主被动一体化隔振装置设计研究

2019-03-06 07:36闫政涛

船舶 2019年1期

石慧闫政涛李赫叶曦

（1.中国船舶及海洋工程设计研究院上海200011；2.海军工程大学动力工程学院武汉430032）

引言

舰船水下辐射噪声指标是影响舰船战时生命力乃至作战能力的重要指标，机舱空间设备集中、噪声源密集，故其声学性能指标最难实现。针对这一难题，国内外舰船普遍选择采用浮筏隔振技术［1-2］降低振动向基底的传递，但由于受被动隔振技术自身理论的局限，对于高声学指标（尤其低频线谱有较高控制需求）的舰船还需进一步采用主动控制技术［3］。作动执行机构作为主动控制技术的关键要素之一［4-5］，不仅关系到理论模型建立，而且直接受到工程应用的实际环境影响，是主动控制能否实现工程应用的关键。目前，对作动执行机构的研究主要集中在液压、气动、电磁、磁致伸缩、压电等，着重研究不同原理、结构的作动性能，以及在不同控制系统中的作动表现。本文考虑基于浮筏隔振设计构建主动控制系统，设计满足浮筏隔振、承载、安装要求以及主动控制次级振源出力特性需求的主被动一体化隔振装置。对该装置的磁场性能、磁路优化、发热性能等开展理论研究、仿真分析，对其出力特性进行试验验证。

1 电磁作动器初步设计

1.1 磁路结构设计与仿真优化

通过对各类永磁材料性能对比分析可知：钕铁硼相对其他类型磁铁磁性最强，SH型永磁体具有耐高温性。故选用型号为N48SH钕铁硼永磁体来产生恒定磁场，采用动磁铁式磁路结构以提升电磁作动输出力，永磁径向偏置的磁路结构有利于实现力输出线性化。建立磁路结构仿真模型如图1所示，磁轭为1020钢，永磁体材料为NdFeB52MG0e，中间为18AWG规格线圈，线圈匝数140匝。

通过仿真得到该磁路结构电磁力与输入电流的关系（静态0 Hz）如图2。由图2可知，最大电磁力输出为817 N，电磁力与电流之间呈线性关系。

图1 电磁作动器磁路结构设计

图2 电磁力与电流关系曲线

1.2 磁路结构优化设计

基于磁路仿真模型，考虑改变磁路的动子形状、定子形状、动定子间距离以及线圈匝数等参数，对比输出力变化特征，实现对磁路结构优化设计。

1.2.1 改变动子和定子间间隙

仿真得到间距与最大输出力关系如表1所示。由表可知：在一定范围内，动子和定子间隙越小，最大输出力越大。由于工程实际限制，最小间距不能低于0.6 mm。

表1 动子和定子间隙与出力关系

1.2.2 改变线圈匝数

仿真得到线圈匝数与最大输出力关系如表2。由表可知，线圈匝数越大，作动器的最大输出力越大。但是，考虑到匝数越大，线圈电感越大，高频处的最大电流值将下降。

表2 线圈匝数与出力关系

1.2.3 改变倒角处的形式

仿真得到不同倒角形式与最大输出力关系如表3。由表可知，倒角处形状下面为梯形、上面为三角形时输出力最大。

表3 倒角形式与出力关系

1.2.4 改变倒角大小

仿真得到顶角间距与最大输出力关系如表4。由表可知，顶角间距越小，最大输出力越大。根据实际加工需要，确定顶角间隔为12 mm较为合适。

表4 倒角大小与出力关系

1.2.5 改变动定子形状

仿真得到改变定子套筒外径、动子内径和动子高度时最大输出力变化如表5。由表可知，动子上下各增加2 mm时，最大输出力约1 741.5 N，可以根据工程需要适当增大间隙。

表5 动定子形状与出力关系

综上所述，考虑实际加工性，最终选取动子和定子间距0.6 mm和2 mm来满足两型作动装置的输出力要求。0.6 mm时，最大输出力约1 741.5 N；2 mm时，最大输出力1 091.9 N。

1.3 磁路仿真分析

在COMSOL建立磁场电场仿真模型（见图3），对作动部分动子轴向中心横截面进行分析。磁通密度仿真结果如图4所示。其中，定子线圈的匝数为140，线圈电导率为5.8×107s/m。永磁体的剩余磁通密度为1.4 T。

图3 电磁作动器磁路仿真

图4 磁通密度仿真

由图4可以看出，当线圈中电流方向与图3中电流方向（垂直于纸面向内）一致时，磁通量最大处出现在动子永磁体与动子软铁的下端接触处。根据电磁感应原理可以计算得到理论输出力。在实际设计过程中，只考虑电流输出大小和频率对输出力的影响。因此，通过COMSOL建模仿真计算可以得到600 N作动装置输出电磁力与电流和频率的关系曲线，见图5、图6。

图5 600 N输出力与电流关系

图6 600 N输出力与频率关系

由图5可知，输出力与电流大小成线性关系，即电流越大，输出力越大。当电流达到10 A时，作动器的最大输出力可达到1 100 N左右。由图6可知，输入电流为10 A时，输出电磁力的幅值随电流频率增大而减小，这一现象主要是由于电涡流引起的能量损耗所导致。当电流频率增加至200 Hz时，作动器的最大输出力下降至720 N左右。

同理，可得到1 000 N作动装置输出电磁力与电流和频率的关系曲线，见图7、图8。

图7 输出力与线圈电流关系图

图8 电流频率与输出力关系图

由图7、图8可知，输出力与电流大小成线性关系。当电流达到10 A左右时，作动器的最大输出力可达到1 500 N左右。当电流频率增加至200 Hz时，作动器的最大输出力下降至960 N左右。

2 电磁发热特性仿真分析

2.1 磁路热场建模

通过建立电磁发热模型进行热场分析计算［6］，可以发现电磁作动器电涡流发热满足式（1）关系：

式中：ω为电流频率，rad/s；j为复变量因子；为梯度算子；ρ为密度，kg/m3；Cp为比热容，J/（kg·℃）；k为导热系数，W/m·k；Q为电涡流产生的热量，J；T为域中的实际温度，℃；μ为磁导率，H/m；A为有效磁极面积，m2。

铜的电导率σ由式（2）给出：

式中：ρ0为参考温度Tref=293K时的电阻率，Ω；a为电阻率的温度系数，1/℃；T′为域中的实际温度，K。

一段时间内感应加热的时间平均值由式（3）给出，式中E为电涡流损耗。

基于COMSOL Multiphysics仿真环境建立作动装置磁路部分的二维轴对称几何模型，通过仿真分析，重点研究磁路部分的传热。

2.2 磁路热场分析

交变磁场在铁芯中由于电涡流效应产生热量，热量随即在内部传播，通过外壳、空气等进行热传导。在分析过程中，铁芯是唯一热源，传热过程包含有固体传热和辐射传热。随着时间的推移，铁芯的温度逐渐升高，通过辐射传热和流体传热将热量传递到磁路系统，而磁路系统是通过固体传热方式来传导热量，这样整个系统的温度逐步升高。本文选择瞬态热力学分析法，分析的一般方程为：

式中：为系数矩阵，包括热传导系数、热对流系数及热辐射系数和形状系数；为比热矩阵，考虑系统内部能量的增加；代表各个节点的温度向量；是该节点的温度对时间的导数；是节点的热流向量，包括热生成。

通过设置仿真时间、步长和频率等进行瞬态求解。通过多物理场耦合，在满足输出力的条件下调节电流和频率进行瞬态分析。仿真得电流10 A、100 Hz时，600 s时长下的磁路结构三维温度分布图和二维温度等值线分布如图9、图10所示。

同理，电流5 A、100 Hz时，3 600 s时长下的磁路结构三维温度分布如图11、图12所示。由此可见，铁芯温度最高，外表面为室温293 K（20℃）。

图9 600 s时长下的磁路结构三维温度图

图10 600 s时长下的磁路二维温度等值线

图11 3 600 s时长下的磁路结构三维温度图

图12 3 600 s时长下的磁路二维温度等值线

3 主被动一体化隔振装置设计

3.1 被动隔振部分选型

为满足主被动一体化隔振装置对于静载荷承载能力、隔振量、安装空间的需求，需要对被动式隔振器进行合理的选择。考虑工程加工和通用性，对市面上现有的被动隔振器进行筛选测试，综合考虑作动装置主动部分和被动部分结构形式，最终选择JSD橡胶隔振器作为本文一体化装置的被动隔振部分。主要参数如表6，满足装置承载、隔振量、安装空间要求。

表6 被动隔振部分选型及性能参数

3.2 主被动一体化隔振装置结构设计

通过综合考虑磁路部分结构特点以及被动隔振器外形尺寸，设计得到主被动一体化隔振装置结构形式如图13所示。

图13 主被动一体化隔振器结构

4 主被动一体化隔振装置性能测试

图14 性能测试试验原理图

如图14所示，搭建主被动一体化隔振装置性能测试系统，对主被动集成隔振器中的电磁作动部分的输出力特性及非线性度等进行测试。使用ICP式压电力传感器测试主被动一体化隔振装置的出力特性。动子与力传感器通过螺钉与连接件相连，定子通过螺钉固定在测试基座上，力传感器安装在测试基座上。测试基座与底座通过4个BE型橡胶隔振器相连，隔离基座扰动。功率放大器由直流电源供电，信号发生器模拟出不同频率、幅值的信号给功率放大器，功率放大器前置于一体化隔振装置提供电流驱动其工作。