常 輝，代 俊，黃 玨，吳青云，何 濤

(1.北京理工大學機電工程與控制國家級重點實驗室，北京 100081；2.北京市海淀實驗中學，北京 100081；3.江西省九江第一中學，江西 九江 332000)

0 引言

引信電源是引信的重要組成部分，在一般武器中，引信電源為控制電路提供電能，在精確制導武器中，還要為修正彈藥的飛行姿態(tài)提供電能[1]。微型磁電發(fā)電機是物理引信電源中的一種，由于功率密度大、軸向尺寸小，具有較好的發(fā)電性能，在引信電源領域有著很好的應用前景[2]。磁電式風力發(fā)電機是較為常用的一種發(fā)電機，風力驅動渦輪旋轉，渦輪帶動發(fā)電機轉子轉動。發(fā)電機的轉速受到風速的控制，風速越高，轉速越高；但是發(fā)電機轉速過高可能會導致發(fā)電機結構不穩(wěn)定，甚至造成元件的損壞。

在實際使用中，必須要控制風力發(fā)電機的轉速不能超過規(guī)定值，目前控制轉速的方法大致有三種：一是通過氣動力學理論設計合理的內流場，減小渦輪的驅動力矩，二是通過機械摩擦或機械裝置限制渦輪轉速的升高，三是提高轉子的阻力矩[3-4]。第一種方法需要設計復雜的流道，很難實現(xiàn)大效率的轉速控制；第二種方法需要比較大的轉速控制裝置；第三種方法的實現(xiàn)方式有很多種。本文提出使用新型智能材料磁流變脂來控制轉子的阻力矩，不需要很大的控制裝置但可以有效地降低發(fā)電機的轉速。

1 微型風力磁電發(fā)電機

磁電式風力發(fā)電機主要由渦輪、轉軸、轉子(磁體和磁軛)和定子(線圈繞組)組成。當高速氣流推動渦輪轉動時，轉子磁體隨之轉動，定子線圈中的磁通量產生規(guī)律性變化，輸出正弦波周期電壓，如圖1所示。對發(fā)電機轉速進行檢測時，直接測量轉速是比較困難的，發(fā)電機的輸出電壓的幅值及頻率與其轉速時成正比的，所以測量其輸出電壓的頻率就可以計算得到其轉速。實驗用發(fā)電機轉子磁體為三極對，設每個波形的周期為T，則轉子轉一圈的時間為3T，發(fā)電機的轉速n計算公式為：

(1)

圖1 發(fā)電機結構及輸出信號Fig.1 Generator structure and output signal

2 基于磁流變脂的轉速控制裝置

2.1 發(fā)電機整體結構及轉速控制原理

微型磁電式風力發(fā)電機的整體結構方案如圖2所示，主要由渦輪、發(fā)電機主體(轉子磁體和定子線圈)、轉速控制裝置(基座、勵磁線圈和磁流變材料)和反饋控制電路四部分組成。渦輪在風力作用下高速轉動，帶動轉子磁體轉動，與定子線圈之間產生磁通量變化，根據法拉第電磁感應定律，發(fā)電機產生感生電動勢。產生的電流部分通過反饋電路流入勵磁線圈，在轉速控制裝置中產生磁場，MRF/MRG在磁場的作用下輸出較大阻尼力矩，從而限制發(fā)電機的轉速。

圖2 發(fā)電機整體結構Fig.2 Generator overall structure

自反饋轉速控制方案流程如圖3所示。發(fā)電機輸出電壓經過穩(wěn)壓模塊穩(wěn)定后，通過電壓比較器來和預先設定好的電壓進行比較。如果低于設定電壓，則直接輸出到負載；如果高于設定電壓，則電壓開關閉合，部分電流流入勵磁線圈，使得磁流變液/脂輸出較大阻尼力矩，降低發(fā)電機的轉速。

圖3 電壓負反饋控制原理圖Fig.3 Schematic diagram of voltage negative feedback control

2.2 磁流變脂控制轉速的機理

磁流變脂由磁性顆粒、粘性載體和添加劑組成。處于零磁場時，磁性顆粒在載體中無序排列，發(fā)電機轉軸僅受到載體的粘性阻尼作用。當磁流變脂處于磁場中時，磁性顆粒由于極化產生偶極矩，極化粒子在磁場作用下相互吸引，沿磁場方向排列成鏈狀結構。磁性顆粒鏈化之后，磁流變脂粘度升高幾個數(shù)量級，呈現(xiàn)出賓漢塑性體的特性。當磁場撤去，磁流變脂粘度恢復零磁場時的表現(xiàn)，響應時間僅為幾毫秒[5-10]。

發(fā)電機的轉軸處于磁流變液/脂中，受到阻尼力矩的作用。由于發(fā)電機轉軸為圓筒形，并且為了使得設計的轉速控裝置結構簡單，軸向尺寸小，便于與發(fā)電機配合，因此本文主要應用圓筒式剪切模型。如圖4所示，轉速控制裝置模型由半徑為R2的內筒和半徑為R1的發(fā)電機軸組成，轉子的旋轉速度為ω，零磁場下，磁流變脂的粘度為η。

由于磁流變脂的阻力矩T與磁流變脂的外加磁場激勵，以及定子(內筒)半徑R2和圓柱形轉子(發(fā)電機軸)半徑R1，轉子的旋轉速度為ω，零磁場下磁流變脂的粘度為η有關。

圖4 圓筒剪切模型Fig.4 Cylinder shear model

假設線圈產生的磁場在MRF/MRG中均勻分布，其輸出力矩如下公式描述：

(2)

式(2)中，Le是發(fā)電機轉軸浸入MRF/MRG的長度，τy(H)是MRF/MRG的磁致屈服應力。

當發(fā)電機的轉速穩(wěn)定，即達到平衡狀態(tài)時，式(2)可化為：

(3)

Tb的大小取決于發(fā)電機轉軸受到的驅動力矩的大小。一般認為磁流變液的屈服應力τy(H)是其剪切應力- 應變曲線圖中的應力最大值。根據單鏈模型偶極子理論[11-12]，磁流變液的磁致切應力最大值可近似表示為：

(4)

式(4)中，μ0是真空導磁率，R是磁性顆粒半徑，d0是磁性顆粒之間的距離。將(4)式代入(3)中可得：

(5)

3 實驗過程與結果分析

3.1 磁流變液/脂的制備及流變特性測試

磁流變液是直接購買的成品，零磁場黏度η為1.5 Pa·s，飽和磁化強度Ms為379.64 kA/m。磁流變脂是由磁性顆粒和高溫潤滑脂經過機械研磨制得的，高溫潤滑脂是由美孚公司生產的SCH100，其針入度為350，黏度等級1.5，磁性顆粒由磁流變液加速離心得到。

按照磁性顆粒體積占比分別為10%，30%，50%，70%和90%配制5種磁流變脂，然后使用奧地利Anton Paar公司生產的MCR-301流變儀進行流變性能測試。圖5展示了MRF和MRG的剪切應力隨剪切速率的變化曲線，可以看出，在低剪切速率(低于200 s-1)時 ，剪切應力的增長是非線性的。但是當剪切速率超過200 s-1后，剪切應力的增長呈線性，這個由非線性到線性的增長說明磁流變脂存在著屈服應力，屈服應力的大小與磁性顆粒的體積分數(shù)有著一定的關系。

圖5 MRG與MRF流變特性曲線Fig.5 Rheological curve of MRG and MRF

Bingham塑性模型是一種經常用來描述流變行為的模型[13-14]：

(6)

從圖6可以看出，用Bingham模型擬合的體積分數(shù)為10%和30%的MRG以及MRF的圖線與實驗數(shù)據吻合比較良好；而體積分數(shù)為50%，70%和90%MRG擬合曲線出現(xiàn)了一定的偏離。

圖6 Bingham模型擬合結果與實驗數(shù)據對比Fig.6 Bingham model fitting results compared with the experimental data

3.2 實驗平臺

在進行轉速控制實驗時，搭建了如圖7所示的實驗平臺。利用風機來驅動渦輪，示波器檢測發(fā)電機輸出的正弦信號。為了觀察磁場強度變化對發(fā)電機轉速控制效果的影響，需要給勵磁線圈外接穩(wěn)壓源，以便對線圈電流進行調節(jié)。

圖7 測試實驗平臺Fig.7 Test experiment platform

3.3 MRF和MRG控速效果對比實驗

實驗時控制其他因素不變，觀察磁流變脂和磁流變液對發(fā)電機轉速的控制效果。該對比實驗不加反饋控制電路，利用風機吹動渦輪，使發(fā)電機轉動，發(fā)電機的初始轉速為11 000 r/min，給控制裝置的勵磁線圈接入外接電源，改變通入勵磁線圈的電流，記錄發(fā)電機的輸出電壓，利用式(5)計算得到發(fā)電機轉速，實驗結果如圖8所示。

圖8 MRG與MRF控制效果對比實驗Fig.8 Comparison of speed control effect between MRG and MRF

由圖8可以看出，最終發(fā)電機的轉速可以降低60%左右。磁流變脂的轉速控制效果要優(yōu)于磁流變液，且磁流變液的性能不是很穩(wěn)定，控制效果隨磁場強度變化的趨勢不是很穩(wěn)定。

3.4 電壓負反饋控制電路的自動控制效果

將反饋控制電路接入發(fā)電機和轉速控制裝置之間，用風機吹動發(fā)電機渦輪，開關閉合之前(即電壓反饋控制電路未導通)，發(fā)電機的輸出電壓為32 V左右，開關閉合之后(即反饋控制電路導通)，發(fā)電機的輸出電壓降為20 V左右，如圖9所示。且可以看到開關閉合之前發(fā)電機的輸出電壓存在波動，原因是利用風機來模擬吹風，存在不穩(wěn)定因素，且風壓分布不均勻。

圖9 開關閉合前后發(fā)電機轉速變化Fig.9 Generator speed changes before and after the switch opened

3.5 磁場強度和發(fā)電機軸徑對輸出阻尼力矩的影響

磁流變脂中的磁場大小與流入勵磁線圈的電流大小成正比關系，為了得到磁場強度變化對磁流變脂輸出阻尼力矩的影響，將勵磁線圈接到外部電源上，改變電流的大小，記錄發(fā)電機的輸出電壓，計算得到發(fā)電機的轉速。設置發(fā)電機的轉軸直徑為4 mm、6 mm和8 mm分別進行實驗。實驗結果如圖10所示，發(fā)電機的轉速隨著通入勵磁線圈電流的增大而降低；同一電流下，發(fā)電機的軸徑越大，轉速降低幅度越大。

將式(4)變形為：

Tb=K1H2+K2ωb

(7)

式(7)中，K1，K2與R1有關。當R1增大時，K1與K2增大。在Tb與H一定的情況下，R1越大，ωb越小，即轉速控制效果越好。實驗結果符合圓通剪切模型理論公式(5)。

圖10 不同軸徑下發(fā)電機轉速隨勵磁線圈通入電流大小的變化Fig.10 The change of Generator speed with the exciting current of the exciting coil under different shaft diameters

調節(jié)風機使發(fā)電機的初始輸出電壓為30 V左右，然后不斷加大通入勵磁線圈的電流，記錄發(fā)電機的輸出變化，如圖11，勵磁線圈電流增大后，發(fā)電機的輸出電壓變小，頻率變小。

圖11 發(fā)電機轉速控制效果圖Fig.11 Generator speed control effect

4 結論

本文提出了基于磁流變脂的微型磁電式風力發(fā)電機轉速控制方案。該方案基于所用控制裝置結構簡單，反應靈敏，并且阻尼力矩連續(xù)精確可調，控制功率小，適用于磁電式風力發(fā)電機在彈道中不同風速下的工作模式。磁流變脂對于發(fā)電機轉速的控制效果可以由磁場強度進行調節(jié)，增大勵磁線圈的電流(即增大磁場強度)，發(fā)電機的轉速可以顯著降低，最高可降低60%左右；增大發(fā)電機轉軸的軸徑，也可以使發(fā)電機的轉速控制效果增強；將電壓負反饋電路接入裝置中，可以通過設定預置電壓來實現(xiàn)發(fā)電機轉速的自反饋控制，實驗中成功地將發(fā)電機的輸出電壓由32 V降至20 V左右。