压电电机（共6篇）
压电电机 篇1
0 引言
微位移技术是精密工程和精密仪器的关键技术之一,在微电子、微机械、纳米科技等前沿学科领域都有广泛的需求和应用[1,2,3]。实际应用中除了要求有高的定位精度,同时也希望有较大的位移范围[4]。目前微位移机构大多采用粗精二级定位机构。大行程粗位移可以由步进电机驱动丝杠,或线性马达配上气浮轴承及导轨,或音圈马达配上导轨等实现;微位移多用压电陶瓷驱动。两级驱动平台结构复杂,又增加了误差源,使得实际的定位精度很难满足纳米级定位控制的要求[5]。
双向共振模式工作的压电陶瓷拨爪电机可实现大行程的快速驱动,有较高的分辨率和动态响应能力,在国外已有广泛的应用,但由于价格昂贵,应用成本高,控制复杂,所以国内对其研究并不多。压电陶瓷拨爪电机的控制采用专用的驱动器——AB2驱动器。AB2是一种24V单轴放大器,用来控制最多16路压电陶瓷拨爪电机。它可以选择不同的驱动模式,有AC、DC、STEP和GATE驱动模式。在DC驱动模式下,压电陶瓷拨爪电机的分辨率可以达到1nm,可以直接实现纳米级驱动定位。其他几种驱动模式的分辨率为100nm。
1 研究试验设计
1.1 试验目的
双向共振模式工作的压电陶瓷拨爪电机具有大行程、高速、高位移分辨率等突出优点,其交流驱动模式采用的是用一路39.6kHz的等幅正弦波电压,同时激发压电陶瓷拨爪电机定子C中的压电陶瓷A、B伸缩,产生一阶纵向振动模态和一阶弯曲振动模态,使拨爪电机驱动头沿椭圆轨迹z运行,并依靠摩擦力驱动滑块沿箭头方向运动,原理如图1所示。
由于压电陶瓷拨爪电机通过压电陶瓷端面与陶瓷贴片间的摩擦力来推动平台运动,因此在交流驱动模式下会产生一个附加的振动,那么,这个振动有什么样的规律?会给工作台带来怎样的影响?
此外压电陶瓷拨爪电机在精确定位时,为了达到纳米级的定位精度,采用的是直流驱动模式,那么拨爪电机实现纳米级驱动定位的直流驱动模式又有怎样的驱动特性?本文基于这些问题进行了一系列的试验研究。
1.2 驱动测试系统构建
压电陶瓷拨爪电机驱动器AB2的控制信号需要1路±10V的连续直流模拟信号和3路开关量信号,所以系统采用了PCI-7484数据采集卡,输出电机控制信号。压电陶瓷拨爪电机根据驱动力的大小,分为HR1型、HR2型、HR4型和HR8型,其控制方法都是相同的。本试验选择了2个驱动头的HR2型,其尺寸均为41.7mm×21.5mm×12.7mm,最大驱动力为9N,AC、DC、STEP和GATE驱动模式的选择都是通过开关量信号控制的。
大位移时,需要首先采用压电陶瓷拨爪电机的AC模式。在该模式下,电机的速度与±10V的控制直流模拟信号成正比。此外还可以像直线电机一样,采用GATE和STEP的步进模式,步进的幅值取决于直流模拟信号的大小,频率取决于数字信号的频率。在接近目标位移时,为了达到纳米级定位精度,就必须使得压电陶瓷电机能够工作在DC模式下。整个纳米级驱动控制系统框图如图2所示,工作台实物如图3所示。
1.3 试验控制及数据处理软件
VB(visual basic)软件能够迅速地编制程序界面,具有良好的程序开发环境,这在界面设计和程序开发上是非常有效的。本研究中采用VB6.0编写了HPV型压电陶瓷驱动电源的控制程序。MATLAB语言具有简洁紧凑、语法限制不严、程序设计自由度大、可移植性好、运算符和库函数丰富、图形功能强等特点,所以本研究采用MATLAB语言进行数据处理和曲线拟合。
由于压电陶瓷拨爪电机控制器的模拟控制信号要求±10V的驱动电压,所以在控制过程中要求能够根据期望位移和速度,施加幅值和时间可连续控制的±10V模拟信号。为此在用VB进行程序设计过程中采用Timer控件对输出电压时间进行控制。
当驱动器AB2的I/O口第16针接地时,压电陶瓷拨爪电机工作在STEP模式下。当8针接地、16针为高电平时,电机工作在GATE模式下,输出控制信号的频率由16针输入的脉冲频率决定,幅值由模拟信号的幅值控制。当I/O口21针接地,则压电陶瓷拨爪电机工作在DC模式下,位移量和模拟控制信号电压成正比。最后,当16针、8针和21针悬空或均接高电平,压电陶瓷拨爪电机则工作在AC模式下。控制程序界面如图4所示。
2 压电陶瓷拨爪电机振动试验
压电陶瓷拨爪电机进行大行程快速驱动时,采用的是交流AC驱动模式,此时电机的驱动器给压电陶瓷拨爪提供一个39.6kHz的高频交流驱动信号,拨爪在陶瓷条上高频扭动,靠摩擦力推动工作台进给,如图5所示。因此电机驱动时就会产生一个附加的高频振动。采用加速度传感器及电荷放大器对该振动信号进行采集放大,并输入到后续的示波器中,将振动信号的频率和幅值显示出来。
首先,工作台静止时,加速度传感器输出信号如图6所示,可以看到一个幅值为30mV的杂波信号,信号频率在48.5kHz附近,与电机驱动电压频率并不符合,并且幅值也很小,说明该信号并不是驱动电压信号引起的高频振动,而是传感器背景噪声信号,从而证明了压电陶瓷拨爪电机在驱动器上电,但并未施加驱动电压时,不会存在伺服振动。
随后开始对工作台进行交流驱动模式下的振动试验。采用不同的驱动电压,即工作台在不同驱动速度下,对振动信号进行对比,测试结果如图7～图10所示。
由于在交流驱动模式下,压电陶瓷拨爪电机的驱动电压信号为模拟信号,范围为0～10V,分别对2V、4V、6V和8V驱动电压下工作台的振动做了对比试验。由图7～图10可以看出,压电陶瓷拨爪电机在大行程的交流驱动模式下,驱动头在依靠摩擦力推动工作台前进的同时,也会在工作台上附加一个与驱动器交流驱动正弦电压频率接近的高频振动,其振动频率也在39.6kHz附近。
由图7～图10还可看出,压电陶瓷拨爪电机驱动所产生附加振动的幅值与驱动电压的大小成正比关系。由于拨爪电机驱动时工作台的速度会随着驱动电压的增大而增大,因此对拨爪电机进行大行程的AC驱动控制时,在速度允许的前提下,应尽量减小驱动电压幅值,从而减小附加振动对工作台驱动精度的影响。工作台附加振动测试结果如表1所示。
3 压电陶瓷拨爪电机纳米驱动试验
压电陶瓷拨爪电机一个突出的优点就是可以避免使用传统的粗精二级驱动,直接实现纳米级的驱动控制。由于拨爪电机只有在直流模式下才可以达到纳米级的驱动精度,为了对其高精驱动模式下的驱动特性进行分析试验,特进行了以下试验分析:
工作台采用RENISHAW雷尼绍的直光栅检测工作台的位移变化,其分辨率为10nm。由于直流模式下电机的驱动控制电压范围为0～10V,所以选定电压加载分别为每步1V和每步2V两种方式,根据驱动电压的不同,观察电机的位移变化情况。
在每步1V方式下,电压加载范围为0～9V,而每步2V方式下,电压加载范围为0～8V,针对每种加载方式分别进行了四组试验。利用MATLAB软件对数据进行曲线拟合,绘出加载电压与位移的关系曲线图,如图11～图14所示。
由图11、图12可以看出, 压电陶瓷拨爪电机在直流驱动模式下,仍然存在压电陶瓷驱动器所固有的迟滞、蠕变和非线性的影响,在控制时需加以修正。当驱动电压增幅为1V时,驱动位移曲线的重复性较差,迟滞和非线性误差也相对较大,有时甚至会出现施加1V进给电压时工作台无位移输出的现象。
从图13、图14可以看出,压电陶瓷拨爪电机在2V进给电压驱动下,驱动位移曲线的重复性较好,非线性误差和迟滞、蠕变误差也明显降低,驱动特性较好。综上所述,压电陶瓷拨爪电机在直流模式下,驱动行程接近100nm,驱动位移分辨率在10nm以内,可以满足纳米级驱动控制定位的要求。
4 结论
压电陶瓷拨爪电机具有大行程、高速、位移分辨率高等突出优点,可以避免使用传统的二级驱动,直接实现纳米级驱动定位。本文分别对其在大行程交流驱动时的附加振动和直流模式下的纳米级驱动特性进行了试验研究,结果发现:
(1)压电陶瓷拨爪电机在交流驱动模式下,会同时在工作台上附加一个与驱动器交流驱动正弦电压频率很接近的高频振动,其振动频率在39.6kHz附近。
(2)附加振动的幅值与驱动电压大小基本成正比关系。因此为提高驱动控制精度,在驱动速度允许的前提下,应尽可能减小驱动电压。
(3)压电陶瓷拨爪电机在直流驱动模式下,仍然存在压电陶瓷驱动器所固有的迟滞、蠕变和非线性的影响。但是驱动进给电压为2V时,电机的重复性较好,非线性误差和迟滞、蠕变误差也明显降低,驱动特性较好,其驱动行程接近100nm,驱动位移分辨率在10nm以内,可以满足纳米级驱动控制定位的要求。
摘要：利用PCI-7484数据采集卡、光栅和加速度传感器等构建了压电陶瓷拨爪电机驱动测试系统,对其驱动特性进行了实验性分析研究,得到了压电陶瓷拨爪电机交流驱动模式所产生附加振动的规律以及直流工作模式下的纳米级驱动特性曲线,从而为进一步提高压电陶瓷拨爪电机驱动系统的控制精度提供了参考依据。
关键词：压电陶瓷拨爪电机,纳米,驱动特性,振动
参考文献
[1]范伟,余晓芬,奚琳.纳米电机驱动大行程超精密工作台的设计研究[J].电子测量与仪器学报,2008,22(2):42-45.
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[3]徐从裕.双模态超声波电机抗慢速爬行驱动模式研究[J].电子测量与仪器学报,2011,25(2):141-146.
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[5]刘定强,黄玉美,谢礼,等.压电型宏微双驱动精密定位系统点位协调控制[J].农业机械学报,2011,42(4):220-223.
多足箝位式压电直线电机的研究 篇2
随着微纳米技术的迅猛发展,在光学工程、微电子制造、航空航天技术、超精密机械制造、微机器人操作、地震测量、生物医学及遗传工程等技术领域都迫切需要亚微米、微/纳米级超精密驱动机构[1,2,3,4],传统的丝杠和电磁电机组成的机构已经不能满足这些领域的要求[5,6,7,8]。
近年来,国际上开始了对压电精密驱动技术的研究,该精密驱动技术的压电材料在驱动时具有纳米级的定位精度,并且压电驱动器输出振幅和输入电压成正比,具有线性好、控制方便、分辨率高、响应快、不发热、无电磁干扰、无噪声等优点[9],因此压电型精密驱动技术已成为国内外的重点研究方向[10]。
目前,国内外对压电精密驱动器的研究已经取得了一定的进展,研发了各种各样的电机[11]。其中,尺蠖式压电驱动器利用仿生的原理,采用“箝位-驱动-箝位”的运动形式,具有分辨率高、输出力大、输出刚度大、无电磁干扰等特点,已经得到了国内外的广泛研究。然而,在直线电机运行的过程中,动子和导轨之间的间隙需基本保持不变,由于箝位单元的变形相对一般的机械加工公差值非常小,很难保持动子和导轨之间的间隙,因此加工和装配要求高。为了解决这一问题,本文对尺蠖式压电直线电机的运行原理进行了改进,在原有两个箝位单元的附近各增加了一个辅助箝位单元,并增加了移动导轨。
1 电机工作原理
本文提出的多足尺蠖式压电直线电机结构如图1所示,主要由箝位单元1、箝位单元2、驱动单元、箝位单元3、箝位单元4、随动弹簧、预压弹簧、固定导轨、移动导轨等组成。其中箝位单元和驱动单元都含有叠层型压电陶瓷(以下简称压电陶瓷)作为驱动元件。该电机的运动原理如图2所示。
下面以直线动子在导轨内向右运动为例,介绍该驱动器的运动原理:初始时动子处于被移动导轨压紧状态,箝位单元2和箝位单元4伸长,推开移动导轨,同时箝位单元1和箝位单元3脱离接触导轨,如图2a所示;接着驱动单元推动箝位单元3向右移动一个微位移dx,随动弹簧被压缩,如图2b所示;箝位单元1和箝位单元3伸长,如图2c所示;箝位单元2和箝位单元4回缩脱离导轨,箝位单元4在随动弹簧的作用下也向右移动,如图2d所示;驱动单元3回缩带动箝位单元2向右移动一个微位移dx,随动弹簧被拉长,如图2e所示;箝位单元2和箝位单元4伸长,如图2f所示;箝位单元1和箝位单元3回缩,箝位单元1在随动弹簧的作用下向右移动,如图2a所示……如此循环。这样每一个循环动子就向右移动一步(dx),往复循环动子就可以一步一步向右沿导轨行走。从电机的运行过程来看,始终有两个以上箝位单元接触导轨,在电机不通电时,四个箝位单元同时接触导轨,并都有一定的压力,所以电机具有自锁功能。由于预压弹簧可以调节预压力,而电机的输出力直接受到弹簧预压力和摩擦因数乘积的影响,所以电机的输出力可以调节。
由电机的运动原理可以看出,该电机的预压弹簧使移动导轨始终保持和动子接触,无需间隙配合,移动导轨可以实现平面内的微转动,也可以平行移动,自动调整导轨与左右侧箝位部分的接触状态。以此代替传统箝位式电机的间隙配合(传统箝位式电机配合精度要求较高,一般要达到几微米的间隙),无需保证导轨间距完全一致,导轨间距由箝位部分决定,这就大大降低了加工和装配的精度要求。
传统尺蠖式压电直线电机典型的结构是由箝位单元2、驱动单元和箝位单元3组成动子。动子在导轨内行走,动子的箝位部分在导轨的任何位置都能实现间隙配合到过盈配合的转变,并且过盈量具有良好的一致性。箝位单元2和箝位单元3之间跨距相对较大,要保证在较大范围内导轨的间距一致,并具有较高的平行度,实际加工要求是导轨任意位置间距误差小于一定值,对加工的要求还是非常高的。而本文提出的多足尺蠖式压电直线电机运行时,其箝位单元2的移动是靠箝位单元1伸长使两导轨间距增大,形成的箝位单元2与导轨之间的间隙。由于箝位单元1和箝位单元2之间距离较短,保证箝位单元1和箝位单元2之间的导轨间距一致,实际加工的要求是在这个较小的范围内导轨间距误差小于一定值,所以可以较大幅度地降低对电机加工精度的要求。
2 电机结构设计
2.1 电机输出力和电机参数之间的关系
电机输出力是电机性能的重要指标之一,从电机的原理介绍可以看出,电机的箝位单元和导轨之间的箝位力是输出力的关键因素[12],由于动子上和导轨接触的驱动足并不是刚体,同时导轨也有一定的弹性,所以我们将驱动足和移动导轨之间的相互作用简化为两个弹簧之间的相互作用,如图3a所示。图3b显示了驱动足和移动导轨简化为刚度分别为k1和k2的两弹簧,在压电陶瓷作用下两弹簧产生的变形,此时的箝位力为P。
箝位单元自由时,设箝位单元在压电陶瓷的作用下最大伸长为L(图4),当设导轨和驱动足在0位置相互接触时,接触力大小为0,驱动足在压电陶瓷的作用下从位置0伸长到平衡位置,伸长量为x,即导轨在驱动足的作用下变形到平衡位置,变形量为x,也可以认为驱动足伸长L后在导轨的作用下移动距离y到平衡位置。由此可列方程为
所以箝位力
电机输出力F与箝位单元的压力和摩擦因数的乘积成正比[13],同时电机输出力F小于驱动单元输出力(驱动单元输出力一般较大),电机的输出力F和驱动单元推动箝位单元克服的摩擦力及随动弹簧的阻力成反比。
设摩擦因数为μ,随动弹簧的刚度为k3。取电机的运动时刻为箝位单元2和箝位单元4伸长,驱动单元推动箝位单元3向右运动的时刻。设箝位单元和导轨的摩擦力为f,驱动单元每次移动步长为z。得电机输出力
把式(2)代入式(3)得
由式(4)可以看出,增大摩擦因数有利于增加输出力,L值的增大有利于增加电机输出力,如果通过增加对压电陶瓷变形的放大倍数来增大L,就需要增大放大臂抗弯系数,而且柔性铰链刚度也要加强,同时压电陶瓷刚度需较大,压电陶瓷的预紧力也要增大以削弱接触刚度对输出的影响。一般情况需选择输出变形较大,且刚度大的压电陶瓷。导轨刚度增加也有利于增大输出力,但是导轨刚度较大,就难以形成电机动子主动微调导轨间距运动模式,电机将行走困难,其次减小随动弹簧的刚度也有利于增加电机输出力,但辅助箝位单元的移动由随动弹簧的变形回复力驱动,如果随动弹簧刚度过低,辅助箝位单元将出现丢步的现象。
2.2 预紧机构的设计
压电陶瓷选用的是PI公司的5mm×5mm×2mm规格的陶瓷,根据压电陶瓷的使用要求,需要施加一定的预紧力,预紧机构如图5所示。框架体使用柔性铰链结构,通过紧钉螺钉的旋紧使框架体的柔性铰链发生变形,柔性铰链的变形产生的回复力便形成了对压电陶瓷的预紧。调整块的作用是削弱放大臂旋转运动时产生的对压电陶瓷的弯曲载荷。
2.3 输出刚度的设计
电机箝位单元的输出刚度是电机性能的重要参数,箝位单元既要有效地放大压电陶瓷输出的变形,又要有足够的刚度,所以放大臂的抗弯系数要尽可能地取较大值,同时柔性铰链要满足一些要求,只能让放大臂有转动自由度,不能有平移自由度。所以柔性铰链要尽可能短,以减小柔性铰链的剪切变形量。同时要提高接触表面的光洁度,增大预紧力以提高表面接触刚度。
2.4 随动弹簧的设计
随动弹簧是连接箝位单元的弹性元件,功能上既要实现不阻碍箝位单元之间的相对运动,也要实现对箝位单元的拖动,拖动的要求是电机每行走一步,随动弹簧就要带动箝位单元行走一步。同时这四个箝位单元实现电机行走的一个前提条件是箝位单元尺寸的一致,为了方便加工,简化结构,把电机动子做成一个整体,驱动足的接触面便可以一起加工,保证驱动足尺寸的一致性,图6中的环状半圆便是起到随动弹簧的作用。
3 电机所需要的驱动信号
根据电机的运动过程,推导电机五个部分的压电陶瓷所需要的电压信号如图7所示,可以看到上升沿和下降沿都有一个过渡,这是为了减小电机在运行过程中的冲击。从图7可以看到,箝位单元1和箝位单元3、箝位单元2和箝位单元4信号一致,所以信号产生电路只要产生三路信号即可。
4 电机试验研究
4.1 驱动足振幅的测试
电机驱动足的振幅大小及是否一致,将直接影响到电机是否能行走及其性能。本试验采用基恩士激光位移传感器测试驱动足的振动位移,用信号发生器产生方波信号(偏置信号),经容性功放放大至100V,频率为10Hz,动子的驱动足一端用螺钉固定,另一端自由,用激光位移传感器检测自由端驱动足的振动位移,采样周期为200μm。激光位移传感器测得的数据见表1。
箝位单元均采用相同的结构,使用相同的压电陶瓷,根据测得数据可以看到驱动足振幅大小不完全一致,其原因可以分为以下几点:①压电陶瓷的输出不一致;②各个箝位单元的预紧力有差别,致使接触面的接触刚度不一致,所以接触面上变形不一致,对压电陶瓷输出位移的损耗也不一样;③测试点不一样,箝位机构对压电陶瓷的变形进行放大,不同的测试点对应的放大倍数不同;④测试的随机误差和系统误差。由于驱动单元并没有放大变形,和压电陶瓷的输出变形量相近,所以测试结果基本正常。
4.2 移动导轨振动的测试
电机的原理可行,驱动足的振幅基本达到要求,驱动足和导轨看似接触良好,但是电机不一定能动,原因在于箝位单元对尺寸一致性要求高,螺旋测微器等都不能很好地测量尺寸上的差别。所以设计了一个试验:在相同的条件下,测量每一个箝位单元振动时,传递到移动导轨上的振幅大小。通过试验反复地调节箝位单元的预紧螺钉,使得移动导轨上测得的振动幅值相差不大。测得箝位单元1、2、3、4引起刚度较低的移动导轨振动的幅值分别为3.9μm、5μm、3.8μm、4.6μm。
4.3 电机性能测试
电机的样机如图8所示,测试点为驱动单元部分,测试方向与导轨平行,测量设备为基恩士LK-G系列CCD激光位移传感器,采样周期为200μs,驱动器是自行设计的,由PSoC芯片生成信号,再经功放电路放大信号,功放电路中增加了
放电回路,具体试验平台如图9所示。测得的电机最大速度为11.8μm/s,最大驱动力为0.6N,保持力为5.4N(电机在运行中与导轨摩擦力相对较大,所以输出力和保持力有一定差值)。当驱动器供给电机的信号为:峰峰值96V,频率20Hz,采集的数据如图10所示,从图10中的数据分析可得,电机平均步长为0.4μm,速度为8.4μm/s。电机所采数据的理想波形为阶梯形,图中所示并不是阶梯形状,原因是电机的输出箝位力不足,电机出现滑动摩擦。
4.4 电机速度和频率之间的关系
电机的运行速度主要取决于驱动频率和每一步步进的长度。图11所示为电机运行速度和频率之间的关系。从图中可以看出,在电机驱动单元的驱动电压峰峰值保持不变的情况下,随着电机工作频率的增大,电机运行速度增大。试验中发现当频率大于22Hz时,平均步距变小,65.6Hz时平均步距为0.2μm左右,步距受噪声干扰较大,难以分辨出明显的步距,但从激光位移传感器测试的数据中可以看出电机累积的运动位移。随着频率的增大,运动行程会减少,到113Hz时,行走距离小于1mm,其原因为电机的结构响应频率不高。
5 结语
设计并制作了一种基于尺蠖式原理的多足箝位式压电直线电机,分析了其运行机理,指出了其特点,并对电机的结构设计进行了介绍,给出了该电机的输出力和主要影响因素之间的关系等。该电机具有加工装配精度要求低、运行平稳、频率可调的优点,其最大保持力为5.4N,测得的最大速度为11.8μm/s。该电机可应用在需要精密驱动的场合,通过运动原理上的改进,可增强电机在非理想加工和装配条件下的运行性能。
压电电机 篇3
关键词：惯性冲击力矩,输出力矩,驱动频率,突变时刻
0 引言
惯性压电驱动器是一种利用非谐振方式驱动的压电驱动器[1,2]。与其他类型的压电驱动比较, 惯性压电驱动器结构相对简单、响应速度快、步进分辨率较高、可实现较大行程且同时具有纳米级定位精度[3,4]。因此, 惯性压电电机适用于需要高分辨率、大行程、小作用力的场合[5,6]。目前, 科技工作者已成功将惯性压电电机应用于高精度定位机构、多自由度驱动器和微型机器人关节以及微操作手等领域[7,8]。
旋转惯性压电电机是一种利用双晶片作为驱动元件, 将惯性块和主体一体化设计的电机, 具有结构简单、寿命长、成本较低、易于小型化、可实现整周连续旋转等优点。但是目前获取旋转惯性压电电机最大输出转矩和速度时, 如何选择最佳驱动频率及驱动信号占空比尚不清楚, 因此本文通过分析系统参数对在激励下信号突变时刻惯性冲击力的影响规律, 给出电机最优驱动方案。
1 旋转惯性压电电机惯性冲击力矩
1.1 电机结构
旋转惯性压电电机主要由螺栓、顶针、连接件、振子、轴、底座以及外罩组成, 其结构如图1所示。其中, 振子圆环外径为50mm, 内径为35mm, 厚度为15mm, 梁厚度为3mm。压电陶瓷片 (长10mm×宽5mm×高0.5mm) 采用z方向极化。
1.2 激励信号
旋转惯性压电电机是利用非对称信号驱动的微特电机。这里采用锯齿波电压信号作为驱动信号, 如图2所示。
在时域内, 得到驱动电压为
式中, A为锯齿波信号的峰值, V;μ为锯齿波信号的占空比;Γ为锯齿波信号的周期, s, 即Γ=π/ (2ω) 。
将式 (1) 进行傅里叶级数展开, 得
式中, nω为激励信号n次谐波的角频率, rad/s。
1.3 惯性冲击力矩
电机振子在锯齿波激励信号激励下, 振子梁产生振动变形, 如图3所示。由梁的变形带动振子圆环振动产生的惯性冲击力矩为T (t) 。这里不考虑振子圆环的振动, 假设振子环为刚体, 则惯性冲击力矩可表示为
式中, Jh为环刚体转动惯量, kg·m2;为梁端部的角加速度, rad/s2, 可根据振子梁端的加速度响应方程求得。
2 压电振子梁响应求解
根据欧拉-伯努利梁弯曲振动动力学模型, 建立振子梁的动力学方程:
式中, y (x, t) 为梁的横向位移;E为振子弹性模量;I (x) 为梁截面的极惯性矩;ρl (x) 为单位长度的质量密度, f (x, t) 为作用在梁上的分布载荷。
设方程的解为y (x, t) =φ (x) q (t) , 则φ (x) 为梁弯曲振动的模态函数, q (t) 为振动的广义坐标。利用文献[9]中振子动力学模型及其边界条件, 可得出模态函数φ (x) 。
根据Duhamel积分, 压电振子在激励信号下有阻尼强迫振动的广义坐标通解为
由于系统初始条件qj (0) =0以及所以得到广义位移表达式为
式中, xa、xb为压电片的粘贴定位位置;b为压电陶瓷片的宽度, m;h为振子梁的厚度, m;hp为压电陶瓷片的厚度, m;e31为压电应力常数, N/ (V·m) 。
式 (6) 的解由两部分组成, 即瞬态响应q1j和稳态响应q2j, 则qj=q1j+q2j。瞬态响应是由初始条件引起的有阻尼自由振动, 这部分振动将随时间逐渐衰减直至消失。稳态响应是系统在激励力作用下的纯强迫振动, 与激励力同频率, 而振幅与运动的初始条件无关。这里只考虑压电振子稳态响应。则广义坐标解为
位移稳态响应为
对式 (8) 求导, 可得振子梁速度响应为
将式 (9) 进一步求导, 可得振子梁加速度响应为
根据关系式θ¨=y¨ (x, t) /l, 将式 (10) 代入式 (3) 得到振子梁变形带动振子圆环所产生的惯性冲击力矩为
3 电机平均输出力矩
由于电机系统存在摩擦阻力矩, 其方向总与梁振动的速度方向相反, 所以只有压电振子惯性冲击力矩大于摩擦力矩时, 振子才能产生旋转运动。图4所示为系统摩擦力矩在图中虚线位置时, 在不同驱动频率下振子产生的惯性冲击力矩。由图4可以得出: (1) 惯性冲击力矩曲线在y轴正方向上超出摩擦力矩线时, 振子逆时针旋转; (2) 惯性冲击力矩曲线在y轴负方向上超出摩擦力矩线时, 振子顺时针旋转。
从图4中可以看出旋转惯性压电电机的输出力矩不是连续稳定的, 根据图4中惯性冲击力矩超出摩擦力矩线的规律总结得出:电机平均输出力矩等于一个周期内所有超出摩擦力矩的惯性冲击力矩与摩擦力矩所组成的面积总和与激励信号频率之积, 即
式中, To为平均输出转矩, N·m;T为惯性冲击力矩, N·m;Mc为摩擦力矩, N·m;t2n-1为一个周期第n (n=1, 2, 3, …) 段超出摩擦力矩曲线的起始时间, s;t2n为一个周期第n段超出摩擦力矩曲线的结束时间, s。
若惯性冲击力矩在每个周期内只有一段时间超出y轴正方向摩擦力矩Mc, 即图4c所示情况, 则输出平均转矩公式为
4 突变时刻惯性冲击力矩比较
对于锯齿波激励信号来说, 在一个周期内存在两个突变时刻, 即激励信号上升到了峰值时刻t=μΓ, 以及下降结束时刻t=Γ。根据旋转惯性压电电机的驱动原理, 惯性电机之所以可以连续旋转, 是因为在两个突变时刻, 激励信号波形的突然变化产生大小不等惯性冲击力矩。在两个突变时刻电机产生的惯性冲击力矩差值越大, 则电机输出力矩和电机转速越大;在两个突变时刻电机产生的惯性冲击力矩差值较小, 电机会表现运动的摇摆性或电机停止不动, 降低电机的驱动能力。所以综合分析两个突变时刻惯性冲击力矩, 合理选择系统参数, 以提高电机输出力矩和速度。
图5所示为在频域内, 两个突变时刻的惯性冲击力矩关系, 设Tq为t=μΓ时刻的惯性冲击力矩, Th为t=Γ时刻的惯性冲击力矩。Tq与Th的关系有以下4种情况, 不同情况下电机表现的运动状态也不同。
(1) 当Tq>Th, 且|Tq|>|Th|时, 即发生突变以后, 在t=Γ时刻惯性冲击力矩相对t=μΓ时刻没有得到增大, 反而减小。如果Th<0, 电机还可能会反向回退一小步, 这样电机的驱动效果不会很好。
(2) 当Tq>Th, 且|Tq|<|Th|时, 即发生突变以后, 在t=Γ时刻惯性冲击力矩相对t=μΓ时刻没有得到增大。这时Th<0, 电机会发生摇摆。
(3) 当Tq
(4) 当Tq
从图5可知, 取激励信号占空比μ=0.9, 无论激励信号频率为何值, 总有Tq
采用最佳占空比μ为0.9的锯齿波作为激励信号, 为了找出最佳激励信号频率, 将两个突变时刻的惯性冲击力矩作差, 其差值ΔT=Th-Tq, 分析两突变时刻惯性冲击力矩之差随激励信号频率的变化规律, 如图6所示。由图6可知:
(1) 突变时刻惯性冲击力矩差的最大值, 并不对应于振子发生共振时的频率 (ω=ωj) , 反而当激励信号频率接近振子共振频率时, 惯性冲击力之差减小。因此, 选择激励信号驱动频率的时候, 要避免选择接近压电振子共振的频率, 或压电振子n次谐响应共振的频率。
(2) 两个突变时刻的惯性冲击力矩差ΔT最大值出现在当激励频率ω为ωj/2与ωj之间的区域。因此, 选择激励频率为ω∈ (ωj/2, ωj) 时, 可以获得较大输出转矩或速度。
(3) 随着阻尼系数的增大, 突变时刻惯性冲击力矩差ΔT峰值越小;随着激励信号电压峰值增大, 突变时刻惯性冲击力矩差ΔT峰值随之增大。因此, 为了输出更大转矩或速度, 可适当地减小系统阻尼或增大驱动信号电压峰值。
5 转速、转矩测试
本文实验所用的主要仪器有:任意信号发生器 (YB-1602) 、功率放大器 (HFVA-42) 。任意信号发生器产生的锯齿波信号经过功率放大器放大后, 施加于样机振子上, 驱动电机旋转。图7为样机测试系统。
(1) 选择激励信号峰值电压为100V, 占空比为0.9, 在不同频率的激励信号驱动下, 测算电机平均输出速度, 结果如图8所示。样机在激励信号频率为6.280kHz时开始旋转, 激励信号频率逐渐增大时样机旋转速度也随之加快。激励信号频率为6.310kHz时, 样机的转动速度达到最大值59.6r/min。继续激励信号频率的增大, 电机速度迅速降低。当激励信号频率为6.330kHz时样机停止转动。所以可以在激励信号频率为6.280~6.330kHz范围内对样机转速进行连续调节, 即以定压调频率的方式控制电机。
(2) 其他条件不变, 选择激励信号频率为6.310kHz, 此时电机可输出最高转速。测试样机转动的速度与激励信号电压变化关系, 测试结果如图9所示。当激励信号的电压峰值为25V时, 样机开始转动, 并且电机转速随峰值电压的增大而增大。当激励信号的峰值电压为175V时, 样机转速为128.6r/min。因此, 可通过调节激励信号电压幅值来控制电机的旋转速度, 即以定频调压的方式控制电机。
(3) 其他条件不变, 在激励信号频率6.280~6.330kHz范围内进行重物提升测试, 并计算出不同频率下转矩, 结果如图10所示。样机的转矩在频率变化范围内先逐渐增大后减小。在激励信号频率为6.310kHz时 (此频率与电机输出最大速度时的激励信号频率相同) , 电机转矩最大, 为0.35N·mm。因此, 可以通过调节激励信号频率对样机输出转矩进行控制。
(4) 其他条件不变, 在激励信号频率为6.310kHz时, 选择不同激励信号电压峰值, 测试样机所能提起重物的质量与激励信号的电压变化关系, 并计算转矩, 结果如图11所示。逐渐增加激励信号的电压峰值, 样机输出转矩随电压峰值的增大而增大。当所激励信号电压峰值为175V时, 测量样机的最大转矩达到0.52N·mm。所以可以适当增大激励信号电压峰值来增大电机转矩。
6 结论
根据旋转压电电机振子样机振子的结构参数, 应用文献[9]中振子工作模态的固有频率计算公式求得其固有频率为7.852kHz。当选择锯齿波激励信号最佳占空比μ为0.9时, 通过测试系统测得振子获得最高转速和最大转矩的激励信号频率为6.310kHz, 满足理论分析结果:旋转惯性压电电机获得较大输出转矩或速度的条件式为ωj/2<ω<ωj。
参考文献
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压电电机 篇4
微型电机系统 (MEMS) 是20世纪80年代末兴起的一种高新技术[1]。杆式压电电机利用圆杆式定子的摆动实现电能到机械能的转换。因其具有结构紧凑、响应迅速、无电磁干扰、适合微型化等独特优点, 在微型飞行器、精密仪器仪表、镜头聚焦系统、智能机器人、工业控制系统、航空航天等领域均有着广阔的应用前景[2]。
1988年, 日本Kurosawa等[3]研制出一种新型结构的杆式电机, 后被应用于Canon相机的镜头中;董蜀湘等[4]也对这种新型电机进行了研究。赵淳生等[5,6]研制了BTRUM系列杆式行波型单自由度超声电机。他们提出的电机传动部分的运动机理均是利用定子的弯曲振动产生摩擦力来驱动转子的旋转, 从而输出能量的。近年来在驱动转子旋转、输出力矩方面也出现了非接触式新型驱动器。1996年Yamazaki[7]研究了一种具有非接触式超声磁悬浮转子的新型驱动器;Isobe等[8]在非接触式转子的精确定位方面进行了深入的研究;刘景全等[9]利用声流驱动和声辐射压力驱动理论对行波型非接触压电电机驱动机理进行了研究;鄂世举等[10]通过振幅测试实验验证了非对称波的存在, 并对基于不对称波驱动的非接触超声电机进行了研究。
然而, 摩擦驱动式压电电机定子、转子间易磨损, 电机输出功率小, 效率低, 寿命较短。国内外不少专家学者为避免定子、转子之间摩擦问题, 提出了定子、转子之间非接触型驱动式压电电机。它具有定子、转子间无摩擦, 速度高, 寿命较长等优点, 但比摩擦驱动式电机输出力矩小。为了降低摩擦损耗, 增加电机使用寿命和提高电机输出力矩, 本文依据活齿啮合原理提出了一种新型杆式压电电机。它利用活齿啮合取代定转子之间的摩擦力来驱动转子旋转, 从而减小摩擦、磨损, 提高电机的驱动力矩。
1 新型杆式压电电机结构及其工作原理
图1为新型杆式压电电机结构模型图。图1b中柔轮3为激波器, 与活齿4相接触, 起放大定子摆动振幅和变定子摆动为活齿转动的作用;活齿4同时与活齿架1和中心轮2相互点接触, 减小了电机传动中的摩擦, 提高了定子传递的能量利用率。活齿架使活齿保持在同一水平面上并与输出轴固连, 起传递作用;中心轮2是具有包络曲线齿形的内齿轮与壳体的固连。相位差为90°的两相交变电压施加在两组互相垂直的位于定子中的压电陶瓷片上, 利用陶瓷片的逆压电效应可以使定子上端圆周面出现圆周摆动, 通过与之接触的激波器、活齿、活齿架带动与活齿架固连的轴旋转, 从而输出动力和扭矩。由上述工作原理可以看出, 柔轮3的动态特性对新型杆式压电电机的动态特性有重要的影响。
1.活齿架2.中心轮3.柔轮4.活齿 (钢球)
2 柔轮自由振动动力学模型
2.1 微分方程
针对柔轮建立坐标系, 如图2所示, 其中w、z轴分别为径向、轴向坐标轴。当新型杆式电机中柔轮的壁厚δ和中曲面半径Rm满足关系式max (δ/Rm) ≤1/20时, 可以将其当作薄壳来计算。根据Donnell理论[11], 用中曲面位移动态分量Δu、Δv和Δw表示的柔轮自由振动的基本微分方程为
式中, s为周向坐标;Δu、Δv和Δw分别为柔轮中曲面的轴向、切向和径向的动态位移分量;ρ、μ分别为材料密度、泊松比;K为薄膜刚度;t为时间分量;D为弯曲刚度;为正交曲线坐标系中的拉普拉斯算子, 且;E为柔轮弹性模量。
设周向封闭柔轮沿圆周方向波数为n, 其振动模态的动态位移分量为
式中, u (z) 、v (z) 、w (z) 分别为柔轮轴向、切向和径向的模态函数;ω为柔轮的振动频率。
将式 (2) 代入式 (1) 得
式中, Ω2为量纲一频率系数。
为了使模态函数形式简单, 确保振型之间的正交性, 将其用Fourier级数表示为[12?13]
式中, l为柔轮长度。
根据Stokes变换[13]可求得式 (4) 的各阶导数。将求得的各阶导数和式 (4) 代入式 (3) , 经化简整理后得Fourier级数系数A0n、Amn、Bmn、Cmn, 其中未知参数需借助柔轮边界条件确定。
2.2 柔轮受力的动态分量
柔轮自由端沿半径方向受到来自第i活齿的作用力分量为
根据式 (5) 将径向力分量Fwi在活齿静态轴向转角φ20处按Taylor级数展开, 取前两项, 得
那么柔轮自由端沿半径方向受到的来自第i活齿的作用力动态分量为
为便于计算, 当作用在柔轮上的活齿数为f时, 将ΔFwi在整个柔轮上进行Fourier级数展开
式中, KF (f) 为对应的工作活齿作用在柔轮上的系数;θf为对应的初相位;φ20 (f) 为对应的活齿静态轴向转角;iHG (K) 为活齿传动的传动比。
2.3 边界条件
图2中, 柔轮一端通过轴承与轴相连, 另一端在圆周沿半径方向受到来自活齿的作用力。假设柔轮z=0处为固定端, z=l处为自由端, 则在固定端处 (z=0) 应满足以下条件:
图3所示为柔轮内力分布。在自由端z=l处应满足以下条件:
式中, Nz、Szs、Mz、Mzs和Qz分别为作用于z向中曲面单位长度上的薄膜力、薄膜剪力、弯矩、扭矩和横向剪力。
根据Donnell理论, 由式 (2) 和式 (10) 得壳体内力动态分量所对应的模态函数和位移模态函数之间满足的关系如下:
将式 (4) 代入式 (9) 得
将式 (11) 中的简化及将式 (11) 代入式 (10) 化简整理得
利用以上各式对所求出的Fourier级数的系数进行化简得
式中, T为系数矩阵。
将式 (14) 和式 (15) 代入式 (12) 和式 (13) , 然后化简整理得
其中, tij为系数。
柔轮固定端z=0处, 内力不为零, 自由端z=l处, 位移不为零, 则式 (16) 有非零解, 其频率方程为
3 算例及讨论
将表1中的柔轮结构参数代入上述式中, 设柔轮沿轴向的波数为m′, 选取式 (17) 中对应元素项数m=600。
柔轮受到8个活齿作用时, 频率曲线如图4所示。从图4可得出以下规律:当周向波数n一定时, 振动频率ω随着轴向波数m′的增大而增大;当轴向波数m′一定时, 随着周向波数n的增大, 振动频率ω呈现先减小后增大的变化趋势, 且在周向波数n=4和轴向波数m′=0时, 振动频率ω最小。
经计算, 柔轮自由端z=l处沿径向受到8个活齿或7个活齿作用时, 其振动频率基本相同, 即压电电机在工作过程中, 传动系统中的柔轮振动频率保持不变。
4 振动频率影响因素分析
当系统参数变化时, 根据式 (17) 对应的频率值会随之变化。以轴向波数m′=0为例, 改变相应参数, 由图5~图7知, 柔轮振动频率ω随自身参数变化时可得以下规律:
(1) 随着柔轮壁厚δ的增大, 振动频率ω随之减小, 然后增大, 出现最小值ωmin, 且最小值ωmin向周向波数n减小的方向移动, 频率之差Δω增大。壁厚δ增大时, 柔轮刚度增大, 相应的振动频率ω增大。
(2) 随着柔轮长度l的增大, 振动频率ω随之减小, 然后增大, 出现最小值ωmin, 且最小值ωmin向周向波数n减小的方向移动, 频率之差Δω减小。长度l增大时, 柔轮刚度减小, 相应的振动频率ω减小。
(3) 选择不同的柔轮材质, 铝质和钢质柔轮振动频率ω相差较小, 铜质柔轮与铝质和钢质柔轮相比振动频率ω较小, 且每种材质柔轮的振动频率ω均呈现先减小后增大存在最小值的变化趋势。
为了使系统正常工作, 远离电机定子振动频率对传动系统的影响, 应选择钢质柔轮并尽量增大柔轮壁厚δ和减小柔轮长度l, 其中改变柔轮的尺寸参数δ和l时效果较为明显。
5 振型影响因素分析
当系统参数变化时, 根据式 (4) 对应的振型会随之变化。以n=3、m′=1为例, 改变相应参数, 由图8~图10知, 柔轮三个方向上的相应振型随相关参数变化的规律如下:
1.δ=0.1mm 2.δ=0.2mm 3.δ=0.3mm
1.δ=0.1mm 2.δ=0.2mm 3.δ=0.3mm
(1) 随着柔轮厚度δ的增大, 相应的刚度增大, 振型u (z) 、v (z) 、w (z) 中的幅值无论在z截面上, 还是在s截面上均减小。
(2) 随着柔轮长度l的增大, 相应的刚度减小, 振型u (z) 、v (z) 、w (z) 中的幅值在s截面上均增大。
因此, 在满足变形要求的前提下, 结构参数选择上应尽量增大柔轮的厚度δ, 减小柔轮的长度l, 都会使振型u (z) 、v (z) 、w (z) 中的幅值有所减小, 避免因定子的摆动引起柔轮的振动, 从而达到稳定系统输出扭矩的目的。
6 结束语
运用Donnell壳体理论, 建立了新型杆式压电电机中重要部件———柔轮 (激波器) 在一端固定, 另一端沿圆周半径方向受到来自活齿的作用力情况下的自由振动微分方程。结合边界条件, 得出了柔轮的频率方程和模态函数表达式。以样机理论啮合活齿数为算例, 发现柔轮在工作过程中处于两种不同啮合活齿数的情况下, 其振动频率是一致的。讨论了振动频率随结构参数和材料参数的变化规律以及模态振型随结构参数的变化规律。所得结果对于该种电机的性能评价和设计奠定了基础。
1.l=15mm 2.l=20mm 3.l=25mm
摘要：分析了柔轮在新型杆式压电电机中的自由振动。叙述了电机的工作原理, 运用Donnell壳体理论, 建立了柔轮受活齿力作用时的自由振动方程。得出了柔轮的频率方程和模态函数表达式, 讨论了振动频率和模态振型随结构参数的变化规律。研究结果为该种电机的性能评价和设计提供了理论依据。
压电电机 篇5
自20世纪80年代具有实用价值的超声电机被研制成功后, 超声电机得到了迅速的发展, 目前已经在如数码相机等民用领域得到了广泛的应用。但是, 现有经典的贴片式行波超声电机的专利大多掌握在日本以及西方国家手中, 而且从此类超声电机的出力等指标看, 其发展在我国并不具有市场和技术优势。超声电机的固有优点使其在机器人关节驱动以及航空航天领域具有巨大的潜在应用价值, 但现有行波超声电机其构型特点和输出能力都无法满足上述领域的需求, 因此, 研制具有强力输出特性和高工作稳定性的超声电机就成为了该领域的一个关键问题。著者的课题组研制的多种超声电机已经达到实际应用水平, 这是一个重大的突破。其中, 弯振复合模态双足直线超声电机已经在中国科学院上海技术物理研究所得到了初步的应用, 将用于某特种型号通信卫星上对地瞄准机构的伺服驱动中。
该书是著者科研团队20多年科研成果的凝练, 系统而全面地阐述了该课题组近年来在大力矩/推力的夹心式超声电机领域的学术思想和研究成果, 同时将相关基本概念和基本原理的介绍融入其中, 对读者理解相关超声电机的致动原理提供了很好的指导作用。
该书第1章系统地叙述了超声电机的工作原理、起源、特点和分类, 介绍了国内外研究现状和应用现状, 分析了目前研究的主要方向和发展趋势;第2章简要地介绍了四种基本振动模态的振型特点, 阐述了压电材料的基本概念和基本原理, 详细地分析了四种基本振动模态的激励方式和应用;第3章阐述了作者在换能器激励式圆筒型行波超声电机领域所取得的创新成果, 提出了四种采用压电金属复合梁纵振或弯振激励圆筒径向弯振的模态组合方式, 并介绍了他们所研制的三种新型的超声电机, 揭示了该类电机中广泛存在的波形畸变问题;第4章在揭示了压电金属复合梁纵振复合致动原理的基础上, 提出并研制了三种直线超声电机和一直旋转超声电机, 分析了电机中存在的振动能量闲置问题, 并提出了通过封闭构型来避免振动能量闲置的设计思想;第5章在分析了压电金属复合梁纵弯复合致动原理的基础上, 提出并研制了两种纵弯复合直线超声电机和一种两自由度平面电机, 建立了驱动质点运动轨迹图谱;第6章在揭示了压电金属复合梁弯振复合致动原理的基础上, 提出并研制了三种弯弯复合超声电机, 详细地分析了驱动足处质点的三维椭圆振动, 该类超声电机具有十分广泛的应用前景;第7章提出了一种压电陶瓷内嵌的构型设计思想, 并分别基于圆环轴向和径向弯曲振动模态研制了行波超声电机。
该书主要针对夹心换能器激励式圆筒型行波超声电机、纵振复合模态压电金属复合梁式超声电机、纵弯复合模态压电金属复合梁式超声电机、弯振复合模态压电金属复合梁式超声电机、压电陶瓷内嵌式环形行波超声电机五大类超声电机的创新点和重要成果进行了阐述。每一类电机的阐述均是从最为基础的模态组合以及致动原理分析出发, 进而提出具备实用价值的超声电机新构型。提出了四种采用压电金属复合梁纵振/弯振激励圆筒径向弯振的模态组合方案、提出并分析了换能器激励式圆筒行波电机中所存在的换能器耦生弯振以及定子波形畸变问题、提出了纵振复合模态超声电机中普遍存在的振动能量闲置和浪费问题、提出通过封闭构型实现多足致动的设计思想、提出弯振复合的致动方案以及压电陶瓷内嵌的设计思想等。这些学术成果和思想使得本书具有国际先进水平, 赋予了本书非常重要的学术价值。该书的出版对推动超声电机相关技术在我国的发展和应用具有十分积极的意义。
摘要：本文从《纵弯模态压电金属复合梁式超声电机》评介的角度, 谈谈特种压电驱动器技术的新进展。
压电电机 篇6
近年来, 压电作动器在精密定位领域得到了关注[1]。压电作动器以其高控制精度、快响应速度、高能量密度、不受电磁干扰、功耗低、无运动转换机构和断电自锁等特点, 在生命科学、医学、生物工程、集成电路制造、超精密加工、光学、测量技术和微机电系统等领域有着广阔的应用前景[2,3]。
压电直线电机是利用压电元件的逆压电效应激发弹性体的微幅振动并通过摩擦将微幅振动转换成动子宏观的直线运动, 从而直接推动负载。直线超声电机定子一般工作在共振状态, 利用共振放大驱动足的振幅, 以获得更大的速度和位移输出。共振状态受温度影响较大, 定子共振频率会随温度的改变而发生偏移, 导致工作频率漂移, 影响电机的正常运行。随着压电陶瓷制作工艺的发展, 为克服压电陶瓷输出应变小的阻碍, 叠层压电陶瓷应运而生[4]。叠层压电陶瓷在较小的电压下能有较大的位移输出, 无需共振便有足够的振幅来驱动动子, 从而提高了作动器的稳定性。此外, 叠层压电陶瓷的输出振幅与输入电压成正比, 理论上可以达到无限小的分辨率, 因此, 利用叠层压电陶瓷制作的作动器可以获得较高的精度和可控性。目前, 国外某些研发机构已经应用叠层压电陶瓷研制出压电作动器, 并实现了工业应用[5,6]。
本文基于叠层压电陶瓷研制了一种圆筒形压电直线电机, 在分析电机工作原理的基础上对电机结构进行了设计, 并制作样机进行了实验研究。国内黄卫清等[7]、李艳林等[8]已做过这方面的研究, 其中黄卫清等[7]研制的电机结构利用的是杠杆原理, 驱动足沿压电陶瓷输出方向位移减半, 而本文是利用压电陶瓷直接输出位移, 这与黄卫清等[7]研制的电机结构不同。实验结果表明该电机可在相当宽的频带内稳定运行。
1 电机结构和工作原理
本文提出的电机结构如图1所示。图1a所示为压电作动器结构, 由驱动轴、碟形弹簧、钢球、陶瓷支撑、叠层压电陶瓷、前端盖、后端盖及圆筒组成。图1b所示为电机整体结构, 由定子、夹持装置、底板及动子组成, 其中定子由两个轴线成90°的圆筒形压电作动器通过驱动足连接而成, 并通过夹持装置固定在底板上。
叠层压电陶瓷对正弦信号的位移响应曲线类似于正弦波形[9,10]。通过施加压电陶瓷两路相位差90°正弦激励信号, 激发两作动器1和2的压电陶瓷分别沿驱动轴的轴线方向振动, 这两压电陶瓷的位移响应也为正弦波形, 且空间上相差90°。设作动器1、2的压电陶瓷的激励信号对应的振动位移响应函数分别为
X (t) =Asin (ω t+α) (1)
Y (t) =Bsin (ω t+β) (2)
式中, A、B为对应压电陶瓷的位移响应幅值 (由于装配误差导致的压电陶瓷的位移响应幅值存在差异) ;α、β为对应激励响应的相位角。
将式 (1) 、式 (2) 中的参数t消去, 并结合
sin2 (ω t) +cos2 (ω t) =1 (3)
得到
当β-α=π/2, 即激励信号相位差为90°时, 式 (3) 为标准椭圆方程
可见当两作动器压电陶瓷振动位移响应相位差为90°, 即对这两组压电陶瓷施加相位差为90°的两相驱动电压时, 这两个位移响应在驱动足端部形成椭圆运动, 改变激励信号的相位, 可实现电机的正反转。驱动足端部质点椭圆运动过程如图2所示。
从驱动足运动轨迹图2可看出, 正弦激励信号驱动形成的驱动足轨迹为椭圆, 驱动足在整个周期内连续运动。从 (1) 到 (2) 的运动过程中, 驱动足推动转子运动, 从 (3) 到 (4) 的运动过程中, 驱动足与转子脱离接触, 整个运动过程中由弹簧提供定子与动子之间的预压力。
2 电机结构设计
2.1定子结构设计
2.1.1 预紧碟簧的选择
压电陶瓷采用江苏联能电子技术有限公司生产的QD-YD系列叠层压电陶瓷, 其规格尺寸为6.5mm×6.5mm×5mm, 根据其性能要求, 施加预紧力在300～400N范围, 查《机械零件设计手册》中关于碟簧的选型, 综合考虑碟簧的外廓尺寸及变形量要求, 选用参数为D=16mm、d=8.2mm、t=0.4mm、h0=0.5mm、H=0.9mm的碟簧作为预紧碟簧[11]。
通过实验的方法, 采用两片碟簧对合组合方式, 对所选碟簧进行刚度测量实验。实验结果表明, 所选碟簧满足在变形量为0～1mm范围内提供0～400N弹性力的要求, 所用叠层压电陶瓷预紧力符合要求。测得的碟簧加载与其高度变化曲线及加载装置如图3所示。
从图3a中可看出, 碟簧在受到300～400N预紧力时其变形量呈线性变化, 而碟簧本身是非线性弹性元件 (从刚度曲线图中可看出) 。实验过程中也发现, 在这曲线段内碟簧加载时不会出现碟簧变形相反的现象, 即不会出现碟簧提供弹性力不足的现象。采用此参数的两片碟簧对合组合方式满足碟簧实施微量调节来施加叠层压电陶瓷预紧力的要求, 故选取此碟形弹簧作为预紧弹性元件。
2.1.2 预紧结构设计
实验表明, 根据叠层压电陶瓷的输出特性, 叠层压电陶瓷激发的振幅大小与激励电压和驱动频率有关, 而在一定的压力作用下, 叠层压电陶瓷输出位移增加, 迟滞度减小[12]。因此压电作动器需要设计适当的结构给压电陶瓷施加一定的预紧力, 而为了利用先前通过实验的方法方便测量压电陶瓷的预紧力, 同时又能够通过设计一适当的机构找出压电陶瓷合适的预紧力, 将陶瓷预紧部分结构设计成预紧力可调的结构。预紧力结构图见图4。
由上述碟簧刚度实验分析可知, 采用两片碟簧对合组合方式施加压电陶瓷预紧力, 其振动位移由陶瓷支撑经钢球传递至驱动轴输出。压电陶瓷的位移输出数量级为微米级, 其陶瓷预紧部分的碟簧变形需满足:
式中, F为碟簧产生的弹性力, 即施加到压电陶瓷上的预紧力;Kmax为碟簧变形最大刚度。
如F/Kmax小于1μm, 将影响压电陶瓷的位移输出。
驱动轴与前端盖之间为间隙配合, 在电机工作时允许驱动偏转。采用钢球连接方式, 一是保证压电陶瓷的位移输出沿驱动轴线方向;二是避免电机工作时因驱动偏转影响陶瓷的位移输出, 进而影响电机的输出性能;三是避免陶瓷承受切向作用力。通过调节前端盖进给量使碟簧产生变形, 控制其调节量以提供合适的预紧力。
2.2夹持结构设计
电机夹持装置不但承担定子与动子的连接, 而且具有加载、调节预压力和限制定子自由度的作用, 理想的夹持结构应限制定子在空间上的5个自由度, 仅保留一个自由度并在这个自由度方向上采用合适刚度的弹性支撑。而因机构装配关系及零件加工误差影响, 实际夹持结构难以做到只保留定子一个自由度要求, 即仅保留y方向平动自由度, 其他所有自由度都受限制, 图5所示为实际夹持结构模型。
夹持装置对定子不完全约束的3个自由度分别对应3个刚度k1、k2、k3, 而这3个量的大小及相对关系将影响整个电机的性能。经理论分析, k1、k2、k3需满足以下条件:
(1) k1→∞、k3→∞。限制了定子除y方向平动外所有自由度。
(2) k1≫k2、k3≫k2。k2为提供定子与动子之间预压力弹性元件的刚度, 其固有频率
由上述对夹持结构要求的分析, 本文设计的夹持结构如图6所示。
采用3个圆柱滚子作为支撑点, 将电机固定在夹持装置上并安装在底板上, 整个电机及夹持装置只能沿y方向移动。通过使预压力弹簧变形产生弹性力提供电机定子与动子之间所需预压力, 预压力大小可由力传感器测量, 调节其加载大小, 使电机工作在稳定状态。
3 电机实验研究
3.1电机的输出特性
根据上述设计制作了电机样机, 其压电作动器实物图和电机整体实物图见图7。
压电作动器结构尺寸总长为54mm, 直径22mm, 除前端盖采用黄铜外, 其他都为硬铝。电机驱动足采用45钢, 所用动子为钢性材料导轨, 其夹持装置及底板均采用硬铝。
3.1.1 定子驱动足输出振幅与频率的关系
压电陶瓷输出位移即为作动器驱动沿轴线方向的输出振幅, 与驱动电压成正比关系。通过使用Polytec公司的PSV-300F-B型高频扫描激光测振系统, 测量定子在不同电压下驱动足振幅随频率的变化。给压电陶瓷分别施加60V、90V、110V, 正向偏置分别为30V、45V、55V的正弦激励信号, 测量驱动足端部与动子接触点的振幅响应, 测量结果如图8所示。
由图8可知, 随驱动电压的增大, 驱动足振幅增大, 当驱动信号频率小于1.1kHz, 电压为110V时, 驱动足端部振幅在一定频率范围内保持不变, 且最大幅值为2μm。
3.1.2 电机速度与频率的关系
电机输出速度取决于驱动足的振动速度, 而振动速度由振幅和频率共同决定。图9所示为电机运行速度随频率变化的曲线。从图9中可以看出, 电机速度随频率的增大而增大, 但当频率大于1.1kHz时, 速度又开始减小。当电压为100V, 驱动频率为1.1kHz时, 电机最大无负载速度为3.7mm/s。
3.1.3 电机机械特性曲线
图10所示为电机的机械特性曲线。从图10中可以看出, 电机速度随输出推力的增大而减小, 电机最大输出推力为4.3N, 此时驱动频率为1.05kHz, 驱动电压为100V。
3.2讨论与分析
由于电机工作在非共振状态, 压电陶瓷的振幅决定了驱动足端部的振幅, 因此可以认为驱动足端部振幅应与压电陶瓷类似, 在一定频率范围内保持不变 (图8) 。文献[7]中电机驱动足结构是利用杠杆将压电陶瓷输出位移传输到驱动足, 其振幅实际减小了一半, 与其相比, 本文利用压电陶瓷位移直接输出到驱动足端部, 提高了驱动足在垂直于动子方向的横向输出振幅。而驱动足端部沿作动器驱动方向的振幅影响电机的输出力, 即输出振幅大, 驱动足与动子接触时间长, 接触面增大, 致使摩擦驱动所需的正压力增大, 即增大了摩擦驱动力, 使电机输出力增大。因此, 提高驱动足端部振幅是增大电机输出力的关键, 而叠层压电陶瓷本身的特性决定了其输出振幅的大小, 主要与以下两点相关:
(1) 提高压电陶瓷的驱动电压。针对叠层压电陶瓷要求的低压驱动, 驱动电压不能超过110V, 否则陶瓷发热会严重影响性能输出。
(2) 提供压电陶瓷合适的预紧结构刚度。在电压一定的条件下, 驱动足的振幅与电机自身结构刚度有关, 即与施加压电陶瓷的预紧力结构刚度相关。分析并找出合适的预紧结构刚度, 是提高驱动足输出振幅的前提。
由上述分析可知, 电机运行速度与驱动足端部沿作动器驱动方向振动速度成正比, 所以当驱动足在这一方向的振幅不变时, 可以认为电机的输出速度与驱动足端部的振动频率成正比, 即与激励信号的频率成正比。从图9可以看出, 电机在实际运行情况下动子的运动速度近似与驱动频率成线性关系, 由此可知, 非共振式电机可在一定频率范围内任意频率点工作且工作频率可调, 这与共振式电机只能在定子共振频率附近工作有很大的不同。而当驱动频率大于1.1kHz时, 电机速度减小, 分析原因是由于叠层压电陶瓷固有电容很大, 给驱动器造成很大负担, 驱动器发热严重, 而且由于电机共振频率低, 容易发生共振, 影响电机运行的稳定性。与文献[7]中电机所使用的压电陶瓷相同, 当驱动频率大于2kHz时, 因超出了驱动器的负载能力, 所以电机将无法正常运行。
根据电机的机械输出特性曲线分析可知, 由于电机的输出推力除了与驱动足端部振幅有关外, 还与预压力和摩擦因数有关, 而摩擦因数取决于驱动足和转子的材料, 这样, 在激励电压和频率一定的情况下, 施加于驱动足与转子间预压力的大小决定了输出推力的大小。从图10可以看出, 随着电机输出推力的增大, 速度呈现出由快到慢的变化趋势。
4 结语
本文使用叠层压电陶瓷设计并制作了一种圆筒形压电直线电机, 分析了电机的工作原理, 对电机的结构进行了设计。该电机具有结构简单、装配方便等特点。在工作频率为1.1kHz时, 电机的最大输出速度为3.7mm/s, 最大输出推力为4.3N。
摘要：为研制具有高分辨率、宽频响、大行程的压电直线电机, 提出了一种基于叠层压电陶瓷的圆筒形压电直线电机, 并利用碟形弹簧对叠层压电陶瓷进行预紧。在分析电机工作原理的基础上对电机的结构进行了设计, 并制作了原理样机, 对其进行了实验研究。实验测定结果如下:在一定频率范围内定子驱动足输出振幅最大值为2μm, 电机最大无负载速度为3.7mm/s, 最大输出推力为4.3N。
关键词：压电直线电机,叠层压电陶瓷,碟形弹簧,非共振,实验研究
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