形狀記憶合金雙程彎曲驅(qū)動器的設(shè)計(jì)及試驗(yàn)

李杰鋒 潘榮華 楊忠清

南京航空航天大學(xué)無人機(jī)研究院，南京，210016

0 引言

變體機(jī)翼在變形過程中具有連續(xù)光滑的整體氣動表面，可減少離散控制面引起的氣流分離，提高氣動效率，使得飛行器更加靈活、高效，且具有多任務(wù)功能[1-2]，因而成功吸引了許多科研工作者的注意，其中以形狀記憶合金(shape memory alloy，SMA)為驅(qū)動元件的變體機(jī)翼研究最多[3-4]。綜合目前關(guān)于SMA驅(qū)動變體機(jī)翼方面的研究可知，SMA驅(qū)動元件多為絲狀，在應(yīng)用形式上主要有兩種：一種是由預(yù)拉伸的SMA絲與機(jī)械機(jī)構(gòu)組合而成驅(qū)動機(jī)構(gòu)，該驅(qū)動機(jī)構(gòu)與柔性蒙皮集成可獲得連續(xù)變形的變體機(jī)翼[5-7]；另一種是將預(yù)拉伸后的SMA絲嵌入復(fù)合材料中形成具有彎曲變形功能的智能復(fù)合材料蒙皮，對SMA絲加熱驅(qū)動基體復(fù)合材料彎曲[8-9]，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)機(jī)翼的變形。然而前者存在SMA絲多次循環(huán)激勵(lì)后容易出現(xiàn)疲勞斷裂現(xiàn)象，從而影響機(jī)翼變形的可靠性，另外與之匹配的大變形柔性蒙皮存在諸多關(guān)鍵技術(shù)問題(如大變形與承載能力之間的矛盾、變形過程中蒙皮光順性問題等)沒有得到解決[10-12]；后者則由于多次循環(huán)熱激勵(lì)后SMA絲與基體材料容易出現(xiàn)分離甚至脫落，導(dǎo)致驅(qū)動失效等[13-14]，這些都嚴(yán)重制約了變體機(jī)翼的發(fā)展。

針對現(xiàn)有研究中存在的不足，本文提出了一種以形狀記憶合金(SMA)薄板為驅(qū)動元件的雙程彎曲驅(qū)動器，該驅(qū)動器的SMA薄板兼有驅(qū)動元件及蒙皮結(jié)構(gòu)的功能，解決了大變形與承載能力之間的矛盾，同時(shí)滿足了變形過程中對蒙皮光順性的要求，且疲勞壽命顯著延長。本文介紹了SMA雙程彎曲驅(qū)動器的設(shè)計(jì)概念，分析了驅(qū)動器驅(qū)動過程的力學(xué)特性，并推導(dǎo)出了設(shè)計(jì)理論；最后制作出驅(qū)動器樣件并進(jìn)行了彎曲性能測試，對理論分析結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，對變形過程的特性進(jìn)行了探索。

1 SMA雙程彎曲驅(qū)動器的設(shè)計(jì)原理

1.1 設(shè)計(jì)概念

SMA雙程彎曲驅(qū)動器由SMA板、彈簧鋼板及兩者之間的加熱膜組成。其中SMA板為驅(qū)動元件，對其加熱激勵(lì)可產(chǎn)生彎曲變形；加熱膜用來對SMA板進(jìn)行加熱；彈簧鋼板為回復(fù)元件，利用其彈性回復(fù)力可使彎曲的SMA板在低溫條件下回復(fù)至初始形狀。

依據(jù)變形需要，利用熱成形的工藝方法將SMA薄板成形為具有一定曲率的初始形狀，再經(jīng)過性能穩(wěn)定化訓(xùn)練后與彈簧鋼板、加熱膜組裝成SMA雙程彎曲驅(qū)動器。如圖1所示，驅(qū)動器的驅(qū)動過程為：驅(qū)動器的初始狀態(tài)為平直狀態(tài)；利用加熱膜對SMA板加熱，當(dāng)溫度超過奧氏體相變溫度時(shí)，SMA板產(chǎn)生形狀記憶效應(yīng)發(fā)生彎曲變形，同時(shí)帶動彈簧鋼板彎曲，若保持溫度高于奧氏體相變溫度，則驅(qū)動器保持彎曲狀態(tài)；停止加熱后，SMA板的溫度逐漸降低，當(dāng)溫度低于馬氏體相變開始溫度時(shí)，SMA板中奧氏體逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。由于SMA板處于馬氏體狀態(tài)下的彈性模量小于奧氏體狀態(tài)下的彈性模量，使得在彈簧鋼板彈性回復(fù)力的作用下，驅(qū)動器逐漸回復(fù)至初始平直狀態(tài)。重復(fù)上述加熱冷卻過程，SMA雙程彎曲驅(qū)動器可在彎曲與平直兩種狀態(tài)之間變化。

圖1 SMA雙程彎曲驅(qū)動器工作過程Fig.1 Driving process of two-way SMA bending actuator

1.2 設(shè)計(jì)原理

SMA雙程彎曲驅(qū)動器的設(shè)計(jì)主要是以彎曲變形量、性能參數(shù)等為輸入量，依據(jù)變形過程的幾何關(guān)系及相關(guān)力學(xué)理論，通過分析變形過程的性能特點(diǎn)及幾何特征，獲得變形量與彈簧鋼板、SMA板性能參數(shù)及幾何尺寸的關(guān)系。

SMA板經(jīng)過雙程訓(xùn)練后，在加熱和冷卻條件下的變形過程如圖2所示。初始狀態(tài)下的SMA板處于平直狀態(tài)，其金相組織為非孿晶馬氏體；對SMA板加熱會發(fā)生非孿晶馬氏體向奧氏體的轉(zhuǎn)變，同時(shí)產(chǎn)生形狀記憶效應(yīng)發(fā)生彎曲變形，此時(shí)SMA板變形后的彎曲半徑為r0；停止加熱SMA板并逐漸冷卻，會發(fā)生奧氏體向?qū)\晶馬氏體的轉(zhuǎn)變，同時(shí)彎曲半徑得到部分回復(fù)，其值變?yōu)閞res，此處的rres表示冷卻后處于馬氏體狀態(tài)下的殘余彎曲半徑。再利用彈簧鋼板的彈性回復(fù)力使SMA板回復(fù)至初始平直狀態(tài)。

圖2 SMA板彎曲及回復(fù)過程Fig.2 Bending and recovery process of SMA plate

對SMA板加熱使其發(fā)生彎曲變形，依據(jù)材料力學(xué)的彎曲理論，產(chǎn)生的彎矩與彎曲半徑由下式?jīng)Q定：

(1)

式中，r0為SMA板初始彎曲半徑；MSMA-A為SMA板彎曲后處于奧氏體狀態(tài)下的彎矩；EA為SMA板處于奧氏體狀態(tài)下的彈性模量；ISMA為SMA板對橫截面水平中心軸Z的截面慣性矩。

當(dāng)SMA板的初始彎曲半徑r0(即制作過程中模具成形后的彎曲半徑)已知時(shí)則可求出彎矩MSMA-A。

停止加熱后，SMA板的溫度逐漸降低，其彎曲半徑得到部分回復(fù)，會出現(xiàn)奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)閷\晶馬氏體的現(xiàn)象，此時(shí)的殘余彎曲半徑rres與彎矩MSMA-M存在如下關(guān)系：

(2)

式中，MSMA-M為SMA板處于馬氏體狀態(tài)下的彎矩；EM為SMA板處于馬氏體狀態(tài)下的彈性模量。

將訓(xùn)練后的SMA板與彈簧鋼板集成得到雙程彎曲變形的SMA驅(qū)動器，該過程利用彈簧鋼板的彈性力將殘余彎曲半徑為rres的SMA板壓平。集成后的驅(qū)動器處于矩形平直狀態(tài)，且SMA板與彈簧鋼板具有相同的長度l與寬度b，僅厚度h不同(其中，SMA板的厚度用hSMA表示，彈簧鋼板的厚度用hsteel表示)。為此需滿足如下條件：

Msteel-0>MSMA-M

(3)

其中，Msteel-0為驅(qū)動器處于初始平直狀態(tài)時(shí)彈簧鋼板的彎矩。依據(jù)強(qiáng)度理論并考慮彈簧鋼板在承載狀態(tài)下處于彈性階段，Msteel-0可表示為

Msteel-0=Wsteel[σp]steel

(4)

式中，Wsteel為彈簧鋼板的抗彎截面模量；[σp]steel為彈簧鋼板的比例極限。

將式(2)、式(4)代入式(3)可得

(5)

將式(5)中的抗彎截面模量Wsteel、截面慣性矩ISMA用板的幾何尺寸參數(shù)表示，并代入式(5)后得到如下關(guān)系式：

(6)

集成后的驅(qū)動器SMA板與彈簧鋼板為復(fù)合體，對SMA板加熱激勵(lì)，SMA板因形狀記憶效應(yīng)產(chǎn)生彎曲變形，進(jìn)而產(chǎn)生等效彎矩施加在彈簧鋼板上帶動彈簧鋼板彎曲變形，直至彎矩達(dá)到平衡，變形停止。此時(shí)，彈簧鋼板的彎矩等于處于奧氏體狀態(tài)下的SMA板的彎矩，可表示為

Msteel=MSMA-A

(7)

集成后驅(qū)動器中彈簧鋼板及SMA板的截面形心發(fā)生了偏移，偏移后的形心由單個(gè)板厚度方向的中心坐標(biāo)轉(zhuǎn)移到集成后SMA驅(qū)動器厚度方向的中心坐標(biāo)，依據(jù)慣性矩平行軸定理，得到形心偏移后兩板的慣性矩分別為

(8)

(9)

Asteel=bhsteelASMA=bhSMA

式中，I′steel、I′SMA分別為驅(qū)動器中彈簧鋼板及SMA板形心偏移后的截面慣性矩；Asteel、ASMA分別為彈簧鋼板和SMA板的橫截面面積。

依據(jù)彎曲理論，可將式(7)中的彎矩Msteel、MSMA-A用彈性模量、截面慣性矩及彎曲半徑表示，整理后可得驅(qū)動器中彈簧鋼板變形后的彎曲半徑為

(10)

式中，Esteel為彈簧鋼板的彈性模量。

SMA雙程彎曲驅(qū)動器彎曲變形后的幾何關(guān)系如圖3所示。圖中驅(qū)動器用線條表示，其中實(shí)線表示變形前狀態(tài)，虛線表示變形后狀態(tài)。w為彎曲后驅(qū)動器前端產(chǎn)生的撓度，α為彎曲圓弧對應(yīng)的角度。由于該驅(qū)動器為薄板結(jié)構(gòu)，結(jié)合圖1可知，與彎曲半徑相比，板的厚度為無限小量，因此為便于計(jì)算，認(rèn)為SMA驅(qū)動器變形后的彎曲半徑等于彈簧鋼板變形后的彎曲半徑rsteel。

圖3 驅(qū)動器變形后的幾何特征Fig.3 Geometrical features of the deformed actuator

由圖3中的幾何關(guān)系，可得

w=rsteel(1-cosα)

(11)

(12)

將式(10)、式(12)代入式(11)可得

(13)

將式(8)、式(9)中截面慣性矩用板的幾何尺寸參數(shù)表示，并代入式(13)可得

(14)

利用式(6)、式(14)并結(jié)合試驗(yàn)獲得SMA板的彈性模量(EA、EM)、彎曲半徑(r0、rres)以及彈簧鋼板的彈性模量(Esteel)、比例極限([σp]steel)，可求得SMA雙程彎曲驅(qū)動器在不同撓度w下所需的SMA板厚度hSMA及彈簧鋼板厚度hsteel。

2 試驗(yàn)

試驗(yàn)中選擇的彈簧鋼板為60Si2Mn，其性能參數(shù)為：[σp]steel=550 MPa，Esteel=206 GPa。SMA板為2.5 mm厚的Ni-Ti合金板(其中Ni的原子分?jǐn)?shù)為50.1%)。由于SMA的性能參數(shù)與成分及載荷條件密切相關(guān)，因此需對SMA的單相彈性模量及在載荷條件下的相變溫度進(jìn)行測試，包括載荷條件下的馬氏體相變開始溫度θMs、馬氏體相變結(jié)束溫度θMf、奧氏體相變開始溫度θAs、奧氏體相變結(jié)束溫度θAf，馬氏體狀態(tài)下的彈性模量EM、奧氏體狀態(tài)下的彈性模量EA，可為SMA雙程彎曲驅(qū)動器的設(shè)計(jì)及性能試驗(yàn)提供依據(jù)。

2.1 SMA板的性能測試

SMA的相變溫度隨載荷變化而變化，因此測試相變溫度的載荷大小必須與應(yīng)用中的載荷大小一致[15]。本文中SMA板是在受力條件下發(fā)生彎曲變形的，載荷大小約為0.4 kN，為此選擇的相變溫度測試方法為恒定載荷測試法，即在環(huán)境箱內(nèi)對SMA板施加0.4 kN恒定載荷，通過高低溫循環(huán)獲得SMA板的位移-溫度曲線，通過對曲線分析獲得對應(yīng)載荷下的相變溫度。依據(jù)廠家提供的零應(yīng)力條件下的相變溫度，測試中選擇的溫度循環(huán)范圍為-20～60 ℃，試驗(yàn)裝置如圖4所示。試驗(yàn)中為防止壓縮過程中壓頭與SMA板產(chǎn)生滑移而導(dǎo)致壓頭偏離中線，在SMA板中間安裝了防滑槽。

圖4 SMA板彎曲性能試驗(yàn)裝置Fig.4 Setup for SMA plate bending properties test

試驗(yàn)過程如下：在常溫下通過壓頭對SMA板試樣施加0.4 kN的恒定力，SMA板會發(fā)生向下的彎曲變形。接著降低溫度，隨著溫度的降低壓頭下方SMA板中線的位移值逐漸減小，當(dāng)溫度降低到一定程度后位移值不再減小，即SMA板向下彎曲至最低位置，此時(shí)將該處的位移值設(shè)置為零值；然后逐漸升高溫度，隨著溫度的升高位移會發(fā)生變化，并記錄溫度對應(yīng)的位移，直至位移穩(wěn)定；再次降低溫度，同樣記錄溫度及對應(yīng)位移，直至位移穩(wěn)定，試驗(yàn)過程升溫或降溫的間隔為10 ℃。將測試得到位移s、溫度θ數(shù)據(jù)作圖，獲得位移-溫度關(guān)系曲線(圖5)，利用切線法可得到對應(yīng)的4個(gè)相變溫度分別為：馬氏體相變開始溫度θMs=76 ℃，馬氏體相變結(jié)束溫度為θMf=21 ℃，奧氏體相變開始溫度θAs=65 ℃，奧氏體相變結(jié)束溫度θAf=151 ℃。

圖5 SMA板的位移-溫度曲線Fig.5 Displacement-temperature curve of SMA plate

SMA板單相組織的彈性模量測試同樣采用帶有環(huán)境箱的拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，以確保試驗(yàn)中SMA板處于純馬氏體狀態(tài)或純奧氏體狀態(tài)。通過測試獲得應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，再利用切線法可獲得馬氏體狀態(tài)下的彈性模量EM=30.4 GPa、奧氏體狀態(tài)下的彈性模量EA=54.2 GPa。

2.2 SMA雙程彎曲驅(qū)動器的制備

制備時(shí)首先對SMA板進(jìn)行熱成形處理，獲得具有彎曲半徑的SMA板，接著利用反變形法進(jìn)行雙程記憶效應(yīng)的訓(xùn)練，最后完成SMA板與彈簧鋼板及加熱膜的集成組裝。成形過程如圖6所示，具體為：采用線切割法加工出尺寸(l×b×h)為80 mm×100 mm×2.5 mm的SMA板，接著加工出連接孔，再利用模具在高溫下成形，成形結(jié)束后冷卻脫模即可獲得具有初始彎曲半徑r0的SMA板。

圖6 SMA板成形過程Fig.6 Molding process of the SMA plate

利用反變形法對成形后的SMA板進(jìn)行雙程訓(xùn)練，如圖7所示，過程為：利用模具將處理好的SMA板在模具中進(jìn)行反向變形模壓；然后將反變形后的SMA板加熱至奧氏體相變溫度以上，產(chǎn)生形狀記憶效應(yīng)并回復(fù)至成形后的彎曲狀態(tài)；再將回復(fù)后的SMA板冷卻至馬氏體相變溫度以下，這樣一次訓(xùn)練完成，重復(fù)上述過程50次以上。訓(xùn)練結(jié)束后SMA板在冷卻狀態(tài)下的彎度得到部分回復(fù)，即彎曲半徑增大，表現(xiàn)出雙程記憶效應(yīng)。

圖7 SMA板訓(xùn)練過程Fig.7 Training process of the SMA plate

測量成形和訓(xùn)練后的SMA板得到初始彎曲半徑r0=200 mm、殘余彎曲半徑rres=1064 mm、長度l=80 mm。依據(jù)設(shè)計(jì)理論及獲得的材料性能參數(shù)，求得當(dāng)SMA板的厚度hSMA=2.5 mm時(shí)，彈簧鋼板的厚度需滿足hsteel>0.68 mm，據(jù)此再依據(jù)式(11)可求得給定彈簧鋼板厚度所對應(yīng)的彎曲撓度。本文中固定hSMA=2.5 mm，改變彈簧鋼板厚度hsteel，分別為0.7 mm、0.8 mm、1.0 mm、1.2 mm、1.4 mm、1.6 mm、1.8 mm、2.0 mm。組裝時(shí)用酒精擦拭SMA板粘貼加熱膜的一面，并將加熱膜粘貼在SMA板表面；然后將彈簧鋼板放置在加熱膜上方后用螺釘將SMA薄板、加熱膜及彈簧鋼板壓緊固定。裝配過程及裝配完成的驅(qū)動器如圖8所示。

(a)裝配過程

2.3 SMA雙程彎曲驅(qū)動器的性能測試

對不同厚度彈簧鋼板組裝的SMA雙程彎曲驅(qū)動器進(jìn)行彎曲性能測試，并與理論計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行對比。同時(shí)測試了彎曲撓度隨溫度的變化關(guān)系以及驅(qū)動器在多次循環(huán)加熱激勵(lì)下的撓度值。此外，還測試了SMA驅(qū)動器的輸出力隨彈簧鋼板厚度及溫度的變化關(guān)系。圖9給出了該驅(qū)動器的性能測試原理圖。

圖9 SMA雙程彎曲驅(qū)動器性能測試原理圖Fig.9 Schematics of properties testing for two-way SMA bending actuator

試驗(yàn)中利用穩(wěn)壓電源對加熱膜通電加熱，利用激光位移傳感器測量SMA雙程驅(qū)動器自由端的激光測量點(diǎn)的位移變化(即撓度值)，利用熱電偶測量SMA板的溫度，利用力傳感器測量驅(qū)動器彎曲過程中的輸出力。需要說明的是，在測量撓度(即自由端位移)時(shí)需移去力傳感器，圖10為SMA雙程彎曲驅(qū)動器的性能試驗(yàn)裝置照片。

圖10 SMA雙程彎曲驅(qū)動器試驗(yàn)裝置Fig.10 Test setup of two-way SMA bending actuator

試驗(yàn)時(shí)首先測試驅(qū)動器的彎曲撓度隨彈簧鋼板厚度的變化關(guān)系，通過調(diào)節(jié)加熱膜的電壓實(shí)現(xiàn)對溫度的調(diào)節(jié)，測試了撓度隨溫度的變化；然后測試了撓度隨激勵(lì)次數(shù)的變化關(guān)系，并分析了驅(qū)動器變形在循環(huán)激勵(lì)條件下變形的穩(wěn)定性及其響應(yīng)規(guī)律。

在此基礎(chǔ)上測試了驅(qū)動器驅(qū)動過程中產(chǎn)生的輸出力。測試時(shí)將力傳感器放置于驅(qū)動器自由端下方，并使驅(qū)動器下端與力傳感器緊密接觸(圖9)。通過調(diào)節(jié)穩(wěn)壓電源的電壓來調(diào)節(jié)加熱膜溫度，在溫度上升的過程中記錄對應(yīng)溫度下的輸出力。依據(jù)測試結(jié)果獲得不同厚度鋼板組裝的SMA驅(qū)動器的輸出力隨溫度變化關(guān)系，并分析了驅(qū)動器輸出力隨溫度及鋼板厚度的變化規(guī)律。

3 結(jié)果及討論

圖11所示為SMA雙程彎曲驅(qū)動器的彎曲撓度w隨彈簧鋼板厚度hsteel的變化關(guān)系，可以看出，隨著彈簧鋼板厚度的增大，驅(qū)動器的撓度逐漸減小，且減小趨勢呈非線性；當(dāng)彈簧鋼板的厚度為0.7 mm時(shí)，驅(qū)動器的撓度值為8 mm，當(dāng)彈簧鋼板厚度增大至2.0 mm時(shí)，驅(qū)動器的最大撓度值減小至3.9 mm。從圖11中還可看出，理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測試結(jié)果基本一致，從而驗(yàn)證了理論分析的正確性。

圖11 撓度與彈簧鋼板厚度的關(guān)系Fig.11 Relation of deflection with thickness of spring steel plate

圖12所示為不同厚度彈簧鋼板組裝的驅(qū)動器的撓度w隨溫度θ的變化關(guān)系，可以看出，不同彈簧鋼板厚度下，驅(qū)動器的撓度隨溫度的變化趨勢一致，在溫度到達(dá)60 ℃前的撓度為零，此后隨溫度的升高撓度逐漸增大；當(dāng)溫度超過70 ℃直至達(dá)到150 ℃時(shí)，撓度快速增大；此后隨著溫度再升高，撓度的增大速度減慢并趨于穩(wěn)定。圖12中撓度拐點(diǎn)對應(yīng)的溫度與圖5中獲得的奧氏體相變開始溫度65 ℃、奧氏體相變結(jié)束溫度151 ℃基本一致。從圖12中還可看出，隨著彈性鋼板厚度的增大，撓度逐漸減小，變化趨勢與圖11一致。

圖12 撓度隨溫度的變化關(guān)系Fig.12 Variation of deflections with temperatures

圖13 撓度隨循環(huán)激勵(lì)次數(shù)的變化關(guān)系Fig.13 Variation of deflections with cyclic activated times

圖13所示為彈簧鋼板厚度分別為0.8 mm、1.4 mm、2.0 mm的SMA雙程彎曲驅(qū)動器的撓度w隨時(shí)間t的變化關(guān)系，圖中每個(gè)峰代表一個(gè)加熱與冷卻周期，峰的左半部分為加熱階段，右半部分為冷卻階段。

由圖13可以看出，隨加熱循環(huán)次數(shù)的增加，驅(qū)動器的撓度值保持穩(wěn)定，在加熱階段出現(xiàn)了最大撓度，冷卻后回復(fù)至平直狀態(tài)，說明SMA驅(qū)動器的驅(qū)動過程具有穩(wěn)定性。同時(shí)可以看出，加熱階段的變形響應(yīng)比回復(fù)至初始狀態(tài)的響應(yīng)快，加熱至最大撓度的響應(yīng)時(shí)間約為10 s，而回復(fù)至初始狀態(tài)的響應(yīng)時(shí)間需數(shù)分鐘。這是因?yàn)轵?qū)動器的變形是通過加熱膜加熱的，在加熱時(shí)通過調(diào)節(jié)電壓可實(shí)現(xiàn)對加熱功率的調(diào)節(jié)，從而提高響應(yīng)速度。而回復(fù)過程是依靠環(huán)境溫度自然冷卻以及彈簧鋼板的彈性回復(fù)力作用完成的，由于從高溫降低至低溫的時(shí)間較長，因此響應(yīng)速度較慢。此外，不同厚度彈簧鋼板驅(qū)動器變形最大撓度的響應(yīng)速度隨厚度增大而減慢，而回復(fù)至初始狀態(tài)的響應(yīng)速度則隨板厚增大而加快，這是由于回復(fù)彈簧鋼板的厚度增大，其抗彎模量增大，因此在彎曲變形過程中增大了阻力，從而引起響應(yīng)減慢；而在冷卻回復(fù)過程中，板厚增大使得回復(fù)力矩增大，因此使得回復(fù)響應(yīng)速度加快。

圖14所示為不同厚度彈簧鋼板組裝的SMA驅(qū)動器的輸出力F隨溫度θ的變化關(guān)系，可以看出，隨溫度的升高，輸出力逐漸增大，在奧氏體相變開始溫度65 ℃之前，存在一個(gè)約為14 N的較小力，這是試驗(yàn)開始前為保證SMA板與力傳感器緊密接觸施加的預(yù)壓緊力。當(dāng)溫度超過65 ℃后，隨溫度的升高，輸出力逐漸增大；當(dāng)溫度達(dá)到110～140 ℃范圍內(nèi)，輸出力增大速度加快，這是因?yàn)闇囟冗_(dá)到奧氏體相變開始溫度后SMA由彈性模量較小的馬氏體快速轉(zhuǎn)變?yōu)閺椥阅Ａ枯^大的奧氏體所引起，此后輸出力的增大速度減慢，直至達(dá)到奧氏體相變結(jié)束溫度150 ℃后，輸出力趨于穩(wěn)定并穩(wěn)定在最大值。不同厚度彈簧鋼板組裝的SMA驅(qū)動器的最大輸出力見表1。

圖14 輸出力隨溫度的變化關(guān)系Fig.14 Variation of output forces with temperatures

表1 不同厚度彈簧鋼板SMA驅(qū)動器的最大輸出力Tab.1 Maximum output forces of SMA actuator with different thickness spring plates

從表1及圖14中可以看出，隨著彈簧鋼板厚度的增大。SMA驅(qū)動器的最大輸出力逐漸減??；當(dāng)彈簧鋼板厚度從0.7 mm增大至1.2 mm時(shí)，最大輸出力以較慢的速度從590 N減小至505 N；當(dāng)從1.2 mm增大至2 mm時(shí)，最大輸出力從505 N以較快的速度減小至174 N。這也說明當(dāng)彈簧鋼板厚度小于1.2 mm時(shí)，厚度的變化對輸出力的影響較小；當(dāng)彈簧鋼板厚度大于1.2 mm時(shí)，厚度的變化對輸出力的影響較大。

4 結(jié)論

(1)獲得了形狀記憶合金(SMA)雙程彎曲驅(qū)動器的設(shè)計(jì)理論及熱成形與反變形訓(xùn)練的制備工藝，并驗(yàn)證了驅(qū)動器的有效性。

(2)在理論計(jì)算范圍內(nèi)，隨著彈簧鋼板厚度的增大，驅(qū)動器的最大撓度及最大輸出力逐漸減小，當(dāng)彈簧鋼板厚度接近SMA板厚度時(shí)，最大撓度值及最大輸出力最小。

(3)隨著加熱溫度的升高，驅(qū)動器的撓度及輸出力為先緩慢增大，當(dāng)溫度高于奧氏體相變開始溫度后撓度及輸出力快速增大，當(dāng)達(dá)到奧氏體相變結(jié)束溫度后撓度及輸出力逐漸趨于穩(wěn)定并達(dá)到最大值。

(4)對驅(qū)動器循環(huán)激勵(lì)后，其撓度值穩(wěn)定在設(shè)計(jì)的范圍內(nèi)，驅(qū)動器的加熱變形響應(yīng)速度隨彈簧鋼板厚度增大而減慢，而冷卻回復(fù)響應(yīng)速度隨彈簧鋼板厚度增大逐漸加快。

研究結(jié)果為SMA雙程彎曲變形驅(qū)動器的設(shè)計(jì)及制備提供了理論和試驗(yàn)依據(jù)。