引信氣流激振壓電發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

鄒華杰， 張江華， 陳荷娟， 王澤平

(1.常州機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 常州 213164；2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

引信氣流激振壓電發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

鄒華杰1,2， 張江華1， 陳荷娟2， 王澤平1

(1.常州機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 常州 213164；2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

滿(mǎn)足引信用小型振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)氣流致振發(fā)電要求，解決穩(wěn)定激振力的問(wèn)題，控制結(jié)構(gòu)敏感參數(shù)是一種有效方法。通過(guò)模擬吹風(fēng)實(shí)驗(yàn)，分析氣流致聲激振機(jī)構(gòu)的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)激振力的影響規(guī)律。結(jié)果表明，不同共振腔長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的激振力幅值與入流速度近似呈現(xiàn)線(xiàn)性增大趨勢(shì)，且長(zhǎng)度越大其斜率越小，反之亦然，噴口到共振腔的間距和噴口環(huán)隙對(duì)激振力幅值的影響較復(fù)雜，過(guò)大或過(guò)小都會(huì)使得激振力幅值較小甚至沒(méi)有波形產(chǎn)生；共振腔長(zhǎng)度是影響激振力頻率的主要因數(shù)，頻率隨長(zhǎng)度的增大而變小，呈現(xiàn)反比關(guān)系，噴口到共振腔的間距和噴口環(huán)隙對(duì)頻率的影響較小。因此，對(duì)于高速氣流，短共振腔可以獲得較大幅值的高頻穩(wěn)定激振力，以及需合理控制噴口到共振腔的間距和噴口環(huán)隙使得激振力幅值較大。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 引信； 氣流致聲； 壓電發(fā)電機(jī)； 激振力

0 引言

隨著彈藥?kù)`巧化和智能化的發(fā)展趨勢(shì)，各種復(fù)雜微電子應(yīng)用系統(tǒng)也需要持續(xù)自供電或作為其他能源的補(bǔ)充電源，越來(lái)越需要電磁兼容性好的小型物理電源。引信用氣流激振壓電發(fā)電機(jī)[1]是一種利用彈丸飛行過(guò)程中的迎面氣流激勵(lì)壓電換能器振動(dòng)而發(fā)電的引信物理電源，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單且沒(méi)有活動(dòng)部件等特點(diǎn)。因此，如果能夠通過(guò)提高壓電發(fā)電機(jī)的驅(qū)動(dòng)性能來(lái)增加其輸出功率，將具有極大的應(yīng)用前景。

關(guān)于這類(lèi)氣流激振壓電發(fā)電機(jī)，國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了相關(guān)研究。李映平等[1]對(duì)振動(dòng)式壓電換能機(jī)理、壓電換能器的固有頻率以及振動(dòng)壓電發(fā)電的原理性實(shí)驗(yàn)等進(jìn)行了相關(guān)的研究。黎暉等[2]對(duì)這種氣流激振壓電發(fā)電機(jī)的壓電片和諧振腔的固有頻率進(jìn)行了推導(dǎo)。雷軍命等[3]在文獻(xiàn)[1]的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了直徑為34 mm的換能器，研究了壓電振子的諧振特性，對(duì)氣流激振壓電發(fā)電機(jī)的輸出電壓和輸出功率進(jìn)行了簡(jiǎn)單實(shí)驗(yàn)研究。徐偉等[4]結(jié)合微機(jī)電(MEMS)技術(shù)提出了一種引信用MEMS氣流諧振壓電發(fā)電機(jī)，并通過(guò)流體- 固體耦合分析和壓電仿真分析，對(duì)壓電片的振動(dòng)位移響應(yīng)以及發(fā)電機(jī)的輸出電壓進(jìn)行了研究。何鵬[5]設(shè)計(jì)了具有氣流調(diào)節(jié)功能的進(jìn)氣口，并對(duì)迎面氣流進(jìn)入管內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行了分析。在文獻(xiàn)[5]的基礎(chǔ)上，鄒華杰等[6]注重于氣流致聲激振過(guò)程，設(shè)計(jì)了一個(gè)基于環(huán)形噴嘴—共振腔結(jié)構(gòu)的氣流致聲激振機(jī)構(gòu)，并通過(guò)數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)對(duì)其氣流致聲激勵(lì)特性進(jìn)行了研究，結(jié)果表明由于共振腔內(nèi)駐波聲場(chǎng)的存在，使得激振力呈穩(wěn)定正弦振動(dòng)。在文獻(xiàn)[6]的基礎(chǔ)上，Li[7]對(duì)噴注流場(chǎng)中旋渦脫落過(guò)程進(jìn)行了分析。鄒華杰等[8]對(duì)發(fā)電機(jī)中聲管固定方法進(jìn)行了分析。根據(jù)“頻率泵浦”設(shè)計(jì)思想[9]，Zou等[10]設(shè)計(jì)了小型氣流致聲激振壓電發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)，并對(duì)其激振力以及電輸出特性進(jìn)行了研究，結(jié)果表明激振力與輸出電壓幅值成正比，且頻率一致，該發(fā)電機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、體積小、振動(dòng)頻率高且沒(méi)有活動(dòng)部件等特點(diǎn)，適合小口徑彈引信彈載物理電源。以上文獻(xiàn)都是針對(duì)這種氣流激振壓電發(fā)電機(jī)的氣流激振機(jī)理以及壓電換能進(jìn)行的研究，關(guān)于結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)激振力特性影響方面卻鮮有相關(guān)的研究報(bào)告。

結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)共振腔內(nèi)駐波共振特性起決定性作用，影響激振力的幅值和頻率，進(jìn)而影響發(fā)電機(jī)的輸出特性。為了實(shí)現(xiàn)提供穩(wěn)定激振力，關(guān)鍵是有效控制結(jié)構(gòu)敏感參數(shù)。為此，本文的研究注重于氣流致聲激振過(guò)程，通過(guò)模擬吹風(fēng)實(shí)驗(yàn)，分析氣流致聲激振機(jī)構(gòu)的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)激振力的影響規(guī)律，通過(guò)對(duì)比各種結(jié)構(gòu)參數(shù)組合下的激振力，從而確定良好波形激振力的氣流致聲激勵(lì)機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)參數(shù)及其變化范圍。

1 氣流激振壓電發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)及工作原理

圖1所示為氣流激振壓電發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)示意圖，由氣流致聲激振機(jī)構(gòu)和壓電換能器組成，圖中H為環(huán)隙，D為共振腔直徑，X為環(huán)形噴口到共振腔的距離，L為共振腔長(zhǎng)度。氣流致聲激振機(jī)構(gòu)主要由環(huán)隙、噴注和共振腔(壓電換能器封閉末端)組成。其中，環(huán)隙由進(jìn)氣道和阻塞構(gòu)成；噴注是彈丸飛行時(shí)的迎面氣流(即入流)進(jìn)入環(huán)隙再出來(lái)后得到的穩(wěn)定渦流，噴注遇到共振腔口部的邊棱(尖劈)產(chǎn)生擾動(dòng)而形成邊棱音[11]。噴注邊棱音是典型的反饋氣流聲源，其作用恰恰可以彌補(bǔ)噴注氣流的損失，放大氣流機(jī)械能。與風(fēng)吹聲不同的是反饋在這里起主要作用，由噴口發(fā)出的高速?lài)娮⒃诳涨粌?nèi)(共振腔前端)靜止的空氣中通過(guò)時(shí)，噴注的邊界上因高速流與靜止介質(zhì)的接觸，不斷產(chǎn)生旋渦并向前推動(dòng)，因此噴注不斷變寬。一部分遇到共振腔口部(邊棱)時(shí)發(fā)生反射回到噴口，激發(fā)更多旋渦；一部分進(jìn)入共振腔內(nèi)激發(fā)其腔體振動(dòng)，并在底部(剛性底部)反射回噴口。在聲源處(共振腔口部)同時(shí)存在正、負(fù)向聲波，如果它們同相則振動(dòng)加強(qiáng)，可以產(chǎn)生頻率主要由共振腔長(zhǎng)度決定的聲波，即在共振腔內(nèi)形成駐波，共振腔底部聲壓最大(壓力波的波腹)。共振腔底部聲壓(即激振力)驅(qū)動(dòng)壓電換能器振動(dòng)、輸出電能，實(shí)現(xiàn)聲能到電能的轉(zhuǎn)換。

圖1 氣流致聲激振壓電發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of airflow-induced vibration piezoelectric generator

2 實(shí)驗(yàn)裝置和方法

本實(shí)驗(yàn)以氣流致聲激振過(guò)程為研究對(duì)象，忽略溫度、濕度以及來(lái)流等因素的影響，僅模擬管內(nèi)氣流的壓力或速度環(huán)境。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由氣源模擬系統(tǒng)、壓力測(cè)量系統(tǒng)和實(shí)驗(yàn)試件等組成，如圖2所示。氣源模擬系統(tǒng)主要由氣罐、減壓閥和流量計(jì)組成。壓力測(cè)量系統(tǒng)主要由壓力傳感器和數(shù)據(jù)記錄儀組成。

圖2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)框圖Fig.2 Block diagram of experimental system

圖3所示為實(shí)驗(yàn)照片。實(shí)驗(yàn)時(shí)，打開(kāi)氣罐，通過(guò)減壓閥來(lái)調(diào)節(jié)進(jìn)氣口的氣流大小，并通過(guò)流量計(jì)監(jiān)測(cè)流量值；氣流進(jìn)入試件后，用壓力傳感器測(cè)量共振腔底部聲壓(激振力)，并用數(shù)據(jù)記錄儀對(duì)相應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行記錄。

圖3 實(shí)驗(yàn)照片F(xiàn)ig.3 Experimental setup

實(shí)驗(yàn)所選取的氣源流量范圍為100～300 L/min，對(duì)應(yīng)試件入口處的氣流速度v與流量Q之間的表達(dá)式為

v=Q/S，

(1)

式中：v為氣流速度；Q為流量；S為截面積。

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響實(shí)驗(yàn)分析

在進(jìn)行氣流致聲激振機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析時(shí)，不考慮尖劈角度大小以及共振腔的壁厚，考慮的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有4個(gè)，如圖1所示，包括：1)共振腔長(zhǎng)度L；2)共振腔直徑D；3)間距X，即環(huán)形噴口到共振腔的距離；4)環(huán)隙H，即環(huán)形噴口的大小。將共振腔直徑作為定值(D=10 mm)，其他3個(gè)參數(shù)作為可變值。

共振腔底部聲壓的變化能夠直接反映氣流激振壓電發(fā)電機(jī)的激振力特性，針對(duì)氣流致聲激勵(lì)機(jī)構(gòu)的3個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)，開(kāi)展共振腔底部聲壓曲線(xiàn)測(cè)量實(shí)驗(yàn)研究。為了全面了解結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)激振力的影響規(guī)律，分別對(duì)氣流致聲激勵(lì)機(jī)構(gòu)在某一單個(gè)參數(shù)不同取值條件下的實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行分析，得到激振力變化規(guī)律曲線(xiàn)。

3.1 共振腔長(zhǎng)度影響

為滿(mǎn)足平面聲波傳播條件，將圖1所示的共振腔設(shè)計(jì)為半封閉形式，當(dāng)D=10 mm時(shí)，L應(yīng)大于5 mm. 于是在分析長(zhǎng)度對(duì)激振力的影響時(shí)，設(shè)計(jì)圖1的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)如下：X=3 mm，H=1 mm，L分別為7 mm、10 mm、15 mm、20 mm. 激振力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)以及對(duì)應(yīng)的快速傅里葉變換(FFT)如圖4所示，聲壓曲線(xiàn)都呈正弦波形狀，幅值和頻率都比較穩(wěn)定。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如下：

1)激振力幅值與流速呈現(xiàn)線(xiàn)性關(guān)系，如圖5所示。在流速小于70 m/s時(shí)，隨著流速的增大，L越小其激振力越小；在流速大于90 m/s時(shí)，隨著流速的增大，L越小其激振力越大。

2)激振力頻率與流速關(guān)系，如圖6所示。L越大，頻率偏差越小；當(dāng)L=20 mm時(shí)，所對(duì)應(yīng)的頻率偏差值不大于157 Hz，相對(duì)誤差為4.3%. 頻率偏差值小，說(shuō)明頻率對(duì)流速不敏感。

根據(jù)以上分析可知，在較大流速情況下，為獲得高頻、大振幅的穩(wěn)定激振力，可以選擇盡可能短的共振腔。

圖4 L=10 mm及v=106 m/s時(shí)聲壓隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)Fig.4 Sound pressure vs. time for L=10 mm and v=106 m/s

圖5 聲壓與流速的關(guān)系Fig.5 Relationship between sound pressure and airflow velocity

圖6 頻率與流速的關(guān)系Fig.6 Relationship between frequency and airflow velocity

3.2 間距影響

在分析間距對(duì)激振力的影響時(shí)，設(shè)計(jì)圖1 的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)如下：L=7 mm，H=1 mm，X分別為2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm、3.5 mm、4.0 mm. 激振力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)以及對(duì)應(yīng)的FFT如圖7所示，聲壓曲線(xiàn)都呈正弦波形狀，幅值和頻率都比較穩(wěn)定。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如下：

圖7 X=3 mm及v=74 m/s時(shí)聲壓隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)Fig.7 Sound pressure vs. time for X=3 mm and v=74 m/s

圖8 聲壓與流速的關(guān)系Fig.8 Relationship between sound pressure and airflow velocity

圖9 X=4.0 mm及v=53 m/s時(shí)聲壓曲線(xiàn)Fig.9 Sound pressure vs. time for X=4.0 mm and v=53 m/s

圖10 X=2.0 mm及v=106 m/s時(shí)聲壓曲線(xiàn)Fig.10 Sound pressure vs. time for X=2.0 mm and v=106 m/s

圖11 X=2.5 mm及v=127 m/s時(shí)聲壓曲線(xiàn)Fig.11 Sound pressure vs. time for X=2.5 mm and v=127 m/s

1)激振力幅值與流速的關(guān)系如圖8所示。當(dāng)流速較小(50～70 m/s)時(shí)，X越小其聲壓幅值越大；X越大其聲壓幅值越小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生，如圖9所示，這是因?yàn)閄越大時(shí)，射流振蕩的損失較大，最終在共振腔內(nèi)底部產(chǎn)生的聲壓幅值較小，從而導(dǎo)致激振力幅值較小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生。當(dāng)流速較大(90～160 m/s)時(shí)，X越小其聲壓幅值越小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生，如圖10和圖11所示，這是因?yàn)閄越小時(shí)，射流來(lái)不及形成振蕩，使得在共振腔內(nèi)底部產(chǎn)生的聲壓幅值較小，從而導(dǎo)致激振力幅值較小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生。

2)頻率與流速的關(guān)系如圖12所示。從圖12中可知，激振力頻率隨入流的速度變大幾乎呈線(xiàn)性趨勢(shì)，且小間距激振機(jī)構(gòu)的頻率增大能力最強(qiáng)，增加幅度最大。結(jié)果表明，小間距對(duì)應(yīng)的頻率大，但間距越大，頻率穩(wěn)定性越好。

圖12 頻率與流速的關(guān)系Fig.12 Relationship between frequency and airflow velocity

根據(jù)以上分析可知，在較大流速情況下，為保證產(chǎn)生聲波并獲得穩(wěn)定性好的高頻振動(dòng)頻率，間距不能小于3.0 mm.

3.3 環(huán)隙影響

在分析環(huán)隙對(duì)壓電換能器輸出電壓的影響時(shí)，設(shè)計(jì)圖1的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)如下：L=8 mm，X=3 mm，H分別為0.5 mm、1.0 mm、1.5 mm. 激振力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)以及對(duì)應(yīng)的FFT如圖13所示，聲壓曲線(xiàn)都呈正弦波形狀，幅值和頻率都比較穩(wěn)定。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如下：

圖13 H=1.0 mm及v=85 m/s時(shí)聲壓隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)Fig.13 Sound pressure vs. time for H=1.0 mm and v=85 m/s

1)激振力幅值與流速的關(guān)系如圖14所示。當(dāng)流速較小(50～70 m/s)時(shí)環(huán)隙較小，其聲壓幅值變得越小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生，如圖15所示。這是因?yàn)镠較小(H=0.5 mm)時(shí)，射流振蕩幅值較小，最終在共振腔內(nèi)底部產(chǎn)生的聲壓幅值較小，從而導(dǎo)致激振力幅值較小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生。當(dāng)流速較大(100～160 m/s)時(shí)，H過(guò)大則其聲壓幅值將變得越小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生，如圖16所示。這是因?yàn)镠較大(H=1.5 mm)時(shí)，射流不宜形成振蕩，使得在共振腔內(nèi)底部產(chǎn)生的聲壓幅值較小，從而導(dǎo)致激振力幅值較小或沒(méi)有聲振動(dòng)產(chǎn)生。結(jié)果表明，H=1.0 mm時(shí)的激振機(jī)構(gòu)，其振幅值始終處于最大，存在振幅隨入流速度線(xiàn)性變大的臨界環(huán)隙值。

圖14 聲壓與流速的關(guān)系Fig.14 Relationship between sound pressure and airflow velocity

圖15 H=0.5 mm及v=53 m/s時(shí)聲壓曲線(xiàn)Fig.15 Sound pressure vs. time for H=0.5 mm and v=53 m/s

圖16 H=1.5 mm及v=116 m/s時(shí)聲壓曲線(xiàn)Fig.16 Sound pressure vs. time for H=1.5 mm and v=116 m/s

2)激振力頻率與流速的關(guān)系如圖17所示。從圖17中可知，環(huán)隙越大，頻率越高，且頻率隨入流速度近似線(xiàn)性增大，高入流速度時(shí)，頻率偏差值都在500 Hz左右，表明其頻率的穩(wěn)定性較好。

圖17 頻率與流速的關(guān)系Fig.17 Relationship between frequency and airflow velocity

根據(jù)以上分析可知，為了獲得高振幅、高頻振動(dòng)信號(hào)，需將環(huán)隙值控制在合理的范圍內(nèi)。

4 結(jié)論

本文通過(guò)模擬吹風(fēng)實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)影響激振力幅值和頻率的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了分析。由實(shí)驗(yàn)結(jié)果得出以下結(jié)論：

1) 不同共振腔長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的激振力幅值與入流速度近似呈現(xiàn)線(xiàn)性增大趨勢(shì)，且長(zhǎng)度越大其斜率越小，反之亦然；間距和環(huán)隙對(duì)激振力幅值的影響較復(fù)雜，過(guò)大或過(guò)小都會(huì)使得激振力幅值較小甚至沒(méi)有聲壓波形產(chǎn)生。

2) 共振腔長(zhǎng)度是影響激振力頻率的主要因素，頻率隨長(zhǎng)度的增大而變小，呈反比關(guān)系；間距和環(huán)隙對(duì)頻率的影響較小。

因此，對(duì)于高速氣流，短共振腔可以獲得較大幅值的高頻穩(wěn)定激振力；另外，需合理控制間距和環(huán)隙，使得激振力幅值較大。由此獲得的結(jié)構(gòu)敏感參數(shù)值可作為工程設(shè)計(jì)的依據(jù)。

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AnalysisofStructureParametersofAirflow-inducedVibrationPiezoelectricGeneratorforFuze

ZOU Hua-jie1,2, ZHANG Jiang-hua1, CHEN He-juan2, WANG Ze-ping1
(1.College of Mechanical Engineering, Changzhou Vocational Institute of Mechatronic Technology, Changzhou 213164，Jiangsu，China；2.School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094，Jiangsu，China)

In order to meet the requirements of airflow-induced vibration of small piezoelectric generator for fuze, and solve the critical issue of stable excitation force, the key is to effectively control the sensitive parameters of generator structure. The influence of related structural parameters of airflow-induced excitation device on excitation force is analyzed through simulating flow test. The test result shows that the amplitudes of excitation force corresponding to different resonator lengths increase approximately linearly with the airflow velocity, and the longer the length of resonator is, the smaller the slope is, and vice versa. The space between nozzle and resonator and the ring gaps have the complex effects on the amplitude of excitation force , and too big or too small gap would make the amplitude smaller or even no waveform formed. The length of resonator is the main factor impacting on the frequency of excitation force, and the frequency decreases with the increase in the resonator length, presenting an inverse relationship. The space between nozzle and resonator and the ring gaps have less effects on the frequency of excitation force. Therefore, for high airflow velocity, the stable excitation force with high amplitude and frequency can be obtained by short resonator. In addition, reasonable space and ring gaps are also important for ensuring bigger amplitude of excitation force. The resulting sensitive parameter values of sound excitation device can be used as references for engineering design.

ordnance science and technology； fuze; airflow-induced sound; piezoelectric generator; excitation force

2017-03-02

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51377084)； 江蘇省自然科學(xué)基金青年基金項(xiàng)目(BK20160296)

鄒華杰(1988—)， 男， 講師， 博士。 E-mail: zhj88000@163.com

TJ430.3+8

A

1000-1093(2017)10-2055-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.023