水膜壓力監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)非接觸供電耦合機(jī)構(gòu)研究

趙一帆, 王楠, 張楠, 江帆, 岳曉奎

(1. 陜西理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,陜西漢中 723001;2. 陜西省工業(yè)自動(dòng)化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西漢中 723001;3. 西北工業(yè)大學(xué) 航天飛行動(dòng)力學(xué)技術(shù)國(guó)家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 712000)

水膜壓力是水潤(rùn)滑軸承的重要參數(shù)之一,對(duì)水膜壓力的深入研究可以得到軸承承載能力等重要特性[1]。傳統(tǒng)水膜壓力的測(cè)試主要采用有線測(cè)試方法,無(wú)法獲得連續(xù)水膜壓力分布。為獲得連續(xù)水膜壓力分布以及實(shí)時(shí)在線監(jiān)測(cè)軸承運(yùn)行狀況,歐陽(yáng)武[2]與王楠等[3]提出了一種無(wú)線測(cè)試方法進(jìn)行水膜壓力的測(cè)試,但由于水膜壓力無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)隨軸旋轉(zhuǎn),因而對(duì)其持續(xù)供電問(wèn)題亟待解決。

針對(duì)此類旋轉(zhuǎn)設(shè)備供電問(wèn)題,解決方法大致可分為電池供電、環(huán)境能量收集供電以及電磁感應(yīng)式非接觸供電等。由于電池電量有限,電量耗盡需停機(jī)更換電池,不能滿足在線監(jiān)測(cè)需要,且電池更換費(fèi)時(shí)費(fèi)力。為此,戚天博等[4]提出了一種基于稀土永磁發(fā)電機(jī)的旋轉(zhuǎn)能量收集方法,通過(guò)導(dǎo)電滑環(huán)解決了水膜壓力無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)供電問(wèn)題,但該方法受轉(zhuǎn)速影響,且使用導(dǎo)電滑環(huán)可能會(huì)因摩擦磨損引起火花放電,甚至引發(fā)不安全事故。王方哲等[5]針對(duì)滾動(dòng)軸承內(nèi)圈溫度無(wú)線監(jiān)測(cè)中嵌入式測(cè)試系統(tǒng)供電問(wèn)題,使用了感應(yīng)式非接觸供電的方法,在不改變軸承轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的情況下解決了其電能供應(yīng)問(wèn)題,但未對(duì)非接觸供電系統(tǒng)輸出功率及效率進(jìn)行分析。

在非接觸供電技術(shù)應(yīng)用方面,根據(jù)應(yīng)用場(chǎng)合的不同可分為靜止式、滑動(dòng)式和旋轉(zhuǎn)式。目前,靜止式已廣泛應(yīng)用于手機(jī)、電動(dòng)牙刷等小功率消費(fèi)電子產(chǎn)品中[6];滑動(dòng)式由于其原、副邊線圈可以相對(duì)移動(dòng)的特性在交通運(yùn)輸領(lǐng)域應(yīng)用較多,如電動(dòng)汽車、軌道交通等[7-10];旋轉(zhuǎn)式由于旋轉(zhuǎn)設(shè)備應(yīng)用場(chǎng)合特殊性的限制,相關(guān)的研究較少,但由于非接觸供電原、副邊線圈之間無(wú)物理導(dǎo)線連接,旋轉(zhuǎn)時(shí)無(wú)摩擦、無(wú)火花放電的特點(diǎn)使其主要應(yīng)用在導(dǎo)向鉆井[11-12]、航天器[13-14]及醫(yī)療設(shè)備[15]等場(chǎng)合。

綜上所述,感應(yīng)式非接觸供電具有安全、供電便捷且可持續(xù)供電的優(yōu)點(diǎn)。本文針對(duì)水潤(rùn)滑軸承水膜壓力無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)能量供應(yīng)問(wèn)題,提出了一種旋轉(zhuǎn)工況下非接觸供電方法,以此實(shí)現(xiàn)靜止側(cè)向旋轉(zhuǎn)側(cè)無(wú)線監(jiān)測(cè)設(shè)備的無(wú)線電能傳輸,能夠有效解決水膜壓力無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)持續(xù)供電困難問(wèn)題。

1 監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)非接觸供電方法

1.1 總體描述

水潤(rùn)滑軸承水膜壓力試驗(yàn)臺(tái)如圖1所示,其中水膜壓力傳感器位于軸承端部,通過(guò)導(dǎo)流孔采集水膜壓力信號(hào)并傳遞至無(wú)線發(fā)送裝置內(nèi)部,經(jīng)信號(hào)處理后通過(guò)無(wú)線節(jié)點(diǎn)發(fā)送至無(wú)線傳感接收設(shè)備,最終傳遞至上位機(jī)軟件進(jìn)行監(jiān)測(cè)。因此,水膜壓力無(wú)線傳感節(jié)點(diǎn)供電問(wèn)題的解決是整個(gè)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的關(guān)鍵。

針對(duì)無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)的供電困難問(wèn)題,本文擬采用非接觸供電的方法予以解決,非接觸供電方法如圖2所示,非接觸供電耦合機(jī)構(gòu)位于軸承端部與節(jié)點(diǎn)連接。整體系統(tǒng)如圖3所示,該系統(tǒng)以無(wú)線供電耦合機(jī)構(gòu)為核心,使用直流電源供電。

圖2 無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)非接觸供電方法Fig.2 Contactless power supply method for wireless monitoring node

圖3 非接觸供電系統(tǒng)Fig.3 Contactless power supply system

為保證接收側(cè)感應(yīng)足夠的感應(yīng)電動(dòng)勢(shì),采用高頻逆變技術(shù)將直流電逆變?yōu)楦哳l交流電并接入原邊線圈,副邊線圈經(jīng)交變磁場(chǎng)感應(yīng)到同頻的感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)后經(jīng)AC-DC-DC處理后向無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)供電。同時(shí),為降低系統(tǒng)無(wú)功損耗,提高系統(tǒng)傳輸功率,在原、副邊線圈兩側(cè)加入諧振補(bǔ)償電容進(jìn)行無(wú)功補(bǔ)償。

1.2 耦合機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)及安裝方案

耦合機(jī)構(gòu)作為該非接觸供電系統(tǒng)核心,其安全穩(wěn)定的運(yùn)行是保證系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵。水膜壓力無(wú)線監(jiān)測(cè)過(guò)程中由于無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)需隨軸旋轉(zhuǎn),為保證耦合機(jī)構(gòu)穩(wěn)定運(yùn)行,避免導(dǎo)線纏繞甚至絞斷,耦合機(jī)構(gòu)發(fā)送側(cè)與接收側(cè)需在相對(duì)旋轉(zhuǎn)的前提下具有良好的耦合性能。

為此,采用同軸螺線管線圈作為非接觸供電線圈,并根據(jù)水潤(rùn)滑軸承試驗(yàn)臺(tái)實(shí)際尺寸設(shè)計(jì)非接觸供電耦合機(jī)構(gòu)如圖4所示。

圖4 非接觸供電耦合機(jī)構(gòu)Fig.4 Coupling mechanisms of contactless power supply

其中,耦合機(jī)構(gòu)兩側(cè)線圈均采用線徑為1 mm、匝數(shù)為23的漆包線,并通過(guò)3D打印技術(shù)打印線圈骨架。

無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)非接觸供電方法見(jiàn)圖2,為著重表示該耦合機(jī)構(gòu)安裝位置及非接觸供電方法,該示意圖省略了實(shí)際水潤(rùn)滑軸承水膜壓力試驗(yàn)臺(tái)供水系統(tǒng)、電磁加載裝置、水膜壓力傳感器等細(xì)節(jié)。水膜壓力無(wú)線監(jiān)測(cè)及耦合機(jī)構(gòu)安裝方案描述如下:在水潤(rùn)滑軸承水膜壓力的在線監(jiān)測(cè)中,主軸高速旋轉(zhuǎn),水膜壓力傳感器將監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)通過(guò)主軸穿線孔接入無(wú)線傳感發(fā)射裝置內(nèi)部調(diào)理電路,通過(guò)無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)發(fā)送數(shù)據(jù)至無(wú)線接收設(shè)備,其中無(wú)線傳感發(fā)送裝置位于試驗(yàn)臺(tái)端部通過(guò)鎖緊螺母與主軸連接;為保證耦合機(jī)構(gòu)原、副邊能夠相對(duì)旋轉(zhuǎn),將耦合機(jī)構(gòu)原邊骨架固定在試驗(yàn)臺(tái)底座,副邊骨架通過(guò)螺栓與無(wú)線傳感發(fā)射裝置端蓋連接,其導(dǎo)線由副邊骨架槽孔引出,通過(guò)端蓋中心孔連接至無(wú)線發(fā)送裝置內(nèi)部無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn),使之與無(wú)線傳感發(fā)送設(shè)備同步旋轉(zhuǎn),實(shí)現(xiàn)電能的非接觸傳輸。

2 耦合機(jī)構(gòu)建模及特性分析

2.1 互感等效電路模型建立

針對(duì)非接觸供電耦合機(jī)構(gòu)建立互感等效電路模型如圖5所示,其中ω=2πf;RLp、RLs和RL分別為原、副邊線圈內(nèi)阻和負(fù)載;原、副邊線圈自感互感分別由Lp、Ls和M表示。

圖5 耦合機(jī)構(gòu)互感等效電路模型Fig.5 Reciprocal inductance equivalent circuit model of coupling mechanisms

對(duì)其建立式(1)磁通鏈方程

(1)

由式(1)可得到式(2)所示原、副邊線圈電流

(2)

推導(dǎo)出式(3)所示電壓平衡方程

(3)

通過(guò)建立耦合機(jī)構(gòu)互感等效電路模型可知,耦合機(jī)構(gòu)輸出電壓及電流與原、副邊線圈自感和互感直接相關(guān)。非接觸供電耦合機(jī)構(gòu)通?？煽醋鳛樗神詈献儔浩?其耦合性能由耦合系數(shù)k所表征

(4)

耦合系數(shù)越接近1表明耦合性能越好,而松耦合變壓器耦合系數(shù)一般小于0.9。

2.2 耦合機(jī)構(gòu)特性分析

耦合機(jī)構(gòu)作為該非接觸供電系統(tǒng)的核心,分析已定結(jié)構(gòu)下耦合機(jī)構(gòu)原、副邊軸向相對(duì)位置在何處時(shí)耦合性能最佳,且旋轉(zhuǎn)工況下偏心產(chǎn)生的徑向位移對(duì)耦合機(jī)構(gòu)性能的影響尤為重要。

為直觀看出原、副邊線圈軸向相對(duì)位置不同時(shí)的耦合情況,通過(guò)Maxwell有限元仿真軟件建立RZ坐標(biāo)下耦合機(jī)構(gòu)線圈模型,并對(duì)副邊線圈在四種軸向位移(軸向相對(duì)位置)情況下的磁感應(yīng)強(qiáng)度及磁感線分布進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖6所示。其中,磁感強(qiáng)度分布云圖外、內(nèi)側(cè)分別為RZ坐標(biāo)系下原、副邊線圈,紅色越深表明磁感應(yīng)強(qiáng)度越強(qiáng),藍(lán)色部分則相反。

圖6 軸向位移下磁感強(qiáng)度及磁感線分布Fig.6 Distribution of magnetic inductance intensity and magnetic inductance line under axial displacement

結(jié)合磁感線分布對(duì)比發(fā)現(xiàn):在4種軸向位移情況下位移量為零時(shí)磁感應(yīng)強(qiáng)度最強(qiáng),且絕大部分磁感線穿過(guò)副邊線圈并與之交鏈,而隨著軸向相對(duì)位置的增大,磁感應(yīng)強(qiáng)度及原、副邊線圈交鏈的磁感線越來(lái)越少。

為進(jìn)一步分析耦合機(jī)構(gòu)原、副邊軸向相對(duì)位置量為何值時(shí)耦合性能最強(qiáng),還需計(jì)算互感、漏感及耦合系數(shù)在不同相對(duì)位置下的變化情況。為此,通過(guò)參數(shù)化掃描計(jì)算得到軸向相對(duì)位置在0～90 mm范圍內(nèi)的互感、漏感及耦合系數(shù)變化曲線,如圖7所示。參數(shù)化掃描計(jì)算結(jié)果表明:該耦合機(jī)構(gòu)互感及耦合系數(shù)變化與軸向相對(duì)位置變化成反比,漏感變化與軸向相對(duì)位置變化成正比,即耦合機(jī)構(gòu)原、副邊軸向相對(duì)位置為零時(shí)漏感最少,互感及耦合系數(shù)最大。

圖7 軸向位移下互感、漏感及耦合系數(shù)變化Fig.7 Change of mutual inductance, leakage inductance and coupling coefficient under axial displacement

綜上分析結(jié)果表明:該耦合機(jī)構(gòu)原、副邊軸向相對(duì)位置為零時(shí)耦合性能最好,此時(shí)耦合系數(shù)為0.61。

由于耦合機(jī)構(gòu)副邊部分需隨主軸同步旋轉(zhuǎn),為保證系統(tǒng)穩(wěn)定性,還需考慮主軸旋轉(zhuǎn)過(guò)程中偏心對(duì)耦合性能的影響。為此,通過(guò)徑向偏移變化模擬旋轉(zhuǎn)時(shí)偏心量對(duì)耦合性能的影響,利用參數(shù)化掃描計(jì)算得到0～10 mm范圍內(nèi)耦合機(jī)構(gòu)徑向偏移變化下的互感、漏感及耦合系數(shù)變化曲線,如圖8所示。圖8變化曲線表明:在軸向相對(duì)位置為零的條件下,漏感隨徑向偏移量的增加呈緩慢減少趨勢(shì),而互感及耦合系數(shù)呈緩慢增加趨勢(shì),耦合性能在徑向偏移作用下反而有所增強(qiáng)。但實(shí)際水潤(rùn)滑軸承主軸旋轉(zhuǎn)時(shí)偏心所產(chǎn)生的徑向偏移在0.3 mm以內(nèi),從圖8中可以看出在此偏移范圍內(nèi)各項(xiàng)參數(shù)波動(dòng)較小,表明該耦合機(jī)構(gòu)在偏心作用下具有較好的工作穩(wěn)定性。

3 諧振補(bǔ)償及參數(shù)設(shè)計(jì)

為提升系統(tǒng)傳輸功率及效率還需對(duì)原、副邊電路無(wú)功功率進(jìn)行補(bǔ)償。由于系統(tǒng)使用電壓源供電,故選用電壓型諧振補(bǔ)償拓?fù)?其基本補(bǔ)償拓?fù)淇煞譃镾S型(串-串)和SP型(串-并),即原邊線圈串聯(lián)電容Cp,副邊線圈串聯(lián)或并聯(lián)補(bǔ)償電容Cs,如圖9所示。

圖9 兩種基本補(bǔ)償拓?fù)銯ig.9 Two basic compensation topologies

假設(shè)系統(tǒng)補(bǔ)償網(wǎng)絡(luò)輸入正弦交流電壓為Uin,對(duì)圖9a)SS型諧振補(bǔ)償建立KVL方程為

(5)

SS型補(bǔ)償拓?fù)渲C振電容可由式(6)計(jì)算,即

(6)

結(jié)合式(4),推導(dǎo)出SS型補(bǔ)償拓?fù)漭敵龉β蕿?/p>

(7)

對(duì)圖9b)SP型諧振補(bǔ)償同理建立KVL方程

(8)

SP型補(bǔ)償拓?fù)渲C振電容可由式(9)計(jì)算,即

(9)

同理,結(jié)合式(4)推導(dǎo)出SP型補(bǔ)償拓?fù)漭敵龉β蕿?/p>

(10)

ω2(Ls+CsRLsRL)2。

為比較不同補(bǔ)償方式下對(duì)系統(tǒng)輸出功率及輸出效率,通過(guò)Maxwell與Simplorer仿真軟件進(jìn)行耦合機(jī)構(gòu)與外電路的聯(lián)合仿真,仿真參數(shù)如表1所示。

表1 聯(lián)合仿真參數(shù)值Tab.1 Co-simulation parameter values

聯(lián)合仿真結(jié)果如圖10所示,從圖中可以看出無(wú)補(bǔ)償下系統(tǒng)輸出功率較低,計(jì)算其平均功率僅為2.255 W,無(wú)法滿足節(jié)點(diǎn)供電需要。加入補(bǔ)償拓?fù)浜髮?duì)比SS和SP兩種補(bǔ)償拓?fù)渎?lián)合仿真下輸出功率和效率,計(jì)算結(jié)果如下:兩種補(bǔ)償拓?fù)湎孪到y(tǒng)輸出平均功率分別為24.350 W和10.519 W,電能傳輸效率計(jì)算結(jié)果分別為40.1%和53.79%,表明加入補(bǔ)償后該耦合機(jī)構(gòu)可以滿足供電需要,且SP補(bǔ)償下輸出功率較SS補(bǔ)償輸出功率低,但傳輸效率更高。因此,在輸出功率滿足節(jié)點(diǎn)供電的前提下優(yōu)先選用效率更高的SP補(bǔ)償拓?fù)渥鳛橄到y(tǒng)的補(bǔ)償拓?fù)洹?/p>

圖10 兩種基本補(bǔ)償拓?fù)浼盁o(wú)補(bǔ)償下輸出功率Fig.10 Two basic compensation topologies and output power without compensation

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證理論及仿真結(jié)果,根據(jù)圖11所示耦合機(jī)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)框圖,搭建了如圖12所示的耦合機(jī)構(gòu)測(cè)試試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)。

圖11 耦合機(jī)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.11 Coupling mechanism test system

圖12 耦合機(jī)構(gòu)測(cè)試試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.12 Test site of coupling mechanism

由于耦合機(jī)構(gòu)的分析研究需要穩(wěn)定的輸入電壓及頻率以測(cè)試其輸出特性,為此,試驗(yàn)采用信號(hào)發(fā)生器與功率放大模塊代替本文2.1所述高頻逆變部分,由信號(hào)發(fā)生器產(chǎn)生高頻正弦交流信號(hào),經(jīng)功率放大模塊放大后向耦合機(jī)構(gòu)原邊線圈恒壓供電。同時(shí),研究過(guò)程中對(duì)該測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行了標(biāo)定試驗(yàn)以確定其輸入—輸出關(guān)系。試驗(yàn)在0～15 V交流有效值輸入范圍內(nèi)通過(guò)ZDS2014數(shù)字示波器測(cè)試系統(tǒng)輸出電壓有效值并記錄,測(cè)試結(jié)果采用最小二乘法擬合得到圖13所示標(biāo)定曲線?？梢钥闯?系統(tǒng)試驗(yàn)值與標(biāo)定曲線偏差較小,計(jì)算得到其最大偏差為0.412 9 V,偏差平方和為0.348 4 V,表明標(biāo)定結(jié)果準(zhǔn)確,且系統(tǒng)線性度較好。

圖13 測(cè)試系統(tǒng)標(biāo)定曲線Fig.13 Calibration curve of test system

為計(jì)算試驗(yàn)系統(tǒng)相關(guān)參數(shù),需測(cè)試耦合機(jī)構(gòu)在耦合性能最佳時(shí)的電感及電阻值。為此,還需試驗(yàn)驗(yàn)證耦合機(jī)構(gòu)原、副邊相對(duì)位置是否在零位置下耦合性能最佳,故在耦合機(jī)構(gòu)原、副邊徑向偏移量為零時(shí),測(cè)試原邊線圈在輸入正弦交流電壓有效值為15V、頻率為20 kHz條件下副邊感應(yīng)同頻交流電壓有效值隨軸向位置的變化情況如圖14所示。

圖14 耦合機(jī)構(gòu)軸向相對(duì)位置變化下輸出電壓有效值Fig.14 RMS values of output voltage when the axial relative position of coupling mechanisms changes

結(jié)果表明:隨軸向相對(duì)位置的增大,耦合機(jī)構(gòu)輸出電壓有效值在逐漸減小且向0趨近,相對(duì)位置為零時(shí)輸出電壓有效值達(dá)到最大,其值為6.97 V,此時(shí)耦合機(jī)構(gòu)耦合性能最佳,試驗(yàn)分析與仿真結(jié)論相同。

經(jīng)測(cè)量及計(jì)算系統(tǒng)試驗(yàn)參數(shù)值如表2所示。根據(jù)試驗(yàn)參數(shù)搭建SP補(bǔ)償拓?fù)潆娐凡⑦M(jìn)行測(cè)試,其中補(bǔ)償電容選用CBB22金屬化聚丙烯膜電容,電流傳感器選用WCS1 800霍爾電流傳感器,其靈敏度為66 mV/A。數(shù)字示波器雙通道同時(shí)測(cè)試負(fù)載端電壓及電流傳感器輸出電壓。

表2 試驗(yàn)系統(tǒng)參數(shù)值Tab.2 Parameter values of test system

負(fù)載電流值由電流傳感器輸出電壓數(shù)據(jù)計(jì)算得到,測(cè)試結(jié)果如圖15所示。經(jīng)計(jì)算,負(fù)載端輸出功率為10.332 W,非接觸供電效率為69.84%。輸出功率與仿真誤差僅為1.81%,但傳輸效率高于仿真值,誤差為22.98%,其原因在于手工纏繞線圈導(dǎo)致實(shí)際線圈互感值略高于仿真值,進(jìn)而導(dǎo)致傳輸效率試驗(yàn)值高于仿真值。驗(yàn)證了該耦合機(jī)構(gòu)在SP補(bǔ)償下向無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)非接觸供電的可行性與準(zhǔn)確性。

圖15 SP補(bǔ)償下的負(fù)載端電壓電流波形Fig.15 Voltage and current waveform of load terminal under SP compensation

5 結(jié)論

本文針對(duì)水膜壓力無(wú)線監(jiān)測(cè)節(jié)點(diǎn)處于旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下供電困難問(wèn)題提出了一種非接觸供電方法,并結(jié)合試驗(yàn)臺(tái)實(shí)際尺寸設(shè)計(jì)了非接觸供電耦合機(jī)構(gòu)。通過(guò)仿真及試驗(yàn)驗(yàn)證得,該耦合機(jī)構(gòu)原、副邊在軸向相對(duì)位置為零時(shí)耦合性能最佳,且在徑向偏心下具有較好的穩(wěn)定性;并且,綜合考慮功率及效率優(yōu)先選用SP補(bǔ)償拓?fù)渥鳛橄到y(tǒng)補(bǔ)償拓?fù)?最終測(cè)得其平均輸出功率為10.332 W,傳輸效率為69.84%,證明該耦合機(jī)構(gòu)經(jīng)SP補(bǔ)償后能夠滿足無(wú)線節(jié)點(diǎn)非接觸供電需要。在后續(xù)研究中還需對(duì)耦合機(jī)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化以提升系統(tǒng)電能傳輸效率。