電磁式電聲換能器性能研究及優(yōu)化設(shè)計(jì)Ⅱ：模型分析及實(shí)驗(yàn)

張鴻翔

（中國(guó)電子科技集團(tuán)公司第三研究所，北京 100015）

1 引言

第I 部分中［1］介紹了電磁式換能器的應(yīng)用場(chǎng)景和當(dāng)前在裝配和制造中存在的問(wèn)題，從基本結(jié)構(gòu)出發(fā)建立了每個(gè)零件工作機(jī)制的數(shù)學(xué)模型，解釋了動(dòng)鐵片出現(xiàn)“吸死”現(xiàn)象的原因，并給出了解決問(wèn)題的方向，同時(shí)理論計(jì)算了磁路系統(tǒng)、動(dòng)鐵片以及前腔前孔對(duì)換能器靈敏度和頻響曲線的影響。

本文即第Ⅱ部分將根據(jù)理論計(jì)算為電磁式換能器建立合理的集總參數(shù)等效電路模型，仿真分析關(guān)鍵幾何參數(shù)和材料參數(shù)對(duì)其性能的影響，并由此指導(dǎo)實(shí)際的優(yōu)化設(shè)計(jì)。同時(shí)，建立多物理場(chǎng)有限元分析模型，分析其作為送受話器時(shí)內(nèi)部及周?chē)晥?chǎng)的特征，進(jìn)而設(shè)計(jì)并優(yōu)化前腔。最后，依據(jù)分析指導(dǎo)設(shè)計(jì)，對(duì)換能器進(jìn)行實(shí)際改造制作、裝配和測(cè)試。測(cè)試結(jié)果，設(shè)計(jì)的電磁式換能器提高了裝配效率，提升了靈敏度。

2 電磁式換能器集總參數(shù)電路模型

第I 部分中［1］已將換能器內(nèi)部所有相關(guān)結(jié)構(gòu)和換能的物理機(jī)制用數(shù)學(xué)方式進(jìn)行了表達(dá)。本節(jié)將所有零件的工作機(jī)制全部等效為集總參數(shù)電路模型并連接到一起，形成電磁式換能器工作機(jī)制的完整模型，并分析其整體性能。

為敘述方便，本文延續(xù)第I 部分對(duì)圖片與公式進(jìn)行的編號(hào)，并沿用相關(guān)物理量的字母與符號(hào)表示。

2.1 電學(xué)端等效電路模型

根據(jù)式（17）和式（18）［1］，電磁式換能器的電學(xué)端即線圈引線的兩個(gè)出頭之間的外阻抗特性等效于一個(gè)電感Le。實(shí)際情況中，線圈自身仍然具有歐姆電阻Re：

其中，ρe、Lco、dco分別為線圈芯材料的電阻率、繞線總長(zhǎng)和線圈芯有效直徑。因此，換能器電學(xué)端等效為電阻Re與電感Le的串聯(lián)，如圖7 所示。

2.2 電聲轉(zhuǎn)換機(jī)制電路模型

第I 部分［1］分析了在動(dòng)鐵片大位移的情況下，實(shí)際的換能器電磁轉(zhuǎn)換機(jī)制實(shí)際是非線性的。但是，動(dòng)鐵片在其平衡位置附近做小振幅扭轉(zhuǎn)時(shí)，電磁轉(zhuǎn)換機(jī)制可以進(jìn)行線性近似，其中電動(dòng)勢(shì)-力-電流-速度之間的變換關(guān)系由式（21）的矩陣方程描述。式（21）等號(hào)右側(cè)方陣第一項(xiàng)，已由電感Le代表。

方陣次對(duì)角線上的換能系數(shù)Bleq維系了換能器力學(xué)端與電學(xué)端之間的轉(zhuǎn)換，因此次對(duì)角線上的這兩項(xiàng)采用“電流控制電壓源”來(lái)等效，如圖8所示。上側(cè)的電流控制電壓源描述了動(dòng)鐵片縫隙處運(yùn)動(dòng)線速度在電學(xué)端引發(fā)的電動(dòng)勢(shì)即電磁感應(yīng)效應(yīng)；下側(cè)的電流控制電壓源描述了線圈中電流在動(dòng)鐵片內(nèi)產(chǎn)生的磁場(chǎng)與極板磁場(chǎng)之間產(chǎn)生的力；兩個(gè)電流受控電壓源的轉(zhuǎn)移電阻即為換能系數(shù)，即rt=Bleq。在規(guī)定ε、2F均為從上到下為正方向，I、v均為整體逆時(shí)針閉合流向?yàn)檎较虻那闆r下，圖8 中采用的連接方式正確反映了實(shí)際各物理量間由式（21）決定的正負(fù)關(guān)系。

對(duì)式（21）方陣右下角一項(xiàng)Bleq2/Z0可以按本段的方式進(jìn)行處理。由于Z0=iωLe是感性阻抗，故而B(niǎo)leq2/Z0是容性阻抗，即可用一個(gè)電容來(lái)等效該項(xiàng)。由于單側(cè)極板對(duì)動(dòng)鐵片的磁場(chǎng)作用為引力，因此該電容值為負(fù)值。綜上，在圖8 中換能部分與力學(xué)端的連接處增加的電容為：

至此，圖8 中虛線框線中的電路等效了矩陣方程式（21）描述的電聲轉(zhuǎn)換機(jī)制。

2.3 力學(xué)端等效電路模型

電磁式換能器中，實(shí)際的機(jī)械振動(dòng)零件有動(dòng)鐵片、策動(dòng)桿和振膜3 部分組成，如圖5 所示。策動(dòng)桿將動(dòng)鐵片的邊緣與振膜中心聯(lián)結(jié)在一起。由于策動(dòng)桿為金屬細(xì)桿，自身在器件工作時(shí)的形變量遠(yuǎn)小于動(dòng)鐵片凹槽處（見(jiàn)圖4）的位移量，因此可將策動(dòng)桿按照剛體進(jìn)行簡(jiǎn)化，使得振膜中心處的縱向位移與動(dòng)鐵片右側(cè)凹槽處的縱向位移z相等。

振膜本身雖然具有質(zhì)量和彈性模量，但其自身質(zhì)量相比于動(dòng)鐵片質(zhì)量、自身回復(fù)力相比于動(dòng)鐵片細(xì)桿的扭轉(zhuǎn)回復(fù)力來(lái)說(shuō)，均可忽略不計(jì)（0.12 mm 厚的聚酯材料不會(huì)影響到1.5 mm 厚的鐵鎳合金的運(yùn)動(dòng)）。因此，在換能器的力學(xué)端等效模型中，可不必考慮策動(dòng)桿與振膜本身，僅將動(dòng)鐵片的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)等效為電路模型即可。

根據(jù)動(dòng)鐵片右側(cè)縫隙處的線速度v滿足方程式（26），可建立如圖9 所示的等效電路。其中，動(dòng)鐵片扭轉(zhuǎn)的損耗、慣量以及回復(fù)力矩構(gòu)成了圖9 左側(cè)的串聯(lián)Rm-Lm-Cm諧振電路，其中：

而因振膜受到聲學(xué)端的聲壓差引發(fā)的、策動(dòng)桿對(duì)動(dòng)鐵片在凹槽處的作用力Fz，對(duì)動(dòng)鐵片起杠桿作用。將Fz對(duì)動(dòng)鐵片縫隙處位移x的作用（即杠桿原理）等效為電路中的變壓器，圖9 中右側(cè)變壓器TFm的變壓比即為杠桿力臂比的倒數(shù)Wz:WF。

2.4 聲學(xué)端等效電路模型

換能器的聲學(xué)端主要由振膜、前腔前孔、后腔以及前孔外空間組成。

設(shè)換能器振膜面積為Sdia，振膜前后腔的壓強(qiáng)差為pdia，而策動(dòng)桿對(duì)振膜的作用力為Fz，在不考慮振膜自身質(zhì)量和彈性力的情況下，有：

其中，Seff代表由于振膜邊緣被固定于換能器外殼內(nèi)壁而導(dǎo)致的振膜有效面積系數(shù)。由式（34）可知，換能器的振膜可被等效為一個(gè)變壓器TFa，變壓比為SdiaSeff:1，用來(lái)聯(lián)結(jié)模型的力學(xué)端和聲學(xué)端。

換能器后腔沒(méi)有開(kāi)孔，因此后腔的等效電路僅為一個(gè)電容Cb。前腔等效為電容Cf，前孔等效為Rf與Lf串聯(lián)。根據(jù)亥姆霍茲諧振腔等效電路規(guī)則以及式（29），后腔、前腔以及前孔的集總參數(shù)等效元件大小由式（35）確定：

其中，Vb、Vf為后腔、前腔的容積。

電阻Rf為［1］：

其中，η是空氣剪切粘度，rf為是前孔半徑。

換能器聲學(xué)端等效電路如圖10 所示，其中Rl表示振膜自身的微弱損耗以及由局部漏氣導(dǎo)致的前后腔微弱導(dǎo)通形成的阻尼。因?yàn)椴邉?dòng)桿施加給振膜的力等于前后腔給振膜的壓力差，所以Cb與Cf分別接在變壓器TFa右端的兩個(gè)端點(diǎn)上，Cb與Cf共用的端點(diǎn)為接地（接地點(diǎn)意味著相對(duì)聲壓為0）。前孔R(shí)f-Lf串聯(lián)，一端接在Cf與TFa相連的端點(diǎn)上，意味著前孔一端與前腔有共同的聲壓，另一端為前腔外，與外界的聲壓相同。

2.5 換能器送受話模型

綜合上述各局部模型，換能器內(nèi)部整體等效電路模型如圖11 所示。最左端為換能器線圈引出的電學(xué)端口，最右端為換能器前孔外部的聲學(xué)端口。換能器整體實(shí)現(xiàn)由線圈處的電信號(hào)與前孔外的聲場(chǎng)的轉(zhuǎn)換。

當(dāng)作為送話器使用時(shí)，換能器從右向左工作，聲信號(hào)從前孔輸入換能器，在線圈一端產(chǎn)生電壓，送話工作時(shí)的外電路模型如圖12 所示（為簡(jiǎn)化起見(jiàn)，圖12 與圖13 中省略了虛線框中換能器內(nèi)部的電路）。

當(dāng)作為受話器使用時(shí)，換能器從左向右工作，電功率從線圈端口輸入換能器，在前孔外產(chǎn)生聲壓。當(dāng)采用IEC318 仿真耳對(duì)其進(jìn)行測(cè)試時(shí)，前孔外的聲學(xué)空間為仿真耳封閉住的一部分空氣（其聲容用電容Cear等效）以及換能器與仿真耳之間存在的間隙（間隙處產(chǎn)生的聲阻用電阻Rear等效）。仿真耳采集到的聲壓即等效為電容Cear兩端的電壓。受話工作時(shí)的換能器外電路模型如圖13所示。

3 電磁式換能器集總參數(shù)電路模型仿真結(jié)果分析

采用電路仿真計(jì)算軟件Advanced Design System 分析和計(jì)算換能器等效電路，仿真計(jì)算中的相關(guān)參數(shù)按照實(shí)際幾何尺寸、材料參數(shù)等進(jìn)行設(shè)置，各主要物理量對(duì)換能器送受話性能的影響如下所述。

3.1 送話頻響及磁感應(yīng)強(qiáng)度對(duì)頻響的影響

按照?qǐng)D11 和圖12 的方式連接電路并進(jìn)行計(jì)算。給換能器輸入1 Pa 的聲壓，計(jì)算所得的開(kāi)路電壓頻響（即送話器頻響）如圖14 所示。送話器頻響曲線主要由2 個(gè)諧振峰組成，位于1 kHz 附近的峰為動(dòng)鐵片諧振峰，3 kHz 附近的為前腔前孔諧振峰。1 kHz 的靈敏度在-40 dBV/Pa 附近；在百赫茲的低頻段，頻響曲線下潛，這是動(dòng)鐵片自身扭轉(zhuǎn)回復(fù)力矩的結(jié)果，也使送話器具備低頻段的抗噪能力；在超過(guò)4 kHz 的高頻段，頻響迅速衰減，這是將轉(zhuǎn)換效率集中于4 kHz 之前的語(yǔ)音頻段所引發(fā)的效果，也是動(dòng)鐵片的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量起的作用。當(dāng)平衡位置處縫隙的磁感應(yīng)強(qiáng)度B0增大時(shí)，換能器的頻響整體提升，但隨著磁場(chǎng)的增大，磁場(chǎng)對(duì)動(dòng)鐵片引力作用增大，,導(dǎo)致諧振峰向低頻移動(dòng)。當(dāng)磁感應(yīng)強(qiáng)度過(guò)大（仿真中的數(shù)據(jù)為0.45 T）時(shí)，動(dòng)鐵片直接出現(xiàn)不穩(wěn)定平衡吸死。因此，實(shí)際裝配時(shí)，磁鐵的磁場(chǎng)選擇需適中，不宜過(guò)大。

3.2 前孔對(duì)頻響的影響

圖15 展示了不同的前孔個(gè)數(shù)Nf對(duì)送話器頻響的影響。前孔個(gè)數(shù)的增加，本質(zhì)上是Lf的減小，導(dǎo)致前腔前孔諧振峰往高頻方向移動(dòng)，證明了式（30）的預(yù)測(cè)。當(dāng)Nf增大時(shí)，頻響帶寬寬度增大，高頻靈敏度提升，然而卻是犧牲1～3 kHz 的中頻段靈敏度換來(lái)的。因此，前腔前孔諧振頻率不宜過(guò)高，否則會(huì)導(dǎo)致中頻凹陷，影響話音頻段的靈敏度。Nf過(guò)小也會(huì)影響左側(cè)主峰的頻率（兩個(gè)諧振相互耦合增加）和最高點(diǎn)靈敏度（前孔透聲量過(guò)?。?。在實(shí)際產(chǎn)品中，Nf設(shè)計(jì)為3。

3.3 受話頻響及極板動(dòng)鐵片間縫隙高度對(duì)頻響的影響

按照?qǐng)D11 和圖13 的方式連接電路并進(jìn)行計(jì)算。給換能器輸入U(xiǎn)0的電壓，計(jì)算聲學(xué)端仿真耳等效電容兩端的電壓頻響（即受話器聲壓輸出）pr，用電流表監(jiān)測(cè)電學(xué)端流進(jìn)的電流I0，則受話器的頻響為：

仿真計(jì)算所得頻響曲線Sr如圖16 所示。與送話器類(lèi)似，受話器頻響曲線也由2 個(gè)諧振峰組成，位于1 kHz 附近的峰為動(dòng)鐵片諧振峰，3 kHz附近的為前腔前孔諧振峰。1 kHz 靈敏度一般可達(dá)120 dB/mW 以上。在低頻段，受話器頻響曲線并未像送話器快速下潛，這是仿真耳空間封閉性較好（Rear較大）帶來(lái)的效果。高頻段被前腔前孔諧振調(diào)節(jié)后的頻響與送話器類(lèi)似。極板動(dòng)鐵片間縫隙高度h越小，換能器整體靈敏度越高。但是，在仿真計(jì)算的數(shù)值條件下，h小于70 μm 后，動(dòng)鐵片直接出現(xiàn)不穩(wěn)定平衡吸死。因此，實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)，h要比較小，但又不宜過(guò)小。

3.4 防吸死設(shè)計(jì)仿真計(jì)算

如第I 部分2.1 節(jié)分析［1］，“吸死”現(xiàn)象分為“亞穩(wěn)定狀態(tài)吸死”和“不穩(wěn)定平衡吸死”兩類(lèi)。解決“亞穩(wěn)定狀態(tài)吸死”主要依靠減小極板對(duì)動(dòng)鐵片吸引力的非線性，這里通過(guò)減小h來(lái)實(shí)現(xiàn)。然而，減小h卻增大了“不穩(wěn)定平衡吸死”發(fā)生的范圍。上下極板對(duì)動(dòng)鐵片的吸引力總力矩為2FWF，吸引力矩系數(shù)KF=2FWF/θ，再根據(jù)式（7），吸引力矩系數(shù)KF的線性部分為：

而不出現(xiàn)“不穩(wěn)定平衡吸死”的條件為吸引力矩系數(shù)KF小于動(dòng)鐵片扭轉(zhuǎn)回復(fù)力矩系數(shù)Kca，即［2］：

在不改變動(dòng)鐵片諧振頻率、磁鐵磁性和各個(gè)材料參數(shù)的情況下，最直接的解決方式是通過(guò)適當(dāng)減小WF來(lái)減小KF，直接滿足式（39）的不等式。表1記錄了仿真計(jì)算中不同WF數(shù)值的情況下，系統(tǒng)出現(xiàn)“不穩(wěn)定平衡吸死”的臨界h值?？梢?jiàn)，通過(guò)減小WF，不穩(wěn)定平衡吸死的臨界h值在很大范圍內(nèi)以相同數(shù)量級(jí)在變小，由此即可給縮小h值的設(shè)計(jì)留出了余量，也給制造加工和裝配增大的容差。

3.5 阻抗設(shè)計(jì)仿真計(jì)算

換能器電學(xué)端主要由Re與Le串聯(lián)而成。由上文描述，h設(shè)計(jì)得比較小。根據(jù)式（17），Le相比于Re會(huì)比較大。因此，在頻域上，換能器的阻抗主要體現(xiàn)為電感Le。由于動(dòng)鐵片的諧振，在其諧振頻率附近電力耦合效率比較高，從而影響電學(xué)端的阻抗。圖17 展示了換能器受話連接時(shí)電學(xué)端的阻抗頻率曲線，整體走勢(shì)與單一電感的阻抗曲線一致，因此可通過(guò)調(diào)整線圈匝數(shù)N使得換能器阻抗達(dá)到目標(biāo)要求。仿真中，不含聲學(xué)端（圖11 中把變壓器TFa左端短接）的換能器的動(dòng)鐵片的諧振品質(zhì)因數(shù)很高，阻抗曲線在動(dòng)鐵片諧振頻率附近有很大波動(dòng)；當(dāng)模型包含聲學(xué)端后時(shí)，諧振頻率附近的波動(dòng)明顯下降，表明聲學(xué)端存在能量的輻射和損耗。

4 電磁式換能器多物理場(chǎng)仿真及分析

第2 章和第3 章建立的電路模型為集總參數(shù)，無(wú)法直接確定動(dòng)鐵片的振動(dòng)細(xì)節(jié)和換能器的聲場(chǎng)分布。本章采用多物理場(chǎng)有限元仿真軟件，分析和計(jì)算換能器的動(dòng)鐵片扭轉(zhuǎn)振動(dòng)和聲場(chǎng)。仿真計(jì)算中的相關(guān)參數(shù)按照實(shí)際幾何尺寸、材料參數(shù)等進(jìn)行設(shè)置。

4.1 動(dòng)鐵片扭轉(zhuǎn)振動(dòng)仿真分析

將動(dòng)鐵片進(jìn)行固體力學(xué)分析，按照動(dòng)鐵片的實(shí)際結(jié)構(gòu)和材料進(jìn)行設(shè)置。在動(dòng)鐵片兩個(gè)細(xì)桿的末端固定位置設(shè)置固定邊界條件，其余邊界設(shè)置自由邊界條件。有限元仿真計(jì)算的動(dòng)鐵片本征振動(dòng)模態(tài)如圖18 所示（黑色細(xì)線框代表平衡位置、顏色代表位移大?。瑑蓚€(gè)細(xì)桿發(fā)生扭轉(zhuǎn)，動(dòng)鐵片主體矩形面沿著扭轉(zhuǎn)中心軸產(chǎn)生角位移。

在固定半寬度Warm及其他參數(shù)的情況下，通過(guò)在動(dòng)鐵片截口一端增加寬度W1改變其整體本征諧振頻率，不同的W1對(duì)應(yīng)的動(dòng)鐵片頻率響應(yīng)如圖19所示。隨著W1的增大，本征頻率向低頻方向移動(dòng)，且頻率變化量逐漸拉大，符合扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的特點(diǎn)。在實(shí)際設(shè)計(jì)中，用此方式在小范圍內(nèi)對(duì)動(dòng)鐵片諧振頻率進(jìn)行微調(diào)設(shè)計(jì)。

4.2 換能器聲場(chǎng)仿真分析

采用二維軸對(duì)稱有限元分析模型仿真換能器的聲場(chǎng)。電學(xué)端和力學(xué)端仍按照?qǐng)D11 中的集總參數(shù)設(shè)置；集總參數(shù)力學(xué)端的策動(dòng)桿位移、作用力直接與有限元模型中的振膜中心相互耦合；聲學(xué)端按照?qǐng)D20 的有限元場(chǎng)設(shè)置，采用壓力聲學(xué)頻域求解。由此實(shí)現(xiàn)集總參數(shù)的電學(xué)端和力學(xué)端與場(chǎng)形式的聲學(xué)端相互耦合。

對(duì)送話器的仿真，前孔外空間設(shè)置：前孔外正前方設(shè)置1 Pa 聲壓邊界，其余側(cè)面邊界設(shè)置為匹配邊界，用以模擬外界無(wú)限大空間。送話器的有限元仿真頻響如圖21 所示，與純集總參數(shù)模型仿真結(jié)果圖14 不同的是，聲場(chǎng)的效應(yīng)在頻響中體現(xiàn)出來(lái)：1.5 kHz 處出現(xiàn)緩變波動(dòng)，高頻8 kHz 以上出現(xiàn)雜散諧振峰，與真實(shí)測(cè)試情況更接近。由于前腔前孔的存在，送話器的主諧振峰頻率比純動(dòng)鐵片本征諧振頻率略低，這是聲場(chǎng)與力學(xué)端耦合的作用效果。兩個(gè)諧振峰811 Hz、2 511 Hz 處的聲場(chǎng)分布如圖22所示，顏色代表瞬時(shí)聲壓，單位Pa。811 Hz 處，前孔外空間、前腔中、后腔的聲壓相位一致且都大致均勻分布。2 511 Hz 處，前孔外空間與前腔中的聲壓相位相反，且后腔聲壓幾乎為0，意味著此時(shí)為前腔前孔發(fā)生諧振；前孔外空間聲壓分布也非一致，這是高頻聲波波長(zhǎng)變短所致。

對(duì)于受話器仿真，前孔外空間設(shè)置：與人工耳318 相同的幾何空間，并采用硬聲場(chǎng)邊界。在電學(xué)端輸入電壓信號(hào)，仿真得到的受話器頻響如圖23所示。由于前孔外空間封閉，導(dǎo)致受話器主諧振峰頻率高于動(dòng)鐵片本征頻率。與送話器相同，聲場(chǎng)的引入使得頻響在高頻處增加了一些雜散峰。策動(dòng)桿的振動(dòng)速度頻率曲線與人工耳測(cè)到的聲壓頻率曲線諧振峰位置大體一致，但細(xì)節(jié)略有差異。在3 kHz 附近，前腔前孔諧振峰左側(cè)都存在凹陷，因聲阻的作用，聲壓曲線比策動(dòng)桿的振動(dòng)速度曲線圓滑；由于前腔前空間為封閉的聲容，聲壓曲線在低頻段比策動(dòng)桿高，而在5 kHz 以上的高頻段，下降得比策動(dòng)桿快。由此說(shuō)明聲場(chǎng)的設(shè)計(jì)對(duì)換能器的頻響起到了良好的調(diào)節(jié)作用。兩個(gè)諧振點(diǎn)1 288 Hz、3 162 Hz 處的聲場(chǎng)分布如圖24 所示，顏色代表瞬時(shí)聲壓，單位Pa。1 288 Hz 處，前孔外空間、前腔的聲壓相位一致，而后腔聲壓的相位與之相反，這是振膜主動(dòng)振動(dòng)引發(fā)的效果。3 162 Hz 處與送話器2 511 Hz 的結(jié)果一樣，前孔外空間與前腔中的聲壓相位相反，且前孔本身和后腔聲壓幾乎為0，這是前腔前孔發(fā)生諧振的表現(xiàn)。

5 電磁式換能器裝配制造和實(shí)驗(yàn)測(cè)試

5.1 換能器裝配制造

按照改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)尺寸加工制造換能器內(nèi)部各個(gè)零部件。動(dòng)鐵片和上下極板的材料為鐵鎳合金，動(dòng)鐵片采用激光切割成型，極板采用沖壓成型。隨后進(jìn)行熱處理，目的是打亂鐵鎳合金材料內(nèi)部已經(jīng)形成的磁疇，重新變成混亂無(wú)序的磁偶極子，進(jìn)而形成磁導(dǎo)率極大和磁滯回極少的軟磁性材料。在動(dòng)鐵片和極板安裝固定的位置設(shè)計(jì)有墊片，可實(shí)現(xiàn)對(duì)動(dòng)鐵片極板間縫隙高度最小20 μm 的微調(diào)，以削弱沖壓鈑金件帶來(lái)的加工誤差。磁鐵采用鋁鎳鈷材質(zhì)的硬磁性材料，磁性適中。振膜采用120 μm 厚的聚酯薄膜，振膜邊緣與殼體粘在一起將后腔封閉，防止后腔中的相關(guān)材料氧化。振膜中心連接策動(dòng)桿，與動(dòng)鐵片缺口焊接在一起。線圈采用機(jī)械繞線方式纏繞，以確保其電感（阻抗）的一致性。換能器前蓋和外殼采用噴漆鋁材料，輕質(zhì)、抗氧化且具備一定抗沖擊能力。由于工作時(shí)所處的聲學(xué)環(huán)境不同，送話器與受話器采用不同寬度的動(dòng)鐵片，以實(shí)現(xiàn)頻率調(diào)節(jié)：送話器主諧振峰位于1 kHz，而受話器主峰略高于1 kHz，但1 kHz 阻抗位于300 Ω。最終裝配完成的換能器實(shí)物如圖25所示。采用前文所述的減小極板吸引力力臂的防吸死設(shè)計(jì)方案，換能器裝配速率得到了數(shù)倍提升。

5.2 換能器測(cè)試結(jié)果

采用送受話器測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)方法測(cè)試換能器實(shí)物，送話器頻響、受話器頻響和阻抗的實(shí)測(cè)曲線分別如圖26、圖27 和圖28 所示。實(shí)測(cè)頻響和阻抗曲線諧振峰的位置和整體的走勢(shì)都與仿真結(jié)果一致；實(shí)測(cè)結(jié)果在4 kHz 以上的頻段中出現(xiàn)眾多毛刺和波動(dòng)，這是電聲器件測(cè)試正常的現(xiàn)象，與聲學(xué)環(huán)境對(duì)高頻聲波的作用有關(guān)。改進(jìn)后的送話器實(shí)測(cè)靈敏度達(dá)到了-28 dBV/Pa（40 mV/Pa）@1 kHz，受話器靈敏度達(dá)到了127 dB/mW @1 kHz，較改進(jìn)之前均有顯著提升。實(shí)測(cè)阻抗曲線在4 kHz 后與仿真結(jié)果走勢(shì)有所差距，實(shí)測(cè)阻抗并未一直增大，這是由于實(shí)際的漆包線圈在高頻表現(xiàn)出一定的電容性所致。除測(cè)試性能提升以外，由于采用了防吸死設(shè)計(jì)和靈敏度提升兩方面改進(jìn)，實(shí)際的裝配良品率有顯著提升，裝配一次合格率從原來(lái)的不足20%提升至90 %以上。

6 結(jié)論

本文I、II 兩部分分析了電磁式換能器內(nèi)部整體和每個(gè)零部件的工作原理，為磁路系統(tǒng)、動(dòng)鐵片以及聲腔系統(tǒng)的工作機(jī)制建立了合理的數(shù)學(xué)模型，由此找到了長(zhǎng)期影響生產(chǎn)裝配效率的“吸死”問(wèn)題的本質(zhì)原因——漏磁導(dǎo)致的吸引力非線性效應(yīng)和動(dòng)鐵片扭轉(zhuǎn)回復(fù)力矩不足。通過(guò)將各零件的數(shù)學(xué)模型轉(zhuǎn)化為集總參數(shù)等效電路模型和多物理場(chǎng)有限元模型，分析了換能器整體性能（頻響、靈敏度、諧振峰等）的影響因素。根據(jù)仿真結(jié)果調(diào)節(jié)動(dòng)鐵片的結(jié)構(gòu)，將送受話器的設(shè)計(jì)分開(kāi)進(jìn)行，使其分別在1 kHz 處達(dá)到較高靈敏度，同時(shí)控制阻抗進(jìn)入合理區(qū)間。合理化聲腔聲孔設(shè)計(jì)，使換能器在中高頻處的頻響最有利于話音頻段。改進(jìn)后的電磁式換能器作為送受話器，靈敏度均有顯著提升，采用防吸死設(shè)計(jì)基本解決了“吸死”問(wèn)題，一次裝配成功率達(dá)到90%以上，整體裝配速率提升數(shù)倍。綜上所述，改進(jìn)后的換能器已具備成為無(wú)源應(yīng)急通信領(lǐng)域關(guān)鍵組成部件的潛力。