趙興強，戴志新，張祖?zhèn)?，?宇，羅 勇，徐飛宇(1．南京信息工程大學(xué) 江蘇省大氣環(huán)境與裝備技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心，江蘇 南京 210044; 2. 南京信息工程大學(xué) 自動化學(xué)院，江蘇省氣象能源利用與控制工程技術(shù)研究中心，江蘇 南京 210044;. 中電科技集團 重慶聲光電有限公司，重慶 400060))

0 引言

隨著城市的快速發(fā)展，城市基礎(chǔ)設(shè)施不斷完善，井蓋作為城市基礎(chǔ)設(shè)施中的重要部分，井蓋的爆炸、丟失及傾斜等存在安全隱患問題。然而傳統(tǒng)的人工巡查難度大，效率低，隨著無線通信和物聯(lián)網(wǎng)技術(shù)在智能井蓋監(jiān)測中的廣泛應(yīng)用，井蓋的巡查發(fā)生變化，降低了市政井蓋維護人員的工作難度，保障了人們的生命財產(chǎn)安全[1]。

目前采用智能監(jiān)測的井蓋基本上是電池供電，在頻繁的信息采集和上報數(shù)據(jù)后電池電量很快耗盡，需定期更換電池[2]。但城市中井蓋數(shù)量多，分布散亂，且井蓋工作環(huán)境復(fù)雜，更換電池難度大，效率低。近年來能量收集技術(shù)開始在無線傳感節(jié)點上應(yīng)用，其可采集環(huán)境中的光能、動能和內(nèi)能等并轉(zhuǎn)化為電能[3]。井蓋大多安裝在馬路上，車輛較多，可采集到車輛的動能，光伏能量采集裝置不適合安裝在路面上，內(nèi)能受路面溫度影響較大，動能是井蓋上最能輕易獲得的能量。路面車輛壓過井蓋時，井蓋受到?jīng)_擊壓力，井蓋振動具有低頻、大荷載及微位移的特點[4]，與路面振動類似。井蓋受到?jīng)_擊荷載的時間一般為50 ms～1 s，井蓋受到的荷載為0.5 MPa左右[5-6]，實驗控制載荷為0.3～0.7 MPa。近年來能量收集技術(shù)在路面發(fā)電方面取得了很多進展。2008 年，以色列的一家公司研制出基于壓電換能器的路面能量收集系統(tǒng)，當單車道的貨車交通量超過500 輛/h時，每車道最多可收集250 kW/km電能[7]。2003年,日本音力發(fā)電公司開發(fā)出振動力發(fā)電系統(tǒng)，可將行人步行時產(chǎn)生的振動能轉(zhuǎn)換成電能，質(zhì)量約60 kg的人踩踏后可產(chǎn)生電量為0.1～0.3 W[8]。朱子豪[9]設(shè)計出一種采集路面減速帶能量的壓電發(fā)電裝置，質(zhì)量約2 t的車輛以2 m/s速度壓過減速帶時，換能器的輸出能量可達0.7 mW。史彬鋒等[10]提出一種路面液壓發(fā)電裝置，當車輛壓過換能器時，液壓換能器內(nèi)的油液被壓出，并流入蓄能器中儲存，最終經(jīng)蓄能器釋放油液驅(qū)動馬達轉(zhuǎn)動產(chǎn)生電能，該液壓裝置在路面收集沖擊性能極佳。路面情況復(fù)雜，路面能量的采集與應(yīng)用各不同，目前壓電發(fā)電在路面井蓋的應(yīng)用發(fā)展緩慢，在能量輸出和結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面都有研究的空間。

壓電發(fā)電適用于路面發(fā)電[11]，本文作者提出一種鈸式換能器的智能井蓋監(jiān)測系統(tǒng)，根據(jù)路面發(fā)電和承載的特點設(shè)計出鈸式壓電結(jié)構(gòu)，其具有體積小，質(zhì)量小，大承載及靈敏度高等優(yōu)點[12]，對鈸式換能器結(jié)構(gòu)進行仿真分析，并結(jié)合實驗研究分析了鈸式換能器的性能。根據(jù)壓電發(fā)電的特點設(shè)計出壓電整流降壓電源管理電路，結(jié)合自供電技術(shù)與低功耗技術(shù)設(shè)計出低功耗的智能井蓋監(jiān)測裝置，實現(xiàn)了智能井蓋無線傳感節(jié)點的監(jiān)測與自供能應(yīng)用。

1 工作原理

壓電發(fā)電結(jié)構(gòu)包括懸臂梁式、橋式和鈸式等結(jié)構(gòu)[13]。懸臂梁式結(jié)構(gòu)為共振模式振動，振動頻率要求高，不適合路面井蓋沖擊的收集[14]。橋式結(jié)構(gòu)承載力小。鈸式結(jié)構(gòu)具備高剛度，可承載大應(yīng)力，可靠性高。

鈸式換能器由鈸式蓋帽和一個壓電陶瓷(PZT)組成，圖1為壓電陶瓷受力分析。當鈸式蓋帽頂端受到壓力荷載F時，鈸式換能器可將作用在換能器頂端的軸向力F轉(zhuǎn)換為作用在壓電陶瓷上徑向(沿壓電陶瓷半徑方向)和軸向(沿壓電陶瓷厚度方向)的力f[15]。由于鈸式蓋帽頂端直徑Φ和空腔高度遠小于壓電陶瓷直徑Φc，鈸式蓋帽水平方向上的分力遠大于軸向的分力。

圖1 壓電陶瓷受力分析

在鈸式換能器頂部放置一個圓形頂板，用于放大施加到換能器上的荷載。當在圓形頂板上施加壓力F時，圓形頂板可將對銅帽頂端的荷載放大到F(Φ/Φc)2。本文設(shè)計Φc=40 mm，Φ=5 mm，理論上可將來自頂端平板的壓力荷載放大64倍[16]。由于鈸式結(jié)構(gòu)與圓形頂板的材質(zhì)不同，且鈸式結(jié)構(gòu)會放大其頂端受力，實際上鈸式結(jié)構(gòu)頂端受力遠大于理論推算的64倍。

表1 壓電材料參數(shù)

2 仿真設(shè)計

2.1 仿真模型

采用ANSYS Workbench軟件對鈸式壓電結(jié)構(gòu)進行性能分析與結(jié)構(gòu)優(yōu)化，建立模型如圖2所示。

圖2 鈸式換能器有限元分析模型

將下銅帽底端固定，上銅帽頂端放置直徑與壓電陶瓷相同的圓形頂板，在頂板上端施加均勻荷載，壓電片下底面電壓面設(shè)置為0。主要分析在結(jié)構(gòu)強度許用范圍內(nèi)，銅帽頂端面積、厚度、高度、壓電層厚及輸入壓力對結(jié)構(gòu)應(yīng)力和輸出電壓的影響[18]。

通常路面載荷約為0.5 MPa，實驗中以0.5 MPa壓強作為典型值，測量0.3～1 MPa內(nèi)鈸式結(jié)構(gòu)的受力與輸出情況。黃銅H62和PZT陶瓷的強度分別為400 MPa和220 MPa[19]。不考慮粘接層強度問題，設(shè)置安全系數(shù)為1.25，銅帽和PZT允許的最大應(yīng)力分別為320 MPa和176 MPa。

在頂板上端施加荷載，鈸式換能器的應(yīng)力及形變?nèi)鐖D3所示。應(yīng)力由銅帽頂端向底端逐漸減小，形變主要發(fā)生在銅帽頂端，壓電陶瓷受力均勻。

圖3 鈸式換能器應(yīng)力及形變圖

2.2 鈸式換能器結(jié)構(gòu)優(yōu)化仿真

本文設(shè)計換能器初始結(jié)構(gòu)參數(shù)：荷載為0.5 MPa，銅帽頂端半徑為2.5 mm，銅帽內(nèi)腔高度為3 mm，銅帽厚度為0.5 mm，壓電陶瓷厚度為1 mm。調(diào)節(jié)參數(shù)的變化分析對銅帽及壓電陶瓷應(yīng)力和輸出電壓的影響。

圖4 為銅帽頂端半徑對輸出性能的影響。銅帽最大應(yīng)力和開路電壓隨著頂端半徑增加而減小。

圖4 銅帽頂端半徑對輸出性能的影響

由圖4可見，在銅帽頂端半徑為3 mm時，銅帽和PZT的最大應(yīng)力分別為310 MPa和19 MPa，滿足許用應(yīng)力要求，此時輸出電壓為475 V。銅帽頂端半徑增加，銅帽頂端半徑與頂板半徑的比值增大，銅帽頂端受到的放大荷載減小。

圖5為銅帽厚度對輸出性能的影響。銅帽最大應(yīng)力和開路電壓隨著銅帽厚度增加而減小，并趨于平緩。由圖可見，銅帽厚度為0.5 mm時，銅帽和PZT的最大應(yīng)力分別為290 MPa和80 MPa，滿足許用應(yīng)力要求，此時輸出電壓為383 V。隨著銅帽厚度增加，剛度增大，形變減小，傳遞到壓電陶瓷水平方向的應(yīng)力減小[20]。

圖6為空腔高度對輸出性能的影響。由圖可知，隨著空腔高度增加，銅帽最大應(yīng)力和開路電壓減小。由圖還可見，空腔高度為2.5mm時，銅帽和PZT的最大應(yīng)力分別為305 MPa和80 MPa，滿足許用應(yīng)力要求，此時輸出電壓為554 V?？涨桓叨仍黾樱~帽底端受力在水平方向的分力變小，壓電陶瓷應(yīng)力減小。

圖6 空腔高度對輸出性能的影響

圖7為壓電陶瓷厚度對輸出性能的影響。隨著壓電陶瓷厚度增加，銅帽最大應(yīng)力和壓電陶瓷平均應(yīng)力保持不變，壓電陶瓷輸出開路電壓增加并趨于平緩。銅帽最大應(yīng)力為295 MPa,滿足設(shè)計需求，壓電陶瓷平均應(yīng)力均小于176 MPa。壓電陶瓷厚度增加，壓電發(fā)電常數(shù)減小，壓電片發(fā)電性能減小。

圖7 PZT厚度對輸出性能的影響

圖8為荷載對輸出性能的影響。銅帽最大應(yīng)力和壓電陶瓷開路電壓均以正比例關(guān)系增長。由圖可見，荷載為0.5 MPa時，銅帽和PZT的最大應(yīng)力分別為295 MPa和23 MPa，滿足許用應(yīng)力要求，此時輸出電壓為379 V。

圖8 荷載對輸出性能的影響

對鈸式換能器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化分析，可得制作樣機的換能器結(jié)構(gòu)參數(shù)為銅帽頂端半徑3 mm，銅帽厚0.5 mm，空腔高3 mm，壓電陶瓷厚2 mm。在0.5 MPa壓力情況下，樣機輸出電壓為399 V。

3 實驗分析

3.1 樣機加工

對加工鈸式換能器(見圖9)進行實驗分析，銅帽與壓電片間采用環(huán)氧樹脂膠粘接，銅箔貼在壓電片上下表面，并從壓電片上下表面引出，銅箔加載于壓電片與鈸式換能器之間，銅箔自身厚度很小，對壓電片的影響可忽略。

3.2 實驗平臺

圖10為鈸式換能器結(jié)構(gòu)及組裝圖，主要由施壓沖擊裝置和壓力傳感器組成。鈸式換能器疊在壓力傳感器上端，上端與壓力機的沖壓頭豎直對準靠近。通過手動按壓壓力機，驅(qū)動鈸式換能器產(chǎn)生電壓，通過示波器觀察電壓波形。其中壓力傳感器(HZC-T)量程為0～2 000 N。

圖10 換能器結(jié)構(gòu)及組裝圖

3.3 測試

沖擊時間寬度和荷載對鈸式換能器的開路輸出電壓影響較大，楊海露等[6]通過理論推導(dǎo)得出，沖擊時間越短，外部載荷越大，產(chǎn)生的開路電壓越大。壓電結(jié)構(gòu)是電容性元件，可等效為電容和電阻并聯(lián)的電路，電阻是漏電電阻，部分電荷經(jīng)過電阻耗散，沖擊時間越長，漏掉的電荷越多，電容上的電壓越小，即開路電壓越小。車速為60 km/h的汽車壓過井蓋的脈沖時間約為100 ms，手動按壓壓力機的脈沖時間為150～450 ms。本文模擬汽車壓過井蓋時鈸式換能器開路輸出電壓與沖擊脈沖寬度、大小的關(guān)系。

圖11為脈沖時間(250±12) ms內(nèi)壓電陶瓷開路電壓與荷載的關(guān)系。由圖可見，開路電壓隨著荷載的增加而增加。由于手動施加脈沖無法精確控制壓力機的荷載大小與脈沖寬度，通過大量實驗測得數(shù)據(jù)點，因此測量數(shù)據(jù)點較分散。由于鈸式換能器低頻下的阻抗很大，示波器測量探頭的阻抗與鈸式換能器的阻抗相差較大，且PZT的發(fā)電性能與理論值存在偏差，導(dǎo)致輸出電壓值比理論電壓值小。

圖11 壓電陶瓷開路電壓與荷載的關(guān)系圖

控制荷載恒定(約0.7 MPa)，測得鈸式換能器輸出開路電壓與脈沖寬度的關(guān)系，如圖12所示。由圖可見，脈沖越寬，其輸出電壓越低。

圖12 壓電陶瓷開路電壓與脈沖寬度的關(guān)系

接入不同負載,鈸式換能器輸出功率不同。在外部電阻為1 MΩ時,鈸式換能器輸出功率最高。在0.5 MPa、250 ms的沖擊脈沖下，鈸式換能器輸出功率為4.11 mW。

4 換能器在智能井蓋終端節(jié)點的應(yīng)用

井蓋終端節(jié)點包括控制器、傳感器、無線通訊模塊和電源管理電路[21]，鈸式換能器可以將采集到的能量傳送給傳感節(jié)點為其供電，終端節(jié)點負責(zé)采集井蓋節(jié)點的信息并上報。本文設(shè)計的綜合電源管理電路(見圖13)由LTC3588芯片及外圍電路組成，LTC3588芯片可輸入大于20 V的交流電，調(diào)節(jié)可輸出1.8 V、2.5 V、3.3 V和3.6 V的電壓。

圖13 硬件集成開發(fā)板

控制模塊工作模式的切換可降低模塊功耗，本文設(shè)計采用的無線通訊模塊NB-IOT工作狀態(tài)不同時，其功耗也不同，如圖14所示。NB-IOT發(fā)射信號時，其電流為55 mA，工作模式下電流為27.4 mA，休眠模式下電流為10 mA。當NB-IOT進入待機深休眠模式后電流僅17 μA。程序設(shè)計超級電容電量小于70%時，系統(tǒng)進入待機模式，待機模式下，系統(tǒng)的功耗僅0.2 mW，每天只采集、上發(fā)1～2次信息。

圖14 NB-IOT功耗分析圖

井蓋壓電能量收集裝置輸出功率在毫瓦級，并不足以支撐無線傳感節(jié)點的持續(xù)運行，將壓電能量收集技術(shù)與低功耗技術(shù)結(jié)合可有效地提高智能井蓋節(jié)點的續(xù)航能力。實驗測得在井蓋受到160次、荷載0.5 MPa的按壓后，可完成1次信息采集與上報。

5 結(jié)束語

本文系統(tǒng)地研究了鈸式壓電換能器的設(shè)計過程，分析了其工作原理。采用ANSYS Workbench軟件對鈸式壓電換能器進行電壓輸出仿真分析，測試不同參數(shù)對輸出電壓的影響，最終得到優(yōu)化的換能器尺寸。加工組裝了鈸式換能器，并完成了測試。結(jié)果顯示，在壓力0.5 MPa下，開路電壓能達到102 V，滿足給智能井蓋節(jié)點充電的需求。本文設(shè)計了鈸式換能器的電源管理電路，可將高電壓的交流電降壓整流后給電池充電同時設(shè)計了低功耗的無線傳感節(jié)點。從能量采集、硬件和軟件低功耗的設(shè)計等方面提高了節(jié)點的續(xù)航能力。