阀用超磁致伸缩致动器双排串联式弓张结构设计与研究

阀用超磁致伸缩致动器双排串联式弓张结构设计与研究郑佳伟;何忠波;周景涛;薛光明;荣策;柏果
【摘要】在所设计超磁致伸缩致动器输出性能基本不变的条件下,为增大其输出位移以满足大流量电液伺服阀的驱动需求,设计了一种双排串联式弓张结构;基于材料力学知识建立了双排串联式弓张结构输出位移模型,并分析了其结构尺寸参数对其放大比的影响;采用有限元仿真的方法分析了双排串联式弓张结构输入力与输出位移之间的关系;制作了双排串联式弓张结构样机,搭建试验系统对其放大性能进行了测试.试验结果表明:双排串联式弓张结构的放大倍数在16.5 ～16.9之间波动,与理论计算值基本吻合,所设计双排串联式弓张结构能够满足大流量电液伺服阀的驱动要求.
【期刊名称】《液压与气动》
【年(卷),期】2018(000)010
【总页数】6页(P43-48)
【关键词】超磁致伸缩致动器;放大机构;结构设计;有限元仿真;电液伺服阀
【作者】郑佳伟;何忠波;周景涛;薛光明;荣策;柏果
【作者单位】陆军工程大学石家庄校区车辆与电气工程系,河北石家庄 050003;陆军工程大学石家庄校区车辆与电气工程系,河北石家庄 050003;陆军工程大学石家庄校区车辆与电气工程系,河北石家庄 050003;陆军工程大学石家庄校区车辆与电气工程系,河北石家庄 050003;陆军工程大学石家庄校区车辆与电气工程系,河北石家庄 050003;陆军工程大学石家庄校区车辆与电气工程系,河北石家庄 050003
【正文语种】中文
【中图分类】TH137;TH271.2
引言
超磁致伸缩材料(Giant Magnetostrictive Material，GMM)是一种被视为能在21世纪提高国家高科技综合竞争力的战略性功能材料，其具有磁致伸缩应变大、响应速度快、能量密度大等优良特性[1-2]。

以其为核心制作的超磁致伸缩致动器(Giant Magnetostrictive Actuator，GMA)具有较强带载能力，能够快速、准确
地输出纳米级微位移，因而在液压伺服领域中具有广泛的应用前景[3-4]。

由于GMA输出位移有限，因而在研制大流量超磁致伸缩电液伺服阀时往往需要为GMA加设微位移放大机构[5-10]。

目前，对于精密致动器输出位移放大机构的设计主要分为两种，包括机械式放大机构与液压式放大机构[11-13]。

其中机械式放大机构因具有运动平滑、分辨率高、
无空回行程等优点被广泛应用于GMA[14-17]。

邱大龙等[18]设计了一种基于“F”型杠杆放大机构的GMM直动式电液伺服阀，推导了该机构位移放大数学模型；KARUNANIDHI等[19]设计了一种基于桥式放大机构的GMM喷嘴挡板阀，在
0.27 A电流作用下，其输出流量可达8.0 L/min；王新华等[20]设计了一种带有位移放大机构的双相对置超磁致伸缩水压驱动伺服阀，并通过MATLAB对其输出特性进行了分析。

不同学者设计了不同的放大机构以满足超磁致伸缩电液伺服阀的驱动需求。

由于所设计阀用GMA输出性能(包括输出力与输出位移)基本不变，因而在对放大机构进行设计时，需考虑到阀用GMA输出性能经放大后要同时满足大流量电液伺服阀阀芯驱动力与输入位移要求。

阀用GMA的输出性能与电液伺服阀阀芯输入性
能间满足：
(1)
式中， Xin、Fin分别为电液伺服阀阀芯输入位移与驱动力； R为放大机构的放大倍数； xout、 fout为阀用GMA的输出位移与输出力。

由上可知，阀用GMA输出性能经放大机构作用后，其输出力与输出位移间是相互制约的。

本研究在上述基础上，针对单排弓张结构放大性能相互间制约的问题，设计了一种双排串联式弓张结构，用于放大GMA的输出位移，以满足大流量电液伺服阀的驱动需求；同时建立了该放大机构的输出位移模型，分析了其结构参数对放大倍数的影响；制作了双排串联式弓张结构样机，搭建了试验系统对其放大性能进行了测试。

1 双排串联弓张放大式GMA结构及工作原理
双排串联弓张放大式GMA结构如图1a所示，其主要由双排串联式弓张结构、GMM棒、偏置磁铁、线圈、预紧机构和冷却机构组成。

双排串联式弓张结构包括外侧的输出端、固定端和内侧与两GMA相连接的两端，外侧固定端与阀体相连，用于固定双排串联式弓张结构的一侧，输出端直接与阀芯相连，通过GMM棒产生的驱动力推动阀芯工作；偏置磁铁产生较均匀的偏置磁场，用以消除GMM在高频振动时出现的倍频现象，同时可适量调节GMM内的磁场大小；线圈通电后产生励磁磁场，驱动GMM棒工作；预紧机构主要由碟簧和端盖组成，能够为GMM棒提供适当的预紧力，从而提高GMA的输出特性；冷却机构主要由油泵、油管及油液组成，其通过低温油液对整个GMA进行降温，以确保GMM棒工作在适宜温度环境中，使整个GMA具有稳定的输出状态。

1.上端盖
2.外壳
3.冷却液入口
4.线圈
5.冷却液出口
6.下端盖
7.冷却腔
8.碟簧
9.输出杆 10.偏置磁体11.GMM棒 12.双排串联式弓张结构 13.线圈骨架 14.连接螺钉
a) 结构图
图1 双排串联弓张放大式GMA
双排串联弓张放大式GMA工作原理如图1b所示，向线圈中施加驱动电流时，线圈内产生驱动磁场，GMM棒在驱动磁场和偏置磁场的作用下产生磁致伸缩微位移，该微位移通过输出杆传递至双排串联式弓张结构内侧两端并被放大，最终经其外侧输出端输出。

双排串联弓张放大式GMA在所设计电液伺服阀中位置结构如图2所示。

图2 所设计电液伺服阀结构图
双排串联弓张放大式GMA外侧输出端的输出位移通过连接杆推动阀芯工作，LVDT传感器检测阀芯位移信号，并反馈至控制端。

2 双排串联式弓张结构建模及分析
双排串联式弓张结构各部分结构尺寸如图3所示，其中l、t分别为铰链的长度和
厚度；w1、L分别为支臂的宽度和长度；l1为输出端的长度；l2、w2分别为横梁的长度和宽度；lup、ldown分别为支臂上、下端面与铰链上、下端面距离；lmid 为串联弓张结构输出方向上两铰链距离；lAB为水平方向上相邻两铰链间距离； h 为两相邻铰链间垂直距离，满足h=ldown-lup。

整个弓张结构采用整块金属材料
经线切割制成，各支臂间采用直梁型柔性铰链连接。

图3 双排串联式弓张结构尺寸示意图
2.1 双排串联弓张放大式GMA输出建模
通过分析可知，双排串联式弓张结构受力弯曲的部位主要集中于柔性铰链及输入端的横梁，考虑到双排串联式弓张结构的对称性，可取整个结构的1/8作为研究对象。

分析时，将支臂近似为刚性杆，引入铰链的拉伸刚度Kl和弯曲刚度Kθ，双排串联式弓张结构简化后的1/8模型如图4所示。

图4 1/8模型图
双排串联式弓张结构支臂两侧分别受到水平力FA、FB的作用，该力在铰链A、B
处产生力矩MA、MB，由静力平衡理论易得出：
(2)
令FA=FB=F、MA=MB=M，由于铰链A、B受力的状态相同，因此二者弯曲角
度相同，图5显示了铰链A的受力弯曲状态。

图5 铰链受力弯曲图
其中Δx近似为铰链在力F作用下产生的拉伸应变量，基于弹性梁理论可求得：
(3)
考虑到支臂在力矩M的作用下，所受力F的方向会发生改变及两铰链的对称关系，因而铰链实际弯曲角度可表示为：
(4)
Δy为铰链受力弯曲后沿竖直方向的位移，可表示为：
(5)
双排串联式弓张结构两端的横梁可直接看作中间施加集中力的简支梁，由材料力学知识可知简支梁中点处相对于其支点位移为：
(6)
式中， E为材料的弹性模量； b为弓张结构的厚度。

相对于整个机构而言，GMM棒的伸长量很小，相应的弯曲角度Δα也很小，因此由支臂旋转所产生的弦长近似等于其弧长，由此可得1/8双排串联式弓张结构在
输入力的作用下产生的水平位移dx和竖直位移dy分别为：
(7)
将铰链拉伸刚度Kl=Ebt/l，转角刚度Kθ=Ebt3/12l的计算公式代入式(6)，最终可得整个双排串联式弓张结构在输入力F作用下产生的水平位移Dx与竖直位移Dy 分别为：
(8)
结合上式，双排串联式弓张结构的放大倍数R=Dy/Dx，可表示为：
(9)
2.2 双排串联式弓张结构放大倍数分析
通过MATLAB软件对双排串联式弓张结构放大倍数进行分析，得到其各结构尺寸参数对放大倍数R影响情况如图6所示(考虑两个变化参数对R影响时，其他参数为定值)。

图6 结构尺寸参数对R的影响
由图6a可知，随着h的增大，双排串联式弓张结构的R值先增大后减小，随着t 增大，其R值逐渐减小；由图6b可知，随着w1、w2的增大，双排串联式弓张结构的R值逐渐增大，但增幅较缓慢；由图6c可知，随着l、L值增大，双排串联式弓张结构的R值逐渐增大。

经以上分析可知，对双排串联式弓张结构放大倍数影响较大的结构参数包括铰链厚度t、铰链长度l、支臂长度L及铰链间垂直距离h。

2.3 双排串联式弓张结构有限元分析
使用有限元仿真的方法对双排串联式弓张结构进行分析。

其结构尺寸参数设置为
t=0.9 mm，h=2.0 mm，w1=8.0 mm，w2=10.0 mm，b=10.0 mm，l1=10.0 mm，l2=45.0 mm，l=4.2 mm，L=20.0 mm。

分析时将横向位移输出端面的对应面固定约束，其他面均自由约束，分别在两侧轴向输入的内端面的中心局部面积上施加均布力。

双排串联式弓张结构的网格划分、相对位移及应力分布如图7所
示通过施加0～800 N的均布力，经仿真得到双排串联式弓张结构输入、输出位移量与理论计算得到输入、输出位移量关系如图8所示。

图7 有限元仿真分析
图8 输入与输出位移关系图
由图8可知，经有限元分析得到的输入、输出位移量与理论计算所得结果基本吻合，说明所建立模型正确；同时观察到仿真结果随着输入均布力的增加呈现出线性关系，由此可得在双排串联式弓张结构各尺寸参数确定的条件下，其放大倍数及静态等效刚度是基本不变的。

经数据处理得，仿真分析所得双排串联式弓张结构的放大倍数R取值在16.7～17.1之内，理论分析得R=17.9，相对误差范围为4.5%～6.8%。

图9 输入与输出力关系图
保持所施加均布力范围不变，向双排串联式弓张结构输出端施加作用力，使得其输出端产生的位移量基本为0，此时记录所施加作用力即为双排串联式弓张结构的输出力大小，图9为双排串联式弓张结构输入力与输出力关系图。

由图8、图9可知，对比于单排式弓张结构，双排串联式弓张结构能在保持输出力(单排弓张结构输出力)基本不变的条件下，将阀用GMA的输出位移再增大约1倍。

3 试验测试
3.1 试验样机及测试系统硬件组成
按2.3节中尺寸参数制作双排串联弓张放大式GMA，样机如图10所示。

所搭建测试系统如图11所示。

图10 双排串联弓张放大式GMA样机
图11 测试系统
其中信号发生器，用于产生激励信号；功率放大器，用于放大激励信号，驱动GMA工作；激光位移传感器，用于精确测量位移大小；可编程电压源，输出24
V 恒定电压，为激光传感器供电；冷却机构，维持GMA工作温度基本稳定；电流钳，用于精确测量线圈电流；数字示波器，用于采集实验数据。

3.2 双排串联式弓张结构放大性能测试
向线圈中依次通入幅值为1， 2， 3， 4， 5 A的直流电流，实验时，每个幅值对应位移量测量10次，数据处理时取平均值，最终得到双排串联弓张放大式GMA
的输入、输出位移量，如图12所示。

经数据处理可知，试验测得双排串联式弓张结构放大倍数取值在16.5～16.9之间，与理论计算所得值间的相对误差为5.5%～7.8%，当输入电流为5 A时，其输出位移可达213.7 μm；同时可知双排串联式弓张结构的位移放大倍数约为单排弓张结构的2倍，该试验结果与理论计算结果相吻合。

图12 放大性能测试
4 结论
(1) 在GMA输出力限定的条件下，设计了一种双排串联式弓张结构，该放大机构
可较大幅度提高阀用GMA的输出位移，以满足大流量超磁致伸缩电液伺服阀驱动需求；
(2) 基于材料力学知识建立了双排串联式弓张结构输出位移模型，通过MATLAB
分析了其结构尺寸参数对放大倍数的影响，同时利用有限元仿真法对其输入力与输入、输出位移关系进行了分析；
(3) 制作了双排串联弓张放大式GMA试验样机，搭建了相应测试系统，并对样机放大性能进行了测试。

试验结果表明：所设计双排串联式弓张结构能将阀用GMA 输出位移放大约16.5～16.9倍，相比与单排弓张结构，该结构能在输出力(单排弓张结构输出力)基本不变的情况下，将输出位移再增大约1倍。

参考文献：
【相关文献】
[1] 王博文，曹淑瑛，黄文美．磁致伸缩材料与器件[M].北京：冶金工业出版社，2008.
WANG Bowen, CAO Shuying, HUANG Wenmei. Magneto-strictive Materials and Devices [M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2008.
[2] 贾振元，郭东明．超磁致伸缩微位移执行器原理与应用[M].北京：科学出版社，2008.
JIA Zhenyuan, GUO Dongming. Theory and Applications of Giant Magnetostrictive Micro-displacement Actuator [M]. Beijing: China Science Press, 2008.
[3] YANG Zhaoshu, HE Zhongbo, LI Dongwei, et al. Bias Magnetic Field of Stack Giant Magnetostrictive Actuator. Design, Analysis and Optimization [J]. Advances in Materials Science and Engineering, 2016, 2016:1-13.
[4] 刘慧芳，王汉玉，王洁，等．精密磁致伸缩致动器的动态非线性多场耦合建模[J].光学精密工程，2016，24(5):1128-1137.
LIU Huifang, WANG Hanyu, WANG Jie, et al. Modeling of Dynamic Nonlinear Multi-field Coupling for Precision Magnetostrictive Actautor [J]. Optics and Precision Engineering, 2016,24(5):1128-1137.
[5] 郑佳伟，何忠波，荣策，等．超磁致伸缩材料在电液阀中的应用现状[J]．液压与气动，2018，(3)：22-31.
ZHENG Jiawei, HE Zhongbo, RONG Ce, et al. Application of Giant Magnetostrictive Material in Electro-hydraulic Serve Valve [J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics,
2018,(3):22-31.
[6] 吴晓磊．基于GMM转换器直动式电液伺服阀的机理研究[D]．淮南：安徽理工大学，2013．WU Xiaolei. Mechanism Study of Direct Driven Electro-hydraulic Serve Value Based on Actuator [D]. Huainan: Anhui University of Science and Technology, 2013.
[7] 赵冉，卢全国，雍康俊，等．磁致伸缩执行器驱动的精密流量阀建模与仿真[J]．机械设计与研究，2015，(6)：115-118．
ZHAO Ran, LU Quanguo, YONG Kangjun, et al. Modeling and Simulation of Precision Flow Valve by Magnetostrictive Actuator [J]. Mechanical Design and Research, 2015,(6):115-118.
[8] 訚耀保．极端环境下的电液伺服控制理论及应用技术[M].上海:上海科学技术出版社，2012.
YIN Yaobao. Electro-hydraulic Servo Control Theory and Application Technology in Extreme Environment [M]. Shanghai: Shanghai Science and Technology Press, 2012.
[9] 王卓，黄川，申振丰，等．小流量电液伺服阀叠合量气动测量台的研制[J]．液压与气动，2017，(5)：113-119．
WANG Zhuo, HUANG Chuan, SHEN Zhenfeng, et al. Pneumatic Measuring System for Overlap Electro-hydraulic Servo Valve [J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2017,(5):113-119.
[10] 朱玉川，李跃松．超磁致伸缩执行器驱动的新型射流伺服阀[J].压电与声光，2010，32(4)：574-577.
ZHU Yuchuan, LI Yuesong. A Novel Jet Pipe Serve Valve Driven by Giant Magnetostrictive Actuator [J]. Piezoelectrics & Acoustooptics, 2010,32(4):574-577.
[11] 俞军涛，焦宗夏，吴帅．基于液压微位移放大结构的新型压电陶瓷直接驱动阀设计及仿真[J].
机械工程学报,2013,49(2):151-158.
YU Juntao, JIAO Zongxia, WU Shuai. Design and Simulation Study on New Servo Valve Direct Driven by Piezoelectric Actuator Using Hydraulic Amplification [J]. Journal of Mechanical Engineering, 2013,49(2):151-158.
[12] 杨朝舒，何忠波，李冬伟，等．伺服阀用液压放大式GMA的设计及建模[J].压电与声光，2014,36(6)：963-966.
YANG Zhaoshu, HE Zhongbo, LI Dongwei, et al. Design and Modeling of Hydraulically Amplified Giant Magnetostrictive Actuator for Servo Value [J]. Piezoelectrics & Acoustooptics, 2014,36(6):936-966.
[13] 杨朝舒，何忠波，白鸿柏，等．柔性铰链放大式超磁致伸缩致动器磁弹耦合模型[J].航空动力
学报，2015，30(6)：1498-1506.
YANG Zhaoshu, HE Zhongbo, BAI Hongbai, et al. Magnetic-elastic Coupled Model of Giant Magnetostrictive Actuator with Flexure-hinges Amplifier [J]. Journal of Aerospace Power, 2013,30(6):1498-1506.
[14] 杜志元，闫鹏．基于桥式放大机构的柔顺微定位平台的研究[J]．机器人，2016，38(2)：185-192．
DU Zhiyuan, YAN Peng. Analysis on Compliant Micro Positioning Stage Based on Bridge-type Amplification Mechanism [J]. Robot, 2016,38(2):185-192.
[15] 马立，谢炜，刘波，等．柔性铰链定位平台的设计[J]．光学精密工程，2014，22(2)：338-345．
MA Li, XIE Wei, LIU Bo, et al. Design of Micro-positioning Stage with Flexible Hinges [J]. Optics and Precision Engneering, 2014,22(2):338-345.
[16] QI Keqi, XIANG Yang, FANG Chao, et al. Analysis of the Displacement Amplification Ratio of Bridge-type Mechanism [J]. Mechanism and Machine Theory, 2015:45-56.
[17] 赵正龙，何忠波，李东伟，等．骨导耳听器发音振子的弓张结构设计仿真研究[J].计算机仿真，2016，33(5)：235-239.
ZHAO Zhenglong, HE Zhongbo, LI Dongwei, et al. Analysis and Research on the Bow-type Structure of GMM Pronunciation Vibrator [J]. Joumal of Computer Simulation,
2016,33(5):235-239.
[18] 邱大龙，田冬林，刘浩，等．基于GMM直动阀位移放大机构的结构研究[J]．液压与气动，2013，(11)：90-93．
QIU Dalong, TIAN Donglin, LIU Hao, et al. Research on Structures for Displacement Amplifier of Direct-acting Valve Based on GMM [J]. Chinese Hydraulics & Pneumatics, 2013,(11):90-93.
[19] KARUNANIDHI S, SINGAPERUMAL M. Design, Analysis and Simulation of Magnetostrictive Actuator and Its Application to High Dynamic Valve [J]. Sensors and Actuators A: Physical, 2010.
[20] WANG Xinhua, LI Wei , RUAN Zhongyan, et al. Research on Properties of Water Hydraulic Serve Value Driven by Diphase Oppositing Giant Magnetostrictive Actuator [C]. 2010 International Conference on Measuring Technology and Mechatronics Automation, Conference, 2010.。