能量回饋型超聲波電機的實驗研究

高帥帥，王光慶

(浙江工商大學，杭州310018)

0 引 言

超聲波電機是一種基于振動和摩擦驅動的微型特種電機，具有低速大扭矩、結構緊湊和快速響應能力等優(yōu)點，廣泛應用于微機構和微型機器人的驅動組件中。主流的行波型超聲波電機是由壓電定子和轉子組成，定子環(huán)上表面開有若干齒槽，對定子彈性振動進行放大，提高其輸出性能［1－2］。國內(nèi)外諸多專家學者對此電機進行了結構優(yōu)化設計、數(shù)學模型、控制策略等方面的研究，取得了豐富的研究成果［3－9］。

從功能應用上講，超聲波電機目前主要是提供輸出力或力矩，對被控對象(如機器人)進行驅動和定位。而在一些極端環(huán)境(如封閉的有毒有害容器、高低溫等)中工作的微型機器人，不僅要求電機具有驅動定位功能，其供電也是一個不容忽視的問題。電池供電主要的問題是壽命受限，一旦電池耗電完畢，要進行更換非常困難甚至不太可能，這將導致微機器人失效或停止工作。針對這種極端環(huán)境中工作的微型機器人，本文研制了一種能量回饋型超聲波電機，電機不僅具有精密驅動和定位功能，還可采集電機在運行過程中的定子振動能量，并將其轉換成電能為微電子器件供電。

文獻［9］首次對超聲波電機定子振動能量回收轉換特性進行了理論與實驗研究，利用鐵摩辛柯梁理論和壓電本構方程，建立了電機定子振動能量采集模型，實驗研究了定子振動能量采集輸出特性。但該模型將復雜定子結構等效成等截面橫梁，建立其平面坐標下的采集模型，且實驗研究不夠全面，本文在文獻［9］的基礎上，對電機性能進行了綜合測試、分析與研究，包括阻抗特性、機械特性、瞬態(tài)特性和能量采集輸出特性等。研究結果表明，研制的能量回饋型超聲波電機達到了設計指標要求，具備驅動與能量采集雙重功能。

1 電機設計思路及其設計技術指標

主流行波型超聲波電機定子壓電陶瓷環(huán)的極化模式如圖1(a)所示，包括激勵區(qū)(A，B區(qū))和孤極兩部分，其中有3λ/4的壓電陶瓷未被極化，如圖1(a)陰影部分，這部分陶瓷不僅不參與機電能量的轉換，在電機定子高頻振動過程中還存在著能量的損耗。

圖1 行波型超聲波電機壓電陶瓷環(huán)的極化模式

本文研制的能量回饋型超聲波電機，其結構與主流行波型超聲波電機結構相似，由環(huán)形定子和柔性轉子組成，主要區(qū)別在于環(huán)形定子壓電陶瓷極化分區(qū)模式與圖1(a)模式不同。如圖1(b)所示，壓電陶瓷極化分區(qū)成激勵區(qū)(A，B區(qū))、孤極和能量采集區(qū)，將圖1(a)中未被極化部分的壓電陶瓷極化后作為能量采集區(qū)。當電機穩(wěn)定運行時，利用壓電陶瓷的正壓電效應，定子彎曲變形產(chǎn)生的高頻機械振動能量被能量采集區(qū)壓電陶瓷采集并轉化為交變的電能(如電壓、電流)，經(jīng)過AC/DC電子電路轉變成直流電，實現(xiàn)對微機器人/微電子設備供電。相比于常規(guī)的行波型超聲波電機，能量回饋型超聲波電機具有驅動和能量采集兩種功能于一體，能量利用效率更高，適用范圍也更加廣泛。

研制的能量回饋型超聲波電機技術指標要求:

1)電機定子直徑為60 mm;

2)空載轉速不低于90 r/min;

3)堵轉力矩不低于0．6 N·m;

4)能量采集輸出功率不低于60 mW;

5)直流供電電壓不高于15 V;

6)起動響應時間小于20 ms;

7)停止響應時間小于15 ms。

2 電機樣機及實驗研究

目前超聲波電機實驗研究還不夠全面，通常僅僅考慮電機能量采集輸出特性，沒有對電機機械特性、阻抗特性、瞬態(tài)特性，特別是能量采集電路負載對電機機械性能的影響等開展實驗研究。本文對上述特性開展了詳細的實驗研究，為電機驅動電路匹配提供設計思路，并且對能量回饋型超聲波電機的進一步優(yōu)化起到關鍵作用。研制的能量回饋型超聲波電機樣機如圖2所示，電機定子直徑60 mm，總重量325 g，其中定子重量150 g。

圖2 能量回饋型超聲波電機樣機

2． 1阻抗特性實驗

阻抗特性實驗是獲取電機定子機電等效參數(shù)的重要手段之一。本實驗利用超聲阻抗分析儀PV70A對能量回饋型超聲波電機的阻抗特性進行測試，結果如圖3、圖4所示。由圖4可知，電機的諧振頻率為38 740 kHz(預壓力為0情況下測得)，靜態(tài)電容為6．997 nF。由圖3、圖4的實驗結果，還可以識別出電機定子主要機電等效參數(shù)，如表1所示，這些參數(shù)為超聲波電動機的優(yōu)化設計及電機驅動電路匹配提供設計思路。

圖3 電納和電導組成的導納圓

圖4 阻抗、相位和頻率的關系

表1 電機定子主要參數(shù)測試結果

2． 2機械特性實驗

圖5 機械特性實驗系統(tǒng)

能量回饋型超聲波電機機械特性實驗系統(tǒng)如圖5所示。信號發(fā)生器(圖中未顯示)和功率放大器為超聲波電機提供輸入激勵電壓，直流電源為整個實驗測試系統(tǒng)提供輸入電能，調節(jié)直流電源輸出電壓的大小，可改變功率放大器的輸出功率和超聲波電機輸入激勵電壓的幅值，從而改變電機的轉速。磁滯測功機用來模擬電機負載扭矩，測功機控制器可調節(jié)輸入測功機的電流，從而改變負載扭矩的大小，同時測量電機轉速、功率和力矩并顯示。示波器用于監(jiān)測電機輸入電壓波形，并測量電機輸入電壓幅值和頻率。

為了考察能量采集區(qū)外接負載對電機機械輸出特性的影響，將能量采集區(qū)壓電陶瓷兩端接等效負載電阻R。圖6和圖7分別是激勵電壓73 V和激勵頻率40 kHz條件下，電機速度－力矩特性和輸出功率－力矩特性隨能量采集區(qū)負載電阻的變化實驗結果。由圖6和圖7可知，負載電阻R不變的情況下隨著輸出力矩的增大，電機轉速跟著下降，電機機械輸出功率先增大后減小?？蛰d時最大轉速為118 r/min，堵轉時電機力矩最大達到0．67 N·m，最大機械輸出功率為2．6 W。由圖6和圖7還可知，在輸出力矩為輕載(輸出力矩小于0．3 N·m)時，負載電阻R對電機輸出轉速和機械輸出功率的影響不大;在重載時(輸出力矩大于0．3 N·m)，增大負載電阻R，電機的輸出速度和機械輸出功率增大，直到負載電阻R大于能量采集區(qū)壓電陶瓷的最佳匹配電阻9．4 kΩ時，電機輸出特性保持恒定，如圖6和圖7中R=11．6 kΩ，22 kΩ 和 47 kΩ 時的輸出曲線。

圖6 不同電阻下的力矩－速度特性

圖7 不同電阻下的力矩－輸出功率特性

圖8 和圖9分別是激勵電壓73 V，負載電阻6.9 kΩ條件下，電機速度－力矩特性和輸出功率－力矩特性曲線隨激勵頻率的變化實驗結果。由圖8可知，在能量采集區(qū)等效負載電阻R不變的情況下，同一激勵頻率下，電機轉速隨著輸出力矩的增大逐漸減小。輸出轉速和輸出力矩隨激勵頻率的增大逐漸減小，在激勵頻率為40 kHz時，電機空載轉速達到最大118 r/min，輸出力矩最大達到0．67 N·m;在激勵頻率為42 kHz時，電機空載轉速減小到20 r/min，輸出力矩減小到0．4 N·m。由圖9可知，隨著輸出力矩的增大，輸出功率先增大后減小且有一個最大值。隨著激勵頻率的增大，電機機械輸出功率逐漸減小。在激勵頻率為40 kHz時，最大機械輸出功率為2．6 W;激勵頻率為42 kHz時，最大輸出功率降為0．1 W。

圖8 電機轉速－力矩特性隨頻率變化結果

圖9 電機輸出功率－力矩特性隨頻率變化結果

2． 3振動能量采集特性實驗

電機定子振動能量采集輸出特性實驗系統(tǒng)如圖10所示。驅動控制器為超聲波電機提供輸入激勵電壓，直流電源為整個實驗測試系統(tǒng)提供輸入電能，調節(jié)直流電源輸出電壓的大小，可改變功率放大器的輸出功率和超聲波電機輸入激勵電壓的幅值，從而改變電機的轉速。能量采集區(qū)采集的輸出電壓由示波器采集、記錄和顯示［12］。

圖10 定子振動能量采集特性實驗系統(tǒng)

圖11 、圖12和圖13分別是激勵頻率39．4 kHz、激勵電壓67 V時能量采集區(qū)輸出電壓、輸出電流和輸出功率隨負載電阻R變化的實驗結果。由圖11可以看出，隨著負載電阻R的增大，采集區(qū)輸出電壓U逐漸增大，達到極值70 V后保持恒定。這是由于負載電阻R與能量采集區(qū)壓電陶瓷的阻抗Z=1/(j2πfCp)組成串聯(lián)電路，當負載電阻R較小時，輸出電壓在R上的分壓也小，隨著負載電阻R的增大，采集輸出電壓在其上的分壓也逐漸增大。當負載電阻R遠遠大于|Z|時，采集輸出電壓幾乎全部由負載電壓R承擔，負載電路相當于開路狀態(tài)。由圖12可知，流經(jīng)負載電阻R的最大電流I為7．8 mA，且隨著負載電阻R的增大逐漸減小，這是由于負載電阻R增大的速率ΔR大于輸出電壓增加的速率ΔU，根據(jù)ΔI=ΔU/ΔR可知，輸出電流將逐漸減小。由圖13可知，負載電路R的輸出功率P=UI存在一個最大值，當R=9．4 kΩ時，最大輸出功率為320 mW。此時，負載電阻R與能量采集區(qū)壓電陶瓷阻抗完全匹配，這與圖6、圖7的實驗結果相吻合。

圖11 采集輸出電壓隨負載電阻的變化結果

圖12 采集輸出電流隨負載電阻的變化結果

圖13 采集輸出功率隨負載電阻的變化結果

圖14 是電機空載時采集輸出電壓隨激勵頻率的變化實驗結果，其中激勵電壓67 V。由圖14可知，不同負載電阻R條件下，能量采集輸出電壓曲線均在激勵頻率39．4 kHz處達到最大，這說明空載時能量采集區(qū)負載電阻R對電機諧振頻率影響很小，這也間接說明了輕載時負載電阻R對電機輸出速度、力矩和機械輸出功率影響不大，這與圖6和圖7的實驗結果是吻合的。另外，當激勵頻率一定時，采集輸出電壓隨著負載電阻R(除R=0外)的增大而增大。由于負載電阻R與能量采集區(qū)壓電陶瓷的阻抗Z=1/(j2πfCp)組成串聯(lián)電路，當負載電阻R較小時，輸出電壓在R上的分壓也小;隨著負載電阻R的增大，采集輸出電壓在其上的分壓也逐漸增大。當負載電阻R|Z|時，如負載電阻R=470 kΩ時，壓電陶瓷采集輸出電壓幾乎全部由負載電阻R=470 kΩ分壓得到，此時負載電阻相當于開路狀態(tài)。特別地，負載電阻R=0時，表明能量采集區(qū)壓電陶瓷輸出端處于開路狀態(tài)，此時，測量得到的輸出電壓為壓電陶瓷輸出電壓，且與R=470 kΩ時的輸出電壓曲線接近。

圖14 采集輸出電壓隨激勵頻率的變化結果

2． 4瞬態(tài)特性實驗

超聲波電機的一個重要特點就是響應速度快，響應時間為ms級別，因而它的控制性能較好。響應速度快主要體現(xiàn)在起動和關斷過程時間特別短，即從零速度突然起動到穩(wěn)定速度或從某穩(wěn)定的速度突然關斷到零速度所需的時間特別短。電機能量采集輸出電壓與定子振動位移(速度)是成正比的。因此，本文通過測試能量采集區(qū)輸出電壓波形來研究電機的起動和關斷特性。為了能夠捕獲電機快響應的起動和關斷特性，測試時將示波器的時間分辨率調整為1 ms。圖15和圖16分別是超聲波電機在激勵頻率40 kHz，無負載條件下的起動和關斷時能量采集區(qū)輸出電壓波形圖。由圖15和圖16可知，在電機開啟的瞬間電壓先是瞬間上升到峰值90 V，然后震蕩趨于穩(wěn)定，經(jīng)過6 ms左右電機進入穩(wěn)定運轉階段，此時采集輸出電壓穩(wěn)定于70 V。由于定轉子接觸面間的摩擦制動效應，電機斷電后，反饋電壓大約持續(xù)1．2 ms后減小至零，可見關斷時間比起動時間更小，這說明電機具有較快的響應能力。

圖15 空載起動特性

圖16 空載關斷特性

綜合實驗研究結果，總結能量回饋型超聲波電機的主要性能參數(shù)，結果如表2所示。

表2 電機性能參數(shù)

表2的實驗結果表明，所研制的能量回饋型超聲波電機達到了電機設計技術指標要求。

3 結 語

本文研制了能量回饋型超聲波電機，建立了電機能量采集理論模型，開展了電機實驗研究，得到以下結論:

(1)研制的能量回饋型超聲波電機達到了設計技術指標要求。阻抗實驗表明研制的超聲波電機的諧振頻率為38 740 Hz(預壓力為0情況測得)，靜態(tài)電容為6．997 nF。阻抗特性實驗確定了超聲波電動機的模態(tài)頻率、夾持電容和等效電感等參數(shù)，為超聲波電動機的優(yōu)化設計及電機驅動電路匹配提供設計思路。

(2)輕載時，能量采集區(qū)外接負載電阻對電機機械輸出特性和諧振頻率影響不大;重載時，增大負載電阻，電機機械輸出性能增大。電機空載轉速為118 r/min，堵轉力矩為0．67 N·m，最大機械輸出功率2．6 W。

(3)電機起動和關斷響應速度快，起動時間和關斷時間分別為6 ms和1．2 ms。

(4)能量采集區(qū)在最佳匹配負載電阻R=9．4 kΩ時，最大輸出電壓為70 V，最大輸出電流7．8 mA，最大輸出功率為320 mW。

［1］ ANTONIOI，MASSIMOP．A high － power traveling wave ultrasonic motor［J］．IEEE Transactions on Ultrasonic，F(xiàn)erroelectrics，and Frequency Control，2007，53(7):1344 －1351．

［2］ BOLBORICI V，DAWSONF P，PAUGH M C．A finite volume method and experimental study of a stator of a piezoelectric traveling wave rotary ultrasonic motor［J］．Ultrasonics，2014，53(3)809 －820．

［3］ 趙淳生．超聲波電機技術與應用［M］．北京:科學出版社，2007．

［4］ MASHIMO T．Micro ultrasonic motor using a one cubic millimeter stator［J］．Sensors and Actuators A Physical，2014，213(7):102 －107．

［5］ 王光慶，沈潤杰，郭吉豐．壓電陶瓷對超聲波電動機定子特性的影響［J］．機械工程學報，2010，46(4):8 －14．

［6］ LEROY E，LOZADA J，HAFEZ M．A curved ultrasonic actuator optimized for spherical motors:design and experiments［J］．Ultrasonics，2014，54(6):1610 －1619．

［7］ ZHANG Y H，QU J J，LI J B．Friction and wear behavior of linear standing－wave ultrasonic motors with V －shape transducers［J］．Tribology International，2016，95(11):95 －108．

［8］ MORITA T，NIINOT，ASAMA H．Rotational feed through using ultrasonic motor for high vacuum condition［J］．Vacuum，2002，65(1):85－90．

［9］ 曲建俊，李錦棒．基于電接觸法的行波型超聲電機接觸特性研究［J］．聲學學報，2015，40(5):625 －630．

［10］ 王光慶，陸躍明，郭吉豐．超聲波電動機定子振動能量回收轉換特性［J］．浙江大學學報:工學版，2013，47(1):174 －181．

［11］ UCHIO K．Piezoelectric actuators and ultrasonic motors［M］．Springer Publishing Company，Incorporated，2011．

［12］ LONGINI I M J，ACKERMAN E，KEMPER J．An experimentally validated bimorph cantilever model for piezoelectric energy harvesting from base excitations［J］．Smart Materials and Structures，2009，18(2):25009－25018．