剪切式壓電噴頭多致動壁結構制備及特性分析

馮金磊，李 東，孔全存,，李 勇，趙 翔

(1.北京信息科技大學 儀器科學與光電工程學院，現代測控技術教育部重點實驗室，北京 100192；2.清華大學 機械工程系，精密/超精密制造裝備及控制北京市重點實驗室，北京 100084；3.北京科技大學 機械工程學院，北京 100083)

0 引言

剪切式壓電噴墨打印技術由于其墨滴均勻性好，衛星點少，可控性強等特點，被廣泛應用于工業打印領域[1]；但由于其長期被國外壟斷，嚴重限制了國內在這一領域的發展。剪切式壓電噴頭中多致動壁結構是其核心部件，深入研究噴頭中的多致動壁結構，對于打破國外壟斷和提高噴頭性能具有重要意義[2]。

迄今，中外學者針對剪切式壓電噴頭進行了持續研究。Brünahl J等[3]制備了液體腔寬75 μm、深360 μm、致動壁寬62 μm的剪切式壓電噴頭致動壁結構，并以該結構作為研究對象研究表征材料介電光譜的性質；但其中針對切割產熱的特殊冷卻裝置操作較復雜。許立寧等[4]利用壓電陶瓷的厚度切變，制備了液體腔寬66.6 μm、深408.6 μm、致動壁寬66.6 μm的多致動壁結構；在制備液體腔時，雖考慮到高溫的影響，但缺少針對高溫導致壓電陶瓷壓電特性降低的彌補措施。Tanuma C等[5]利用無鉛壓電陶瓷取代傳統剪切式壓電噴頭材料，并通過對制備的致動壁結構進行分析，驗證了該新型材料作為壓電噴頭材料的可行性；但無鉛壓電材料的驅動能力明顯弱于傳統材料，且未詳細解釋致動壁結構的制備過程。高勇[6]根據賽爾公司剪切式壓電噴頭結構尺寸制備的致動壁結構，分析了致動壁形變大小的因素，并建立了結構與電場耦合的數學模型。上述分析可知，剪切式壓電噴墨打印技術中多致動壁結構的制備工藝是其關鍵技術，但目前的制備方法中，對制備液體腔時機械加工產熱影響壓電特性的問題，還未得到很好的解決。與此同時，目前大多數研究中，缺乏對致動壁特性分析、結構設計與制備工藝等之間的有機關聯。

為解決當前研究中存在的制備工藝不完善、工藝與特性分析結合不夠緊密等問題，本文依據實際工業需求，設計剪切式壓電噴頭多致動壁結構的特征尺寸，探索改進多致動壁結構的制備工藝，最后開展致動壁結構的仿真與測試實驗，旨在驗證剪切式壓電噴頭的工業應用可行性。

1 壓電噴頭結構設計

1.1 壓電噴頭工作原理

剪切型壓電噴頭是利用壓電陶瓷的逆壓電效應[7]，使致動壁產生厚度剪切運動，液體腔在電場的控制下有規律的增大或減小，將墨水從噴孔處噴出[8]。通常壓電噴頭結構設計的目標是實現噴頭正常工作時致動壁振動幅度大，噴射墨水能力強。剪切式壓電噴頭致動壁是將電能轉化為機械能的元件，其壓電應變系數d15是材料選型的重要指標[9]，為實現較高的機電轉化效率和較大的振動位移，選擇PZT-5H作為致動壁材料。根據致動壁剪切運動方向與極化方向垂直的原理，設計出的剪切型壓電噴頭結構如圖1(a)所示，主要包括多致動壁結構、帶有進液口的上蓋板、噴孔板等構成。

圖1 剪切型壓電噴頭結構

剪切式壓電噴頭的工作原理為：墨水通過上蓋板的進液口流入噴頭的液體腔后，以其中的一個液體腔為例，當左、右致動壁同時施加大小相等、方向相反的電場時，致動壁向外做剪切振動，液體腔體積增大，內部產生負壓，便于墨水流入液體腔，如圖1(b)所示；當施加在左、右兩致動壁上的電場在保持大小不變的前提下同時反向，致動壁向內做剪切振動，液體腔體積減小，內部產生正壓，將墨水從噴孔處噴出[10]，如圖1(c)所示。當墨水從噴孔處噴出形成墨滴后，左、右致動壁同時停止加電，液體腔體積返回初始狀態，結束液體腔的一次噴射過程[11]。

1.2 致動壁位移分析

依據剪切式壓電噴頭的工作原理，分析致動壁逆壓電-位移特性，并結合實際工業需求，獲得多致動壁結構的特征尺寸，為制備工藝提供數據參考。由圖1(a)可知，對任一致動壁建立xyz坐標系，則致動壁極化方向為z正向，施加電場方向為y向，長度方向為x向。定義如下條件及變量：致動壁覆蓋銅電極高為h、致動壁長為l、致動壁厚為w，設y方向撓度為f，則致動壁振動的微分方程[12-13]為

(1)

(2)

其中

m=r(sinkh-sinhkh)+k3(coskh+coshkh)

(3)

n=k3(sinkh-sinhkh)-r(coskh-coshkh)

(4)

根據工業需求，當噴頭噴射墨滴分別為30 pL[15]、50 pL、80 pL時，對應的S分別約為50 nm，160 nm和320 nm，并且將致動壁參數代入式(2)可得其近似電壓分別為U1=10 V，U2=30 V及U3=60 V。因此，驅動電壓在10～60 V內的S近似線性增大，且噴頭噴射的墨滴尺寸符合工業需求[16]。根據工業需求對致動壁位移的要求，設計出長、寬、高分別為9.5 mm、70 μm、400 μm的致動壁和液體腔，進而確定了剪切式壓電噴頭多致動壁結構的特征尺寸。

2 多致動壁結構制備工藝

剪切式壓電噴頭中多致動壁結構是其核心部件，針對目前多致動壁結構槽寬較小、機械加工時產熱導致的壓電特性受損、電極易脫落以及槽寬較小導致的導線難以引出等問題，重點對切割工藝、后極化工藝及焊線工藝進行了改進，改進后的制備工藝主要包括極化、切割、二次極化、鍍電極和焊線工藝，具體過程如圖2所示。

圖2 剪切式壓電噴頭多致動壁結構制備工藝

1) 極化工藝(見圖2(a))。它主要包括涂覆電極和極化兩個工序。涂覆電極工序如圖2(a)左圖所示，用涂抹棒在壓電陶瓷厚度方向對應的上、下表面均勻涂覆銀漿后，對涂抹好銀漿的壓電陶瓷片進行燒滲處理，完成涂覆電極的步驟。極化工序如圖2(a)右圖所示，將完成涂覆電極工序的壓電陶瓷片置于高溫、高壓環境中，具體表現為：高壓直流電源正、負兩極分別夾在涂覆電極的上、下表面，后將其放置于硅油中加熱至約150 ℃后停止加熱，同時高壓直流電源輸出約1 kV/mm高壓直流電，數小時后取出壓電陶瓷片，用水清洗、烘干后，完成極化工序。

2) 切割工藝(見圖2(b))。由于設計的液體腔寬度較小，一般的切割裝置無法滿足尺寸需求，改進后的切割工藝選用厚為0.07 mm的超精密刀具，以高速磨削的方式加工，易于多致動壁結構的快速成型。以其中一個槽為例，先通過磨削加工深度為400 μm的槽，加工9.5 mm后緩慢抬刀至深度70 μm，形成坡度結構，最后加工深度為0.07 mm的焊線槽，為焊線工藝提供便利及可行性。經過10次走刀，形成多致動壁結構。

3) 二次極化工藝(見圖2(c))。由于壓電陶瓷在使用和加工過程中，溫度超過自身居里溫度會導致壓電特性受損。考慮到高速磨削加工時產生的熱量可能會高于居里溫度，進而影響壓電陶瓷的壓電特性，對高速磨削加工形成不同厚度的壓電陶瓷片的壓電常數d33進行參數測量，測量結果如圖3所示。由圖可知，當壓電陶瓷片未加工或加工厚度較厚(0.3 mm,0.15 mm)時，其d33平均值均為500 pC/N，壓電特性損耗不明顯。但當壓電陶瓷片加工厚度較薄(0.07 mm)時，壓電特性損耗較大，d33數值最大損耗達250 pC/N，難以完成對噴頭的驅動。對加工厚度為0.07 mm的壓電陶瓷進行二次極化工藝后，其壓電特性恢復正常數值，驗證了高速磨削加工產熱對壓電特性的影響及二次極化的必要性。二次極化工藝與極化工藝類似，唯一的不同是需保證多致動壁結構的每個致動壁頂端均接觸到電源的其中一極(正極或負極)，其他步驟與極化工藝保持一致，通過二次極化工藝形成具有完整壓電特性的多致動壁結構。

圖3 壓電陶瓷在不同厚度下壓電常數d33測量結果

4) 鍍電極工藝(見圖2(d))。根據設計需在致動壁的一半側壁高度和深度為0.07 mm的焊線槽中鍍電極，先將該結構固定在斜臺上，利用蒸鍍法在致動壁的一側及焊線槽中鍍厚為100 nm的銅，然后將該結構旋轉180°，利用蒸鍍法在致動壁的另一側及焊線槽中鍍銅。用砂紙打磨掉上、下表面的電極，形成完整的多致動壁結構。

5) 焊線工藝(見圖2(e))。由于蒸鍍的電極易脫落及槽寬較小導致難以引線等問題，改進后的焊線工藝選用鍍錫銅線作為連接電極與驅動電源的導線，通過高溫熔錫使導線與電極相連，在保證引線的同時也能防止蒸鍍的電極脫落。具體過程為：在深度和寬度均為0.07 mm的焊線槽中放置直徑為?0.05 mm的鍍錫銅線，快速加熱至200 ℃左右后使錫完全熔融，待導線與銅電極完全可靠機械電連接后，完成焊線工藝，形成的剪切式壓電噴頭多致動壁結構及尺寸如圖2(f)所示。

3 多致動壁結構特性分析

在實際工業應用中，噴頭噴射體積在30～80 pL內對應的驅動電壓為10～60 V，致動壁位移與驅動電壓呈線性增大關系。針對這一特性，首先對單一致動壁結構進行分析，目的是優化仿真壓電參數。再對制備的多致動壁結構進行特性分析，通過對實驗與仿真數據的對比，旨在為剪切式壓電噴頭的研究提供有效的基礎。

3.1 單一致動壁結構特性分析

在有限元分析軟件COMSOL下建立單一致動壁結構模型，尺寸為5 mm×1 mm×12 mm，材料選擇PZT-5H，通過固定約束代替實際中的底端固定，通過在側壁表面施加電勢產生的電勢差代替實際中的電壓施加。由于結構模型較規則，選擇自由剖分四面體網格結構，選擇較細化單元尺寸，整體網格數量為3 645。d15是影響致動壁做剪切振動的關鍵參數，根據壓電陶瓷片在實際測量中的d15參數，替代材料庫中PZT-5H壓電系數矩陣中的d15參數，優化后的壓電參數如表1所示。施加電壓沿水平方向，分別選取5 V、10 V、15 V、20 V、25 V、30 V的不同數據，模擬出不同電壓下單一致動壁結構的變形模態如圖4所示，其對應的最大穩態變形量依次為14.9 nm、29.8 nm、44.7 nm、59.6 nm、74.6 nm、89.5 nm，可以看出電壓與穩態變形量呈近似線性增大。

表1 PZT-5H壓電參數

圖4 單一致動壁變形模態

為檢驗單一致動壁的實際壓電特性，對單一致動壁結構進行底端固定、水平方向施加電壓的測試實驗，電壓大小分別選取5 V、10 V、15 V、20 V、25 V、30 V，通過激光干涉儀測試并記錄下單一致動壁的振動位移。為保證實驗數據的準確性，每個電壓下記錄10組數據，結果如圖5所示。

圖5 單一致動壁實驗數據

從圖5中可見，當電壓分別為5 V、10 V、15 V、20 V、25 V、30 V時，其對應的振動位移的平均值分別為16.7 nm，27.1 nm，47.5 nm，60.7 nm，72.1 nm，86.2 nm。記錄下每組數據并繪制圖形，結果如圖6所示。

圖6 單一致動壁仿真、實驗數據對比

由圖6可知，致動壁驅動電壓在0～30 V內，致動壁振動位移隨著驅動電壓的增大而增大，近似呈線性關系。當驅動電壓分別為5 V、10 V、15 V、20 V、25 V、30 V時，測量數據相對于仿真數據偏差分別為1.8 nm，2.7 nm，2.8 nm，1.1 nm，2.5 nm，3.3 nm。在不同電壓下偏差的方差約0.52，在可接受合理范圍，驗證了壓電陶瓷的壓電機理，并為剪切式壓電噴頭多致動壁的研究提供了仿真參數。

3.2 多致動壁結構特性分析

利用對單一致動壁的特性分析，為多致動壁結構特性分析提供仿真參數。在有限元分析軟件COMSOL下建立剪切式壓電噴頭多致動壁結構模型，結構尺寸如圖2(f)所示，材料選擇PZT-5H，材料屬性參數與表1中保持一致。通過固定約束代替實際中的底端固定，通過在側壁表面施加電勢產生的電勢差代替實際中的電壓施加。由于結構模型較規則，選擇自由剖分四面體網格結構，選擇較細化單元尺寸，整體網格數量為53 645。施加電壓需保證相鄰致動壁的電壓大小相等、方向相反，分別選取大小為10 V、20 V、30 V、40 V、50 V、60 V的數據，模擬出的變形模態如圖7所示，其對應的最大穩態變形量依次為14.9 nm、29.8 nm、44.7 nm、59.6 nm、74.6 nm、89.5 nm，由此可知電壓與穩態變形量呈近似線性增大。

圖7 多致動壁變形模態

為檢測電噴頭多致動壁結構的實際壓電特性，對制備的多致動壁結構進行振動位移測試實驗。將多致動壁結構豎直固定在固定裝置上，如圖8所示。施加電壓大小分別選取10 V、20 V、30 V、40 V、50 V、60 V，選用放大倍數為800的KEYENCE VHX-600超景深光學顯微鏡測量相鄰致動壁的振動位移，在電場作用下相鄰致動壁形態如圖8(c)所示。通過對比未加電和加電時拍攝的照片，得到致動壁的相對形變，通過計算得到振動位移。根據測量的數據繪制的圖形如圖9所示。

圖8 剪切式壓電噴頭多致動壁結構測量裝置

圖9 仿真、實驗數據對比圖

由圖9可知，致動壁驅動電壓在0～60 V內，致動壁振動位移隨著驅動電壓的增大而增大，近似呈線性關系。當驅動電壓分別為10 V、20 V、30 V、40 V、50 V、60 V時，測量數據相對于仿真數據的偏差分別為6.4 nm，5.7 nm，4.2 nm，2.9 nm，3.8 nm，3.1 nm。電壓在0～60 V內，實驗與仿真結果平均偏差為4.35 nm，其中最大偏差為6.4 nm，不同電壓下偏差的方差值約為1.67，兩者吻合度達87%。通過上述分析可知多致動壁的驅動電壓在0～60 V內，致動壁位移與驅動電壓呈線性關系，且實驗與仿真結果較接近，為噴頭在實際中的應用提供有力的可行性依據。

4 結束語

針對制備工藝不完善、工藝與特性分析結合不緊密的問題，設計了壓電噴頭的多致動壁結構并探索出了一種改進的制備工藝，通過極化、切割、二次極化、鍍電極和焊線工藝，制備出長、寬、高分別為9.5 mm、70 μm、400 μm的致動壁和液體腔。在有限元分析軟件COMSOL下構建致動壁結構仿真模型并進行測試實驗，仿真和實驗結果吻合度達87%，符合噴墨要求，為剪切式噴頭的研制提供了應用可行性。