袁四美，廖昌榮，趙丹俠，劉 瓊，韓 亮

(重慶大學(xué) 光電技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點實驗室智能結(jié)構(gòu)中心，重慶 沙坪壩 400030)

近年來，磁流變液阻尼器在建筑結(jié)構(gòu)振動控制領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，并取得了良好的控制效果。磁流變液阻尼器依靠外加電源來實現(xiàn)阻尼通道的勵磁，控制磁流變液的流變學(xué)特性，以實現(xiàn)其阻尼參數(shù)的調(diào)節(jié)。在臺風(fēng)、海嘯與地震等自然災(zāi)害條件下，建筑結(jié)構(gòu)的供電系統(tǒng)失效的可能性極大，依靠振動能量來為磁流變液阻尼器供電，實現(xiàn)自供電磁流變阻尼調(diào)節(jié)系統(tǒng)是磁流變技術(shù)領(lǐng)域和振動控制領(lǐng)域研究的前緣課題，其關(guān)鍵技術(shù)之一是振動能量的回收技術(shù)。自20世紀(jì)90年代開始，國內(nèi)外研究學(xué)者就對饋能式減振系統(tǒng)進行了大量的研究。Choi等［1］提出一種基于電磁線圈感應(yīng)式磁流變阻尼器的自供電減振系統(tǒng);陳政清等［2-3］提出了一種自供電磁流變智能減振系統(tǒng)，該系統(tǒng)由齒條齒輪加速器帶動永磁直流電機，完成結(jié)構(gòu)振動能量到磁流變阻尼器所需的電能的轉(zhuǎn)換;Choi等［4］設(shè)計了采用齒條齒輪加速器、直流發(fā)電機自供能的電流變阻尼器;孫作玉等［5-6］設(shè)計制作了靜液蓄能式隔震換能系統(tǒng);武漢理工大學(xué)的徐琳等［7-8］提出了一種基于液壓傳動的液電饋能式液壓減振器系統(tǒng)。鑒于橋梁結(jié)構(gòu)振動能量大、振動頻率低和振幅較大等特點，在減振器運行過程中工作缸內(nèi)兩腔形成低頻脈沖壓力，該脈沖液流攜帶能量表現(xiàn)為壓力能和動能。因此，研究基于低頻脈沖液流換能器的振動能量回收方法，對自供電型磁流變液阻尼系統(tǒng)的應(yīng)用具有重要的學(xué)術(shù)價值。

1 換能器工作原理

如圖1所示，振動能量回收系統(tǒng)由液壓油缸、液壓齒輪馬達、三相永磁同步發(fā)電機、飛輪、電壓處理電路組成，其中，液壓馬達、飛輪、永磁發(fā)電機組成脈沖液流換能器。油缸、液壓馬達和單向閥 v1，v2，v3，v4，v5，v6組成的封閉液壓回路。單向閥v1、v2、v3、v4連接于液壓馬達進出油口與油缸之間，保證液壓馬達單向旋轉(zhuǎn);單向閥v5、v6連接于液壓馬達泄油口與液壓缸之間，使馬達泄漏的油液流回油缸。當(dāng)外界振動引起油缸活塞桿運動，以活塞桿向左運動(壓縮行程)為例?；钊苿佑鸵合蜃罅鲃?，將振動能轉(zhuǎn)換為液壓能，產(chǎn)生脈沖液流，油缸左腔壓力高于右腔，單向閥v1、v4、v6開啟，油液經(jīng)導(dǎo)油管流向液壓馬達，一部分油液通過馬達泄油口經(jīng)單向閥v6流回液壓缸;另一部分油液推動齒輪馬達轉(zhuǎn)動，然后經(jīng)單向閥v4流回油缸。同理，在活塞桿向右運動時，單向閥v2、v5、v3開啟。馬達將一部分液壓能轉(zhuǎn)換為機械能，帶動飛輪與永磁發(fā)電機轉(zhuǎn)動。飛輪將旋轉(zhuǎn)的機械能轉(zhuǎn)換為高速轉(zhuǎn)動的動能，發(fā)電機將機械能轉(zhuǎn)換為電能，經(jīng)電壓處理電路后為蓄電池充電或向外供電。

圖1 基于脈沖液流換能器的能量回收系統(tǒng)裝置圖Fig.1 The energy harvesting system schematic diagram based on pulse fluid flow transducer

2 能量轉(zhuǎn)換器回收理論分析

脈沖液流換能器工作簡化圖如圖2所示。流入馬達的總流量記為Qg，泄漏量記為ΔQ;推動馬達轉(zhuǎn)動，然后從出油口流出的這部分流量記為Qm。馬達帶動飛輪與發(fā)電機旋轉(zhuǎn)，馬達與飛輪、發(fā)電機同軸相連，旋轉(zhuǎn)角速度分別為ωd，ωf，ωd，馬達與發(fā)電機轉(zhuǎn)矩分別記為Tm，Td，馬達、飛輪、發(fā)電機的慣量記為Jm，Jf，Jd。

圖2 脈沖液流換能器模型Fig.2 The model of the pulse fluid flow transducer

2.1 流量分析模型

設(shè)工作缸內(nèi)活塞以正弦運動，位移為x=xmsin(ωt)，速度為v=dx/dt，其中，xm為活塞振幅，ω=2πf為活塞振動角頻率，f為活塞振動頻率。

忽略油缸的泄露，流入馬達的流量為活塞推動油液流動產(chǎn)生的流量:

式中:A為活塞有效面積。

根據(jù)齒輪馬達的工作原理，忽略馬達齒面接觸處(嚙合處)的泄漏，馬達的泄漏量為:

式中:s為齒輪端面間隙;θ為高壓腔包角;μ為油液的動力粘度;Ri齒根圓半徑;Rz齒輪軸半徑;z0為過渡區(qū)的齒數(shù);z為馬達齒數(shù);b為齒寬;δ為齒頂間隙;se為齒頂厚;Δpm為馬達進出油口壓差。推動馬達轉(zhuǎn)動，將液壓能轉(zhuǎn)換為機械能的流量表示為

式中:q為馬達的理論排量。根據(jù)流量連續(xù)方程，有Q=Qg=ΔQ+Qm，得到:

2.2 力學(xué)分析模型

馬達與飛輪、飛輪與永磁發(fā)電機之間為剛性連接，則馬達、飛輪、發(fā)電機的角速度相同:

油液推動馬達旋轉(zhuǎn)，馬達將液流能轉(zhuǎn)換為機械能，帶動飛輪與發(fā)電機轉(zhuǎn)動，馬達的輸出轉(zhuǎn)矩為:

式中:bm為馬達的粘滯阻尼系數(shù)。

忽略發(fā)電機的空載轉(zhuǎn)矩，則發(fā)電機轉(zhuǎn)矩僅由電磁轉(zhuǎn)矩構(gòu)成:

由于液流不穩(wěn)定，必須考慮慣性轉(zhuǎn)矩，則力矩平衡方程為:

等式右端第一項為馬達慣性轉(zhuǎn)矩，第二項為飛輪慣性轉(zhuǎn)矩，第三項為發(fā)電機的慣性轉(zhuǎn)矩。

根據(jù)式(4)、(5)、(8)得到:

利用Matlab進行仿真，所涉及的參數(shù)如表1。

表1 脈沖液流換能器仿真參數(shù)表Tab.1 Simulation parameters of the pulse fluid flow transducer

圖 3(a)為R=30 Ω，f=2 Hz、3.2 Hz、4.8 Hz、6 Hz情況下發(fā)電機角速度波動圖。由圖可以發(fā)現(xiàn)，在相同負載下，頻率越大，角速度幅值越大。圖3(b)為f=3.6 Hz，R=1 Ω、30 Ω、150 Ω 與空載情況下發(fā)電機角速度波動圖。由圖可知，在同一頻率下，空載時角速度幅值最大，帶負載情況下，阻值越大發(fā)電機角速度幅值越大。

圖3 發(fā)電機角速度波動圖Fig.3 The angle speed fluctuation diagram of generator

2.3 電氣分析模型

發(fā)電機三相接負載R，采用Y型接法。發(fā)電機單相輸出電壓為:

帶載情況下，發(fā)電機單相輸出功率為:

圖4 發(fā)電機單相輸出電壓特性仿真圖Fig.4 Simulation diagrams of generator's single-phase output voltage characteristic

圖 4 為f=3.6 Hz，空載，R=150 Ω、30 Ω 情況下，發(fā)電機單相電壓輸出特性。由圖可知，電壓幅值分別為196.5 V，113.2 V，85.76 V，空載時發(fā)電機輸出電壓幅值最大。圖5 為f=3.6 Hz，R=150 Ω、30 Ω 情況下，發(fā)電機瞬時功率特性。通過計算得到其平均功率分別為 20.86 W，49.52 W。

圖5 發(fā)電機瞬時輸出功率特性仿真圖Fig.5 Simulation diagrams of generator's instantaneous output power characteristic

2.4 轉(zhuǎn)換效率分析模型

發(fā)電機三相總的輸出功率為:

在T時間內(nèi)，發(fā)電機輸出電能為:

外界振動推動活塞運動，將振動能轉(zhuǎn)換為液流能，在T時間內(nèi)，產(chǎn)生的液流能為:

式中:Δp為液壓缸內(nèi)高低壓腔壓差。

忽略導(dǎo)油管沿程壓差損失，有Δp=Δpm。能量轉(zhuǎn)換器的轉(zhuǎn)換效率為:

由式(16)可知，換能器的轉(zhuǎn)換效率由負載與活塞頻率決定。圖6為換能器在不同頻率、不同負載下的轉(zhuǎn)換效率。由圖可得出結(jié)論，在同一負載下，換能器隨著頻率的增加而減小;在同一頻率下，換能器隨著負載的增大先增大后減小。

3 實驗測試

為了檢驗理論分析的正確性，將減振器換能系統(tǒng)在J95-I振動測試平臺上進行測試，實驗裝置圖如圖7所示。試驗用齒輪馬達型號為GM5，永磁發(fā)電機型號FF-50W，示波器型號DPO2012。實驗現(xiàn)場如圖7所示。

圖6 能量轉(zhuǎn)換效率仿真圖Fig.6 The simulation diagram of energy conversion efficiency

圖7 振動能量回收裝置圖Fig.7 The vibration energy harvesting device diagram

采用正弦激勵振動，振幅為 ±25 mm，頻率為:2 Hz，2.4 Hz，2.8 Hz，3.2 Hz，3.6 Hz，4 Hz，4.4 Hz，4.8 Hz，5.2 Hz，5.6 Hz，6 Hz。分別在空載、帶載情況下，對換能器進行實驗測試。

3.1 發(fā)電機輸出電壓與輸出功率特性

圖8 為f=3.2 Hz，空載，R=150 Ω、30 Ω 的情況下測試的電壓輸出特性。從圖中可以看出，最大輸出電壓分別為178 V，104 V，80 V;在帶載情況下，發(fā)電機出現(xiàn)停轉(zhuǎn);帶負載阻值越大，發(fā)電機停轉(zhuǎn)時間反而越短。發(fā)電機產(chǎn)生停轉(zhuǎn)的主要原因有:油液回路中油液不滿，活塞運動出現(xiàn)空程;活塞運動速度較小時，所提供的能量不能帶動馬達轉(zhuǎn)動。與仿真圖4相比，其波形幅值要小，主要由于系統(tǒng)摩擦損耗、發(fā)電機空載損耗、導(dǎo)油管沿程損耗等造成的;在單幅圖中一個周期內(nèi)波形不對稱，這是由于油液不滿，發(fā)電機開始轉(zhuǎn)動時，活塞運動速度不為零造成的。

圖9為實測發(fā)電機瞬時功率，與仿真圖5相比，一個實測周期內(nèi)的瞬時功率圖窄于仿真圖，主要由油液不滿、活塞運動產(chǎn)生的阻尼力不足以帶動馬達轉(zhuǎn)動，發(fā)電機出現(xiàn)停轉(zhuǎn)導(dǎo)致的;每個周期實測瞬時功率不相同且幅值小于仿真值，從上面的分析可知，主要是由于系統(tǒng)存在摩擦損耗、空載損耗、導(dǎo)油管沿程損耗等情況造成的。經(jīng)過計算其平均功率分別為5.82 W，12.53 W。

由實測電壓及瞬時功率圖可以說明該換能方案是可行的，換能器能將部分振動能轉(zhuǎn)換為電能。

圖8 發(fā)電機輸出電壓特性實測圖Fig.8 Experimental test diagrams of generator's output voltage characteristic

圖9 發(fā)電機輸出瞬時功率實測圖Fig.9 Experimental test diagrams of generator's instantaneous output power

3.2 換能效率

圖10為不同頻率下的換能效率測試與仿真對比圖。由圖可以看出:在同一負載下，隨著活塞頻率的增大換能系統(tǒng)的效率減小;在同一頻率下，R=30 Ω時的效率大于R=150 Ω時的效率?；钊l率越大換能效率越低的主要原因有:活塞頻率越大，發(fā)電機轉(zhuǎn)子角頻率越大，發(fā)電機的繞組感抗越大，導(dǎo)致負載上分壓減小，發(fā)電機輸出功率減小;活塞頻率增大，馬達泄漏量增加，馬達輸出功率減小，使得發(fā)電機輸入功率減小。

圖10 換能效率Fig.10 Energy conversion efficiency

仿真值與實測值吻合較好，但還存在著一定誤差，分析主要原因:沒有考慮系統(tǒng)的摩擦、導(dǎo)油管沿程等損耗;沒有考慮發(fā)電機機械損耗、鐵芯損耗和雜散損耗;仿真計算參數(shù)，特別是泄漏系數(shù)取值存在一定誤差;存在測試誤差等。

從實驗值可以看出，效率最大可以達到46.85%，由計算可以得到發(fā)電機三相最大總輸出平均功率可以達到37.4 W。

4 結(jié)論

為了擺脫MR阻尼器控制系統(tǒng)對外界電源的依賴，本文提出了一種基于脈沖液流換能器的能量回收方案，在供電失效的情況下，能為其供電。在本文中，分析了換能器的工作原理，對系統(tǒng)進行理論仿真，并進行實驗測試。通過理論分析與實驗研究得到以下結(jié)論:

(1)理論仿真圖與實測圖能較好的吻合，說明理論分析是合理的。

(2)該換能器方案是可行的，能將部分振動能轉(zhuǎn)換為電能，在帶30 Ω電阻的情況下，轉(zhuǎn)換效率可達到46.85%，最大輸出功率可以達到37.4W。

(3)從理論分析可知，換能器的效率會隨振動頻率與負載變化，可通過改變負載來進行調(diào)節(jié)。

針對換能系統(tǒng)存在的問題，接下來要做的有:對系統(tǒng)進行優(yōu)化，增加系統(tǒng)的穩(wěn)定性;解決油液不滿的問題;根據(jù)發(fā)電機輸出電壓特性設(shè)計穩(wěn)壓電路，為蓄電池充電等。

［1］ Choi K M，Jung H J，Lee H J.Feasibility study of an MR damper-based smart passive control system employing an electromagnetic induction device［J］.Smart Mater.Struct，2007，16(6):2323-2329.

［2］陳政清.自供電磁流變智能減振系統(tǒng)［P］.中國專利，CN:101086179，2007.

［3］汪治昊，陳政清.基于自供電磁流變阻尼器的隔震高架橋半主動控制［J］.地震工程與工程振動，2010，30(1):126-133.

WANG Zhi-hao，CHEN Zheng-qing.Semi-active control of isolated elevated highway bridge with self-powered MR damper［J］.Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2010，30(1):126-133.

［4］ Choi S B，Seong M S，Kim K S.Vibration control of an electro-rheological fluid based suspension system with an energy regenerative mechanism ［J］.Journal of Automobile Engineering，2009，223(4):459-469.

［5］孫作玉，程樹良，王煥定.隔震換能系統(tǒng)的換能效率及振動控制效果研究［J］.工程力學(xué)，2005，22(2):132-136.

SUN Zuo-yu，CHENG Shu-liang，WANG Huan-ding.Study on energy transition efficiency and control effect of base-isolated structure with transducer［J］. Journalof Engineering Mechanics，2005，22(2):132-136.

［6］程樹良，王煥定，孫作玉.隔震換能系統(tǒng)換能效果實驗研究［J］.工程力學(xué)，2006，23(11):38-44.

CHENG Shu-liang， WANG Huan-ding， SUN Zuo-yu.Experimental study on effect of energy transition of baseisolation with energy transducer system［J］.Journal of Engineering Mechanics，2006，23(11):38-44.

［7］ Xu L，Guo X X.Hydraulic transmission electromagnetic energy-regenerative active suspension and its working principle［C］.Second Global Congress on Intelligent System，2010:58-61.

［8］徐 琳.汽車液電饋能式減振器研究［D］.武漢:武漢理工大學(xué)，2011.