王安明， 孟建軍， 胥如迅 ， 何昌雪

(1.蘭州交通大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，蘭州 730070； 2.蘭州交通大學(xué) 機(jī)電技術(shù)研究所，蘭州 730070；3.甘肅省物流及運(yùn)輸裝備信息化工程技術(shù)研究中心，蘭州 730070； 4.西安鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院 牽引動(dòng)力學(xué)院，西安 710026)

振動(dòng)時(shí)效是利用激振器給金屬工件在其固有頻率下施加一定時(shí)間的振動(dòng)，以消除和勻化內(nèi)部殘余應(yīng)力的一種工藝技術(shù)。與熱時(shí)效和自然時(shí)效相比，具有低能耗、低成本、高效率、綠色環(huán)保等突出優(yōu)點(diǎn)，已成為降低金屬工件殘余應(yīng)力的標(biāo)準(zhǔn)工藝[1-3]。目前，傳統(tǒng)的電機(jī)式激振器在國內(nèi)外振動(dòng)時(shí)效應(yīng)用中占有很大比例。這種激振器主要的不足是振動(dòng)頻率低，很難達(dá)到工件的固有頻率，時(shí)效效果不理想；可靠性低，壽命短，高速振動(dòng)時(shí)易飛車；自動(dòng)化程度低，振動(dòng)頻率不能平滑調(diào)節(jié)；能耗高，經(jīng)濟(jì)性差。鑒于傳統(tǒng)激振器在實(shí)際應(yīng)用中存在的不足，研究、開發(fā)新材料、新結(jié)構(gòu)的激振器對振動(dòng)時(shí)效技術(shù)的進(jìn)一步推廣，推動(dòng)振動(dòng)時(shí)效技術(shù)更新?lián)Q代乃至產(chǎn)業(yè)升級，具有較高的應(yīng)用價(jià)值。

磁致伸縮效應(yīng)是在交變磁場作用下鐵磁材料產(chǎn)生微小應(yīng)變的現(xiàn)象。磁致伸縮系數(shù)高于10-3的材料叫作超磁致伸縮材料(Giant Magnetostrictive Material，GMM)[4]。GMM是一種性能優(yōu)越的智能材料，其能量密度可達(dá)2.5×10-2J/cm3，響應(yīng)時(shí)間<1 μs，能實(shí)現(xiàn)1 kN的輸出力，其單晶結(jié)構(gòu)性能更為優(yōu)異[5]。此外，GMM高達(dá)0.75的機(jī)電耦合系數(shù)決定了它有比壓電陶瓷材料更高的換能效率，振動(dòng)頻率可至數(shù)千赫茲，這些優(yōu)良的性能表明它是振動(dòng)時(shí)效設(shè)備理想的激振源之一。

超磁致伸縮材料的磁滯模型、激振器的磁路設(shè)計(jì)、溫度控制、預(yù)壓應(yīng)力及輸出機(jī)構(gòu)決定著激振器的性能。近年來，國內(nèi)外研究學(xué)者針對超磁致伸縮激振器進(jìn)行了廣泛而深入的研究，取得了豐富的研究成果。目前，針對激振器的動(dòng)態(tài)性能研究較少，有待進(jìn)一步深入。因此，在相關(guān)研究成果的基礎(chǔ)上，針對超磁致伸縮激振器驅(qū)動(dòng)線圈采用細(xì)導(dǎo)線、多匝數(shù)、小電流的設(shè)計(jì)方案造成其時(shí)間常數(shù)大、電流上升率小、動(dòng)態(tài)性能差的問題，采用了減少匝數(shù)、增加線徑、大電流驅(qū)動(dòng)的設(shè)計(jì)方案，以提高激振器的動(dòng)態(tài)性能。激振器驅(qū)動(dòng)線圈設(shè)計(jì)為雙線圈并聯(lián)結(jié)構(gòu)，偏置磁場由驅(qū)動(dòng)電流疊加的直流分量產(chǎn)生，采用棒疊片式GMM棒，優(yōu)化驅(qū)動(dòng)線圈幾何尺寸，對內(nèi)部磁場進(jìn)行有限元分析，在MATLAB環(huán)境下仿真激振器的階躍響應(yīng)，實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證激振器的幅頻特性，最后分析振動(dòng)時(shí)效應(yīng)用效果。

1 超磁致伸縮激振器的結(jié)構(gòu)及其驅(qū)動(dòng)原理

1.1 基本結(jié)構(gòu)

超磁致伸縮激振器主要由驅(qū)動(dòng)線圈、GMM棒、導(dǎo)磁蓋、導(dǎo)磁壁、導(dǎo)磁體、輸出桿、預(yù)緊彈簧、預(yù)緊螺母、底座和外殼等組成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。其中GMM棒、驅(qū)動(dòng)線圈、導(dǎo)磁蓋、導(dǎo)磁壁和導(dǎo)磁體組成閉合磁路，以改善GMM棒內(nèi)部磁場的均勻性，而外殼、底座、預(yù)緊螺母和輸出桿采用非導(dǎo)磁材料，以降低漏磁。預(yù)緊彈簧給GMM棒施加預(yù)緊力，預(yù)緊力的大小通過預(yù)緊螺母調(diào)節(jié)，從而得到最佳的磁致伸縮應(yīng)變。預(yù)緊彈簧采用碟形彈簧，剛度幾乎不變且壓力穩(wěn)定[6]。

1．底座；2．下導(dǎo)磁蓋；3．套筒；4．驅(qū)動(dòng)線圈Ⅰ；5．導(dǎo)磁內(nèi)壁；6．驅(qū)動(dòng)線圈Ⅱ；7．GMM棒；8．導(dǎo)磁體；9．線圈骨架；10．上導(dǎo)磁蓋；11．輸出桿；12．預(yù)緊彈簧；13．外殼；14．預(yù)緊螺母

1.2 驅(qū)動(dòng)原理

GMM棒在交變磁場的作用下輸出頻率是激勵(lì)頻率的2倍，即輸出存在倍頻效應(yīng)。倍頻效應(yīng)增加了激振器的高次諧波分量，增大了總諧波失真[7-8]。為了消除倍頻效應(yīng)，采用驅(qū)動(dòng)電流疊加直流分量的方法給GMM棒提供偏置磁場，方波驅(qū)動(dòng)電壓如圖2所示。

圖2 方波驅(qū)動(dòng)電壓

通常，在GMM棒長度確定的情況下，為了獲得較大的磁場強(qiáng)度以提高激振器的輸出位移，驅(qū)動(dòng)線圈采用增加匝數(shù)、減小線徑、小電流驅(qū)動(dòng)的方法。這種方法雖然減小了驅(qū)動(dòng)電流，卻使驅(qū)動(dòng)線圈的電感增加、時(shí)間常數(shù)增大、電流上升率受到限制，降低了激振器的動(dòng)態(tài)性能。為此，采用減少驅(qū)動(dòng)線圈匝數(shù)、增大驅(qū)動(dòng)線圈線徑、大電流驅(qū)動(dòng)的方案。驅(qū)動(dòng)線圈Ⅰ和驅(qū)動(dòng)線圈Ⅱ并聯(lián)，以減小電感，改善作動(dòng)器的動(dòng)態(tài)性能。

2 激振器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與磁路優(yōu)化

2.1 GMM預(yù)壓應(yīng)力的選擇

GMM棒抗拉強(qiáng)度約為28 MPa，抗壓強(qiáng)度約為700 MPa，且脆性大，為避免在工作時(shí)承受拉應(yīng)力，應(yīng)對 GMM 棒加載預(yù)壓應(yīng)力；此外，施加適當(dāng)?shù)念A(yù)壓應(yīng)力，低磁場強(qiáng)度時(shí)的磁致伸縮系數(shù)能得到明顯提高[9]。

在不施加預(yù)壓應(yīng)力，即σ=0時(shí)，變形量明顯偏小，而在一定預(yù)壓應(yīng)力下，變形量顯著變大，變形量λ與磁場強(qiáng)度H呈非線性關(guān)系。GMM在不同預(yù)壓應(yīng)力下的λ-H曲線如圖3所示。圖4為GMM機(jī)電耦合系數(shù)k33、磁場強(qiáng)度H、預(yù)壓應(yīng)力σ之間的關(guān)系。由圖4可知，在一定預(yù)壓應(yīng)力和磁場強(qiáng)度范圍內(nèi)，機(jī)電耦合系數(shù)k33幾乎不變。綜合考慮圖1和圖2各參數(shù)之間的關(guān)系，選取預(yù)壓應(yīng)力σ=10 Mpa、偏置磁場強(qiáng)度H=40 A/m，此時(shí)機(jī)電耦合系數(shù)k33=0.6。

圖3 GMM在不同預(yù)壓應(yīng)力下的λ-H曲線

圖4 預(yù)壓應(yīng)力σ、磁場強(qiáng)度H、機(jī)電耦合系數(shù)k33之間關(guān)系

2.2 GMM棒幾何參數(shù)的確定

GMM棒幾何形狀選用圓柱體形式，主要幾何參數(shù)為長度與直徑，分別用lm和dm表示，其值大小決定激振器的最大輸出位移xmax和Fmax最大激振力[10]，計(jì)算公式分別如下

xmax=δxs=δλslm

(1)

(2)

式中:xs為GMM棒磁場飽和時(shí)的伸長量；λs為GMM棒磁場飽和磁致伸縮系數(shù)；E為GMM棒的彈性模量；σ0為GMM棒的預(yù)壓應(yīng)力；δ為數(shù)學(xué)因子。激振器的最大輸出位移xmax與最大激振力Fmax由振動(dòng)時(shí)效工藝要求的輸出力和位移確定。

GMM棒在交變磁場下工作時(shí)會(huì)產(chǎn)生渦流損耗。為此采用疊片結(jié)構(gòu)的GMM以提高渦流截止頻率，疊片結(jié)構(gòu)的GMM棒由Terfenol-D薄片與環(huán)氧樹脂粘接而成，如圖5所示。疊片結(jié)構(gòu)GMM棒的渦流截止頻率與Terfenol-D薄片厚度的平方成反比，當(dāng)外徑相同時(shí)，疊片結(jié)構(gòu)的GMM棒渦流截止頻率是整體結(jié)構(gòu)的(d/e)2倍。當(dāng)工作頻率相同時(shí)，GMM棒的渦流截止頻率越高，損耗就越小。

2.3 驅(qū)動(dòng)線圈設(shè)計(jì)及優(yōu)化

激振器磁路結(jié)構(gòu)中的線圈通常包括偏置線圈和驅(qū)動(dòng)線圈[11]，均為多層螺線管，兩者設(shè)計(jì)、計(jì)算方法相同。由于線圈發(fā)熱對材料的輸出特性會(huì)產(chǎn)生不利影響[12]。因此，應(yīng)對線圈優(yōu)化設(shè)計(jì)以減小發(fā)熱量，抑制GMM棒的熱變形，提高激振器的機(jī)電轉(zhuǎn)換效率。圖6中點(diǎn)P為線圈軸線上的幾何中心，α1與α2分別代表點(diǎn)P與GMM棒兩個(gè)端面直角頂點(diǎn)的夾角與水平軸線的夾角。L表示線圈的軸向長度，dr表示線圈的厚度，R1和R2分別表示線圈的內(nèi)半徑和外半徑。

圖6 多層螺線管線圈軸向結(jié)構(gòu)圖

多層螺線管線圈中點(diǎn)磁場強(qiáng)度為[13]

(3)

式中：N為線圈匝數(shù)；I為電流。多層螺線管線圈軸線中點(diǎn)上的磁場強(qiáng)度H和發(fā)熱功耗P間的關(guān)系可由下式表示

H=G(α,β)(4P/ρR1π)1/2

(4)

式中：ρ為螺線管線圈的裸線電阻率；α=R2/R1、β=L/(2R1)、G(α,β)為螺線管線圈的幾何形狀因數(shù)，其值與發(fā)熱功率P呈反比例關(guān)系。聯(lián)立式(3)和(4)可得

(5)

當(dāng)G取最大值時(shí)，磁場強(qiáng)度最大，發(fā)熱最小，螺線管線圈電磁轉(zhuǎn)換效率最高。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)α=3.22，β=2.09時(shí)，G(α,β)=0.179，H=0.889NI/L。求解以kη、kβ、W為決策變量的最優(yōu)化問題可得N

目標(biāo)函數(shù) Max(H)=0.889NI/L

(6)

式中：kη為線圈的排繞系數(shù)；kβ為線圈的疊繞系數(shù)；W為漆包線的直徑；J為電流密度。

2.4 磁路設(shè)計(jì)及優(yōu)化

GMM是一種磁性功能材料，其磁致伸縮是通過磁場驅(qū)動(dòng)和控制的，驅(qū)動(dòng)磁場的特性對其輸出特性起著決定作用[14-15]。因此，磁路設(shè)計(jì)和優(yōu)化的目標(biāo)是磁場強(qiáng)度滿足位移輸出的前提下，提高磁場的均勻性。

為降低漏磁、提高激振器的輸出性能，把磁路結(jié)構(gòu)中的各器件組成閉合磁路。由高斯磁通定律可知，無論磁介質(zhì)中磁場強(qiáng)度與磁通密度矢量分布如何，任一閉合曲面穿出的磁通量始終等于零[16]。激振器中的磁路結(jié)構(gòu)為閉合形式，磁通連續(xù)分布，可得出用磁場強(qiáng)度表示的如下方程

(7)

式中：N為線圈匝數(shù)；i為線圈電流值；H、Hk1、Hk2、Hk3、lk1、lk2、lk3分別代表GMM棒、上端蓋、下端蓋及導(dǎo)磁壁中的平均磁場強(qiáng)度與有效長度；μm、μk1、μk2、μk3、Am、Ak1、Ak2、Ak3分別代表GMM棒、上導(dǎo)磁蓋、下導(dǎo)磁蓋以及導(dǎo)磁壁中的導(dǎo)磁率與截面積。激振器輸出位移的增大，GMM棒所處位置的磁場強(qiáng)度H取最大值是前提條件。

利用Comsol Multiphysics有限元軟件進(jìn)行參數(shù)化幾何建模，用于GMM棒磁路結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)[17]。圖7為磁路閉合時(shí)激振器磁感應(yīng)強(qiáng)度云圖。由圖7可知，當(dāng)磁路結(jié)構(gòu)為閉合狀態(tài)時(shí)，平均磁感應(yīng)強(qiáng)度在GMM棒處為0.32 T，在導(dǎo)磁體和導(dǎo)磁壁的共同作用下激振器磁路內(nèi)部的磁場形成了閉合回路，漏磁很少，磁軛效果更為理想。

(a) 2D效果

(b) 3D效果

圖8為磁路結(jié)構(gòu)閉合時(shí)磁棒軸向磁場與磁力線分布。由圖8(a)可以看出，當(dāng)磁路為閉合狀態(tài)時(shí)，GMM棒所處磁場均勻性更好，磁感應(yīng)強(qiáng)度更強(qiáng)；因?yàn)榇帕€是按磁場密度劃分，由圖8(b)可知，當(dāng)磁路閉合時(shí)，在GMM棒周圍磁力線分布更密集。由此可見優(yōu)化設(shè)計(jì)的閉合磁路具有較好的磁場特性。

(a) GMM棒軸向磁場分布

(b) 磁力線分布

Fig.8 Axial magnetic field and magnetic lines distribution of bar magnet when the magnetic circuit structure is closed

3 激振器的數(shù)學(xué)模型與仿真

3.1 激振器的數(shù)學(xué)模型

激振器動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型的建立是以超磁致伸縮激振器的電流為輸入量，位移為輸出量，其動(dòng)態(tài)特性是輸入電流激勵(lì)下位移隨時(shí)間變化的響應(yīng)特性。圖9為超磁致伸縮激振器的等效力學(xué)模型。

圖9 超磁致激振器等效模型

建立激振器位移的數(shù)學(xué)模型前，先作如下假設(shè)：① GMM棒內(nèi)的應(yīng)力σ、磁場強(qiáng)度H、軸向應(yīng)變?chǔ)啪鶆蚍植?；?碟簧具有足夠快的響應(yīng)速度，位移和應(yīng)變完全滿足線性關(guān)系，GMM棒、輸出桿與碟簧具有相同的位移，且相位完全一致；③ GMM棒是軸向均質(zhì)彈性桿，符合動(dòng)力學(xué)理想模型；④ 空載時(shí)輸出桿為負(fù)載，加載時(shí)負(fù)載為構(gòu)件，均為質(zhì)量-彈簧-阻尼負(fù)載模型[18]。

以此為前提，超磁致激振器即可簡化為如圖9所示的線性定常系統(tǒng)。

根據(jù)基爾霍夫電流電壓定律

(8)

式中：u、i、L、R分別為驅(qū)動(dòng)線圈的輸入電壓、電流、電感與總電阻；t為時(shí)間。RT為GMM棒的總磁阻，考慮等效磁路，Φ為激振器的總磁通

(9)

式中：x為激振器的輸出位移；d33為GMM棒的軸向動(dòng)態(tài)磁致伸縮系數(shù)。由于GMM棒的輸出力F=Φ/d33，因此以激振器靜平衡位置為位移的坐標(biāo)原點(diǎn)，系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程為

(10)

式中:m1為GMM棒等效質(zhì)量(均勻彈性元件在棒端的等效質(zhì)量為棒質(zhì)量的1/3)，m2為輸出桿質(zhì)量，k1、c1分別為GMM棒等效剛度系數(shù)和等效阻尼系數(shù)，k2、c2分別為碟簧剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)，x為激振器輸出位移，F(xiàn)為激振器輸出力。將式(10)進(jìn)行拉普拉斯變換，得到GMM棒輸出力F到激振器輸出位移x的傳遞函數(shù)，從而可推導(dǎo)出電流為輸入，位移為輸出的傳遞函數(shù)

(11)

式中：ωn為無阻尼固有頻率；ξ為阻尼比。

3.2 激振器的的階躍響應(yīng)

由式(10)可知，超磁致伸縮激振器的動(dòng)力學(xué)模型和質(zhì)量m、阻尼系數(shù)c和剛度系數(shù)k等密切相關(guān)，這些參數(shù)對整個(gè)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能有著不同程度的影響。GMM棒、輸出桿和碟簧等材料的具體型號選定后，其力學(xué)性能相關(guān)的參數(shù)便可確定。因此，驅(qū)動(dòng)線圈匝數(shù)直接影響系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。在綜合考慮超磁致伸縮激振器的輸出力、輸出位移，滿足加速度要求的前提下，對GMM棒的驅(qū)動(dòng)線圈進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。為了比較優(yōu)化前后系統(tǒng)動(dòng)態(tài)性能，把表1超磁致伸縮激振器的結(jié)構(gòu)參數(shù)代入動(dòng)力學(xué)模型，得到系統(tǒng)的傳遞函數(shù)，并在MATLAB環(huán)境下進(jìn)行了仿真。圖10是優(yōu)化前后系統(tǒng)開環(huán)階躍響應(yīng)曲線。由圖10可知，優(yōu)化前，系統(tǒng)的響應(yīng)時(shí)間為0.5 ms，優(yōu)化后，響應(yīng)時(shí)間為0.2 ms，響應(yīng)速度明顯加快。

表1 超磁致伸縮激振器的結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖10 階躍響應(yīng)曲線

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 激振器實(shí)驗(yàn)裝置的組成

激振器實(shí)驗(yàn)裝置如圖11所示，主要由示波器、激振器、加速度傳感器、可編程電源和計(jì)算機(jī)組成。計(jì)算機(jī)為整個(gè)實(shí)驗(yàn)裝置的人機(jī)界面，由LabVIEW軟件產(chǎn)生頻率可變的脈沖信號，控制可編程電源輸出方波功率脈沖，驅(qū)動(dòng)激振器振動(dòng)；示波器用于觀察激振器的電流波形和加速度波形；加速度傳感器把激振器輸出的加速度變?yōu)殡娦盘?，?jīng)數(shù)據(jù)采集卡輸入計(jì)算機(jī)；計(jì)算機(jī)記錄不同頻率下的加速度值，繪制階躍響應(yīng)曲線和幅頻曲線，用優(yōu)化前后的數(shù)值進(jìn)行對比，以驗(yàn)證激振器的動(dòng)態(tài)性能。

圖11 激振器實(shí)驗(yàn)裝置

4.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

圖12為實(shí)驗(yàn)測得的激振器的階躍響應(yīng)曲線。從圖12可知，優(yōu)化前，激振器階躍響應(yīng)的峰值時(shí)間為0.48 ms，超調(diào)量為17%，調(diào)節(jié)時(shí)間為0.66 ms。優(yōu)化后，激振器階躍響應(yīng)的峰值時(shí)間為0.22 ms，超調(diào)量為21%，調(diào)節(jié)時(shí)間為0.41 ms。與優(yōu)化前相比，優(yōu)化后激振器響應(yīng)速度明顯提高。

圖12 激振器的階躍響應(yīng)曲線

圖13為實(shí)驗(yàn)測得的激振器的幅頻曲線。在幅頻曲線中，頻率范圍均取1～1 000 Hz，由圖13可知，優(yōu)化前，幅值最大為-96 dB，最小為-171 dB，頻率在1～220 Hz范圍內(nèi)時(shí)，幅值衰減尚不明顯，但頻率在220～1 000 Hz的范圍內(nèi)，幅值呈非常明顯的下降趨勢，僅在220～400 Hz，幅值就減小了9 dB，在整個(gè)頻段內(nèi)，幅值衰減很大。優(yōu)化后，幅值最大為-88 dB，最小為-129 dB，頻率在1～700 Hz范圍內(nèi)時(shí)，幅值僅減小了4 dB，幅值衰減不大，從700 Hz開始，幅值才開始較快下降，但總的來說，幅頻曲線比較平坦，由此可見，與優(yōu)化前相比，優(yōu)化后的幅頻曲線比較平滑，幅頻特性大大提高。

圖13 激振器的幅頻曲線

在頻率較高時(shí)，渦流損耗嚴(yán)重影響GMM的機(jī)電轉(zhuǎn)換效率[19]，在頻率較高時(shí)幅值出現(xiàn)很大衰減，GMM棒采用疊片式，可以大大降低渦流損耗，有效改善激振器的幅頻特性。而減少驅(qū)動(dòng)線圈的匝數(shù)，用方波電壓驅(qū)動(dòng)，可以顯著改善激振器的階躍響應(yīng)。

4.3 振動(dòng)時(shí)效應(yīng)用效果

為了驗(yàn)證振動(dòng)時(shí)效應(yīng)用效果，對一構(gòu)件實(shí)施振前掃頻，其加速度峰值對應(yīng)的頻率為195 Hz，以此頻率作為共振頻率對構(gòu)件進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效處理，最后在相同的頻帶內(nèi)實(shí)施振后掃頻，采集振前掃頻與振后掃頻的加速度，繪制振動(dòng)時(shí)效a-f曲線，如圖14所示。由圖14可知，振前掃頻時(shí)，共振頻率195 Hz處的加速度為38 m/s2，振后掃頻時(shí)，共振頻率變?yōu)?15 Hz，該處的加速度為43 m/s2，顯然，共振頻率降低，加速度峰值升高。根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)《振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選擇及效果評定方法》(GB/T 25712—2010)，比較振動(dòng)時(shí)效a-f曲線的變化，振后掃頻a-f曲線的加速度峰值較振前掃頻升高，且共振頻率較振前掃頻降低，因此超磁致伸縮激振器達(dá)到了振動(dòng)時(shí)效應(yīng)用效果[20]。

圖14 振動(dòng)時(shí)效a-f曲線

5 結(jié) 論

(1) 通過對超磁致伸縮激振器內(nèi)部磁場進(jìn)行有限元分析，優(yōu)化設(shè)計(jì)的閉合磁路具有較好的磁場特性。

(2) GMM棒采用疊片式，可以大大降低渦流損耗，有效改善激振器的幅頻特性。

(3) 采用減少匝數(shù)、增加線徑、大電流驅(qū)動(dòng)的設(shè)計(jì)方案，減小了驅(qū)動(dòng)線圈的時(shí)間常數(shù)，顯著提高了激振器的動(dòng)態(tài)性能。

(4) 對比振動(dòng)時(shí)效a-f曲線的變化，加速度峰值明顯升高，共振頻率大幅下降，超磁致伸縮激振器達(dá)到了振動(dòng)時(shí)效應(yīng)用效果。