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(四川大學制造科學與工程學院，四川 成都 610065)

0 引言

離合器被廣泛用于運動系統(tǒng)中驅(qū)動軸與從動軸之間的分離和接合，甚至用于轉(zhuǎn)速的控制，傳統(tǒng)的離合器由于結(jié)構(gòu)復雜、尺寸較大、需要潤滑，以及磁粉離合器會造成嚴重的電磁干擾(EMI)等缺陷，限制了其在更廣泛領(lǐng)域的使用[1-2]。近年來，近場聲懸浮(NFAL)以其無接觸、低磨損、無潤滑等優(yōu)點成為國內(nèi)外學者的研究熱點。國內(nèi)外眾多學者研究了近場超聲懸浮在非接觸式線性運動領(lǐng)域的應用，如非接觸式直線導軌、非接觸式運輸系統(tǒng)、非接觸式推力軸承[3]。目前，將近場超聲懸浮技術(shù)運用于離合器的研究還相對較少。2004年，Chang[4]等人旨在設計一種無EMI的離合器，建立了雙換能器離合裝置，通過實驗獲得2個換能器耦合下不同工作形式的輸出轉(zhuǎn)速，表明至少有一個換能器達到諧振時從動軸轉(zhuǎn)速隨激勵電壓的增大而減小，甚至停止轉(zhuǎn)動；2008年，Chang[5]等人利用2個薄片壓電蜂鳴器作為驅(qū)動元件和從動元件建立了一種對稱式壓電式離合器，對不同頻率和電壓下驅(qū)動軸與從動軸的轉(zhuǎn)速特性進行了研究；Cheng[6]等人采用雙換能器和摩擦盤構(gòu)成了縱彎耦合模型，研究了縱向和彎曲振動耦合對離合器輸出性能的影響。

在以往關(guān)于超聲離合器的研究中，大多數(shù)學者都采用雙換能器的對稱結(jié)構(gòu)，研究了電壓與轉(zhuǎn)速的關(guān)系。為減少或克服上述傳統(tǒng)離合器的缺陷，獲得一種結(jié)構(gòu)更簡單緊湊、成本更低廉、體積尺寸更小型化的超聲離合器，提出了一種基于單換能器的新型超聲離合器，分析了近場超聲懸浮理論下超聲離合器的作用機理，建立了換能器模型，設計了一種提供預緊力新結(jié)構(gòu)。搭建超聲離合器的原型機，實驗研究原型機的轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩輸出特性，驗證單換能器超聲離合器的可行性。

1 近場超聲懸浮

典型的近場超聲懸浮如圖1所示。該簡化模型由振動板和懸浮板構(gòu)成。假設懸浮板是剛性的，其為聲源聲波的反射板，在振動板和懸浮板之間的間隙中產(chǎn)生聲場，振動板和懸浮板之間的懸浮高度通常是微米級的，遠小于空氣中的聲波長。因此，當振動板高頻振動時，薄的氣膜在間隙中迅速壓縮和膨脹，由于2個表面之間的氣膜所具有的二階效應，1個周期內(nèi)間隙中的平均壓力高于環(huán)境壓力，因此對懸浮板產(chǎn)生了向上的正壓力[3]?？v振聲源以u(t)=u0sin(ωt)做簡諧運動，則理想氣體中的瑞利輻射聲壓計算模型為[7]：

圖1 近場超聲懸浮示意

(1)

E表示能量密度，其表達式為：

(2)

k為波數(shù)，表達式為k=ω/c=2πf/c；P為輻射壓力；γ為氣體的比熱比；ρ0為氣體的密度；c為聲音在介質(zhì)中的傳播速度；u0為振子的振動幅度；h為懸浮高度。由于懸浮高度h是微米級的，即kh=2πh/λ1，所以可以近似認為sin(kh)?kh，則式(1)可簡化為：

(3)

因此，當h,γ,ρ0,c為常數(shù)時，輻射聲壓隨著振幅的增大而增大，當聲輻射壓對懸浮板的推力大于等于懸浮板上向下的作用力時，即可產(chǎn)生懸浮現(xiàn)象。

2 結(jié)構(gòu)與工作原理

2.1 超聲離合器的結(jié)構(gòu)

基于單換能器的超聲離合器的結(jié)構(gòu)如圖2所示。該離合器驅(qū)動端與電機相連，主要由超聲換能器、換能器支撐架、導電滑環(huán)和軸承組成。換能器固定在支撐架上，通過導電滑環(huán)旋轉(zhuǎn)供電。從動端與負載相連，主要由從動軸、預緊裝置和輸出軸組成。預緊裝置是一個給從動軸提供預壓力，并且能向負載傳遞轉(zhuǎn)矩的機械組件，是該超聲離合器必不可少的關(guān)鍵部分。軸承為超聲離合器提供了支撐，并固定了驅(qū)動端和從動端的相對位置，保證離合器的正常運轉(zhuǎn)。

圖2 超聲離合器結(jié)構(gòu)

2.2 工作原理

超聲離合器工作原理如圖3所示。當超聲換能器未施加電激勵時，超聲換能器不產(chǎn)生振動，驅(qū)動端和從動端在彈簧預緊力的作用下緊密貼合，處于未分離狀態(tài)，兩者在摩擦力矩的作用下同步旋轉(zhuǎn)，如圖3a所示。當給超聲換能器施加電激勵功率較小時，驅(qū)動端的超聲換能器產(chǎn)生的懸浮力不足以完全克服輸出端彈簧的預緊力，此時驅(qū)動端與從動端處于半聯(lián)動狀態(tài)，驅(qū)動端帶動從動端旋轉(zhuǎn)，彈簧預緊力產(chǎn)生的摩擦力矩不足以帶動從動端同步旋轉(zhuǎn)，兩者差速轉(zhuǎn)動，如圖3b所示。當給超聲換能器施加的電激勵產(chǎn)生的懸浮力比從動端的彈簧預緊力大時，從動端與驅(qū)動端處于分離狀態(tài)，從動端由于懸浮高度的增加，彈簧預緊力增大且懸浮力減小而達到平衡態(tài)，兩者由于懸浮間隙的存在而處于分離狀態(tài)，如圖3c所示。

圖3 超聲離合器工作原理

2.3 超聲換能器的設計

所需超聲換能器應該獲得盡可能大的振幅，因此選用階梯狀前蓋板，此外，為獲得較大的前后蓋板位移振幅比，減小能量損耗，提高換能器的能量傳遞效率，前蓋板材料采用硬鋁，后蓋板采用45#鋼。結(jié)構(gòu)采用4片鋯鈦酸鉛壓電陶瓷(PZT-8)，設計功率和頻率分別為500 W和28 kHz。根據(jù)傳輸矩陣法[8]和夾心式壓電換能器的相關(guān)設計理論[9]，計算該模型初始尺寸。利用ANSYS進行優(yōu)化，最終獲得圖4所示的換能器結(jié)構(gòu)及最佳尺寸。為減小應力集中，在前蓋板大端與小端的連接處應采用圓弧過渡，根據(jù)文獻[10]查表可知最佳過度圓弧的半徑R=12 mm。利用優(yōu)化所得最終尺寸對換能器建立模型，再對該模型進行模態(tài)分析，可得如圖5所示的位移云圖。其縱振頻率為27.969 kHz，與設計頻率28 kHz十分接近，相差0.11%，滿足設計要求。

利用阻抗分析儀PV80A對設計加工的超聲換能器進行阻抗測試。從測試結(jié)果可以知道，超聲振動子的諧振頻率為27.753 kHz，跟設計頻率28 kHz有0.88%的誤差，造成偏差的原因主要是材料性能參數(shù)、制造誤差等。該誤差在超聲電源的工作范圍內(nèi)，對超聲換能器的正常起振工作不會產(chǎn)生影響。

圖4 超聲換能器結(jié)構(gòu)

圖5 換能器優(yōu)化模態(tài)

2.4 預緊裝置的設計

以往大多數(shù)關(guān)于超聲離合器的研究基本都采用彈簧提供預壓力進行預緊，但是從目前已有的預緊方式來看，存在預緊力不可調(diào)和尺寸過大等缺點，因此設計一種尺寸更小、結(jié)構(gòu)更緊湊、預緊力可調(diào)的預緊裝置。

如圖6所示，預緊裝置主要由從動軸、從動軸套、輸出軸、預緊螺栓、預緊彈簧、直線軸承和鍵等組成。從動軸套為空心套筒，其大端的孔壁上開有鍵槽，用于與插裝在該孔中的從動軸進行鍵連接；其小端與鍵槽同一軸線上鉆有螺紋孔，用于與插裝于該孔中的輸出軸進行螺栓連接，這2種連接方式都起到傳遞轉(zhuǎn)矩的作用。預緊螺栓、預緊彈簧和直線軸承內(nèi)置于從動軸套內(nèi)。預緊螺栓和孔內(nèi)螺紋配合用于調(diào)節(jié)預壓力。預緊彈簧用于產(chǎn)生預壓力，處于放松狀態(tài)時兩端分別與預緊螺栓和從動軸接觸。直線軸承與軸孔過盈配合用于從動軸的定位和導向。調(diào)節(jié)預緊螺栓可以改變預緊彈簧的彈簧力，從而實現(xiàn)預緊力可調(diào)。從動軸套與從動軸和輸出軸的連接實現(xiàn)了轉(zhuǎn)矩的傳遞。因此這種預緊裝置既能實現(xiàn)預緊力可調(diào)，又使得結(jié)構(gòu)更加緊湊。

圖6 預緊裝置結(jié)構(gòu)

3 實驗研究

為了檢驗超聲離合器的有效性，搭建了圖7所示的超聲離合器實驗平臺。平臺包含了以下結(jié)構(gòu)：電機及其調(diào)速系統(tǒng)；導電滑環(huán)；超聲離合機構(gòu)；動態(tài)扭矩傳感器，用于轉(zhuǎn)速、扭矩的實驗數(shù)據(jù)采集；2個聯(lián)軸器，其中聯(lián)軸器1用于超聲離合機構(gòu)輸入端與電機連接，聯(lián)軸器2用于連接超聲離合機構(gòu)輸出端和動態(tài)扭矩傳感器。

實驗平臺的實物如圖8所示。本次實驗通過改變驅(qū)動換能器的超聲電源輸出功率，來實現(xiàn)超聲換能器振幅的改變。通過多組實驗來確定幾種不同工作條件下原型機的輸出轉(zhuǎn)速和扭矩大小，幾種工作條件分別是：未施加超聲不帶負載；未施加超聲帶負載；施加超聲不帶負載；施加超聲帶負載。為了進一步研究該超聲離合器的性能，實驗選取500 r/min和800 r/min作為輸入轉(zhuǎn)速，分析不同轉(zhuǎn)速下該離合器的減速比與超聲電源輸出功率的關(guān)系。采集超聲電源輸出功率在50 W，100 W，150 W，200 W，250 W，300 W，350 W，400 W下，超聲離合器的輸出轉(zhuǎn)速和扭矩數(shù)據(jù)，并對比空載與帶負載2種情況下扭矩和轉(zhuǎn)速的輸出大小。500 r/min下超聲電源功率與超聲離合器輸出轉(zhuǎn)速、扭矩的關(guān)系如圖9所示；電機轉(zhuǎn)速為800 r/min下超聲電源功率與超聲離合器輸出轉(zhuǎn)速、扭矩的關(guān)系曲線如圖10所示；超聲電源功率與超聲離合器減速比之間的關(guān)系曲線如圖11所示。

圖7 超聲離合器實驗平臺

圖8 超聲離合器實驗平臺實物

由圖9a和10a可知，隨著超聲電源功率的增加，超聲離合器從動端輸出轉(zhuǎn)速逐漸下降，當超聲電源的輸出功率達到0.35 kW時，超聲離合器從動端和驅(qū)動端分離，形成近場懸浮，因而輸出速度為零，且在負載條件下因為阻礙力矩的存在，帶載的轉(zhuǎn)速下降比空載的快。在超聲電源輸出功率增大的過程中，由于超聲振動產(chǎn)生的超聲減摩效應[12]，導致超聲離合器輸出端轉(zhuǎn)速與電機輸入轉(zhuǎn)速不同步，超聲減摩的效應隨著超聲電源功率的增大而增強，直至產(chǎn)生近場懸浮。

分析圖9b和10b可知，在空載條件下，由于超聲離合器輸出端沒有負載，因此扭矩傳感器沒有信號輸出，扭矩為零；在有負載條件下，隨著超聲電源功率的增加，輸出端扭矩隨之下降，在功率達到0.35 kW時，從動端和主動端分離，形成近場懸浮，此時輸出扭矩為零。此外，實驗中通過使超聲離合器輸出端處于制動狀態(tài)，測得在轉(zhuǎn)速為500 r/min時，超聲離合器的過載扭矩為0.39 N·m，轉(zhuǎn)速為800 r/min時的過載扭矩為0.42 N·m。

圖9 500 r/min時輸出轉(zhuǎn)速、扭矩與超聲電源功率關(guān)系

圖10 800 r/min時輸出轉(zhuǎn)速、扭矩與超聲電源功率關(guān)系

圖11 減速比與超聲電源功率關(guān)系

由圖11可知，在施加超聲激勵的工作條件下，無論是空載還是帶負載，隨著驅(qū)動換能器的超聲電源功率的增大，超聲離合器的減速比減小，不同輸入轉(zhuǎn)速下的減速比不同，但十分接近，具有相似的變化趨勢。對于特定輸入轉(zhuǎn)速下該離合器的調(diào)速控制，可以利用牛頓插值法得到以下近似的計算公式，為調(diào)節(jié)超聲離合器輸出轉(zhuǎn)速提供了近似參考。

當轉(zhuǎn)速為500 r/min時，有：

n1=-2.41×10-15p8+4.01×10-12p7-

2.72×10-9p6+9.73×10-7p5-1.94×

10-4p4+0.021p3-1.17p2+24.26p+500

(4)

當轉(zhuǎn)速為800 r/min時，有：

n2=-2.17×10-15p8+3.75×10-12p7-

2.65×10-9p6+9.80×10-7p5-2.02×

10-4p4+0.022p3-1.28p2+26.51p+800

(5)

n1，n2為超聲離合器輸出轉(zhuǎn)速；p為驅(qū)動換能器的超聲波電源輸出功率。

4 結(jié)束語

通過分析超聲振動的近場特性，研究超聲近場懸浮力的計算模型，確定對近場懸浮力的影響因素；基于近場懸浮的機理，設計并制造了一種結(jié)構(gòu)緊湊、預緊力可調(diào)、諧振頻率為27.75 kHz的單換能器型超聲離合器，建立了超聲離合器實驗平臺。通過實驗數(shù)據(jù)，分析了超聲離合器輸入轉(zhuǎn)速為500 r/min和800 r/min下超聲電源輸出功率與轉(zhuǎn)速、扭矩以及減速比的關(guān)系，確定了設計的超聲離合器實現(xiàn)分離的超聲電源輸出功率為0.35 kW，驗證了單換能器超聲離合器的可行性和有效性；利用牛頓插值法獲取了空載時超聲離合器輸出轉(zhuǎn)速與超聲電源輸出功率的近似計算關(guān)系式，為調(diào)節(jié)超聲離合器的輸出轉(zhuǎn)速提供了參考。