并聯(lián)磁力耦合式俘能器及其特性研究

吳明軒，凌元淮

并聯(lián)磁力耦合式俘能器及其特性研究

吳明軒，凌元淮

（西南交通大學(xué) 機(jī)械原理教研室，四川 成都 610031）

傳統(tǒng)雙穩(wěn)態(tài)懸臂梁壓電俘能器存在效率低、頻帶窄的弊端。為了提高俘能頻帶，本文提出一種并聯(lián)磁力耦合式壓電懸臂梁俘能裝置，引入了磁力的耦合及壓電片的并聯(lián)。通過建立集中參數(shù)的的數(shù)學(xué)模型，使用龍格庫(kù)塔數(shù)值仿真法對(duì)比分析了簡(jiǎn)諧激勵(lì)下并聯(lián)磁力耦合式壓電懸臂梁俘能裝置與單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)及俘能特性。最后搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明，磁力耦合和并聯(lián)的加入，使得并聯(lián)耦合式壓電俘能器較傳統(tǒng)單懸臂梁俘能器分別在7 Hz與15 Hz具有兩個(gè)諧振頻率，增寬了俘能器的俘能頻帶，以輸出功率大于8×10-6W為有效頻帶，則俘能帶寬提高約為19%。

并聯(lián)磁力耦合式俘能器；壓電俘能；磁力耦合；非線性；能量收集；非線性動(dòng)力學(xué)

振動(dòng)是普遍存在的現(xiàn)象。近年來(lái)隨著微型機(jī)電系統(tǒng)（Micro-Electro-Mechanical System，MEMS）的迅速發(fā)展，從環(huán)境振動(dòng)中俘獲能量為MEMS供能已成為了能源收集研究領(lǐng)域的熱點(diǎn)。傳統(tǒng)蓄電池存在能量有限、電量耗盡時(shí)需要更換等弊端。壓電俘能器以其微型、環(huán)保、能量密度大、自供能的特點(diǎn)在微電子設(shè)備應(yīng)用領(lǐng)域得到廣泛關(guān)注[1-3]。環(huán)境中的振動(dòng)頻率并非一成不變，例如內(nèi)燃機(jī)車司機(jī)室振動(dòng)隨著擋位切換而改變[4]。傳統(tǒng)雙穩(wěn)態(tài)懸臂梁壓電俘能器效率低、頻帶窄，學(xué)者們?yōu)榱颂岣叻芷鞯男始皫挘_展了諸多工作。

研究表明，含非線性力的雙穩(wěn)態(tài)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)輸出響應(yīng)特性高于傳統(tǒng)雙穩(wěn)態(tài)壓電發(fā)電系統(tǒng)[5]。秦北辰等[6]通過在裝置里布置矩形、梯形、三角形等多種漸變形狀的發(fā)電片，實(shí)現(xiàn)了對(duì)自然風(fēng)激勵(lì)的寬頻響應(yīng)。高世橋等[7]設(shè)計(jì)了一種非線性雙端固支梯形梁壓電俘能器，降低諧振頻率，提高俘能帶寬及輸出功率。Yonghyeon Na等[8]提出了一種基于壓電雙晶型懸臂梁結(jié)構(gòu)的新型風(fēng)能俘能器，實(shí)驗(yàn)表明其性能優(yōu)于之前被報(bào)道的同類俘能器。S. Srinivasulu Raju等[9]提出了兩種不同結(jié)構(gòu)的懸臂式壓電能量采集器，分別為根部是矩形截面然后是錐形截面（RTCB，rectangular section from the root followed by a tapered section cantilever beam），和根部是錐面截面然后是矩形截面（TRCB，tapered section from the root followed by a rectangular section cantilever beam），實(shí)驗(yàn)表明兩者分別提高了91.3%和76.9%的輸出電壓。凌乙峰等[10]將雙穩(wěn)態(tài)非線性懸臂壓電俘能器進(jìn)行并聯(lián)，仿真結(jié)果表明并聯(lián)雙穩(wěn)態(tài)非線性懸臂壓電俘能器可以有效提高俘能效率。張旭輝等[11]在臂梁式俘能結(jié)構(gòu)中加入耦合磁場(chǎng)，仿真及實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明耦合磁場(chǎng)的加入能拓寬懸臂梁的諧振頻率。

本文提出一種并聯(lián)磁力耦合式俘能器，通過磁偶極子模型建立磁力表達(dá)式，通過集中參數(shù)法建立非線性系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型并進(jìn)行數(shù)值仿真，研究對(duì)比并聯(lián)磁力耦合式俘能器與單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)及俘能特性。

1 并聯(lián)磁力耦合式俘能器動(dòng)力學(xué)建模

并聯(lián)磁力耦合式俘能器如圖1所示，兩根懸臂梁固定在底座上，懸臂梁末端為大小、質(zhì)量不同的圓柱形永磁鐵。將兩懸臂梁上的壓電片并聯(lián)后與負(fù)載電路連接，形成并聯(lián)磁力耦合式俘能器。將非線性系統(tǒng)簡(jiǎn)化為彈簧－阻尼－機(jī)電耦合的集中參數(shù)模型[12]，如圖2所示。將端部圓柱形永磁體質(zhì)量更大的懸臂梁記為懸臂梁1，將端部圓柱形永磁體質(zhì)量更小的懸臂梁記為懸臂梁2。如將懸臂梁1剛度增加到無(wú)窮大，則系統(tǒng)退化為傳統(tǒng)單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)壓電俘能器，此時(shí)記為單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器2。同理，將懸臂梁2剛度增加到無(wú)窮大，則記為單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器1。

圖1 并聯(lián)磁力耦合式俘能器示意圖

R為外接電阻，Ω；F21、F12為兩永磁體的相互磁力，N；m1、m2為永磁體1、2的質(zhì)量，kg；k1、k2為懸臂梁1、2自由端的等效彈性系數(shù)，N/m；c1、c2為振子等效阻尼，N·s/m；V1、V2為壓電片1、2的輸出電壓，V。

將磁鐵看作磁偶極子模型，可得式（1）[13]。

如圖3所示，壓電片粘貼在懸臂梁上方，在1段形成復(fù)合結(jié)構(gòu)。需要將其復(fù)合界面換算為等效截面進(jìn)行計(jì)算。對(duì)于A、B兩種材料的復(fù)合，在假設(shè)兩者間沒有出現(xiàn)相對(duì)滑移的情況下，一般方法為將材料B按照剛度等效的原則折算為材料A，將截面特性轉(zhuǎn)化為材料A的特性，在此基礎(chǔ)上，再按照普通截面進(jìn)行力學(xué)計(jì)算，可得式（2）。

根據(jù)壓電效應(yīng)，當(dāng)壓電材料加上電壓時(shí)，會(huì)產(chǎn)生機(jī)電耦合力F，機(jī)電耦合力對(duì)懸臂梁運(yùn)動(dòng)有阻礙，其大小受壓電片屬性影響。根據(jù)壓電效應(yīng)及正應(yīng)力的計(jì)算公式可得：

當(dāng)壓電片接入電路且形成通路時(shí)，壓電片兩端面的電場(chǎng)強(qiáng)度3＝0，由壓電方程可得：

則：

系統(tǒng)的等效電路如圖4所示，選取外接電阻上方的節(jié)點(diǎn)，根據(jù)基爾霍夫第一定律，電路中任一個(gè)節(jié)點(diǎn)上，在任一時(shí)刻，流入節(jié)點(diǎn)的電流之和等于流出節(jié)點(diǎn)的電流之和。因此可以得到系統(tǒng)的電學(xué)方程為：

式中：為外接電阻兩端電壓，V；C1、C2為壓電片1、2的等效電容，F(xiàn)。

考慮質(zhì)量塊受力情況。質(zhì)量塊受磁力、阻尼力、彈力和機(jī)電耦合力，由牛頓第二定律得：

式中：Y為外界振動(dòng)的函數(shù)，m；Fp1、Fp2為壓電片1、2的機(jī)電耦合力，N。

聯(lián)立式（6）、式（7）得系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程：

去掉磁力耦合項(xiàng)及并聯(lián)項(xiàng)得傳統(tǒng)雙穩(wěn)態(tài)懸臂梁壓電俘能器動(dòng)力學(xué)方程為：

2 動(dòng)力學(xué)研究

壓電片材料選用PZT-5H，基底材料選用磷青銅，永磁體材料選用汝鐵硼，相關(guān)參數(shù)如表1～3所示。式（8）、式（9）代入物理參數(shù)后，使用Python中scipy.integrate模塊通過Runge- Kutta methods進(jìn)行數(shù)值仿真。

2.1 俘能器初態(tài)的計(jì)算

表1 永磁體參數(shù)

表2 懸臂梁基底參數(shù)

表3 壓電薄片參數(shù)

注：31為壓電片的一個(gè)參數(shù)。

2.2 簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)下的俘能特性

取＝cos(2π)、＝2 mm、＝40 mm、＝0.7 MΩ，即外界振動(dòng)為簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)對(duì)俘能器的俘能特性進(jìn)行分析。采用比較常見的方法，使用系統(tǒng)輸出功率為指標(biāo)評(píng)價(jià)俘能器的俘能效果，計(jì)算為：

式中：為系統(tǒng)輸出功率，W；為采樣個(gè)數(shù)。

分別繪制并聯(lián)磁力耦合式俘能器和兩個(gè)單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器的-圖像，如圖5所示。

可以看出，并聯(lián)磁力耦合式俘能器相較于傳統(tǒng)單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器具有兩個(gè)諧振頻率。分別在在7 Hz和13 Hz處。如果以輸出功率大于8×10-6W為有效頻帶，則并聯(lián)磁力耦合式俘能器的俘能帶寬為6.9 Hz，單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器1與單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器2的俘能帶寬之和為5.8 Hz。俘能帶寬提高約19%。進(jìn)一步，繪制并聯(lián)磁力耦合式俘能器的位移時(shí)域圖、相圖及電壓時(shí)域圖，如圖6所示。

圖5 Ω-P圖像

圖6 并聯(lián)磁力耦合式俘能器響應(yīng)圖

由圖6可知，在7 Hz時(shí)，懸臂梁1做大幅度周期運(yùn)動(dòng)，懸臂梁2做擬周期運(yùn)動(dòng)；在15 Hz時(shí)，懸臂梁1做小幅運(yùn)動(dòng)，懸臂梁2做大幅周期運(yùn)動(dòng)。

2.3 激勵(lì)幅值對(duì)俘能效果的影響

為研究激勵(lì)幅值對(duì)系統(tǒng)俘能效果的影響,取磁鐵間距40 mm、負(fù)載電阻0.1 MΩ、激勵(lì)頻率7 Hz，繪制并聯(lián)磁力耦合式俘能器與單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器1的激勵(lì)幅值與輸出電壓均方根關(guān)系，如圖7所示。

圖7 激勵(lì)閾值圖

可看出，隨著激勵(lì)幅值增加，本文提出的并聯(lián)磁力耦合式俘能器與單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器1的輸出電壓均方根均增加。并聯(lián)磁力耦合式俘能器輸出電壓均方根在激勵(lì)幅值1.4 m/s2處發(fā)生一次階躍，單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器1輸出電壓均方根在2.0 m/s2處發(fā)生一次階躍。產(chǎn)生這種跳躍的原因是當(dāng)激勵(lì)幅值較小時(shí)，傳入俘能系統(tǒng)的能量不足以使系統(tǒng)越過勢(shì)壘，此時(shí)懸臂梁只能在勢(shì)陷內(nèi)做小幅運(yùn)動(dòng)，輸出電壓小；隨著激勵(lì)幅值繼續(xù)增加，傳入俘能系統(tǒng)的能量增加，當(dāng)傳入能量足以使系統(tǒng)越過勢(shì)壘時(shí)，懸臂梁開始做勢(shì)間運(yùn)動(dòng)，輸出電壓產(chǎn)生階躍。

取激勵(lì)幅值1 m/s2、2 m/s2分別繪制時(shí)域圖及相圖，如圖8所示。可看出，當(dāng)激勵(lì)幅值為1 m/s2時(shí)，未發(fā)生階躍，此時(shí)懸臂梁在勢(shì)陷內(nèi)做小幅運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)幅值不超過5 mm；當(dāng)激勵(lì)幅值為2 m/s2時(shí)，并聯(lián)磁力耦合式俘能器的懸臂梁1開始做大幅周期運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)幅度約50 mm。

當(dāng)激勵(lì)幅值超過激勵(lì)閾值時(shí)，俘能器將產(chǎn)生大幅度響應(yīng)，而并聯(lián)磁力耦合式俘能器相較于傳統(tǒng)雙穩(wěn)態(tài)懸臂梁壓電俘能器具有較低的激勵(lì)閾值。這表明在較低的激勵(lì)幅值下，并聯(lián)磁力耦合式俘能器擁有較好的俘能效果。

2.4 負(fù)載電阻對(duì)俘能效果的影響

負(fù)載電阻對(duì)系統(tǒng)俘能特性起著十分重要的作用。為分析外接負(fù)載對(duì)輸出響應(yīng)的影響，取激勵(lì)頻率5 Hz、＝2 mm、外接負(fù)載0～2 MΩ，繪制電壓響應(yīng)以及功率響應(yīng)曲線如圖9所示。由圖9（a）可以看出，在0～0.3 MΩ，輸出電壓隨著外接電阻的增加而急劇增加，之后當(dāng)外接電阻繼續(xù)增加時(shí)，輸出電壓也繼續(xù)增加，但增加速率明顯降低；由圖9（b）可以看出，輸出功率隨著外接電阻的增大先增大后減小，在0.3 MΩ左右達(dá)到最大輸出功率。輸出功率＝2/，在0～0.3 MΩ，輸出電壓的平方增長(zhǎng)速度大于外接電阻的增長(zhǎng)速度，因此輸出功率在此區(qū)間增加；在0.3 MΩ后，輸出電壓平方的增長(zhǎng)速度開始減慢至小于外接電阻的增長(zhǎng)速度，因此輸出功率在此區(qū)間減小。

圖8 并聯(lián)磁力耦合式俘能器時(shí)域圖及相圖

圖9 外接電阻對(duì)俘能的影響

為進(jìn)一步分析不同外接電阻對(duì)俘能特性的影響，取＝2 mm、＝40 mm，分別令＝0.1 MΩ、0.3 MΩ、0.5 MΩ、0.7 MΩ，作出系統(tǒng)的頻率響應(yīng)曲線，如圖10所示。

圖10 不同電阻下系統(tǒng)的頻率響應(yīng)曲線

由圖10（a）可知，當(dāng)負(fù)載電阻＝0.1 MΩ時(shí)，輸出電壓兩側(cè)峰值較低，當(dāng)負(fù)載電阻增大到0.3 MΩ時(shí)，輸出電壓有了較大提升，左側(cè)峰值提升1 V左右，右側(cè)峰值提升2 V左右，電阻從0.3 MΩ增大到0.7 MΩ，輸出電壓并未有明顯提升；由圖10（b）可知，當(dāng)激勵(lì)頻率在7 Hz附近時(shí)，＝0.7 MΩ對(duì)應(yīng)的輸出功率峰值最大，當(dāng)激勵(lì)頻率在13 Hz附近時(shí)，＝0.3 MΩ對(duì)應(yīng)的功率峰值最大，由此可說明，隨著激勵(lì)頻率的改變，系統(tǒng)最高輸出功率對(duì)應(yīng)的負(fù)載電阻也會(huì)發(fā)生改變。當(dāng)外界激勵(lì)與外接負(fù)載發(fā)生變化時(shí)，系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)隨之改變，因此，不同的激勵(lì)條件下系統(tǒng)具有不同的最佳負(fù)載，選擇合適的負(fù)載電阻可有效提高系統(tǒng)的輸出。

2.5 磁間距對(duì)俘能效果的影響

磁間距主要影響系統(tǒng)的勢(shì)能函數(shù)，當(dāng)磁間距過小時(shí)，會(huì)使勢(shì)壘增高，但在高勢(shì)壘下，如果越過勢(shì)壘，會(huì)得到幅度大的響應(yīng)和更大的電壓；當(dāng)磁間距過大時(shí)，由于磁力的非線性，此時(shí)磁力幾乎為零，系統(tǒng)雙方穩(wěn)態(tài)消失，將難以獲得大響應(yīng)。取磁間距分別為35 mm、38 mm、40 mm和42 mm，＝2 mm，＝0.7 MΩ在簡(jiǎn)諧激勵(lì)下繪制頻率－功率曲線，如圖11所示。

圖11 不同磁間距下的輸出響應(yīng)

由圖11可以看出，當(dāng)磁間距為35 mm時(shí)，俘能器在5～20 Hz均出現(xiàn)響應(yīng)，但響應(yīng)最大值約為0.013 mW。當(dāng)磁間距增大到38 mm時(shí)，俘能器在5～7 Hz及12～16 Hz出現(xiàn)響應(yīng)，響應(yīng)最大值約為0.03 mW。當(dāng)磁間距繼續(xù)增加到40 mm時(shí)，俘能器在5～7.5 Hz及10～16 Hz出現(xiàn)響應(yīng)，響應(yīng)最大值為0.03 mW。當(dāng)磁間距增大到42 mm時(shí)，相較于磁間距為40 mm時(shí)，響應(yīng)帶寬以及最大輸出響應(yīng)均減小。可以看出，綜合來(lái)說，簡(jiǎn)諧激勵(lì)下，俘能器在＝40 mm時(shí)，表現(xiàn)出較好的響應(yīng)特性。

懸臂梁的響應(yīng)根據(jù)運(yùn)動(dòng)是否越過勢(shì)壘，主要可以分為兩大類，分別是陷間運(yùn)動(dòng)和陷內(nèi)運(yùn)動(dòng)。其中陷內(nèi)運(yùn)動(dòng)由于無(wú)法越過勢(shì)壘，均為小幅運(yùn)動(dòng)。陷間運(yùn)動(dòng)可分為陷間大幅周期運(yùn)動(dòng)、陷間混沌運(yùn)動(dòng)和陷間周期運(yùn)動(dòng)。根據(jù)分類，懸臂梁在不同磁間距對(duì)于頻率的響應(yīng)可以抽象表達(dá)為圖12。

由圖12可以看出，在＝35 mm時(shí)，方塊④最多，而方塊①②最少。這表明磁間距過小而磁力過大，此時(shí)在外界激勵(lì)下，懸臂梁難以越過勢(shì)壘而做陷內(nèi)運(yùn)動(dòng)，懸臂梁擺動(dòng)幅度小，在圖11中表現(xiàn)為輸出功率低。當(dāng)＝38 mm時(shí)，方塊④減少，方塊②增多，表明磁力減小后，懸臂梁更加容易跨過勢(shì)壘。當(dāng)＝40 mm時(shí)，方塊①最多，此時(shí)懸臂梁最易做大幅周期運(yùn)動(dòng)，在正弦激勵(lì)下，懸臂梁達(dá)到最大的輸出功率。當(dāng)＝42 mm時(shí)，方塊④消失，這表明此時(shí)磁力過小，懸臂梁將不會(huì)陷入勢(shì)陷內(nèi)，但相較于＝40 mm時(shí)，輸出功率降低。這是因?yàn)檫^小的磁力將難以形成雙穩(wěn)態(tài)，使得位移響應(yīng)降低，從而輸出功率降低。

圖12 不同磁間距下懸臂梁的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

過小的磁間距會(huì)使得勢(shì)壘過高，使懸臂梁難以越過勢(shì)壘做大幅運(yùn)動(dòng)，此時(shí)輸出功率低。過大的磁間距會(huì)難以形成雙穩(wěn)態(tài)，使懸臂梁不能形成大幅度響應(yīng)，此時(shí)輸出功率不高。選擇合適的磁間距可以使輸出功率達(dá)到最高。

3 實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)平臺(tái)由激振器、信號(hào)發(fā)生器、功率放大器、并聯(lián)磁力耦合式俘能器、激光位移傳感器、示波器和PC組成，如圖13所示。將俘能器橫放以消除重力影響。實(shí)驗(yàn)使用信號(hào)發(fā)生器產(chǎn)生信號(hào)，傳給激振器，產(chǎn)生不同頻率的正弦激勵(lì)，通過示波器測(cè)量俘能器的電壓響應(yīng)特性。

圖14為俘能器理論響應(yīng)特性與實(shí)驗(yàn)響應(yīng)特性結(jié)果。

如圖15所示，在頻率響應(yīng)實(shí)驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)：6 Hz時(shí)，懸臂梁1做陷間大幅周期運(yùn)動(dòng)，懸臂梁2做陷間小幅運(yùn)動(dòng)；14 Hz時(shí)，懸臂梁2做陷間大幅周期運(yùn)動(dòng)，懸臂梁1做陷間小幅運(yùn)動(dòng)；在7～12 Hz時(shí)，兩懸臂梁做陷間小幅混沌運(yùn)動(dòng)或小幅周期運(yùn)動(dòng)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與2.2節(jié)中的仿真結(jié)果一致。這是因?yàn)椋瑧冶哿耗┒说馁|(zhì)量塊質(zhì)量不同，分別擁有不同的共振頻率，所以存在兩個(gè)峰值。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析結(jié)果雖有一定差異，但總體趨勢(shì)一致，表明所建立的模型能夠較好地表征俘能器俘能特性。

通過分析，得到誤差的主要來(lái)源為：

（1）數(shù)學(xué)建模上存在一些假設(shè)與簡(jiǎn)化；

（2）并聯(lián)磁力耦合式俘能器的制作上存在一定誤差。

圖13 振動(dòng)實(shí)驗(yàn)

4 結(jié)論

本文通過集中參數(shù)法，建立了并聯(lián)磁力耦合俘能器的動(dòng)力學(xué)模型。研究了并聯(lián)磁力耦合俘能器在簡(jiǎn)諧激勵(lì)下的俘能特性。

圖14 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖15 懸臂梁位移時(shí)域圖

研究結(jié)果表明：

（1）建立集中參數(shù)的俘能系統(tǒng)模型，經(jīng)過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，能夠較好地表達(dá)出并聯(lián)磁力耦合式俘能器的響應(yīng)特性。

（2）磁力耦合和并聯(lián)的方案，使得并聯(lián)磁力耦合俘能器在7 Hz和13 Hz處存在兩個(gè)諧振頻率，且較單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器擁有更低的激勵(lì)閾值。

（3）因?yàn)椴⒙?lián)磁力耦合俘能器有兩個(gè)諧振頻率，所以較單懸臂梁雙穩(wěn)態(tài)俘能器擁有更好的俘能效果。以輸出功率大于8×10-6W為有效頻帶，俘能帶寬提高約為19%。

（4）并聯(lián)磁力耦合俘能器的俘能效果受磁間距、外部激勵(lì)頻率、外部激勵(lì)幅值、外接電阻等多個(gè)因素影響，各因素的影響并不是簡(jiǎn)單的促進(jìn)或阻礙，而是相互耦合、共同作用。如何對(duì)俘能器進(jìn)行優(yōu)化值得思考。

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Parallel Magnetically Coupled Energy Harvester and Its Characteristics

WU Mingxuan，LING Yuanhuai

(Department of Mechanical Theory, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031,China)

The traditional bistable cantilever beam piezoelectric energy harvester has the problems of low efficiency and narrow frequency band. In order to improve the frequency band, a parallel magnetically coupled piezoelectric cantilever beam energy harvester is proposed. The magnetically coupling and the parallel connection of the piezoelectric plates are introduced. Through the establishment of the mathematical model of the lumped parameters, the motion state and energy harvesting characteristics of the proposed energy harvester and the single cantilever beam bistable energy harvester under simple harmonic excitation were compared and analyzed using Runge-Kutta numerical simulation method. Finally, an experimental platform was built for experimental verification. The results show that the addition of magnetically coupling and parallel connection provides the proposed energy harvester with two resonant frequencies at 7 Hz and 15 Hz respectively, compared with the traditional single cantilever beam energy harvester, which widens the energy harvesting frequency band of the device. Taking output power of more than 8×10-6W as the effective frequency band, the energy harvesting bandwidth increases by about 19%.

parallel magnetically coupled energy harvester；piezoelectric energy harvesting；magnetic coupling；nonlinear；energy harvesting；nonlinear dynamics

TH113

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2021.12.004

1006-0316 (2021) 12-0027-09

2021-04-14

四川省科技計(jì)劃項(xiàng)目重點(diǎn)研發(fā)項(xiàng)目（2021YFS0065）

吳明軒（1995－），男，四川內(nèi)江人，碩士研究生，主要研究方向?yàn)閴弘姺埽珽-mail：wumx1995@163.com；凌元淮（1996－），男，四川涼山人，碩士研究生，主要研究方向?yàn)樗妥冸娋€路建設(shè)技術(shù)。