鄒華杰， 張江華， 陳荷娟， 王澤平

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

引信氣流激振壓電發(fā)電機結(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.常州機電職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機械工程學(xué)院， 江蘇 常州 213164；2.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

滿足引信用小型振動壓電發(fā)電機氣流致振發(fā)電要求，解決穩(wěn)定激振力的問題，控制結(jié)構(gòu)敏感參數(shù)是一種有效方法。通過模擬吹風(fēng)實驗，分析氣流致聲激振機構(gòu)的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)對激振力的影響規(guī)律。結(jié)果表明，不同共振腔長度對應(yīng)的激振力幅值與入流速度近似呈現(xiàn)線性增大趨勢，且長度越大其斜率越小，反之亦然，噴口到共振腔的間距和噴口環(huán)隙對激振力幅值的影響較復(fù)雜，過大或過小都會使得激振力幅值較小甚至沒有波形產(chǎn)生；共振腔長度是影響激振力頻率的主要因數(shù)，頻率隨長度的增大而變小，呈現(xiàn)反比關(guān)系，噴口到共振腔的間距和噴口環(huán)隙對頻率的影響較小。因此，對于高速氣流，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； 激振力

0 引言

隨著彈藥靈巧化和智能化的發(fā)展趨勢，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充電源，越來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[1]是一種利用彈丸飛行過程中的迎面氣流激勵壓電換能器振動而發(fā)電的引信物理電源，具有結(jié)構(gòu)簡單且沒有活動部件等特點。因此，如果能夠通過提高壓電發(fā)電機的驅(qū)動性能來增加其輸出功率，將具有極大的應(yīng)用前景。

關(guān)于這類氣流激振壓電發(fā)電機，國內(nèi)學(xué)者對其進行了相關(guān)研究。李映平等[1]對振動式壓電換能機理、壓電換能器的固有頻率以及振動壓電發(fā)電的原理性實驗等進行了相關(guān)的研究。黎暉等[2]對這種氣流激振壓電發(fā)電機的壓電片和諧振腔的固有頻率進行了推導(dǎo)。雷軍命等[3]在文獻[1]的基礎(chǔ)上，設(shè)計了直徑為34 mm的換能器，研究了壓電振子的諧振特性，對氣流激振壓電發(fā)電機的輸出電壓和輸出功率進行了簡單實驗研究。徐偉等[4]結(jié)合微機電(MEMS)技術(shù)提出了一種引信用MEMS氣流諧振壓電發(fā)電機，并通過流體- 固體耦合分析和壓電仿真分析，對壓電片的振動位移響應(yīng)以及發(fā)電機的輸出電壓進行了研究。何鵬[5]設(shè)計了具有氣流調(diào)節(jié)功能的進氣口，并對迎面氣流進入管內(nèi)的流場進行了分析。在文獻[5]的基礎(chǔ)上，鄒華杰等[6]注重于氣流致聲激振過程，設(shè)計了一個基于環(huán)形噴嘴—共振腔結(jié)構(gòu)的氣流致聲激振機構(gòu)，并通過數(shù)值仿真和實驗對其氣流致聲激勵特性進行了研究，結(jié)果表明由于共振腔內(nèi)駐波聲場的存在，使得激振力呈穩(wěn)定正弦振動。在文獻[6]的基礎(chǔ)上，Li[7]對噴注流場中旋渦脫落過程進行了分析。鄒華杰等[8]對發(fā)電機中聲管固定方法進行了分析。根據(jù)“頻率泵浦”設(shè)計思想[9]，Zou等[10]設(shè)計了小型氣流致聲激振壓電發(fā)電機結(jié)構(gòu)，并對其激振力以及電輸出特性進行了研究，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)電機具有結(jié)構(gòu)簡單、體積小、振動頻率高且沒有活動部件等特點，適合小口徑彈引信彈載物理電源。以上文獻都是針對這種氣流激振壓電發(fā)電機的氣流激振機理以及壓電換能進行的研究，關(guān)于結(jié)構(gòu)參數(shù)對激振力特性影響方面卻鮮有相關(guān)的研究報告。

結(jié)構(gòu)參數(shù)對共振腔內(nèi)駐波共振特性起決定性作用，影響激振力的幅值和頻率，進而影響發(fā)電機的輸出特性。為了實現(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程，通過模擬吹風(fēng)實驗，分析氣流致聲激振機構(gòu)的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)對激振力的影響規(guī)律，通過對比各種結(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機構(gòu)結(jié)構(gòu)參數(shù)及其變化范圍。

1 氣流激振壓電發(fā)電機結(jié)構(gòu)及工作原理

圖1所示為氣流激振壓電發(fā)電機的結(jié)構(gòu)示意圖，由氣流致聲激振機構(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為共振腔長度。氣流致聲激振機構(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)隙由進氣道和阻塞構(gòu)成；噴注是彈丸飛行時的迎面氣流(即入流)進入環(huán)隙再出來后得到的穩(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噴注氣流的損失，放大氣流機械能。與風(fēng)吹聲不同的是反饋在這里起主要作用，由噴口發(fā)出的高速噴注在空腔內(nèi)(共振腔前端)靜止的空氣中通過時，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，因此噴注不斷變寬。一部分遇到共振腔口部(邊棱)時發(fā)生反射回到噴口，激發(fā)更多旋渦；一部分進入共振腔內(nèi)激發(fā)其腔體振動，并在底部(剛性底部)反射回噴口。在聲源處(共振腔口部)同時存在正、負向聲波，如果它們同相則振動加強，可以產(chǎn)生頻率主要由共振腔長度決定的聲波，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)動壓電換能器振動、輸出電能，實現(xiàn)聲能到電能的轉(zhuǎn)換。

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

2 實驗裝置和方法

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

圖2 實驗系統(tǒng)框圖Fig.2 Block diagram of experimental system

圖3所示為實驗照片。實驗時，打開氣罐，通過減壓閥來調(diào)節(jié)進氣口的氣流大小，并通過流量計監(jiān)測流量值；氣流進入試件后，用壓力傳感器測量共振腔底部聲壓(激振力)，并用數(shù)據(jù)記錄儀對相應(yīng)數(shù)據(jù)進行記錄。

圖3 實驗照片F(xiàn)ig.3 Experimental setup

實驗所選取的氣源流量范圍為100～300 L/min，對應(yīng)試件入口處的氣流速度v與流量Q之間的表達式為

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)影響實驗分析

在進行氣流致聲激振機構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析時，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，如圖1所示，包括：1)共振腔長度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)電機的激振力特性，針對氣流致聲激勵機構(gòu)的3個結(jié)構(gòu)參數(shù)，開展共振腔底部聲壓曲線測量實驗研究。為了全面了解結(jié)構(gòu)參數(shù)對激振力的影響規(guī)律，分別對氣流致聲激勵機構(gòu)在某一單個參數(shù)不同取值條件下的實驗測量結(jié)果進行分析，得到激振力變化規(guī)律曲線。

3.1 共振腔長度影響

為滿足平面聲波傳播條件，將圖1所示的共振腔設(shè)計為半封閉形式，當D=10 mm時，L應(yīng)大于5 mm. 于是在分析長度對激振力的影響時，設(shè)計圖1的實驗樣機如下：X=3 mm，H=1 mm，L分別為7 mm、10 mm、15 mm、20 mm. 激振力隨時間的變化曲線以及對應(yīng)的快速傅里葉變換(FFT)如圖4所示，聲壓曲線都呈正弦波形狀，幅值和頻率都比較穩(wěn)定。實驗結(jié)果如下：

1)激振力幅值與流速呈現(xiàn)線性關(guān)系，如圖5所示。在流速小于70 m/s時，隨著流速的增大，L越小其激振力越??；在流速大于90 m/s時，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??；當L=20 mm時，所對應(yīng)的頻率偏差值不大于157 Hz，相對誤差為4.3%. 頻率偏差值小，說明頻率對流速不敏感。

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時聲壓隨時間的變化曲線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

在分析間距對激振力的影響時，設(shè)計圖1 的實驗樣機如下：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. 激振力隨時間的變化曲線以及對應(yīng)的FFT如圖7所示，聲壓曲線都呈正弦波形狀，幅值和頻率都比較穩(wěn)定。實驗結(jié)果如下：

圖7 X=3 mm及v=74 m/s時聲壓隨時間的變化曲線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時聲壓曲線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時聲壓曲線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時聲壓曲線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。當流速較小(50～70 m/s)時，X越小其聲壓幅值越大；X越大其聲壓幅值越小或沒有聲振動產(chǎn)生，如圖9所示，這是因為X越大時，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有聲振動產(chǎn)生。當流速較大(90～160 m/s)時，X越小其聲壓幅值越小或沒有聲振動產(chǎn)生，如圖10和圖11所示，這是因為X越小時，射流來不及形成振蕩，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有聲振動產(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性趨勢，且小間距激振機構(gòu)的頻率增大能力最強，增加幅度最大。結(jié)果表明，小間距對應(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)隙對壓電換能器輸出電壓的影響時，設(shè)計圖1的實驗樣機如下：L=8 mm，X=3 mm，H分別為0.5 mm、1.0 mm、1.5 mm. 激振力隨時間的變化曲線以及對應(yīng)的FFT如圖13所示，聲壓曲線都呈正弦波形狀，幅值和頻率都比較穩(wěn)定。實驗結(jié)果如下：

圖13 H=1.0 mm及v=85 m/s時聲壓隨時間的變化曲線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。當流速較小(50～70 m/s)時環(huán)隙較小，其聲壓幅值變得越小或沒有聲振動產(chǎn)生，如圖15所示。這是因為H較小(H=0.5 mm)時，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有聲振動產(chǎn)生。當流速較大(100～160 m/s)時，H過大則其聲壓幅值將變得越小或沒有聲振動產(chǎn)生，如圖16所示。這是因為H較大(H=1.5 mm)時，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有聲振動產(chǎn)生。結(jié)果表明，H=1.0 mm時的激振機構(gòu)，其振幅值始終處于最大，存在振幅隨入流速度線性變大的臨界環(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時聲壓曲線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時聲壓曲線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性增大，高入流速度時，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、高頻振動信號，需將環(huán)隙值控制在合理的范圍內(nèi)。

4 結(jié)論

本文通過模擬吹風(fēng)實驗研究，對影響激振力幅值和頻率的結(jié)構(gòu)參數(shù)進行了分析。由實驗結(jié)果得出以下結(jié)論：

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

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

因此，對于高速氣流，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)計的依據(jù)。

References)

[1] 李映平．引信壓電發(fā)電機原理及試驗研究[D]．南京：南京理工大學(xué)，2006．

LI Ying-ping. The principle of fuze piezoelectric power supply and experimental investigations [D]．Nanjing: Nanjing University of Science and Technology，2006．(in Chinese)

[2] 黎暉，高敏，王廣龍．引信用壓電式射流發(fā)電機的原理與研究[J]．電源技術(shù)，2009，33(12)：1120-1122．

LI Hui，GAO Min，WANG Guang-long．Principle and analysis of piezoelectric fluidic generator for fuze[J]．Power Technology，2009，33(12)：1120-1122．(in Chinese)

[3] 雷軍命．引信氣流諧振壓電發(fā)電機[J]．探測與控制學(xué)報，2009，31(1)：23-26．

LEI Jun-ming．An air-driven fluidic resonance piezoelectric generator for fuze [J]．Journal of Detection & Control，2009，31(1)：23-26．(in Chinese)

[4] 徐偉，王炅，陸靜．引信用MEMS氣流諧振壓電發(fā)電機[J]．探測與控制學(xué)報，2011，33(1)：9-13．

XU Wei，WANG Jiong，LU Jing．MEMS air-driven fluidic resonance piezoelectric generator for fuze [J]．Journal of Detection & Control，2011，33(1)：9-13．(in Chinese)

[5] 何鵬. 引信新型彈載發(fā)電機氣流控制進氣口內(nèi)流場數(shù)值模擬[D]. 南京: 南京理工大學(xué), 2012.

HE Peng. Numerical simulation of airflow control inlet internal flow field of fuze on-boarded generator [D]. Nanjing: Nanjing

University of Science and Technology, 2012. (in Chinese)

[6] 鄒華杰，陳荷娟，梁醫(yī)．引信振動壓電發(fā)電機氣流致聲振源特性研究[J]．兵工學(xué)報，2015，36(4)：610-618．

ZOU Hua-jie，CHEN He-juan，LIANG Yi．Study of airflow-induced acoustic characterization of fuze vibration piezoelectric generator [J]． Acta Armamentarii，2015,36(4)：610-618． (in Chinese)

[7] Li F．Numerical analysis of vortex shedding behavior of piezoelectric microgenerator from dynamic airflow induced vibration[J]．Advanced Materials Research，2013，694：1595-1601．

[8] 鄒華杰，陳荷娟，賴長纓，等．微環(huán)音氣流壓電發(fā)電機聲管固定方法[J]．探測與控制學(xué)報，2014，36(3)：25-30.

ZOU Hua-jie，CHEN He-juan, LAI Chang-ying, et al．Fixation methods of sound tube of micro ringtone airflow piezoelectric generator[J]．Journal of Detection & Control，2014，36(3)：25-30．(in Chinese)

[9] Priya S， InmanD J．Energy harvesting technologies [M]．NY, US: Springer，2009：26-27．

[10] Zou H J，Chen H J，Zhu X G. Piezoelectric energy harvesting from vibration induced by jet-resonator system [J]. Mechatronics, 2015，26(2): 29-35.

[11] 馬大猷．現(xiàn)代聲學(xué)理論基礎(chǔ)[M]．北京：科學(xué)出版社，2004：296-306．

MA Da-you．Modern acoustic theory foundation[M]．Beijing：Science Press，2004: 296-306．(in Chinese)

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

國家自然科學(xué)基金項目(51377084)； 江蘇省自然科學(xué)基金青年基金項目(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