在工程领域上，有很多工作需要对金属材料进行压接和切割，但由于金属材料都非常坚硬，不易于被压接和切割，而很多压紧钳大多数采用机械式，压紧力相对较小，在完成这类工作的过程中会遇到很多困难，不便于操作。随着液压技术应用遍布各个领域，人们将液压技术应用到便携式液压钳中，来实现液压增力，效果明显[1]。液压钳主要是利用有压力的油液作为传递动力的工作介质，将机械能转换成油液的压力能，再将油液的压力能转换成机械能，从而实现用简单省力的操作，完成对材料的压接和切割等工作。例如杨美娜等[2]提出的便携式液压钳，通过杠杆手柄、大油缸和阀块的联合传动，可以实现对铜、铝缎子的剪切，但输出力较小，仅为50 kN.刘健[3]利用薄型液压缸、活塞等结构件，将手动液压钳改进为电动液压钳，虽然可以减轻作业人员的劳动强度，但由于使用液压缸作为驱动源，在工作过程中需要携带液压泵站，这样就造成整体体积大、携带不方便等问题。也有学者致力于对液压钳系统性能进行分析，如付俊等[4]利用Ansys软件对海底基盘恒夹紧力的液压钳进行了仿真，得到的仿真分析结果与试验测试结果基本吻合。
但随着装备水平的发展，对消防设备的重量要求越来越严格，进而对消防钳的功率-重量比等性能指标提出了更高的要求。如前文所述，现在使用较为轻便的液压钳，耐用性高，到达设定压力自动卸压，但存在总体重量较大、功率重量比较小、效率较低、液压系统存在油液泄露等问题，且对出现的故障不易分析。无法满足现代消防设备高功率重量比、强承载能力、高可靠性且轻便的需求[5-7]。
鉴于此，本文提出了一种功率-重量比高、承载力强及安装空间小的全电消防钳装置，用于消防及安全设备领域，并对其结构和性能进行了介绍。
1 机械结构及原理介绍
HPEFT的结构原理如图1所示，主要由伺服电机、减速器、锂电池、行星滚柱丝杠副(包括丝杠及螺母)、钳头、传感器等部件配合组成。
本研究选用的伺服电机为低供电电压的直流无刷电机，当使用场所有电源时，可以通过电机后端的电源线进行供电，无电源时，可以使用HPEFT下端的锂电池进行供电。伺服电机与减速器装配一体，并安装在壳体上，减速器的输出轴与丝杠末端通过键的形式相连。丝杠与螺母啮合，螺母将丝杠的旋转运动转化为直线运动；螺母与输出杆通过螺纹及止动垫圈固连，由螺母推动输出杆输出直线运动。输出杆通过连接装置驱动钳头的开合。丝杠末端通过一对角接触球轴承保证同轴度，并将负载传递的力卸荷到壳体上。控制器及锂电池安装在壳体内部。
1-转速调节器；2-锂电池；3-伺服电机及减速器；4-控制器； 5-行星滚柱丝杠副；6-方向轮；7-输出杆；8-钳头
图1 HPEFT的结构原理图
Fig.1 Structural schematic of HPEFT
使用过程中，操作人员可以通过手持方向轮来提携HPEFT并把控操作方向。伺服电机以码盘作为位置传感器，通过转动位置调节器来控制伺服电机转动，进而控制输出杆伸出的长度，操作简单、便捷。同时，系统内置了行程开关，以保证行星滚柱丝杠副不超出许用行程。除了这些基本功能的实现外，根据具体需求，还可以为系统增设温度传感器、力传感器等，通过对多路信号的综合分析，实现对HPEFT工作状态进行检测以及健康状态管理等。
该HPEFT以现有液压钳的钳头为基础，以行星滚柱丝杠副作为主要传动、承力部件，利用全电系统代替液压系统，并在尾部集成控制器、锂电池等，极大地减小了整机的体积和重量，提高了功重比[8-9]。
2 系统指标及核心部件选型
钳头部分的结构已经较为完善，可以作为标准件沿用至HPEFT.故本文对标现有液压消防钳驱动组件，对HPEFT的驱动组件提出以下要求：
1) 出力不小于150 kN；
2) 输出杆的有效行程不小于100 mm；
3) 输出杆的运动速度1～3 mm/s；
4) 锂电池供电模式下，需连续工作30 min.
2.1 行星滚柱丝杠副选型
如图2所示，行星滚柱丝杠副最早在1942年由瑞典人CARL B S发明，是一种可以平稳、高效地实现旋转运动和直线运动相互转化的机械装置[10]。
相比于滚柱丝杠，行星滚柱丝杠副具有高承载能力、长寿命、高转速等优点。根据需求指标，可选取公称直径为39 mm的标准式行星滚柱丝杠副，导程为5 mm，头数为5，其动态负载为179.2 kN，静态负载为245.2 kN.
图2 行星滚柱丝杠副
Fig.2 Planetary roller screw
对行星滚柱丝杠副的刚度进行校核，由工作负载引起的轴向变化量为：
(1)
式中：F=150 kN为最大工作负载；Ph和N分别为行星滚柱丝杠副的导程和头数；A=1 194.6 mm2为丝杠的截面面积；E=2.1×105MPa为材料的弹性模量。
经计算得其轴向变形量为0.6 μm，查看相关标准可知，当行星滚柱丝杠副的行程小于315 mm时，允许的变形量为16 μm，即刚度满足要求。
输出杆处于最大速度时，丝杠转速为：
(2)
当输出杆的速度为v=0.003 m/s时，丝杠的额定转速为36 r/min，由于丝杠与减速器的输出轴直接固连，故丝杠的转速就是减速器的输出转速。
2.2 电机设计及减速器选型
根据选定的行星滚柱丝杠副，来计算满足负载要求的驱动力矩Tprs和驱动转速nprs.行星滚柱丝杠驱动端输入扭矩Tprs与输出力Fprs之间关系如下：
(3)
丝杠效率ηprs为0.95，则减速器的输出力矩为125.6 N·m.由2.1小节可知减速器输出的最小转速为36 r/min.
考虑到对减速器的需求具有输出力矩较大、转速较小等特点，本文采用传动速比大、承载能力高的谐波减速器。通过对比相关资料，选用RV20E减速器，其额定输出扭矩为135 N·m，额定转速为40 r/min，减速比i=105.则电机的输出转矩及输出转速分别为：
nPMSM=in.
(4)
2.3 热结构优化设计
相比液压驱动而言，纯电动驱动具有效率高、体积重量轻、使用维护简单、寿命长等优点，但散热难度相对较大，而液压驱动靠内部油液均匀温度进行循环冷却。纯电动驱动热传导效果差，需要专门热结构优化设计，可从发热和散热两方面入手。
发热主要集中在电控盒和伺服电机，为了降低发热，应提高电能和电机的利用效率，最有效的方式是选用匹配度高的定制化电机，使得电机既满足输出力和速度的要求，又不至有太多余量导致浪费。
散热方面在电控盒后段侧面和电机前段侧面开通风孔，电机自带轴流风扇，使得在电控电机舱段内形成良好散热风道，提高散热效率。另外电控装置还安装了专门的热沉和散热片，使热量进一步均匀并加快散出。通风口开在设备最后端侧下面，利于防止现场恶劣环境对机内的污染。
2.4 供电模块设计
所设计的伺服电机供电电压为36 V，需采用额定电压为36 V，最低27 V，最高42 V，4.4 Ah电量的锂电池作为供电模块。故选用目前市场资源相对较多的18 650锂电池组，通过10节串联、2组并联组成电池组，并在内部集成电池电压监控保护板，电池组性能参数如表1所示。由于满电时的电池电压较高，故对电机、电池供电线路、电控功率板等专门做了绝缘处理，以保证安全。
表1 电池组性能参数
Table 1 Performance parameters of battery pack
电池组参数数值电池组参数数值电芯型号ICR18650-22PM质量/kg0.95标称容量/Ah4.4过放保护电压/V27.5最大充电电流/A2最大瞬间电流/A50过充保护电压/V42使用寿命800次循环以上持续放电电流/A20尺寸/mm×mm×mm57×85×135(可定制)组合方式10S2P
3 强度仿真分析
利用Ansys Workbench有限元仿真软件对HPEFT的主要承力部件进行强度校核与变形量分析，以验证所设计机械结构的合理性[4]。本节主要对HPEFT前端的钳头壳体和后端的主壳体进行建模及仿真分析。
3.1 钳头壳体的建模及仿真分析
HPEFT前端的钳头壳体通过螺钉与主壳体、方向轮固连为一体，将固定面确定为钳头外壳与主壳体的连接面(如图3中A面)。
对于钳头壳体的前端，通过销钉与钳头组件相连，在工作过程中，钳头组件将负载力通过销钉传递到A面，进而传递到方向轮(操作者)，这个负载力的大小由前文可知最大为150 kN(如图3中B面)。
图3 钳头壳体的边界条件设置
Fig.3 Boundary condition setting of tong head shell
在设置边界条件的基础上，对钳头壳体进行仿真分析，可以得到钳头壳体的应力分布(如图4)以及钳头壳体的变形量图(如图5)，图中红色显示为受应力或变形量最大的位置。
图4 钳头壳体的应力分布
Fig.4 Stress distribution of tong head shell
图5 钳头壳体的变形量云图
Fig.5 Deformation of tong head shell
如图4所示，钳头壳体最大应力为277 MPa，应力最大点位于钳头壳体内部与销钉连接的小半圆处，相比其他部位，由于此处有拐角，应力集中现象使此处应力较大。由于铝合金材料较轻，故材料采用的是铝合金7075-T6，其抗拉强度为560 MPa，屈服强度为505 MPa.由于钳头壳体的最大应力为277 MPa，故满足强度要求。
从图5中可看出，最大变形量为0.68 mm.目前，对于刚度没有严格的标准来评判，但可以根据变形量的大小以及需求来进行定性的分析。这里最大变形0.68 mm，可以认为刚度可靠。
3.2 主壳体的建模及仿真分析
HPEFT后端的主壳体通过螺钉与钳头壳体、方向轮固连为一体，因而将固定面确定为主壳体与钳头壳体的连接面(如图6中A面)。
HPEFT在工作过程中，输出杆处产生的150 kN轴向负载力，通过行星滚柱丝杠副及支撑轴承传递到主壳体的B面上，进而传递到方向轮(操作者)，故将主壳体的B面设置为受力面。同时，主壳体与减速器的连接处有少量受力，可以忽略不计。
图6 主壳体的边界条件设置
Fig.6 Boundary condition setting of main shell
在设置边界条件的基础上，对主壳体进行仿真分析，可以得出主壳体的应力分布(如图7)以及主壳体的变形量(如图8)，图中红色显示为受应力或变形量最大的位置。
图7 主壳体的应力分布
Fig.7 Stress distribution of main shell
图8 主壳体的变形量
Fig.8 Deformation of main shell
如图7所示，主壳体最大应力为179 MPa，应力最大点位于主壳体与轴承的接触点处。主壳体材料与钳头壳体材料相同，均采用铝合金7075-T6.由于主壳体的最大应力为179 MPa，故满足强度要求。从图8中可看出，最大变形量为0.12 mm，可以认为刚度可靠。
4 系统性能分析
4.1 仿真模型的建立
AMESim的全称是LMS Imagine.Lab AMESim，是一种多学科领域复杂系统建模仿真平台。AMESim采用基于物理模型的图形化建模方式，为用户提供了可以直接使用的丰富元件应用库，使用户从繁琐的数学建模中解放出来，从而专注于系统本身的设计[11-13]。
在AMESim中建立系统仿真模型，如图9所示，主要包括控制器、伺服电机矢量控制及机械本体三个部分，考虑的因素有：
1) 对于伺服电机，考虑了内部阻尼系数、d-q坐标轴电感、永磁体磁链及定子绕组阻值等参数[14]；
2) 对于行星滚柱丝杠副，丝杠随电机旋转，螺母直线运动，考虑了内部摩擦、间隙和刚度对系统性能的影响[15]；
3) 考虑了系统内部结构件的等效质量、转动惯量及结构刚度等；
4) 考虑壳体及转接件的连接刚度。
1-控制器部分；2-伺服电机矢量控制部分；3-机械本体部分
图9 系统仿真模型
Fig.9 System simulation model
4.2 仿真结果及性能分析
为提高系统的快速性、稳定性，本文采用伺服控制中相对成熟的三环PID控制方法，并引入前馈控制以消除斜坡信号的稳态误差，在系统未出现偏差之前对其进行补偿，提高系统的响应速度。该复合控制方法，可以在满足伺服系统快速高精度定位的同时，对电机速度和加速度进行约束，增强控制系统的鲁棒性，提高系统稳态和动态品质。
为了对系统性能和运动精度进行分析，设置仿真时间为10 s，采样频率为10 000 Hz，在10 s时给定3 mm/s的速度指令(即三角形斜坡指令)，并于30 s时给定-3 mm/s的速度指令，得到系统输出位移曲线及电机输出的转速如图10所示。从图中可以看出，整体的跟踪性能较好，但当运动方向发生改变时，电机的输出转速发生了小幅度震荡。
从图11中可以看出，加入前馈的复合控制系统的跟踪性能较好，滞后时间不大于0.1 s.但从被放大的位移响应曲线图中可以观察到，运动方向改变时，输出位移的峰值处出现了平顶现象，即行星滚柱丝杠副的间隙会对系统的输出性能产生影响。但其位置误差不超过0.1 mm，对于本文所研究的HPEFT是可以接受的。
图10 系统仿真结果图
Fig.10 Result of system simulation
图11 间隙对系统输出性能影响的放大图
Fig.11 Effect of gap on system output performance
结合图10及图11，可知系统的动态性能良好，符合系统指标要求。
5 结论
本文针对高功率-重量比、强承载力、小安装空间消防钳的需求，研制了一款全电消防钳，为全电消防设备的设计提供了一种思路。主要取得的研究成果如下：
1) 以现有液压钳的钳头为基础，以行星滚柱丝杠副作为主要传动、承力部件，并在尾部集成控制器、锂电池等，减小了整机的体积和重量，利用全电系统代替液压系统，解决了液压系统带来的负面问题，提高了功重比。
2) 对HPEFT的核心部件的选型和设计进行了介绍。利用Ansys Workbench软件对主要承力的壳体进行了强度校核与变形量分析，结果表明，强度均符合要求，且刚度可靠。
3) 基于AMESim软件对HPEFT的性能进行了仿真分析，结果表明，加入前馈的复合控制系统跟踪性能较好，滞后时间不大于0.1 s.同时，行星滚柱丝杠副的间隙会对系统的动态特性产生影响，但其位置误差不超过0.1 mm，对于本文所研究的HPEFT是可以接受的。
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