旋转型超声电机在冲击环境下的失效模式研究

孙 栋， 王新杰， 王 炅， 陈 超， 唐玉娟

(1.南京理工大学 机械工程学院，南京 210094；2.南京航空航天大学 航空宇航学院，南京 210016；3.金陵科技学院 智能科学与控制工程学院，南京 211169)

超声电机(Ultrasonic Motor，USM)作为一种新型的电机，利用压电材料的逆压电效应，激发定子(弹性体)在超声频段内产生微幅振动，并通过定转子之间的摩擦力驱动转子产生宏观动作，驱动负载[1]。超声电机具有响应快，体积小，设计灵活等诸多优势，目前已在微型机器人、手机等领域展现出独特的优势[2-3]。此外，超声电机还在航空航天及武器系统中有着潜在的应用前景[4-5]。目前已有学者展开超声电机在真空及高低温等极端环境下的性能研究[6-7]。然而针对超声电机在武器系统等高过载环境的应用研究仍然十分有限。任金华等[8]利用有限元方法对旋转型超声电机建模，并分析了电机在10 000g静态过载下的应力分布情况，提出了几种理论上减少应力集中的方法；陈超等[9]利用LS-DYNA 分析了旋转型超声电机在高冲击载荷下的动态响应，利用马歇特锤对行波旋转型电机TRUM-30进行冲击过载实验，测试不同冲击载过后电机的机械性能。唐玉娟等[10]分析了典型的引信环境力对其所设计的直线型超声电机的影响，并进行了过载实验，证明了所设计的压电驱动器能够抗击15 000g的过载。石云波等[11]设计了一种抗冲击过载达到200 km/s2的压电驱动器，其最大输出位移为20 μm，其利用了压电材料的d33效应直接输出位移，与超声电机的工作机理有所区别。

本文针对武器系统中的冲击过载环境，分析了旋转型超声电机的主要部件在冲击环境下的失效情况。利用显示动力学，模拟了冲击过程中电机的动态响应与应力波传播过程，对结构中各个部件的受力情况进行分析。最后通过空气炮，对超声电机进行冲击实验，分析了旋转型超声电机在高过载环境下的失效模型，为武器系统中超声电机的应用与设计提供意见。

1 旋转型超声电机在冲击载荷下可能的失效模式分析

旋转型超声电机结构如图1(a)所示，其关键部件包括柔性转子，定子，压电陶瓷以及预紧力机构。其中，输出轴与转子通过螺栓连接，并在输出轴施加预压力，使定子与转子紧密接触，如图1(b)所示。转子输出宏观运动，驱动负载；定子产生高频微幅振动；压电陶瓷实现能量转换，使得输入的高频交流电转化成机械能量输出并激发定子产生高频微幅振动；预紧力机构使得定子与转子之间产生的摩擦力，使得定子的微幅振动可以转化成为动子的宏观运动。其中任何一个部件的失效与变形都将引起电机的损坏。

(b)预紧力施加结构

1.1 压电陶瓷片的失效模式

压电材料为脆性材料，抗压不耐拉，其能承受较大的压应力，但不能够承受等值的拉应力。极化好的压电陶瓷环粘贴在定子的下端，其一端通过胶层与定子黏合，另一端为自由端。为了简化计算过程，将压电陶瓷片中的应力波传播问题简化为一维问题，如图2所示。

图2 压电陶瓷片中应力波传播

当受到冲击作用时，压电陶瓷片中产生了压应力并以波速向自由端传递，并在自由端产生反射。若仅仅考虑纵波，有[12]

(1)

式中：σ，ρ与c分别为应力波，介质密度和相对应的波速；下标I，T和R分别为入射波，透射波和反射波；A为压电陶瓷；B为空气，由于空气的密度很低，可简略为ρBcB=0，可以得到

(2)

当压应力波传递到自由端，产生的反射波为拉伸波，且幅值相等。此刻在拉伸波的作用下，压电陶瓷可能发生断裂失效。实际上，冲击之后，定子与转子将发生反复碰撞，不断产生应力波传向压电陶瓷片，压电陶瓷将会受到很复杂的拉应力与压应力的作用，这里仅仅考虑应力波的第一次反射与透射。

此外，定子与胶层以及胶层和压电陶瓷的连接界面上力学性质不匹配，如杨氏模量、抗拉强度、韧性等。在冲击载荷的作用下，连接界面上会产生相当高的界面应力，可能在连接界面产生裂纹以及脱胶等失效现象；此外在实际的工程应用中，压电材料或者压电材料与定子的连接界面之间可能因为制造过程中的微小瑕疵而产生微小裂纹，并在冲击载荷的作用下产生宏观裂纹；上述两种现象均会使得压电陶瓷激励定子振动的效率降低甚至完全无法激励定子振动[13]。

1.2 定子的失效模式

冲击载荷下定子对超声电机的影响主要有两方面：①定子发生不可逆的塑性变形导致定子的谐振频率发生漂移；②定子的不可逆塑性变形影响到定转子之间的预压力，进而影响到电机的性能输出。

旋转型超声电机利用的是圆环板的面外固有振动模态，其中面外固有振动频率为

(3)

此外，定子与转子之间的预压力是电机输出性能的保证。冲击载荷下，定子承受的载荷超过其屈服极限，产生不可逆的塑性变形，使得定转子接触面之间的预压力减小甚至完全消失，如图3所示，电机的机械性能下降甚至被完全破坏。

图3 定子与转子的塑性变形

1.3 转子的失效模式

为了改善电机的性能，减少定子与转子接触界面上的径向滑移，电机中所使用的转子为柔性转子[15]。由于材料与结构的关系，柔性转子是整个结构当中较为脆弱的部分。在冲击载荷的作用中，容易被破坏产生不可逆的塑性变形，影响定转子之间的接触，使得定转子之间预压力减小甚至消失，电机的性能降低损失甚至完全损坏，如图3所示。这与定子的变形使得预紧力消失，并影响到电机的性能相似。

1.4 预紧力机构的失效模式

预紧力指的是装配好的电极中定子与转子之间的压力。预紧力机构将定子的微幅振动转化成转子的宏观运动输出。其中预压力对超声电机的影响主要包括有以下两个方面：①适当的预压力将有效的提升电机的机械特性，包括堵转力矩，空载转速等[16]。②预压力可以避免定子出现模态混叠，减少电机在运行过程中出现的噪声[17]。

旋转型超声电机的预紧力机构如图1(b)所示。输出轴与转子通过螺栓连接，通过在输出轴上施加拉力。使得定转子紧密接触。由于转子的刚度较小，定子的刚度较大，冲击过后，定子与转子将会形成暂态衰减振动，预紧力机构中的螺栓松动，使施加在输出轴上的力无法传递到定转子上，预紧力机构完全失效。定子的微幅高频振动无法转化成转子的宏观运动，整个电机的结构完全损坏。

2 显示动力学分析

基于workbench显示动力学，分析旋转型超声电机在冲击环境下的动态响应过程和失效机理。为了模拟空气炮的冲击过程，假设电机不动，一质量块(0.126 kg)以3 m/s的速度撞击电机。除了压电陶瓷为弹性体模型，其余材料均为Johnson-cook模型。超声电机的有限元结构模型如图4所示。

2.1 电机的动态响应过程

以基座的加速度来表示整个结构受到的冲击过载，取基座上一点，加速度曲线如图5(a)所示，整个结构的冲击过载达到3.28×106m/s2。当质量块撞击到超声电机之后，应力波沿着基座向输出轴传播，并通过输出轴传播到定子与转子上，且通过定子向压电陶瓷传递。冲击过后，定子与转子由于弹性作用会产生衰减振动并相互碰撞，图5(b)利用了定子与转子的外边沿的位移曲线来表示冲击过后定子与转子的振动与碰撞过程。

2.2 压电陶瓷片的应力波传递过程

压电材料抗压不抗拉，主要考察在冲击环境中压电陶瓷片中的应力波的传递与应力分布情况。不考虑胶层对于压电材料的缓冲作用以及由于定子、压电材料以及胶层之间力学性质不匹配所导致的应力集中出现的脱胶现象。仿真结果显示，压电陶瓷片中应力最大的时刻出现在0.22 ms，大小为32.3 MPa，如图6(a)所示。远低于压电陶瓷的弯曲应力72.98 MPa[18]。冲击过载生后，由于定转子之间振动碰撞，在压电陶瓷片的中产生了间隔的应力峰值，但是峰值应力处于不断衰减的过程，如图6(b)所示。值得注意的是，压电陶瓷片内边缘的应力大于外边缘的应力。

2.3 定子与转子的应力分布

仿真结果显示，在0.2 ms时，定子中存在着最大的应力132 MPa，小于磷青铜的屈服应力440 MPa，说明定子在冲击载荷的作用下没有发生塑性变形。冲击载荷对转子在的影响主要分为两个方面：①转子本身发生塑性变形，影响到定转子之间的预压力；②转子通过螺栓与输出轴连接来施加预压力，如图1(b)所示，其与螺栓连接处的强度将会对预压力结构产生影响。转子在0.23 ms时具有最大的应力124 MPa，小于硬铝的屈服应力325 MPa，如图7(b)。说明定转子没有发生塑性变形，其能够保持紧密接触。转子与螺栓的连接处的强度将在下一节进行分析。

图4 有限元结构模型Fig.4 Finiteelementstructuremodel(a)电机的加速度曲线(b)定转子冲击过程振动时程曲线图5 加速度曲线与定转子的振动曲线Fig.5 Accelerationcurveandvibrationcurveofstatorandrotor

(a)压电陶瓷片应力云图(b)压电陶瓷的应力—时间曲线

图6 压电陶瓷片的应力变化

Fig.6 Variation of stress in piezoelectric ceramic

(a)定子的应力云图

(b)转子的应力云图

2.4 预紧力机构受力分析

旋转型超声电机的输出轴与转子通过螺栓连接，通过在输出轴上施加压力使得定子与转子紧密接触，施加预压力。为了减少计算量，将螺栓简化为一圆柱销，圆柱销与转子输出轴之间为bonded接触[19]。图8(a)表示了冲击载荷下螺栓连接件表面切应力云图。分别取转子、输出轴接触面上一点，分析接触点切应力的变化情况，如图8(b)。转子与输出轴的表面在冲击发生时，产生较大的冲击切应力，随后定转子由于弹性作用产生衰减振动，在螺栓连接件的表面产生高频交变切应力的，拧紧的螺栓容易松动，预紧力机构失效。

3 旋转型超声电机空气炮高冲击实验

采用空气炮(即空气压缩式高冲击平台)对超声电机进行高冲击实验，研究超声电机在冲击载荷下的主要失效机理。冲击采用的超声电机及封装好的空气弹如图9(a)所示，冲击过后的电机如图9(b)所示。冲击过载约为26 546g，脉冲宽度约为0.1 ms。冲击过载过后，整个电机结构中施加预紧力的螺栓松动，压电陶瓷未发生明显的变化，定子的结构未产生明显的变形，转子的表面有划痕，但没有明显的变形。

(a)螺栓的应力云图

(b)预紧力结构各个部件的切应力—时间曲线

(a)冲击前的电机与封装好的空气弹

(b)冲击过后的电机

图10 冲击载荷曲线

4 结 论

本文针对旋转型超声电机的几个关键部件在高冲击载荷下可能出现的失效模式进行了分析：主要包括压电陶瓷在冲击载荷下应力波传递过程以及可能引起的断裂；定子的塑性变形引起的共振频率变化；定子与转子发生塑性变形之后导致定转子之间预压力变化，以及冲击载荷导致的连接螺栓松动使预紧力机构失效。利用workbench软件进行显示动力学仿真分析，在冲击过载达到3.28×106m/s2时，压电陶瓷的最大应力为32.3 MPa，未达到断裂应力，且压电陶瓷片的内部边缘的应力大于外部边缘；定转子没有达到屈服极限，不会产生塑性变形；螺栓表面有着交变切应力的作用，且由于转子与定子的振动作用，使得预紧力施加机构的螺栓容易松动，并最终失效。利用空气炮对超声电机进行了冲击实验，当过载达到26 546g时，压电陶瓷没有产生损坏，定转子均没有产生明显变形，但预紧力机构中的螺栓松动，预紧力机构失效。通过仿真与实验表明，对于旋转型超声电机来说，预紧力机构是整个装置中最为脆弱的部分，如将超声电机应用于高过载系统中，必须对预紧力机构进行有效的改进和完善。

参 考 文 献

[1] 赵淳生. 超声电机技术与应用[M].北京:科学出版社, 2010.

[2] MORITA T. Miniature piezoelectric motors[J]. Sensors and Actuators A: Physical, 2003,103(3):291-300.

[3] UCHINO K. Piezoelectric actuators 2006[J]. Journal of Electroceramics, 2008, 20(3):301-311.

[4] SHERRIT S. Smart material/actuator needs in extreme environments in space[J]. Proc Spie, 2005, 5761(4):335-346.

[5] 唐玉娟, 王新杰, 王炅. 引信安全系统的直线超声电机设计与试验研究[J]. 兵工学报, 2014, 35(1):27-34.

TANG Yujuan,WANG Xinjie,WANG Jiong. Design and experiment of a linear ultrasonic motor for fuze safety system[J]. Acta Armamentarii, 2014, 35(1):27-34.

[6] 贺奔. 超声电机真空、高低温试验及温度适应性电机设计[D]. 南京:南京航空航天大学, 2012.

[7] 芦丹, 郑伟, 赵淳生. 超声电机真空环境试验研究[J]. 压电与声光, 2009, 31(2):213-214.

LU Dan, ZHENG Wei, ZHAO Chunsheng.The experimental research of ultrasonic motor in the vacuum environment[J]. Piezoelectrics & Acoustooptics, 2009, 31(2):213-214.

[8] 任金华, 陈超. 高过载环境下旋转型行波超声电机的动力学分析与设计[C]∥ 全国振动利用工程学术会议暨第四次全国超声电机技术研讨会. 南京:中国振动工程学会,2012.

[9] 陈超, 任金华, 石明友, 等.旋转行波超声电机的冲击动力学模拟及实验[J]. 振动、测试与诊断, 2014, 34(1): 8-14.

CHEN Chao, REN Jinhua, SHI Mingyou, et al. Impact dynamics simulation and experiment analysis of traveling wave type rotary ultrasonic motor[J]. Journal of Vibration Measurement & Diagnosis, 2014, 34(1): 8-14.

[10] 唐玉娟,王炅. 典型引信环境力对压电驱动器的影响研究[J]. 振动与冲击, 2013, 32(19):170-175.

TANG Yujuan, WANG Jiong. Influence of typically environmental force of a fuze on a piezoelectric actuator[J]. Journal of Vibration & Shock, 2013, 32(19):170-175.

[11] 石云波, 王昊宇, 刘俊,等. 高过载压电驱动器设计与试验[J]. 压电与声光, 2007, 29(5):530-532.

SHI Yunbo, WANG Haoyu, LIU Jun, et al. Design and experiment for high over loading piezoceramic actuator[J]. Piezoelectrics & Acoustooptics, 2007, 29(5):530-532.

[12] 余同希. 冲击动力学[M]. 北京:清华大学出版社, 2011.

[13] 王亮. 压电智能复合材料/结构界面断裂研究[D]. 大连:大连理工大学, 2013.

[14] FURUYA S I, MARUHASHI T, IZUNO Y, et al. Load-adaptive frequency tracking control implementation of two-phase resonant inverter for ultrasonic motor[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 1992, 7(3):542-550.

[15] 陈超, 赵淳生. 柔性转子对行波超声波电动机性能的影响[J]. 机械工程学报, 2008, 44(3):152-159.

CHEN Chao, ZHAO Chunsheng. Effect of flexible rotor on performance of traveling wave type ultrasonic motor[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2008, 44(3):152-159.

[16] 赵向东, 赵淳生. 预压力对超声电机输出特性影响的实验研究[J]. 力学与实践, 2002, 24(4):46-48.

ZHAO Xiangdong, ZHAO Chunsheng. Effects of preload on the output characteristics of ultrasonic motors[J]. Mechanics & Engineering, 2002, 24(4):46-48.

[17] 王光庆, 沈润杰, 郭吉丰. 预压力对超声波电机特性的影响研究[J]. 浙江大学学报(工学版), 2007, 41(3):436-440.

WANG Guangqing, SHEN Runjie, GUO Jifeng. Researches on effects to ultrasonic motor’s performance of preload[J]. Journal of Zhejiang University(Engineering Science), 2007,41(3):436-440.

[18] 冯万里. 纳米复合PZT压电陶瓷的制备及其力学性能研究[D]. 哈尔滨:哈尔滨工程大学, 2007.

[19] 肖舒恒, 顾伯勤. 碟簧螺栓连接系统冲击响应分析[J]. 振动与冲击, 2013, 32(18):101-104.

XIAO Shuheng, GU Boqin. Shock response analysis for a bolted connection system with disk spring[J]. Journal of Vibration & Shock, 2013, 32(18):101-104.