鄒華杰, 陳荷娟, 梁醫(yī), 姜琦, 劉濱, 王軍紅

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 江蘇 南京 210094；2.西北工業(yè)集團(tuán)有限公司, 陜西 西安 710043)

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引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)氣流致聲激勵(lì)特性研究

鄒華杰1, 陳荷娟1, 梁醫(yī)1, 姜琦2, 劉濱2, 王軍紅2

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 江蘇 南京 210094；2.西北工業(yè)集團(tuán)有限公司, 陜西 西安 710043)

為滿(mǎn)足引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的驅(qū)動(dòng)性能要求，解決激勵(lì)能量關(guān)鍵問(wèn)題，設(shè)計(jì)了一個(gè)環(huán)形噴嘴—共振腔結(jié)構(gòu)的噴注發(fā)生器聲源。應(yīng)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法，通過(guò)仿真模擬解釋噴注激發(fā)聲波致共振腔振動(dòng)特性；用試驗(yàn)所測(cè)的響應(yīng)電壓與仿真獲得的共振腔底部聲壓對(duì)比。研究結(jié)果表明：共振腔內(nèi)的聲壓和軸向質(zhì)點(diǎn)速度隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)近似于正弦波，相位差為90°，說(shuō)明了在共振腔內(nèi)形成了駐波聲場(chǎng)；共振腔底部聲壓幅值和頻率較穩(wěn)定，且幅值較大；壓電片的開(kāi)路響應(yīng)電壓頻率與仿真聲壓頻率很接近，從而驗(yàn)證了噴注發(fā)生器聲源產(chǎn)生純音的特征。因此，這種根據(jù)氣流致振原理設(shè)計(jì)的無(wú)活動(dòng)零件的噴注發(fā)生器聲源，有利于提高引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的激勵(lì)能量。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 壓電發(fā)電機(jī)； 噴嘴- 共振腔； 氣流致聲； 駐波聲場(chǎng)

0　引言

引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)是一種利用彈丸飛行中產(chǎn)生的相對(duì)迎面氣流發(fā)電引信物理電源，因其振源的外部激勵(lì)來(lái)自氣流，故也稱(chēng)氣流致振壓電發(fā)電機(jī)。目前，在光電、熱電等多種可行的能量收集技術(shù)中，利用壓電系統(tǒng)將結(jié)構(gòu)振動(dòng)或運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化成可用的電能的壓電發(fā)電備受關(guān)注。壓電發(fā)電機(jī)環(huán)保、易于小型化，既可作為引信電源或其他能源的補(bǔ)充，也可作為各種電子系統(tǒng)(或微電子系統(tǒng))自供電電源。振動(dòng)型壓電器件與傳統(tǒng)的壓電元件的不同之處在于，其源阻抗的電容性可以由不同幅度的機(jī)械振動(dòng)來(lái)激勵(lì)，這種機(jī)械振動(dòng)是由振動(dòng)頻率與振源相近的一種無(wú)恢復(fù)力機(jī)械振動(dòng)機(jī)構(gòu)所產(chǎn)生?，F(xiàn)代彈藥引信電子化、智能化程度愈來(lái)愈高，引信電源的需求也越來(lái)越大，其中，電磁兼容性好的電源是現(xiàn)代引信的首選。但是，隨著引信小型化的發(fā)展趨勢(shì)，其功能和內(nèi)部機(jī)構(gòu)或裝置不斷增多，于是，留給電源的空間也越來(lái)越小，這就給壓電發(fā)電機(jī)帶來(lái)了體積與能量的矛盾，其實(shí)這也是當(dāng)今自供電系統(tǒng)的瓶頸。如果能夠通過(guò)提高振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的驅(qū)動(dòng)性能來(lái)增加其輸出功率，將是一個(gè)壓電發(fā)電機(jī)提高輸出功率的新途徑。

為滿(mǎn)足引信用電源的要求，根據(jù)增強(qiáng)振動(dòng)的設(shè)計(jì)思想，設(shè)計(jì)了一個(gè)環(huán)形噴嘴—共振腔結(jié)構(gòu)的噴注發(fā)生器聲源。關(guān)于這類(lèi)聲源驅(qū)動(dòng)的壓電發(fā)電機(jī)，國(guó)內(nèi)有些學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了相關(guān)研究。李映平對(duì)壓電換能的機(jī)理、壓電換能器的固有頻率以及振動(dòng)壓電發(fā)電的原理性試驗(yàn)等進(jìn)行了相關(guān)的研究[1]。黎暉等僅僅對(duì)這種氣流振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的壓電片和諧振腔的固有頻率進(jìn)行了推導(dǎo)[2]。雷軍命在文獻(xiàn)[1]的基礎(chǔ)上對(duì)氣流振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的輸出電壓和輸出功率進(jìn)行了試驗(yàn)研究，未對(duì)這種發(fā)電機(jī)激勵(lì)機(jī)理進(jìn)行研究[3]。徐偉等結(jié)合微機(jī)電(MEMS)技術(shù)，提出了一種引信用MEMS氣流諧振壓電發(fā)電機(jī)，并通過(guò)流- 固耦合分析和壓電仿真分析，對(duì)壓電片的振動(dòng)位移響應(yīng)以及發(fā)電機(jī)的輸出電壓進(jìn)行了研究[4]。盡管如此，以上文獻(xiàn)都是針對(duì)這種氣流振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的壓電換能部分進(jìn)行了研究，然而關(guān)于氣流致聲激勵(lì)機(jī)理和特性方面卻很少有相關(guān)的研究報(bào)告。因此，本文針對(duì)振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的氣流致聲激勵(lì)，通過(guò)仿真分析所得到的流場(chǎng)特性，對(duì)發(fā)電機(jī)氣流致聲激勵(lì)的產(chǎn)生機(jī)理以及聲振動(dòng)特性等進(jìn)行相關(guān)的研究。

按照傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法，先要認(rèn)識(shí)發(fā)聲機(jī)理、渦聲耦合作用、聲波能量傳遞等問(wèn)題，后采用數(shù)學(xué)方法描述它們的存在。但是，現(xiàn)代聲學(xué)理論還不能精確描述噴注發(fā)生器中聲音的產(chǎn)生、渦聲耦合等非線(xiàn)性作用。為此，在無(wú)法建立精確模型的情況下，本文將應(yīng)用氣動(dòng)聲學(xué)理論，結(jié)合計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法，通過(guò)仿真模擬解釋噴注激發(fā)聲波致共振腔振動(dòng)特性；然后，用試驗(yàn)所測(cè)的響應(yīng)電壓與仿真獲得的共振腔底部聲壓對(duì)比，驗(yàn)證噴注發(fā)生器聲源產(chǎn)生純音的特征。

1　噴注發(fā)生器聲源及流場(chǎng)計(jì)算模型

1.1噴注發(fā)生器聲源

聲致振動(dòng)的激勵(lì)能量是由聲場(chǎng)提供的，各種聲場(chǎng)可以由多種形式的激勵(lì)誘發(fā)。關(guān)于利用流體誘發(fā)振動(dòng)的應(yīng)用，近年來(lái)得到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的重視。例如，Wang[5-7]應(yīng)用卡門(mén)渦街原理設(shè)計(jì)壓電和磁電換能器的流致振結(jié)構(gòu)，Hernandz等[8]應(yīng)用渦致聲原理設(shè)計(jì)了壓電換能器隔板式結(jié)構(gòu)，Sun等[9]、徐雅等[10]設(shè)計(jì)了時(shí)均流誘發(fā)聲振動(dòng)的熱聲冰箱驅(qū)動(dòng)裝置。當(dāng)外部氣流不斷流入一條穩(wěn)定流管時(shí)，總是存在流動(dòng)阻力的，它將使部分機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能(耗散)，流出管道時(shí)可能還會(huì)發(fā)生旋渦等現(xiàn)象(存在局部阻力)，從而使能量損失。以上利用氣流致振的應(yīng)用及國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有的應(yīng)用中，大多數(shù)未考慮彌補(bǔ)氣流動(dòng)能的措施。

圖1所示壓電發(fā)電機(jī)的環(huán)形噴嘴- 共振腔結(jié)構(gòu)是一種氣流致聲的噴注發(fā)生器機(jī)構(gòu)，可以增強(qiáng)機(jī)械振動(dòng)。該噴注發(fā)生器機(jī)構(gòu)，無(wú)活動(dòng)零件，由環(huán)形噴嘴和共振腔組成。其中：環(huán)形噴嘴是由進(jìn)氣道和阻塞構(gòu)成；噴注是彈丸飛行時(shí)的迎面氣流(即入流)進(jìn)入環(huán)隙口后得到的穩(wěn)定渦流[11]，噴注遇到共振腔口部的邊棱(尖劈)產(chǎn)生擾動(dòng)而形成邊棱音。

圖1　引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.1　Scheme of fuze vibration piezoelectric generator

噴注發(fā)生器聲源是典型的反饋氣流聲源，它的作用恰恰可以彌補(bǔ)噴注氣流的損失，放大氣流動(dòng)能。和風(fēng)吹聲不同的是反饋在這里起主要作用，由環(huán)形噴嘴發(fā)出的高速?lài)娮⒃诳涨粌?nèi)(共振腔前端)靜止的空氣中通過(guò)時(shí)，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[12]，并向前推動(dòng)，因而噴注不斷變寬，一部分遇到共振腔口部(邊棱)時(shí)發(fā)生反射回到噴口，激發(fā)更多旋渦；一部分進(jìn)入共振腔內(nèi)激發(fā)其腔體振動(dòng)，并在底部(剛性底部)反射回噴口。在聲源處(共振腔口部)同時(shí)存在正、負(fù)向聲波，如果它們同相則振動(dòng)加強(qiáng)(即在共振腔內(nèi)形成駐波)，甚至激發(fā)共振腔體共振[13]。由此可見(jiàn)，要正確設(shè)計(jì)噴注發(fā)生器，必須滿(mǎn)足2個(gè)條件：1)噴注必須發(fā)生旋渦脫落現(xiàn)象；2)旋渦脫落要能夠誘發(fā)增強(qiáng)聲波。

假設(shè)不考慮環(huán)境氣流的干擾，入流壓力恒定(模擬穩(wěn)定湍流)，噴注為脈動(dòng)流。文獻(xiàn)[14-15]分析了圖1所示的等截面環(huán)隙型進(jìn)氣道內(nèi)流場(chǎng)，結(jié)果表明進(jìn)氣口內(nèi)能夠迅速完成入流的轉(zhuǎn)捩(即進(jìn)氣道內(nèi)氣流變?yōu)橥牧?，轉(zhuǎn)捩點(diǎn)靠近入口，且軸向尺寸對(duì)轉(zhuǎn)捩點(diǎn)位置不敏感，這一點(diǎn)對(duì)于小口徑彈藥引信非常有利，可壓縮軸向尺寸。在文獻(xiàn)[14]的基礎(chǔ)上，文獻(xiàn)[16]分析了圖1所示的噴注流場(chǎng)，觀察到旋渦脫落過(guò)程中流場(chǎng)速度、壓力及湍流渦量變化，驗(yàn)證了對(duì)于一個(gè)等切面流管加變細(xì)切面流管的變流管，只要進(jìn)行合理的變流管結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)，能產(chǎn)生一定脈動(dòng)頻率的“渦環(huán)”。基于文獻(xiàn)[14-16]的分析，本文關(guān)注的是旋渦脫落誘發(fā)的共振腔內(nèi)聲場(chǎng)振動(dòng)特性。

1.2噴注發(fā)生器流場(chǎng)計(jì)算模型

由現(xiàn)代聲學(xué)理論知，流體噴注中的一般波動(dòng)方程為

(1)

事實(shí)上，噴注流體力Fi(x,t)是無(wú)法事先已知的，本文根據(jù)計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)(CAA)原理數(shù)值計(jì)算求得。將有限體積法分析與計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)相結(jié)合，在引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)噴注發(fā)生器的模型中，導(dǎo)入由Fluent獲得的噴注流場(chǎng)脈動(dòng)壓力數(shù)據(jù)，并在聲學(xué)網(wǎng)格上轉(zhuǎn)換成氣動(dòng)偶極子聲源——噴注發(fā)生器的邊界條件，直接實(shí)現(xiàn)噴注發(fā)生器聲場(chǎng)數(shù)值仿真，獲得噴注邊發(fā)生器聲場(chǎng)振動(dòng)特性。

文獻(xiàn)[17]應(yīng)用了RNGk-ε湍流模型對(duì)哨子發(fā)聲機(jī)理進(jìn)行了仿真分析，且仿真結(jié)果與試驗(yàn)吻合。為此，本文選用適合噴注發(fā)生器流場(chǎng)的RNGk-ε湍流模型。

在笛卡爾坐標(biāo)系下RNGk-ε湍流模型的張量形式[18]為

(2)

(3)

(4)

式中：μt為湍流粘性系數(shù)。

RNGk-ε模型是從暫態(tài)N-S方程中推出的，其湍動(dòng)能方程為

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

2　噴注發(fā)生器和共振腔內(nèi)聲場(chǎng)網(wǎng)格

根據(jù)遠(yuǎn)場(chǎng)、線(xiàn)聲源、低雷諾數(shù)的假設(shè)，同時(shí)滿(mǎn)足產(chǎn)生平面波時(shí)直徑與波長(zhǎng)之比應(yīng)該小于0.5的條件要求，設(shè)計(jì)了圖1進(jìn)氣道與共振腔尺寸：進(jìn)氣道D=30 mm；阻塞直徑d=26 mm；共振腔長(zhǎng)度L=45 mm；間距W=9 mm.

建立的二維軸對(duì)稱(chēng)幾何模型如圖2所示，所有計(jì)算流域全部采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，總的節(jié)點(diǎn)數(shù)為1 441 785個(gè)。設(shè)初始化溫度和壓力分別為300 K和101.325 kPa；壁面為絕熱無(wú)滑移壁面，忽略壁面的振動(dòng)。不考慮壓電換能器振動(dòng)對(duì)共振腔的影響，將其設(shè)置成Wall壁面。計(jì)算流場(chǎng)入口采用壓力邊界條件，根據(jù)RNGk-ε湍流模型，應(yīng)用Fluent軟件，采用2階迎風(fēng)格式有限體積法離散主控方程，求出流場(chǎng)邊界脈動(dòng)壓力。由于仿真時(shí)計(jì)算量比較大，為了更好地使結(jié)果收斂、較好的分辨率，采用隱式迭代算法，設(shè)置時(shí)間步長(zhǎng)為1×10-5s. 將所求得的流場(chǎng)邊界脈動(dòng)壓力數(shù)據(jù)利用快速傅里葉變換(FFT)將流場(chǎng)中時(shí)域脈動(dòng)信號(hào)變換成頻域信號(hào)，得到壓力頻率從而獲得圖2所示的氣致聲場(chǎng)中的偶極子聲源邊界。

圖2　噴注發(fā)生器網(wǎng)格模型Fig.2　Mesh model of jet generator

3　共振腔內(nèi)聲場(chǎng)分布的數(shù)值模擬

3.1共振腔內(nèi)聲壓與聲波軸向速度計(jì)算

速度工況：速度為100 m/s，入口壓力為6 kPa. 對(duì)于共振腔振動(dòng)來(lái)說(shuō)，軸向速度分量是關(guān)鍵參量。應(yīng)用Fluent軟件求出的噴注發(fā)生器流場(chǎng)邊界脈動(dòng)壓力，求得的共振腔內(nèi)軸向速度、聲壓曲線(xiàn)如圖3所示，其中T為曲線(xiàn)周期。

顯然，圖3中點(diǎn)A(70 mm，0)處的聲壓和軸向質(zhì)點(diǎn)速度隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)近似于正弦波，相位差約為90°,即聲壓曲線(xiàn)的節(jié)點(diǎn)為軸向速度曲線(xiàn)的反節(jié)點(diǎn)。90°的相位差說(shuō)明了在共振腔內(nèi)有個(gè)駐波聲場(chǎng)的存在。駐波特性分別由沿共振腔中心軸線(xiàn)分布的聲壓幅值和軸向速度幅值表示，如圖4和圖5所示。聲壓波的反節(jié)點(diǎn)和軸向速度的節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)在共振腔的封閉端；同時(shí)，共振腔開(kāi)口端是聲壓波節(jié)點(diǎn)，在該處聲壓疊加。由圖3還可看出，噴注流場(chǎng)激起的共振腔內(nèi)聲波壓力和軸向速度幅值較穩(wěn)定，這正好說(shuō)明了噴注發(fā)生器中噴注的旋渦脫落能夠誘發(fā)邊棱音，并且在邊棱音聲源處(共振腔開(kāi)口端)得到增強(qiáng)和較純音。

圖3　點(diǎn)A(70 mm,0)處聲壓和軸向速度隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)Fig.3　Pressure and axial velocity as a function of time at Point A(70 mm, 0)

圖4　共振腔軸線(xiàn)上的聲壓分布Fig.4　Distribution of acoustic pressure on resonator axis

由圖3得到共振腔聲模態(tài)基頻時(shí)的聲壓近似表達(dá)式為

p′(x)=p′(LR)sin (k0|x|)，

(11)

式中：k0為波數(shù)，k0=2π/λ=π/(2LR)；LR為共振腔的長(zhǎng)度；p′(LR)是共振腔封閉端的聲壓幅值。

同樣，得到共振腔內(nèi)的軸向速度近似表達(dá)式為

u′(x)=u′(0)cos (k|x|)，

(12)

式中：u′(0)是共振腔開(kāi)口端的軸向速度幅值。

圖5　共振腔軸線(xiàn)上的軸向速度分布Fig.5　Distribution of axial velocity on resonator axis

3.2共振腔內(nèi)聲場(chǎng)可視化

圖6為共振腔內(nèi)一個(gè)周期的軸向速度變化云圖,從圖中都可以看到在共振腔尖劈附近存在旋渦脫落現(xiàn)象，正是由于旋渦脫落產(chǎn)生擾動(dòng)而形成邊棱音，這與噴注發(fā)生器聲源的氣流致聲原理相符合。環(huán)形噴嘴射流振蕩會(huì)引起共振腔口部氣流速度以及壓強(qiáng)的變化，從而決定共振腔內(nèi)氣體壓縮和膨脹。如圖6(a)所示，當(dāng)環(huán)形噴嘴射流(高速區(qū))在內(nèi)流場(chǎng)時(shí)，由于卷吸作用，使得共振腔口部的壓強(qiáng)低于外流場(chǎng)，氣體由外流場(chǎng)進(jìn)入，導(dǎo)致共振腔內(nèi)氣體壓縮，壓強(qiáng)不斷增大。共振腔內(nèi)氣體壓縮過(guò)程如圖7(a)和圖7(b)。如圖6(c)所示，當(dāng)環(huán)形噴嘴射流(高速區(qū))在外流場(chǎng)時(shí)，由于卷吸作用，使得共振腔口部的壓強(qiáng)高于外流場(chǎng)，氣體向外排出，導(dǎo)致共振腔內(nèi)氣體膨脹，壓強(qiáng)不斷降低。共振腔內(nèi)氣體膨脹過(guò)程如圖7(c)和圖7(d)。如此反復(fù)，就在共振腔內(nèi)形成了駐波，圖7所示的壓力云圖與圖4所示的共振腔軸線(xiàn)上的聲壓分布相對(duì)應(yīng)。

圖6　一個(gè)周期的速度變化云圖Fig.6　A cycle of velocity contours

圖7　一個(gè)周期的壓力變化云圖Fig.7　Pressure contours of a cycle

3.3共振腔內(nèi)聲振動(dòng)響應(yīng)

用以上同樣的分析數(shù)值分析方法，預(yù)測(cè)共振腔底部的聲振動(dòng)響應(yīng)。圖8(a)～圖11(a)為不同入口壓力p時(shí)共振腔底部聲壓曲線(xiàn)。表1為得到的聲壓峰峰值與入口壓力p對(duì)應(yīng)值。經(jīng)FFT得共振腔底部聲壓170～180 dB之間的頻譜曲線(xiàn)，見(jiàn)圖8(b)～圖11(b)所示。

由表1可見(jiàn)，聲壓峰峰值隨入口壓力p的增大而增大，入口壓力p增加幅度越大，聲壓峰峰值增加的程度有所減弱；聲壓頻率幾乎不變，當(dāng)入口壓力p值為4 kPa(速度80 m/s)、8 kPa(速度115 m/s)時(shí)，聲壓頻率為1.51 kHz；當(dāng)入口壓力p值為10 kPa(速度130 m/s)到20 kPa(170 m/s)時(shí)，聲壓頻率為1.53 kHz，相對(duì)頻率變化誤差在2%內(nèi)。邊棱音聲源在共振腔內(nèi)傳播較穩(wěn)定，共振腔底部聲壓幅值和頻率較穩(wěn)定，且幅值較大，說(shuō)明聲壓較強(qiáng)，證明了噴注發(fā)生器結(jié)構(gòu)的正反饋振動(dòng)控制特性。

表1　仿真聲壓幅值與頻率值

圖8　共振腔底部聲壓(p=4 kPa)Fig.8　Acoustic pressure at the bottom of resonator(p=4 kPa)

圖9　共振腔底部聲壓(p=8 kPa)Fig.9　Acoustic pressure at the bottom of resonator (p=8 kPa)

圖10　共振腔底部聲壓(p=10 kPa)Fig.10　Acoustic pressure at the bottom of resonator(p=10 kPa)

圖11　共振腔底部聲壓(p=20 kPa)Fig.11　Acoustic pressure at the bottom of resonator(p=20 kPa)

4　振動(dòng)響應(yīng)吹風(fēng)試驗(yàn)

對(duì)于圖1所示的引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的振動(dòng)壓電能量轉(zhuǎn)換裝置而言，希望能夠?qū)φ裨醇?lì)有較好的響應(yīng)，以保證能量采集的效率。因此，為了最大限度地采集能量，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該遵循振動(dòng)壓電能量轉(zhuǎn)換裝置的頻率與振源激勵(lì)頻率相同的原則，使系統(tǒng)將達(dá)到共振狀態(tài)。為了驗(yàn)證圖1方案的噴注發(fā)生器聲源的激勵(lì)特性，搭建了吹風(fēng)試驗(yàn)裝置，對(duì)發(fā)電機(jī)直接進(jìn)行吹風(fēng)試驗(yàn)，用示波器觀測(cè)壓電片開(kāi)路響應(yīng)電壓，預(yù)測(cè)邊棱音激起的共振腔內(nèi)的聲振動(dòng)頻率，試驗(yàn)系統(tǒng)見(jiàn)圖12所示。通過(guò)上面的瞬態(tài)噴注脈動(dòng)壓力與共振腔聲場(chǎng)混合仿真已經(jīng)得到滿(mǎn)足(11)式和(12)式的共振腔內(nèi)軸向速度、聲壓，由此設(shè)計(jì)軸向速度、聲壓的頻率為1.53 kHz，于是，設(shè)定聲壓頻率為1.5 kHz. 根據(jù)文獻(xiàn)[19]的分析結(jié)果，按壓電方程第二類(lèi)邊界條件，壓電元件的固定采用基頻較高且其偏差影響小的“固支- 固支”固定方式，即周邊固定的機(jī)械夾緊(應(yīng)變?chǔ)?0)，電學(xué)開(kāi)路(電場(chǎng)強(qiáng)度E=0)。因?yàn)樵囼?yàn)主要是觀察激勵(lì)振動(dòng)響應(yīng)，所以，只考慮單向耦合情形，不考慮壓電材料振動(dòng)對(duì)共振腔內(nèi)壓力的影響，并忽略振動(dòng)壓電能量轉(zhuǎn)換裝置的電學(xué)性能的影響。按照?qǐng)D1方案和仿真結(jié)果設(shè)計(jì)了噴注發(fā)生器結(jié)構(gòu)，并加工了零件，選擇市場(chǎng)購(gòu)置的普通PZT-5H壓電陶瓷片，其中，銅片直徑、厚度分別為38 mm、0.2 mm，彈性模量為12.4×1010N/m2，密度為8.8×103kg/m3；壓電片直徑、厚度分別為25 mm、0.2 mm，等效電容值57.2 nF，彈性模量為8.2×1010N/m2，密度為7.6×103kg/m3.

圖12　壓電片電壓測(cè)量吹風(fēng)試驗(yàn)平臺(tái)Fig.12　Wind tunnel experiment of voltage measurement

試驗(yàn)結(jié)果如圖13所示，這是選取其中3種入口壓力下壓電片開(kāi)路響應(yīng)電壓波形圖，表2是對(duì)應(yīng)輸入壓力的開(kāi)路響應(yīng)電壓幅值與頻率值，入口壓力為4 kPa時(shí)，響應(yīng)電壓峰峰值為16 V，對(duì)應(yīng)的頻率為1 470 Hz；入口壓力為8 kPa時(shí)，響應(yīng)電壓峰峰值為36 V，對(duì)應(yīng)的頻率為1 470 Hz；入口壓力為20 kPa時(shí)，響應(yīng)電壓峰峰值為52 V，對(duì)應(yīng)頻率為1 480 Hz. 與圖8(b)～圖11(b)中的仿真聲壓曲線(xiàn)對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)，壓電片響應(yīng)電壓頻率與設(shè)定的1.5 kHz很接近(相對(duì)誤差僅在在3%內(nèi))，由于實(shí)際系統(tǒng)存在一定的共振區(qū)域和阻尼，所以，二者會(huì)產(chǎn)生頻率差是可以理解的，實(shí)際響應(yīng)電壓頻率要低于共振腔振動(dòng)壓力頻率。

表2　開(kāi)路響應(yīng)電壓幅值與頻率

圖13　試驗(yàn)輸出電壓曲線(xiàn)Fig.13　Output voltage in experiment

5　結(jié)論

針對(duì)本文設(shè)計(jì)的引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)，對(duì)其噴注發(fā)生器驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的氣流致聲激勵(lì)特性進(jìn)行了研究。研究結(jié)果表明：共振腔內(nèi)形成了駐波聲場(chǎng)，共振腔內(nèi)的聲壓和軸向質(zhì)點(diǎn)速度隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)近似于正弦波，相位差為90°；共振腔底部聲壓幅值和頻率較穩(wěn)定，且幅值較大；壓電片的開(kāi)路響應(yīng)電壓頻率與仿真聲壓頻率很接近，從而驗(yàn)證了噴注發(fā)生器聲源產(chǎn)生純音的特征。因此，這種根據(jù)氣流致振原理設(shè)計(jì)的無(wú)活動(dòng)零件的噴注邊發(fā)生器聲源，有利于提高引信振動(dòng)壓電發(fā)電機(jī)的激勵(lì)能量。

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Study of Drive Characterization of Fuze Vibration Piezoelectric Generator Based on Airflow-induced Sound

ZOU Hua-jie1, CHEN He-juan1, LIANG Yi1, JIANG Qi2, LIU Bin2, WANG Jun-hong2

(1.School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China; 2.Northwest Industries Group Co. Ltd, Xi’an 710043, Shaanxi, China)

In order to satisfy the drive performance of fuze piezoelectric generator and solve the key problem of excitation energy, an annular nozzle-resonator structure is proposed. CFD method is applied to simulate aerodynamically driven acoustic vibration induced by jet in the resonator. And also, the experiment testing response voltage of piezoelectric transducer is compared with the simulating sound pressure at the bottom of resonator. The results show that the curves of sound pressure and axial velocity varying with time are both similar to sine wave, and their phase difference is approximate 90°, which indicates that a standing wave acoustic field is established inside the resonator. Amplitude and frequency of the simulating sound pressure at the bottom of resonator are much stable and have large amplitude. The frequency of the response voltage is close to that of the simulating sound pressure, which verifies that the jet generator source can produce very stable pure tone. Therefore, the designed jet generator sound source, according to the principle of air flow induced vibration, has non moving components, which is beneficial to improve excitation energy of fuze piezoelectric generator.

ordnance science and technology; piezoelectric generator; jet-resonator; airflow induced sound; standing wave acoustic field

2014-05-08

總裝備部“十二五”預(yù)先研究項(xiàng)目(51305070102)；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51377084)

鄒華杰(1988—), 男,博士研究生。E-mail:zhj88000@163.com;

陳荷娟(1960—),女,教授,博士生導(dǎo)師。E-mail:chj_204@189.cn

TJ430.6

A

1000-1093(2015)04-0610-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.04.006