力原理的高頻激振機構(gòu)還未應(yīng)用于電火花加工機床，考慮到其高頻響高加速度的特性，以及機構(gòu)體積小等特性十分適合用于電火花加工機床。

本文針對國內(nèi)外電火花加工機床的輔助激振機構(gòu)相關(guān)技術(shù)，并結(jié)合電火花加工發(fā)展現(xiàn)狀及存在問題，對微細電火花加工機床的高頻電磁激振機構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計。

1 電磁激振機構(gòu)設(shè)計及工作原理

圖1 正應(yīng)力原理的高頻電磁激振機構(gòu)原理圖

微細電極絲高頻電磁激振機構(gòu)是基于正應(yīng)力原理的，其設(shè)計原理如圖1所示。正應(yīng)力原理的高頻電磁激振機構(gòu)由常開夾絲機構(gòu)、常閉夾絲機構(gòu)、運動部件、高頻激振機構(gòu)組成，通過把高頻激振模塊產(chǎn)生的高頻振動傳遞給微細電極絲以實現(xiàn)高頻振動，通過常開夾絲機構(gòu)和常閉夾絲機構(gòu)的有序配合實現(xiàn)電極絲的蠕動進給。本論文的研究重點為實現(xiàn)高頻激振機構(gòu)的振動輸出。

圖2 正應(yīng)力激振機構(gòu)原理圖

正應(yīng)力原理的高頻電磁激振機構(gòu)，可以有效地改善壓電陶瓷原理、磁致伸縮原理高頻激振機構(gòu)的不足，正應(yīng)力激振機構(gòu)原理圖如圖2所示。正應(yīng)力激振機構(gòu)主要由永磁鐵、勵磁線圈、定鐵芯、動鐵芯組成，其工作原理是永磁鐵產(chǎn)生的偏置磁感應(yīng)強度在動鐵芯的兩側(cè)的工作間隙中方向相反、大小相等；而勵磁線圈產(chǎn)生的勵磁磁感應(yīng)強度在動鐵芯的兩側(cè)工作間隙中方向相同；此外，偏置磁感應(yīng)強度的值一般來說要大于勵磁磁感應(yīng)強度的值。因此當(dāng)磁通疊加后，動鐵芯兩側(cè)的磁感應(yīng)強度一側(cè)得到加強，另一側(cè)被消減，動鐵芯左右兩側(cè)受到的電磁力不相等，使動鐵芯在工作間隙中做直線運動。通過改變勵磁線圈中的電流方向，改變動鐵芯運動方向使之振動。

2 基于ANSYS的磁路有限元仿真分析與優(yōu)化設(shè)計

2.1 求解漏磁系數(shù)

材料方面永磁材料選用高磁能積大矯頑力的釹鐵硼N38H，剩余磁感應(yīng)強度Br為1.22T～1.26T，矯頑力為895kA／m。軟磁材料選用冷軋硅鋼片，其磁場強度－磁感應(yīng)強度的BH曲線如表1，動鐵芯選用常用的且具有高飽和磁感應(yīng)強度的電磁純鐵，其磁場強度－磁感應(yīng)強度的BH曲線如表2。

表1 硅鋼片的BH關(guān)系表

表2 電磁純鐵的BH關(guān)系表

在幾何尺寸方面，下面表3中給出了經(jīng)初步選定的幾何參數(shù)。圖3所示，Sarm表示動鐵芯側(cè)面面積，Larm表示動鐵芯勵磁磁路長度，Lsta表示U型定鐵芯勵磁磁路長度，X0表示動鐵芯左右兩側(cè)的工作間隙，X表示動鐵芯移動的位移。

表3 硅鋼片的BH關(guān)系表

圖3 電磁激振機構(gòu)磁路示意圖

根據(jù)以上的材料參數(shù)和幾何尺寸，在CAXA中建立了磁路的二維模型后導(dǎo)入到ANSYS 12.1［8］中。采用矢量位法進行求解，每個節(jié)點只有沿Z向的一個矢勢自由度AZ。求解模式選用二維靜態(tài)磁場分析，單元類型選取PLANE13。在圖4中圖（a）顯示了網(wǎng)格剖分圖，圖（b）顯示了求解得出的磁力線圖。

在圖（b）中數(shù)磁力線的條數(shù)，共有27根，其中未從永磁鐵N極及其附近引出來的且經(jīng)過空氣直接進入了U型定鐵芯兩臂的磁力線有5根。則此時漏磁系數(shù)為：αlea＝22／27，在此情形下，漏磁系數(shù)αlea的值經(jīng)有限元計算得約為0.814。

并且，還可通過改變磁路模型的各個幾何尺寸，以觀察漏磁系數(shù)αlea對各個幾何尺寸的敏感程度，并定性分析αlea隨幾何尺寸變化的趨勢。圖8是將工作間隙X0由0.3mm減小為0.1mm，其他幾何參數(shù)不變時的情況。改變模型后，磁力線總數(shù)仍有27根，其中未從永磁鐵N極及其附近引出來的且經(jīng)過空氣直接進入了U型定鐵芯兩臂的磁力線只有3根。則此時漏磁系數(shù)αlea上升到0.889，磁路漏磁缺陷有所改善。

2.2 繪制疊加磁感應(yīng)強度矢量圖

利用表1～3材料性能和磁路幾何尺寸設(shè)置，X0值取為0.1mm，勵磁線圈初步設(shè)計安匝數(shù)為160×3＝360A，在ANSYS 12.1中采用矢量位法對二維靜態(tài)磁場求解。求解中，對二維線圈中施加6.4×107A／m2的電流密度。

圖4 漏磁磁通求解

求解結(jié)果如圖5所示。由圖（b）疊加磁感應(yīng)強度矢量圖可以直觀地看出左側(cè)的磁感應(yīng)強度被加強，而右側(cè)磁感應(yīng)強度得到消減。整個磁路結(jié)構(gòu)中磁感應(yīng)強度的矢量方向基本平行于磁通路徑，結(jié)構(gòu)的漏磁較少。

圖5 二維基本磁路結(jié)構(gòu)的疊加磁感應(yīng)強度矢量圖

2.3 電磁驅(qū)動力的有限元求解及優(yōu)化

模型由二維變?yōu)槿S，采用磁標(biāo)量位方法進行三維靜態(tài)磁場分析求解驅(qū)動力。材料性能以及磁路幾何尺寸與上節(jié)相同。在Pro／E中建立三維模型，導(dǎo)入ANSYS中。圖6為三維基本磁路結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格剖分圖及疊加磁感應(yīng)強度矢量圖。

在勵磁線圈的總匝數(shù)為160匝時，分別在0.6 A，1.2A，2.4A，3.6A的勵磁電流下對電磁力進行有限元求解，計算結(jié)果如表4。

圖6 三維基本磁路結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格剖分圖及疊加磁感應(yīng)強度矢量圖

由表4可以看出輸入的勵磁電流與輸出的電磁力不是線性關(guān)系且輸出力不夠大，達不到設(shè)計要求，因此通過改變結(jié)構(gòu)尺寸和電磁材料進行有限元仿真求解。

表4 電磁力求解結(jié)果

首先對不同工作間隙進行了仿真計算，在永磁材料選用N38H軟磁材料選用鐵鎳軟磁合金1J50，永磁體與動鐵芯間隙取0.6mm，其他磁路幾何尺寸與表1～3相同的條件下對工作間隙X0分別為 0.1mm、0.05mm、0.02mm、0.01mm、0.005 mm進行有限元仿真求解。

由求解結(jié)果可知，工作間隙X0對電磁力輸出有較大影響，且工作間隙0.005mm時輸出的電磁力最大。在此次有限元解析過程中軟磁材料1J50磁導(dǎo)率取了其最大值進行計算，因此得出的驅(qū)動力較實際值偏大。

在選取軟磁材料上，通過有限元仿真分析，選用鐵軟磁合金1J21。

通過改變軟磁材料為1J21，永磁體與動鐵芯間隙取0.05mm，工作間隙X0為0.005mm，勵磁線圈總匝數(shù)為260匝，平均纏繞在定鐵芯上下兩側(cè)時，勵磁電流在0A～3A范圍內(nèi)進行的有限元仿真求解。圖7為對激振機構(gòu)模型主要尺寸優(yōu)化后結(jié)構(gòu)示意圖。求解結(jié)果如表5、6所示。表6是使用1J21材料在磁場頻率為1kHz時的BH曲線進行求解得到的結(jié)果，表7是用1J21材料在磁場頻率為5kHz時的BH曲線進行求解所得結(jié)果。

圖7 優(yōu)化后結(jié)構(gòu)示意圖

表5 電磁力求解結(jié)果1J21（1kHz）

在表6中順時針方向為正方向，勵磁電流為0A即沒有勵磁電流作用時，上下側(cè)間隙中磁感應(yīng)強度BR，Bt大小相等為0.96T，方向相反。而在勵磁電流2A時上下兩側(cè)間隙中磁感應(yīng)強度分別為－0.57T和1.46T，此時的磁感應(yīng)強度為偏置磁通和勵磁磁通共同作用后的大小，因此可以計算出由勵磁電流作用產(chǎn)生的磁感強度為0.4T，偏置磁感應(yīng)強度0.96T大于勵磁磁感應(yīng)強度0.4T，從而滿足設(shè)計要求。

表6 電磁力求解結(jié)果1J21（5kHz）

由表5和6中求解出的電磁力F，及利用慣性力原理F＝ma，即可以計算出激振部件能達到的加速度a，再利用簡諧振動原理式Xn（t）max＝Aω2，可計算出運動部件的理論振動頻率和幅值。

其中運動部件的質(zhì)量為常閉夾子銜鐵，常閉夾子絕緣壓絲塊，導(dǎo)電接線片，絕緣支撐塊，導(dǎo)電夾絲塊，常閉夾子扭簧，激振電磁鐵動鐵芯的總質(zhì)量22g。

利用表5中勵磁電流2A時的驅(qū)動力55N，計算得出加速度a＝2500m／s2，計算出的運動部件的理論振動頻率和幅值如下表7：

表7 理論振動頻率和幅值

利用表6中勵磁電流2A時的驅(qū)動力17.88N，計算得出加速度a＝813m／s2，計算出的運動部件的理論振動頻率和幅值如下表8：

表8 理論振動頻率和幅值

由表7表8可以看出，當(dāng)調(diào)節(jié)輸入電流2A和輸入頻率2.03kHz的交流控制信號時，即可以得到設(shè)定的輔助振動頻率2.03kHz和幅值5μm的輸出。通過對工作間隙和電磁材料的優(yōu)化得到的輸出理論振動頻率和振幅可以滿足設(shè)計目標(biāo)。

3 結(jié)論

本文通過對偏置磁路、勵磁磁路及疊加磁路進行了解析求解，在推出基本磁路結(jié)構(gòu)驅(qū)動力的解析計算式的基礎(chǔ)上，使用有限元分析軟件ANAYS對基本磁路結(jié)構(gòu)的漏磁系數(shù)、二維基本磁路結(jié)構(gòu)的疊加磁感應(yīng)矢量圖進行了求解，并通過電磁力的數(shù)值模擬計算，進行了工作間隙和電磁材料的優(yōu)化。優(yōu)化后的結(jié)果表明：當(dāng)工作間隙X0為0.005mm永磁體與動鐵芯間隙為0.05mm，永磁材料選用釹鐵硼N38H，軟磁材料選用1J21，勵磁電流取到2A時輸出電磁驅(qū)動力為55N，理論上可輸出振動頻率2.62kHz和幅值3μm的振動，可滿足微細電火花加工機床的高頻電磁激振機構(gòu)設(shè)計要求。

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