基于磁心與線圈參數優化的非侵入式磁場取能系統功率密度提升方法

李 勇 羅海軍 楊環宇 閆一驊

基于磁心與線圈參數優化的非侵入式磁場取能系統功率密度提升方法

李 勇 羅海軍 楊環宇 閆一驊

（西南交通大學國家軌道交通電氣化與自動化工程技術研究中心 成都 610031）

非侵入式磁場取能系統具有結構簡單、供電穩定等優點，是解決變電站母排環境中狀態監測傳感器電池供電壽命有限的有效手段，但因功率密度較低制約了其應用。對于非侵入式磁場取能系統，磁心與線圈參數對其功率密度的影響非常顯著。然而，現有方法對磁心與線圈參數的分析相對獨立，優化磁心時僅以互感為指標，忽略了該過程線圈參數變化對功率密度的影響。對此，該文考慮磁心尺寸對線圈參數的影響，以功率密度為指標，詳細分析線圈匝數、線圈線徑、磁柱側面邊長與疊片厚度對系統功率密度的影響。并在此基礎上，提出一種優化磁心與線圈參數的功率密度提升方法，即設計線圈匝數、線圈線徑、磁柱側面邊長與疊片厚度的最優值，以獲取更高的功率密度。最后，基于所提出的方法制作了系統樣機并進行測試。實驗結果表明，對于限定磁心尺寸為30 mm×30 mm×40 mm的系統，在100 A母排電流下，系統經磁心與線圈優化后功率密度可達4.18 mW/cm3，提升至系統優化前功率密度的35倍，驗證了所提出方法提升功率密度的有效性。

傳感器 非侵入式磁場取能 磁心 線圈 功率密度

0 引言

在能源互聯網背景下，對電網自動化、智能化與信息化的要求越來越高。母排在變電站中起電流的匯集、傳輸與分配作用，對母排進行狀態監測是評估其運行情況的重要依據。無線傳感器作為遠程監測設備，廣泛應用在電網的狀態監測和數據通信中[1-3]。傳感器的穩定運行依賴于穩定可靠的電源，然而傳感器傳統供電方式以電池為主，電池壽命有限，定期更換較為繁瑣，這為傳感器的長期穩定運行帶來了挑戰[4-6]。

能量收集技術將從環境中收集的能量轉換為電能，是解決傳感器供電問題的有效方法，目前有風光供能、激光供能、微波供能、電場取能和磁場取能等[7]。風光供能依賴于外界環境狀況，供電穩定性差且體積大[8]。激光供能與微波供能是由能量轉換電路將激光或微波信號轉換成電能為負載供電，具有供電穩定的優點，但成本較高且轉換效率受 限[9]。電場取能利用高壓電力線的空間位移電流給電容充電獲取能量，然而電力線與受電設備間沒有電氣隔離，需要考慮絕緣、均壓等問題，對電路設計要求高[10-11]。磁場取能技術基于電磁感應定律，從通有交流電的母線所產生的交變磁場中提取能量。與其他自供電方式相比，磁場取能技術供電穩定，系統結構簡單，成本較低[12-13]，可以較好地解決變電站母排環境中監測傳感器的供電問題。

磁場取能技術按照磁心結構及其安裝方式可定義為侵入式與非侵入式磁場取能技術[14]。磁場取能示意圖如圖1所示，侵入式磁場取能是指安裝時需卡扣在線路上進行磁場能量收集，即安裝時需“侵入”到線路中，不同尺寸的電纜需設計不同尺寸的磁心，不具有通用性；而非侵入式磁場取能的磁心為非閉合結構，直接放置于母排表面即可實現取能，即安裝時無需“侵入”到線路中。非侵入式磁場取能系統具有易部署、通用性強等優點，適用于開關柜、變電站母排、輸電電纜等安裝空間有限、母線電流較大、母線尺寸多的應用場合[15]。相比于傳統侵入式取能系統，非侵入式取能系統在母排等場景中具有顯著優勢，并具有一定的應用前景。但由于非侵入式取能磁心為非閉合結構，與侵入式相比，其在相同母線電流下的輸出功率與功率密度較低，這嚴重制約了非侵入式磁場取能技術在傳感器供電中的應用。

（a）侵入式 （b）非侵入式

圖1 磁場取能示意圖

Fig.1 Schematic diagram of magnetic field energy harvester

目前，針對如何提高非侵入式磁場取能系統功率密度的問題，已有部分學者進行了相關研究。文獻[14]分析了換流閥場景的磁場分布特點，確定了長方體磁心的放置位置與線圈繞制邊界，在100 A一次電流下，功率密度為22mW/cm3。文獻[16]提出了一種蝴蝶結形磁心以提高聚磁能力，然而在100 A一次電流下，功率密度僅有0.074mW/cm3；在此基礎上，文獻[17]設計了一種螺旋形磁心，該結構增長了磁路，削弱了退磁場強度，相同條件下功率密度提升至0.084mW/cm3。文獻[18]設計了一種“X”形磁心，100 A一次電流下，功率密度為28.5mW/cm3。文獻[19]提出了一種“I”形磁心，仿真結果表明，100 A一次電流下，功率密度可達50mW/cm3。文獻[20]針對開關柜母排設計了一種門形磁心，仿真分析了磁心各參數對互感的影響，基于此確定最優磁心尺寸，并在該尺寸下優化線圈參數。但該方法對磁心與線圈參數的分析相對獨立，優化磁心時僅以互感為指標，忽略了該過程中線圈參數變化對功率密度的影響。

對于非侵入式磁場取能系統，磁心與線圈參數對功率密度的影響十分顯著。特別是在空間受限的取能場景中，不能通過增大磁心體積來提高系統功率密度，在此場景下對磁心與線圈參數的優化顯得尤為關鍵。然而現有方法對磁心與線圈參數的分析相對獨立，忽略了優化磁心過程中線圈參數變化對功率密度的影響，難以精確指導非侵入式磁場取能系統的高功率密度化設計。

為解決上述問題，本文面向開關柜母排應用場景，提出了一種綜合優化磁心與線圈參數的功率密度提升方法。首先，推導基于“H”形磁心的系統功率密度表達式，明確了功率密度影響因素；其次，以功率密度為指標，詳細分析了線圈匝數、線圈線徑、疊片厚度與磁柱側面邊長對系統功率密度的影響，在此基礎上提出了設計磁心與線圈參數最優值的功率密度提升方法；最后，依據所提出方法制作了系統樣機并進行測試。實驗結果表明，對于限定磁心尺寸為30 mm×30 mm×40 mm的非侵入式磁場取能系統，在100 A母排電流下，系統經磁心與線圈優化后功率密度可達4.18 mW/cm3，提升至系統優化前功率密度的35倍，驗證了本文所提的方法在提升功率密度方面的有效性。

1 系統原理及功率密度影響因素分析

1.1 系統原理分析

非侵入式磁場取能系統結構如圖2所示，繞有取能線圈的磁心放置于母排表面，基于電磁感應定律，線圈兩端產生交流感應電壓，添加補償網絡并經整流電路，即可為傳感器等監測設備供電。

圖2 非侵入式磁場取能系統結構

圖3 系統電路

式中，為一次電流角頻率。

圖4 二次側等效電路

全橋整流器的等效負載eq與直流負載[21]的關系為

完全諧振時，等效負載eq的功率表達式為

對于非侵入式磁場取能系統，其輸出功率受磁心體積制約，增加磁心體積可有效提高輸出功率，但與小型化、輕量化的系統設計原則相悖。同時在空間狹小的取能場景中，不能通過增大磁心體積提高輸出功率，在此場景下對磁心與線圈參數的優化顯得尤為關鍵。本文用功率密度評估系統的輸出性能，功率密度表示為

式中，core為磁心體積。

1.2 磁心結構設計

根據電磁感應定律，對于帶磁心的線圈，其感應電壓[15]計算式為

式中，為通電導體在空氣域中產生的磁感應強度；為線圈包圍的磁心面積；eff為磁心有效磁導率。

eff為表征磁心退磁場、磁心材料、結構及尺寸的參數，具體[17]表示為

式中，r為磁心相對磁導率；M為退磁因子。

退磁因子受磁心結構及其尺寸影響。對于典型圓柱形磁心，其退磁因子M與磁心直徑c、磁心長度c[22]的關系為

磁心長度越長，退磁因子越小，感應電壓越高，然而過長的磁心難以固定且實用性低，同時圓柱形磁心聚磁能力弱，有必要設計磁心結構并優化尺寸。本文基于文獻[16]設計的蝴蝶結形磁心進行改進，提出了一種“H”形磁心，磁心由均為方形側面的中間磁柱與兩端疊片組成，如圖5所示。圖中，core為磁柱長度；core為磁柱側面邊長；為疊片邊長；為疊片厚度；為磁心總長，core2。

圖5 “H”形磁心

與相同磁心體積的圓柱形磁心相比，本結構具有以下優點，有助于提升功率密度。

（1）兩端疊片結構可增強聚磁能力，提高感應電壓。

（2）線圈繞制在細長磁柱上，降低了線圈內阻，不占磁心外部空間。

為驗證上述觀點，分別建立了圓柱形磁心、“X”形磁心[18]、“I”形磁心[19]與本文所提“H”形磁心的Maxwell仿真模型，如圖6所示，各磁心尺寸參數見表1，并在以下條件下進行分析對比。

（a）圓柱形 （b）“X”形

（c）“I”形 （d）“H”形

圖6 磁心仿真模型

Fig.6 Simulation models of magnetic cores

表1 磁心尺寸參數

Tab.1 Magnetic core size parameter （單位: mm）

（1）相同磁心體積。

（2）相同線圈匝數與線徑。

（3）線圈底部與母排距離相等。

圖7所示為各磁心磁場分布，表2為關鍵數據對比。分析圖7和表2可知，設定條件下，“H”形磁心內部磁場最強，互感最高，對應感應電壓最高；同時，相同線圈匝數下其內阻更小。因此，“H”形磁心功率密度最高，分別可達“I”形磁心、“X”形磁心與圓柱形磁心功率密度的1.7、3.4與7.8倍，進而驗證了所提出的“H”形磁心具有更優的取能性能。

圖7 磁心磁場分布

表2 關鍵參數對比

Tab.2 Comparison of key data

1.3 功率密度影響因素分析

“H”形磁心線圈繞制示意圖如圖8所示，此時線圈匝數為

式中，為繞線高度；w為線圈線徑；為絕緣層厚度。

圖8 繞線截面示意圖

繞線高度可用于表示線圈匝數，當=時，對應匝數為最大繞制匝數max。若為磁心中心到母排的垂直距離，真空磁導率為0，那么空氣域中某點處的磁感應強度近似計算為

式中，P為母排電流有效值。

線圈包圍的磁心截面積為

聯立式（5）、式（6）、式（8）～式（10），得感應電壓為

計算繞制一定匝數的線圈所需繞線長度coil為

計算線圈內阻S為

式中，0為線圈材料電阻率。

此時線圈電流可表示為

磁心體積為

聯立式（4）、式（11）、式（13）、式（15），得功率密度表示為

由式（16）可知，一定參數下，線圈匝數（繞線高度決定）、線圈線徑w、疊片厚度與磁柱側面邊長core為功率密度影響因素。優化上述影響因素可以提高系統功率密度。然而，“H”形磁心的退磁因子M與磁心參數的具體數學表達式無法求解，在現有研究中均是基于仿真或工程經驗求出[16, 22]，因此無法從理論上分析各影響因素對系統功率密度的影響。但有限元仿真是一種不同影響因素下功率密度變化情況的有效方法。

2 磁心與線圈參數優化設計

本文基于50 mm×5 mm的實際母排規格，限定“H”形磁心尺寸為30 mm×30 mm×40 mm，即疊片邊長=30 mm，磁心總長=40 mm，磁場仿真模型如圖9所示。在該限定磁心尺寸下，分析線圈匝數、線圈線徑、疊片厚度以及磁柱側面邊長對系統功率密度的影響。

圖9 磁場仿真模型

不同于現有方法獨立分析磁心與線圈，本文考慮磁心尺寸對線圈參數的影響，以功率密度為指標，詳細分析線圈匝數、線圈線徑、疊片厚度以及磁柱側面邊長對系統功率密度的影響。主要步驟如下：首先，建立不同尺寸磁心的Maxwell磁場仿真模型，為減少仿真分析時間，設置單匝取能線圈，仿真互感為1，對于實際匝取能線圈，其互感=1；其次，由式（13）計算線圈內阻S；最后，將得到的互感與線圈內阻代入Matlab/Simulink電路仿真，得到系統輸出電壓并計算功率密度，分析磁心與線圈參數對系統功率密度的影響。

2.1 線圈參數

線圈是實現磁電轉換的關鍵組成。增加線圈匝數可以提高感應電壓，但也增加了線圈內阻；而線圈線徑又影響著線圈匝數與內阻，因此有必要綜合分析線圈匝數與線圈線徑。

圖10為不同線圈匝數（用繞線高度表示）與線圈線徑下的功率密度變化曲線。可以發現，不同線徑下，功率密度隨線圈匝數的變化情況也不同。當線徑w=0.1 mm時，隨著匝數增加，功率密度先增加后減小，此時最優匝數小于最大繞制匝數，如圖10a中P1點；當線徑w≥0.2 mm時，匝數增加，功率密度單調增大，這種情況下最大繞制匝數即為最優匝數，如圖10a中P2點，因此線圈匝數的最優取值受線圈線徑影響。

但需注意的是，P2點對應功率密度始終高于P1點，換言之，該限定磁心尺寸下，系統功率密度最高點出現在最大繞制匝數處，即系統最優匝數opt=max；此時P2點對應線徑為系統最優線徑，即最優線徑w.opt=0.2 mm。

（a）=1 mm,core=1 mm

（b）=10 mm,core=1 mm

（c）=1 mm,core=10 mm

（d）=10 mm,core=10 mm

圖10 功率密度隨繞線高度與線圈線徑變化曲線

Fig.10 Variation curves of power density with winding height and coil diameter

設定參數仿真中，對于圖10a所示系統，優化前功率密度低至0.14 mW/cm3；而優化線圈匝數與線徑后，系統功率密度高達6.64 mW/cm3，優化線圈匝數與線圈線徑提高系統功率密度的效果顯著。

此外，線圈耐流值也是設計線圈線徑時需考慮的因素。對于尺寸為=30 mm，=1 mm，core=1 mm，core=38 mm的“H”形磁心，基于仿真得到其退磁因子M約為0.001 2[15]。當線圈線徑為0.1 mm且為最優匝數時，由式（14）計算線圈最大電流約為2.5 mA，低于該線徑的耐流值39 mA。經計算，對于0.1 mm線徑以上的線圈流過的最大電流均僅為數毫安，而對應線徑的耐流值更高，因此對于本文設計的“H”形磁心，流經線圈的電流均滿足耐流要求，選擇線徑時不需考慮線圈耐流值。

2.2 磁心參數

由對圖10的分析可知，限定磁心尺寸下，opt=max，w.opt=0.2 mm。因此，對疊片厚度與磁柱側面邊長的優化均在最優匝數max與最優線徑0.2 mm下進行。

磁柱側面邊長與疊片厚度對系統功率密度的影響如圖11所示。分析發現，功率密度隨磁柱側面邊長的增加呈先增大后減小的變化趨勢；而疊片厚度越小，功率密度越高。

對此，在限定磁心尺寸下，為提高系統功率密度，磁柱側面邊長應設計為最優取值，同時在制作工藝內，將疊片厚度設計的盡可能小。

設定參數仿真中，系統優化前功率密度低至0.01 mW/cm3；而優化磁柱側面邊長與疊片厚度后，功率密度可達6.93 mW/cm3，優化磁柱側面邊長與疊片厚度可以有效提高系統功率密度。

圖11 功率密度隨疊片厚度與磁柱側面邊長變化曲線

本節詳細分析了線圈匝數、線圈線徑、疊片厚度與磁柱側面邊長對系統功率密度的影響，并在此基礎上提出了一種優化磁心與線圈參數的功率密度提升方法，即通過設計線圈匝數、線圈線徑、磁柱側面邊長與疊片厚度的最優值，以獲取更高的功率密度。仿真結果表明，對于限定磁心尺寸為30mm× 30 mm×40 mm的非侵入式磁場取能系統，線圈匝數設計為最大繞制匝數，線圈線徑與磁柱側面邊長設計為最優值，疊片厚度設計為最小值，可有效提高系統功率密度。

3 實驗驗證

為驗證所提方法提高功率密度的有效性，制作了總尺寸為30 mm×30 mm×40 mm、不同磁心與線圈參數的取能磁心，每個取能磁心均由疊片、磁柱與繞組骨架組合而成，部分磁心與線圈參數見表3，磁心材料選擇相對磁導率較高的坡莫合金以提高系統功率密度。圖12為實驗平臺，大電流發生器連接銅排用于模擬變電站母排，母排通有100 A工頻交流電流，負載固定為1 kW。

表3 部分磁心與線圈參數

Tab.3 Partial magnetic core and coil parameters

（a）取能磁心 （b）實驗平臺

圖12 實驗平臺

Fig.12 Experiment platform

3.1 補償電容偏差實驗

補償電容可以降低線圈自感對功率密度的影響。但受自感測試設備精度影響，自感測量值與實際值存在一定偏差，由式（1）計算的理論補償電容并非實際系統完全諧振時的電容。為分析補償電容偏差對系統功率密度的影響，實驗測試了不同補償電容偏差下的系統功率密度偏差，如圖13所示。圖中，er為補償電容偏差；er為功率密度偏差。er與er分別表示為

式中，ex為實驗補償電容；ex為實驗補償電容時對應的功率密度；op為系統最優補償電容；op為系統最優補償電容時對應的功率密度。

圖13 不同補償電容偏差下的功率密度偏差曲線

分析可知，補償電容偏差對功率密度的影響較小，且線圈自感越小時，該影響越小。對于線圈自感為0.7 H的系統，即使存在30%的補償電容偏差，功率密度偏差也僅有3.8%。實驗時最優補償電容op可在實驗補償電容ex附近變化并尋得系統最優輸出，即使補償電容未與線圈自感完全諧振，對功率密度的影響也較小。

3.2 功率密度提升方法驗證實驗

3.2.1 線圈參數

圖14為系統功率密度隨繞線高度與線圈線徑變化曲線。與仿真分析一致，在限定尺寸下，系統最大功率密度點出現在最大繞制匝數max與0.2 mm線徑處，即系統最優匝數為最大繞制匝數，線圈線徑存在最優取值使系統功率密度最高。

（a）功率密度隨繞線高度變化曲線

（b）功率密度隨線圈線徑變化曲線

圖14 功率密度隨繞線高度與線圈線徑變化曲線

Fig.14 Variation curves of power density with winding height and coil diameter

實驗中，1 200匝線圈與0.4 mm線圈線徑下，系統功率密度僅有0.22 mW/cm3；而7 700匝最優匝數與0.2 mm最優線徑下，系統功率密度可達4.18 mW/cm3，是線圈匝數與線圈線徑優化前系統功率密度的19倍。

3.2.2 磁心參數

在最優匝數與最優線徑條件下，分析疊片厚度與磁柱側面邊長對系統功率密度的影響，如圖15所示。與仿真分析一致，即在限定尺寸下，磁柱側面邊長存在最優取值使系統功率密度最高，而疊片厚度越小，對功率密度的提升效果越好。

實驗中，9 mm疊片厚度與10 mm磁柱側面邊長時，系統功率密度僅有0.3 mW/cm3；而1 mm最小疊片厚度與6 mm最優磁柱側面邊長時，系統功率密度提升至4.18 mW/cm3，是疊片厚度與磁柱側面邊長優化前系統功率密度的14倍。

（a）功率密度隨疊片厚度變化曲線

（b）功率密度隨磁柱側面邊長變化曲線

圖15 功率密度隨疊片厚度與磁柱側面邊長變化曲線

Fig.15 Variation curves of power density with lamination thickness and magnetic column side length

表4給出了線圈耐流值與實驗中最大線圈電流。可以發現，實驗中各線徑的最大線圈電流均僅為數毫安，遠低于線圈耐流值。因此本文所設計的“H”形磁心在基于仿真優化后所選擇的線徑均能滿足實際耐流要求。

表4 線圈耐流值與實驗最大電流對比

Tab.4 Comparison of coil current resistance value and experimental maximum current

系統優化前（實驗中性能最差系統）與優化后關鍵數據對比見表5。限定磁心尺寸下，系統優化前功率密度低至0.12 mW/cm3，而系統經磁心與線圈參數優化后功率密度可達4.18 mW/cm3，提升至優化前功率密度的35倍，驗證了該方法提升功率密度的有效性。同時，負載電壓可達3.64 V，滿足大部分傳感器的供電需求。圖16給出了系統優化前后輸出功率與功率密度對比曲線，可以發現，系統優化后的輸出功率與功率密度始終高于優化前。

表5 系統優化前后關鍵數據對比

Tab.5 Comparison of key data before and after system optimization

本文所用母排規格為50 mm×5 mm，其實際工作電流范圍為0～600 A[23]。圖17給出了優化后系統分別在100 A與1 000 A一次電流下的實驗波形。圖中，i為整流輸入電壓、o為直流負載電壓。

分析可知，當一次電流增大到1 000 A時，整流輸入電壓仍為矩形波，并未出現零值現象，即磁心未進入飽和狀態。因此，本文所設計的系統工作在實際場景中時，磁心不存在飽和問題，線圈自感基本不變，電路處于諧振狀態，系統可維持在高功率密度狀態下。

表6為其他文獻與本文工作對比。本文詳細分析了磁心與線圈參數對功率密度的影響，提出了一種優化磁心與線圈參數的功率密度提升方法。基于所提方法制作了系統樣機并進行實驗測試。實驗結果表明，在相同的一次電流條件下，本文所設計“H”形磁心的性能最優、功率密度最高，可達文獻[19]所設計“I”形磁心功率密度的83.6倍。

（a）P=100 A

（b）P=1 000 A

圖17 優化后系統實驗波形

Fig.17 The optimized system experiment waveforms

需要注意的是，本文對磁心與線圈參數的分析和提出的功率密度提升方法并不局限于變電站母排場景中的非侵入式磁場取能系統，對于架空線路、地下電纜等場景中取能系統的分析與設計同樣具有指導意義。

表6 其他文獻與本文工作對比

Tab.6 Comparison between other literature and this work

4 結論

針對非侵入式磁場取能系統功率密度較低，且現有方法對磁心與線圈的分析相對獨立的問題，本文以功率密度為指標，詳細分析了線圈匝數、線圈線徑、疊片厚度與磁柱側面邊長對系統功率密度的影響。在此基礎上，提出了一種優化磁心與線圈參數的功率密度提升方法，即通過設計線圈匝數、線圈線徑、磁柱側面邊長與疊片厚度的最優值，獲取更高的功率密度。最后，依據所提方法制作了系統樣機并進行測試。實驗結果表明，對于限定磁心尺寸為30 mm×30 mm×40 mm的非侵入式磁場取能系統，在100 A母排電流下，系統經磁心與線圈優化后功率密度可達4.18 mW/cm3，提升至系統優化前功率密度的35倍，驗證了所提方法對提升功率密度的有效性。本文提出的功率密度提升方法可以較好地指導非侵入式磁場取能系統的設計，對監測傳感器應用于變電站母排環境具有重要意義。

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Power Density Improvement Method of Non-Invasive Magnetic Field Energy Harvester System Based on Optimization of Magnetic Core and Coil Parameters

（National Rail Transit Electrification and Automation Engineering Technology Research Center Southwest Jiaotong University Chengdu 610031 China）

Thewireless sensor is an effective method to monitor the status of the substation busbar. The traditional power supply source of sensors is the battery. However, the battery has limited life and needs to be replaced frequently, which challenges the long-term stable operation of the sensor. The non-invasive magnetic field energy harvester system has the advantages of a simple structure, stable power supply, and convenient installation, which can effectively solve the power supply problem of the sensor. Since the core structure of the non-invasive magnetic field energy harvester system is non-closed, the power density of the system is low. In addition, the application of the non-invasive magnetic field energy harvester is seriously restricted.

For the non-invasive magnetic field energy harvester system, the influence of core and coil parameters on its power density is very significant. Especially in the application scenario where the space is limited, the system power density cannot be improved by increasing the volume of the magnetic core. Hence, optimizing the magnetic core and coil parameters is particularly critical in this scenario. Unfortunately, the existing system optimization methods for analyzing magnetic core and coil parameters are relatively independent. Only mutual inductance is taken as the optimization index when optimizing the magnetic core, so the influence of coil parameter changes on the power density is ignored, which cannot accurately guide the design of the system prototype.

Considering the influence of magnetic core size on coil parameters and taking power density instead of mutual inductance as an optimization index, this paper proposed a power density improvement method to optimize magnetic core and coil parameters. Firstly, the equivalent circuit of the system was analyzed, and the power density expression was established. Then, the optimization direction was clarified to improve the induced voltage, reduce the coil resistance, and reduce the magnetic core volume. Secondly, the H-shaped structure magnetic core was proposed to effectively gather the magnetic flux and reduce the coil resistance. Then, the induced voltage, the coil resistance, and the magnetic core volume were represented by magnetic core and coil parameters, and the influencing factors of the power density were determined. Thirdly, the influences of coil turns, coil diameter, lamination thickness, and magnetic column side length on the system power density were analyzed based on the finite element simulation. A power density improvement method was proposed by optimizing the magnetic core and coil parameters, i.e., designing the optimal values of coil turns, coil diameter, laminate thickness, and magnetic column side length to obtain higher power density. Finally, the energy harvester with different core and coil parameters was fabricated, and their output performance was tested.

The experimental test results show that for the energy harvester with a limited core size of 30 mm× 30 mm×40 mm, under the condition of 100 A busbar current, the load voltage of the energy harvester is 3.64 V after optimization, which meets the power supply demand of most sensors. Moreover, the power density can reach 4.18 mW/cm3, 35 times the power density before optimization, verifying the effectiveness of the proposed power density improvement method.

Sensor, non-invasive magnetic field energy harvester, magnetic core, coil, power density

TM619

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222023

成都國佳電氣工程有限公司項目（NEEC-2022-A07）、西南交通大學新型交叉學科培育基金-前沿科技培育項目（2682022KJ005）、中央高校基本科研業務費專項資金（2682023ZTPY026）和四川省科技廳苗子工程項目（2022017）資助。

2022-10-26

2022-11-30

李 勇 男，1990年生，副教授，碩士生導師，研究方向為無線電能傳輸技術、微能量收集技術。E-mail: leeo1864@163.com（通信作者）

羅海軍 男，1998年生，碩士研究生，研究方向為微能量收集技術。E-mail: 1756449228@qq.com

（編輯 陳 誠）