薛光明 張培林 何忠波 李冬偉,2 黃英捷 張 磊

(1.軍械工程學(xué)院車(chē)輛與電氣工程系， 石家莊 050003； 2.北京理工大學(xué)機(jī)電學(xué)院， 北京 100081;3.軍械工程學(xué)院火炮工程系， 石家莊 050003)

噴油器用超磁致伸縮致動(dòng)器設(shè)計(jì)方法和驅(qū)動(dòng)波形研究

薛光明1張培林1何忠波1李冬偉1,2黃英捷1張 磊3

(1.軍械工程學(xué)院車(chē)輛與電氣工程系， 石家莊 050003； 2.北京理工大學(xué)機(jī)電學(xué)院， 北京 100081;3.軍械工程學(xué)院火炮工程系， 石家莊 050003)

將超磁致伸縮材料的輸出特點(diǎn)和噴油器的驅(qū)動(dòng)需求相結(jié)合，設(shè)計(jì)并驅(qū)動(dòng)適用于電控噴油器的超磁致伸縮致動(dòng)器。針對(duì)常閉式電控噴油器僅需要單向和縮短位移的特點(diǎn)，結(jié)合超磁致伸縮材料在不同偏置磁場(chǎng)強(qiáng)度輸出特性，提出了2種不同偏置磁場(chǎng)的致動(dòng)器結(jié)構(gòu)并分析了各自適用的電流輸入方向；借助實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)測(cè)試了2種致動(dòng)器的穩(wěn)態(tài)位移和響應(yīng)時(shí)間，并分析了二者輸出性能。針對(duì)傳統(tǒng)直流方波驅(qū)動(dòng)時(shí)致動(dòng)器響應(yīng)過(guò)慢的問(wèn)題，借鑒電磁鐵大電壓快速開(kāi)啟的方法，設(shè)計(jì)了噴油器用超磁致伸縮致動(dòng)器的驅(qū)動(dòng)波形，并測(cè)試了該設(shè)計(jì)波形對(duì)強(qiáng)偏置致動(dòng)器的驅(qū)動(dòng)性能。研究結(jié)果表明，采用所設(shè)計(jì)的驅(qū)動(dòng)電壓，可將超磁致伸縮致動(dòng)器的響應(yīng)時(shí)間由4 ms降至1 ms，極大地提升了致動(dòng)器的瞬態(tài)響應(yīng)速度，同時(shí)，超磁致伸縮致動(dòng)器可輸出12～33 μm的連續(xù)穩(wěn)態(tài)位移，提供了更多的驅(qū)動(dòng)效果。

超磁致伸縮致動(dòng)器； 噴油器； 偏置磁場(chǎng)； 驅(qū)動(dòng)電壓； 性能

引言

超磁致伸縮材料(Giant magnetostrictive material，GMM)是一種機(jī)電系統(tǒng)中常用磁性智能材料，具有響應(yīng)速度快、磁機(jī)轉(zhuǎn)換系數(shù)大和居里溫度高等優(yōu)良特性[1-3]。借助一定的預(yù)壓、加磁和冷卻機(jī)構(gòu)，超磁致伸縮致動(dòng)器(Giant magnetostrictive actuator，GMA)能夠?qū)⒊胖律炜s材料的優(yōu)良特性發(fā)揮出來(lái)，展現(xiàn)了良好的輸出性能，在流體閥驅(qū)動(dòng)、振動(dòng)控制和智能傳感器設(shè)計(jì)等多個(gè)領(lǐng)域[4-10]有著廣泛應(yīng)用。

超磁致伸縮材料能夠比電磁式噴油器實(shí)現(xiàn)更快的響應(yīng)速度，而且無(wú)需像壓電式驅(qū)動(dòng)器一樣輸入過(guò)高電壓，因此，將超磁致伸縮致動(dòng)器應(yīng)用于驅(qū)動(dòng)高壓共軌噴油器可達(dá)到較好的驅(qū)動(dòng)效果。由于均引入線圈作為驅(qū)動(dòng)元件，超磁致伸縮驅(qū)動(dòng)器與電磁式驅(qū)動(dòng)器在驅(qū)動(dòng)原理和方式上具有一定相似性，使得超磁致伸縮致動(dòng)器與電磁式致動(dòng)器具有一定的互換性,這對(duì)于構(gòu)建適用于超磁致伸縮噴油器的整體高壓共軌系統(tǒng)十分方便。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)超磁致伸縮噴油器進(jìn)行了一定研究，并在噴油器用GMA的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[11-15]、輸出建模[12-14]、有限元仿真[15-16]、整體式噴油器的實(shí)驗(yàn)研究[17]等方面取得了有效研究成果。將GMA應(yīng)用于電控噴油器，需將超磁致伸縮材料的輸出特性與噴油器的驅(qū)動(dòng)需求有效結(jié)合起來(lái)，然而可能以上研究較為孤立，故尚未形成統(tǒng)一有效的針對(duì)噴油器的GMA設(shè)計(jì)方法。

超磁致伸縮材料的輸出應(yīng)變隨外加磁場(chǎng)的增大而逐漸增大直至飽和，且材料伸縮特性與磁場(chǎng)強(qiáng)度的方向無(wú)關(guān)，只要外加磁場(chǎng)強(qiáng)度的絕對(duì)值增大，超磁致伸縮材料就會(huì)伸長(zhǎng)。典型的超磁致伸縮致動(dòng)器中超磁致伸縮材料工作于中間偏置狀態(tài)，通入雙向電流使材料伸長(zhǎng)或縮短，達(dá)到所需的驅(qū)動(dòng)目的。然而對(duì)于電控噴油器，傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)的超磁致伸縮致動(dòng)器并不適用。常閉式電控噴油器采用的驅(qū)動(dòng)器只需要一個(gè)方向的輸出位移，而且整個(gè)驅(qū)動(dòng)器的工作長(zhǎng)度在通電時(shí)是縮短的，傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)無(wú)法滿(mǎn)足這2個(gè)核心條件。

文獻(xiàn)[18-22]對(duì)超磁致伸縮式常閉式噴油器及其適用致動(dòng)器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和理論建模進(jìn)行了大量研究，發(fā)現(xiàn)要滿(mǎn)足電控噴油器的驅(qū)動(dòng)要求，必須將超磁致伸縮材料的偏置磁場(chǎng)和驅(qū)動(dòng)方式進(jìn)行有效地結(jié)合。本文針對(duì)電控噴油器的驅(qū)動(dòng)需求，研究適用于電控噴油器的超磁致伸縮致動(dòng)器的設(shè)計(jì)方法，并設(shè)計(jì)有效的驅(qū)動(dòng)波形以提升致動(dòng)器的響應(yīng)速度和獲得更多的輸出選擇。

1 設(shè)計(jì)需求

現(xiàn)在普遍采用的高壓共軌噴油器為常閉式電控噴油器，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，是借助致動(dòng)器驅(qū)動(dòng)球閥的開(kāi)啟和關(guān)閉實(shí)現(xiàn)對(duì)噴油器噴油和停噴的控制。電控噴油器的核心是建立控制腔和儲(chǔ)油腔油液之間的壓力差。不通電時(shí)，共軌系統(tǒng)其他結(jié)構(gòu)為電控噴油器的儲(chǔ)油腔和控制腔填充高壓燃油，導(dǎo)桿、閥座和針閥偶件整體所承受的向下的油液壓力大于向上的力，使得針閥處于關(guān)閉狀態(tài)。通電時(shí)，致動(dòng)器輸出縮短位移，控制腔高壓油使鋼球抬起進(jìn)而卸荷，機(jī)械部件所承受的向下的驅(qū)動(dòng)力減小，由于過(guò)程持續(xù)時(shí)間十分短暫，儲(chǔ)油腔油壓維持較高狀態(tài)，機(jī)械結(jié)構(gòu)承受的向上的力幾乎不變，針閥偶件因此上提，針閥開(kāi)啟，噴油器開(kāi)始噴油。斷電后，致動(dòng)器伸長(zhǎng)，球閥關(guān)閉，控制腔逐漸蓄壓致使運(yùn)動(dòng)部件下行，針閥關(guān)閉，噴油器停止噴油。

圖1 電控噴油器結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of an electronic controlled injector1.球閥 2.出油口 3.導(dǎo)桿 4.針閥偶件 5.噴孔 6.儲(chǔ)油腔7.彈簧和閥座 8.高壓油 9.進(jìn)油口 10.控制腔 11.鋼球

電控噴油器為一種精密驅(qū)動(dòng)的變相開(kāi)關(guān)閥，借助液壓放大機(jī)構(gòu)將致動(dòng)器的輸出位移轉(zhuǎn)換為針閥的提升位移，要求致動(dòng)器在1 ms左右達(dá)到30 μm以上的位移幅值，隨著共軌壓力的提升，幅值要求降低而響應(yīng)速度要求將越來(lái)越高。

通過(guò)電控噴油器的工作機(jī)理可以發(fā)現(xiàn)，適用的致動(dòng)器首先是所需的輸出位移僅需一個(gè)方向，其次是致動(dòng)器輸出為縮短方向。要將超磁致伸縮致動(dòng)器驅(qū)動(dòng)電控噴油器的球閥，需充分考慮超磁致伸縮材料的磁機(jī)特性，并配合一定形式的輸入電壓，才能使超磁致伸縮致動(dòng)器的輸出滿(mǎn)足需求。

此外，由圖1可知，控制腔和儲(chǔ)油腔是聯(lián)通的，要建立2個(gè)腔室之間的壓差，驅(qū)動(dòng)器必須具有極快的響應(yīng)速度，使控制腔壓力迅速下降的同時(shí)儲(chǔ)油腔壓力變化較小。如果驅(qū)動(dòng)器響應(yīng)時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，儲(chǔ)油腔和控制腔的壓力均會(huì)大幅降低而無(wú)法形成有效壓差，針閥無(wú)法移動(dòng)而噴油器無(wú)法正常工作。壓電致動(dòng)器由于其超快速響應(yīng)特性不會(huì)面對(duì)此問(wèn)題，而對(duì)于電磁式或超磁致伸縮式致動(dòng)器，由于引入了線圈作為驅(qū)動(dòng)元件，電流上升時(shí)間十分長(zhǎng)(幾毫秒)，導(dǎo)致整個(gè)致動(dòng)器的響應(yīng)速度十分緩慢。

為使噴油器正常工作，必須采用高電壓開(kāi)啟技術(shù)減小驅(qū)動(dòng)線圈的電流上升時(shí)間。而且對(duì)于超磁致伸縮致動(dòng)器而言，由于不含有限位元件，為減小壓力波動(dòng)，其驅(qū)動(dòng)波形中不能含有高頻PWM波。因此，除有效的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)外，還需對(duì)超磁致伸縮致動(dòng)器的驅(qū)動(dòng)波形進(jìn)行設(shè)計(jì)以提升致動(dòng)器響應(yīng)速度。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 偏置磁場(chǎng)設(shè)計(jì)

偏置磁場(chǎng)對(duì)超磁致伸縮材料的初始應(yīng)變和位移輸出方向具有決定性影響，設(shè)定不同強(qiáng)度的偏置磁場(chǎng)可獲取不同的致動(dòng)器輸出效果。超磁致伸縮材料的應(yīng)變-磁場(chǎng)強(qiáng)度曲線如圖2所示。定義電流正向?yàn)榧訌?qiáng)材料外磁場(chǎng)強(qiáng)度的方向，而反向?yàn)闇p小總外磁場(chǎng)強(qiáng)度的方向。

圖2 超磁致伸縮材料應(yīng)變-磁場(chǎng)強(qiáng)度曲線Fig.2 Magnetostrictive strain-magnetic field curve of GMM

傳統(tǒng)致動(dòng)器采用中間偏置狀態(tài)，輸入交流電時(shí)材料既可伸長(zhǎng)又可縮短，材料總變形量較大，然而單個(gè)伸長(zhǎng)或縮短方向的輸出應(yīng)變僅能達(dá)到輸出能力1/2。電控噴油器用超磁致伸縮致動(dòng)器僅需單方向位移，采用該偏置方式會(huì)浪費(fèi)材料并增大致動(dòng)器尺寸。

為最大限度地利用超磁致伸縮材料的輸出能力，獲取單方向最大應(yīng)變，只能采用強(qiáng)偏置或零偏置(弱偏置)磁場(chǎng)的形式。采用強(qiáng)偏置形式時(shí)，超磁致伸縮材料處于最長(zhǎng)狀態(tài)，應(yīng)輸入反向電流使總外磁場(chǎng)減小，材料可輸出最大(接近最大)的縮短應(yīng)變。采用零偏置(或弱偏置)形式時(shí)，超磁致伸縮材料處于最短狀態(tài)，應(yīng)輸入正向電流增大外磁場(chǎng)，材料可輸出最大的伸長(zhǎng)應(yīng)變。

2.2 輸出形式轉(zhuǎn)換

超磁致伸縮材料僅輸出單方向的最大應(yīng)變還不夠，由第1節(jié)分析可知，致動(dòng)器還應(yīng)將材料應(yīng)變轉(zhuǎn)換為整個(gè)致動(dòng)器尺寸的縮短。因此不同偏置形式的超磁致伸縮致動(dòng)器需設(shè)計(jì)不同結(jié)構(gòu)形式以滿(mǎn)足此要求。

對(duì)于強(qiáng)偏置致動(dòng)器，由于材料在通電后縮短，故直接采用傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)即能滿(mǎn)足致動(dòng)器尺寸縮短的需求，其結(jié)構(gòu)如圖3a所示。線圈為驅(qū)動(dòng)元件，將輸入電信號(hào)轉(zhuǎn)換為磁場(chǎng)以驅(qū)動(dòng)超磁致伸縮材料；預(yù)壓彈簧使超磁致伸縮棒處于受壓狀態(tài)，可避免超磁致伸縮棒內(nèi)部出現(xiàn)拉應(yīng)力，還可使超磁致伸縮材料獲取更大的伸長(zhǎng)應(yīng)變；強(qiáng)偏置磁鐵為超磁致伸縮材料提供了較大的偏置磁場(chǎng)，使材料一開(kāi)始即處于較長(zhǎng)狀態(tài)。為保證致動(dòng)器正常工作，輸入電信號(hào)產(chǎn)生的磁場(chǎng)方向應(yīng)與偏置磁場(chǎng)的方向相反，應(yīng)對(duì)正確的電信號(hào)輸入方向(輸入等幅值反向的電流，致動(dòng)器輸出較大位移的方向)進(jìn)行辨別。

圖3 不同偏置磁場(chǎng)的致動(dòng)器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)原理Fig.3 Structure design principle of actuator in different bias magnetic fields1.強(qiáng)偏置磁鐵 2、7.線圈 3.超磁致伸縮棒 4、9.輸出桿5、6.預(yù)壓彈簧 8.超磁致伸縮筒或仿筒結(jié)構(gòu)

對(duì)于零偏置(或弱偏置)致動(dòng)器，材料在通電后伸長(zhǎng)，致動(dòng)器應(yīng)借助一定結(jié)構(gòu)將該材料伸長(zhǎng)轉(zhuǎn)化為整個(gè)致動(dòng)器尺寸的縮短，其設(shè)計(jì)原理如圖3b所示。超磁致伸縮材料做成筒狀(或起到筒功能的棒形式)，配合一個(gè)T型桿件，可將超磁致伸縮筒的伸長(zhǎng)轉(zhuǎn)換為整個(gè)致動(dòng)器尺寸的縮短。

2.3 尺寸及電磁參數(shù)設(shè)計(jì)

車(chē)載工作電壓為24 V，噴油器用GMA應(yīng)在此電壓下輸出不小于30 μm的位移。為達(dá)到此要求，超磁致伸縮材料的長(zhǎng)度一般不小于25 mm(材料最大磁致伸縮系數(shù)為1.2×10-3)，驅(qū)動(dòng)線圈應(yīng)能將GMM磁化至飽和位置或近似飽和。

由于所需磁場(chǎng)強(qiáng)度隨GMM棒的橫截面積增大而迅速增大，為縮減線圈厚度，應(yīng)在滿(mǎn)足抗壓強(qiáng)度的前提下盡可能地減小GMM棒直徑。而且就螺線管線圈產(chǎn)生的磁場(chǎng)而言，越接近線圈軸線，徑向磁場(chǎng)分量越小，軸向磁場(chǎng)分量分布越均勻，為實(shí)現(xiàn)更好的磁化效果，GMM應(yīng)盡可能地靠近線圈的軸線位置。因此，前文設(shè)計(jì)的零偏置致動(dòng)器中，可依舊采用GMM棒式結(jié)構(gòu)置于線圈中心，將輸出桿設(shè)計(jì)成筒式并具有T型結(jié)構(gòu)功能即可。

對(duì)于線圈設(shè)計(jì)，應(yīng)盡可能地提高線圈產(chǎn)生的磁勢(shì)，即線圈匝數(shù)與電流的乘積。當(dāng)輸入電壓確定且尺寸有所限定時(shí)，線圈匝數(shù)越多意味著線徑越小，線圈電阻越大、電流則越小，為增大輸出磁勢(shì)，以線圈匝數(shù)和電流乘積最大為設(shè)計(jì)目標(biāo)。

除GMM棒和線圈外，應(yīng)盡可能縮減致動(dòng)器其他部件的尺寸，并使整個(gè)致動(dòng)器的磁路大致閉合以增大GMM棒上的磁場(chǎng)強(qiáng)度，亦即增大GMM棒上分配的磁勢(shì)。為此，應(yīng)減小與GMM棒串聯(lián)的磁阻而增大與其并聯(lián)的磁阻，而部件磁阻與材料磁導(dǎo)率呈反比，因此，應(yīng)增大與GMM棒構(gòu)成串聯(lián)磁路部件的磁導(dǎo)率，如輸出桿、外殼等，而減小與GMM棒構(gòu)成并聯(lián)形式的部件的磁導(dǎo)率[21-22]。

3 性能對(duì)比

3.1 器材及實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

輸出位移(或力)和響應(yīng)時(shí)間是電控噴油器使用驅(qū)動(dòng)器的2個(gè)性能指標(biāo)，雖然強(qiáng)偏置和零偏置超磁致伸縮致動(dòng)器均能滿(mǎn)足噴油器球閥的驅(qū)動(dòng)需求，但2種致動(dòng)器的驅(qū)動(dòng)性能略有不同。設(shè)計(jì)2種形式超磁致伸縮致動(dòng)器，其實(shí)物圖分別如圖4a和圖4b所示，2個(gè)致動(dòng)器的關(guān)鍵參數(shù)如表1所示。表中所述線圈電阻和電感并不是單獨(dú)測(cè)試勵(lì)磁線圈的阻抗，而是整個(gè)致動(dòng)器的阻抗。由于致動(dòng)器其他部件對(duì)線圈阻抗有影響，整個(gè)致動(dòng)器的阻抗與單一的線圈阻抗不相等，測(cè)量時(shí)應(yīng)將端口接在致動(dòng)器兩端，而不能將線圈拆出測(cè)量。根據(jù)3.2節(jié)的分析，零偏置致動(dòng)器采用超磁致伸縮棒結(jié)構(gòu)，可獲得更加均勻的軸向磁場(chǎng)強(qiáng)度，借助一個(gè)畸形輸出桿實(shí)現(xiàn)如圖3b所示的設(shè)計(jì)方法[20-22]。

致動(dòng)器性能測(cè)試原理如圖5所示。波形信號(hào)發(fā)生器用于輸出所需電壓波形，可輸出0～24 V連續(xù)的穩(wěn)態(tài)電壓及35～100 V的短暫高壓；電流鉗檢測(cè)輸入致動(dòng)器線圈的瞬時(shí)電流(不同于單獨(dú)測(cè)量線圈時(shí)的電流)，激光位移傳感器用于測(cè)量致動(dòng)器位移，線圈電流、致動(dòng)器位移與兩端電壓的測(cè)試結(jié)果將輸入示波器予以顯示。

圖4 致動(dòng)器實(shí)物圖Fig.4 Prototypes of two actuators1.永磁體 2.推桿 3.蓋帽 4.螺蓋 5.輸出桿 6.墊圈 7.頂塊 8.超磁致伸縮棒 9.線圈 10.外殼 11.壓塊 12.調(diào)節(jié)螺塞 13.壓簧

參數(shù)強(qiáng)偏置零偏置GMM棒長(zhǎng)度/mm350395GMM棒直徑/mm55線圈匝數(shù)9801030線圈電阻/Ω643657線圈電感/H675693預(yù)緊壓力/MPa1315初始偏置磁場(chǎng)強(qiáng)度/(kA·m-1)700

3.2 穩(wěn)態(tài)幅值

2種致動(dòng)器采用相同材料，但長(zhǎng)度不同。強(qiáng)偏置致動(dòng)器使用的棒料長(zhǎng)度為35 mm，零偏置致動(dòng)器棒料長(zhǎng)度為39.5 mm，為達(dá)到同等對(duì)比效果，強(qiáng)偏置致動(dòng)器位移需乘以比例系數(shù)39.5/35=1.128 6。輸入脈寬為20 ms的直流方波電壓，2種致動(dòng)器穩(wěn)態(tài)位移測(cè)試結(jié)果如圖6所示。

圖5 致動(dòng)器測(cè)試方案Fig.5 Measuring method for designed actuators

圖6 致動(dòng)器穩(wěn)態(tài)位移對(duì)比Fig.6 Contrast of steady-state response for actuator

由測(cè)試結(jié)果知，穩(wěn)態(tài)電壓幅值低于30 V時(shí)，強(qiáng)偏置致動(dòng)器的輸出位移總是大于零偏置致動(dòng)器，也就是說(shuō)，強(qiáng)偏置致動(dòng)器需要更小的輸入電壓即能達(dá)到所需位移；而且輸入電壓小于25 V時(shí)，強(qiáng)偏置致動(dòng)器位移與輸入電壓之間的線性關(guān)系優(yōu)于零偏置致動(dòng)器。這些測(cè)試結(jié)果與強(qiáng)偏置致動(dòng)器的偏置磁場(chǎng)有關(guān)。由圖2可知，輸入電壓不是特別大時(shí)，強(qiáng)偏置致動(dòng)器中材料應(yīng)變與外加磁場(chǎng)強(qiáng)度之間的線性關(guān)系比零偏置致動(dòng)器好，而且應(yīng)變-磁場(chǎng)強(qiáng)度曲線斜率也大于零偏置致動(dòng)器，這使得強(qiáng)偏置致動(dòng)器位移相對(duì)電壓的上升速度(電壓由零增大至所需幅值)需大于零偏置致動(dòng)器。零偏置致動(dòng)器的優(yōu)勢(shì)在于電壓很大時(shí)可以輸出更大的位移，最大限度地發(fā)揮材料的伸長(zhǎng)極限。

3.3 響應(yīng)時(shí)間

輸入信號(hào)依舊為直流方波電壓信號(hào)，位移(電流)響應(yīng)時(shí)間定義為從輸入電信號(hào)開(kāi)始至致動(dòng)器位移(線圈電流)達(dá)到穩(wěn)態(tài)的時(shí)間。由表1可知，為產(chǎn)生足夠磁場(chǎng)強(qiáng)度，2種致動(dòng)器所使用的線圈具有較大的電感，經(jīng)過(guò)測(cè)試，2種致動(dòng)器的線圈電流和位移響應(yīng)時(shí)間如圖7所示。

圖7 響應(yīng)時(shí)間對(duì)比Fig.7 Contrast of responding time

由測(cè)試結(jié)果可知，線圈電流和致動(dòng)器位移的響應(yīng)時(shí)間與輸入電壓的幅值無(wú)關(guān)；零偏置致動(dòng)器線圈電流的響應(yīng)時(shí)間比強(qiáng)偏置致動(dòng)器線圈要長(zhǎng)0.05 ms左右，說(shuō)明零偏置致動(dòng)器線圈電感更大，電流上升延時(shí)較高；零偏置致動(dòng)器位移響應(yīng)時(shí)間比強(qiáng)偏置致動(dòng)器要長(zhǎng)0.1 ms，其中一部分是電流響應(yīng)時(shí)間較大，另一部分是零偏置致動(dòng)器的復(fù)雜機(jī)械結(jié)構(gòu)帶來(lái)了更大的機(jī)械阻尼或延時(shí)；無(wú)論是強(qiáng)偏置致動(dòng)器還是零偏置致動(dòng)器，電流響應(yīng)時(shí)間均占據(jù)了位移響應(yīng)時(shí)間的絕大多數(shù)，雖然材料響應(yīng)可達(dá)微秒級(jí)，整個(gè)致動(dòng)器的響應(yīng)速度十分緩慢，這一結(jié)論與文獻(xiàn)[1,11,16]相一致。

由以上性能分析可知，在僅需達(dá)到指定輸出位移的前提下，強(qiáng)偏置致動(dòng)器無(wú)疑是最佳選擇，而且由2個(gè)致動(dòng)器的結(jié)構(gòu)形式來(lái)看，強(qiáng)偏置致動(dòng)器在機(jī)械結(jié)構(gòu)上更容易加工制作。然而遺憾的是，偏磁場(chǎng)的施加總是難以保持特別準(zhǔn)確，更換偏置磁鐵或者再次設(shè)計(jì)加工時(shí)致動(dòng)器性能一致性較差。相比較而言，零偏置致動(dòng)器具有更加穩(wěn)定的輸出性能，更換部件或再加工幾乎能保持原有的輸出特性，這對(duì)器件的大量生產(chǎn)是有利的。

4 驅(qū)動(dòng)波形設(shè)計(jì)及性能測(cè)試

由3.3節(jié)的分析可知，由于大電感線圈的存在，較長(zhǎng)的電流上升時(shí)間極大地拖慢了整個(gè)致動(dòng)器的響應(yīng)速度，使致動(dòng)器位移的響應(yīng)時(shí)間在4 ms以上。而噴油器用致動(dòng)器的工作脈寬一般僅為2.5 ms， 4 ms以上的響應(yīng)時(shí)間甚至不能使致動(dòng)器輸出到達(dá)穩(wěn)態(tài)，自然無(wú)法滿(mǎn)足電控噴油器球閥的正常工作需求。因此加快致動(dòng)器響應(yīng)速度，提升線圈電流的響應(yīng)速度是關(guān)鍵。

4.1 波形設(shè)計(jì)

大電壓開(kāi)啟技術(shù)是電磁式致動(dòng)器常用的也是有效的加速手段，能快速提升線圈電流的響應(yīng)速度幾倍以上。電磁式驅(qū)動(dòng)器波形如圖8所示，信號(hào)初期電壓較高，線圈電流和電磁力迅速上升，使電磁式致動(dòng)器快速到達(dá)穩(wěn)態(tài)，然后再輸入較低的維持電壓(24 V)維持電磁力即可，較低的電壓可使電流下降時(shí)間縮短。電磁式致動(dòng)器在穩(wěn)態(tài)采用高頻PWM(Pulse width modulation)波，線圈電流存在波動(dòng)，電磁鐵致動(dòng)器設(shè)計(jì)有限位塊，其輸出位移不會(huì)出現(xiàn)波動(dòng)。但超磁致伸縮致動(dòng)器中沒(méi)有限位機(jī)構(gòu)，若采用電磁式致動(dòng)器的波形進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，位移在維持電壓段會(huì)發(fā)生波動(dòng)。為避免電壓波動(dòng)，應(yīng)將高頻PWM波改為平直波。而且超磁致伸縮材料響應(yīng)較快，位移與線圈電流幾乎同步響應(yīng)，因此電流超調(diào)量不宜過(guò)大。

圖8 電磁式致動(dòng)器驅(qū)動(dòng)波形及響應(yīng)Fig.8 Driving waveform and response for an electromagnetic actuator

適用于超磁致伸縮式致動(dòng)器的驅(qū)動(dòng)波形如圖9所示，采用高開(kāi)啟電壓使線圈電流和致動(dòng)器位移迅速增大至目標(biāo)值，再輸入維持電壓維持目標(biāo)值，維持電壓采用平直波形，高壓和維持電壓之間可預(yù)留間隔時(shí)間以針對(duì)高壓持續(xù)時(shí)間過(guò)長(zhǎng)或過(guò)短的情況。最合理的情況為：經(jīng)過(guò)高壓持續(xù)時(shí)間，線圈電流(或致動(dòng)器位移，二者相差不大)恰能增長(zhǎng)至電流(或位移)穩(wěn)態(tài)值，此時(shí)，致動(dòng)器位移沒(méi)有額外的調(diào)節(jié)時(shí)間，間隔時(shí)間可設(shè)定為零。

圖9 超磁致伸縮致動(dòng)器適用的驅(qū)動(dòng)方案Fig.9 Driving waveform suitable to GMA

4.2 驅(qū)動(dòng)效果

對(duì)所設(shè)計(jì)波形的驅(qū)動(dòng)效果與傳統(tǒng)直流方波輸入的驅(qū)動(dòng)效果進(jìn)行對(duì)比。直流方波脈寬為4 ms，電壓維持為24 V，輸入電壓、線圈電流和致動(dòng)器位移的測(cè)試結(jié)果如圖10a所示；所設(shè)計(jì)的驅(qū)動(dòng)電壓總脈寬為4 ms，開(kāi)啟電壓為76 V，穩(wěn)態(tài)幅值為24 V；調(diào)整高壓持續(xù)時(shí)間使位移最快達(dá)到穩(wěn)態(tài)，高壓持續(xù)時(shí)間恰為電流上升時(shí)間，約為0.5 ms，測(cè)試結(jié)果如圖10b所示。

圖10 不同波形下致動(dòng)器響應(yīng)Fig.10 Actuator response under different driving waveforms

由測(cè)試結(jié)果可知，采用傳統(tǒng)直流方波，線圈電流和致動(dòng)器位移的響應(yīng)速度極為緩慢，在4 ms的總脈寬時(shí)間內(nèi)，二者甚至沒(méi)有達(dá)到最大位移；而采用3.1節(jié)設(shè)計(jì)的驅(qū)動(dòng)波形能有效地加快致動(dòng)器響應(yīng)速度，將電流上升時(shí)間控制在0.5 ms左右。

4.3 性能測(cè)試

使用4.1節(jié)設(shè)計(jì)的波形驅(qū)動(dòng)噴油器用超磁致伸縮致動(dòng)器，測(cè)試零偏置致動(dòng)器響應(yīng)時(shí)間和穩(wěn)態(tài)位移2個(gè)性能指標(biāo)，其結(jié)果如圖11所示。

圖11 致動(dòng)器輸出性能的測(cè)試結(jié)果Fig.11 Measured results of output performance for GMA

響應(yīng)時(shí)間與開(kāi)啟電壓幅值有關(guān)，當(dāng)開(kāi)啟電壓由43 V增至98 V時(shí)，位移響應(yīng)時(shí)間由1 ms降至0.35 ms。這是由于開(kāi)啟電壓越高，致動(dòng)器位移到達(dá)指定值所需的上升時(shí)間(高壓持續(xù)時(shí)間)就越短，因此通過(guò)增大開(kāi)啟電壓(在電子元器件的承壓范圍內(nèi))可有效加快致動(dòng)器位移的響應(yīng)速度。

穩(wěn)態(tài)輸出位移與維持電壓幅值有關(guān)，維持電壓由24 V降至12 V時(shí)，致動(dòng)器可獲得12～33 μm的連續(xù)位移。對(duì)比電磁式致動(dòng)器只能輸出一個(gè)位移幅值而無(wú)法實(shí)現(xiàn)更多的位移輸出，超磁致伸縮致動(dòng)器能提供更多的輸出位移選擇，這對(duì)噴油器實(shí)現(xiàn)更多的噴油效果是十分有利的。經(jīng)測(cè)試，超磁致伸縮致動(dòng)器驅(qū)動(dòng)的電控噴油器展現(xiàn)了較好的噴油效果。致動(dòng)器快響應(yīng)、輸出大位移時(shí)，噴油器噴油量和貫穿深度均較大，致動(dòng)器較慢響應(yīng)且輸出小位移時(shí)，噴油器的噴油量較小且噴油貫穿深度低，但噴油霧化程度較高。

5 結(jié)論

(1)強(qiáng)偏置磁場(chǎng)強(qiáng)度配合反向輸入信號(hào)，和零偏置(或弱偏置)磁場(chǎng)配合正向輸入信號(hào)能滿(mǎn)足電控噴油器的驅(qū)動(dòng)需求；強(qiáng)偏置致動(dòng)器可采用傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式，而零偏置致動(dòng)器需借助T型桿將超磁致伸縮材料的伸長(zhǎng)轉(zhuǎn)換為整個(gè)致動(dòng)器尺寸的縮短。

(2)強(qiáng)偏置與零偏置致動(dòng)器的輸出位移和響應(yīng)時(shí)間存在差距。電壓不是特別大時(shí)，強(qiáng)偏置致動(dòng)器可獲得更大的輸出位移，且位移與輸入電壓之間的關(guān)系近似為線性；零偏置致動(dòng)器的優(yōu)勢(shì)是在電壓很大時(shí)可發(fā)揮超磁致伸縮材料的輸出極限，再加工性能具有一致性。

(3)大電壓開(kāi)啟的驅(qū)動(dòng)方案可有效提升電控噴油器用GMA的瞬態(tài)響應(yīng)速度。經(jīng)測(cè)試，提升開(kāi)啟電壓幅值可使致動(dòng)器位移的響應(yīng)時(shí)間由4 ms降至1 ms，展現(xiàn)了設(shè)計(jì)波形良好的驅(qū)動(dòng)效果；調(diào)整驅(qū)動(dòng)波形中的維持電壓幅值可使超磁致伸縮致動(dòng)器輸出位移在12～33 μm連續(xù)變化，對(duì)比電磁式致動(dòng)器，超磁致伸縮致動(dòng)器可提供更多的輸出選擇。

1 OLABI A G, GRUNWALD A. Design and application of magnetostrictive materials[J]. Materials and Design, 2008, 29(2): 469-483.

2 王博文, 曹淑瑛, 黃文美. 磁致伸縮材料與器件[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2008.

3 賈振元, 郭東明. 超磁致伸縮材料微位移執(zhí)行器原理與應(yīng)用[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2008.

4 盧全國(guó), 陳定方, 魏國(guó)前, 等. GMM的發(fā)展現(xiàn)狀及其在精密致動(dòng)器件中的應(yīng)用[J]. 湖北工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 21(3): 92-94. LU Quanguo, CHEN Dingfang, WEI Guoqian, et al. Development of giant magnetostrictive materials and its application in the field of precision actuators[J]. Journal of Hubei University of Technology, 2006, 21(3): 92-94. (in Chinese)

5 舒亮, 李傳, 吳桂初, 等. Fe-Ga合金磁致伸縮力傳感器磁化模型建立與特性分析[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2015, 46(5): 344-349.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20150548&flag=1.DOI：10.6041/j.issn.1000-1298.2015.05.048. SHU Liang, LI Chuan, WU Guichu, et al. Magnetization model of Fe-Ga magnetostrictive force-sensor and its characteristics[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015, 46(5): 344-349.(in Chinese)

6 李躍松, 朱玉川, 吳洪濤, 等. 超磁致伸縮伺服閥用電-機(jī)轉(zhuǎn)換器傳熱及熱誤差分析[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2015, 46(2): 343-350.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20150251&flag=1.DOI：10.6041/j.issn.1000-1298.2015.02.051. LI Yuesong,ZHU Yuchuan,WU Hongtao,et al. Modeling of heat transfer and displacement error from heat of giant magnetostrictive actuator applied in servovalve[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015, 46(2): 343-350.(in Chinese)

7 孟愛(ài)華, 呂福在, 程耀東. 基于超磁致伸縮致動(dòng)器的脈沖噴射開(kāi)關(guān)閥建模與仿真[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2009, 45(8): 303-307. MENG Aihua, Lü Fuzai, CHENG Yaodong. Modeling and simulation of pulsed jet on-off valve based on GMA[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2009, 45(8): 303-307.(in Chinese)

8 WANG Chuanli, DING Fan, LI Qipeng. Study on driving magnetic field and performance of GMA for nozzle flapper servo valve[J]. Journal of Coal Science and Engineering, 2007, 13(2): 207-210.

9 李超, 李琳. 磁致伸縮材料作動(dòng)器用于主動(dòng)振動(dòng)控制的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2003, 18(1): 134-139. LI Chao, LI Lin. Active vibration control using magnetostrictive material[J]. Journal of Aerospace Power, 2003, 18(1): 134-139. (in Chinese)

10 張雷, 鄔義杰, 劉孝亮, 等. 嵌入式超磁致伸縮構(gòu)件多場(chǎng)耦合優(yōu)化[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2012, 43(5): 190-196.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20120533&flag=1.DOI：10.6041/j.issn.1000-1298.2012.05.033. ZHANG Lei, WU Yijie, LIU Xiaoliang, et al. Multi-field coupling model of embedded giant magnetostrictive components optimization[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2012, 43(5): 190-196. (in Chinese)

11 BRIGHT C, FAIDLEY L, WITTHAUER A, et al. Programmable diesel injector transducer test results[C]. SAE Paper 2011-01-0381, 2011.

12 呂福在, 項(xiàng)占琴, 戚宗軍, 等. 稀土超磁致伸縮材料高速?gòu)?qiáng)力電磁閥的研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào), 2000, 18(2): 199-202. Lü Fuzai, XIANG Zhanqin, QI Zongjun, et al. The design of high-speed powerful solenoid based on giant magnetostrictive material and analysis of its control method[J]. Transactions of CSICE, 2000, 18(2): 199-202.(in Chinese)

13 WANG Wenguo, HAN Hui, HAN Lu, et al. A model of giant magnetostrictive actuator used in automobile engine fuel injection system[J]. International Journal of Service and Computing Oriented Manufacturing, 2013, 1(2): 154-166.

14 YAN Rongge, WANG Zhijuan, ZHU Lihua. Research of the giant magnetostrictive fuel injector[J]. Advanced Materials Research, 2014, 889-890: 916-919.

15 DANESCU P, MOREGA A M, Morega M. A novel magnetostrictive injection actuator based on new giant magnetostrictive materials[C]∥2011 7th International Symposium on Advanced Topics in Electrical Engineering, 2011:1-6.

16 LI Liyi, ZHANG Chengming, KOU Baoquan, et al. Design of giant magnetostrictive actuator for fuel injector[C]∥ IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference, 2008:1-4.

17 TANAKA H, SATO Y, URAI T. Development of a common-rail proportional injector controlled by a tandem arrayed giant magnetostrictive actuator[J]. JSAE Review, 2001,22(3): 369-371.

18 XUE Guangming, HE Zhongbo, LI Dongwei, et al. Analysis of the giant magnetostrictive actuator with strong bias magnetic field[J]. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, 2015, 394: 416-421.

19 薛光明, 張培林, 何忠波, 等. 強(qiáng)偏置超磁致伸縮致動(dòng)器準(zhǔn)靜態(tài)位移建模與試驗(yàn)[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào), 2015, 46(7): 318-324.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20150745&flag=1.DOI：10.6041/j.issn.1000-1298.2015.07.045. XUE Guangming, ZHANG Peilin, HE Zhongbo, et al. Modelling and experiment of strong bias giant magnetostrictive actuator’s semi-static displacement[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2015, 46(7): 318-324.(in Chinese)

20 薛光明, 張培林, 何忠波, 等. 噴油器用超磁致伸縮致動(dòng)器多自由度模型[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2015, 51(24): 97-104. XUE Guangming, ZHANG Peilin, HE Zhongbo, et al. Multiple degrees of freedom model of giant magnetostrictive actuator used on high-pressure-common-rail injector[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(24): 97-104.(in Chinese)

21 XUE Guangming, ZHANG Peilin, HE Zhongbo, et al. Displacement model and driving voltage optimization for a giant magnetostrictive actuator used on a high-pressure common-rail injector[J]. Materials and Design, 2016, 95: 501-509.

22 薛光明, 張培林, 何忠波, 等. 超磁致伸縮致動(dòng)器的等效電路研究及驅(qū)動(dòng)波形設(shè)計(jì)[J]. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào), 2016, 20(3): 20-28. XUE Guangming, ZHANG Peilin, HE Zhongbo, et al. Equivalent circuit and driving voltage suitable for giant magnetostrictive actuator in electric injector[J]. Electric Machines and Control, 2016, 20(3): 20-28.(in Chinese)

Design Method and Driving Voltage Waveform of Giant Magnetostrictive Actuator Used on Electronic Controlled Injector

XUE Guangming1ZHANG Peilin1HE Zhongbo1LI Dongwei1,2HUANG Yingjie1ZHANG Lei3

(1.VehiclesandElectricalEngineeringDepartment,OrdnanceEngineeringCollege,Shijiazhuang050003,China2.SchoolofMechatronicalEngineering,BeijingInstituteofTechnology,Beijing100081,China3.ArtilleryEngineeringDepartment,OrdnanceEngineeringCollege,Shijiazhuang050003,China)

Combining the output characteristics of giant magnetostrictive material with the driving requirements of an electronic controlled injector, the structure design and driving method of giant magnetostrictive actuator suitable to the injector were proposed. The electronic controlled injector required the displacement in only one direction and the displacement should be shortened at the same time. Then two types of giant magnetostrictive actuators were presented by considering the impact of the bias magnetic field on the actuator’s output, and the applicable currents in different bias fields were analyzed. Steady-state displacements and responding time of the two kinds of actuators were measured with the help of an experimental system. And the performance differences of the two actuators, accompanied by the reasons leading to them, were pointed out. As the traditional driving voltage for the giant magnetostrictive actuator, direct voltage in square waveform would cause quite long time in raising the coil current, which occupied most of the whole responding time of the actuator. To save responding time, a fast driving wave was designed with referring the high-voltage opening method used in an electromagnetic actuator. And the output performance of the actuator, strongly biased actuator taken as an example, under designed driving wave was measured and analyzed simultaneously. The results showed that designed driving voltage could reduce the responding time quite effectively from 4 ms to 1 ms. In addition, as the giant magnetostrictive actuator could output continuous displacements from 12 μm to 33 μm, the designed actuator supported more driving effects than the electromagnetic actuator.

giant magnetostrictive actuator; injector; bias magnetic field; driving voltage; performance

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.06.048

2016-09-21

2016-11-14

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51275525)

薛光明(1990—)，男，博士生，主要從事高壓共軌系統(tǒng)的超磁致伸縮噴射閥研究，E-mail： yy0youxia@163.com

何忠波(1968—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事磁致伸縮材料基礎(chǔ)理論及應(yīng)用研究，E-mail： hzb_hcl_xq@sina.com

TH703.8

A

1000-1298(2017)06-0365-08