楊旭磊，朱玉川＊，紀良，費尚書，郭亞子

南京航空航天大學機電學院，南京 210016

超磁致伸縮電靜液作動器的試驗研究與特性分析

楊旭磊，朱玉川＊，紀良，費尚書，郭亞子

南京航空航天大學機電學院，南京 210016

超磁致伸縮材料驅動的電靜液作動器具有結構高度集成、性能影響因素多以及理論分析復雜等特點，為尋求超磁致伸縮電靜液作動器可靠的理論分析方法以提高其輸出性能，首先搭建了超磁致伸縮執(zhí)行器與作動器試驗測試平臺，完成了執(zhí)行器與作動器動態(tài)特性對比試驗，在準確測試與觀察試驗現(xiàn)象的基礎上，對超磁致伸縮電靜液作動器進行結構分解，以各環(huán)節(jié)固有頻率為理論分析切入點，采用試驗、理論與有限元分析相結合的方法，分析了懸臂梁閥片、管路、液壓缸以及蓄能器等動態(tài)特性對作動器輸出性能的影響規(guī)律，總結出符合試驗結果的理論分析方法并確定了影響與制約作動器輸出性能的關鍵環(huán)節(jié)，最后提出了超磁致伸縮電靜液作動器優(yōu)化改進方案，優(yōu)化后作動器試驗結果顯示：在200Hz左右、0．6MPa的偏壓作用下，選取0．15mm 厚度的閥片，作動器的輸出性能達到最佳，其輸出流量最大可達1．2L／min。

超磁致伸縮材料；電靜液作動器；動態(tài)特性；試驗研究；輸出性能；優(yōu)化

相比于液壓系統(tǒng)管路和附件遍布全機的傳統(tǒng)機載液壓系統(tǒng)，電靜液作動器是一種集成化、模塊化的新型機載作動器［1－2］。隨著現(xiàn)代飛機特別是軍用飛機正朝著高速、高機動性、高戰(zhàn)斗力與高能效方向發(fā)展，研制高性能的新型電靜液作動器具有重要的現(xiàn)實意義［2－3］。智能材料是一種新興的功能性材料，其優(yōu)良的特性使研制以智能材料為驅動元件的電靜液作動器成為了可能，并可通過實現(xiàn)閥泵缸高度集成化來消除油箱與管路，以此提高作動器的可靠性［4－6］。目前，國外已經將壓電－液壓作動器應用到了智能旋翼機中，但是研究發(fā)現(xiàn)在高頻工作中，壓電材料由于磁滯損耗而產生的大量熱會影響其工作并有可能永久破壞壓電材料［7－8］。

超磁致伸縮材料（Giant Magnetostrictive Material，GMM）作為智能材料的一種，不僅具有輸出力大、能量密度高、響應速度快、抗干擾能力強等優(yōu)點［9－11］，而且相比于壓電材料具有更小的磁滯損耗以及更好的高溫特性，為研制新型高性能的超磁致伸縮電靜液作動器（GMM－based Electro－Hydrostatic Actuator，GMEHA）提供了有效的途徑［12－13］。

目前，國外已經對GMEHA的特性進行了大量的研究：美國馬里蘭大學的Chaudhuri等［8］在總結前人經驗的基礎上，綜合考慮閥片的動態(tài)特性、油液的慣性以及可壓縮性等因素建立了較為準確的數(shù)學模型，通過對模型進行仿真，分析了閥片的動態(tài)特性對GMEHA輸出性能的影響，但未對其進行相關試驗驗證，并猜測作動器的輸出流量隨驅動頻率的增加出現(xiàn)兩個峰值，分別是由系統(tǒng)中油液共振以及GMM棒、活塞等零件的機械共振造成的；美國賓夕法尼亞大學的Kim和Wang［14］也發(fā)現(xiàn)了類似的試驗現(xiàn)象，并認為雙作用輸出缸低壓側的腔體就相當于一個亥姆霍茲共振器，該結構會影響到吸入流量，并最終造成輸出流量在某些特定的頻率范圍的突然下降，從而使作動器的輸出流量出現(xiàn)兩個峰值；美國俄亥俄州立大學的Larson和Dapino［15］基于J－A磁化模型在AMEsim中建立GMEHA的仿真模型，并對仿真結果與試驗結果進行了對比，但未對試驗現(xiàn)象進行詳細的說明。

此外，Lindler等［16］提出了一個壓電液壓作動器的輸出功率模型，Cadou和Zhang［17］提出了一個150Hz以下的低頻與準靜態(tài)模型，Nasser等［18］提出了一個線性與集中參數(shù)數(shù)學模型，可預測液壓缸的單向運動，Oates和Lynch［19］提出了一個系統(tǒng)動態(tài)模型，可預測電－磁－流體的多場耦合行為。但這些模型的研究重點集中于系統(tǒng)最終的輸出，并未對系統(tǒng)各環(huán)節(jié)的動態(tài)特性予以專門研究，故未能揭示系統(tǒng)各個環(huán)節(jié)對系統(tǒng)最終性能的影響。

本文在上述研究的基礎上，以試驗現(xiàn)象作為研究的發(fā)起點，以最大化GMEHA的輸出性能為目的，通過對GMEHA各部件進行動態(tài)特性理論分析，得出了作動器的輸出流量隨驅動頻率的增加出現(xiàn)兩個峰值這一現(xiàn)象的原因，并對此進行了試驗驗證；然后進一步測試了不同條件下GMEHA的輸出性能，總結出了影響其輸出性能的限制因素，并提出了解決方案，為高性能GMEHA的研制奠定了基礎。

1 GMEHA的結構與工作原理

圖1（a）為設計的GMEHA，其主要包括5個部分：超磁致伸縮執(zhí)行器（Giant Magnetostrictive Actuator，GMA）、泵體、液壓缸、蓄能器以及管路與配件［11，20］，如圖1（b）所示。其中 GMA 作為GMEHA的動力核心，其工作過程主要通過驅動線圈產生交變磁場，磁力線經GMM棒、底座、外殼、導磁塊以及輸出桿形成閉合回路［7］，最終將GMM棒磁化并產生位移推動活塞不斷往返運動壓縮油液，被壓縮的油液經過單向閥的整合配流為GMEHA提供輸出動力。

圖1 GMEHA結構及原理圖Fig．1 Structure and schematic diagram of GMEHA

如圖2所示，GMEHA的工作原理分為以下4個階段［21－22］：①壓縮，在這個階段，泵腔內的壓

強小于泵腔外的壓強，兩個閥片都是關閉的，隨著GMM棒的伸長，腔內的流體被壓縮。②排油，這時腔內外壓差大于零，排油閥被打開，腔內的油液經管路流入液壓缸高壓側，推動負載運動。③回擴，該階段通電線圈的電流開始減少，驅動磁場也隨之減弱，導致GMM棒開始回縮，由于蓄能器與腔內的壓差小于零，所以吸油閥緊閉，無油液進入腔內。④吸油，隨著GMM棒的回縮，腔內的壓強迅速降低，當腔內外的壓力差足以打開吸油閥片，油液進入腔內。

圖2 GMEHA工作原理Fig．2 Operational principle of GMEHA

2 試驗平臺搭建與測試

為得到有效的試驗數(shù)據(jù)進行比較，分別搭建GMA與GMEHA輸出性能測試試驗平臺。

2．1 GMA

圖3為GMA測試試驗臺，圖3中信號發(fā)生器和恒流功率放大器提供頻率與幅值均可調節(jié)的驅動電流，激光位移傳感器（CD5－30（A），精度為0．2μm，量程為1cm，采樣頻率為10kHz）測試GMA的輸出位移。

圖3 GMA測試試驗臺Fig．3 Bench of GMA test

圖4 GMA輸出位移特性Fig．4 Output displacement characteristics of GMA

在幅值為3A的正弦交變電流和3A的偏置電流作用下，GMA的輸出位移特性如圖4所示，xp為GMA的輸出位移，t為時間，其中，圖4（a）為GMA在工作頻率為200Hz時的輸出位移軌跡隨時間的變化曲線，圖4（b）為不同工作頻率時GMA的輸出峰值位移曲線。圖4（b）中橫坐標f為正弦電流驅動頻率。由圖4可以看出，GMA展示出較好的輸出性能，其最大輸出峰值位移接近98μm，且400Hz時也能達到90μm，這使GMEHA的驅動部分得到了保證。

2．2 GMEHA

圖5為根據(jù)GMEHA的工作原理搭建的GMEHA測試試驗臺。在幅值為3A的正弦交變電流和3A偏置電流的作用下，對不同工作頻率下的GMEHA輸出性能進行測試。通過激光位移傳感器（CD－33，精度為2．5μm，量程為12cm，采樣頻率為1kHz）測量液壓缸輸出桿的位移，并結合采樣時間以及液壓缸的橫截面積反推出GMEHA的輸出流量。在0．6MPa的偏壓作用下，不同驅動頻率時GMEHA輸出流量曲線如圖6所示。圖6中縱坐標為GMEHA的輸出流量Q，從圖6中可以看出，GMEHA在300Hz左右輸出流量最大而在150Hz左右最低，與圖4中GMA的輸出位移特性并不一致。因此，系統(tǒng)中部分環(huán)節(jié)的動態(tài)響應限制了GMEHA的輸出性能，而由圖4可以排除包括驅動電流在內的GMA之前的環(huán)節(jié)的影響。GMA之后的環(huán)節(jié)如懸臂梁閥片、管路中油液、液壓缸以及蓄能器的動態(tài)性能都有可能對GMEHA的輸出性能產生影響。

圖5 GMEHA測試試驗臺Fig．5 Bench of GMEHA test

圖6 GMEHA輸出流量曲線Fig．6 Output flow rate curve of GMEHA

3 GMEHA的動態(tài)特性分析

采用有限元與理論分析相結合的方法對懸臂梁閥片、管路中的油液、液壓缸以及蓄能器動態(tài)特性進行分析。

3．1 懸臂梁閥片

流體流入閥體中將閥片打開而流岀的過程是一個流體與閥片相互影響的復雜的流固耦合過程。因此，閥片在流體中的動態(tài)特性通過理論計算很難得到用初等函數(shù)表示的解。為提高結果的正確性且便于分析，本文基于流固耦合力學方法，利用COMSOL Multiphysics有限元軟件建立了懸臂梁閥體流道模型，仿真參數(shù)如表1所示。通過在閥體入口與出口處給定壓差進行流固耦合數(shù)值模擬，并對其動態(tài)特性進行分析。

懸臂梁閥片的有限元分析如圖7所示，其中，圖7（a）為閥片的有限元模型，圖7（b）為閥片的流固耦合仿真結果，vR為閥中流體的流速。閥片受到壓差作用會發(fā)生變形而使流體通過，這個過程雖然是一個復雜的非線性過程，但由于閥片變形量較小，為簡化分析，可以將閥片的變形進行線性化處理，將閥片在流體中的變形簡化為一個單自由度的彈簧阻尼器［22］。

圖8為閥片的等效動力學模型，圖中：pch為泵腔內的壓強；pt為管路入口處的壓強；xR為閥片等效開口位移；mR為閥片的等效質量；kR為閥片的等效剛度；cR為閥片在油液中運動的阻尼。由圖8可知，當pch＞pt時，閥片兩側就會出現(xiàn)壓差ΔpR，當壓差ΔpR達到一定值時，閥片會在壓差的作用下打開，利用閥片打開這個響應過程可以對閥片進行動態(tài)特性分析。圖9為不同壓差時閥片的動態(tài)響應特性。

表1 仿真參數(shù)Table 1 Simulation parameters

圖7 閥片的有限元分析Fig．7 Finite element analysis of reed valve

圖8 閥片的等效動力學模型Fig．8 Equivalent dynamic model of reed valve

圖9 不同壓差時閥片的動態(tài)響應Fig．9 Dynamic response of reed valve under different pressure differential

利用圖9中閥片的響應曲線可以計算得到閥片響應的峰值時間tP以及最大超調量σ。對于單自由度彈簧阻尼器，其動態(tài)傳遞函數(shù)可以表示為

式中：ωR為閥片諧振角頻率；ξR為阻尼比。

聯(lián)立式（2）和式（3）可以求出閥片在不同壓差時的諧振角頻率ωR和阻尼比ξR，如表2所示。根據(jù)表2中的數(shù)據(jù)，計算取平均值可得閥片固有頻率約為700Hz左右。

表2 不同壓差時閥片的響應參數(shù)Table 2 Response parameters of reed valve under different pressure differential

3．2 管 路

分析油液在管路中的非恒定流動時，可把長管路分成無數(shù)個單元，每個單元均由液阻、液容、液感組成，取出其中長度為Δx的一段，管路內壓強和流量在Δt時間內的變化分別為［23］

式中：p為管道內流體壓強；Q為管道內流體流量；Rul、Lul和Cul分別為單位長度管路的液阻、液感和液容；x為油液在管路中的位置。

當Δt→0和Δx→0時，由式（4）可以得到的微分方程并對其進行拉普拉斯變換，初始值為零，可得

式中：Z（s）＝Rul＋Luls；Y（s）＝Culs。

將式（5）對x求偏導并將式（6）代入得

對式（7）求通解可得

式中：A1、A2為任意常數(shù)。

令

式中：Γ（s）為傳播算子，Γ（s）＝γ（s）l，l為管路的長度。

在特性阻抗為Z0（s）的液壓管路系統(tǒng)，負載阻抗為ZR（s）＝p2（s）／Q2（s），則可得輸入端的液源阻抗為

對式（11）進一步整理得

在頻率較高的情況下，層流單位液阻與單位液容和單位液感比起來很小，可以忽略不計，以s＝j w 代入式（12）中，因為ch（jlω／c）＝cos（l·ω／c），sh（jlω／c）＝jsin（lω／c），則

對于開端管路，其負載阻抗ZR（jω）為零，對式（13）化簡可得液源阻抗為

ωl／c＝nπ時，Z1（jω）＝0，管路發(fā)生諧振，由此可以求出此種情況下管路的最低固有頻率為5 650Hz（管路長度l＝60mm）。

對于閉端管路，其負載阻抗ZR（jω）為∞，將式（13）分子分母都除以ZR（jω）可得液源阻抗為時，Z1（jω）＝0，管路發(fā)生諧振，

由此可以求出此情況下管路的最低固有頻率為2 825Hz。

綜上所述，接有液壓缸的GMEHA管路屬于接有變容積容腔的管路，其最低固有頻率應介于在2 825～5 650Hz之間。

3．3 液壓缸

液壓缸作為GMEHA的執(zhí)行機構，其動態(tài)性能的優(yōu)劣將直接關系到GMEHA的輸出性能，圖10為液壓缸工作原理圖。圖10中：Q1為流入高壓腔的流量；Q2為流出低壓腔的流量；V1為高壓腔的容積；V2為低壓腔的容積；p1為高壓腔的壓強；p2為低壓腔的壓強；Ap為活塞的有效作用面積；Mt為活塞與負載的總質量。

圖10 液壓缸工作原理圖Fig．10 Operational principle diagram of hydraulic cylinder

對兩活塞腔應用連續(xù)性方程，可得［24］

液壓缸兩腔的體積為

式中：xp為活塞的位移；V01和V02分別為高壓腔和低壓腔的初始容積。

為簡化分析，假定活塞處在中間位置，兩個初始容積是相等的，即

液壓缸總容積為

這個容積是一個常數(shù)，與活塞的位置無關。

在初始容積相等的條件下，由式（16）可得流量的連續(xù)性方程

式中：Qp為液壓缸的流量；pp為液壓缸兩腔的壓差。

活塞動態(tài)力平衡方程的拉氏變化式為

式中：Bp為液壓缸的總黏度系數(shù)；FL為作用在活塞上的外力。

式中：ωp為活塞在中間位置時的諧振角頻率；ξp為液壓缸的阻尼比。

由此得液壓缸的兩腔的總液壓彈簧剛度為

可見，當V01＝V02時，即當活塞處于中間位置時，K最低，穩(wěn)定性最差，從而給出了最低的固有頻率為1 286Hz。

3．4 蓄能器

蓄能器主要給系統(tǒng)提供偏壓以提高油液的剛度，維持低壓側的壓強和減少壓力脈動，其工作原理圖如圖11所示。圖11中：pe為蓄能器入口處的壓強；pbias為蓄能器內提供的系統(tǒng)偏壓（即充油后蓄能器內氣體壓強）；Va為蓄能器內氣體的體積；la為蓄能器內的油液的高度；Aa為蓄能器的橫截面積；Qa為蓄能器的瞬時流量。

圖11 蓄能器工作原理圖Fig．11 Operational principle diagram of accumulator

根據(jù)圖11所示的蓄能器的工作原理得到蓄能器內的油柱運動微分方程為

式中：Rf為油液的液阻，可以表示為

式中：μ為油液的動力黏度；da為蓄能器的內徑。蓄能器的流量平衡方程為

式中：βa為氣體的體積彈性模量。將式（

一定量的理想氣體在等溫條件下，由波意耳定理可知：

式中：k為等熵指數(shù)，對于氮氣k＝1．4。對式（30）求導可得

由式（31）可得氣體的體積彈性模量的表達式為

由式（28）可得蓄能器的諧振角頻率為

將式（32）代入式（29）可得

蓄能器參數(shù)如表3所示，根據(jù)表3中數(shù)據(jù)可以求出蓄能器內氣體的體積以及蓄能器內油液的高度，結合已知參數(shù)，根據(jù)式（33）可以求得蓄能器固有頻率為139．5Hz。

表3 蓄能器參數(shù)Table 3 Accumulator parameters

4 GMEHA輸出性能試驗研究

4．1 蓄能器的影響

通過以上分析可以發(fā)現(xiàn)，蓄能器的共振頻率剛好發(fā)生在150Hz左右，為確定圖6中谷值輸出流量頻率與蓄能器固有頻率的相關性，進一步進行蓄能器頻域分析，結果如圖12所示。

圖12 蓄能器動態(tài)性能頻域分析Fig．12 Dynamic performance analysis of accumulator at frequency domain

圖12中：橫坐標為系統(tǒng)的振動頻率；縱坐標為蓄能器輸出流量的對數(shù)幅值比。從圖12中可以看出，蓄能器在100Hz時振動幅值開始增大，并且到150Hz左右達到振動峰值，這將導致蓄能器吸排油能力大大增加，又由于管路中油液黏性阻力的影響會造成蓄能器響應出現(xiàn)一定的滯后，導致在泵腔吸油過程中，大量的油液儲存在蓄能器中不能及時排出使泵腔的吸油量減少，在泵腔排油過程中，蓄能器中油液排出到液壓缸的低壓側阻礙液壓缸運動，從而抑制GMEHA的輸出性能。超過150Hz后，蓄能器的振幅將會開始衰減，其對泵腔吸排油的影響逐漸減弱，GMEHA的輸出性能開始提高，而此時蓄能器在系統(tǒng)的作用主要是提供偏壓以及提高油液剛度。

為通過試驗來驗證蓄能器動態(tài)特性的影響，分別在球閥打開與關閉的情況下（球閥打開蓄能器接通，球閥關上蓄能器不接通），測試不同驅動頻率時GMEHA的輸出流量變化情況，如圖13所示。

圖13 球閥打開與關閉時GMEHA的輸出流量Fig．13 Output flow rate of GMEHA when accumulator open and close

由圖13可知，蓄能器的動態(tài)特性是影響GMEHA充分發(fā)揮性能的關鍵，當不使用蓄能器時，在一定的頻率段可以有效的提高GMEHA的輸出性能。然而在100Hz以下以及300Hz以上時，可以發(fā)現(xiàn)接有蓄能器的GMEHA輸出性能明顯好于沒有接蓄能器的性能。這主要是因為在沒有接蓄能器的情況下，液壓缸輸出位移時將會壓縮低壓側的油液，使低壓側的壓強會迅速上升從而阻礙液壓缸活塞的運動；而當接有蓄能器時，由于氣體的剛度遠小于油液的剛度，被壓縮的油液通過壓縮蓄能器氣囊中的氣體而使低壓側的壓力變化不大，從而減少了對液壓缸活塞運動的阻礙。除此之外，蓄能器還能夠有效地為系統(tǒng)補充由于泄漏等原因損失的油液。因此，為最大化GMEHA輸出性能，蓄能器的存在是必要的。提升蓄能器的動態(tài)性能是提高GMEHA輸出性能的一個重要因素。由式（33）可以看出，要提高蓄能器的動態(tài)性能，要適當提高蓄能器的剛度以及盡量選擇容積小且橫截面積較小的蓄能器。

4．2 系統(tǒng)偏壓的影響

為提高GMEHA輸出性能，油液的有效體積彈性模量也至關重要，其值主要取決于油液中混入空氣的多少以及所施加偏壓的大小，而完全排凈油液中的空氣幾乎是不可能的，因此主要通過提高系統(tǒng)偏壓來提高油液有效體積彈性模量，圖14為不同偏壓時，GMEHA的輸出流量隨驅動頻率變化的曲線。

圖14 不同偏壓時GMEHA輸出流量實測曲線Fig．14 Measured curves of GMEHA output flow rate under different bias pressures

從圖14中可以看出，系統(tǒng)偏壓太大或太小都不利于作動器充分發(fā)揮性能。偏壓太小時，油液有效體積彈性模量也會相應的減小，GMM輸出位移有一部分會消耗在壓縮油液上，而且在泵腔吸油過程中，過小的偏壓會導致泵腔內外的壓差太小而不能使足夠的油液進入泵腔，影響GMEHA輸出性能。而當偏壓過大時，雖然油液體積彈性模量提高，但泵腔內壓力也隨之增大，GMM棒輸出位移時需要克服更大的壓力，這將會減小GMM棒輸出位移，從而影響GMEHA輸出性能。綜上所述，偏壓需要根據(jù)實際情況選擇合適值使GMEHA輸出性能最優(yōu)。

4．3 懸臂梁閥片的影響

觀察圖13可以看出，在排除蓄能器影響的情況下，在200Hz以后，GMEHA的輸出性能開始下降，而且在超過250Hz以后下降尤為明顯。主要因為隨著頻率的升高，慣性負載的作用越來越明顯，GMM棒的輸出峰值位移不斷減?。怀酥?，閥片的響應也是一個不可忽略的因素，因為隨著驅動頻率的提高，閥片的響應速度相對于驅動頻率沒有達到足夠快，這勢必將會造成閥片響應出現(xiàn)一定量的滯后，在GMEHA工作過程中，由于閥片的滯后必然會造成一定量的回流（流出泵腔的油液，由于閥片不能及時關閉導致油液又流回泵腔的現(xiàn)象），這將會造成GMEHA輸出性能的下降。圖15為通過有限元軟件模擬的閥片開口位移隨驅動壓力變化的曲線。

圖15 閥片開口位移隨驅動壓力變化的曲線Fig．15 Curves of opening displacement of reed valve changed with driving pressure

從圖15中可以看出，在200Hz時，閥片的動態(tài)響應能夠很好的跟隨壓力的變化，這表示在200Hz的時候，閥片的響應足夠迅速，能夠及時關閉防止回流現(xiàn)象的發(fā)生；而在300Hz的時候，閥片的響應就出現(xiàn)了較為明顯的相位滯后，這勢必導致閥片不能及時關閉而造成一定量的回流，從而影響GMEHA輸出性能。

為揭示閥片動態(tài)性能對作動器的影響，通過激光位移傳感器測量了液壓缸的輸出位移軌跡，圖16為工作頻率為200Hz和300Hz時，GMEHA輸出位移隨時間變化曲線。

圖16中縱坐標為液壓缸輸出位移。雖然由于激光位移傳感器采樣頻率（采樣頻率為1kHz）的限制，圖16中不能夠完全反映液壓缸的輸出位移軌跡，但是從采到的數(shù)據(jù)點得到軌跡曲線已經足夠反映回流現(xiàn)象是否存在。如圖16（a）所示，在200 Hz的時候，液壓缸的輸出位移軌跡呈現(xiàn)上升跟停滯保持不斷交替，這是由于GMM棒周期性的伸長和縮短。在GMM棒伸長時，通過壓縮油液推動液壓缸上升；而在GMM棒縮短過程中，排油閥片及時關閉而使高壓側的油液不能回到泵腔，這樣能使泵腔吸油時，液壓缸的位置保持不變。這反映了在200Hz時，閥片響應速度相對于驅動頻率足夠快，沒有出現(xiàn)回流現(xiàn)象。如圖16（b）所示，液壓缸的輸出位移軌跡存在下降現(xiàn)象，這正是由于閥片響應速度相對于驅動頻率不是足夠快，導致閥片不能夠及時關閉，從而在泵腔吸油過程中，高壓側的油液又回流到泵腔導致液壓缸輸出位移下降。圖16展示的試驗結果與仿真結果有著很好的一致性，也從側面反映了有限元仿真軟件的可預測性。

圖16 GMEHA輸出位移實測曲線Fig．16 Measured curves of output displacement of GMEHA

為避免回流現(xiàn)象的出現(xiàn)就必須提高閥片的響應速度，通過提高閥片的剛度來提高閥片的響應速度或許是一種簡單有效的方法，圖17為選用不同厚度的閥片時，GMEHA輸出流量隨驅動頻率變化的曲線。

圖17 選擇不同厚度閥片時GMEHA輸出流量實測曲線Fig．17 Measured curves of GMEHA output flow rate of reed valves with different thicknesses

從圖17中可以看出，對比0．15mm的閥片，0．20mm厚度的閥片使GMEHA輸出性能在200Hz以后的衰減速度明顯減緩，主要由于剛度的提高而使響應頻率提高進而減少回流量。而使用0．20mm閥片時，GMEHA的整體輸出性能卻不如使用0．15mm厚度的閥片，這是因為閥片剛度的提高，打開閥片所需要的壓差也相應的提高，更多的壓強用于打開閥片而使輸出的壓強有所減少。因此，高頻響低阻力的單向閥對于充分發(fā)揮GMEHA的輸出性能起著至關重要的作用。

5 結 論

1）通過試驗測試GMA的輸出性能，在3A的交變電流以及3A的直流偏置的作用下，GMA具有較好的輸出性能，其最大輸出峰值位移能夠達到接近98μm，而且在400Hz也能夠達到90μm。

2）通過有限元與理論計算相結合的方法，分析了閥片、管路油液、液壓缸以及蓄能器的動態(tài)響應特性，其固有頻率分別為700、2 825～5 650、1 286和139．5Hz。

3）經過理論分析并通過試驗驗證了蓄能器的動態(tài)響應特性是限制GMEHA輸出性能的主要因素；通過試驗分析了蓄能器在系統(tǒng)中的重要作用，而且其提供偏壓的大小都對GMEHA輸出性能有著較大的影響。

4）經過有限元數(shù)值模擬分析并通過試驗驗證了閥片的動態(tài)特性對GMEHA輸出性能的影響，閥片的剛度過低會導致閥片響應速度慢以至于在高頻驅動的條件下出現(xiàn)回流；而閥片剛度過大又會造成壓力損失增大，影響GMEHA的輸出性能。

5）通過測試，200Hz的工作頻率以及0．6MPa偏壓作用下，GMEHA在選擇0．15mm厚度的閥片時，其輸出性能達到最佳，最大輸出流量達到1．2L／min。

［1］ GOHARDANI A S，DOULGERIS G，SINGH R．Challenges of future aircraft propulsion：a review of distributed propulsion technology and its potential application for the all electric commercial aircraft［J］．Progress in Aerospace Sciences，2011，47（5）：369－391．

［2］ 王占林，陳斌．未來飛機液壓系統(tǒng)的特點［J］．中國工程科學，1999，1（3）：5－10．WANG Z L，CHEN B．Characters of future aircraft hydraulic system［J］．Engineering Science，1999，1（3）：5－10（in Chinese）．

［3］ SANDERS B，CROWE R，GARCIA E．Defense advanced research projects agency－smart materials and structures demonstration program overview［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2004，15（4）：227－233．

［4］ WAX S G，F(xiàn)ISCHER G M，SANDS R R．The past，present，and future of DARPA’s investment strategy in smart materials［J］．Journal of the Minerals，Metals and Materials Society，2003，55（12）：17－23．

［5］ SNEED R C，SMITH R R，CASH M F，et al．Development of smart material－h(huán)ydraulic pumps and actuators［C］／ASME 2006International Mechanical Engineering Congress and Exposition．Chicago：American Society of Mechanical Engineers，2006：435－443．

［6］ CHAUDHURI A，WERELEY N M．Compact hybrid electro－h(huán)ydraulic actuators using smart materials：A review［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2012，23（6）：597－634．

［7］ 陳龍，朱玉川，楊旭磊，等．超磁致伸縮泵驅動磁路建模及數(shù)值分析［J］．中國機械工程，2014，25（6）：718－722．CHEN L，ZHU Y C，YANG X L，et al．Driving magnetic path modeling and numerical analysis in giant magnetostrictive pump［J］．China Mechanical Engineering，2014，25（6）：718－722（in Chinese）．

［8］ CHAUDHURI A，YOO J H，WERELEY N M．Design，test and model of a hybrid magnetostrictive hydraulic actuator［J］．Smart Materials and Structures，2009，18（8）：085019．

［9］ RUPINSKY M J．Smart material electro－h(huán)ydrostatic actu－ator for intelligent transportation systems［D］．Ohio：The Ohio State University，2006：15－23．

［10］ 朱玉川，李躍松．射流伺服閥用放大型超磁致伸縮執(zhí)行器建模與分析 ［J］．航空學報，2014，35（11）：3156－3165．ZHU Y C，LI Y S．Modeling and analysis for amplified giant magnetostrictive actuator applied to jet－pipe electrohydraulic servovalve［J］．Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2014，35（11）：3156－3165（in Chinese）．

［11］ CHAUDHURI A，YOO J H，WERELEY N M，et al．Scaling－up issues with a magnetostrictive－h(huán)ydraulic pump［C］／ASME 2006International Mechanical Engineering Congress and Exposition．Chicago：American Society of Mechanical Engineers，2006：403－408．

［12］ LI Y S，ZHU Y C，WU H T，et al．Modeling and inverse compensation for giant magnetostrictive transducer applied in smart material electrohydrostatic actuator［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2014，25（3）：378－388．

［13］ JOHN S，SIROHI J，WANG G，et al．Comparison of piezoelectric，magnetostrictive，and electro－strictive hybrid hydraulic actuators［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2007，18（10）：1035－1048．

［14］ KIM G W，WANG K W．Helmholtz resonance in a piezoelectric－h(huán)ydraulic pump－based hybrid actuator［J］．Smart Materials and Structures，2011，20（1）：015010．

［15］ LARSON J P，DAPINO M J．Design of a smart material electro－h(huán)ydraulic actuator with improved frequency bandwidth［C］／SPIE Smart Structures and Materials＋ Nondestructive Evaluation and Health Monitoring．Florida：International Society for Optics and Photonics，2012：83430K－1－83430K－9．

［16］ LINDLER J E，ANDERSON E H，REGELBRUGGE M E．Design and testing of piezoelectric－h(huán)ydraulic actuators［C］／Smart Structures and Materials．Florida：International Society for Optics and Photonics，2003：96－107．

［17］ CADOU C，ZHANG B．Performance modeling of a piezohydraulic actuator［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2003，14（3）：149－160．

［18］ NASSER K，VUJIC N，LEO D J，et al．Modeling and testing of a piezohydraulic actuation system［C］／SPIE’s 8th Annual International Symposium on Smart Structures and Materials．Florida：International Society for Optics and Photonics，2001：354－365．

［19］ OATES W S，LYNCH C S．Piezoelectric hydraulic pump system dynamic model［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2001，12（12）：737－744．

［20］ ZHAO Y P，CHEN D F，LU Q G．The development and application of smart material pumps［J］．Advanced Materials Research，2013，681：260－265．

［21］ XUAN Z，JIN T，SAN H N，et al．Performance of piezostacks for a piezoelectric hybrid actuator by experiments［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2014，25（18）：2212－2220．

［22］ JOHN S，CHAUDHURI A，WERELEY N M．A magnetorheological actuation system－part II：modeling［C］／ASME 2007International Design Engineering Technical Conferences and Computers and Information in Engineering Conference．Chicago：American Society of Mechanical Engineers，2007：249－259．

［23］ 盛敬超．液壓流體力學［M］．北京：機械工業(yè)出版社，1980：292－304．SHENG J C．Hydro－mechanics［M］．Beijing：China Machine Press，1980：292－304（in Chinese）．

［24］ 王春行．液壓伺服控制系統(tǒng)［M］．北京：機械工業(yè)出版社，1981：78－83．WANG C H．Hydraulic servo control system ［M］．Beijing：China Machine Press，1981：78－83（in Chinese）．

Experimental investigation and characteristic analysis of a giant magnetostrictive materials－based electro－h(huán)ydrostatic actuator

YANG Xulei，ZHU Yuchuan＊，JI Liang，F(xiàn)EI Shangshu，GUO Yazi
College of Mechanical and Electrical Engineering，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China

Electro－h(huán)ydrostatic actuators（EHAs）driven by giant magnetostrictive materials（GMM）have some features including highly integrated structure，lots of factors affecting the performance and complex theoretical analysis．In order to search a reliable theoretical analysis method of giant magnetostrictive materials－based electro－h(huán)ydrostatic actuator（GMEHA）and improving the output performance，the experiment platform of GMA is built in this paper and contrast experiment of actuator dynamic characteristics is completed．On the basis of accurate test and observation of experimental phenomena，structure decomposition of GMEHA is done．Natural frequency of each part is set as breakthrough point of theoretical analysis．A method of combining experiments，theory and finite element analysis（FEA）is taken to analyze the effect on the output performance of actuator caused by dynamic characteristics of cantilever valve，pipeline，hydraulic cylinder and accumulator．The theory analysis method in accordance with experiment is concluded and the key part which affected and restricted the output performance of actuator is determined．Finally，the optimization scheme of GMEHA is put forward on the basis of the above theoretical and experimental researches．Experimental results of actuator after optimization show that the best output performance has been

at the frequency of about 200Hz and the bias of 0．6MPa with the valve of 0．15mm thickness，and the maximum output flow can reach 1．2L／min．

giant magnetostrictive materials；electro－h(huán)ydrostatic actuator；dynamic characteristics；experimental investigation；output performance；optimization

2015－08－31；Revised：2015－09－17；Accepted：2015－10－30；Published online：2015－11－26 08：29

URL：www．cnki．net／kcms／detail／11．1929．V．20151126．0829．004．html

s：National Natural Science Foundation of China（51575258）；Natural Science Foundation of Jiangsu Province（BK20131359）

V227＋．83；TH137

A

1000－6893（2016）09－2839－12

10．7527／S1000－6893．2015．0295

2015－08－31；退修日期：2015－09－17；錄用日期：2015－10－30；網(wǎng)絡出版時間：2015－11－26 08：29

www．cnki．net／kcms／detail／11．1929．V．20151126．0829．004．html

國家自然科學基金（51575258）；江蘇省自然科學基金（BK20131359）

＊通訊作者．Tel．：025－84892503 E－mail：meeyczhu＠nuaa．edu．cn

楊旭磊，朱玉川，紀良，等．超磁致伸縮電靜液作動器的試驗研究與特性分析［J］．航空學報，2016，37（9）：28392－850．YANG X L，ZHU Y C，JI L，et al．Experimental investigation and characteristic analysis of a giant magnetostrictive materialsbased electroh－ydrostatic actuator［J］．Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2016，37（9）：28392－850．

楊旭磊 男，碩士研究生。主要研究方向：智能材料及其結構，電液伺服控制技術。

E－mail：qdyangxl＠163．com

朱玉川 男，博士，副教授。主要研究方向：智能材料及其結構，電液伺服控制技術。

Tel．：025－84892503

E－mail：meeyczhu＠nuaa．edu．cn

＊Corresponding author．Tel．：025－84892503 E－mail：meeyczhu＠nuaa．edu．cn