【压电-电磁复合俘能装置仿真分析案例9400字】

压电-电磁复合俘能装置仿真分析案例目录TOC\o"1-3"\h\u4268压电-电磁复合俘能装置仿真分析案例 1242281.1基于遗传算法的数值仿真 174591.2压电-电磁复合俘能装置数值仿真 288601.2.1功率模型无量纲化 2247701.2.2数值计算结果分析 4180011.3基于COMSOL的软件仿真 6211351.4压电俘能装置软件仿真 7246511.5电磁俘能装置软件仿真 1392511.6压电-电磁复合俘能装置软件仿真 24174431.7数值仿真与软件仿真结果对比分析 261.1基于遗传算法的数值仿真双端固定式压电悬臂梁发电特性分析的关键在于如何解决谐振频率、机械结构参数以及压电、电磁负载等参数间的优化问题[55]。根据式（2-22）所得的归一化输出功率表达式，采用遗传算法对输出功率进行优化。图3-1为本文遗传算法的算法流程图，采用基于轮盘赌选择方法的遗传算法进行模型求解。假设优化结果为，每个决策变量对应编码，设置一个染色体的总编码长度，设置初始化种群数量为50。(3-1)使用式（3-1）解码公式对每一染色体进行解码，得到50组解，依次代入目标函数求解出适应度值，记为，其中最大值对应的染色体作为当前种群最优染色体。(3-2)采用式（3-2）所示轮盘赌选择法筛选种群中的49个染色体与最优染色体组成新染色体[56]。计算过程中，将交叉概率设置为0.8，变异概率0.1，终止代数为150。图3-1遗传算法流程图Figure3-1Geneticalgorithmflowchart1.2压电-电磁复合俘能装置数值仿真1.2.1功率模型无量纲化基于“物理相似”、“运动相似”和“动力相似”的数据无量纲化准则[57]，利用比值法和曲线形标准化函数法，将原模型中的10个参量映射为7个无量纲参量，如表3-1所示。表3-1模型无量化参数映射表Table3-1Modelwithoutquantizationparametermappingtable参数名称定义式物理意义频率比机械品质因子无量纲压电负载无量纲平方压电力压转换因子无量纲电磁负载无量纲线圈负载无量纲电平方磁力流转换因子利用表3-1中的无量纲参数一一对应压电-电磁复合俘能结构输出功率表达式中的参数，将其转化为无量纲参数。对式(2-22)的符合俘能结构输出功率同样进行进行归一化处理，采用比值归一化，设为参考输出功率，则归一化输出功率表达式为：(3-3)将表3-1中无量纲参数代入式(3-3)得到归一化输出功率表达式：(3-4)式(3-4)为本文双端固定式压电－电磁复合俘能结构的归一化输出功率表达式，可以看出，当符合俘能结构机械参数一定时，归一化输出功率同时受到电磁负载Re和压电负载Rp的影响，由此可以认为，当电磁负载与压电负载的组合取最优值时，可以使得压电-电磁符合俘能结构的归一化输出功率最大化。但由于式(3-4)的体量庞大，参数复杂，因此本文采用基于轮盘赌选择法的遗传算法计算匹配最优的电磁、电压负载组合，大大减少了计算工作量。1.2.2数值计算结果分析图3-2遗传算法仿真曲线Figure3-2Geneticalgorithmsimulationcurve为了验证本文算法的准确性，进行反复多次计算观察收敛结果。图3-2为重复5次计算后的最大归一化功率的工作曲线。由图可以看出，每次计算过程中，种群在迭代14代之后计算曲线收敛为相近数值，获得了较高的一致性，由此可以得出结论，本文的遗传算法在求解双端固定式压电－电磁复合浮能结构最优压电、电磁负载配比的计算中具有有效性、精确性。图3-3不同机械品质因子时，最大归一化输出功率随频率比的变化Figure3-3Variationofthemaximumnormalizedoutputpowerwithfrequencyratiounderdifferentmechanicalqualityfactors图3-3为不同机械品质因子取值时，双端固定式压电悬臂梁最大归一化输出功率随频率比变化曲线图。从图3-3可以看出，机械品质因子的变化对压电-电磁复合俘能结构的最大归一化输出功率没有明显影响，而对双端固定式压电梁的频率比带宽有明显的影响作用。机械品质因子的大小代表着双端固定式压电悬臂梁激励频率的带宽，随着械品质因子值的增大，频率选择带宽越宽。图3-4不同平方力压转换因子情况下，最大归一化输出功率随压电负载的变化Figure3-4Themaximumnormalizedoutputpowervarieswithpiezoelectricloadunderdifferentsquareforce-to-pressureconversionfactors图3-4为不同无量纲压电平方力压因子值时，符合俘能结构最大归一化输出功率与无量纲压电负载之间关系的变化曲线。图3-4表明无量纲压电平方力压因子值的增大对压电悬臂梁的最大归一化输出功率产生较大影响，且无量纲压电平方力压因子值越大归一化输出功率也越大。归一化输出功率的随着无量纲压电负载的增大至最大值随后逐步减小，即在其他参量不变的情况下，无量纲压电负载取合适值，可以使双端固定式复合俘能装置的归一化输出功率达到最大。图3-5最大归一化输出功率随压电力压转换因子和磁力流转换因子变化仿真曲线Figure3-5Thesimulationcurveofthemaximumnormalizedoutputpowerchangingwiththepiezoelectricforceconversionfactorandthemagneticforcecurrentconversionfactor图3-5为符合俘能装置在共振频率点时，最大归一化输出功率、无量纲平方压电力压转换因子和无量纲平方电磁力流转换因子三者之间的影响曲线。由图可知：当β2值固定时，最大归一化输出功率随α2值的增大呈现出先增大后减小的趋势。经分析，产生这种现象是因为弱电磁耦合作用下符合俘能装置的输出功率尤压电单元和电磁单元共同决定；当α2值固定时，最大归一化输出功率同样随着β2值的增大先增大后减小，峰值处趋近于极限值1，特别地，当β2值为1.53时，最大归一化输出功率最大；α2值与β2值存在一个匹配点，当取匹配值时，符合俘能装置的归一化输出功率将达到最大值。1.3基于COMSOL的软件仿真COMSOL有限元仿真软件的原理是能量极值和近似分割，把分析对象实体分割成有限个相同性质的离散小单元，通过变分原理，将需要求解的问题或是优化的目标转化为方程组进行计算[58]。对于本文双端固定式压电-电磁复合俘能结构的仿真分析分为三个模块组成，图3-6为comsol有限元分析的前处理模块、加载求解模块和后处理模块的概念图[59]。前处理模块的作用是对压电-电磁符合俘能结构进行模型初始化、定义模型参数和设置网格图网格大小（网格划分）；加载求解模块主要包括定义分析类型（瞬态分析、稳态分析等）、定义压电片上下电极、定义约束面以及确定载荷；后处理模块主要作用为对压电、电磁俘能结构的静态、模态和谐响应分别进行分析、绘图[60]。图3-6有限元分析流程Figure3-6Finiteelementanalysisprocess图3-7为本文双端固定式压电-电磁符合俘能结构comsol软件仿真流程图[61]。先绘制单一的压电、电磁俘能结构，设定参数、网格化后对独立压电、电磁俘能装置进行振动仿真，计算各自输出功率。引入电磁阻尼系数后再进行联合仿真。图3-7压电-电磁复合俘能结构软件仿真流程图Figure3-7Softwaresimulationflowchartofpiezoelectric-electromagneticcompositeenergycapturestructure1.4压电俘能装置软件仿真使用COMSOL有限元分析软件对压电梁进行仿真分为如下几个步骤：（1）三维建模：在solidworks软件中将所需仿真的对象，即压电悬臂梁结构绘制完成后导入comsol。（2）设置材料参数：设置压电陶瓷为PZT-5A，基底材料为铜，质量块和固定基座为金属材料。（3）生成网格图：分块进行网格划分，对于基座和质量块这样的大件采用普通网格，而压电陶瓷和基底这样的薄片手动定义网格大小，最小单元小于薄片厚度的四分之一。图3-8为压电悬臂梁网格图。（4）定义分析类型：根据需要仿真的内容，定义分析类型为瞬态分析，物理环境使用压电工具包。图3-8压电陶瓷网格图Figure3-8Piezoelectricceramicgriddiagram为了验证设计的双端固定式压电悬臂梁能够承受地铁轴端的大加速度冲击，对此结构进行应力仿真，并与传统单端固定式压电悬臂梁进行对比。图3-9所示为两种压电悬臂梁结构的应力情况，(a)为双端固定式，(b)为单端固定式，在相同的振动条件下，传统单端固定的压电悬臂梁最大受力部分应力为，受力集中于悬臂梁固定端；而双端固定式压电悬臂梁最大受力部分应力为，相比前者减小了2倍以上。由图中等值线可知，双端固定的结构将应力分散至了两处固定位置附近，能够承受更大的振动冲击。(b)图3-9压电悬臂梁应力仿真:(a)双端固定式(b)单端固定式Figure3-9Stresssimulationofpiezoelectriccantileverbeam:(a)Double-endedfixedtype(b)Single-endedfixedtype对于复合俘能结构，无论是其机械结构还是电磁部分，在发电的过程中，都会产生阻碍悬臂梁形变的反作用力，本文用阻尼比这一无量纲数值来描述这种阻碍作用。很多梁型结构在其处于平衡状态时，受到外界简谐振动激励就会产程有规律的震荡，例如，本文的悬臂梁结构，当外界振动作用在悬臂梁结构上时，梁体会出现上下弯曲形变，每次产生形变时，系统都会试图回到初始平衡位置。有时，摩擦力、电磁力等会使系统形变受阻，并可能导致形变逐渐衰减，系统回到初始状态。综上，阻尼比是描述悬臂梁结构受迫振动形变衰减程度的无量纲数值。表3-2为本文双端固定式压电-电磁复合俘能结构各个材料的阻尼比。表3-2复合俘能结构各材料的阻尼比Table3-2Dampingratioofeachmaterialofthecompositeenergyharvestingstructure材料阻尼比压电陶瓷0.02基底0.0025空气0.0001材料连接部分阻尼0.002参考文献[61]对材料阻尼的计算方法，本文在对复合俘能装置进行仿真分析时，设置压电俘能结构的总材料阻尼比为0.025。（1）悬臂梁模态分析悬臂梁结构具有多阶模态，在其一阶共振频率处，压电陶瓷在厚度方向和长度方向上发生形变，符合d31模式的触发条件；而悬臂梁二阶以上的共振情况下，除了厚度长度方向的形变，还会产生宽度方向上的形变，这对d31和d33模式的压电陶瓷发电作用都不大，此外，压电悬臂梁二阶以上的共振频率较大，往往在500Hz以上，这远超地铁轴端振动频率。因此，本文在设计适用于铁路车辆的压电俘能装置时，将会以其一阶固有频率适配地铁轴端振动频率为主要设计依据。压电悬臂梁中端增加质量块，通过COMSOL仿真可得压电悬臂梁模型的前2阶振动模态，如图3-10所示，不难看出，一阶谐振频率处比二阶谐振频率处形变更加剧烈。图3-10压电俘能单元一阶二阶模态仿真Figure3-10First-orderandsecond-ordermodalsimulationofpiezoelectricenergyharvestingunit图3-11压电俘能单元一阶二阶谐振频率Figure3-11First-orderandsecond-orderresonancefrequencyofpiezoelectricenergyharvestingunit图3-11为压电俘能单元一阶、二阶谐振频率处的输出电压和输出功率。输出电压和输出功率都在压电陶瓷悬臂梁谐振频率处产生波峰，因此可以得出结论，压电悬臂梁工作在其谐振频率处其发电效果最佳，且一阶响应处的输出电压与输出功率远大于二阶响应处。（2）谐响应分析图3-12压电俘能单元输出功率输出电压与振动频率的变化关系Figure3-12Therelationshipbetweentheoutputpowerofthepiezoelectricenergyharvestingunit,theoutputvoltageandthevibrationfrequency在双端固定式压电悬臂梁的上下表面中央处，各增加一块永磁铁作为质量块，永磁体直径*高度为10mm*8mm，通过COMSOL对其进行谐响应分析。激振加速度设为0.5g（g为重力加速度，取9.82m/s），负载设为1k。图3-12为压电俘能结构输出电压和输出功率随振动频率变化的曲线。由图3-12可知，当振动频率在65Hz-100Hz范围内，当双端固定式压电悬臂梁正反两面中央增加两块10mm*8mm永磁体质量块时，开路电压呈现先增大后减小的趋势，在一阶谐振频率为83Hz处达到峰值，峰值处的开路电压为5.3V；压电输出功率呈现先增大后减小的趋势，在一阶谐振频率为83Hz处达到峰值，峰值处的输出功率为1.2mW。（3）压电负载对压电俘能装置输出功率的影响设置激励加速度保持0.5g（g为重力加速度），固定于悬臂梁上下两侧的永磁体直径10mm、厚度8mm，振动频率设置为恒定83Hz，改变压电端负载阻值，仿真计算不同负载取值情况下的输出功率并绘制成图。图3-13为压电俘能单元的输出电压、输出功率随负载电阻值变化的曲线图。压电俘能单元的输出电压随压电负载的增大持续增大，增长速率由高到低，电压最后稳定于最大值；输出功率随压电负载的增大呈现先增大后减小的趋势，由图可知，当压电负载为6kΩ时，最优输出功率为1.6mW。因此可以得出结论，压电俘能单元工作在谐振频率点时，其压电负载阻值存在最佳适配值，使压电输出功率达到最佳。图3-13压电俘能单元输出功率输出电压与负载电阻的变化关系Figure3-13Therelationshipbetweenoutputpowerandoutputvoltageofpiezoelectricenergyharvestingunitandloadresistance（4）不同激振加速度对压电俘能装置输出功率的影响将负载电阻设置为最佳电阻6kΩ，振动频率设置为恒定83Hz，永磁体直径10mm、厚度8mm不变，改变施加在压电陶瓷悬臂梁固定基座上的振动加速度，仿真计算压电单元的输出功率并绘制成图。图3-14为压电单元输出功率随振动加速度变化的曲线。由图3-14可知，当压电结构参数不变时，振动加速度不断增加，压电俘能装置的输出功率也会不断增大，因此，尽可能增大加速度将大幅度压电俘能装置的输出功率，但同时需要保证压电结构不受损。图3-14压电俘能单元输出功率与加速度的变化关系Figure3-14Therelationshipbetweentheoutputpowerofthepiezoelectricenergyharvestingunitandtheacceleration（5）永磁体厚度对压电俘能装置输出的影响本文中以永磁体作为压电悬臂梁的质量块，固定于悬臂梁上下两面中央，在永磁体半径不变的情况下，更换高度不一样的永磁体即改自由端变质量块的质量大小，随之也会使悬臂梁结构的等效刚度发生改变，进而改变压电俘能结构的谐振频率，最终对压电部分输出功率产生影响。在只改变永磁体厚度（质量块大小）的条件下，图3-15为永磁体厚度与压电部分功率输出之间的关系。当永磁体厚度增加，压电输出功率随之变大。因此，为了获得较大输出功率，压电俘能器应尽可以增加永磁体的厚度，同样也要确保质量块过大不会造成俘能器的结构性损坏。图3-15压电俘能单元输出功率与永磁体厚度的变化关系Figure3-15Therelationshipbetweentheoutputpowerofthepiezoelectricenergyharvestingunitandthethicknessofthepermanentmagnet通过改变永磁体的结构可以调节压电俘能单元的谐振频率，且当永磁体的质量越大，即压电陶瓷悬臂梁自由端质量块越大，输出功率也会增大。由于压电陶瓷材料本身易碎的属性，永磁体质量不能为了获得更大的输出功率而一味增大，因此，应该存在永磁体尺寸的适当值，既能匹配地铁轴端振动频率，同时也有足够大的质量。经过仿真分析，本文在设计俘能结构时选用直径10mm、厚度8mm的圆柱形永磁铁作为压电单元质量块，在受到地铁车下轴端振动激励时，压电陶瓷在不断裂的情况下达到谐振状态，并尽可能大的发电。1.5电磁俘能装置软件仿真本节建立了电磁俘能单元结构模型，包括圆柱形永磁铁和感应线圈，设置永磁铁结构、感应线圈匝数线径、周围的磁场空气、永磁体的振动频率和幅度等参数，生成网格图，分部仿真分析感应线圈与磁铁质量块之间的距离、感应线圈匝数、线圈高度以及谐振频率这些参数对独立电磁俘能单元输出功率的影响。图3-16电磁俘能单元网格图Figure3-16Griddiagramofelectromagneticenergycaptureunit图3-17永磁铁周围磁感线分布情况Figure3-17Distributionofmagneticlinesofinductionaroundpermanentmagnets图3-16为磁铁及其周围磁场的单元化网格图，图3-17为comsol仿真得到永磁体周围的磁场分布情况。由于在压电-电磁复合俘能结构中永磁体作为电磁俘能单元的磁感线来源，其本身的磁场大小意味着闭合线圈所包围的磁通量大小，决定了导体线圈切割磁感线的数量，即所产生感应电流的大小。可以说，永磁铁的磁场大小是影响电磁俘能单元输出功率的关键因素。由图3-17可知，永磁体周围的磁感线密集处分布在圆柱体上下底面的边缘处。因此用于切割磁感线的导体线圈应该尽量靠近圆柱形磁铁上线底边，电磁单元才能获得相对较大的输出电压。图3-18为对电磁俘能单元进行瞬态分析，电磁负载两端的感应电动势随时间的变化曲线。永磁体进行简谐振动，导体线圈所生成的感应电动势振荡频率与永磁体的振动频率相同，感应电动势峰值电压为1.5V。图3-18线圈外接电阻上感应电动势随时间的变化曲线Figure3-18Thechangecurveoftheinducedelectromotiveforceontheexternalresistanceofthecoilwithtime（1）线圈与永磁体间距对输出的影响图3-19为线圈与永磁体不同初始间距情况下，磁铁振动相对位移最大时线圈截面磁感应强度分布。线圈与永磁体初始间距分别为：(a)3mm；(b)1mm；(c)-1mm；(d)-3mm。根据comsol仿真结果，感应线圈与永磁体间距决定了复合式俘能结构输出功率的大小，本文利用comsol模拟计算感应线圈与永磁体间距不同时，单一电磁俘能单元输出功率大小。设置圆柱形永磁体底面直径10mm，厚度8mm，简谐振动频率为83Hz，感应线圈匝数3000匝，图3-20为初始状态感应线圈与永磁体不同间距情况下的输出功率曲线。当初始状态下感应线圈距离永磁体上表面-1mm时，电磁单元输出功率最大，当初始状态时的感应线圈逐渐远离永磁体时，电磁单元输出功率迅速减小。(a)(b)(c)(d)图3-19电磁线圈截面感应强度分布Figure3-19Inductionintensitydistributionofelectromagneticcoilsection图3-20电磁俘能单元输出功率与线圈永磁体间距的变化关系Figure3-20Therelationshipbetweentheoutputpoweroftheelectromagneticenergyharvestingunitandthedistancebetweenthepermanentmagnetsofthecoil表3-3为永磁体感应线圈间距分别为-3mm、-1mm与1mm时，电磁单元的电磁阻尼，以及感应线圈初始状态与磁铁距离分别在-3mm、-1mm与1mm时，相同振动条件下，单一压电输出功率和单一电磁输出功率的仿真计算结果。当永磁体与感应线圈间距为-1mm时，电磁单元的输出功率最大，而压电单元输出功率最小，但与电磁单元输出功率相比，振动初始状态时感应线圈与磁铁的位置关系对于压电单元的影响非常小，可以忽略不计。由表可以看出，感应线圈磁铁上表面间距为-1mm时比为1mm时的电磁俘能单元输出功率提高了0.0274mW。因此，本文在设计压电-电磁复合式俘能装置时，确定感应线圈与磁铁之间的最佳距离为-1mm。表3-3线圈磁铁距离不同时俘能器的电磁阻尼与功率Table3-3Theelectromagneticdampingandpoweroftheenergyharvesterwhenthedistancebetweenthecoilandthemagnetisdifferent间距(mm)阻尼电磁功率(mW)压电功率(mW)-3mm0.05540.9561.4869-1mm0.06570.98451.48551mm0.01130.95711.4898（2）线圈匝数对电磁发电功率的影响图3-21为线圈匝数不同情况下，磁铁振动相对位移最大时线圈截面磁感应强度分布。线圈匝数分别为：(a)1500匝；(b)2500匝；(c)3500匝。根据2.2节式（2-4）可知，基于法拉第电磁感应定律的电磁发电功率与导体线圈的匝数有直接关系。设置圆柱形永磁体底面直径10mm，厚度8mm，简谐振动频率为83Hz，初始振动位置时线圈与磁铁上表面相距-1mm，在线圈高度、内径不变，改变感应线圈匝数匝，使用comsol重复仿真计算。图3-22为感应线圈匝数不同时单一电磁俘能单元得输出功率曲线，可以看出，随着线圈匝数增多，输出功率随之不断变大。(b)(c)图3-21电磁线圈截面感应强度分布Figure3-21Inductionintensitydistributionofelectromagneticcoilsection图3-22电磁俘能单元输出功率与线圈匝数的变化关系Figure3-22Therelationshipbetweentheoutputpoweroftheelectromagneticenergyharvestingunitandthenumberofturnsofthecoil表3-4为不同线圈匝数时，电磁俘能单元的阻尼系数、输出功率，及单一压电单元的输出功率。可以看出，随着感应线圈匝数的增加，电磁阻尼不断增大，电磁单元的输出功率也不断增大，而压电单元有略微减小的趋势。可见，线圈匝数越多对电磁发电输出功率具有正向效果，但是电磁阻尼的增大意味着当压电-电磁技术结合时，对压电悬臂梁的抑制反作用力会越大，因此对线圈匝数的确定不能一味增大，本文设计复合式俘能结构时，根据俘能器尺寸选择最佳线圈匝数3500匝。表3-4不同线圈匝数时俘能器的电磁阻尼与功率Table3-4Theelectromagneticdampingandpoweroftheenergyharvesterwithdifferentcoilturns线圈匝数阻尼电磁功率(mW)压电功率(mW)30000.11350.92221.476535000.12560.95221.451340000.13790.97531.4215（3）线圈高度对电磁发电功率输出的影响图3-23为线圈高度不同情况下，磁铁振动相对位移最大时线圈截面磁感应强度分布。线圈高度分别为：(a)3mm；(b)1.5mm；(c)4mm；(d)4.5mm。图3-24为感应线圈内径8mm，外径21.6mm，匝数3500，线径0.15mm，激励加速度0.5g的情况下，独立电磁单元输出功率与感应线圈高度的关系，其中永磁体与感应线圈间距保持不变。设置感应线圈高度为9mm时，独立电磁俘能单元输出功率达到最大值。(a)(b)(c)(d)图3-23电磁线圈截面感应强度分布Figure3-23Inductionintensitydistributionofelectromagneticcoilsection图3-24电磁俘能单元输出功率与线圈高度的变化关系Figure3-24Therelationshipbetweentheoutputpoweroftheelectromagneticenergyharvestingunitandtheheightofthecoil表3-5为线圈高度分别为7mm、9mm及11mm时，电磁阻尼系数、单一电磁和压电俘能单元的输出功率。由表可知，当感应线圈高度为9mm时，电磁输出功率最大，电磁阻尼系数也最大，这能是由于感应线圈高度太低时，穿过导体的磁感线不足，而线圈高度太高时，高处导体又太过远离磁感线密集区域造成的。感应线圈高度对压电俘能单元的影响相对较小，本文在设计符合俘能结构时，选择对此忽略不计。表3-5不同线圈高度时俘能器的电磁阻尼与功率Table3-5Theelectromagneticdampingandpoweroftheenergyharvesteratdifferentcoilheights线圈高度(mm)阻尼电磁功率(mW)压电功率(mW)70.05530.96251.443890.06280.99341.4244110.05760.95561.4412（4）谐振频率对电磁发电功率输出的影响图3-25为谐振频率不同情况下，磁铁振动相对位移最大时线圈截面磁感应强度分布。谐振频率分别为：(a)60Hz；(b)83Hz；(c)100Hz；(d)110Hz。图3-26为谐振频率变化情况下，单一电磁单元的输出功率变化情况，电磁单元谐振频率110Hz时的输出功率比60Hz时的输出功率高1.925mW。(a)(b)(c)(d)图3-25电磁线圈截面感应强度分布Figure3-25Inductionintensitydistributionofelectromagneticcoilsection图3-26电磁俘能单元输出功率与谐振频率的变化关系Figure3-26Therelationshipbetweentheoutputpoweroftheelectromagneticenergyharvestingunitandtheresonancefrequency表3-6为不同振动频率情况下，频率为60Hz、83Hz、110Hz时，电磁单元的电磁阻尼系数和输出功率，及单一压电单元的压电输出功率。由表可知，随着振动频率的增大，电磁阻尼系数不断增大，电磁俘能输出功率也不断增大。为了能够匹配地铁轴端的振动频率，本文在设计电磁俘能单元结构时，必须保证其输出功率不降低情况下，尽量减小其电磁阻尼，使其对压电俘能输出的负面影响降到最低。表3-6不同谐振频率时俘能器的电磁阻尼与功率Table3-6Electromagneticdampingandpoweroftheenergyharvesteratdifferentresonancefrequencies谐振频率(Hz)阻尼电磁功率(mW)压电功率(mW)600.02560.3911.4984830.05561.0841.35331100.07212.3161.1741.6压电-电磁复合俘能装置软件仿真图3-27双端固定式压电电磁复合俘能装置仿真网格图Figure3-27Simulationgriddiagramofthedouble-endedfixedpiezoelectricelectromagneticcompositeenergycapturedevice由于本文设计的复合俘能结构中存在压电和电磁能量转换机制之间的耦合作用，为了能够更准确的取得该复合发电装置的发电性能的仿真分析，就必须考虑电磁阻尼，设置仿真振动过程中，线圈产生的感应力对永磁铁的反作用力。由于复合俘能结构的上下两处感应线圈固定于基座上，因此，悬臂梁中端上下两处的永磁铁必然会受到安培力的反作用力。从2.2.3节中的分析可知，悬臂梁末端永磁铁承受的安培力和速度成正比关系，因此，压电梁所受的安培作用力力可以等效为环境阻尼。所以，压电-电磁复合俘能结构的总阻尼比为机械结构阻尼比与电磁阻尼比的和。由2.2节内容可知，电磁俘能单元产生电能的过程中，感应线圈切割磁感线生成感应电流，由于楞次定律的作用会产生抑制悬臂梁发生形变的方向作用力，为了能够精确得出复合俘能装置的输出功率，在仿真过程中加入反向安培力来模拟电磁阻尼产生的功率消耗。相较于独立压电和独立电磁俘能技术，两种技术复合后压电悬臂梁的振幅以及压电单元的输出功率均有所降低。产生这种现象是因为在引入电磁单元后，增加系统中压电悬臂梁的环境阻尼，使总阻尼增大，导致悬臂梁受到外力作用产生形变后，使其恢复平衡状态的作用力更大，压电片