孫耀程，鞠宇寧，楊素香，朱志強

(中國電子科技集團公司第二十一研究所，上海 200233)

0 引 言

國際上各國對能適應(yīng)高沖擊、高過載、大變形等非常態(tài)工作狀況的精密動力傳動機構(gòu)的研究極其重視，并在這方面進行了長期的專題研究。進入21世紀(jì)以來，機電結(jié)合的伺服傳動機構(gòu)，已成為伺服傳動領(lǐng)域的一個大的趨勢。為了滿足軍事設(shè)備在小型化、低能耗、高可靠、高強度、高剛度等方面的需求，采用絲杠傳動的電動執(zhí)行機構(gòu)逐漸成為液壓傳動裝置的理想替代品，其中行星滾柱絲杠在無人機起落架收放驅(qū)動、導(dǎo)彈的精密舵機伺服傳動系統(tǒng)[1]、特種兵負重用外置機械骨骼關(guān)節(jié)伺服驅(qū)動[2]等技術(shù)應(yīng)用領(lǐng)域得到越來越廣泛的關(guān)注和應(yīng)用。隨著各國裝備制造業(yè)和國防工業(yè)的迅速發(fā)展，實現(xiàn)小體積、輕量化、大推力、高精度、高性能的直線驅(qū)動伺服機電組件設(shè)計對我國軍事裝備領(lǐng)域關(guān)鍵技術(shù)的自主可控，以及破除國外武器禁運具有重大意義。

傳統(tǒng)的直線位移伺服機電組件中絲桿與電機轉(zhuǎn)軸之間常采用分體式傳動結(jié)構(gòu)(比如，絲桿通過外部聯(lián)動裝置與電機轉(zhuǎn)軸相連)[3]，這種分體式的傳動結(jié)構(gòu)會因?qū)嶋H出力需求、絲桿力學(xué)性能與電機輸出性能之間匹配失衡，而導(dǎo)致傳動機構(gòu)在滿足實際出力需求的情況下，絲桿和電機存在性能過剩，這種性能過剩主要體現(xiàn)在傳動機構(gòu)各部件的尺寸大、質(zhì)量大、加工制造成本高、材料浪費等，在有安裝質(zhì)量要求和安裝空間受限的場合，難以采用分體式傳動結(jié)構(gòu)實現(xiàn)高精度直線伺服驅(qū)動。

為了克服上述問題，本文提出一種絲杠轉(zhuǎn)軸一體且采用單側(cè)軸承支撐的緊湊、高集成的永磁電機直線傳動機構(gòu)，這種將絲杠和驅(qū)動電機結(jié)合的傳動機構(gòu)在保證輸出力矩性能的前提下，通過合理地對絲杠和電機進行同步設(shè)計來達到簡化結(jié)構(gòu)、縮小體積和重量以及降低生產(chǎn)成本的目的。

1 一體化組件結(jié)構(gòu)

本文設(shè)計的伺服機電組件主要由行星滾柱絲杠、無刷直流力矩電機及外置的伺服驅(qū)動控制器3個部分組成，總體設(shè)計示意圖如圖1所示。

圖1中，行星滾柱絲杠的絲杠副與電機轉(zhuǎn)軸采用一體化設(shè)計，即可以提高電機輸出角度的控制精度，同時電機輸出端的結(jié)構(gòu)也得到了簡化，安裝使用方便。

圖1 系統(tǒng)的總體設(shè)計示意圖

常見的直線位移伺服機電組件為電動推桿缸，按照結(jié)構(gòu)不同可分為直連型和折返型[4]，圖2為折返型電動推桿缸。相比之下，本文設(shè)計的伺服機電組件結(jié)構(gòu)大大簡化，省去了缸體、法蘭、減速機、皮帶或齒輪傳動室等部件，體積和質(zhì)量明顯減小。

圖2 折返型電動推桿缸示意圖

以美國THOMSON公司PC系列精密直線執(zhí)行器系列產(chǎn)品PC32LX004B10-0050PM為例，其推力達到3 200 N，導(dǎo)程為50 mm，重復(fù)定位精度為±0.01 mm。其外形結(jié)構(gòu)和尺寸如圖3所示。

圖3 PC32LX004B10-0050PM外形圖

除去電氣接插件，機構(gòu)總長度為366 mm，缸體截面為45 mm×45mm，電機截面為58 mm×58mm。

本文參照PC32LX004B10-0050PM的技術(shù)指標(biāo)進行組件設(shè)計，組件的輸出指標(biāo)如下：

(1)額定輸出推力Fa≥3 200 N；

(2)移動速度V≥5 mm/s；

(3)行星滾柱絲桿副行程L≥50 mm；

(4)絲杠導(dǎo)程I為2 mm；

(5)重復(fù)定位精度Δp≤±0.01 mm；

(6)外形尺寸(不含絲杠軸部分)≤Φ65 mm×60 mm。

根據(jù)行星滾柱絲杠原理，取行星滾柱絲杠效率η為0.72[1]，則絲杠的輸入轉(zhuǎn)矩(電機輸出轉(zhuǎn)矩T)與推力Fa關(guān)系如下：

(1)

經(jīng)計算，所需的電機輸出轉(zhuǎn)矩T為1.41 N·m，為預(yù)留一定裕量，電機轉(zhuǎn)矩設(shè)計為1.45 N·m。由絲杠線速度V和絲杠推力Fa可得輸出功率P0為16 W，公式如下：

P0=FaV

(2)

根據(jù)絲杠導(dǎo)程I和絲杠線速度V，可計算出電機轉(zhuǎn)速為150 r/min。公式如下：

(3)

經(jīng)計算，所需的電機轉(zhuǎn)速為150 r/min，為預(yù)留一定裕量，電機轉(zhuǎn)速n設(shè)計為200 r/min。無刷直流電機分解指標(biāo)如下：額定轉(zhuǎn)矩：1.45 N·m；額定轉(zhuǎn)速：200 r/min；外形尺寸：Φ65 mm×60 mm。

由于行星滾柱絲杠的絲杠副與電機轉(zhuǎn)軸采用一體化設(shè)計，避免了傳動機構(gòu)回差對控制精度的影響，因此組件的重復(fù)定位精度主要取決于伺服電機的控制進度。在絲杠導(dǎo)程I為2 mm的前提下，定位精度0.01 mm對應(yīng)角度控制精度Δd為1.8°。公式如下：

(4)

為保有裕量，Δd取1°。

2 懸臂梁結(jié)構(gòu)電機設(shè)計

由于本文設(shè)計的組件體積要求比較苛刻(外形尺寸：Φ65 mm×60 mm)，電機部分在結(jié)構(gòu)上采用懸臂梁結(jié)構(gòu)，即僅在電機軸的輸出側(cè)安裝有軸承，電機輸出側(cè)的絲杠副和電機內(nèi)安裝轉(zhuǎn)子鐵心的轉(zhuǎn)軸部分均以該軸承作為支撐面。為了能夠承受足夠大的軸向載荷和一定的徑向載荷，本文采用背靠背安裝的、雙列角接觸軸承。電機軸的非輸出側(cè)憑借無軸承免去了起徑向支撐作用的端蓋，轉(zhuǎn)而采用能充分利用電機端部空間、質(zhì)量更輕的端蓋設(shè)計方案[5]。通過單側(cè)軸承支撐的結(jié)構(gòu)設(shè)計，電機結(jié)構(gòu)得到簡化，電機端部空間得到充分利用。電機的結(jié)構(gòu)圖如圖4所示。

上述設(shè)計的伺服傳動機構(gòu)具有以下特點：

(1)在保證轉(zhuǎn)軸、轉(zhuǎn)子、定子三者同軸度符合要求的前提下，轉(zhuǎn)軸采用了單側(cè)軸承支撐方式，使得轉(zhuǎn)軸和電機的軸向長度大幅縮短，在簡化傳動結(jié)構(gòu)的同時減小了整機的長度和質(zhì)量。

(2)絲杠、轉(zhuǎn)軸一體的設(shè)計方案免去了外部機械聯(lián)動裝置，減小了整個裝置的質(zhì)量；一體設(shè)計也使得在設(shè)計階段考慮絲杠的力學(xué)性能和電機輸出性能相匹配，實現(xiàn)物盡其用的同時降低成本。

(3)由于后端蓋不需要對轉(zhuǎn)軸起支撐作用，其尺寸設(shè)計和選料可以從質(zhì)量和成本方面考慮。將后端蓋設(shè)計為內(nèi)凹型，并在此安裝位置傳感器，充分利用電機的端部空間。

本項目的重復(fù)定位精度要求較高，因此，在電機電磁設(shè)計的部分將轉(zhuǎn)矩脈動指標(biāo)作為電機的關(guān)鍵技術(shù)指標(biāo)之一。

設(shè)定驅(qū)動器電壓等級為24 V，通過有限元仿真，對電機電磁設(shè)計方案進行優(yōu)化與迭代，通過優(yōu)化極槽配合、定轉(zhuǎn)子尺寸結(jié)構(gòu)等方式降低轉(zhuǎn)矩脈動，最終得到滿足分解指標(biāo)要求的電磁設(shè)計方案[6]。仿真結(jié)果表明，電機轉(zhuǎn)速達到200 r/min，轉(zhuǎn)矩1.45 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動只有0.766%。有限元仿真的電機反電動勢波形和額定轉(zhuǎn)矩波形如圖5、圖6所示。

圖5 電磁仿真反電動勢波形

圖6 轉(zhuǎn)矩波形仿真圖

電機軸承采用一對角接觸軸承，可以選用規(guī)格為Φ17 mm×Φ35 mm×10 mm的角接觸軸承，其額定動負荷Cr為6 293 N，額定靜負荷C0r為4 131 N。

由于組件的體積要求較為苛刻，電機位置傳感器僅有Φ35 mm×7 mm的安裝空間，傳統(tǒng)的高精度旋轉(zhuǎn)變壓器和光電編碼器不能滿足尺寸要求。因此,采用絕對式磁編碼器作為位置傳感器[7-8],原理示意圖如圖7所示，安置在電機后端蓋的凹型端部空間內(nèi)。選用Magnetic公司的磁感應(yīng)芯片MT6825，位置信號分辨率可以達到16位，約0.005 5°，通過伺服驅(qū)動器控制，本文的低轉(zhuǎn)矩脈動無刷力矩電機1°的控制精度要求易于實現(xiàn)[8-9]。

圖7 磁編碼器原理示意圖

根據(jù)以上的設(shè)計過程，本文的伺服機電組件，推力可以達到3 200 N，重復(fù)定位精度為±0.01 mm，體積(不含絲杠軸部分)僅有Φ65 mm×60 mm，遠小于同類型的電動推桿缸。

3 機殼形變分析

為驗證電機軸承蓋和電機機殼承受雙向軸向載荷的能力，本文以電機機殼變形量為指標(biāo)，對電機在大推力條件下機殼的受力情況進行模擬分析。在ANSYS/Workbench仿真環(huán)境下搭建電機機殼三維網(wǎng)格模型，如圖8所示，其包括軸承蓋和電機機殼兩部分，假定軸向推力為4 000 N。

圖8 電機機殼與軸承蓋網(wǎng)格模型

本文通過模擬傳動機構(gòu)內(nèi)部零件之間力的傳遞過程，分別分析了軸承蓋和電機機殼在承受4 000 N軸向載荷時的變形量，監(jiān)測位置點A、B如圖9所示。

圖9 受力點示意圖

軸承蓋與電機機殼均采用不銹鋼材料，經(jīng)過Workbench模擬分析，得到了軸承蓋和電機機殼在規(guī)定軸向載荷作用下的軸向變形云圖，分析結(jié)果如圖10、圖11所示。

圖10 軸承蓋的軸向變形云圖

圖11 電機機殼的軸向變形云圖

由圖10和圖11的分析結(jié)果可知，軸承蓋和電機機殼在分別承受4 000 N的軸向載荷時，其最大軸向變形量均<0.01 mm，滿足本傳動機構(gòu)在一般應(yīng)用場景下所需的剛度要求。

4 測試平臺設(shè)計

本文所設(shè)計的高性能伺服機電組件的特點為小導(dǎo)程、小體積、大推力，為驗證伺服機電組件的輸出性能和結(jié)構(gòu)強度，需進行載荷加載實驗。傳統(tǒng)的推拉加載方式是通過在滑輪上增加/減少配重以增大/減小摩擦力來實現(xiàn)的，但是其載荷控制精度差且大配重實現(xiàn)難度較大。而一般的小型推拉試驗機的加載范圍有限，大型測試設(shè)備價格昂貴。因此，本文借鑒了伺服電機對拖加載的方式，搭建高性能伺服機電組件的對拖加載平臺[10]。

伺服組件實驗用加載平臺示意圖如圖12所示，加載平臺立體圖如圖13所示。被測組件和負載組件都安裝固定在測試支架上，負載組件也由力矩電機和絲杠組成，被測組件和負載組件的滾柱螺母分別通過連接套筒和推拉力傳感器連接。實驗時通過負載電機來模擬加載，負載電機輸出的轉(zhuǎn)矩通過絲杠轉(zhuǎn)換為直線推力。在此平臺基礎(chǔ)上，借助示波器、游標(biāo)卡尺、千分表等儀器儀表可以進行位移、行程以及重復(fù)定位精度等指標(biāo)的測試。

圖12 伺服組件加載實驗示意圖

(a)測試平臺立體圖

5 結(jié) 語

本文通過對傳統(tǒng)的直線位移伺服機電組件結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，達到了簡化結(jié)構(gòu)、縮小體積和質(zhì)量以及降低生產(chǎn)成本的目的，并保持足夠的軸向承載力。對設(shè)計的伺服機電組件進行了4 000 N軸向力下的形變分析，通過Workbench有限元仿真驗證了組件在實現(xiàn)小型化的同時，仍具有強承載能力和剛性。最后對基于高性能伺服機電組件高精度、大推力的工作特點，借鑒伺服電機對拖加載的方式，搭建高性能伺服機電組件的對拖加載平臺，并給出測試平臺的示意圖與結(jié)構(gòu)圖。