薛光明 張培林 何忠波 李冬偉,2 黃英捷 張 磊

(1.軍械工程學院車輛與電氣工程系， 石家莊 050003； 2.北京理工大學機電學院， 北京 100081;3.軍械工程學院火炮工程系， 石家莊 050003)

噴油器用超磁致伸縮致動器設計方法和驅(qū)動波形研究

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.軍械工程學院車輛與電氣工程系， 石家莊 050003； 2.北京理工大學機電學院， 北京 100081;3.軍械工程學院火炮工程系， 石家莊 050003)

將超磁致伸縮材料的輸出特點和噴油器的驅(qū)動需求相結合，設計并驅(qū)動適用于電控噴油器的超磁致伸縮致動器。針對常閉式電控噴油器僅需要單向和縮短位移的特點，結合超磁致伸縮材料在不同偏置磁場強度輸出特性，提出了2種不同偏置磁場的致動器結構并分析了各自適用的電流輸入方向；借助實驗系統(tǒng)測試了2種致動器的穩(wěn)態(tài)位移和響應時間，并分析了二者輸出性能。針對傳統(tǒng)直流方波驅(qū)動時致動器響應過慢的問題，借鑒電磁鐵大電壓快速開啟的方法，設計了噴油器用超磁致伸縮致動器的驅(qū)動波形，并測試了該設計波形對強偏置致動器的驅(qū)動性能。研究結果表明，采用所設計的驅(qū)動電壓，可將超磁致伸縮致動器的響應時間由4 ms降至1 ms，極大地提升了致動器的瞬態(tài)響應速度，同時，超磁致伸縮致動器可輸出12～33 μm的連續(xù)穩(wěn)態(tài)位移，提供了更多的驅(qū)動效果。

超磁致伸縮致動器； 噴油器； 偏置磁場； 驅(qū)動電壓； 性能

引言

超磁致伸縮材料(Giant magnetostrictive material，GMM)是一種機電系統(tǒng)中常用磁性智能材料，具有響應速度快、磁機轉換系數(shù)大和居里溫度高等優(yōu)良特性[1-3]。借助一定的預壓、加磁和冷卻機構，超磁致伸縮致動器(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，展現(xiàn)了良好的輸出性能，在流體閥驅(qū)動、振動控制和智能傳感器設計等多個領域[4-10]有著廣泛應用。

超磁致伸縮材料能夠比電磁式噴油器實現(xiàn)更快的響應速度，而且無需像壓電式驅(qū)動器一樣輸入過高電壓，因此，將超磁致伸縮致動器應用于驅(qū)動高壓共軌噴油器可達到較好的驅(qū)動效果。由于均引入線圈作為驅(qū)動元件，超磁致伸縮驅(qū)動器與電磁式驅(qū)動器在驅(qū)動原理和方式上具有一定相似性，使得超磁致伸縮致動器與電磁式致動器具有一定的互換性,這對于構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。國內(nèi)外學者對超磁致伸縮噴油器進行了一定研究，并在噴油器用GMA的結構設計[11-15]、輸出建模[12-14]、有限元仿真[15-16]、整體式噴油器的實驗研究[17]等方面取得了有效研究成果。將GMA應用于電控噴油器，需將超磁致伸縮材料的輸出特性與噴油器的驅(qū)動需求有效結合起來，然而可能以上研究較為孤立，故尚未形成統(tǒng)一有效的針對噴油器的GMA設計方法。

超磁致伸縮材料的輸出應變隨外加磁場的增大而逐漸增大直至飽和，且材料伸縮特性與磁場強度的方向無關，只要外加磁場強度的絕對值增大，超磁致伸縮材料就會伸長。典型的超磁致伸縮致動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或縮短，達到所需的驅(qū)動目的。然而對于電控噴油器，傳統(tǒng)結構的超磁致伸縮致動器并不適用。常閉式電控噴油器采用的驅(qū)動器只需要一個方向的輸出位移，而且整個驅(qū)動器的工作長度在通電時是縮短的，傳統(tǒng)結構無法滿足這2個核心條件。

文獻[18-22]對超磁致伸縮式常閉式噴油器及其適用致動器的結構設計和理論建模進行了大量研究，發(fā)現(xiàn)要滿足電控噴油器的驅(qū)動要求，必須將超磁致伸縮材料的偏置磁場和驅(qū)動方式進行有效地結合。本文針對電控噴油器的驅(qū)動需求，研究適用于電控噴油器的超磁致伸縮致動器的設計方法，并設計有效的驅(qū)動波形以提升致動器的響應速度和獲得更多的輸出選擇。

1 設計需求

現(xiàn)在普遍采用的高壓共軌噴油器為常閉式電控噴油器，其結構如圖1所示，是借助致動器驅(qū)動球閥的開啟和關閉實現(xiàn)對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油腔油液之間的壓力差。不通電時，共軌系統(tǒng)其他結構為電控噴油器的儲油腔和控制腔填充高壓燃油，導桿、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，使得針閥處于關閉狀態(tài)。通電時，致動器輸出縮短位移，控制腔高壓油使鋼球抬起進而卸荷，機械部件所承受的向下的驅(qū)動力減小，由于過程持續(xù)時間十分短暫，儲油腔油壓維持較高狀態(tài)，機械結構承受的向上的力幾乎不變，針閥偶件因此上提，針閥開啟，噴油器開始噴油。斷電后，致動器伸長，球閥關閉，控制腔逐漸蓄壓致使運動部件下行，針閥關閉，噴油器停止噴油。

圖1 電控噴油器結構圖Fig.1 Structure diagram of an electronic controlled injector1.球閥 2.出油口 3.導桿 4.針閥偶件 5.噴孔 6.儲油腔7.彈簧和閥座 8.高壓油 9.進油口 10.控制腔 11.鋼球

電控噴油器為一種精密驅(qū)動的變相開關閥，借助液壓放大機構將致動器的輸出位移轉換為針閥的提升位移，要求致動器在1 ms左右達到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速度要求將越來越高。

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

此外，由圖1可知，控制腔和儲油腔是聯(lián)通的，要建立2個腔室之間的壓差，驅(qū)動器必須具有極快的響應速度，使控制腔壓力迅速下降的同時儲油腔壓力變化較小。如果驅(qū)動器響應時間過長，儲油腔和控制腔的壓力均會大幅降低而無法形成有效壓差，針閥無法移動而噴油器無法正常工作。壓電致動器由于其超快速響應特性不會面對此問題，而對于電磁式或超磁致伸縮式致動器，由于引入了線圈作為驅(qū)動元件，電流上升時間十分長(幾毫秒)，導致整個致動器的響應速度十分緩慢。

為使噴油器正常工作，必須采用高電壓開啟技術減小驅(qū)動線圈的電流上升時間。而且對于超磁致伸縮致動器而言，由于不含有限位元件，為減小壓力波動，其驅(qū)動波形中不能含有高頻PWM波。因此，除有效的結構設計外，還需對超磁致伸縮致動器的驅(qū)動波形進行設計以提升致動器響應速度。

2 結構設計

2.1 偏置磁場設計

偏置磁場對超磁致伸縮材料的初始應變和位移輸出方向具有決定性影響，設定不同強度的偏置磁場可獲取不同的致動器輸出效果。超磁致伸縮材料的應變-磁場強度曲線如圖2所示。定義電流正向為加強材料外磁場強度的方向，而反向為減小總外磁場強度的方向。

圖2 超磁致伸縮材料應變-磁場強度曲線Fig.2 Magnetostrictive strain-magnetic field curve of GMM

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

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

2.2 輸出形式轉換

超磁致伸縮材料僅輸出單方向的最大應變還不夠，由第1節(jié)分析可知，致動器還應將材料應變轉換為整個致動器尺寸的縮短。因此不同偏置形式的超磁致伸縮致動器需設計不同結構形式以滿足此要求。

對于強偏置致動器，由于材料在通電后縮短，故直接采用傳統(tǒng)結構即能滿足致動器尺寸縮短的需求，其結構如圖3a所示。線圈為驅(qū)動元件，將輸入電信號轉換為磁場以驅(qū)動超磁致伸縮材料；預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)拉應力，還可使超磁致伸縮材料獲取更大的伸長應變；強偏置磁鐵為超磁致伸縮材料提供了較大的偏置磁場，使材料一開始即處于較長狀態(tài)。為保證致動器正常工作，輸入電信號產(chǎn)生的磁場方向應與偏置磁場的方向相反，應對正確的電信號輸入方向(輸入等幅值反向的電流，致動器輸出較大位移的方向)進行辨別。

圖3 不同偏置磁場的致動器結構設計原理Fig.3 Structure design principle of actuator in different bias magnetic fields1.強偏置磁鐵 2、7.線圈 3.超磁致伸縮棒 4、9.輸出桿5、6.預壓彈簧 8.超磁致伸縮筒或仿筒結構

對于零偏置(或弱偏置)致動器，材料在通電后伸長，致動器應借助一定結構將該材料伸長轉化為整個致動器尺寸的縮短，其設計原理如圖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T型桿件，可將超磁致伸縮筒的伸長轉換為整個致動器尺寸的縮短。

2.3 尺寸及電磁參數(shù)設計

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

由于所需磁場強度隨GMM棒的橫截面積增大而迅速增大，為縮減線圈厚度，應在滿足抗壓強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)生的磁場而言，越接近線圈軸線，徑向磁場分量越小，軸向磁場分量分布越均勻，為實現(xiàn)更好的磁化效果，GMM應盡可能地靠近線圈的軸線位置。因此，前文設計的零偏置致動器中，可依舊采用GMM棒式結構置于線圈中心，將輸出桿設計成筒式并具有T型結構功能即可。

對于線圈設計，應盡可能地提高線圈產(chǎn)生的磁勢，即線圈匝數(shù)與電流的乘積。當輸入電壓確定且尺寸有所限定時，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，以線圈匝數(shù)和電流乘積最大為設計目標。

除GMM棒和線圈外，應盡可能縮減致動器其他部件的尺寸，并使整個致動器的磁路大致閉合以增大GMM棒上的磁場強度，亦即增大GMM棒上分配的磁勢。為此，應減小與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率呈反比，因此，應增大與GMM棒構成串聯(lián)磁路部件的磁導率，如輸出桿、外殼等，而減小與GMM棒構成并聯(lián)形式的部件的磁導率[21-22]。

3 性能對比

3.1 器材及實驗系統(tǒng)

輸出位移(或力)和響應時間是電控噴油器使用驅(qū)動器的2個性能指標，雖然強偏置和零偏置超磁致伸縮致動器均能滿足噴油器球閥的驅(qū)動需求，但2種致動器的驅(qū)動性能略有不同。設計2種形式超磁致伸縮致動器，其實物圖分別如圖4a和圖4b所示，2個致動器的關鍵參數(shù)如表1所示。表中所述線圈電阻和電感并不是單獨測試勵磁線圈的阻抗，而是整個致動器的阻抗。由于致動器其他部件對線圈阻抗有影響，整個致動器的阻抗與單一的線圈阻抗不相等，測量時應將端口接在致動器兩端，而不能將線圈拆出測量。根據(jù)3.2節(jié)的分析，零偏置致動器采用超磁致伸縮棒結構，可獲得更加均勻的軸向磁場強度，借助一個畸形輸出桿實現(xiàn)如圖3b所示的設計方法[20-22]。

致動器性能測試原理如圖5所示。波形信號發(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；電流鉗檢測輸入致動器線圈的瞬時電流(不同于單獨測量線圈時的電流)，激光位移傳感器用于測量致動器位移，線圈電流、致動器位移與兩端電壓的測試結果將輸入示波器予以顯示。

圖4 致動器實物圖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)強偏置零偏置GMM棒長度/mm350395GMM棒直徑/mm55線圈匝數(shù)9801030線圈電阻/Ω643657線圈電感/H675693預緊壓力/MPa1315初始偏置磁場強度/(kA·m-1)700

3.2 穩(wěn)態(tài)幅值

2種致動器采用相同材料，但長度不同。強偏置致動器使用的棒料長度為35 mm，零偏置致動器棒料長度為39.5 mm，為達到同等對比效果，強偏置致動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種致動器穩(wěn)態(tài)位移測試結果如圖6所示。

圖5 致動器測試方案Fig.5 Measuring method for designed actuators

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

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

3.3 響應時間

輸入信號依舊為直流方波電壓信號，位移(電流)響應時間定義為從輸入電信號開始至致動器位移(線圈電流)達到穩(wěn)態(tài)的時間。由表1可知，為產(chǎn)生足夠磁場強度，2種致動器所使用的線圈具有較大的電感，經(jīng)過測試，2種致動器的線圈電流和位移響應時間如圖7所示。

圖7 響應時間對比Fig.7 Contrast of responding time

由測試結果可知，線圈電流和致動器位移的響應時間與輸入電壓的幅值無關；零偏置致動器線圈電流的響應時間比強偏置致動器線圈要長0.05 ms左右，說明零偏置致動器線圈電感更大，電流上升延時較高；零偏置致動器位移響應時間比強偏置致動器要長0.1 ms，其中一部分是電流響應時間較大，另一部分是零偏置致動器的復雜機械結構帶來了更大的機械阻尼或延時；無論是強偏置致動器還是零偏置致動器，電流響應時間均占據(jù)了位移響應時間的絕大多數(shù)，雖然材料響應可達微秒級，整個致動器的響應速度十分緩慢，這一結論與文獻[1,11,16]相一致。

由以上性能分析可知，在僅需達到指定輸出位移的前提下，強偏置致動器無疑是最佳選擇，而且由2個致動器的結構形式來看，強偏置致動器在機械結構上更容易加工制作。然而遺憾的是，偏磁場的施加總是難以保持特別準確，更換偏置磁鐵或者再次設計加工時致動器性能一致性較差。相比較而言，零偏置致動器具有更加穩(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，這對器件的大量生產(chǎn)是有利的。

4 驅(qū)動波形設計及性能測試

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

4.1 波形設計

大電壓開啟技術是電磁式致動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速度幾倍以上。電磁式驅(qū)動器波形如圖8所示，信號初期電壓較高，線圈電流和電磁力迅速上升，使電磁式致動器快速到達穩(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間縮短。電磁式致動器在穩(wěn)態(tài)采用高頻PWM(Pulse width modulation)波，線圈電流存在波動，電磁鐵致動器設計有限位塊，其輸出位移不會出現(xiàn)波動。但超磁致伸縮致動器中沒有限位機構，若采用電磁式致動器的波形進行驅(qū)動，位移在維持電壓段會發(fā)生波動。為避免電壓波動，應將高頻PWM波改為平直波。而且超磁致伸縮材料響應較快，位移與線圈電流幾乎同步響應，因此電流超調(diào)量不宜過大。

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

適用于超磁致伸縮式致動器的驅(qū)動波形如圖9所示，采用高開啟電壓使線圈電流和致動器位移迅速增大至目標值，再輸入維持電壓維持目標值，維持電壓采用平直波形，高壓和維持電壓之間可預留間隔時間以針對高壓持續(xù)時間過長或過短的情況。最合理的情況為：經(jīng)過高壓持續(xù)時間，線圈電流(或致動器位移，二者相差不大)恰能增長至電流(或位移)穩(wěn)態(tài)值，此時，致動器位移沒有額外的調(diào)節(jié)時間，間隔時間可設定為零。

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

4.2 驅(qū)動效果

對所設計波形的驅(qū)動效果與傳統(tǒng)直流方波輸入的驅(qū)動效果進行對比。直流方波脈寬為4 ms，電壓維持為24 V，輸入電壓、線圈電流和致動器位移的測試結果如圖10a所示；所設計的驅(qū)動電壓總脈寬為4 ms，開啟電壓為76 V，穩(wěn)態(tài)幅值為24 V；調(diào)整高壓持續(xù)時間使位移最快達到穩(wěn)態(tài)，高壓持續(xù)時間恰為電流上升時間，約為0.5 ms，測試結果如圖10b所示。

圖10 不同波形下致動器響應Fig.10 Actuator response under different driving waveforms

由測試結果可知，采用傳統(tǒng)直流方波，線圈電流和致動器位移的響應速度極為緩慢，在4 ms的總脈寬時間內(nèi)，二者甚至沒有達到最大位移；而采用3.1節(jié)設計的驅(qū)動波形能有效地加快致動器響應速度，將電流上升時間控制在0.5 ms左右。

4.3 性能測試

使用4.1節(jié)設計的波形驅(qū)動噴油器用超磁致伸縮致動器，測試零偏置致動器響應時間和穩(wěn)態(tài)位移2個性能指標，其結果如圖11所示。

圖11 致動器輸出性能的測試結果Fig.11 Measured results of output performance for GMA

響應時間與開啟電壓幅值有關，當開啟電壓由43 V增至98 V時，位移響應時間由1 ms降至0.35 ms。這是由于開啟電壓越高，致動器位移到達指定值所需的上升時間(高壓持續(xù)時間)就越短，因此通過增大開啟電壓(在電子元器件的承壓范圍內(nèi))可有效加快致動器位移的響應速度。

穩(wěn)態(tài)輸出位移與維持電壓幅值有關，維持電壓由24 V降至12 V時，致動器可獲得12～33 μm的連續(xù)位移。對比電磁式致動器只能輸出一個位移幅值而無法實現(xiàn)更多的位移輸出，超磁致伸縮致動器能提供更多的輸出位移選擇，這對噴油器實現(xiàn)更多的噴油效果是十分有利的。經(jīng)測試，超磁致伸縮致動器驅(qū)動的電控噴油器展現(xiàn)了較好的噴油效果。致動器快響應、輸出大位移時，噴油器噴油量和貫穿深度均較大，致動器較慢響應且輸出小位移時，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 結論

(1)強偏置磁場強度配合反向輸入信號，和零偏置(或弱偏置)磁場配合正向輸入信號能滿足電控噴油器的驅(qū)動需求；強偏置致動器可采用傳統(tǒng)結構形式，而零偏置致動器需借助T型桿將超磁致伸縮材料的伸長轉換為整個致動器尺寸的縮短。

(2)強偏置與零偏置致動器的輸出位移和響應時間存在差距。電壓不是特別大時，強偏置致動器可獲得更大的輸出位移，且位移與輸入電壓之間的關系近似為線性；零偏置致動器的優(yōu)勢是在電壓很大時可發(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)大電壓開啟的驅(qū)動方案可有效提升電控噴油器用GMA的瞬態(tài)響應速度。經(jīng)測試，提升開啟電壓幅值可使致動器位移的響應時間由4 ms降至1 ms，展現(xiàn)了設計波形良好的驅(qū)動效果；調(diào)整驅(qū)動波形中的維持電壓幅值可使超磁致伸縮致動器輸出位移在12～33 μm連續(xù)變化，對比電磁式致動器，超磁致伸縮致動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)行器原理與應用[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2008.

4 盧全國, 陳定方, 魏國前, 等. GMM的發(fā)展現(xiàn)狀及其在精密致動器件中的應用[J]. 湖北工業(yè)大學學報, 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)機械學報, 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-機轉換器傳熱及熱誤差分析[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機械學報, 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 孟愛華, 呂福在, 程耀東. 基于超磁致伸縮致動器的脈沖噴射開關閥建模與仿真[J]. 機械工程學報, 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. 磁致伸縮材料作動器用于主動振動控制的實驗研究[J]. 航空動力學報, 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件多場耦合優(yōu)化[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機械學報, 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, 項占琴, 戚宗軍, 等. 稀土超磁致伸縮材料高速強力電磁閥的研究[J]. 內(nèi)燃機學報, 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. 強偏置超磁致伸縮致動器準靜態(tài)位移建模與試驗[J/OL]. 農(nóng)業(yè)機械學報, 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器多自由度模型[J]. 機械工程學報, 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. 超磁致伸縮致動器的等效電路研究及驅(qū)動波形設計[J]. 電機與控制學報, 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

國家自然科學基金項目(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，博士生導師，主要從事磁致伸縮材料基礎理論及應用研究，E-mail： hzb_hcl_xq@sina.com

TH703.8

A

1000-1298(2017)06-0365-08