劉 強(qiáng), 秦慧斌, 賀西平, 王一凡

(1. 陜西師范大學(xué) 物理學(xué)與信息技術(shù)學(xué)院,西安 710119;2. 中北大學(xué) 先進(jìn)制造技術(shù)山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,太原 030051)

超聲技術(shù)已廣泛應(yīng)用于超聲塑料焊接和金屬焊接、超聲加工、超聲細(xì)胞破碎、超聲提取以及其他應(yīng)用領(lǐng)域中。換能器將電信號(hào)轉(zhuǎn)化成超聲振動(dòng),是振動(dòng)系統(tǒng)的關(guān)鍵部件。換能器按驅(qū)動(dòng)材料主要分為壓電換能器和磁致伸縮換能器[1]。超磁致伸縮材料(giant magnetostrictive material, GMM)是一種新型的功能材料,GMM具有磁致伸縮應(yīng)變大,能量密度高,響應(yīng)速度快,具有能產(chǎn)生大功率、大振幅的潛在優(yōu)勢(shì)[2-3]。與壓電換能器相比,超磁致伸縮換能器需要考慮的因素相對(duì)更多[4-9]。利用GMM研制高性能的超磁致伸縮換能器,對(duì)提高聲振動(dòng)系統(tǒng)性能,拓寬聲學(xué)技術(shù)的應(yīng)用領(lǐng)域具有重要意義。

與高磁導(dǎo)率的純鐵、硅鋼等材料相比,GMM的磁導(dǎo)率比較小,通常在換能器的激勵(lì)線圈外設(shè)置導(dǎo)磁材料以減小漏磁。在超磁致伸縮換能器的線圈外加導(dǎo)磁筒有利于提高其有效機(jī)電耦合系數(shù)[10]。李英明等[11]對(duì)有無永磁體的鐵鎵復(fù)合棒換能器進(jìn)行磁分析,磁路中有永磁體的換能器Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度中間向兩端遞減,幅度變化大,磁場(chǎng)分布相對(duì)不均勻;而磁路中無永磁體的換能器Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度兩端大,整體幅度變化小,分布相對(duì)均勻。李琳等[12]研究永磁體偏置磁場(chǎng)的結(jié)構(gòu)以及外殼材料對(duì)超磁致伸縮致動(dòng)器的輸出位移以及軸向剛度的影響,結(jié)果表明,環(huán)套式永磁體產(chǎn)生的磁場(chǎng)分布比較均勻,但漏磁嚴(yán)重;而采用分段式永磁體,并使用鋼制外殼可避免漏磁,但對(duì)致動(dòng)器的輸出位移和剛度有影響。Teng等[13]提出數(shù)字槽結(jié)構(gòu)的Terfenol-D棒,并利用有限元軟件估算了棒的渦流損耗,與相同尺寸的未處理棒相比,數(shù)字槽結(jié)構(gòu)棒的渦流損耗降低了78.5%。Bai等[14]采用嵌合多肋磁路設(shè)計(jì)了一種超磁致伸縮換能器,不僅減小了熱損失,還降低了磁軛的質(zhì)量。李明范等[15]試驗(yàn)研究電工純鐵和軟鋼兩種導(dǎo)磁材料對(duì)超磁致伸縮換能器輸出位移的影響,結(jié)果表明:電工純鐵能夠提高Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度,減少換能器的漏磁,并增加其輸出位移。蔡萬寵等[16]采用硅鋼、鐵氧體、磁粉心制成導(dǎo)磁體,試驗(yàn)研究了3種導(dǎo)磁體材料對(duì)超磁致伸縮換能器機(jī)電轉(zhuǎn)換效率的影響。高曉輝等[17]利用有限元軟件研究導(dǎo)磁端蓋和導(dǎo)磁片尺寸對(duì)超磁致伸縮致動(dòng)器Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)均勻度的影響。李鵬陽等[18]對(duì)棒形換能器和窗形換能器進(jìn)行了靜態(tài)磁分析。結(jié)果表明,窗形換能器在Terfenol-D棒上分布的磁力線比較密集,沒有漏磁發(fā)生,而棒形換能器產(chǎn)生了一部分磁場(chǎng)能量損耗。李躍松等[19]利用有限元軟件研究了線圈結(jié)構(gòu)、閥體材料等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)超磁致伸縮執(zhí)行器Terfenol-D棒的磁場(chǎng)均勻度及磁場(chǎng)強(qiáng)度的影響,并通過試驗(yàn)與有限元仿真分析了Terfenol-D棒磁場(chǎng)分布不均勻?qū)?zhí)行器位移輸出特性的影響。Liu等[20]采用硅鋼做超磁致伸縮致動(dòng)器的導(dǎo)磁材料,與整體硅鋼相比,疊層硅鋼減少了電導(dǎo)率和渦流,增加了Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度,試驗(yàn)測(cè)試發(fā)現(xiàn)疊層硅鋼致動(dòng)器的輸出振幅提高了44.2%。超磁致伸縮換能器的磁路設(shè)計(jì)通常利用有限元軟件進(jìn)行仿真計(jì)算,以減小漏磁,提高Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)均勻度為目標(biāo),并通過試驗(yàn)研究磁路的設(shè)計(jì)對(duì)換能器振動(dòng)性能的影響,而利用有限元法研究磁路的設(shè)計(jì)對(duì)超磁致伸縮換能器振動(dòng)性能影響的還比較少。

為優(yōu)化換能器的磁路結(jié)構(gòu),提高換能器的磁機(jī)能量轉(zhuǎn)換效率,并提升其振動(dòng)性能。本文研制了一種諧振頻率約20 kHz的超磁致伸縮換能器,在不同的功率對(duì)應(yīng)得到不同的振幅,實(shí)現(xiàn)振幅可調(diào)。在COMSOL Multiphysics軟件中利用磁機(jī)耦合對(duì)不同厚度導(dǎo)磁筒和導(dǎo)磁塊的換能器進(jìn)行仿真計(jì)算,分別對(duì)有導(dǎo)磁筒和無導(dǎo)磁筒換能器(其他組件的材料、尺寸都一樣)的阻抗和輸出振幅進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試,對(duì)兩種換能器工作時(shí)的溫升進(jìn)行仿真計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試,并對(duì)其性能進(jìn)行分析和比較。

1 超磁致伸縮換能器的結(jié)構(gòu)

超磁致伸縮換能器的結(jié)構(gòu)簡圖,如圖1所示。預(yù)緊螺栓將換能器的各部分連接,并給Terfenol-D棒施加10 MPa的預(yù)應(yīng)力。在Terfenol-D棒兩端設(shè)置永磁體,激勵(lì)線圈產(chǎn)生高頻的交變磁場(chǎng),Terfenol-D棒在交變磁場(chǎng)下產(chǎn)生超聲頻振動(dòng)。

1.后蓋板;2.導(dǎo)磁塊;3.Terfenol-D棒;4.永磁體; 5.前蓋板; 6.螺母; 7.導(dǎo)磁筒; 8.線圈;9.預(yù)緊螺栓。圖1 換能器的結(jié)構(gòu)簡圖和換能器的簡化示意圖Fig.1 Structural diagram of transducer and simplified schematic diagram of transducer

2 換能器的動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算

2.1 控制方程

在處理結(jié)構(gòu)力學(xué)線性問題時(shí)所依賴的有限元方程如下

(1)

式中: [M]為質(zhì)量矩陣;[C]為阻尼矩陣;[K]為剛度矩陣;在結(jié)構(gòu)參數(shù)(包括幾何參數(shù)和材料參數(shù))給定及有限元網(wǎng)格生成后,[M],[C],[K]已經(jīng)完全唯一確定了;{F}為載荷力向量,它的不同特征決定了不同分析類型。

{F}={F(t)}為時(shí)間的任意函數(shù),屬于瞬態(tài)結(jié)構(gòu)分析,依賴方程為式(1)。

{F}={F0ejδ·ejωt}為時(shí)間的簡諧函數(shù),則對(duì)應(yīng)的分析類型為諧波分析,依賴的方程可化為

(-ω2[M]+jω[C]+[K]){u}={F0ejδ}

(2)

{F}={0},則屬于模態(tài)分析,即計(jì)算下列方程有非零解的本征值問題

(3)

[K]{u}={F0}

(4)

在換能器設(shè)計(jì)中比較常用的是有限元法,在COMSOL Multiphysics中利用Terfenol-D的磁機(jī)耦合對(duì)超磁致伸縮換能器進(jìn)行仿真計(jì)算。

有限元分析中壓磁方程

(5)

式中:σ為應(yīng)力;cH為恒定磁場(chǎng)強(qiáng)度下的彈性系數(shù);S為應(yīng)變;eH為壓磁耦合矩陣;H為磁場(chǎng)強(qiáng)度;B為磁感應(yīng)強(qiáng)度;μS為恒定應(yīng)變下的磁導(dǎo)率。

超磁致伸縮換能器的機(jī)電耦合問題中的有限元控制方程為

(6)

式中:[u]為結(jié)構(gòu)位移向量; [F]為載荷力向量;[A]為施加在磁致伸縮材料上的激磁安匝數(shù);[Km]為磁致伸縮耦合矩陣;[Kμ]為磁導(dǎo)率矩陣;[φ]為截面上通過的磁通量。

自由狀態(tài)下,載荷力[F]為零。在COMSOL Multiphysics中建立超磁致伸縮換能器模型,代入控制方程式(6),輸入前后蓋板和Terfenol-D棒的有關(guān)已知參數(shù),就可求得換能器的結(jié)構(gòu)位移向量[u],進(jìn)而得到其各階振型。

2.2 導(dǎo)磁筒對(duì)換能器的磁場(chǎng)及振動(dòng)性能的影響

在COMSOL Multiphysics中選擇固體力學(xué)和磁場(chǎng)來實(shí)現(xiàn)超磁致伸縮換能器的電磁機(jī)耦合有限元仿真計(jì)算,在有限元軟件中建立換能器的模型,根據(jù)圖1設(shè)定換能器各部分的尺寸為:l1=62.5 mm,l2= 8 mm,l3= 21 mm,l4= 8 mm,D1= 62 mm,D2=D3=D4= 18 mm,d5= 50 mm(前蓋板小端直徑),D5= 62 mm(前蓋板大端直徑),l5= 7 mm;永磁體的長度為3 mm,l2和l4均為導(dǎo)磁塊和永磁體的總長度。換能器各部分的材料屬性如表1所示,并根據(jù)文獻(xiàn)[21],得到Terefenol-D的彈性矩陣、壓磁矩陣、磁導(dǎo)率矩陣;空氣的相對(duì)磁導(dǎo)率為1,為了提高仿真計(jì)算的收斂性,將空氣的電導(dǎo)率設(shè)置為1。換能器的網(wǎng)格圖,如圖2所示?？諝庥虻木W(wǎng)格在圖2沒有顯示,總共有16 680個(gè)網(wǎng)格單元。

表1 換能器的材料屬性Tab.1 Material properties of transducer

圖2 超磁致伸縮換能器的網(wǎng)格圖Fig.2 Grid diagram of giant magnetostrictive transducer

設(shè)置線圈的匝數(shù)為350匝,激勵(lì)電壓為60 V,設(shè)置阻尼系數(shù)為0.004[22]。對(duì)不同厚度導(dǎo)磁筒的超磁致伸縮換能器進(jìn)行特征頻率分析,得到無導(dǎo)磁筒換能器的振動(dòng)模態(tài)和3 mm厚導(dǎo)磁筒換能器的振動(dòng)模態(tài),如圖3所示。換能器前蓋板輸出的振幅最大,后蓋板的輸出振幅最小,說明換能器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)比較合理。

圖3 超磁致伸縮換能器的振動(dòng)模態(tài)Fig.3 Vibration mode of giant magnetostrictive transducer

不同厚度導(dǎo)磁筒與換能器諧振頻率的關(guān)系曲線,如圖4所示。由圖4可知,隨著導(dǎo)磁筒厚度的增大,換能器的諧振頻率降低。這是由于換能器的節(jié)面位于后蓋板和后導(dǎo)磁塊的結(jié)合面。因此,將導(dǎo)磁筒固定在后蓋板上,導(dǎo)磁筒會(huì)對(duì)換能器的諧振頻率產(chǎn)生影響,厚度越大,質(zhì)量就越大,換能器的諧振頻率越低。

圖4 不同厚度導(dǎo)磁筒與換能器的諧振頻率關(guān)系曲線Fig.4 Resonant frequency relation curve of magnetic conductor with different thickness and transducer

分別在不同厚度導(dǎo)磁筒的超磁致伸縮換能器的諧振頻率進(jìn)行頻域分析,得到換能器Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度如圖5所示。由圖5可知:無導(dǎo)磁筒Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度最小,添加導(dǎo)磁筒后Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度增大,當(dāng)導(dǎo)磁筒的厚度為3 mm時(shí),Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度最大;Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)中間大兩端小,Terfenol-D棒軸向的磁場(chǎng)呈波浪狀分布,這是由于高頻磁場(chǎng)下Terfenol-D棒內(nèi)的磁場(chǎng)分布不均勻。

圖5 Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度Fig.5 Axial magnetic field strength of Terfenol-D rod

磁場(chǎng)均勻度定義為

(7)

式中:Hi為Terfenol-D棒上第i個(gè)點(diǎn)的磁場(chǎng)強(qiáng)度;n為棒軸上所取點(diǎn)數(shù);Hmax為棒上磁場(chǎng)強(qiáng)度的最大值。

取棒軸上的點(diǎn)數(shù)n=206,由式(7)計(jì)算得到不同厚度導(dǎo)磁筒的超磁致伸縮換能器Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)均勻度如圖6所示。由圖6可知,添加導(dǎo)磁筒后換能器Terfenol-D棒的磁場(chǎng)均勻度減小,隨著導(dǎo)磁筒厚度的增大,磁場(chǎng)均勻度先不變后略有減小。

圖6 Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)均勻度Fig.6 Axial magnetic field uniformity of Terfenol-D rod

超磁致伸縮換能器的二維模型,如圖7所示。無導(dǎo)磁筒和3 mm厚導(dǎo)磁筒的換能器在諧振頻率時(shí)的磁場(chǎng)強(qiáng)度分布圖,如圖8所示。由圖8可知:3 mm厚導(dǎo)磁筒的換能器的最大磁場(chǎng)強(qiáng)度大于無導(dǎo)磁筒的換能器;在高頻磁場(chǎng)下,換能器內(nèi)的磁場(chǎng)分布不均勻,Terfenol-D棒的外徑附近以及線圈的磁場(chǎng)強(qiáng)度較大,Terfenol-D棒的內(nèi)部以及導(dǎo)磁體附近的磁場(chǎng)強(qiáng)度較小。

圖7 超磁致伸縮換能器的二維模型Fig.7 Two-dimensional model of giant magnetostrictive transducer

圖8 超磁致伸縮換能器的磁場(chǎng)強(qiáng)度分布圖 Fig.8 Magnetic field intensity distribution of the giant magnetostrictive transducer

不同厚度導(dǎo)磁筒的超磁致伸縮換能器在諧振頻率時(shí)的輸出振幅,如圖9所示。無導(dǎo)磁筒時(shí),換能器的輸出振幅最小;添加導(dǎo)磁筒后,換能器的輸出振幅明顯增大;導(dǎo)磁筒的厚度約為3 mm時(shí),換能器的輸出振幅最大。這是由于隨著導(dǎo)磁筒厚度的增大,棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度增大,棒的磁致伸縮應(yīng)變?cè)龃?換能器的輸出振幅增大;當(dāng)導(dǎo)磁筒的厚度大于3 mm時(shí),可能是由于導(dǎo)磁筒的渦流損耗變大,換能器的輸出振幅略有減小。

圖9 不同厚度導(dǎo)磁筒換能器的輸出振幅Fig.9 Output amplitude of magnetic cylinder transducer with different thickness

2.3 導(dǎo)磁塊對(duì)換能器的磁場(chǎng)及振動(dòng)性能的影響

無導(dǎo)磁筒不同厚度導(dǎo)磁塊與換能器諧振頻率的關(guān)系曲線,如圖10所示。隨著導(dǎo)磁塊厚度的增大,換能器總的尺寸變長,諧振頻率降低。

圖10 不同厚度導(dǎo)磁塊與換能器的諧振頻率Fig.10 Resonant frequencies of magnetic blocks and transducers with different thickness

分別對(duì)無導(dǎo)磁筒不同厚度導(dǎo)磁塊的超磁致伸縮換能器的諧振頻率進(jìn)行頻域分析,得到換能器Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度如圖11所示。隨著導(dǎo)磁塊厚度的增大,Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度增大;Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度中間大兩端小,有導(dǎo)磁塊換能器的Terfenol-D棒軸向的磁場(chǎng)強(qiáng)度呈波浪狀分布,這是由于高頻磁場(chǎng)下,Terfenol-D棒內(nèi)的磁場(chǎng)分布不均勻;導(dǎo)磁塊的磁導(dǎo)率比較大,添加導(dǎo)磁塊后對(duì)換能器的Terfenol-D棒的磁場(chǎng)分布產(chǎn)生了影響。

圖11 Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度Fig.11 Axial magnetic field strength of Terfenol-D rod

無導(dǎo)磁筒不同厚度導(dǎo)磁塊的換能器Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)均勻度,如圖12所示。由圖12可知,隨著導(dǎo)磁塊厚度的增大,換能器Terfenol-D棒的磁場(chǎng)均勻度增大。

圖12 Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)均勻度Fig.12 Axial magnetic field uniformity of Terfenol-D rod

無導(dǎo)磁筒不同厚度導(dǎo)磁塊與換能器輸出振幅的關(guān)系曲線,如圖13所示。由圖13可知,隨著導(dǎo)磁塊厚度的增大,換能器的輸出振幅增大。原因是隨著導(dǎo)磁塊厚度的增大,Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度增大,棒的磁致伸縮應(yīng)變?cè)龃?換能器的輸出振幅增大。

圖13 不同厚度導(dǎo)磁塊與換能器輸出位移的關(guān)系曲線Fig.13 Relation curve between magnetic blocks with different thickness and output displacement of transducer

3 換能器的溫度場(chǎng)仿真計(jì)算

超磁致伸縮換能器工作時(shí)產(chǎn)生的熱量主要通過熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流、熱輻射傳遞。傳熱方程為

(8)

式中:ρ為密度;Cp為恒壓熱容;T為溫度;k為導(dǎo)熱系數(shù)。

超磁致伸縮換能器工作時(shí)產(chǎn)生的焦耳熱主要來自于Terfenol-D棒的磁滯損耗、渦流損耗,線圈的電阻損耗以及導(dǎo)磁體的渦流損耗。在高頻磁場(chǎng)下工作,換能器中總的熱量為

Q=Qml+Qrh+Qc

(9)

式中:Qml為Terfenol-D棒的磁滯損耗熱;Qrh為Terfenol-D棒和導(dǎo)磁體的渦流損耗熱;Qc為線圈的電阻損耗熱。

在外磁場(chǎng)作用下Terfenol-D棒的磁感應(yīng)強(qiáng)度B與磁場(chǎng)H之間存在相位角β,即損耗角。Terfenol-D棒在磁化和退磁過程中產(chǎn)生磁滯損耗,磁感應(yīng)強(qiáng)度[23]為

B=Bme-j(ωt-β)

(10)

在交變磁場(chǎng)中,Terfenol-D棒的復(fù)數(shù)磁導(dǎo)率為

(11)

式中:實(shí)部磁導(dǎo)率μr為動(dòng)態(tài)磁化過程中磁能的存儲(chǔ);虛部磁導(dǎo)率μi為磁能的損耗。

磁滯損耗Qml和渦流損耗Qrh可表示為

(12)

(13)

式中:J為電流密度;E為電場(chǎng)強(qiáng)度。

線圈的電阻損耗為

Qc=I2R

(14)

式中:I為線圈中的電流;R為線圈的電阻。

根據(jù)傳熱方程式(8)以及換能器熱分析的有關(guān)參數(shù)等,在有限元軟件中仿真計(jì)算得到換能器工作一段時(shí)間后的溫度分布。

為研究換能器工作一段時(shí)間后的溫度分布以及溫升隨時(shí)間的變化規(guī)律,本文仿真計(jì)算了無導(dǎo)磁筒和3mm厚導(dǎo)磁筒的超磁致伸縮換能器在60 V的激勵(lì)電壓下的溫升發(fā)熱特性,利用Terfenol-D的復(fù)數(shù)磁導(dǎo)率[24],在COMSOL Multiphysics中對(duì)兩個(gè)換能器進(jìn)行熱分析,換能器熱分析的參數(shù)表,如表2所示。設(shè)置環(huán)境溫度為30 ℃,通過自然對(duì)流散熱,對(duì)流換熱系數(shù)為15 W/(m2·℃)[25]。

表2 換能器熱分析的參數(shù)表Tab.2 Parameters of thermal analysis of transducer

兩個(gè)超磁致伸縮換能器達(dá)到熱平衡時(shí)的溫度分布圖,如圖14所示。由圖14可知,看換能器的Terfenol-D棒的溫度最高,線圈的溫度低于Terfenol-D棒,后蓋板后端的溫度最低,而導(dǎo)磁圓筒和前蓋板的溫度高于后蓋板。這是由于Terfenol-D棒的發(fā)熱是超磁致伸縮換能器的主要發(fā)熱源,Terfenol-D棒產(chǎn)生的熱量傳遞給了線圈、前蓋板和后蓋板,另外,線圈自身也有一定的發(fā)熱,線圈的溫度較高;前蓋板的導(dǎo)熱系數(shù)較大,所以前蓋板的溫度高于后蓋板;導(dǎo)磁圓筒中存在一定的渦流損耗,所以導(dǎo)磁筒的溫度高于后蓋板。

圖14 兩個(gè)超磁致伸縮換能器的溫度分布圖 Fig.14 Temperature distribution of two giant magnetostrictive transducers

4 試驗(yàn)測(cè)試

由圖5和圖9可知,當(dāng)導(dǎo)磁筒的厚度約為3 mm時(shí),Terfenol-D棒的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度最大,換能器的輸出振幅最大。因此,選定導(dǎo)磁筒的厚度為3 mm。由圖10和圖13,綜合考慮不同厚度導(dǎo)磁塊換能器的諧振頻率和輸出振幅,選取導(dǎo)磁塊的厚度為5 mm。有導(dǎo)磁筒和無導(dǎo)磁筒的換能器的樣機(jī),如圖15所示。換能器的實(shí)驗(yàn)測(cè)試裝置,如圖16所示。采用高速雙極性電源(BP4620)輸出高頻的電信號(hào),采用激光測(cè)振儀(LV-S01)測(cè)試兩個(gè)換能器端面的輸出振幅,阻抗分析儀(Agilent 4294A)測(cè)量兩個(gè)換能器的阻抗,利用溫度傳感器(型號(hào):YET-620L,品牌: KAIPUSEN)對(duì)兩個(gè)換能器工作時(shí)Terfenol-D棒外徑表面的溫度進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)量,紅外熱成像儀Fluke Ti400型對(duì)換能器工作一段時(shí)間后的溫度分布進(jìn)行測(cè)試,換能器的溫度測(cè)試圖,如圖17所示。

圖15 超磁致伸縮換能器的樣機(jī)Fig.15 Prototype of giant magnetostrictive transducer

圖16 換能器的試驗(yàn)測(cè)試裝置Fig.16 Experimental test device of transducer

圖17 換能器的溫度測(cè)試圖Fig.17 Temperature test diagram of transducer

兩個(gè)超磁致伸縮換能器的阻抗圓圖,如圖18所示。根據(jù)文獻(xiàn)[26],計(jì)算得到本文中超磁致伸縮換能器的等效質(zhì)量m=0.071 kg,由式(15)、式(16)計(jì)算得到兩個(gè)換能器的機(jī)電轉(zhuǎn)換系數(shù)Tme,有導(dǎo)磁筒換能器的機(jī)電轉(zhuǎn)換系數(shù)大于無導(dǎo)磁筒換能器。兩個(gè)換能器的阻抗測(cè)試結(jié)果,如表3所示。無導(dǎo)磁筒的換能器和3 mm厚導(dǎo)磁筒的換能器的諧振頻率分別為19.88 kHz和19.63 kHz,與有限元計(jì)算的誤差分別為1.05%和2.20%。

表3 超磁致伸縮換能器的阻抗測(cè)試結(jié)果Tab.3 Impedance test results of giant magnetostrictive transducer

圖18 超磁致伸縮換能器的阻抗圓Fig.18 Impedance circle of giant magnetostrictive transducer

r=2mπ(f2-f1)

(15)

(16)

式中:r為等效阻抗;f1和f2為半功率頻率,Zmot為阻抗圓直徑。

兩個(gè)超磁致伸縮換能器的有效功率與輸出振幅的關(guān)系曲線,如圖19所示。由圖19可知,隨著有效功率的增大,兩個(gè)換能器的輸出振幅均增大,有導(dǎo)磁筒換能器的輸出振幅大于無導(dǎo)磁筒換能器。

圖19 兩個(gè)超磁致伸縮換能器的振幅曲線Fig.19 Amplitude curves of two giant magnetostrictive transducers

兩個(gè)超磁致伸縮換能器Terfenol-D棒的平均溫度隨時(shí)間變化的曲線,如圖20所示。由圖20可知,隨著工作時(shí)間的增加,兩個(gè)換能器Terfenol-D棒的溫度均增大,有導(dǎo)磁筒換能器Terfenol-D棒的溫度大于無導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒。原因可能是有導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度大于無導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒,有導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒的發(fā)熱較大;導(dǎo)磁筒阻隔了Terfenol-D棒和線圈產(chǎn)生的熱量及時(shí)向外擴(kuò)散,另外,導(dǎo)磁筒也有一定的發(fā)熱,導(dǎo)致有導(dǎo)磁筒換能器Terfenol-D棒的溫度較高。兩個(gè)換能器Terfenol-D棒溫度的試驗(yàn)測(cè)試值和仿真計(jì)算值的變化趨勢(shì)基本吻合。

圖20 超磁致伸縮換能器Terfenol-D棒的時(shí)間平均溫度曲線Fig.20 Time-average temperature curve of Terfenol-D rod of giant magnetostrictive transducer

無導(dǎo)磁筒換能器在外加60 V的電壓連續(xù)工作15 min時(shí)的溫度分布圖,如圖21所示。從圖21可知,換能器的Terfenol-D棒附近的溫度最高,線圈的溫度高于前蓋板,后蓋板的溫度最低。試驗(yàn)測(cè)試得到的換能器溫度分布與仿真計(jì)算的趨勢(shì)基本吻合。

圖21 無導(dǎo)磁筒換能器的實(shí)際表面溫度分布圖Fig.21 Actual surface temperature distribution of the transducer without magnetic guide tube

5 結(jié)論

本文研制了一種超磁致伸縮換能器,有限元方法仿真計(jì)算了線圈外的導(dǎo)磁筒和Terfenol-D棒兩端的導(dǎo)磁塊的厚度對(duì)換能器的輸出振幅以及Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度、磁場(chǎng)均勻性的影響,分別對(duì)研制的有導(dǎo)磁筒和無導(dǎo)磁筒的換能器的阻抗、輸出振幅進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)量,并對(duì)兩個(gè)換能器工作時(shí)Terfenol-D棒的溫升進(jìn)行了計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試。得到以下結(jié)論:

(1) 隨著導(dǎo)磁筒厚度的增加,Terfenol-D棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度先增大后減小,磁場(chǎng)均勻度先減小后趨于不變;當(dāng)換能器的諧振頻率降低,輸出振幅先增大后略有減小,當(dāng)導(dǎo)磁筒的厚度約3 mm時(shí),換能器的輸出振幅最大;隨著導(dǎo)磁塊厚度的增加,棒的磁場(chǎng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)均勻度增大,諧振頻率降低,輸出振幅增大。導(dǎo)磁筒、導(dǎo)磁塊厚度的選取要考慮到棒的磁場(chǎng)分布以及換能器的輸出振幅和諧振頻率。

(2)工作15 min后,無導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒的實(shí)際平均溫度為53 ℃,有導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒的實(shí)際溫度平均為57 ℃,有導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒工作時(shí)的平均溫度高于無導(dǎo)磁筒換能器的Terfenol-D棒;無導(dǎo)磁筒換能器的機(jī)電轉(zhuǎn)換系數(shù)為30.6 N/A,有導(dǎo)磁筒換能器的機(jī)電轉(zhuǎn)換系數(shù)為46.8 N/A,有導(dǎo)磁筒換能器的機(jī)電轉(zhuǎn)換系數(shù)和輸出振幅大于無導(dǎo)磁筒換能器。

(3) 超磁致伸縮換能器的Terfenol-D棒的溫度最高,線圈的溫度低于Terfenol-D棒,后蓋板后端的溫度最低,而導(dǎo)磁圓筒和前蓋板的溫度高于后蓋板。換能器溫升變化趨勢(shì)的有限元計(jì)算值和試驗(yàn)測(cè)試值基本吻合。