高速撞擊壓電陶瓷過程中儲能電容對電輸出特性的影響研究

唐恩凌, 王利, 王睿智, 韓雅菲, 林曉初, 高國文, 賀麗萍, 相升海, 王猛

(沈陽理工大學 裝備工程學院, 遼寧 沈陽 110159)

自20世紀80年代以來,美國、荷蘭、西班牙及日本等國家相繼開展了壓電陶瓷的壓電特性和壓電電源的相關研究[1-3]。1980年,Mock等[4-5]利用落錘的加載手段撞擊疊堆壓電陶瓷,在電容負載上獲得了輸出電壓為81 kV的脈沖電壓。Hart[6]利用炸藥爆炸產生的沖擊波驅動環形壓電陶瓷器件,在電感負載上獲得了440 A的峰值電流。1998年,美國科學家Kymissis等曾對壓電發電裝置電容儲能電路進行了深入研究,并設計了一種專門為微電子設備供能的電容儲能電路。1999年,Oberlin[7]在發明專利中提出了利用彈丸發射時產生的后坐力作用于壓電陶瓷發電的壓電式電源,該壓電電源可為高速運動彈體中的電子元器件供電。2005年,King等[8]利用聚偏氟乙烯(PVDF)壓電材料的壓電效應,通過實驗研究了雨滴以不同的速度落在不同厚度的PVDF薄膜上所產生的電能特性。同年,Ericka等[9]進行了圓盤式壓電振子發電性能的研究。Mateu等[10]對矩形和三角形懸臂梁結構壓電振子進行了對比實驗研究。2006年,美國學者Caroline等[11]設計了一種疊堆壓電陶瓷的脈沖發電電源。2016年,Seungmoon等[12]采用輕氣炮加載彈丸低速撞擊壓電陶瓷,研究了彈性波作用下壓電陶瓷的電輸出特性,同年,Ren等[13]開展了BiFeO3鐵電陶瓷在小機械載荷作用下的電轉化率研究。2017年,Chen等[14]開展了MnO2摻雜(Ba,Ca)TiO3內部產生的偏壓電場研究。然而,關于高速撞擊載荷對PZT-5H壓電陶瓷的電輸出特性研究鮮見報道。本文圍繞自供能技術為引信電橋點火、高過載微小型熱電池的激活、運載火箭點火以及飛行器逃逸救生系統供電等彈藥系統工程和航天領域的重大需求,為了更好地模擬自供能技術為引信電橋點火、高過載微小型熱電池激活的真實工況,利用一級輕氣炮加載技術和電性能輸出的相關測試系統,開展了利用高速撞擊壓電陶瓷模擬彈藥發射過程中的高過載膛壓或者彈體與目標交匯過程中產生的高過載對壓電陶瓷的作用而轉化為電能中對儲能電容的輸入電壓、輸入能量的影響規律研究。

1 實 驗

實驗在沈陽理工大學強動載研究中心的一級輕氣炮上完成,該一級輕氣炮可將直徑為15.3 mm的柱狀彈丸加速至800 m/s。實驗系統由加載系統、電源外電路系統和電輸出性能測試系統3部分組成。加載系統由一級輕氣炮及其測速系統組成;電源外電路系統由橋式電路和電容器組成;電輸出測試系統由絕緣系統、電壓探針、電流探針、負載電阻、開關和示波器系統組成。圖1為實驗系統圖。

圖1 實驗系統圖

1.1 實驗基本參數

實驗中,直徑為15.3 mm且長徑比均為1∶1的實心柱狀鋁合金彈丸垂直撞擊復合結構靶,為增加密封性,彈體刻凹槽并嵌入密封膠圈。彈丸以不同的速度分別正撞擊由45#碳鋼圓片前基板、壓電陶瓷圓片和有機玻璃圓片后基板組成并依次疊放的復合結構靶。其中前后基板幾何尺寸均為Φ40 mm×2 mm;前后基板與壓電陶瓷的接觸面用10 μm厚的絕緣紙絕緣;壓電陶瓷圓片為PZT-5H材料,其幾何尺寸為Φ40 mm×0.4 mm。表1為實驗基本參數。

表1 實驗基本參數

圖2為復合結構靶及夾具的實物圖。

圖2 復合結構靶及夾具實物圖

1.2 壓電陶瓷電源及電輸出測試系統

壓電陶瓷電源由PZT-5H壓電陶瓷、4個高頻二極管組成的全橋整流電路、不同電容值的電容以及外電路組成;電輸出測試系統由電壓探頭、電流探頭和示波器組成。圖3為壓電陶瓷電源和電輸出測試系統電路圖。利用導電銅箔將壓電陶瓷片正負電極引出,外部串聯有4個二極管組成的全橋電路且與儲能電容并聯,負載電阻Rs均為120 Ω。Cp為電流探頭,VP1和VP2均為電壓探頭。試驗中電壓、電流探頭分別經同軸電纜輸入示波器,通過示波器采集記錄電壓、電流脈沖時程。

圖3 壓電陶瓷電源和電輸出測試系統電路圖

2 實驗結果與分析

2.1 壓電陶瓷輸出特性分析

當壓電晶體受到沿極化方向的外力作用時,由于正壓電效應,在電極面上感應出電荷,電荷聚集在壓電陶瓷的兩側并形成電勢差。當作用有外力F時,壓電材料出現變形,2個極面間產生的電壓為V。其值為

(1)

式中，g33為壓電材料的壓電電壓常數,其值為19.7×10-3 V·m/N;l為壓電材料的厚度;A為壓電材料的極面面積。在2個極面間感應出的電荷量Q為

Q=VC

(2)

Q=εε0g33F

(3)

式中，ε為壓電材料的介電常數,其值為4 500;ε0為真空中的介電常數。圖4為實驗1～5中單片壓電陶瓷的電壓輸出時程曲線。

圖4 實驗1～5中單片壓電陶瓷的電壓輸出時程曲線

由圖4可以看出:在相近撞擊條件下,由單片壓電陶瓷構成電源的儲能電容對電壓輸出有較大影響。隨著電容容量的增加,電路中的電壓輸出減小且趨勢較為明顯。由圖4還可以看出:隨著儲能電容的增加,壓電陶瓷電源對電容的充電過程由近乎穩定充電向抖動充電的趨勢變化,且電容容量越大,抖動的趨勢越明顯。

2.2 儲能電容兩端的電壓分析

圖5為壓電陶瓷電源對儲能電容的輸入電壓。

圖5 壓電陶瓷電源中儲能電容兩端的電壓

由圖5a)可知:在相近撞擊條件下,由單片壓電陶瓷構成的電源對電容兩端的電壓有較大影響。隨著電容容量的增加,儲能電容的輸入電壓明顯減小,當儲能電容為10 μF時,儲能電容兩端的電壓降到了5 V。由圖5b)還可以看出:在相近撞擊條件下,儲能電容均為0.47 μF時,由2層和3層壓電陶瓷構成的電源,儲能電容兩端的電壓上升并不明顯,由184 V升至190 V。對于由2層壓電陶瓷構成的電源,電容分別為0.1 μF和0.47 μF時,儲能電容兩端的電壓由123 V升為184 V,進一步說明儲能電容的容量對儲能電容兩端的電壓有較大影響。對于由3層壓電陶瓷構成的電容,電容分別為0.47 μF和1 μF時,儲能電容兩端的電壓由190 V降至148 V,說明儲能電容為1 μF時,電容尚未飽和。由圖5還可看出:對于單片壓電陶瓷,在15 μs內將儲能電容兩端的輸入電壓達到穩定,然而,對于由2層壓電陶瓷構成的電容,在25 μs內將儲能電容兩端的輸入電壓達到穩定,對于由3層壓電陶瓷構成的電容,在20 μs內將儲能電容兩端的輸入電壓達到穩定。進一步說明,壓電陶瓷電源的電容與儲能電容容量的匹配關系對儲能電容兩端的電壓和充電達到穩定需要的時間影響較大。

3.3 儲能電容的輸入能量分析

壓電陶瓷電源的輸出能量計算關系式滿足

(4)

式中，E1為壓電陶瓷電源的輸出能量;C0為壓電陶瓷電源的電容;C1為儲能電容;V為儲能電容兩端的電壓。圖6為壓電陶瓷電源對儲能電容的輸入能量。

圖6 壓電陶瓷電源對儲能電容的輸入能量輸入能量的關系 圖7 壓電陶瓷片數與儲能電容

由圖7可知:對于0.1 μF,0.47 μF和1μF的儲能電容,儲能電容的存儲能量隨壓電陶瓷片數的增加而增大;就0.1 μF的存儲電容而言,隨壓電陶瓷片數的增加,其存儲電容的能量增加顯著。

3.4 能量轉換率與儲能電容的關系

表2為能量轉換率與電容比率的關系。

表2 能量轉換率與電容比率的關系

由表2可以看出,在本文給定的實驗參數條件下,總體的能量轉化率介于26.3%～51.4%,只有儲能電容容量為3 μF和10 μF時,能量轉化率較低。進一步說明電源電容與儲能電容的匹配關系對能量的轉化具有重要影響。

4 結 論

本文利用一級輕氣炮加載系統、電源外電路系統和電輸出性能測試系統,開展了長徑比為1∶1的柱狀鋁彈丸以相近的撞擊速度、不同儲能電容的壓電陶瓷復合結構實驗。得出如下結論:

1) 儲能電容越大,壓電陶瓷輸出電壓峰值越小、儲能電容充電電壓越小,存儲能量值越小;

2) 隨著儲能電容量與壓電電容量比率的增大,壓電陶瓷的能量轉換率減小;此外,儲能電容的存儲能量隨壓電陶瓷的層數的增加而增大;

3) 壓電陶瓷的電容與儲能電容的匹配對儲能電容的輸入電壓和儲能電容的輸入能量有較大影響;在儲能電容儲能尚未飽和的條件下,壓電陶瓷的電容與儲能電容的匹配應滿足二者的比率為1∶1。