自20世纪80年代以来, 美国、荷兰、西班牙及日本等国家相继开展了压电陶瓷的压电特性和压电电源的相关研究^[1-3]。1980年, Mock等^[4-5]利用落锤的加载手段撞击叠堆压电陶瓷, 在电容负载上获得了输出电压为81 kV的脉冲电压。Hart^[6]利用炸药爆炸产生的冲击波驱动环形压电陶瓷器件, 在电感负载上获得了440 A的峰值电流。1998年, 美国科学家Kymissis等曾对压电发电装置电容储能电路进行了深入研究, 并设计了一种专门为微电子设备供能的电容储能电路。1999年, Oberlin^[7]在发明专利中提出了利用弹丸发射时产生的后坐力作用于压电陶瓷发电的压电式电源, 该压电电源可为高速运动弹体中的电子元器件供电。2005年, King等^[8]利用聚偏氟乙烯(PVDF)压电材料的压电效应, 通过实验研究了雨滴以不同的速度落在不同厚度的PVDF薄膜上所产生的电能特性。同年, Ericka等^[9]进行了圆盘式压电振子发电性能的研究。Mateu等^[10]对矩形和三角形悬臂梁结构压电振子进行了对比实验研究。2006年, 美国学者Caroline等^[11]设计了一种叠堆压电陶瓷的脉冲发电电源。2016年, Seungmoon等^[12]采用轻气炮加载弹丸低速撞击压电陶瓷, 研究了弹性波作用下压电陶瓷的电输出特性, 同年, Ren等^[13]开展了BiFeO₃铁电陶瓷在小机械载荷作用下的电转化率研究。2017年, Chen等^[14]开展了MnO₂掺杂(Ba, Ca)TiO₃内部产生的偏压电场研究。然而, 关于高速撞击载荷对PZT-5H压电陶瓷的电输出特性研究鲜见报道。本文围绕自供能技术为引信电桥点火、高过载微小型热电池的激活、运载火箭点火以及飞行器逃逸救生系统供电等弹药系统工程和航天领域的重大需求, 为了更好地模拟自供能技术为引信电桥点火、高过载微小型热电池激活的真实工况, 利用一级轻气炮加载技术和电性能输出的相关测试系统, 开展了利用高速撞击压电陶瓷模拟弹药发射过程中的高过载膛压或者弹体与目标交汇过程中产生的高过载对压电陶瓷的作用而转化为电能中对储能电容的输入电压、输入能量的影响规律研究。

1 实验

实验在沈阳理工大学强动载研究中心的一级轻气炮上完成, 该一级轻气炮可将直径为15.3 mm的柱状弹丸加速至800 m/s。实验系统由加载系统、电源外电路系统和电输出性能测试系统3部分组成。加载系统由一级轻气炮及其测速系统组成; 电源外电路系统由桥式电路和电容器组成; 电输出测试系统由绝缘系统、电压探针、电流探针、负载电阻、开关和示波器系统组成。图 1为实验系统图。

1.1 实验基本参数

实验中, 直径为15.3 mm且长径比均为1:1的实心柱状铝合金弹丸垂直撞击复合结构靶, 为增加密封性, 弹体刻凹槽并嵌入密封胶圈。弹丸以不同的速度分别正撞击由45^#碳钢圆片前基板、压电陶瓷圆片和有机玻璃圆片后基板组成并依次叠放的复合结构靶。其中前后基板几何尺寸均为Φ40 mm×2 mm; 前后基板与压电陶瓷的接触面用10 μm厚的绝缘纸绝缘; 压电陶瓷圆片为PZT-5H材料, 其几何尺寸为Φ40 mm×0.4 mm。表 1为实验基本参数。

图 2为复合结构靶及夹具的实物图。

1.2 压电陶瓷电源及电输出测试系统

压电陶瓷电源由PZT-5H压电陶瓷、4个高频二极管组成的全桥整流电路、不同电容值的电容以及外电路组成; 电输出测试系统由电压探头、电流探头和示波器组成。图 3为压电陶瓷电源和电输出测试系统电路图。利用导电铜箔将压电陶瓷片正负电极引出, 外部串联有4个二极管组成的全桥电路且与储能电容并联, 负载电阻R_s均为120 Ω。C_p为电流探头, V_P1和V_P2均为电压探头。试验中电压、电流探头分别经同轴电缆输入示波器, 通过示波器采集记录电压、电流脉冲时程。

2 实验结果与分析 2.1 压电陶瓷输出特性分析

当压电晶体受到沿极化方向的外力作用时, 由于正压电效应, 在电极面上感应出电荷, 电荷聚集在压电陶瓷的两侧并形成电势差。当作用有外力F时, 压电材料出现变形, 2个极面间产生的电压为V。其值为

(1)

式中，g₃₃为压电材料的压电电压常数, 其值为19.7×10^-3 V·m/N; l为压电材料的厚度; A为压电材料的极面面积。在2个极面间感应出的电荷量Q为

(2)

C为压电材料的极间电容, 。代入(2)式得出

(3)

式中，ε为压电材料的介电常数, 其值为4 500;ε₀为真空中的介电常数。图 4为实验1~5中单片压电陶瓷的电压输出时程曲线。

由图 4可以看出:在相近撞击条件下, 由单片压电陶瓷构成电源的储能电容对电压输出有较大影响。随着电容容量的增加, 电路中的电压输出减小且趋势较为明显。由图 4还可以看出:随着储能电容的增加, 压电陶瓷电源对电容的充电过程由近乎稳定充电向抖动充电的趋势变化, 且电容容量越大, 抖动的趋势越明显。

2.2 储能电容两端的电压分析

图 5为压电陶瓷电源对储能电容的输入电压。

由图 5a)可知:在相近撞击条件下, 由单片压电陶瓷构成的电源对电容两端的电压有较大影响。随着电容容量的增加, 储能电容的输入电压明显减小, 当储能电容为10 μF时, 储能电容两端的电压降到了5 V。由图 5b)还可以看出:在相近撞击条件下, 储能电容均为0.47 μF时, 由2层和3层压电陶瓷构成的电源, 储能电容两端的电压上升并不明显, 由184 V升至190 V。对于由2层压电陶瓷构成的电源, 电容分别为0.1 μF和0.47 μF时, 储能电容两端的电压由123 V升为184 V, 进一步说明储能电容的容量对储能电容两端的电压有较大影响。对于由3层压电陶瓷构成的电容, 电容分别为0.47 μF和1 μF时, 储能电容两端的电压由190 V降至148 V, 说明储能电容为1 μF时, 电容尚未饱和。由图 5还可看出:对于单片压电陶瓷, 在15 μs内将储能电容两端的输入电压达到稳定, 然而, 对于由2层压电陶瓷构成的电容, 在25 μs内将储能电容两端的输入电压达到稳定, 对于由3层压电陶瓷构成的电容, 在20 μs内将储能电容两端的输入电压达到稳定。进一步说明, 压电陶瓷电源的电容与储能电容容量的匹配关系对储能电容两端的电压和充电达到稳定需要的时间影响较大。

2.3 储能电容的输入能量分析

压电陶瓷电源的输出能量计算关系式满足

(4)

式中，E₁为压电陶瓷电源的输出能量; C₀为压电陶瓷电源的电容; C₁为储能电容; V为储能电容两端的电压。图 6为压电陶瓷电源对储能电容的输入能量。

由图 7可知:对于0.1 μF, 0.47 μF和1μF的储能电容, 储能电容的存储能量随压电陶瓷片数的增加而增大; 就0.1 μF的存储电容而言, 随压电陶瓷片数的增加, 其存储电容的能量增加显著。

2.4 能量转换率与储能电容的关系

表 2为能量转换率与电容比率的关系。

由表 2可以看出, 在本文给定的实验参数条件下, 总体的能量转化率介于26.3%~51.4%, 只有储能电容容量为3 μF和10 μF时, 能量转化率较低。进一步说明电源电容与储能电容的匹配关系对能量的转化具有重要影响。

3 结论

本文利用一级轻气炮加载系统、电源外电路系统和电输出性能测试系统, 开展了长径比为1:1的柱状铝弹丸以相近的撞击速度、不同储能电容的压电陶瓷复合结构实验。得出如下结论:

1) 储能电容越大, 压电陶瓷输出电压峰值越小、储能电容充电电压越小, 存储能量值越小;

2) 随着储能电容量与压电电容量比率的增大, 压电陶瓷的能量转换率减小; 此外, 储能电容的存储能量随压电陶瓷的层数的增加而增大;

3) 压电陶瓷的电容与储能电容的匹配对储能电容的输入电压和储能电容的输入能量有较大影响; 在储能电容储能尚未饱和的条件下, 压电陶瓷的电容与储能电容的匹配应满足二者的比率为1:1。