一種高轉(zhuǎn)速小排量伺服電機(jī)泵性能研究

孫東寧 董春雷 李紅巖 王 偉 王德志 高詩程 馮 偉

(1.北京精密機(jī)電控制設(shè)備研究所, 北京 100076; 2.航天伺服驅(qū)動(dòng)與傳動(dòng)技術(shù)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100076)

1 引言

伺服電機(jī)泵(Servo-Motor-Pump,SMP)是一種將伺服電機(jī)與高性能液壓泵集成的產(chǎn)品,它既是能源轉(zhuǎn)換動(dòng)力元件又是功率輸出控制元件。伺服電機(jī)泵是電靜壓伺服機(jī)構(gòu)(Elector-Hydrostatic Actuator, EHA)的核心控制和動(dòng)力元件,實(shí)現(xiàn)液壓作動(dòng)器兩腔流量的精確快速調(diào)節(jié),最終通過負(fù)反饋閉環(huán)控制實(shí)現(xiàn)活塞位置的精確快速控制[1]。與傳統(tǒng)閥控電液伺服相比,取消了傳統(tǒng)的易發(fā)生污染堵塞故障的伺服閥,可靠性顯著提高,也沒有了傳統(tǒng)的大體積液壓油箱和外部液壓導(dǎo)管,密封性能和使用維護(hù)性能顯著提高。電靜壓伺服機(jī)構(gòu)具有節(jié)能、效率高、發(fā)熱小、抗污染能力強(qiáng)等特點(diǎn),是未來航天推力矢量控制作動(dòng)系統(tǒng)的主流技術(shù)方案[2]。伺服電機(jī)泵作為核心關(guān)鍵產(chǎn)品,其性能的優(yōu)劣直接決定伺服機(jī)構(gòu)性能好壞。

蔡向朝[3]介紹了電機(jī)泵國內(nèi)外的研究現(xiàn)狀,討論了電機(jī)泵研究發(fā)展中急需解決的問題,指出電機(jī)泵的內(nèi)流場(chǎng)分布、設(shè)計(jì)方法和測(cè)試技術(shù)等方面建立完善、系統(tǒng)的現(xiàn)代設(shè)計(jì)理論方法的重要性。伺服電機(jī)泵液壓泵轉(zhuǎn)子有直接裝配在電機(jī)轉(zhuǎn)子內(nèi),也有電機(jī)與泵分體式串聯(lián)連接的[4-5],轉(zhuǎn)速范圍多在1250～5000 r/min,泵的形式有柱塞泵、齒輪泵及葉片泵,排量5～25 mL/r。對(duì)高性能產(chǎn)品,主選柱塞泵,美國Vickers 公司生產(chǎn)的一款小規(guī)格柱塞泵, 排量為 0.5 mL/r, 最高轉(zhuǎn)速達(dá)到22 500 r/min。但對(duì)于高轉(zhuǎn)速小排量伺服電機(jī)泵,國內(nèi)外產(chǎn)品公開資料缺乏。

航天電靜壓伺服機(jī)構(gòu)對(duì)減重有極端要求,要求盡可能使用體積小、重量輕的元件,迫使伺服電機(jī)泵朝著高壓高速化方向發(fā)展,減小電機(jī)和泵的尺寸[6]。中國航天用小規(guī)格柱塞泵最高轉(zhuǎn)速達(dá)到20 000 r/min,瞬時(shí)最高轉(zhuǎn)速達(dá)到23 000 r/min,最大輸出壓力達(dá)21 MPa,其性能與Vickers 公司產(chǎn)品相當(dāng)。

本文將高速柱塞泵與高速伺服電機(jī)進(jìn)行集成化設(shè)計(jì),形成一種較為典型的高轉(zhuǎn)速小排量伺服電機(jī)泵產(chǎn)品。伺服電機(jī)與柱塞泵同軸共殼,動(dòng)態(tài)性能較分體式“伺服電機(jī)+泵”顯著提升,同時(shí)取消傳統(tǒng)的聯(lián)軸器及機(jī)械密封,實(shí)現(xiàn)電機(jī)轉(zhuǎn)子與泵芯同腔共流場(chǎng),且對(duì)外無旋轉(zhuǎn)動(dòng)密封,提高密封可靠性。本文對(duì)最大工況點(diǎn)電機(jī)電磁場(chǎng)及泵轉(zhuǎn)子組件流場(chǎng)和綜合性能進(jìn)行仿真,搭建試驗(yàn)系統(tǒng),對(duì)伺服電機(jī)泵進(jìn)行測(cè)試,分析影響性能的主要因素。

2 伺服電機(jī)泵結(jié)構(gòu)及原理

伺服電機(jī)泵將伺服電機(jī)、旋轉(zhuǎn)變壓器、電連接器和恒排量柱塞泵(包括缸體、柱塞和配流盤)集成在一個(gè)殼體內(nèi),共軸同殼、浸油工作,同時(shí)取消軸端旋轉(zhuǎn)動(dòng)密封,其結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖1 伺服電機(jī)泵結(jié)構(gòu)原理示意圖Fig.1 Structure and principle diagram of Servo Motor Pump (SMP)

其工作原理為:交流伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)恒排量柱塞泵旋轉(zhuǎn),通過輸入指令的極性、大小改變轉(zhuǎn)向和轉(zhuǎn)速,從而改變油液的流向及流量,控制伺服系統(tǒng)作動(dòng)器活塞桿運(yùn)動(dòng)方向和速度的變化。其主要的技術(shù)指標(biāo)參數(shù)見表1。該伺服電機(jī)泵最大負(fù)荷工況點(diǎn):在轉(zhuǎn)速3000 r/min 時(shí)最大輸出壓力為21 MPa,所對(duì)應(yīng)電機(jī)輸出扭矩約4 Nm。

表1 伺服電機(jī)泵主要技術(shù)指標(biāo)Table 1 Main technical indexes of SMP

3 伺服電機(jī)泵性能仿真

3.1 伺服電機(jī)性能仿真

采用Ansoft Maxwell 2 D 軟件,建立永磁同步電機(jī)二維有限元模型,并假設(shè):不計(jì)交變磁場(chǎng)在導(dǎo)電材料,如定子繞組、鐵心沖片及機(jī)座的渦流反應(yīng);忽略電機(jī)外部磁場(chǎng);定子外表面圓周和轉(zhuǎn)子內(nèi)表面圓周為零矢量位面;忽略端部效應(yīng),磁場(chǎng)沿軸向均勻分布。對(duì)定子槽口、定子扇形片的圓角及磁極沖片部分圓角、倒角等細(xì)微之處作近似處理[7]。

采用虛功的原理計(jì)算靜磁力,移動(dòng)平板在虛位移s方向所受的力表達(dá)為式(1)。

其中,W(s,i)為系統(tǒng)的磁場(chǎng)儲(chǔ)能,i為建立磁場(chǎng)的電流,為恒定值;B為磁通密度,H為磁場(chǎng)強(qiáng)度。

同樣采用虛功的原理來計(jì)算靜力矩,如公式(2)所示。

其中,θ為轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)角,V為移動(dòng)平板的體積。

對(duì)伺服電機(jī)最大工況點(diǎn)進(jìn)行仿真計(jì)算,得出在轉(zhuǎn)速3000 r/min、輸出轉(zhuǎn)矩為4 Nm 時(shí),相電流有效值為33.5 A,電密30.01 A/mm2。電機(jī)磁密分布如圖2 所示,可以看出電機(jī)定子齒部磁密度較高,約為1.85～1.9 T,接近磁密飽和,充分發(fā)揮了電磁性能。

圖2 4 Nm,3000 r/min 永磁同步電機(jī)磁密分布圖Fig.2 Distribution of magnetic density of permanent magnetic synchronous motor in 4 Nm,3000 r/min

圖3 為轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速波形圖,在轉(zhuǎn)速3000 r/min 下輸出轉(zhuǎn)矩3.98 Nm,波動(dòng)1.38%,正常為2%。圖4 為當(dāng)轉(zhuǎn)速在3000 r/min 時(shí)的反電勢(shì)曲線,峰值為33.9 V。

圖3 4 Nm, 3000 r/min 永磁同步電機(jī)轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速圖Fig.3 Torque and rotation rate of permanent magnetic synchronous motor in 4 Nm, 3000 r/min

圖4 4 Nm, 3000 r/min 永磁同步電機(jī)反電勢(shì)結(jié)果Fig.4 Counter electromotive force of permanent magnetic synchronous motor in 4 Nm,3000 r/min

3.2 泵轉(zhuǎn)子組件摩擦及攪油損耗仿真

假設(shè)柱塞泵轉(zhuǎn)子內(nèi)油液為恒定流動(dòng),攪油粘性摩擦力矩?fù)p失表達(dá)為式(3)。

其中:μ為油液的動(dòng)力粘度,Rc和lc為轉(zhuǎn)子半徑和長(zhǎng)度,ω為轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)角速度,t為轉(zhuǎn)子與殼體內(nèi)壁間隙,Fv為粘性摩擦力。

轉(zhuǎn)子攪油粘性摩擦力矩?fù)p失即為由轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的攪油損失,從式(3)可以看出,攪油損失與轉(zhuǎn)子半徑的立方、轉(zhuǎn)速的平方、轉(zhuǎn)子的長(zhǎng)度等參數(shù)成正比,與轉(zhuǎn)子和殼體之間的間距成反比。

泵轉(zhuǎn)子組件中的柱塞-滑靴組件在運(yùn)行中,同時(shí)存在繞主軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)及繞自身軸線的自旋運(yùn)動(dòng)及沿轉(zhuǎn)子孔方向的軸向往復(fù)運(yùn)動(dòng)。通常,將柱塞-滑靴組件簡(jiǎn)化成一個(gè)圓柱體,忽略其相對(duì)運(yùn)動(dòng)以及自旋運(yùn)動(dòng)。單個(gè)柱塞-滑靴組件受到的繞流阻力簡(jiǎn)化表達(dá)為式(4)。

其中:Cd為與雷諾數(shù)Re 為有關(guān)的單圓柱繞流阻力系數(shù),ρ為油液密度,vp為繞主軸的旋轉(zhuǎn)線速度,d為柱塞和滑靴的平均直徑,li為柱塞-滑靴組件外伸轉(zhuǎn)子的長(zhǎng)度。

由式(4)可以看出,柱塞-滑靴組件切割流體運(yùn)動(dòng)引起的攪油阻力與柱塞和滑靴的平均直徑、旋轉(zhuǎn)線速度平方及柱塞-滑靴組件的外伸長(zhǎng)度等參數(shù)成正比。

采用Pumplinx 軟件對(duì)不同轉(zhuǎn)速下泵轉(zhuǎn)子組件所處流域進(jìn)行流場(chǎng)仿真。結(jié)果是在低速工況下,柱塞-滑靴組件切割流體運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的繞流阻力損失占主導(dǎo)因素,這是由于在低速層流工況下,泵轉(zhuǎn)子組件旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的層流粘性摩擦損失較小;而在高速工況下,泵轉(zhuǎn)子組件旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的層流粘性摩擦損失轉(zhuǎn)變?yōu)橥牧髑袘?yīng)力損失占主導(dǎo)因素,柱塞-滑靴組件產(chǎn)生的繞流阻力則由于多圓柱耦合高速繞流的遮蓋效應(yīng)和空化現(xiàn)象而降低。

18 000 r/min 轉(zhuǎn)速下泵轉(zhuǎn)子組件攪油損失壓力流線如圖5 所示,可看出泵轉(zhuǎn)子組件外圍油液壓力高于柱塞滑靴組件區(qū)域油液壓力,最高壓力達(dá)1 MPa 左右,柱塞-滑靴組件周圍出現(xiàn)回流、易發(fā)生渦流現(xiàn)象,造成柱塞滑靴組件周圍易發(fā)生空化及能量損失。

圖5 泵轉(zhuǎn)子組件攪油壓力流線圖Fig.5 Churning pressure of pump rotor components

仿真計(jì)算得出, 泵轉(zhuǎn)子組件在轉(zhuǎn)速18 000 r/min 及對(duì)各摩擦副接觸面施加摩擦力的條件下,最大摩擦及攪油扭矩為0.462 Nm,穩(wěn)態(tài)損失扭矩為0.152 Nm,所對(duì)應(yīng)的最大損失功率約為870.4 W,穩(wěn)態(tài)損失功率約為286.3 W。

采用同樣方法,分別對(duì)轉(zhuǎn)速6000 r/min、12 000 r/min、15 000 r/min、20 000 r/min 進(jìn)行仿真,得出對(duì)應(yīng)的損失,如表2 所示。

表2 不同轉(zhuǎn)速下泵轉(zhuǎn)子組件摩擦及攪油損失Table 2 Frictional & Churning loss at different speeds

表2 表明,隨著泵轉(zhuǎn)子組件轉(zhuǎn)速升高,最大摩擦及攪油扭矩呈上升趨勢(shì),在轉(zhuǎn)速20 000 r/min時(shí),其摩擦及攪油損失最大,達(dá)到1.0 kW 左右,表明高轉(zhuǎn)速對(duì)攪油損失的影響較大。

3.3 伺服電機(jī)泵AMESim 系統(tǒng)仿真

AMESim 軟件具有便利可操作性,得到了廣泛使用。趙大彬等[8]運(yùn)用AMESim 仿真模型單獨(dú)研究電機(jī)泵的配流閥運(yùn)動(dòng),但未能引入其電氣部分作用,從而不能全面反映其性能。陳姼珺[9]搭建雙伺服電機(jī)泵獨(dú)立驅(qū)動(dòng)非對(duì)稱液壓缸控制系統(tǒng)AMESim 仿真模型,對(duì)2 套伺服電機(jī)+定量液壓泵、單向閥、電磁閥、溢流閥等元件組成的系統(tǒng)進(jìn)行仿真,但在模型中未能實(shí)現(xiàn)電機(jī)電氣信號(hào)的采集,電機(jī)只給出定制的轉(zhuǎn)速信號(hào),輸出信號(hào)為壓力和液壓缸的速度和位移信號(hào),而“電機(jī)+泵”其本身的仿真數(shù)據(jù)未能獲取。

為驗(yàn)證伺服電機(jī)泵綜合性能,用AMESim 軟件搭建伺服電機(jī)泵系統(tǒng)仿真模型,包括伺服電機(jī)模型、恒量柱塞泵模型、液壓加載裝置模型,如圖6 所示。

圖6 伺服電機(jī)泵AMESim 仿真模型Fig.6 AMESim simulation model of SMP

通過仿真計(jì)算,得出在轉(zhuǎn)速3000 r/min、輸出壓21 MPa 時(shí),反電動(dòng)勢(shì)為33.6 V,如圖7 所示,與圖4 反電動(dòng)勢(shì)結(jié)果吻合。

圖7 反電動(dòng)勢(shì)仿真曲線Fig.7 Simulation curve of counter electromotive force

4 伺服電機(jī)泵性能試驗(yàn)及分析

如圖8 所示,搭建實(shí)驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行測(cè)試,測(cè)試內(nèi)容包括高速伺服電機(jī)單機(jī)空載、浸油空載工況以及伺服電機(jī)泵浸油空載、負(fù)載性能測(cè)試。

圖8 伺服電機(jī)泵試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖Fig.8 Schematic diagram of SMP test

測(cè)試方法:通過驅(qū)動(dòng)器控制伺服電機(jī)或伺服電機(jī)泵的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)向,同時(shí)監(jiān)測(cè)電壓和電流數(shù)值,輸出壓力由試驗(yàn)系統(tǒng)比例溢流閥調(diào)定,輸出流量由流量計(jì)監(jiān)測(cè)。

測(cè)試條件:空載測(cè)試轉(zhuǎn)速范圍為3000 ～20 000 r/min; 負(fù) 載 測(cè) 試 壓 力 點(diǎn) ( 轉(zhuǎn) 速1 5000 r/min):5 MPa、8 MPa、12 MPa、18 MPa(忽略實(shí)驗(yàn)臺(tái)0.5 MPa 的背壓),對(duì)伺服電機(jī)泵輸出壓力、流量及電壓等參數(shù)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。

山麓有滔滔江河，溝壑有汩汩清泉。這是“豐水湖南”留給人們的一貫印象。然而隨著近年極端天氣頻發(fā)，2013年湖南遭受了嚴(yán)重的干旱災(zāi)害，時(shí)間之長(zhǎng)、范圍之廣、程度之重均為歷史罕見。湖南省充分發(fā)揮水利工程的基礎(chǔ)性抗旱作用，科學(xué)調(diào)度水源，同時(shí)全力以赴開展應(yīng)急送水服務(wù)，打井找水，及時(shí)調(diào)水，緊急送水……廣大干部群眾積極抗旱，主動(dòng)作為，把災(zāi)害損失降到了最低。

4.1 伺服電機(jī)泵空載特性分析

伺服電機(jī)泵空載特性試驗(yàn)包括伺服電機(jī)單機(jī)空載、空載浸油以及伺服電機(jī)泵空載浸油損耗試驗(yàn)。

在伺服電機(jī)單機(jī)空載測(cè)試時(shí),為防止伺服電機(jī)發(fā)熱過快及軸承潤(rùn)滑失效,采用短時(shí)驅(qū)動(dòng)空載調(diào)試,記錄在不同轉(zhuǎn)速下(3000～20 000 r/min)空載電流,如圖9 所示。隨著伺服電機(jī)轉(zhuǎn)速不斷增加,相電流有效值呈整體上升趨勢(shì),這是由于空載運(yùn)行時(shí),鐵損和機(jī)械雜散損耗為主要損耗,且隨轉(zhuǎn)速的上升,此損耗呈指數(shù)上升[10-11]。

圖9 伺服電機(jī)不同轉(zhuǎn)速下空載電流Fig.9 No load current of servo motor at different speeds

伺服電機(jī)泵在浸油環(huán)境下進(jìn)行空載測(cè)試(轉(zhuǎn)速范圍3000 ～20 000 r/min),其結(jié)果如圖10 所示。通過曲線看出,隨著轉(zhuǎn)速不斷增加,兩者的摩擦及攪油損失都呈上升趨勢(shì),這是由于殼體內(nèi)各旋轉(zhuǎn)組件高速旋轉(zhuǎn),攪拌液壓油[12],另外還存在各種機(jī)械摩擦損耗。與單獨(dú)的伺服電機(jī)相比,伺服電機(jī)泵的摩擦及攪油損失呈急劇增加趨勢(shì),這是由于泵轉(zhuǎn)子組件在充滿油液的殼體內(nèi)高速旋轉(zhuǎn),各摩擦副高速相對(duì)運(yùn)動(dòng),同時(shí)攪拌油液,使得油液動(dòng)能急劇增加導(dǎo)致油液流態(tài)紊亂、渦流微團(tuán)的碰撞阻力增大[13]。

此外,通過圖10 中泵轉(zhuǎn)子組件摩擦及攪油損失曲線和仿真曲線(數(shù)據(jù)由表2 所得)對(duì)比分析,表明仿真數(shù)據(jù)曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線趨勢(shì)較為吻合,揭示了摩擦及攪油損失與轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系,可為后續(xù)仿真參數(shù)優(yōu)化設(shè)置提供了試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖10 伺服電機(jī)泵不同轉(zhuǎn)速下浸油空載功率損失Fig.10 No-load power loss of SMP at different speeds

4.2 伺服電機(jī)泵負(fù)載特性測(cè)試

負(fù)載特性試驗(yàn)前,首先對(duì)伺服電機(jī)泵不同轉(zhuǎn)速下空載特性進(jìn)行測(cè)試,測(cè)試轉(zhuǎn)速范圍為1000 ～20 000 r/min,測(cè)得對(duì)應(yīng)輸出流量為1.05 ～20.8 L/min。其中,在最大工況點(diǎn)3000 r/min、輸出壓力21 MPa 下,其容積效率82.5%、相電流有效值為25 A。

在最高轉(zhuǎn)速20 000 r/min 進(jìn)行負(fù)載試驗(yàn),瞬時(shí)最大加載壓力21 MPa,此時(shí)相電流有效值為55 A,是理論相電流有效值10 A 的5.5 倍,容積效率達(dá)85%,說明具有瞬時(shí)高過載能力。

表3 伺服電機(jī)泵轉(zhuǎn)速15 000 r/min 加載測(cè)試數(shù)據(jù)Table 3 Load test data of SMP at 15 000 r/min

4.3 伺服電機(jī)泵動(dòng)態(tài)性能測(cè)試

為進(jìn)一步驗(yàn)證伺服電機(jī)泵隨伺服機(jī)構(gòu)整機(jī)的動(dòng)態(tài)性能,進(jìn)行伺服機(jī)構(gòu)帶載掃頻測(cè)試及帶載暫態(tài)測(cè)試。其中負(fù)載對(duì)象主要以慣性負(fù)載為主,模擬負(fù)載臺(tái)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為180 kgm2,零位力臂為629 mm。

測(cè)試條件:分別給定幅值3 mm(約滿量程5%)帶載掃頻信號(hào)(選取典型頻率點(diǎn)15 rad/s 和30 rad/s)以及帶載40 mm(約滿量程60%)的階躍信號(hào),得出伺服電機(jī)泵帶載轉(zhuǎn)速特性曲線如圖11 所示。

圖11 帶載轉(zhuǎn)速特性曲線Fig.11 The sinusoidal tracking curves with load operation

測(cè)試結(jié)果:伺服電機(jī)泵在2 種測(cè)試信號(hào)下正反向運(yùn)行平穩(wěn),指令曲線與跟蹤曲線較為吻合,轉(zhuǎn)速誤差范圍為±(2.8%～5.2)%,動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間在10 ms 以內(nèi),動(dòng)態(tài)跟隨性較好,可滿足系統(tǒng)使用要求。

5 結(jié)論

1)該高轉(zhuǎn)速小排量伺服電機(jī)泵可實(shí)現(xiàn)最高轉(zhuǎn)速達(dá)到20 000 r/min,最大輸出流量20 L/min,具備瞬時(shí)高過載能力,可為電靜壓伺服機(jī)構(gòu)提供一種高集成高比功率的可控液壓動(dòng)力。

2)通過伺服電機(jī)泵空載浸油及負(fù)載特性試驗(yàn),隨著轉(zhuǎn)速的提高,鐵損和機(jī)械雜散損耗以及摩擦和攪油損失成為影響高速伺服電機(jī)泵性能的主要因素。

3)伺服電機(jī)泵具有較好動(dòng)態(tài)性能,正反向運(yùn)行平穩(wěn),跟隨性較好。

后續(xù)可通過高性能材料的選擇抑制高速電機(jī)鐵芯損耗,或采用結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及內(nèi)流場(chǎng)優(yōu)化、泵摩擦副改性等方式,減少各種摩擦及攪油功率損失,進(jìn)而提高伺服電機(jī)泵性能。