曾勁松，張西平，盛練武，劉國(guó)寧

(鄭州大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，河南 鄭州 450001 )

0 引言

超聲電機(jī)是40年前發(fā)展起來的一種精密驅(qū)動(dòng)裝置，它通過賦予壓電陶瓷相應(yīng)的激勵(lì)電壓，利用壓電陶瓷的逆壓電效應(yīng)，使定子產(chǎn)生彎曲變形的微幅高頻振動(dòng)，然后經(jīng)過定、轉(zhuǎn)子間的摩擦界面來實(shí)現(xiàn)定子帶動(dòng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)[1]。與傳統(tǒng)電磁電機(jī)相比，超聲電機(jī)具有結(jié)構(gòu)緊湊，扭矩大速率低，響應(yīng)快及控制性優(yōu)良等特點(diǎn)。隨著武器裝備的發(fā)展，通常在軍事上用它來控制制導(dǎo)炮彈舵機(jī)的旋轉(zhuǎn)，以此調(diào)整炮彈在飛行過程中的受力與姿態(tài)，實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)打擊的目的。但是高過載環(huán)境對(duì)超聲電機(jī)性能的影響很大，陳超等研究了8 000～15 000g(g=9.8 m/s2)重力加速度的高過載環(huán)境對(duì)超聲波電動(dòng)機(jī)整體輸出性能的影響，結(jié)果表明，在未添加緩沖機(jī)械結(jié)構(gòu)時(shí)，超聲電機(jī)在承受高過載沖擊后，定子將會(huì)發(fā)生塑性變形[2]。徐志科等研究了超聲波電動(dòng)機(jī)定子支撐對(duì)其輸出性能的影響，結(jié)果表明，行波超聲電機(jī)定子的支撐位置的變化不會(huì)影響超聲電機(jī)的振幅[3]。王光慶等研究了預(yù)壓力大小對(duì)超聲電機(jī)輸出性能的影響，預(yù)壓力過小，超聲電機(jī)運(yùn)行不平穩(wěn)且噪聲大；預(yù)壓力過大，超聲電機(jī)模態(tài)頻率高，且摩擦損耗也增大，不利于超聲電機(jī)性能的發(fā)揮[4]。他們通過在外部添加緩沖機(jī)械結(jié)構(gòu)來提高超聲電機(jī)的抗過載性能，或只考慮到了定子支撐結(jié)構(gòu)或預(yù)壓力等單一因素對(duì)超聲電機(jī)性能的影響，都未從提升定子結(jié)構(gòu)自身強(qiáng)度的方法來提升超聲電機(jī)的抗過載能力。本文通過研究不同尺寸的超聲電機(jī)定子支撐結(jié)構(gòu)，來提升超聲電機(jī)定子自身的抗過載能力、減小預(yù)壓力的變化，以此提升高過載后超聲電機(jī)的輸出性能。

1 45型超聲電機(jī)結(jié)構(gòu)

45型超聲電機(jī)的結(jié)構(gòu)組成如圖1所示。工作原理是定、轉(zhuǎn)子在螺母和蝶形彈簧的夾緊作用下，存在一定的正預(yù)壓力，從而為定、轉(zhuǎn)子間的摩擦傳動(dòng)提供條件。

圖1 45型超聲電機(jī)結(jié)構(gòu)圖

由于在制導(dǎo)炮彈發(fā)射的瞬間會(huì)產(chǎn)生大的沖擊力，這樣會(huì)使超聲電機(jī)定子發(fā)生塑性變形，影響蝶形彈簧施加給定、轉(zhuǎn)子間的正壓力，由庫(kù)倫摩擦定律得知，正壓力的減小將會(huì)造成定、轉(zhuǎn)子間摩擦力的減小，最終導(dǎo)致超聲電機(jī)輸出性能降低[5]。由于小型制導(dǎo)炮彈的空間局限性，使超聲電機(jī)的結(jié)構(gòu)緊湊，難以添加抗高過載的緩沖結(jié)構(gòu)。本文通過分析超聲電機(jī)定子支撐結(jié)構(gòu)，從提升結(jié)構(gòu)自身強(qiáng)度方面來增加超聲電機(jī)的抗過載能力。

1.1 定子結(jié)構(gòu)分析

本文以45型超聲電機(jī)的定子(見圖2)為分析對(duì)象，該定子主要由定子固支、定子支撐、定子基體、定子齒和壓電陶瓷組成。它用4個(gè)螺栓通過定子固支將其固定在底座上，定子固支不會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)。因此，需要在超聲電機(jī)定子內(nèi)圈設(shè)計(jì)一種相對(duì)較薄的支撐板，可以起到徑向隔振的作用，能夠減小定子固支約束對(duì)超聲電機(jī)振幅的影響，同時(shí)這種設(shè)置可以在轉(zhuǎn)子上施加較大的預(yù)壓力，得到較大的輸出力矩。圖中，R1為定子內(nèi)圈半徑，R2為定子固支半徑，R3為定子支撐半徑，R4為定子半徑，H1、H2、HP分別為定子高度、定子基體高度和壓電陶瓷高度，K為定子支撐寬度，H為定子支撐高度，T為定子支撐厚度。

圖2 45型超聲電機(jī)定子結(jié)構(gòu)

該超聲電機(jī)定子彈性體采用QSn6.5-0.1，壓電陶瓷采用PZT5[6]，具體的結(jié)構(gòu)尺寸和材料參數(shù)如表1、2所示。

表1 定子結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)

表2 定子的材料參數(shù)

Sn6.5-0.1是銅-錫-磷三元系合金[7]，具有強(qiáng)度高和彈性優(yōu)良的特點(diǎn)，該材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。

圖3 QSn6.5-0.1的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

壓電陶瓷作為脆性材料，具有抗壓能力強(qiáng)及抗拉能力弱的材料力學(xué)性能，但是壓電陶瓷對(duì)于強(qiáng)沖擊過載的方向是敏感的，當(dāng)沖擊載荷通過定子經(jīng)過摩擦材料傳遞給轉(zhuǎn)子時(shí)，壓電陶瓷自由端面產(chǎn)生的壓縮應(yīng)力峰值最大，此時(shí)的壓電陶瓷處于安全狀態(tài)。顯然，當(dāng)沖擊波由轉(zhuǎn)子傳遞給定子，壓電陶瓷自由端面產(chǎn)生的拉伸應(yīng)力峰值最大，這時(shí)壓電陶瓷易損壞[8]。圖4為沖擊載荷方向示意圖，圖中沿z軸向上沖擊。沖擊載荷是由定子傳遞給轉(zhuǎn)子的，因此,本文壓電陶瓷具有很強(qiáng)的抗過載能力，故在此不分析壓電陶瓷的抗沖擊性能。

圖4 沖擊載荷方向示意圖

1.2 定子有限元模型建立

本文在ANSYS經(jīng)典界面中利用APDL參數(shù)化設(shè)計(jì)語言，建立該超聲電機(jī)定子的有限元實(shí)體模型(見圖2(a))。模型在劃分網(wǎng)格前需對(duì)該模型的單元類型進(jìn)行設(shè)定?？紤]到本文是對(duì)超聲電機(jī)的實(shí)體三維模型進(jìn)行分析，因此，選取SOLID164為定子彈性體的單元，它是一種8節(jié)點(diǎn)6面體單元，又因本文研究的是高過載環(huán)境下定子的抗過載能力問題，故不考慮壓電陶瓷的壓電性能，將壓電陶瓷部分也設(shè)置為SOLID164單元。又考慮到節(jié)省計(jì)算時(shí)間及在大變形條件的可靠性等問題[9]，該SOLID164單元采用缺省算法進(jìn)行運(yùn)算。另外本文采用與應(yīng)變率無關(guān)的雙線性彈塑性材料模型來輸入材料參數(shù)，它的應(yīng)力-應(yīng)變曲線用兩條直線(彈性模量、切線模量(ETAN)和屈服應(yīng)力)表達(dá)。根據(jù)超聲電機(jī)定子的安裝方式，該有限元模型將定子與壓電陶瓷進(jìn)行綁定處理，定子的約束方式為內(nèi)圈固定外圈自由，網(wǎng)格采用邊長(zhǎng)為0.45 mm的正六邊形，且疏密一致，如圖5所示。

圖5 定子有限元網(wǎng)格模型

2 定子結(jié)構(gòu)抗過載能力分析

本文研究的45型超聲電機(jī)是用來控制制導(dǎo)炮彈舵機(jī)旋轉(zhuǎn)，在制導(dǎo)炮彈發(fā)射時(shí)超聲電機(jī)將承受約10 000g的重力加速度[10]。利用ANSYS模擬制導(dǎo)炮彈發(fā)射時(shí)的高過載環(huán)境，對(duì)超聲電機(jī)定子進(jìn)行高過載的應(yīng)力分析。本文加載的沖擊載荷曲線如圖6所示。

圖6 沖擊載荷曲線

圖7 定子的應(yīng)力變形云圖

根據(jù)圖6的高過載沖擊條件，對(duì)以上結(jié)構(gòu)的超聲電機(jī)定子進(jìn)行高過載分析，應(yīng)力變形云圖如圖7所示。由圖7(a)可知，該超聲電機(jī)定子彈性基體產(chǎn)生最大應(yīng)力在定子基體與定子支撐的交接處，且最大應(yīng)力為700 MPa，超過了QSn6.5-0.1的屈服極限420 MPa，定子發(fā)生塑性變形，而壓電陶瓷的最大應(yīng)力僅為57 MPa，未達(dá)到壓電陶瓷的壓縮應(yīng)力峰值。圖7(b)顯示該定子沖擊卸載后的變形云圖，定子齒的上表面發(fā)生縱向正翹曲變形。由圖7(c)可知，定子作用表面在沖擊過載的最大變形已達(dá)0.7 mm，由圖1可知，該45型超聲電機(jī)定、轉(zhuǎn)子間的預(yù)應(yīng)力是由螺栓加載在蝶形彈簧上的力，使蝶形彈簧發(fā)生彈性形變。該定子產(chǎn)生0.7 mm的縱向正翹曲變形，將導(dǎo)致該超聲電機(jī)的預(yù)壓力降為0，使超聲電機(jī)的輸出性能下降甚至失效。

為了減小超聲電機(jī)在大過載環(huán)境下產(chǎn)生縱向正翹曲變形的現(xiàn)象，特對(duì)超聲電機(jī)定子支撐不同結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度進(jìn)行分析。如圖2所示，本文從超聲電機(jī)的3個(gè)參數(shù)K,T,H來研究超聲電機(jī)定子結(jié)構(gòu)對(duì)超聲電機(jī)抗過載能力的影響。

2.1 K的變化

首先討論K的變化對(duì)定子抗過載能力的影響。在滿足超聲電機(jī)正常性能的前提條件下，根據(jù)表1、2，利用單一變量原則設(shè)計(jì)不同的定子結(jié)構(gòu)，進(jìn)行沖擊仿真。K=3～7 mm時(shí)，T=1 mm，H=1 mm。計(jì)算結(jié)果如表3所示

表3 K變化時(shí)超聲波電機(jī)的抗過載能力

由表3可知，在10 000g的高過載環(huán)境下，定子支撐的等效應(yīng)力全部超過錫磷青銅的屈服強(qiáng)度420 MPa，且最大應(yīng)力出現(xiàn)在定子基體與定子支撐的交接處，定子作用面的正翹曲變形約為0.5 mm。結(jié)果表明，隨著K的增加，定子沖擊后的最大等效應(yīng)力及作用面的縱向正翹曲變形都在逐漸增加，其抗過載能力在逐漸降低。

2.2 T的變化

在計(jì)算T的變化對(duì)定子抗過載能力的影響時(shí)，同樣運(yùn)用單一變量原則，根據(jù)表3，取K=3 mm，H=1 mm，在滿足超聲電機(jī)正常條件下的特性指標(biāo)時(shí)，選擇T=0.8～1.2 mm。對(duì)不同定子結(jié)構(gòu)將那些高過載沖擊仿真，計(jì)算結(jié)果如表4所示。

表4 T變化時(shí)超聲波電機(jī)的抗過載能力

由表4可知，隨著T的增加，發(fā)生在定子基體與定子支撐之間的最大等效應(yīng)力逐漸變小，定子作用面的縱向正翹曲變形也在逐漸降低，其中T=1.2 mm的超聲電機(jī)定子結(jié)構(gòu)受到大過載后的等效應(yīng)力及縱向翹曲變形均最低，此時(shí)超聲電機(jī)的抗過載能力最強(qiáng)。

2.3 H的變化

同樣通過單一變量原則，對(duì)不同支撐位置的定子支撐結(jié)構(gòu)的定子進(jìn)行大過載沖擊仿真，由表3、4可知，K=3 mm，T=1.2 mm時(shí)，由于H的變化對(duì)超聲電機(jī)輸出性能的影響不大，本文設(shè)置定子腹板位置的H=0.8～1.2 mm。在10 000g高過載沖擊環(huán)境下分別分析不同定子支撐結(jié)構(gòu)的抗過載能力，分析結(jié)果如表5所示。

表5 H變化時(shí)超聲波電機(jī)的抗過載能力

由表5可知，在高過載環(huán)境下，H越接近定子基體中心時(shí)定子的抗過載能力越強(qiáng)，當(dāng)H=1 mm時(shí),定子支撐受到的等效應(yīng)力最小，為430 MPa，且作用面的縱向正翹曲變形最小，為0.223 mm，此時(shí)超聲電機(jī)的抗過載能力最強(qiáng)。

由以上的分析結(jié)果可知，定子支撐結(jié)構(gòu)影響超聲電機(jī)定子結(jié)構(gòu)的抗過載能力。當(dāng)K=3 mm,T=1.2 mm,H=1 mm時(shí)，該45型超聲電機(jī)定子結(jié)構(gòu)的抗過載能力最強(qiáng)，在10 000g的高過載環(huán)境下，其最大等效應(yīng)力為430 MPa,定子作用面的翹曲變形為0.223 mm。超聲電機(jī)輸出性能最好時(shí)預(yù)應(yīng)力為180 N,由慕貝爾蝶形彈簧元件有限公司給出的蝶形彈簧數(shù)據(jù)可知，蝶形彈簧變形量為0.5～0.7 mm時(shí)可提供180 N的預(yù)應(yīng)力。因此，定子作用面的翹曲變形為0.223 mm時(shí)，理論上該定子結(jié)構(gòu)受到高過載沖擊后，蝶形彈簧的變形仍處于零剛度區(qū)間，因此不影響超聲電機(jī)的預(yù)壓力，對(duì)超聲電機(jī)的輸出性能的影響還需要進(jìn)行試驗(yàn)分析。

3 超聲電機(jī)定子的高過載實(shí)驗(yàn)及分析

3.1 沖擊試驗(yàn)

本文利用馬歇特錘實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)優(yōu)化前、后的45型超聲電機(jī)定子的抗過載能力進(jìn)行實(shí)驗(yàn)評(píng)估。馬歇特錘是一種利用擺錘帶動(dòng)實(shí)驗(yàn)樣品撞擊鐵砧的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，它在撞擊瞬間能夠產(chǎn)生較大的沖擊力，以此來模擬瞬時(shí)超高加速度的過載環(huán)境。

沖擊后的樣品如圖8所示。由圖可知，沖擊過載后，優(yōu)化前、后的定子結(jié)構(gòu)中定子支撐的沖擊變形量都很小，但是優(yōu)化前定子作用面的縱向正翹曲變形比優(yōu)化后定子縱向正翹曲變形高出約0.3 mm。因此，通過理論和實(shí)驗(yàn)都證明，從提高自身結(jié)構(gòu)強(qiáng)度上提升超聲電機(jī)定子的抗過載能力是有效的。

圖8 優(yōu)化前、后實(shí)驗(yàn)結(jié)果

3.2 輸出性能測(cè)試

通過磁滯測(cè)功儀，分別測(cè)量常規(guī)45型超聲電機(jī)、裝有常規(guī)定子沖擊后的超聲電機(jī)、優(yōu)化后定子沖擊后的超聲電機(jī)輸出性能，如圖9所示。正常超聲電機(jī)在正常環(huán)境下的空載轉(zhuǎn)速、堵轉(zhuǎn)力矩分別約為200 r/min和0.45 N·m，裝有常規(guī)定子沖擊后的超聲電機(jī)的空載轉(zhuǎn)速、堵轉(zhuǎn)力矩分別約為240 r/min和0.14 N·m，裝有優(yōu)化后定子沖擊后的超聲電機(jī)的空載轉(zhuǎn)速、堵轉(zhuǎn)力矩分別為210 r/min,0.28 N·m。因此，由圖9可看出，超聲電機(jī)受到大過載沖擊后，由于壓電陶瓷未受到破壞，各種超聲電機(jī)的空載轉(zhuǎn)速變化不大，但是優(yōu)化后定子的超聲電機(jī)比未經(jīng)優(yōu)化后定子的超聲電機(jī)的堵轉(zhuǎn)力矩明顯提高一半。因此對(duì)定子支撐結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)化，可以明顯提高超聲電機(jī)的抗過載能力，增加其受到大過載沖擊后超聲電機(jī)的輸出性能。

圖9 超聲電機(jī)輸出性能對(duì)比

4 結(jié)論

本文針對(duì)10 000g重力加速度的高過載環(huán)境，從提高超聲電機(jī)結(jié)構(gòu)自身強(qiáng)度的角度考慮，對(duì)超聲電機(jī)定子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，得出如下結(jié)論：

1) 超聲電機(jī)的定子在高過載沖擊環(huán)境下，將會(huì)發(fā)生翹曲變形，變形部位為超聲電機(jī)定子支撐部位。

2) 定子支撐結(jié)構(gòu)的改變能夠提升超聲電機(jī)定子的抗過載能力，即定子支撐越厚、越窄其抗過載能力越強(qiáng)。

3) 改變定子支撐結(jié)構(gòu)，可以提升其抗過載能力，但它在正常環(huán)境下的機(jī)械性能會(huì)降低。

4) 在經(jīng)受高過載沖擊后，優(yōu)化后超聲電機(jī)的機(jī)械性能比未改變定子支撐結(jié)構(gòu)的超聲電機(jī)的機(jī)械性能更好。