0 光学精密工程第 7 卷犆犺犪狉犪犮狋犲狉犻狕犪狋犻狅狀狅犳犪犮狋狌犪狋狅狉狅犳犺犪犾犳犮狅犪狋犲犱犿犲狋犪犾狆犻犲狕狅犲犾犲犮狋狉犻犮犳犻犫犲狉 BIAN Yi

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万五巴
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1 第 7 卷 2009 年月第期光学精密工程 OpticsandPrecisionEngineering Vol.7 No. Jan.2009 智能材料与结构技术专题文章导读裘进浩南京航空航天大学智能材料与结构研究所智能材料与结构技术是将传感器驱动器控制器等与基体结构材料相集成来实现结构的健康监测振动与噪声控制流场控制自适应结构等功能的新型技术智能材料与结构的研究起源于航空航天领域, 目前其应用已经拓展到土木建筑交通船舶等多个方向智能材料与结构技术融合了多个学科的最新进展, 其发展和应用意味着工程结构功能的增强结构使用效率的提高和结构形式的优化, 以及结构维护成本的降低, 是有希望取得突破性和革命性进展的重要前沿技术, 已被列入国家中长期科学和技术发展规划中的重点发展领域另外, 智能材料与结构技术的发展能够带动一系列相关行业尤其是航空航天工业的进步, 是新一代航空航天飞行器的关键技术世界各国均对智能材料与结构的研究给予了高度的重视与关注高性能功能材料及器件是实现智能结构的基础, 开发高性能的功能材料与器件对于提高智能结构的性能, 促进智能结构的发展具有非常重要的研究意义, 而要真正实现智能结构的工程应用, 还必须进行典型智能结构系统的集成方法及功能实现研究南京航空航天大学智能材料与结构研究所功能材料器件及应用课题组对智能材料与结构的关键技术展开了深入系统的研究主要研究方向包括 : 高性能压电材料及器件 ( 主要包括无铅压电材料功能梯度压电驱动器压电纤维等 ); 智能材料与结构的应用 ( 主要包括结构的振动噪声控制智能结构的流场控制结构的健康监测自适应结构等 ) 本专题是在国家 863 计划国家自然科学基金教育部重大培育项目资助下在智能材料与结构领域工作的总结 : 半电极含金属芯压电纤维的驱动性能一文, 建立了悬臂梁结构半电极含金属芯压电纤维这种新型压电弯曲驱动器的理论模型, 推导了自由端位移夹持力和弯曲共振频率的解析表达式, 分析了金属芯性能和半径对这 3 个参数的影响结果表明, 这种驱动器有较大的端部位移较小的夹持力较低的弯曲共振频率功能梯度压电驱动器的结构设计制备与功能验证一文, 提出了一种新型的功能梯度驱动器, 设计并制备了该驱动器, 建立了理论模型, 并对驱动器的性能进行了测试实验结果表明, 新型的功能梯度压电驱动器内部应力集中得到缓解基于 TMS320F282 的悬臂梁振动半主动控制一文, 采用一种基于同步开关阻尼技术的半主动振动控制新方法, 克服了传统主动控制要求输入功率大与被动控制鲁棒性差的缺点, 基于 TMS320F282 处理器, 成功实现了悬臂梁结构的振动控制, 使悬臂梁一阶振动模态减小 5.7dB K0.5Na0.5NbO3 无铅压电陶瓷的烧结特性一文, 采用水热法合成了无铅压电陶瓷 (K 狓 Na- 狓 )NbO3(KNN) 的粉体, 与传统固相合成法相比, 水热合成的粉体有更好的烧结性实验结果表明,K 的添加会降低陶瓷的烧结性, 陶瓷的密度对烧结温度非常敏感文章编号 X(2009) 半电极含金属芯压电纤维的驱动性能边义祥, 裘进浩, 王鑫伟, 季宏丽, 朱孔军 ( 南京航空航天大学智能材料与结构研究所, 江苏南京 2006) 摘要 : 建立了悬臂梁结构半电极含金属芯压电纤维新型压电弯曲驱动器的理论模型根据第一类压电方程, 推导出自由端位移夹持力和弯曲共振频率的解析表达式, 分析了金属芯性能和半径对这 3 个参数的影响, 并把理论计算结果和有限元分析结果进行了比较实验结果表明, 悬臂梁结构半电极含金属芯压电纤维弯曲驱动器的自由端位移可达 589μm, 夹持力可达 427μN, 一阶弯曲共振频率为 28 Hz, 有限元分析结果和理论值基本吻合, 说明这种驱动器有较大的端部位移较小的夹持力和较低的弯曲共振频率关键词 : 半电极 ; 金属芯 ; 压电纤维 ; 弯曲驱动器中图分类号 :TM282;TN384 文献标识码 :A 收稿日期 : ; 修订日期 : 基金项目 : 国家 863 高技术研究发展计划资助项目 (No.2007AA03Z04)

新型技术智能材料与结构的研究起源于航空航天领域, 目前其应用已经拓展到土木建筑交通船舶等多个方向智能材料与结构技术融合了多个学科的最新进展, 其发展和应用意味着工程结构功能的增强结构使用效率的提高和结构形式

2 0 光学精密工程第 7 卷犆犺犪狉犪犮狋犲狉犻狕犪狋犻狅狀狅犳犪犮狋狌犪狋狅狉狅犳犺犪犾犳犮狅犪狋犲犱犿犲狋犪犾狆犻犲狕狅犲犾犲犮狋狉犻犮犳犻犫犲狉 BIAN Yi xiang,qiujin hao,wang Xin wei,jihong li,zhu Kong jun ( 犓犲狔犔犪犫狅狉犪狋狅狉狔狅犳犛犿犪狉狋犕犪狋犲狉犻犪犾狊犪狀犱犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊, 犖犪狀犼犻狀犵犝狀犻狏犲狉狊犻狋狔狅犳犃犲狉狅狀犪狌狋犻犮狊犪狀犱犃狊狋狉狅狀犪狌狋犻犮狊, 犖犪狀犼犻狀犵 2006, 犆犺犻狀犪 ) 犃犫狊狋狉犪犮狋 :ThemechanicalmodeofanHalfcoated MetalcorePiezoelectricFiber(HMPF)actuatoris established.accordingtotheconstitutivepiezoelectricequations,theanalyticalexpressionsofthetip deflection,blockingforceandthenaturalfrequenciesarederived.theefectofthe metalcoreon thosepropertiesofhmpfactuatorisinvestigatedbasedonthenumericalresultsoftheequationsand FEM.TheexperimentalresultsindicatethatthemaximumtipdeflectionofcantileveredHMPF,max imumblockingforceandthefirstresonancefrequencyare589μm,427μnand28 Hz,respectively, FEMresultsarecoincidentwiththeoreticalvaluesonthewhole.Theresultsshowthattheactuator cangiveabigdeflection,asmalblockforce,andalowresonancefrequency. 犓犲狔狑狅狉犱狊 :halfcoated;metalcore;piezoelectricfiber;bendingactuator 引言压电材料是一种应用广泛的功能材料, 具有直接的机电转换功能, 既可以用作传感器, 也可以 [] 用作驱动器用于复合材料的结构健康监测和振动控制时, 压电材料通常被埋入到基体结构中, 这就要求压电材料能尽量减少对基体结构性能的 [2] 影响然而传统的压电材料多为片状或块状结构, 很难满足上述要求因此, 纤维状压电器件获得了广泛的关注和研究美国的 MIT 和 NASA 先后制作了压电纤维复合材料 AFC 和 MFC [3 4], 其中的压电纤维排列在聚合物中 AFC 和 MFC 虽然能获得较大的应变, 但由于电场损失较大, 需 [2] 要较高的电压, 且体积较大, 很难埋入到基体结构中 [5] [6] 最近, 裘进浩等和 H.Sato 等先后用挤压法和水热法成功地制作出含金属芯压电纤维 MPF(MetalcorePiezoelectricFiber) 在 MPF 中, 金属芯位于中心位置, 外面环绕着压电陶瓷 ; 金属芯可以用作一个电极, 喷镀在压电陶瓷表面的一层金属作为另一个电极单根 MPF 既可以用作传感器, 也可以用作驱动器 G.Sebald 等研究了 MPF 的纵向振动压电常数介电常数和 [7 8] 杨氏模量,K.Takagi 等还进行了 MPF 应用 [9 0] 方面的研究上述研究几乎都是关于表面全覆盖电极的 MPF 当 MPF 只有一半的表面喷镀金属层时, 称为半电极含金属芯压电纤维 HMPF(Halfcoa ted Metalcore Piezoelectric Fiber) 极化后, HMPF 中只有表面覆盖金属层的压电陶瓷部分被极化, 具有压电性电极外加电压后, 极化部分由于压电效应将沿长度方向产生伸缩变形 ; 没有极化的压电陶瓷部分和金属芯由于没有压电效应, 将抵制这种变形, 结果就使 HMPF 产生弯曲变形在很多情况下, 例如气流传感弯曲驱动等方面,HMPF 更能发挥重要的作用本文作者之一的裘进浩首次在世界上成功制作出了 HMPF [] HMPF 作为一种新的压电驱动器, 需要对其驱动特性进行深入的研究和分析, 以便进一步优化设计, 更好地发挥其驱动性能本文从理论上研究了悬臂梁结构 HMPF 驱动器的 3 个重要特性, 即自由端位移夹持力和弯曲共振频率, 建立了理论模型, 并用理论计算和有限元方法分析了金属芯对这 3 个特性的影响最后, 用实验对理论结果进行了验证

2006, 犆犺犻狀犪 ) 犃犫狊狋狉犪犮狋 :ThemechanicalmodeofanHalfcoated MetalcorePiezoelectricFiber(HMPF)actuatoris established.

3 第期边义祥, 等 : 半电极含金属芯压电纤维的驱动性能 2 HMPF 弯曲驱动器的理论模型 2. 压电方程 HMPF 的几何形状和横截面分别如图和图 2 由于是圆柱形状, 为了研究方便, 采用圆柱坐标系一般的压电方程直角坐标系和圆柱坐标系的对应关系为 : 对应狕,2 对应 θ,3 对应狉图 HMPF 的几何形状及其坐标系 Fig. GeometryandcoordinatesystemofHMPF 图 2 HMPF 的横截面和极化方向 Fig.2 CrosssectionandpolarizationofHMPF 如图 2 所示,HMPF 的上半部分陶瓷表面覆盖了金属层, 金属层作为一个电极, 金属芯作为另一个电极外加电压时, 压电陶瓷内部的电场分布比较复杂为了研究方便, 可以认为表面覆盖电极的上半部分压电陶瓷其电场沿径向分布极化后, 具有压电效应, 其极化方向也认为是沿径向分布 ; 表面没有覆盖电极的下半部分压电陶瓷没有电场分布, 没有被极化, 不具有压电效应由于陶瓷表面的金属层很薄, 在下面的研究中, 其影响不予考虑当 HMPF 用作悬臂梁结构时, 如图 3, 假设压电陶瓷部分在径向可以自由伸缩与长度相比,HMPF 的半径很小, 故圆周方向的应力也可图 3 悬臂梁结构的 HMPF Fig.3 HMPFofcantileverbeam 以忽略把应力和电场的边界条件代入第一类压电方程中, 由于狉取负值, 极化部分的应变和电位移分别为 : p 犛 = 狊 p 犜 - 犱 3 狉, () p p 犜 - 犇 3= 犱 3 犜 -ε 33 狉. (2) 式中 : 犛犻犼是应变, 犜犻犼是应力, 犇犻是电位移, 犻是电犜场强度, 狊犻犼是弹性柔顺系数, 犱犻犼是压电常数,ε 犻犼是介电常数, 上标 p 表示压电陶瓷极化部分而在金属芯和压电陶瓷非极化部分的应力应变关系为 : 犛 m m = 狊 m 犜, (3) 犛 n n = 狊犜, (4) 上标 m 和 n 表示金属芯和压电陶瓷非极化部分 2.2 自由端位移在 HMPF 的金属芯和外电极上外加电压后, 由于压电效应, 极化部分将产生伸缩变形, 整个纤维将产生轴向伸缩变形和弯曲变形与长度相比,HMPF 的直径很小, 可以认为弯曲时 HMPF 各部分的曲率相同 ; 且由于是对称结构, 弯曲时可以认为中性层位于极化区和非极化区的分界面, 则 HMPF 中总应变是轴向正应变和弯曲应变之和 : 狉 sinθ 犛 = ρ + 犛 0, (5) 式中 : 狉是到 HMPF 中心的距离,θ 是到分界面的角度, 犛 0 是轴向正应变把式 (5) 代入式 (), 且犞狉 = 狉 ln 化部分的应力 p 犜 = 狊 ( 狉 sinθ ρ + 犞犛 0+ 犱 3 狉 ln c m c m, 得到极 ). (6) 把式 (5) 代入到式 (3) 和式 (4), 可以得到金属

GeometryandcoordinatesystemofHMPF 图 2 HMPF 的横截面和极化方向 Fig.

4 2 光学精密工程第 7 卷芯部分和压电陶瓷非极化部分的应力犜 m = 狉 sinθ 狊 ρ + 犛 0, (7) n 犜 = 狉 sinθ 狊 ρ + 犛 0. (8) 由式 (6) (7) 和 (8) 的轴向正应力对面积积分并相加, 得到 HMPF 各部分的合力 c 犉 = m 0 2π 0 m π 0 ( 犞犛 0 + 犱 3 狊狉 ln c m ) 狉 d 狉 dθ+ c 犛 0 狉 d 狉 dθ+ 狊 m 2π 犛 0 狉 d 狉 dθ. (9) π 狊只有外加电压时,HMPF 所受的外力为 0, 由式 (9) 解得正应变为 : 狊 m 犱 3( m- c) 犞犛 0= ( 狊 m c+ 狊 m- 狊 m m )ln c m. (0) 但是与弯曲应变相比正应变很小, 所以在下面的分析中不予考虑由式 (6) (7) 和 (8) 的弯曲应力对面积积分并相加, 得到 HMPF 各部分的弯矩总和 c 犕 = m π 0 m 0 2π 0 狉狉 sinθ( sinθ 狊 ρ + 犞犱 3 狉 ln c m ) 狉 d 狉 dθ+ 狉 sinθ 狉 sinθ 狉 d 狉 dθ+ 狊 ρ c m 2π 狉 sinθ 狉 sinθ 狉 d 狉 dθ. () π 狊 ρ 只有在外加电压时,HMPF 所受的外加弯矩为 0, 由式 () 解得曲率为 2 2 ρ = 4 狊 m 犱 3( m- c) 犞 π( 狊 m c+ 狊 m- 狊 m m )ln c m, (2) 由 ρ = n 犳 ( 狕 ) 可以得到 HMPF 的挠曲线方程, 把狕 = 犔代入方程中, 得到自由端横向位移狊 m 犱 3( m- c) 犔 δ= π( 狊 m c+ 狊 m- 狊 m m )ln( 犞. c/ m) (3) 由式 (3) 分析, 悬臂梁结构 HMPF 的端部位移与其长度的平方和所加电压成正比为了研究金属芯对自由端位移的影响, 采用理论计算和有限元分析的方法进行研究在 HMPF 的制作过程中, 要经过高温煅烧, 所以选用的金属芯材料必须能够耐高温经比较, 选用铂金 (Platinum,Pt) 或钨 (Wolfram,W) 作为金属芯材料设所选 HMPF 长度为 25 mm, 材料性能如表表犎犕犘犉的材料性能 Tab. Propertiesofmaterialsusedinsimulation 材料 PNN-PZT Pt W 狊 ( 0-2 m 2 /N) 20.6 犱 3( 0-2 C/N) -2 狊 m( 0-2 m 2 /N) ρ m (0 3 kg/m 3 ) ρ c (0 3 kg/m 3 ) 8.0 保持电场强度不变时, 以电压 00V, 压电陶瓷外部半径 25μm, 金属芯半径 25μm 为基准, 规范化电场强度 : 犞 Γ= ln( c/ m) 也为定值设犅 = m/ c, 式 (3) 写为 (4) δ= 2 2 狊 m 犱 3 犔犅 2-2 π c 狊 m+ 狊犅 4 - 狊 m 犅 4Γ. (5) 把几何尺寸和材料性能参数代入到上式中, 可以得到 HMPF 端部位移的理论值为了验证理论计算结果, 运用 ANSYS 软件, 对 HMPF 外加电场后的端部位移进行有限元分析建模时采用智能划分网格的方法, 陶瓷部分沿半径方向划分为 5 格定义压电陶瓷的单元类型为 SOLD98 边界约束条件 : 一端全约束, 一端自由在内外电极上施加电压, 并把有限元的位移结果和理论计算的结果在图 4 中做了比较图 4 外加电场强度不变时 HMPF 的端部位移 Fig.4 TipdeflectionofHMPFasthefixedexternal electricfield 由于在有限元建模中, 压电系数犱矩阵中, 犱 3 使用了表的数值, 而犱 33 值为 0, 其条件和理论计算的条件基本相同, 因此, 理论值和有限元分析值基本吻合由图 4 分析可知 HMPF 驱动器的位移较大, 可达百微米级当 HMPF 的长度半径和电场强

(9) π 狊只有外加电压时,HMPF 所受的外力为 0, 由式 (9) 解得正应变为 : 狊 m 犱 3( m- c) 犞犛 0= 4 4 4 ( 狊 m c+ 狊 m- 狊 m m )ln c m.

5 第期边义祥, 等 : 半电极含金属芯压电纤维的驱动性能 3 度不变时, 随着金属芯半径的增大, 端部位移不断减小当金属芯和 HMPF 的半径比达到时, HMPF 变成纯金属纤维, 此时, 没有压电效应, 端部也不再有位移产生在 HMPF 的长度外径和半径比相同的情况下, 由于铂金的弹性模量比钨小, 随着半径比的增大, 含铂金芯的 HMPF 端部位移的下降幅度比含钨芯的 HMPF 平缓因此, 当需要 HMPF 有比较高的机械强度时, 应选钨作金属芯 ; 当需要有比较高的端部位移时, 应选铂金作金属芯 (3) 变为有些情况下, 要求外加的电压不变, 此时, 式 δ= 2 2 狊 m 犱 3 犔犞 2 π c 犅 2 - ( 狊 m+ 狊犅 4 - 狊 m 犅 4 )ln 犅. (6) 此时, 仍然保持 HMPF 的长度外部半径不变, 经过理论计算和有限元分析,HMPF 的自由端位移如图 5 所示图 5 外加电压不变时 HMPF 的自由端位移 Fig.5 TipdeflectionofHMPFasthefixedexternal voltage 由图 5 可知, 随着半径比的增加,HMPF 的端部位移有一个最大值, 含铂金芯的 HMPF 在半径比为 0.6 时达到最大值, 而含钨芯的 HMPF 在半径比为 0.48 时达到最大值因此, 在设计 HMPF 时, 为了得到最大的端部位移, 可以设计相应的半径比而且, 由于铂金的弹性模量比钨小, 在相同的条件下, 可以得到比较大的端部位移另外, 可以看到, 随着半径比趋近于, 其端部位移并不趋近于 0 这是由于随着半径比的增加, 在电压不变的情况下, 其电场强度快速增大而导致的结果在实际使用中, 电场强度太大时, 压电陶瓷容易被击穿因此, 其电场强度是受限制的, 不能象理论上一样无限增大 2.3 犎犕犘犉的夹持力悬臂梁结构的 HMPF 受到外加电压产生弯曲变形时, 要保持自由端的位置不变, 需要在自由端外加与变形方向相反的力, 通常称之为夹持力悬臂梁结构的 HMPF 弯曲时, 设整个 HMPF 的曲率相同, 则整个 HMPF 受到的弯矩犕是金属芯和压电陶瓷部分受到的弯矩之和, 由此, 解得曲率为 : ρ = 4 犕狊狊 m π( 狊 m c- 狊 m m+ 狊 m ), ( 7) 再由 ρ = 犕得 HMPF 的等效抗弯刚度犐 : 犐 4 狊狊 m = 犐 π( 狊 m c- 狊 m m+ 狊 m ). (8) 如果要在悬臂梁的自由端得到位移 δ, 必须施加垂直力犉 : 犉 = 3δ 犐 3 犔, ( 9) 把式 (3) 代入式 (9) 中, 得到施加电压犞后, HMPF 的夹持力为犉 = 犱 3( m- c) 犞, (20) 2狊犔 ln( c/ m) 注意到夹持力与金属芯的弹性模量没有关系, 与 HMPF 的长度成反比, 与所加电压成正比为了研究金属芯对夹持力的影响, 同样采用理论计算和有限元分析的方法进行研究当外加电场强度不变时, 式 (20) 可以写成犉 = 3 2 犱 3 c ( 犅 2 -) Γ, (2) 2狊犔理论计算和有限元分析的结果如图 6 所示可见,HMPF 驱动器的夹持力比较小, 只有几百微图 6 外加电场强度不变时 HMPF 的夹持力 Fig.6 BlockingforceofHMPFasthefixedexternal electricfield

铂金作金属芯 (3) 变为有些情况下, 要求外加的电压不变, 此时, 式 δ= 2 2 狊 m 犱 3 犔犞 2 π c 犅 2 - ( 狊 m+ 狊犅 4 - 狊 m 犅 4 )ln 犅.

6 4 光学精密工程第 7 卷牛随着半径比的增大, 夹持力相应减小, 当半径比为时, 夹持力为 0 如果所加电压不变, 均为 00 V, 则 HMPF 夹持力理论计算和有限元分析结果如图 7 所示图 8 HMPF 的一阶弯曲共振频率 Fig.8 ThefirstmodalnaturalfrequencyofHMPF 图 7 外加电压不变时 HMPF 的夹持力 Fig.7 BlockingforceofHMPFasthefixedexternal voltage 可以看出, 随着半径比的增加, 相应的夹持力也逐渐增大原因如前文所述, 是由于电场强度也很快增大在保证 HMPF 工作安全不被击穿的前提下, 当外加电压不变时, 为了得到大的夹持力可以适当地增加半径比 2.4 弯曲共振频率率 [2] 悬臂梁结构的 HMPF 的弯曲振动共振频犳犻 = ( λ 犻犔 ) 2 犐 4. (22) 2π 槡 ρ 犃犔设金属芯的密度为 ρ, 压电陶瓷的密度为 m ρ c, 整个 HMPF 的等效密度为 ρ H 则 2 m+ρ ρ c 2 2 ( c- m ), (23) H=ρm 2 c 把式 (8) (23) 和犅 = m/ c 代入 (23) 后, 得犳犻 = ( λ 犻犔 ) 2 2 c 狊 m- 狊 m 犅狊犅 2π 4 狊狊 m 犔 4 ρ m 犅 2 +ρ c- ρ c 2 槡犅, ( 24) 由式 (24) 可以看出,HMPF 的弯曲共振频率与长度平方成反比, 与外径成正比以 HMPF 的第一阶弯曲共振频率为例, 把 HMPF 的几何尺寸和参数代入式 (24) 中 ( 其中犔 =50 mm) 进行理论计算, 并和有限元分析的结果相比较, 如图 8 所示由图 8 可知,HMPF 的弯曲共振频率很低, 只有几十赫兹铂金和钨的密度基本相同, 但是, 钨的弹性模量高于铂金, 所以, 含钨芯的 HMPF 的共振频率要高于含铂金芯的 HMPF 含钨芯的 HMPF 在半径比为 0.4 处取得共振频率最小值, 而含铂金芯的 HMPF 在半径比 0.6 处取得共振频率最小值设计时可以根据情况选用合适的金属芯和半径比 3 实验研究为了验证前面建立的理论模型, 本文进行实验研究为了测试 HMPF 的驱动位移和夹持力, 建立了如图 9 所示的实验系统把 HMPF 的一端粘接在工作台上, 另一端自由, 形成悬臂梁结构的 HMPF 在 HMPF 的金属芯和外层电极上施加电压, 用光纤位移传感器测量自由端的横向位移, 用微力传感器测量自由端的夹持力所用的 HMPF 长度为 45 mm, 其余材料性能如表所示图 9 位移和夹持力实验 Fig.9 Measurementsfortipdeflectionand block forceofhmpf HMPF 的自由端位移和夹持力的理论值和实验测量值分别如图 0 和图所示由图可知, 随着外加电压的增大, 悬臂梁结构的 HMPF 的自由端位移和夹持力基本成线性增大位移较

7 BlockingforceofHMPFasthefixedexternal voltage 可以看出, 随着半径比的增加, 相应的夹持力也逐渐增大原因如前文所述, 是由于电场强度也很快增大在保证 HMPF 工作安全不被击穿的前提下, 当外加电压不变时, 为了得到大的

7 第期边义祥, 等 : 半电极含金属芯压电纤维的驱动性能 5 图 2 弯曲共振实验图 0 HMPF 的端部位移测量值 Fig.0 MeasuredtipdeflectionofHMPF Fig.2 TransversevibrationofHMPF 图 HMPF 的端部夹持力测量值 Fig. MeasuredblockingforceofHMPF 大, 可达到 589 μm, 而夹持力只有 427 μn HMPF 的端部位移和夹持力的理论值和测量值都存在误差主要原因是, 理论计算采用的压电陶瓷的性能参数是表中的参数, 而 HMPF 由于制作工艺复杂, 其性能参数很难达到理论值, 所以位移和夹持力的实测值要小于理论值为了测量 HMPF 的弯曲共振频率, 建立了如图 2 所示的实验系统把长度为 57.5mm 的 HMPF 粘接在激振器的激振头上, 电极通过电荷放大器连接到 dspace 卡上 ; 计算机通过 dspace 卡采集电荷信号, 并控制激振器进行扫频激振实验结果如图 3 所示把 HMPF 的几何尺寸和材料参数代入公式, 得一阶弯曲共振频率为 Hz, 而扫频激振得到 HMPF 的弯曲共振频率为 28 Hz, 和理论值基本相同图 3 HMPF 的扫频激振输出电荷 Fig.3 ElectricchargeofHMP withtransversevi bration 4 结论为了深入研究 HMPF 新型压电驱动器的驱动特性, 建立了悬臂梁结构 HMPF 弯曲驱动器的理论模型, 并推导出自由端位移夹持力和弯曲共振频率的解析表达式分析了 HMPF 的几何尺寸对其驱动性能的影响 ; 并用理论计算和有限元分析的方法详细研究了金属芯对 HMPF 的自由端位移夹持力和弯曲共振频率的影响实验结果表明,HMPF 驱动器位移较大, 最大可达 589μm, 夹持力较小, 最大只有 427μN; 弯曲共振频率很低, 一阶固有共振频率只有 28 Hz; 有限元分析的结果和理论值基本吻合该模型为 HMPF 新型压电驱动器的优化设计和进一步研究打下了很好的理论基础

参数很难达到理论值, 所以位移和夹持力的实测值要小于理论值为了测量 HMPF 的弯曲共振频率, 建立了如图 2 所示的实验系统把长度为 57.

8 6 光学精密工程第 7 卷参考文献 : [] TANIJ,TAKAGIT,QIUJ.Inteligentmaterial systems:application offunctional materials [J]. 犃狆犾犻犲犱犕犲犮犺犪狀犻犮狊犲狏犻犲狑狊,998,5(8): [2] SATO H,NAGAMINE M.Mechanicalproperties of metal core piezoelectricfiber [C]. 犘狉狅犮. 狅犳犛犘犐, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犕犪狋犲狉犻犪犾狊 2005: 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犐狀狋犲犵狉犪狋犲犱犛狔狊狋犲犿狊, 犅犲犾犻狀犵犺犪犿, 犠犃,2005: [3] HAGOOD N,BENT A.Developmentofpiezoelec tricfibercompositeforstructuralactuation [C]. 犘狉狅犮犲犱犻狀犵狊, 犃犐犃狊 34 狋犺犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊, 犛狋狉狌犮狋狌狉犪犾犇狔狀犪犿犻犮狊, 犪狀犱犕犪狋犲狉犻犪犾犆狅狀犳犲狉犲狀犮犲, 犔犪犑狅犾犪, 犆犃, 犝犛犃 : 犃犐犃,993: [4] HIGH J, WILKEI W. 犕犲狋犺狅犱狅犳犳犪犫狉犻犮犪狋犻狀犵犖犃犛犃狊狋犪狀犱犪狉犱犿犪犮狉狅犳犻犫犲狉犮狅犿狆狅狊犻狋犲狆犻犲狕狅犲犾犲犮狋狉犻犮犪犮狋狌犪狋狅狉狊 [R].Virginia,USA:NASA,2003. [5] QIUJ,YAMADA N,TANIJ, 犲狋犪犾..Fabrication ofpiezoelectricfiberswithmetalcore[c]. 犘狉狅犮犲犱犻狀犵狊狅犳犛犘犐狊 0 狋犺犐狀狋犲狉狀犪狋犻狅狀犪犾犛狔犿狆狅狊犻狌犿狅狀犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犕犪狋犲狉犻犪犾狊, 犃犮狋犻狏犲犕犪狋犲狉犻犪犾狊 : 犅犲犺犪狏犻狅狉犪狀犱犕犲犮犺犪狀犻犮狊, 犛犪狀犇犻犲犵狅, 犆犃, 犝犛犃 : 犛犘犐,2003: [6] SATO H,SEKIYAT,NAGAMINE M.Designof themetal corepiezoelectricfiber[c]. 犘狉狅犮犲犱犻狀犵狊狅犳犛犘犐, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犕犪狋犲狉犻犪犾狊, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犐狀狋犲犵狉犪狋犲犱犛狔狊狋犲犿狊, 犅犲犾犻狀犵犺犪犿, [7] SEBALD G,QIUJ,GUYOMAR D, 犲狋犪犾..Mod eling and Characterization of Piezoelectric Fibers with MetalCore.[J]. 犑犪狆犪狀犲狊犲犑狅狌狉狀犪犾狅犳犃狆狆犾犻犲犱犘犺狔狊犻犮狊,2005,44(8): [8] SEBALD G,QIUJ,GUYOMAR D.Modelingthe lateralresonance modeofpiezoelectricfibers with metalcore[j]. 犑狅狌狉狀犪犾狅犳犘犺狔狊犻犮狊犇 : 犃狆犾犻犲犱犘犺狔狊犻犮狊,2005,38: [9] TAKAGIK,SATO H,SAIGO M.Robustvibra tioncontrolofthe metal coreassistedpiezoelectric fiberembeddedincfrpcomposite[c]. 犘狉狅犮犲犱犻狀犵狊狅犳犛犘犐, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犕犪狋犲狉犻犪犾狊, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犐狀狋犲犵狉犪狋犲犱犛狔狊狋犲犿狊, 犅犲犾犻狀犵犺犪犿, 犠犃,2004: [0] TAKAGIK,SATO H,SAIGO M.Damagede tectionandgain scheduledcontrolofcfrpsmart boardmountingthemetalcoreassistedpiezoelec tricfiber[c]. 犘狉狅犮犲犱犻狀犵狊狅犳犛犘犐, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犕犪狋犲狉犻犪犾狊, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犐狀狋犲犵狉犪狋犲犱犛狔狊狋犲犿狊, 犅犲犾犻狀犵犺犪犿, 犠犃,2005: [] QIU J,PARK M,HOSHID, 犲狋犪犾..There searchofthedevelopmentoftheairflowsensoru singthepiezoelectricfiberwithptcore[c]. 犘狉狅犮犲犱犻狀犵狊狅犳 3 狋犺犮狅狀犳犲狉犲狀犮犲狅狀犾犲犮狋狉狅犿犪犵狀犲狋犻犮犘犺犲狀狅犿犲狀犪犪狀犱犇狔狀犪犿犻犮狊, 犛犲狀犱犪犻. 犑犘 : 犃犕狅犳犑犪狆犪狀,2004: (inJapanese) [2] DAVID V. 犃狆犾犻犲犱犕犲犮犺犪狀犻犮犪犾犞犻犫狉犪狋犻狅狀狊 [M]. New York:McGraw Hil,Inc,98: 犠犃,2004: 作者简介 : 通讯作者 : 边义祥 (973-), 江苏沭阳人, 博士研究生, 主要从事智能材料与结构的研究 E mail:bianyiqiang@63.com 裘进浩 (963-), 浙江嵊州人, 工学博士, 博士生导师, 主要从事智能材料振动控制能量回收等方面的研究 E mail:qiu@nuaa.edu.cn

狅犳犛犘犐, 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犕犪狋犲狉犻犪犾狊 2005: 犛犿犪狉狋犛狋狉狌犮狋狌狉犲狊犪狀犱犐狀狋犲犵狉犪狋犲犱犛狔狊狋犲犿狊, 犅犲犾犻狀犵犺犪犿, 犠犃,2005:623 629. [3] HAGOOD N,BENT A.

9 第期边义祥, 等 : 半电极含金属芯压电纤维的驱动性能 7 王鑫伟 (948-), 男, 江苏苏州人, 工学博士, 博士生导师, 主要从事工程问题的力学建模与计算机仿真复合材料力学智能材料结构等方面的研究 E 季宏丽 (983-), 女, 江苏射阳人, 博士研究生, 主要从事智能材料与结构的研究 E mail:jhl_83@63.com mail:wangx@nuaa.edu.cn 朱孔军 (97-), 男, 山东临沂人, 工学博士, 主要从事智能材料方面的研究 E mail:kjzhu@nuaa.edu.cn 下期预告入射角度变化对角锥棱镜测量精度的影响刘万里, 欧阳健飞, 曲兴华, 闫勇刚 2 (. 天津大学精密测试技术及仪器国家重点实验室, 天津 ; 2. 河南理工大学精密工程研究所, 河南焦作 ) 为了掌握角锥棱镜用在激光跟踪仪中光束入射角度变化对其测量精度的影响规律, 详细分析了角锥棱镜的工作原理和反射特性, 计算出了角锥棱镜在不同入射角下的实际有效反射面积, 并建立了角锥棱镜有效反射面积随光束入射角度变化的理论公式, 进而得到角锥棱镜测量精度随光束入射角度变化的规律实验结果表明 : 角锥棱镜测量精度随入射角增大而减小, 在最大允许入射角处发生突变在最大允许入射角 ±35.26 时其测量误差达到 0.050mm; 而在 ±20 范围内时其测量精度优于 0.00mm, 且入射角度在 ±5 范围内其测量精度最高, 稳定性最好所得结论证明了当角锥棱镜在入射角度为 ± 20 范围内工作时能满足了激光跟踪仪的测量精度要求, 这对角锥棱镜设计和实际测量工作具有指导意义

何秋琳张立春视觉学习研究进展视觉注意视觉感知

何秋琳张立春视觉学习研究进展视觉注意视觉感知第卷第期年月开放教育研究何秋琳张立春华南师范大学未来教育研究中心广东广州随着图像化技术和电子媒体的发展视觉学习也逐步发展为学习科学的一个研究分支得到研究人员和教育工作者的广泛关注基于此作者试图对视觉学习

0 光 学 精 密 工 程 第 7 卷 犆 犺 犪 狉 犪 犮 狋 犲 狉 犻 狕 犪 狋 犻 狅 狀 狅 犳 犪 犮 狋 狌 犪 狋 狅 狉 狅 犳 犺 犪 犾 犳 犮 狅 犪 狋 犲 犱 犿 犲 狋 犪 犾 狆 犻 犲 狕 狅 犲 犾 犲 犮 狋 狉 犻 犮 犳 犻 犫 犲 狉 BIAN Yi

0 光学精密工程第 7 卷犆犺犪狉犪犮狋犲狉犻狕犪狋犻狅狀狅犳犪犮狋狌犪狋狅狉狅犳犺犪犾犳犮狅犪狋犲犱犿犲狋犪犾狆犻犲狕狅犲犾犲犮狋狉犻犮犳犻犫犲狉 BIAN Yi