磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)設(shè)計與能量采集效能仿真與試驗

胡國良 易 鋒 劉 浩 邵 帥 喻理梵

(華東交通大學(xué)載運(yùn)工具與裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗室， 南昌 330013)

0 引言

磁流變液是一種智能流體，可在磁場作用下發(fā)生磁流變效應(yīng)，即其流變性能隨外部磁場強(qiáng)度的變化而變化[1]。以磁流變液為核心介質(zhì)的磁流變阻尼器(Magnetorheological damper, MRD)是一種半主動控制元件，具有響應(yīng)速度快、阻尼連續(xù)可調(diào)、調(diào)節(jié)范圍寬等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于橋梁建筑、土木工程以及汽車行業(yè)的減振抗震領(lǐng)域[2-3]。

在MRD半主動控制系統(tǒng)中，為充分發(fā)揮MRD的性能，需將狀態(tài)信息輸送給控制策略系統(tǒng)。傳統(tǒng)外置傳感器易受外部磁場、溫度、噪聲等因素影響，使系統(tǒng)的可靠性和穩(wěn)定性降低；外置傳感器增加了系統(tǒng)復(fù)雜度，增大了MRD的安裝空間，系統(tǒng)成本也增加[4-6]。

MRD活塞桿往復(fù)運(yùn)動過程中會產(chǎn)生機(jī)械能，通過磁流變液與缸體間的摩擦損耗而使機(jī)械能浪費(fèi)[7]。另外，在一些特殊場合，如處于偏遠(yuǎn)地區(qū)、因自然災(zāi)害等原因而斷電的便攜設(shè)備，MRD無外部供能設(shè)備使其實(shí)際應(yīng)用受到限制[8]。因此，為使MRD系統(tǒng)能在復(fù)雜環(huán)境中使用，必須保證MRD在突發(fā)情況斷電后還能充分發(fā)揮其阻尼功能。

為進(jìn)一步拓寬MRD在半主動控制系統(tǒng)中的應(yīng)用，不僅需要將相應(yīng)的狀態(tài)信息(位移、速度和加速度等)反饋到控制系統(tǒng)，還需保證在特殊情況下MRD繼續(xù)發(fā)揮其優(yōu)異的阻尼連續(xù)、實(shí)時可調(diào)的減振性能。故近年來功能集成型MRD是MRD系統(tǒng)發(fā)展的主要趨勢[9]。功能集成型MRD是在傳統(tǒng)MRD上集成兩種以上的功能，其中最廣泛和最有發(fā)展?jié)摿Φ氖羌晌灰谱愿袘?yīng)和振動能量采集功能[10-11]。目前，大多數(shù)功能集成型MRD存在集成方式單一、機(jī)械化等不足，造成MRD系統(tǒng)復(fù)雜、安裝體積大、成本高[12-13]。

現(xiàn)有的振動能量采集裝置一般采用壓電式和電磁式，其中電磁式較為常用[14]。電磁式能量采集裝置主要依靠電磁感應(yīng)裝置(Electromagnetic induction, EMI)，工作時MRD與EMI系統(tǒng)相對運(yùn)動，根據(jù)電磁感應(yīng)定律，EMI系統(tǒng)將產(chǎn)生感應(yīng)電壓[15]。通過整流電路和儲能電路可將感應(yīng)電壓儲存，并在MRD斷電時為其供電。目前，振動能量采集型MRD普遍存在能量采集效能低的問題，而影響能量采集效能的主要因素是能量采集裝置的結(jié)構(gòu)。因此需要設(shè)計一種能量采集效能高的振動能量采集裝置，使MRD在斷電時能穩(wěn)定為其供電。

國內(nèi)外學(xué)者在功能集成型MRD上進(jìn)行了許多研究。CHEN等[16]提出一種具有能量采集功能的MRD，并將其用于車輛懸架，仿真結(jié)果表明，在不同隨機(jī)路面激勵下，該MRD可在外部電源斷開時為其供電，并具有良好的減振性能，但沒有試驗數(shù)據(jù)驗證仿真結(jié)果的正確性。LI等[17]提出一種新型能量采集型吸振器，可將MRD的上下振動轉(zhuǎn)換為發(fā)電機(jī)的單向轉(zhuǎn)動，從而提升能量采集效率，并降低外界振動。YU等[18]提出一種集成無線傳感器及能量采集功能的新型磁流變阻尼器，磁流變液流動帶動固定在旋轉(zhuǎn)發(fā)電機(jī)上的扇葉旋轉(zhuǎn)，旋轉(zhuǎn)發(fā)電機(jī)收集電能，同時給無線傳感器供電。BAI等[19]設(shè)計了一種自發(fā)電式磁流變吸振器，其特點(diǎn)在于環(huán)形間隙和滾珠絲杠結(jié)構(gòu)，其中滾珠絲杠結(jié)構(gòu)將旋轉(zhuǎn)的阻尼轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)換成線性的阻尼力。BOGDAN等[20]提出了一種能量采集型磁流變阻尼器，并將其用于半主動控制系統(tǒng)和單自由度的機(jī)械系統(tǒng)中，結(jié)果表明，該阻尼器能實(shí)現(xiàn)能量回收功能，并具有自感應(yīng)功能。胡國良等[21-23]將振動能量采集裝置集成在活塞桿內(nèi)，提出并設(shè)計了一種振動能量采集型磁流變阻尼器，MRD工作時感應(yīng)線圈切割永磁鐵磁場的磁感線，采集的感應(yīng)電壓達(dá)到1.0 V。以上研究拓寬了能量采集型MRD的應(yīng)用范圍，但均存在一定的局限性，如能量采集效能低、系統(tǒng)復(fù)雜、結(jié)構(gòu)體積龐大等。

本文提出并設(shè)計一種集阻尼可控、位移自感應(yīng)和振動能量采集功能于一體的振動能量采集型磁流變阻尼器，并通過仿真和試驗研究分析振動能量采集裝置對能量采集效能的影響。

1 結(jié)構(gòu)及工作原理

圖1為所設(shè)計的位移自感應(yīng)振動能量采集型磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)示意圖。該阻尼器主要由MRD阻尼裝置、位移自感應(yīng)裝置及雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置3部分組成。

圖1 位移自感應(yīng)振動能量采集型磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure schematic of proposed MRD1.雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置 2.位移自感應(yīng)裝置 3.MRD阻尼裝置

MRD阻尼裝置是阻尼器的減振元件，當(dāng)勵磁線圈通入電流時，有效阻尼間隙處的磁流變液產(chǎn)生剪切應(yīng)力，從而使磁流變阻尼器產(chǎn)生輸出阻尼力。通過控制勵磁線圈中電流可實(shí)現(xiàn)對輸出阻尼力的準(zhǔn)確控制，從而減少M(fèi)RD的外部振動。

位移自感應(yīng)裝置相當(dāng)于內(nèi)置的位移傳感器，主要由活塞頭、激勵線圈、繞線缸體、自感應(yīng)線圈及外缸體等組成。自感應(yīng)線圈均勻纏繞于繞線缸體，當(dāng)激勵線圈輸入高頻的交流電時，自感應(yīng)線圈處于變化磁場，故自感應(yīng)線圈會產(chǎn)生與激勵線圈頻率相等的感應(yīng)電壓信號。同時，感應(yīng)電壓信號將反映出活塞桿與繞線缸體之間發(fā)生相對運(yùn)動情況。

雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置是該阻尼器的核心裝置，將MRD工作時產(chǎn)生的振動能量采集并儲存到電路，可在MRD斷電時為勵磁線圈供電，從而使該位移自感應(yīng)振動能量采集型磁流阻尼器可在各種意外條件時繼續(xù)發(fā)揮減振和位移傳感器的作用。

圖2為雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置原理圖，其中3組環(huán)形永磁鐵和4個導(dǎo)磁的隔片共同組成定子，感應(yīng)線圈1、2及繞線架共同組成動子。每組永磁鐵包括4個N35型釹鐵硼永磁鐵；永磁鐵之間通過隔片隔離；永磁鐵和隔片通過固定銷固定于支撐桿。采用不銹鋼的繞線架外表面設(shè)置兩個相同的繞線槽用于纏繞感應(yīng)線圈1、2；感應(yīng)線圈1、2兩相布置，即當(dāng)感應(yīng)線圈1產(chǎn)生正向感應(yīng)電壓時，感應(yīng)線圈2中產(chǎn)生相同大小的負(fù)向感應(yīng)電壓。MRD工作時活塞頭帶動感應(yīng)線圈1、2軸向運(yùn)動，切割永磁鐵激發(fā)的磁力線。根據(jù)電磁感應(yīng)定律，感應(yīng)線圈1、2將產(chǎn)生感應(yīng)電壓，通過整流電路和儲能電路可實(shí)現(xiàn)該感應(yīng)電壓采集。

圖2 雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置原理圖Fig.2 Schematic of vibration energy harvesting device with double induction coil1.套筒 2.感應(yīng)線圈1 3.感應(yīng)線圈2 4.永磁鐵 5.固定銷 6.隔片 7.繞線架

根據(jù)振動能量采集原理，為提高能量采集效能，可增加感應(yīng)線圈的個數(shù)和提高感應(yīng)線圈處的磁感應(yīng)強(qiáng)度。為了研究能量采集效能與感應(yīng)線圈數(shù)量的關(guān)系，在雙感應(yīng)線圈式的基礎(chǔ)上設(shè)計了單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置，結(jié)構(gòu)如圖3所示。單感應(yīng)線圈式結(jié)構(gòu)與雙感應(yīng)線圈式類似，區(qū)別僅在于采用了2組永磁鐵。在不影響感應(yīng)線圈周圍磁場強(qiáng)弱的前提下，這樣不僅使得振動能量采集裝置的軸向尺寸減小，同時減少了永磁鐵的材料費(fèi)用。為提高感應(yīng)線圈處的磁感應(yīng)強(qiáng)度，應(yīng)使磁力線盡可能垂直穿過感應(yīng)線圈，故繞線架的導(dǎo)磁性應(yīng)盡可能弱。為研究振動能量采集效能與繞線架導(dǎo)磁性能的關(guān)系，在采用不銹鋼繞線架(弱導(dǎo)磁性)的基礎(chǔ)上，同時加工了不導(dǎo)磁的PLA繞線架。

圖3 單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure schematic of vibration energy harvesting device with single induction coil1.套筒 2.繞線架 3.感應(yīng)線圈 4.永磁鐵 5.隔層 6.固定銷 7.支撐桿

感應(yīng)線圈采集的感應(yīng)電壓[23]可表示為

(1)

式中N——感應(yīng)線圈匝數(shù)

φg——空氣氣隙磁通量

τ——隔片厚度

t——時間

z——永磁鐵與感應(yīng)線圈之間的相對位移

θ——初始相位角

由式(1)可知，φg、N、τ、θ僅與振動能量采集裝置的結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)，故感應(yīng)電壓與永磁鐵和感應(yīng)線圈之間的相對速度呈線性關(guān)系。

2 能量采集仿真分析

2.1 單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置

由于設(shè)計的振動能量采集裝置是軸對稱結(jié)構(gòu)，在不影響精度條件下取1/2的振動能量采集裝置二維結(jié)構(gòu)模型作為磁場分析對象。首先建立MRD的有限元模型，然后網(wǎng)格劃分、電流激勵及施加磁力線邊界條件，最后通過求解及后處理得到單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置的有限元仿真結(jié)果。

圖4a為單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置的磁力線分布圖。由圖可知，永磁鐵產(chǎn)生的磁力線垂直穿過隔片、空氣氣隙、繞線架、感應(yīng)線圈和套筒，形成閉合回路；永磁鐵與感應(yīng)線圈相對運(yùn)動時使得感應(yīng)線圈切割磁力線，兩組感應(yīng)線圈將產(chǎn)生感應(yīng)電壓。在固定銷、支撐桿和空氣氣隙處有少許漏磁，這是由于永磁鐵的磁場較強(qiáng)，但該部分漏磁對感應(yīng)線圈的磁感應(yīng)強(qiáng)度影響可忽略。圖4b為單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置的磁感應(yīng)強(qiáng)度云圖。由圖可知，磁感應(yīng)強(qiáng)度最大值分布在永磁鐵處；空氣氣隙、繞線架及感應(yīng)線圈處磁感應(yīng)強(qiáng)度較低，這是由于該處均采用弱導(dǎo)磁性材料；永磁鐵處的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.987 T，感應(yīng)線圈處磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.23～0.58 T。

圖4 單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置有限元仿真結(jié)果Fig.4 Finite element analysis of vibration energy harvesting device with single induction coil

圖5 不同路徑磁感應(yīng)強(qiáng)度分布曲線Fig.5 Distribution of magnetic flux density in different paths

建立如圖4所示的感應(yīng)線圈中間路徑path_M和外側(cè)路徑path_O，得到圖5所示的感應(yīng)線圈中間路徑和外側(cè)路徑的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布曲線。其中，中間路徑與外側(cè)路徑的磁感應(yīng)強(qiáng)度與位置的關(guān)系變化趨勢均為先增大后減小，中間路徑和外側(cè)路徑的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.41、0.35 T。通過計算得到感應(yīng)線圈中間路徑和外側(cè)路徑的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度分別為0.29、0.25 T。

對單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集的能量進(jìn)行動態(tài)仿真，位移激勵設(shè)定幅值為7.5 mm、頻率為4 Hz的正弦激勵，得到感應(yīng)電壓如圖6所示。由圖可知，感應(yīng)電壓的頻率和激勵頻率保持一致，感應(yīng)電壓幅值為1.22 V。

圖6 感應(yīng)線圈采集到的感應(yīng)電壓Fig.6 Induced voltage collected by induction coil

圖7 雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置有限元仿真結(jié)果Fig.7 Finite element analysis of vibration energy harvesting device with double induction coil

2.2 雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置

為進(jìn)一步分析振動能量采集裝置的能量采集效能與感應(yīng)線圈個數(shù)的關(guān)系，采用雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置進(jìn)行磁場仿真并與單感應(yīng)線圈式進(jìn)行對比。圖7a為雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置的磁力線分布圖。與圖4a類似，在固定銷和活塞桿處存在部分漏磁，但主磁場仍然作用于感應(yīng)線圈1、2；磁力線幾乎垂直通過感應(yīng)線圈。雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布如圖7b所示。由圖可知，永磁鐵處的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.975 T，感應(yīng)線圈處的磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.11～0.56 T。

圖8 不同路徑磁感應(yīng)強(qiáng)度分布曲線Fig.8 Distribution of magnetic flux density in different paths

同理，分別建立如圖7所示的感應(yīng)線圈1、2處中間路徑path_OM和path_TM、外側(cè)路徑path_WU和path_WD，得到感應(yīng)線圈1、2中間路徑和外側(cè)路徑磁感應(yīng)強(qiáng)度分布曲線如圖8所示。與圖5類似，感應(yīng)線圈1中間路徑與外側(cè)路徑的磁感應(yīng)強(qiáng)度隨位置的增加呈先減小后增大，中間路徑和外側(cè)路徑的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.41、0.34 T。感應(yīng)線圈2中間路徑與外側(cè)路徑的磁感應(yīng)強(qiáng)度隨位置的增加呈先增大后減小，中間路徑和外側(cè)路徑的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.41、0.33 T。通過計算得到感應(yīng)線圈1中間路徑和外側(cè)路徑的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度分別為0.29、0.24 T，感應(yīng)線圈2中間路徑和外側(cè)路徑的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度分別為0.29、0.24 T。對比圖5可知，單、雙感應(yīng)線圈式的磁感應(yīng)強(qiáng)度基本一致。

對雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集到的能量進(jìn)行動態(tài)仿真，位移激勵設(shè)定幅值為7.5 mm、頻率為4 Hz的正弦激勵，得到感應(yīng)線圈1、2采集到的感應(yīng)電壓如圖9所示。與圖6類似，感應(yīng)線圈1、2采集到的感應(yīng)電壓的頻率和激勵頻率保持一致，感應(yīng)線圈1、2采集到的感應(yīng)電壓信號初始相位角差180°；感應(yīng)線圈1、2采集到的感應(yīng)電壓幅值相等，均為1.22 V。綜上所述，雙感應(yīng)線圈式的感應(yīng)線圈1、2采集到的感應(yīng)電壓與單感應(yīng)線圈式采集到的感應(yīng)電壓幾乎相同，故雙感應(yīng)線圈式的采集效能約為單感應(yīng)線圈式2倍。

圖9 感應(yīng)線圈1、2采集到的感應(yīng)電壓Fig.9 Induced voltages collected by induction coil 1 and 2

圖12 不同幅值和頻率下的感應(yīng)電壓變化曲線Fig.12 Induced voltage under different displacement amplitudes and frequencies

3 振動能量采集裝置采集效能測試分析

3.1 性能測試系統(tǒng)

加工的MRD樣機(jī)如圖10所示，同時搭建了振動能量采集裝置性能測試系統(tǒng)，如圖11所示。其中直流電源分別為MRD提供直流電；激振器產(chǎn)生不同類型激勵信號；試驗時將MRD的上下端分別通過夾具固定在試驗臺，設(shè)定激勵信號的幅值和頻率后激振器帶動MRD的活塞頭上下往復(fù)運(yùn)動；激振器上安裝有位移傳感器(LVDT)和壓力傳感器，壓力傳感器信號直接傳輸?shù)接嬎銠C(jī)控制端，位移信號和感應(yīng)電壓信號通過采集卡傳輸?shù)接嬎銠C(jī)信號采集系統(tǒng)。

圖10 自感應(yīng)振動能量采集型磁流變阻尼器樣機(jī)Fig.10 Prototype of proposed MRD

3.2 單感應(yīng)線圈式

將單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置安裝于振動試驗臺上進(jìn)行振動能量采集試驗，分別設(shè)定正弦位移激勵幅值為2.5、5.0、7.5 mm，頻率設(shè)置為1、2、3、4 Hz，并通過采集卡將感應(yīng)電壓采集到計算機(jī)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，得到不同幅值和頻率下的感應(yīng)電壓變化曲線如圖12所示。由圖12可知，單感應(yīng)線圈式采集到的感應(yīng)電壓呈現(xiàn)正弦曲線，感應(yīng)電壓頻率和激勵頻率保持一致，且感應(yīng)電壓隨激勵頻率的增大而增大。

根據(jù)圖12的感應(yīng)電壓分布，建立不同幅值下感應(yīng)電壓幅值隨頻率變化曲線如圖13所示。由圖13可知，當(dāng)激勵頻率固定時，感應(yīng)電壓幅值隨激勵幅值的增加而增加；當(dāng)激勵幅值固定時，感應(yīng)電壓幅值隨激勵頻率的增加而線性增加，這與式(1)中感應(yīng)電壓與相對速度線性關(guān)系相一致。

圖13 不同幅值下感應(yīng)電壓幅值隨頻率變化曲線Fig.13 Induced voltage with frequency under different displacement amplitudes

圖15 不同幅值和頻率下的感應(yīng)電壓變化曲線Fig.15 Induced voltage under different displacement amplitudes and frequencies

當(dāng)激勵幅值為7.5 mm，頻率分別為1、2、3、4 Hz時，感應(yīng)電壓幅值的試驗值和仿真值如圖14所示。當(dāng)激勵幅值為7.5 mm、頻率為4 Hz時，單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集的感應(yīng)電壓幅值為1.342 V；感應(yīng)電壓幅值的試驗值與仿真值幾乎相等；當(dāng)激勵頻率較小時，兩者幾乎沒有誤差，當(dāng)激勵頻率為4 Hz時，兩者最大偏差僅為5.58%，并不影響單感應(yīng)線圈式能量采集裝置的采集效能。單感應(yīng)線圈式的最大能量采集功率計算式為

圖14 感應(yīng)電壓幅值仿真值與試驗值對比Fig.14 Comparison of induced voltage between simulation and experimental tests

(2)

式中P——能量采集功率，W

U——感應(yīng)電壓，V

R——感應(yīng)線圈電阻，取2.1 Ω

計算得P為0.86 W。

3.3 雙感應(yīng)線圈式

為方便進(jìn)行感應(yīng)電壓的信息采集，將感應(yīng)線圈1的負(fù)向與感應(yīng)線圈2的正向相連。分別設(shè)定正弦位移激勵幅值為2.5、5.0、7.5 mm，頻率設(shè)置為1、2、3、4 Hz，得到不同幅值和頻率下的感應(yīng)電壓變化曲線如圖15所示。與圖12所示單感應(yīng)線圈式采集到的感應(yīng)電壓變化規(guī)律類似，感應(yīng)電壓的頻率和激勵頻率保持一致，且感應(yīng)電壓隨激勵頻率的增大而增大。

圖16為不同幅值下感應(yīng)電壓幅值隨頻率的變化曲線。當(dāng)激勵頻率固定時，感應(yīng)電壓幅值隨激勵幅值的增加而增加；當(dāng)激勵幅值固定時，感應(yīng)電壓幅值與激勵頻率的增加而線性增加。

圖16 不同幅值下感應(yīng)電壓幅值隨頻率變化曲線Fig.16 Induced voltage amplitudes with frequency under different displacement amplitudes

當(dāng)激勵幅值為7.5 mm，頻率分別為1、2、3、4 Hz時，將試驗所得的正、負(fù)向感應(yīng)電壓幅值取平均值得到感應(yīng)電壓幅值，并與仿真所得感應(yīng)電壓幅值進(jìn)行對比，結(jié)果如圖17所示。與圖14類似，激勵幅值為7.5 mm、頻率為4 Hz時，雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集的感應(yīng)電壓幅值為2.512 V；激勵頻率為4 Hz時，試驗和仿真值最大偏差僅為2.65%。利用式(2)計算得到雙感應(yīng)線圈式的能量采集功率為1.5 W，為單感應(yīng)線圈式的1.74倍。

圖17 感應(yīng)電壓幅值的仿真值與試驗值對比Fig.17 Comparison of induced voltage between simulation and experimental tests

圖19 不同幅值和頻率下的感應(yīng)電壓變化曲線Fig.19 Induced voltage under different displacement amplitudes and frequencies

綜上所述，與單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置相比，雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集的平均感應(yīng)電壓幅值約為其2倍，說明增加感應(yīng)線圈數(shù)量將成倍增加感應(yīng)電壓幅值。但增加感應(yīng)線圈數(shù)量同時也增加了振動能量采集裝置的軸向尺寸和質(zhì)量，使得多感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置很難安裝在尺寸受限和移動式系統(tǒng)中。故在設(shè)計振動能量采集裝置時需綜合考慮采集的電能(感應(yīng)電壓)及其適用場合，如結(jié)構(gòu)尺寸、安裝空間和質(zhì)量等。

3.4 繞線架導(dǎo)磁性能對能量采集效能的影響

加工的不導(dǎo)磁PLA繞線架和弱導(dǎo)磁性不銹鋼繞線架如圖18所示，用于分析繞線架導(dǎo)磁性能對能量采集效能的影響。將PLA繞線架裝配到雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置中，并在振動試驗臺上進(jìn)行振動能量采集試驗。分別設(shè)定正弦位移激勵幅值為2.5、5.0、7.5 mm，頻率設(shè)置為1、2、3、4 Hz，得到不同幅值和頻率下的感應(yīng)電壓時間曲線如圖19所示。與圖15所示低導(dǎo)磁性的不銹鋼繞線架類似，采用PLA繞線架的振動能量采集裝置采集的感應(yīng)電壓頻率和激勵頻率保持一致，且感應(yīng)電壓隨著激勵頻率的增大而增大。

圖18 不同導(dǎo)磁性的繞線架Fig.18 Prototype of winding frame with different magnetic conductivities

同理，在幅值為7.5 mm、頻率為4 Hz的正弦位移激勵下，得到采用PLA和不銹鋼繞線架的感應(yīng)電壓幅值如圖20所示。由圖可知，采用PLA繞線架采集到的感應(yīng)電壓幅值與采用不銹鋼繞線架采集到的感應(yīng)電壓幅值變化規(guī)律一致；在相同位移下，隨著頻率的增加，兩者的感應(yīng)電壓幅值幾乎相同，說明弱導(dǎo)磁性與不導(dǎo)磁繞線架的能量采集效能幾乎相同。

圖20 不銹鋼與PLA繞線架的感應(yīng)電壓幅值對比Fig.20 Comparison of induced voltage amplitude between stainless steel and PLA winding frame

4 結(jié)論

(1)振動能量采集裝置采集的感應(yīng)電壓隨激勵頻率的增加而線性增加。位移激勵幅值7.5 mm、頻率4 Hz時，雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集的感應(yīng)電壓幅值為2.512 V、能量采集功率為1.5 W，而單感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集的感應(yīng)電壓幅值為1.342 V、能量采集功率為0.86 W，說明雙感應(yīng)線圈式的能量采集效能約為單感應(yīng)線圈式的2倍。

(2)采用PLA繞線架的雙感應(yīng)線圈式振動能量采集裝置采集到的感應(yīng)電壓幅值與采用不銹鋼繞線架的感應(yīng)電壓幅值幾乎相同，說明弱導(dǎo)磁性繞線架與不導(dǎo)磁繞線架的能量采集效能幾乎相同。

(3)所設(shè)計的磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)緊湊、安裝尺寸小，具有振動能量采集效能高的優(yōu)點(diǎn)。