套筒式六角扳手集成式設(shè)計(jì)【伸縮式結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)】【旋轉(zhuǎn)式伸縮一頭4種規(guī)格節(jié)節(jié)伸出】【集成扳手設(shè)計(jì)（創(chuàng)新型）】

套筒式六角扳手集成式設(shè)計(jì)【伸縮式結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)】【旋轉(zhuǎn)式伸縮一頭4種規(guī)格節(jié)節(jié)伸出】【集成扳手設(shè)計(jì)（創(chuàng)新型）】,伸縮式結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì),旋轉(zhuǎn)式伸縮,一頭4種規(guī)格,節(jié)節(jié)伸出,集成扳手設(shè)計(jì)（創(chuàng)新型）,套筒式六角扳手集成式設(shè)計(jì)【伸縮式結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)】【旋轉(zhuǎn)式伸縮,一頭4種規(guī)格,節(jié)節(jié)伸出】【集成扳手設(shè)計(jì)（創(chuàng)新型）】,套筒,六角,扳手 一種新型雙足驅(qū)動直線超聲波電動機(jī)的研究 設(shè)計(jì)了一種新型雙足驅(qū)動的直線超聲波電動機(jī)，其定子采用了一片銅板和八片壓電陶瓷構(gòu)成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，壓電點(diǎn)陶瓷沿著厚度方向極化，對稱安裝在矩形銅板的兩個(gè)表面上。建立了該電機(jī)的機(jī)電耦合動力學(xué)模型，通過仿真確定了驅(qū)動足的位置，并試驗(yàn)研究了電機(jī)的特性。 1、簡介 近來，直線超聲波電極有了重大的研究利益，與普通的電磁式電機(jī)相比，超聲波電機(jī)有諸如以下的幾個(gè)優(yōu)點(diǎn)：單位體積輸出轉(zhuǎn)矩大、納米級的精確操作、良好的開關(guān)和位置控制特性、斷電自鎖、適應(yīng)環(huán)境能力強(qiáng)、運(yùn)行過程不受限制、形式靈活，設(shè)計(jì)自由度大。直線超聲波電機(jī)的驅(qū)動控制系統(tǒng)不僅已被應(yīng)用于精確定位，實(shí)現(xiàn)自動化，國防等，而且已經(jīng)開發(fā)研究出了許多創(chuàng)新的裝置應(yīng)用于下列領(lǐng)域，諸如微電子、機(jī)械、微型機(jī)器人，直線超聲波電機(jī)驅(qū)動技術(shù)有一個(gè)良好的應(yīng)用前景。 科學(xué)研究上，已有很多類型的直線超聲波電機(jī)。行波直線超聲波電機(jī)、駐波直線超聲波電機(jī)及大型超聲波電機(jī)的感念已被提出。一些駐波直線超聲波電機(jī)已經(jīng)發(fā)展起來，因他們良好的性能，如更大的單位體積輸出轉(zhuǎn)矩，更高的驅(qū)動速率、更精確的定位系統(tǒng)，這些都能滿足不斷增加的對電機(jī)微型化的要求，這些電機(jī)運(yùn)用單極的壓電陶瓷片作為定子，并且這其中有一個(gè)挨一個(gè)的齒足。有關(guān)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和驅(qū)動控制的方法已在本論文中研究。劉總結(jié)得出的相反一極的壓電陶瓷片的長、寬合適的比例是4：0，來自Israel的Zumeris已經(jīng)把振子的水平振動的陶瓷片技術(shù)應(yīng)用于商業(yè)領(lǐng)域。 帶有雙足驅(qū)動的新型直線超聲波電機(jī)在本論文中已經(jīng)設(shè)計(jì)出來，電機(jī)被壓成片的定子由一個(gè)金屬片和八個(gè)壓電陶瓷片構(gòu)成。有如此構(gòu)造的定子被夾著是容易的，工作方式是一個(gè)水平的模式的合成，在本文提出的設(shè)計(jì)感念更多地應(yīng)用于微型高效率電機(jī)。 2、運(yùn)行機(jī)理 2.1 總的構(gòu)造 一個(gè)基于行波的復(fù)雜超聲波電機(jī)虛構(gòu)的模型如下圖所示，它是一個(gè)定子、一個(gè)轉(zhuǎn)子、金屬外殼、螺栓和塑料栓構(gòu)成的。 圖1 電動定子外殼 其中定子由黃銅片組成，在黃銅片上下表面對稱粘結(jié)著八個(gè)陶瓷片，而在這個(gè)黃銅片的同側(cè)有兩個(gè)驅(qū)動足，壓電陶瓷片根據(jù)其厚度被極化，黃銅片上表面的四個(gè)壓電陶瓷片被極化的方向與其下表面四個(gè)陶瓷片被極化的方向是相對的，螺栓和塑料栓是被用于固定定子于金屬外殼上，定子與轉(zhuǎn)子之間的壓力是可以調(diào)節(jié)的，所以電機(jī)能在不同要求的壓力下工作，為了減少定子夾緊振動的影響，固定點(diǎn)應(yīng)該靠近振動的定子的橢圓振動方向。 2.2 工作原理 工作的定子由第一種徑度的振動模式和第二個(gè)混合振動模式合成。圖2顯示出。驅(qū)動足摩擦面上的振子是在定子第一種徑度振動模式中橫向振動的，圖2b可以看出，當(dāng)定子在第二中彎曲振動模式上振動時(shí)，驅(qū)動足摩擦面上的振子就會垂直振動，圖2c所示，當(dāng)定子如果跟這兩個(gè)振動模式不同，驅(qū)動齒摩擦面上的振子軌跡就應(yīng)該是個(gè)橢圓，金屬外殼被固定在工作平臺上，定子的兩個(gè)驅(qū)動足驅(qū)動轉(zhuǎn)子作直線運(yùn)動。如果振動不同地變化，那么作橢圓運(yùn)動的振子也跟著改變，繼而轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速也隨之改變。一般地，要求的兩個(gè)振動相位相差90度，以此來保證轉(zhuǎn)子能有有效的工作。 圖2 定子的振動模態(tài):(a)一階縱向模式, (b)二階彎曲模式和(c)縱彎模式 2.3 運(yùn)行機(jī)制 圖3 激勵(lì)模態(tài) 在圖3中顯示了定子的振動運(yùn)行方法。八個(gè)壓電陶瓷片被分成了四組，每組包括兩個(gè)對稱地粘在黃銅片兩個(gè)壓電陶瓷片，對角的兩對壓電陶瓷片被單根信號激發(fā)，另外兩對的壓電陶瓷片被相差90度的信號激發(fā)，金屬片接地，事實(shí)上，定子的徑度模式和彎曲模式復(fù)雜，由于生產(chǎn)及各種各樣的溫度協(xié)調(diào)并不好，加上已經(jīng)運(yùn)行的定子的振動模式的原因，在直線模式頻率與彎曲模式之的一個(gè)激發(fā)頻率被影響了，如圖3所示 在兩個(gè)激發(fā)信號之間有個(gè)相位差異，繼而導(dǎo)致兩個(gè)振動的一個(gè)相位差異，圖4所示，如果發(fā)動機(jī)頻率改變，那么共振的相位也會改變，激發(fā)信號頻率越接近定子的模態(tài)頻率，那么共振相位就改變的更大，驅(qū)動頻率的改變，共振的相位差異也會改變。 圖4 振動頻率和相位模式 驅(qū)動器的驅(qū)動方向可以由交叉連接的兩對電極來改變彎曲模式相位，并能導(dǎo)致改變表面振子橢圓運(yùn)動的方向。通過激發(fā)電壓和兩個(gè)個(gè)激發(fā)信號間的相位差異的調(diào)整來改變轉(zhuǎn)子的速度。 3、電機(jī)的構(gòu)造設(shè)計(jì) 定子的一個(gè)機(jī)電耦合振動模式是運(yùn)用一個(gè)FEM、ANSYS軟件建立其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的。只有當(dāng)定子第一個(gè)直線模態(tài)自然頻率接近于第二個(gè)彎曲模態(tài)時(shí)，定子被需求的模態(tài)才能有效激發(fā)，所以，兩個(gè)模態(tài)的頻率的一致性在設(shè)計(jì)生產(chǎn)定子時(shí)就應(yīng)考慮到。 圖5所示，不同黃銅片長度振動模式的頻率。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，作直線振動的頻率和彎曲振動的頻率都隨黃銅片的長度變長而減小，而且彎曲模式的頻率變化更快，這個(gè)建模說明一個(gè)優(yōu)化調(diào)整的頻率的有效方法是改變黃銅片的長度尺寸。 圖5 　定子模態(tài)頻率和長度之間的關(guān)系 黃銅片被計(jì)算的長度是40.5mm,彎曲振動模態(tài)的自然頻率是39980赫茲，徑向振動模態(tài)的頻率是40010赫茲，這兩個(gè)頻率大致相等。 考慮到計(jì)算和生產(chǎn)方面的誤差，黃銅片初次生產(chǎn)的長度要41mm。比計(jì)算出來的多出0.5mm，通過逐漸減小黃銅片的長度，定子的模態(tài)頻率的一致性可以憑借頻率測量工具來完成。雙足驅(qū)動的方法可以采用。這兩個(gè)齒足可以輪流運(yùn)作，因?yàn)榉崔D(zhuǎn)工作這兩個(gè)驅(qū)動足應(yīng)該對稱地安裝。 驅(qū)動齒輪的形狀是矩形的，為了保持摩擦部分接觸好能使轉(zhuǎn)子穩(wěn)定地運(yùn)作，每個(gè)齒接觸面上彎曲振幅，在彎曲振動方向上應(yīng)該是一致的，定子上驅(qū)動齒的分布會影響其振動速度的協(xié)調(diào)性。 圖6 網(wǎng)格上五個(gè)等距的節(jié)點(diǎn) 在FEM模型上，每個(gè)嚙合的齒上有五個(gè)等距的節(jié)點(diǎn)，如圖6所示，在每個(gè)齒彎曲振幅的節(jié)點(diǎn)間的關(guān)系與兩個(gè)齒間被計(jì)算過的固定距離是對應(yīng)的，如圖7所示，當(dāng)固定距離達(dá)到13.7時(shí)，五個(gè)節(jié)點(diǎn)的彎曲振幅幾乎相等。 兩個(gè)驅(qū)動足的速度協(xié)調(diào)性是影響定子驅(qū)動力的一個(gè)重要因素，驅(qū)動齒不同的分布會產(chǎn)生不同的振動振幅，而且齒還提供的不同的驅(qū)動力。 通過機(jī)電耦合振動模態(tài)，定子的振動軌跡可以預(yù)測出來，壓電陶瓷片被使用的驅(qū)動電壓是40v，驅(qū)動頻率是40080赫茲，一個(gè)0.003的繼續(xù)阻尼頻率被設(shè)置用于諧波的反饋中，定子振動振幅上的一個(gè)，就是驅(qū)動齒上升的地方，已在圖中被計(jì)算并畫了出來，UX是徑度振動方向的位移，UY是彎曲振動方向的位移，UZ是橫向振動方向的位移USUM是綜合位移，UZ 的位移顯示出的太小被忽略了，UY的弧線是對稱分布的，當(dāng)兩個(gè)齒的中心位置達(dá)到13.7mm時(shí)，彎曲振幅會達(dá)到最大值，并且振幅基本對稱，UX不是對稱分布的，右齒的UX振幅比左齒的這幅較大，右齒USUM是綜合位移比左齒也較大些。 圖7 每個(gè)節(jié)點(diǎn)的振幅變化 因此，只有當(dāng)兩個(gè)齒中心距離是13.7mm, UY是彎曲振幅才會達(dá)到它的最大值，在驅(qū)動足上的節(jié)點(diǎn)的振動速度在彎曲振動上保持一致，圖9所示，定子的尺寸是被固定的。矩形黃銅片的長度是40.5mm，寬度是11mm，厚度是2mm，壓電陶瓷片長度是17mm，寬度是4mm，厚度是0.8mm。 圖8不同方向定子振動振幅的變化 圖10 測量的定子諧振頻率 4、實(shí)驗(yàn)結(jié)果 用阻尼分析儀測量的定子頻率回應(yīng)特性如圖10所示，第一個(gè)垂直振動模態(tài)的諧振頻率為38.8×103赫茲，第二個(gè)彎曲的模態(tài)的諧振頻率為40.8×103赫茲，彎曲振動頻率較徑度振動頻率高240.8×103赫茲。 圖11所示的是驅(qū)動速率和驅(qū)動頻率間的關(guān)系，驅(qū)動電壓大約是50v/ms,當(dāng)一個(gè)諧波頻率為38.6×103赫茲時(shí)，電動機(jī)達(dá)到最高速度，為94.5mm/s，從頻率38.6×103赫茲到40.8×103赫茲，速度保持在42mm/s以上變化。 電機(jī)的驅(qū)動速率在被應(yīng)用的電壓有負(fù)載的變化，這個(gè)結(jié)果和一個(gè)無負(fù)載工作條件下的轉(zhuǎn)子的情況是一致的，圖12所示，激發(fā)的頻率約為39.6×103赫茲。 圖12行駛速度和驅(qū)動電壓之間的關(guān)系 5、總結(jié) 一種新型的帶有雙足驅(qū)動的直線型超聲波電機(jī)已經(jīng)發(fā)展起來，定子是有八個(gè)壓電陶瓷片和一個(gè)黃銅片組成，電機(jī)基本尺寸是要求仔細(xì)規(guī)定的，定子上驅(qū)動齒的分布是有FEA決定的，實(shí)驗(yàn)仿真顯示了第一個(gè)平面徑度振動模態(tài)的頻率和第二個(gè)彎曲振動模態(tài)的頻率可以通過黃銅片長度的調(diào)整而輕易地改變成一致。由電機(jī)模型特性已被實(shí)驗(yàn)性地測量出來，當(dāng)驅(qū)動電壓大約達(dá)到50V/ms，頻率為38.6×103赫茲時(shí)，電機(jī)會達(dá)到輸出速度的最大值94.5mm/s。 參考文獻(xiàn) [1] S. Ueha, Y. Tomikawa, M. Korosawa, K. Nakamura, Ultrasonic Motors: Theory and Application, Clarendon Press, Oxford, 1993. [2] J.F. Manceau, F. Bastien, Linear motor using a quasi-travelling wave in a rectangular plate, Ultrasonics 34 (1996) 257–260. [3] Y. Roh, S. Lee, W. Han, Design and fabrication of a new travelingwave-type ultrasonic linear motor, Sensors and Actuators A 94 (2001)205–210. [4] V. Snika, Ultrasonic actuators for nanometre positioning, Ultrasonics38 (2000) 20–25. [5] M. Kusosawa, M. Takahashi, T. Higuchi, A hybrid inchworm linear motor, Ultrasonics 34 (1996) 243–246. [6] J. Kim, J.D. Kim, S. Choi, A hybrid inchworm linear motor, Mechatronics 12 (2002) 5–542. [7] M. Tsai, C. Lee, S. Hwang, Dynamic modeling and analysis of a bimodal ultrasonic motor, IEEE Transaction on Ultrasonics, Ferro-electrics, and Frequency Control 50 (2003). [8] R.F. Fung, C.R. Tseng, Dynamic simulation of a bimodal ultrasonic motor by new hybrid laplace transform finite element method,Journal of Sound and Vibration 226 (1999) 625–644. [9] B. Zhai, S. Lim, K. Lee, S. Dong, P. Lu, A modified ultrasonic linear motor, Sensors and Actuators 86 (2000) 154–158. [10] J. Liu, C. Zhao, Study on the linear ultrasonic motor based on the vibration in plane of the rectangular, Journal of Acoustics 28 (2003) 90–96 (in Chinese). [11] Nanomotion LTD., Ceramic motor, US Patent 5, 453, 653, 1995. 8