超声电机在冲击环境中的性能研究_孙栋.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 20 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．20 2019 基金项目 国家自然科学基金 51505204 ; 江苏省研究生科研与实践创 新计划项目 KYCX17_0331 收稿日期 2017 －12 －08修改稿收到日期 2018 －06 －21 第一作者 孙栋 男， 博士生， 1991 年生 通信作者 王炅 男， 博士， 教授， 博士生导师， 1964 年生 超声电机在冲击环境中的性能研究 孙栋1，唐玉娟2，王炅1，王新杰1 1． 南京理工大学机 械工程学院， 南京210094; 2． 金陵科技学院 智能科学与控制工程学院， 南京 211169 摘 要 研究了冲击载荷对旋转型超声电机性能的影响。基于有限元方法， 分析了不同冲击环境下超声电机的动 态响应过程， 分析过程中的关键材料选取了更接近工程实际的双线性随动硬化模型; 通过实验方法对电机进行冲击测试， 分析了冲击环境对电机机械性能与定子振动特性的影响。结果表明 转子的变形分为转子中心的下沉与转子边缘的扭曲 两种状态; 除了冲击幅值， 冲击脉宽也会对结构的变形产生影响; 在冲击环境中， 超声电机的机械性能会降低甚至完全失 效， 而定子的振动特性也会产生畸变; 橡胶能够在冲击环境中对超声电机进行有效的保护。 关键词 超声电机; 冲击; 机械特性; 振动特性 中图分类号 TM359． 9; TM356文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 20． 008 Analysis of characteristics of an ultrasonic motor in shock environment SUN Dong1，TANG Yujuan2，WANG Jiong1，WANG Xinjie1 1． School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，China; 2． School of Intelligent Science and Control Engineering，Jinling Institute of Technology，Nanjing 211169，China AbstractThe influence of shock environment on an ultrasonic motor was studied． The dynamic response of the ultrasonic motor under different impact load was analyzed based on the finite element ． The material model of key components was bilinear isotropic hardening model during the analysis process． The influence of shock environment on mechanical characteristic of the ultrasonic motor and vibration characteristic of stator was analyzed via experiment． The analysis results show that the deation of the rotor can be divided into two states，the sinkage of rotor’ s center and twisting of rotor． Bsides the amplitude，the impact duration also has influence on the deation of the structure． The vibration characteristic of stator will have distortion besides the reduction of mechanical characteristic of the ultrasonic motor in shock environment． Rubber can protect the ultrasonic motor in shock environment effectively． Key words ultrasonic motor; shock environment; mechanical characteristic; vibration characteristic 超声电机 USMs 作为近二十年来发展迅速的一 种驱动器， 有着响应快， 体积小， 设计灵活、 断电自锁等 诸多优势， 目前已广泛应用于机器人， 信息技术， 医疗 及精密定位平台等领域 ［1 －4 ］。此外， 超声电机还在空 间探索领域展现出广阔的应用前景 ［5 －6 ］， 研究人员为 此展开了超声电机在高低温 ［7 －8 ］和真空［9 ］等极端环境 下的性能研究。部分研究人员还将目光投向了武器系 统， 诸如飞行器中的智能羽翼控制， 隐身技术 ［10 ］以及智 能引信安全系统 ［11 ］等。冲击， 作为极端环境的一种， 不 仅仅存在于武器系统中， 还广泛的存在于航天系统与 机械结构中。为了拓展超声电机的应用领域， 有必要 开展冲击环境下超声电机的性能研究。任金华等利用 有限元方法对旋转型超声电机建模， 分析了电机在 10 000 g静态过载下的应力分布情况 ［12 ］。陈超等分析 了超声电机的失效模式， 并利用 LS- dyna 评估了超声电 机所能够承受的极限过载情况， 测试了不同冲击过载 之后超声电机的机械特性， 但是其建立的是二维模型， 不能准确的反映出电机在冲击环境中的变化过程 ［13 ］。 Hou 等 ［14 ］通过仿真的方法得到了一种新型电机在冲击 载荷下的动态响应过程， 但缺乏实验测试验证。唐玉 娟等分析了典型引信环境力对其所设计的直线型超声 电机的影响， 并进行过载实验， 实验证明该直线型超声 电机能够耐受15 000 g 的过载 ［15 ］。我们在之前的研究 工作中建立了旋转型超声电机在冲击环境下的动态响 应理论模型， 但该模型中采用了刚塑性材料模型， 有着 一定的局限性 ［16 ］。 综上所述， 国内外学者已经对冲击环境中超声电 机的失效模型、 动态响应过程等展开了初步的模拟与 研究。但目前仍然存在着失效模式分析简单; 模型不 ChaoXing 足以准确的反映电机的动态过程; 实验测试不够全面 等问题。本文针对超声电机中的关键部件， 通过有限 元方法， 建立旋转型超声电机的三维模型， 且结构材料 采用更接近工程实际的双线性随动硬化模型; 通过有 限元方法得到冲击环境下超声电机的动态响应过程， 并分析柔性转子在不同冲击环境下的不同变形过程; 通过数值方法， 得到转子变形量与预紧力之间的关系。 最后通过马歇特捶进行冲击实验， 测试了冲击载荷对 电机机械性能与定子振动特性的影响， 并实验证明了 橡胶在冲击环境下对超声电机的保护作用。 1冲击环境超声电机的动态响应 超声电机是一个复杂的机电耦合系统， 其在冲击 载荷下的失效模式主要包括 定子与转子的变形导致 预紧力的降低或消失、 定子变形导致的振动频率的漂 移或振型的畸变以及压电陶瓷的脱胶或断裂。对于旋 转型超声电机而言， 定子和压电材料的结构强度远远 超过转子， 因此转子在冲击环境中更容易变形。 1． 1有限元模型 以旋转型超声电机 TRUM60 作为分析对象， 超声 电机的部件包括定子、 转子、 压电陶瓷， 基座以及输出 轴等， 如图1 a 所示。在冲击环境中， 结构之间的相互 碰撞使得转子有向上运动的趋势， 而端盖与轴承将限 制转子的向上运动。因此在有限元模型中新增限位片 用于模拟端盖与轴承对转子的限制作用， 并忽略了底 座与端盖， 仅保留了压电陶瓷， 定子， 转子， 输出轴， 在 有限元软件 workbench 中建立的模型如图 1 b 所示。 为了尽可能的接近实际工程情况， 定子与转子采用双 a TRUM60 电机的示意图 b 有限元模型 图 1超声电机的结构与有限元模型 Fig． 1 Structure and finite element model of a travelling wave rotary ultrasonic motor 线性随动硬化模型材料。输出轴的强度很大， 采用线 弹性模型。各个部件的材料参数如表 1 所示。冲击过 程中各个零部件将会产生复杂的相互作用， 定子与压 电陶瓷片通过胶水粘贴， 这里忽略胶层， 并设定为绑定 约束 bonded; 定转子设定为摩擦接触， 摩擦因数设定为 0． 2［15 ］; 转子与输出轴固接， 在模型中设为 bonded 约 束; 输出轴实际中只会上下运动， 因此在分析时限制其 在 x 与 z 方向上的自由度; 定子的内边界设为固支。 表 1模型材料参数 Tab． 1 Parameters of model material 结构材料 密度/ kgm －3 弹性模量/ GPa 泊松比 屈服 强度/MPa 切线 模量/GPa 转子 铝合金277071 0．33280500 定子 磷青铜8760112 0．334401150 压电 PZT765035 0．31 轴 不锈钢7850200 0．3 1． 2冲击载荷作用下超声电机的动态响应分析 图 2 为超声电机在经历幅值 2 000 g， 脉宽 1 ms 的 图 2超声电机冲击载荷下的动态响应 Fig． 2 Dynamic response of ultrasonic motor and stress distribution in stator 54第 20 期孙栋等 超声电机在冲击环境中的性能研究 ChaoXing 半正弦冲击载荷后不同时刻的变形情况。冲击方向沿 着电机输出轴的轴向， 即 y 轴正向。当冲击刚刚发生 时， 输出轴质量大， 转子的刚度小， 输出轴带着转子中 心向下运动， 直到位移最大的值， 如图2 a 所示。由于 定转子的弹性作用， 输出轴与转子弹回， 并与限位片碰 撞， 如图 2 b 所示。此后， 定子与转子以及转子与限 位片之间的相互碰撞， 使得结构进入复杂的衰减振动 状态， 转子不再是一个稳定的圆盘， 而是呈现出一种扭 曲振动状态， 如图2 c 所示。整个过程中， 定子的最大 应力为 380 MPa， 小于磷青铜的屈服极限， 这表明定子 没有产生塑性变形， 如图 2 d 所示。 图 3 表示了定转子的最大/小相对位移时程曲线， 其中相对位移指的是定子或转子内边缘相对于外边缘 的位移。由于定转子在冲击中会产生复杂的相互作 用， 因此将相对位移分为最大与最小相对位移， 分别表 示定转子内边缘位移的最大/小值与外边缘位移最大/ 小值之差。从图 3 可以看出， 定转子相对位移的峰值 与加速度峰值相比， 有着 0． 3 ms 的时间延迟。定子的 相对位移曲线在 y 0 mm 左右衰减震荡， 说明定子强 度大， 没有产生永久变形， 这与图 2 d 的结果相对应。 转子的相对位移曲线一直在 y ＜0 处衰减震荡， 这说明 转子的强度小， 冲击之后转子的中心下沉， 产生了不可 逆的塑性变形。 图 3定转子的相对位移时程曲线 Fig． 3 Relative displacement time history response of stator and rotor 冲击刚发生时， 转子的最大与最小相对位移曲线 基本重合， 说明此时转子的中心随着输出轴的往复运 动而上下振动， 转子外边缘保持着一个稳定的圆环， 此 时是一种稳定的振动状态。但随后转子的最大与最小 相对位移曲线逐渐分离， 这是由于结构之间的相互碰 撞， 导致转子呈现出一种扭曲的振动状态， 整个转子不 再是一个稳定的圆盘， 与图 2 c 的结果相对应。转子 的扭曲振动将导致转子的扭曲变形， 使得转子与定子 的产生不均匀接触， 图 2 c 中虚线框清晰显示出转子 与定子之间有着不均匀的间隙。定子的最大与最小相 对位移曲线基本一致， 这说明定子的强度大， 振动状态 也相对稳定。 由此可见， 冲击载荷对转子的影响主要分为两种状 态 ①转子产生不可逆的塑性变形， 转子的中心下沉。② 在冲击结束过后， 转子冲击过程中的扭曲振动导致转子 产生扭曲变形， 使得定转子的接触界面不均匀。 1． 3动态响应与幅值脉宽之间的关系 超声电机的动态响应过程不仅仅取决于冲击载荷 的幅值， 还取决于冲击载荷的脉宽。本节主要考察不 同幅值与脉宽条件下超声电机的动态响应过程。由于 定子的强度大， 不易变形。这里仅查看观察转子的最 大相对位移时程曲线。图 4 a 为冲击脉宽为 1 ms， 幅 值从 1 000 g 逐渐增加到 3 250 g 时转子的最大相对位 移时程曲线。显然随着冲击幅值的增加， 转子最大相 对位移的峰值也不断增加， 当幅值达到 3 000 g 之后， 转子的最大相对位移峰值达到 2． 1 mm 左右之后就不 再增加， 且位移峰值出现的时刻提前， 曲线的脉宽变 窄。这一现象出现的原因是冲击幅值较小时， 转子的 回弹主要依靠的是转子本身的弹性作用; 随着冲击幅 值的不断增加， 转子中心的下沉量不断增加， 而定子的 内边界固支， 最终转子中心将会与定子中心碰撞， 如图 4 b 所示， 这导致了转子最大相对位移曲线的峰值出 现的时刻提前， 曲线的脉宽变窄。定子内边界与转子 中心环的距离为 2． 5 mm， 仿真结果显示冲击后定子外 图 4不同幅值与脉宽冲击载荷下转子位移的时程曲线 Fig． 4 Simulated displacement- time curves of rotor under impact with different amplitude and duration 64振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 边缘向下运动的位移在 0． 4 mm 左右， 因此转子的最大 相对位移的峰值在达到 2． 1 mm 左右之后就不再增加。 图 4 c 为冲击过载的幅值为 2 000 g， 脉宽从 0． 25 ms到 4 ms 逐渐增加时转子的最大相对位移时程 曲线。当脉宽为 1ms 时， 转子的最大相对位移曲线峰 值最大， 且最大相对位移峰值从大到小对应的脉宽分 别为 1 ms， 0． 5 ms， 2 ms， 0． 25 ms 与 4 ms。对超声电机 的整体结构进行模态分析， 其在纵向方向即 y 方向上 对应的振型如图 5 所示， 频率为 860． 47 Hz。而脉宽 0． 5 ms与 1 ms 的对应频率为 1 000 Hz 与 500 Hz， 最接 近模态振动频率 860． 47 Hz， 其产生的相对位移也较 大。这说明冲击载荷的频率接近结构谐振频率时， 结 构将产生大的变形。 图 5纵向振型 Fig． 5 Vertical vibration mode 1． 4转子变形与预紧力关系 定转子之间通过预紧力紧密接触， 并通过摩擦力将 定子的高频微幅振动转化成转子的宏观动作。预紧力对 超声电机的性能至关重要 ［ 17 －18 ］。正常状态下， 转子与 轴承有薄垫片， 迫使转子产生弹性变形， 使得定转子之间 紧密接触。假设弹性垫片的厚度为0．3 mm， 通过有限元 方法， 计算得到定转子之间的预压力为 229． 71 N。根据 1．2 节中的仿真结果， 转子在冲击载荷作用下的变形主 要分为两种 ①转子中心下沉导致定转子之间预紧力的 减少甚至消失; ②转子的扭曲导致定转子接触界面的不 均匀。这里不考虑转子的扭曲， 仅考虑转子中心下沉对 预紧力的影响。有限元计算过程为 假定初始状态下转 子中心向下的位移约束为0．3 mm， 然后施加静态加速度 载荷， 使得转子产生塑性变形; 然后撤销加速度载荷， 得 到预紧力的大小; 最后撤销对转子的位移约束， 得到了转 子中心由于塑性变形导致的下沉量为 dc， 如图 6 所示。 通过多次计算， 得到预紧力与下沉量 dc之间的关系， 如 图7 所示。显然预紧力随着下沉量的增加而减小， 通过 拟合得到了下沉量 dc与预紧力的关系式 ypre229． 60 －813． 92 dc163． 93d2 c 1 式中 ypre指的是预紧力。显然， 想要预紧力恢复到初始 值， 可以在原先的基础上增加更多的垫片， 通过有限元 方法， 得到了下沉量 dc与预紧力恢复到初始状态 229． 71 N 所需要的额外垫片厚度的关系， 如图 7 所 示， 这里将额外垫片的厚度称为补偿量。对结果进行 拟合， 得到补偿量与下沉量 dc的拟合关系式 yc1． 76 10 －4 1． 08dc－0． 234d2 c 2 式中 yc为补偿量。 图 6转子变形示意图 Fig． 6 The diagram of rotor’ s deation 图 7转子中心下沉量与预紧力及补偿量之间的关系 Fig． 7 Relationship between sinkage between preload and compensation 2超声电机的冲击实验 选取三个基本一致的超声电机 TRUM60 ， 利用马 歇特捶对电机进行冲击实验， 考察冲击载荷对超声电 机性能的影响。整个实验平台如图8 所示。图8 a 为 冲击实验平台， 主要由马歇特捶， 加速度传感器与数据 a 冲击测试平台 b 机械性能测试平台 图 8实验测试平台 Fig． 8 Experiment test plat 74第 20 期孙栋等 超声电机在冲击环境中的性能研究 ChaoXing 采集系统， 其中超声电机固定在夹具内， 冲击载荷的大 小通过调整马歇特捶上棘轮的齿数来实现。图 8 b 为电机性能测试平台， 包括有超声电机驱动器， 不接触 激光测速仪以及充当重物的砝码等。 2． 1电机的机械性能测试与结果分析 将三个电机编号 1， 2， 3，并测得其在冲击前的机 械性能， 如图 10 所示。对三个电机进行冲击实验， 冲 击载荷分别为 1 630 g， 1 865 g 与 2 320 g。冲击过后。 一号电机能够正常工作， 但机械性能明显下降; 二号电 机能够正常工作， 但是机械性能下降的更加明显， 且在 工作时有着沙沙的噪音; 三号电机无法正常工作， 输出 轴松动， 可以自由转动， 说明预紧力机构失效。冲击过 后的电机性能如图 10 所示。 根据 1． 2 节的仿真结果可知， 冲击对转子变形的 影响主要分为两种 一种是转子中心的下沉; 一种是转 子的扭曲。为了验证转子是否产生了扭曲变形， 在转 子中心区域分别标记了四个不同位置的点 A， B， C， D， 如图 6 所示， 对这四个点的下沉量分别进行测量。测 量发现， 在三个转子中， 其 A， B， C， D 四个点的下沉量 均有着 0． 01 mm 的波动， 即转子中心区域不同位置 的变形量不同，说明冲击确实使得转子产生了轻微的 扭曲变形。取四个点下沉量的平均值作为下沉量 dc， 如表 2 中所示。显然， 转子中心的下沉量在冲击的作 用下会下沉， 且下沉量随着冲击幅值的增加而增加。 测量结果证实 1． 2 节中的仿真结果是正确的 将下沉量 dc代入式 1 中， 得到冲击过后的理论 预紧力， 计算结果显示三号电机的预紧力为 0， 这与实 验结果相对应。为了恢复预紧力， 可在原先的基础上 增加补偿垫片， 基于公式 2 计算得到了理论上所需要 的补偿垫片的厚度， 上述结果列于表 2 中。实验所用 的补偿垫片如图 9 所示， 厚度分为 0． 5 mm， 0． 2 mm， 0． 1 mm与 0． 05 mm。其中实际补偿时使用的垫片厚度 不仅仅基于表 2 中理论计算的结果， 还基于实际调试 的过程， 即通过增加不同厚度的垫片后进行不断调试， 使得补偿后的电机表现出尽可能好的机械性能。不同 电机的实际补偿的垫片厚度如表 2 所示。可以看出， 1 号电机的补偿垫片的厚度与理论结果十分接近， 而 2 号与 3 号电机的补偿垫片的厚度与理论结果之间有着 差距。可能的原因是二号与三号补偿厚度由多片补偿 垫片组合而成， 在使用时， 多片垫片之间存在着间隙， 使得补偿厚度在数值上有所减小。而电机在补偿后的 机械性能如图 10 所示， 可以看出电机的机械性能在补 偿后得到了明显的回复， 但是无法恢复到初始状态。 可能的原因包括有冲击影响了定子的振动特性以及转 子轻微扭曲变形导致的定转子不均匀接触进而电机机 械性能的下降。 图 9补偿垫片 Fig． 9 Compensation gasket 图 10冲击过载对超声电机的机械性能的影响 Fig． 10 Perance of motors before and after impact and compensation 表 2转子变形量、 预紧力与补偿厚度 Tab． 2 Deation of rotor，preload and compensation 编号 变形量 dc/ mm 预紧力/ N 理论补偿 厚度/mm 实际补偿 厚度/mm 10． 1149． 80． 1060． 1 20． 273． 40． 2070． 15 30． 5500． 5230． 45 2． 2定子的冲击测试 为了测试强度更高的定子的抗过载能力， 将 1 号 与 2 号电机进行幅值更高的冲击过载， 幅值分别为 9 718． 3 g 与 3 582． 6 g。冲击过后， 两个电机均无法正 常工作。除了转子之外， 没有观察到明显的变形与损 坏。利用了多普勒激光测振仪对两个定子的振动特性 进行测试， 结果如图 11 与 12 所示。从图中可以看出， 一号定子与二号定子的振型仍然相对完整， 二号定子 的振型优于一号定子。其中两个定子均存在着波峰高 度不一致的情况， 在一号电机中， 还存在由于波形不连 续导致的振型畸变。这说明冲击载荷过大会引起定子 振动特性的畸变。 通过对转子变形量的测试与分析和对定子的振动 特性的测试， 冲击载荷下引起电机性能变化的主要原 因分为转子的变形所导致的预紧力降低与定子振动特 性的畸变。其中， 转子作为柔性元件， 在较低的载荷下 就会变形引起预紧力的降低甚至消失， 从而引起电机 的机械性能的下降。定子的抗过载能力更强， 当冲击 过载达到更大的幅值时， 会引起振型的畸变。 84振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 图 11定子 1 的振动特性 Fig． 11 Vibration characteristic of stator 1 图 12定子 2 的振动特性 Fig． 12 Vibration characteristic of stator 2 2． 3橡胶的缓冲作用 橡胶， 作为一种廉价的隔震缓冲材料， 常用于各种 结构器件在冲击条件下的防护。超声电机作为一种精 密器件， 也离不开缓冲隔震装置的保护， 本节主要测试 橡胶在冲击环境中对超声电机的保护作用。图 13 为 电机未受到与受到橡胶保护的实物图。其中， 橡胶厚 度为 2 mm， 同样利用马歇特捶进行冲击实验， 幅值分 别为 3 090 g， 3 035 g 与2 980 g。冲击前后的电机机械 性能如图 14 所示。与图 10 中的结果对比， 冲击后电 机的机械性能损失较小， 在可接受的范围内。这说明 橡胶能够在冲击环境中对超声电机进行有效的保护。 图 13橡胶缓冲的实物对比图 Fig． 13 Physical comparison of rubber 图 14橡胶保护下的性能对比 Fig． 14 Perance comparison under rubber protection 3结论 本文建立了旋转型超声电机的有限元模型， 得到 不同冲击环境下超声电机的动态响应过程， 并得到转 子的变形量与预紧力之间的关系。通过实验测试了冲 击载荷对超声电机机械特性与定子振动特性的影响， 得到的结果如下 仿真结果表明冲击对超声电机转子的影响主要分 为两种 ①转子的中心下沉变形; ②转子的扭曲振动导 致转子产生扭曲变形。这两种变形均通过实验测量得 到验证。而定子的强度更大， 不易在冲击环境中产生 塑性变形。 不同的冲击环境对电机的变形将会产生不同的影 响， 冲击幅值越大， 电机的变形越大， ; 当冲击载荷的脉 宽接近结构的谐振频率时， 结构的变形也越大。 理论分析与实验结果表明通过增加补偿垫片即可 恢复预紧力， 恢复超声电机的机械性能。但是实际测 试发现电机的性能无法恢复到初始状态， 其中原因可 能有冲击影响了定子的振动特性以及转子轻微扭曲变 形导致的定转子不均匀接触进而电机机械性能的 下降。 定子的抗过载能力远远超过转子， 但是当冲击幅 值达到一定值， 冲击载荷将会引起定子振动特性畸变， 主要包括峰值高度的不一致以及振动波形的不连续。 橡胶作为一种缓冲隔震材料， 能够在冲击环境中 对电机进行有效的保护。 参 考 文 献 ［1］UCHINO K， CAGATAY S， KOC B， et al． Micro piezoelectric ultrasonic motors［ J］ ． Journal of Electroceramics，2004，13 1 393 －401． ［2］UCHINO K． Piezoelectric ultrasonic motors overview ［ J］ ． Smart Materials and Structures， 1998， 7 3 273 －285． ［3］ UCHINO K．Piezoelectric actuators 2006 ［ J］ ．Journal of Electroceramics， 2008， 20 3/4 301 －311． ［4］XU D，LIU Y，LIU J，et al． Developments of a piezoelectric actuator with nano- positioning ability operated in bending modes［ J］ ． Ceramics International， 2017， 43 21 －26． ［5］KUBOTA T，TADA K，KUNII Y． Smart manipulator actuated by Ultra- Sonic Motors for lunar exploration ［ C］∥ IEEE International Conference on Robotics and Automation． IEEE， 2008 3576 －3581． ［6］BAO X，BARCOHEN Y，NESNAS I A． Robot manipulator technologies for planetary exploration ［ C］∥ Proceedings of SPIE- The International Society for Optical Engineering， 1999 3668． ［7］YAMAGUCHI D，KANDA T，SUZUMORI K． Bolt- clamped langevin- type transducer for ultrasonic motor used at ultralow temperature ［ J］ ．Journal of Advanced Mechanical Design Systems ＆ Manufacturing， 2012， 6 1 104 －112． ［8］LI X，CHEN J，CHEN Z，et al． A high- temperature double- mode piezoelectric ultrasonic linear motor ［ J］ ．Applied 94第 20 期孙栋等 超声电机在冲击环境中的性能研究 ChaoXing Physics Letters， 2012， 101 7 299 －285． ［9］MORITA T，TAKAHASHI S，ASAMA H，et al． Rotational feedthrough using an ultrasonic motor and its perance in ultra high vacuum conditions［ J］ ． Vacuum，2003，70 1 53 －57． ［ 10］DIWINY M E，SAYED A H E，HASSANEN E S，et al． Implementation of anti stealth technology for safe operation of unmanned aerial vehicle ［ C］∥ Digital Avionics Systems Conference． IEEE， 2014 7E2 －1 －7E2 －12． ［ 11］ TANG Y，YANG Z，WANG X，et al．Research on the piezoelectric ultrasonic actuator applied to smart fuze safety system［ J］ ． International Journal of Applied Electromagnetics ＆ Mechanics， 2017， 53 2 1 －11． ［ 12］任金华，陈超． 高过载环境下旋转型行波超声电机的动力 学分析与设计［ C］ ∥ 全国振动利用工程学术会议暨第四 次全国超声电机技术研讨会， 2012． ［ 13］ REN J，CHEN C，ZHOU J．Research on the overload characteristic of traveling wave type rotary ultrasonic motor ［ C］ ∥ 2013 Symposium on Piezoelectricity，Acoustic Waves and Device Applications． 2013 1 －4． ［ 14］HOU X，LEE H P，ONG C J，et al． Shock analysis of a new ultrasonic motor subjected to half- sine acceleration pulses［J］． Advances in Computational Design，2016，1 4 357 － 370． ［ 15］唐玉娟， 王炅． 典型引信环境力对压电驱动器的影响研究 ［ J］ ． 振动与冲击， 2013， 32 19 170 －175． TANGYujuan， WANGJiong．Influenceoftypically environmental force of a fuze on a piezoelectric actuator［ J］ ． Journal of Vibration and Shock， 2013， 32 19 170 －175． ［ 16］SUN D，WANG X J，CHEN C，et al． Dynamic response mechanism of rotary type ultrasonic motor under high impact load［ C］ ∥ ASME 2016 International Mechanical Engineering Congress and Exposition． 2016 V04AT05A026． ［ 17］ FRANGI A，CORIGLIANO A，BINCI M，et al．Finite element modelling of a rotating piezoelectric ultrasonic motor ［ J］ ． Ultrasonics， 2005， 43 9 747 －755． ［ 18］ HAGOOD N W， MC FARLAND A J．Modeling of a piezoelectric rotary ultrasonic motor［ J］ ． IEEE Transactions on Ultrasonics， Ferroelectrics， andFrequencyControl， 1995， 42 2 欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁 210 －224． 上接第 43 页 DONGChaoyang， LUYao， WANGQing．Adaptive backstepping controller design for hypersonic vehicle ［ J］ ． Journal of Astronautics， 2016， 37 8 957 －963． ［7］XU B，SHI Z K． An overview on flight dynamics and control approaches forhypersonicvehicles ［ J］ ．ScienceChina Ination Sciences， 2015， 58 070201 1 – 070201 19． ［8］BU X W，WU X Y，HE G J，et al． Novel adaptive neural controldesignforaconstrainedflexibleair- breathing hypersonic vehicle based on actuator compensation［ J］ ． Acta Astronautica， 2016， 120 75 －86． ［9］ XU B，WANG D W，ZHANG Y M．DOB- Based neural control of flexible hypersonic flight vehicle considering wind effects ［ J］ ．IEEE Transactions on Industrial Electronics， 2017， 64 11 8676 －8685． ［ 10］WANG F，ZOU Q，HUA C C，et al． Disturbance observer- based dynamic surface control design for a hypersonic vehicle with constraints and uncertainty［ J］ ． Proc IMechE Part I Journal of Systems and Control Engineering，2016，230 6 522 －536． ［ 11］REN J X，YANG D P． Disturbance observer- based control of flexible hypersonic flight vehicl