道岔轉轍機自供能傳感器設計與能量俘獲特性試驗

李守太， 高鳴源， 楊明金， 王平， 張麗， 陳子文， 李云伍， 蒲應俊

1. 西南大學 工程技術學院/丘陵山區(qū)農業(yè)裝備重慶市重點實驗室,重慶 400715； 2. 西南交通大學 土木工程學院/高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都 610031； 3. 西南大學 出版社,重慶 400715

軌道交通作為重要的客運、物流載體,近些年在全世界范圍內得到了大力發(fā)展.以中國為例,截至2020年底,營業(yè)里程超過14萬km,當年鐵路投產新線超過1 300 km和投資額達8 000億元[1].軌道交通道岔系統(tǒng)是保障軌道列車按照既定路線安全行駛的“方向盤”,通過道岔系統(tǒng)的核心組成部分道岔轉轍機牽引拉桿進行橫向推動道岔運動,進而實現軌道列車轉向[2-3].道岔轉轍機工作質量的好壞,直接影響軌道交通的行車效率,更關系到軌道交通運行安全,對其進行實時監(jiān)測非常必要[4-5].隨著軌道交通里程的增加和服役狀態(tài)的劣化,道岔轉轍機故障率逐漸增高.根據國家鐵路局和地鐵運營企業(yè)近年報告,道岔轉轍機故障分別占鐵路運輸和地鐵設備總故障件數的18%和50%～60%[6-7],因此對道岔轉轍機牽引拉桿插銷進行拉力監(jiān)測(包括拉力狀態(tài)是否平穩(wěn)、拉力是否超限而導致插銷變形和斷裂)具有重要作用.現有道岔轉轍機拉力監(jiān)測能量供給依靠外置電源,采用定期巡檢發(fā)現問題再維修的方案[8-9],可能出現拉力異常導致轉轍機故障而沒有及時發(fā)現并排除而危及行車安全.本研究基于振動能量采集技術的軌道道岔轉轍機自供能傳感器的設計,能夠實現道岔轉轍機拉力實時監(jiān)測的能量自供給,可以有效預防脫軌等安全事故,其安裝位置如圖1所示．

圖1 道岔轉轍機及自供能傳感器安裝位置

道岔轉轍機故障診斷研究方面,孫孟雷[10]提出了基于道岔信號形狀特征的功率信號神經網絡故障診斷方法,構建了不同時間尺度下特征圖的卷積神經故障診斷模型,故障診斷正確率達99.5%； 陳海歡[11]在道岔轉轍機動作電流原始數據類型及深度學習模型適用范圍的基礎上,建立了道岔轉轍機故障診斷模型,通過對模型結構的不斷優(yōu)化,使道岔轉轍機故障分類具有更高準確率； 張釘[12]以微機監(jiān)測系統(tǒng)采集的道岔轉轍機動作功率曲線為數據源,提出小波變換和改進BP(Back Propagation,反向傳播)神經網絡相結合的S700K型轉轍機故障診斷模型,也取得了較好效果.上述研究基于對道岔轉轍機采集到的信號進行處理和建模來判斷道岔轉轍機性能狀況,而對于道岔轉轍機拉桿實時監(jiān)測傳感器和能量自供給等方面研究較少．

道岔轉轍機電源通常為380 V交流電源,需要增加額外的電流轉換等設備才能被監(jiān)測設備使用,導致額外的投入和維護成本增加.振動能量收集技術是將列車通過軌道時的振動能量轉換為電能,變廢為寶的同時提高能源利用效率[13-14],振動能量俘獲裝置可以允許長時間地支持傳感器運行,而無需更換電池或在傳統(tǒng)電池無法正常運行的惡劣環(huán)境中供能給傳感器[15-16].常用的振動能量俘獲類型主要有電磁式[17-19]、壓電式[20-21]、靜電式[22-23],許多研究學者進行了卓有成效的研究.Gao等[24]設計了一款由磁懸浮能量采集器供電的軌道式能量傳感器,驗證了列車在某時速行駛下傳感器峰值電壓輸出性能,且傳感器能夠實現與控制端的無線通信.Jung等[25]設計了壓電和電磁發(fā)電機組成的橢圓形混合式能量采集器,該混合式能量采集器在60 Hz和50 m/s振動下實現25.45 mW的平均功率輸出.Zhao等[26]提出了一種新型的接觸分離模式的懸臂式摩擦電能量采集器(Triboelectric Energy Harvester,TEH),并對其性能進行了理論研究和實驗測試,在5 m/s2的加速度和8 Hz的激勵頻率下可獲得25 V的峰值輸出電壓.孔令強等[27]設計了一種安裝在列車轉向架上的雙自由度振動俘能器,并通過理論分析和試驗檢驗了不同自由度下俘能器的性能； 高鳴源等[28]提出軌道振動―電磁耦合動力學模型,計算車輛行經軌道結構時磁浮俘能器的動力響應.道岔轉轍機多處于戶外或偏遠地區(qū),采用人工對監(jiān)測設備的電源進行更換會導致較高的維護成本,研究俘獲軌道振動能量為道岔轉轍機軸銷傳感器供電具有很大的現實意義[29-30]．

軌道交通能量俘獲裝置一般需要額外安裝在軌道交通運營系統(tǒng)中,可能會影響列車的正常運營,進行現場試驗難度極大.目前軌道交通能量俘獲裝置性能驗證普遍采用的方法仍為仿真模擬、理論分析和室內試驗[31-32],而對于室內試驗,主要存在以下問題：(1) 多數學者在室內振動臺試驗輸入的振動信號主要是正弦掃頻和自編隨機信號,未能將采集到的軌道實測路譜信號通過室內振動臺復現； (2) 軌道實際路譜特點為小位移幅值和大加速度,加速度控制策略容易超限且不能直觀地反映速度與黏性阻尼式電磁發(fā)電量的關系.磁體與閉合線圈發(fā)生相對運動時,兩者之間會由于電磁阻力而阻礙相對運動,這一現象可用楞次定律解釋,同時,磁體在運動的過程中還將受到機械阻尼的作用.可動磁體在管內運動過程中受到的阻尼力可簡化表述為F=-(cm+ce)v,cm為系統(tǒng)機械阻尼系數,ce為系統(tǒng)的電磁阻尼系數,v為磁體與線圈的相對運動速度[33],因此,可以認為這是一個線性黏性阻尼系統(tǒng)．

本研究設計了一種基于振動能量俘獲技術的軌道道岔轉轍機自供能傳感器系統(tǒng),主要由軸銷傳感器、振動俘能裝置和數據處理模塊組成.本研究的主要貢獻為：(1) 軸銷傳感器本身既是結構緊固件又是傳感器； (2) 振動俘能系統(tǒng)利用列車通過時的振動能量,同時結合可充電電池,可以實現軸銷傳感器全天候能量的持續(xù)自供給； (3) 實現了輪軌交互作用(輪軌非線性隨機振動)下的軌道振動數據的室內測試．

道岔轉轍機自供能傳感器工作原理如圖2所示．

圖2 道岔轉轍機自供能傳感器工作原理

1 自供能傳感器機械系統(tǒng)設計

1.1 軸銷傳感器

圖3 軸銷傳感器結構

軸銷傳感器結構簡單,是一個沒有承載座、力加載頭和防護殼的空心截面彈性元件,在工作過程中只承受剪力作用.軸銷傳感器的表面有對稱布置的凹槽,空心截面凹槽的中心位置粘貼有雙剪型電阻應變片,布置在兩個凹槽處的雙剪型電阻應變片共同組成一個惠斯通電橋.具體工作原理為：外力作用改變雙剪型電阻應變片幾何尺寸的同時改變其電阻,電阻的改變則導致輸出電流的改變,進而通過惠斯通電橋產生電壓信號,電壓信號通過A/D轉換為數字信號后被測量,在量程范圍內,軸銷傳感器輸出電壓的大小與其承受拉力或壓力大小成正比[34],軸銷傳感器結構示意圖如圖3所示．

空心截面中性層處的最大彎曲應力σmax為

(1)

其中：d為中性層空心截面的寬度,m；D為凹槽最小直徑,m．

最大彎曲應變εmax為

(2)

其中：F為軸銷傳感器承載力,N；E為彈性模量,Pa；b為凹槽的寬度,m．

輸出靈敏度S為

S=Kε

(3)

其中：K為雙剪型電阻應變計靈敏系數；ε為彎曲應變．

1-上靜止磁鐵； 2-滑塊； 3-銅珠； 4-懸浮磁鐵； 5-支撐座； 6-下靜止磁鐵； 7-有機玻璃管； 8-線圈； 9-上端蓋； 10-保護殼； 11-下端蓋．圖4 振動能量俘獲裝置結構圖

通過分析公式(1)和公式(2)[35]可以得出軸銷傳感器凹槽的寬度b對整個裝置的性能有重要影響,需要保證空心截面中性層處的應力和應變?yōu)榱慵畲笾堤?一般b值取雙剪型電阻應變片基長的2倍.所設計軸銷傳感器軸銷凹槽最小外徑D=22 mm,長度L1=38 mm,L2=90 mm,L3=32 mm,L4=20 mm,中性層空心截面的寬度d=10 mm,額定載荷F=10 000 N,材料為40CrNiMoA,彈性模量E=2.1 ×104kg/mm2,輸入3～6 V,輸出靈敏度為1.5～2 mV/V．

1.2 振動能量俘獲裝置

本研究振動能量俘獲裝置類型為電磁式,如圖4所示.振動能量俘獲裝置包括防護殼和磁浮俘能系統(tǒng),磁浮俘能系統(tǒng)由有機玻璃管、上靜止磁鐵、下靜止磁鐵、懸浮磁鐵、線圈、銅珠和滑塊組成,其中：上靜止磁鐵和下靜止磁鐵在上端蓋和下端蓋的擠壓作用下分別固定在有機玻璃管上端和下端,懸浮磁鐵固粘于滑塊并在有機玻璃管中滑動,上靜止磁鐵和下靜止磁鐵之間布置懸浮磁鐵并調整磁極的方向以排斥懸浮磁鐵,從而形成非線性磁力,通過銅珠使滑塊與有機玻璃管之間實現滾動接觸來降低二者之間的摩擦阻力.防護殼由上端蓋、下端蓋和保護殼組成,三者通過螺栓連接形成一個封閉的空間,保護布置在其內部的磁浮俘能系統(tǒng)不受外界環(huán)境(如沙塵和雨水等)的影響．

振動能量俘獲裝置的能量俘獲本質是基于法拉第電磁感應定律,懸浮磁鐵在上靜止磁鐵和下靜止磁鐵作用下處于平衡狀態(tài),外界振動打破平衡并使懸浮磁鐵在非線性回復力的作用下沿著圓柱形有機玻璃管上下滑動,進而切割磁感線產生感應電壓,原理如圖5(a)所示．

圖5 振動能量俘獲裝置原理與磁鐵布置圖

基于Mann等[36]的研究成果,懸浮磁鐵回復力為冪級函數,上靜止磁鐵回復力FU和下靜止磁鐵回復力FL為

(4)

(5)

其中：d0是圖5(a)中靜止磁體與懸浮磁體在靜態(tài)平衡狀態(tài)下的相對間距,m；x是懸浮磁鐵相對于平衡位置移動的距離,m．

總回復力Fx表示為

Fx=FU-FL

(6)

代入公式(4)和(5)并展開,則有：

(7)

在振動能量俘獲裝置整體尺寸、懸浮磁鐵和靜止磁鐵強度已知的前提下,同樣激勵條件下其能量俘獲性能主要取決于靜止磁鐵和懸浮磁鐵數量,但是難以通過改變懸浮磁鐵數量改善能量俘獲性能(多個懸浮磁鐵串聯(lián)增加磁場密度的同時增加了自身高度,導致懸浮磁鐵最大運動幅值降低),因此,本研究主要探究振動能量俘獲裝置靜止磁鐵布置形式和數量對其能量俘獲性能的影響,設計兩種靜止磁鐵布置形式,分別命名為A形式和B形式,如圖5(b)所示.基于有限元方法獲得兩種靜止磁鐵布置形式下懸浮磁鐵的回復力,如圖6所示．

圖6 懸浮磁鐵在靜止磁鐵不同布置形式下的回復力

基于曲線擬合得到靜止磁鐵兩種布置形式下懸浮磁鐵回復力方程,A形式下的懸浮磁鐵回復力方程為

Fx=-301 008x3+8 837.67x2-90.662x+0.66

(8)

B形式下的懸浮磁鐵回復力方程為

Fx=-606 848x3-182.42x

(9)

由于懸浮磁鐵自身質量(0.239 N)的影響,兩種靜止磁鐵布置形式下的懸浮磁鐵平衡點均在x軸負坐標.由圖6(a)可以看出,下靜止磁鐵單獨布置時,懸浮磁鐵受到的回復力為單方向的,且回復力大小與懸浮磁鐵和下靜止磁鐵之間距離成反比.由圖6(b)可以看出,上、下靜止磁鐵均布置時,懸浮磁鐵同時受來自上、下靜止磁鐵不同方向的回復力,且相對于位移0點呈近似對稱關系.對比圖6(a)和6(b)可以得到,懸浮磁鐵同樣的位移幅值,其受到的回復力變化值在A形式下小于B形式,如懸浮磁鐵位移由0變化至0.01 m時,A形式下回復力變化約0.2N,而B形式下的回復力變化約為2.5N,證明了A形式下懸浮磁鐵的剛度小于B形式,即在同樣的激勵下,A形式下懸浮磁鐵切割磁感線的幅度和運動區(qū)間大于B形式,且前者的響應頻率小于后者．

圖7 道岔轉轍機防護罩的限位

為了防止零件之間相互吸引作用降低磁浮系統(tǒng)能量轉換能力,有機玻璃管采用不導磁樹脂材料,除靜止磁鐵和懸浮磁鐵外,其他部件均為不導磁的6061鋁.實際安裝過程中,道岔轉轍機外殼為保護罩,保護罩的存在限制了振動能量俘獲裝置的結構尺寸與內部滑動磁鐵數量,如圖7所示.為了提高防護罩的抗壓強度,增強防護罩與轉轍機的貼合緊密度,降低防護罩成本,現有道岔轉轍機防護罩內部可用空間較低,限制了本研究振動獲能裝置的尺寸設計.在滿足軸銷傳感器工作所需能量前提下,振動能量俘獲裝置應盡可能簡單和小巧(高度普遍不能超過80 mm),本設計振動能量俘獲裝置主要結構參數見表1．

表1 振動能量俘獲裝置主要結構參數

2 自供能傳感器電路設計

圖8為自供能傳感器電路設計原理圖.電路系統(tǒng)支持直流電源和交流電源,采用D1-D44個肖特基勢壘二極管為交流電源的整流器.U1為開關控制和電源管理芯片,具有冷啟動、異步升壓和同步升壓的分級式能量管理模式.功率電感器L1連接到升壓調節(jié)器的開關節(jié)點(SW),模擬地(AGND)的裸露焊盤連接到電源地(PGND),4.7 μF電容器(C6)連接在輸入電源(Vin)和電源地之間,另一個4.7 μF電容器(C2)連接在輸出電源(SYS)和電源地之間,將超級電容器作為SYS輸出電源的存儲設備放置到BAT端,可以采用一個可選的備用輸入電源,將其連接到引腳12,電容器C4連接在電容器旁路端口(CBP)和模擬地之間,采樣并保持最大功率點電平.一個20 kΩ電阻器R7放置在引腳4上,以設置最小工作輸入電壓電平,CBP電壓超過最小工作輸入電壓后,升壓調節(jié)器開始切換.引腳5指示最大功率點跟蹤電壓,該引腳設置不同能量源的最大功率點跟蹤電平．

上述電路系統(tǒng)具有3條電源路徑.當系統(tǒng)輸入電壓大于電壓啟動閾值(0.38 V)且小于冷啟動終止閾值時,系統(tǒng)為冷啟動模式.當輸出電壓大于冷啟動終止閾值且超級電容器電壓小于關斷放電電壓(設置為2.4 V)時,升壓調節(jié)器操作將SYS和BAT開關關閉,系統(tǒng)工作在異步升壓模式.當輸出電壓和超級電容器電壓大于關斷放電電壓,但小于存儲過充電閾值(設置為3.6 V)時,升壓調節(jié)器操作會打開SYS和BAT開關,以使能同步升壓模式.具有外部電感器的開關模式同步升壓調節(jié)器以脈沖頻率模式工作,將存儲在輸入電容器中的能量轉移到系統(tǒng)負載和能量存儲單元(如超級電容器或可充電電池等).為了在較寬的輸入功率范圍內保持穩(wěn)壓器的高效率,采用內部顫振峰值電流限制策略以控制外部電感器的電流．

圖8 自供能傳感器電路原理圖

圖9 振動俘能試驗布置圖

3 自供能傳感器性能試驗

為了綜合測試自供能傳感器系統(tǒng)性能,特別是在中低頻振動激勵下的俘能性能,進行振動俘能裝置正弦掃頻和實際軌道振動工況下能量輸出性能試驗.圖9所示為振動俘能試驗布置圖,主要包括振動俘能裝置、電路模塊、振動臺、控制端、數據采集和儲存裝置,其中：振動能量俘獲裝置固定于振動臺,電路模塊的輸入端與振動俘能裝置連接,電路模塊的輸出端則與數據采集裝置連接,數據采集裝置采集的數據保存至數據存儲裝置．

3.1 輪軌交互作用下的鋼軌振動俘能測試流程

由于軌道交通的特殊性,難以頻繁開展上道驗證試驗,因此多采用室內試驗模擬真實軌道工況.利用前期布置傳感器獲取列車通過時輪軌交互作用下的鋼軌振動加速度數據,然后將獲取的鋼軌振動加速度信號轉換為速度信號后導入控制器,控制器基于速度控制策略通過控制功率放大器驅動電磁激振器按照軌道譜的振動速度時程曲線動作,進而同與之固定的振動臺臺面協(xié)同上下振動,速度傳感器讀取振動臺臺面的速度信息并反饋給控制器,實現軌道譜隨機振動信號的精確控制.同時,利用示波器采集振動能量俘獲裝置輸出的電壓響應,最后對示波器數據進行讀取、濾波與分析,如圖10所示．

圖10 輪軌交互作用下的鋼軌振動俘能測試流程圖

3.2 加速度與速度之間轉換驗證

振動能量俘獲裝置核心部件懸浮磁鐵滑動速度正相關于發(fā)電電壓,這與振動速度密切相關.而且,對于常用振動臺來講,由于受加速度傳感器、電磁力、設計尺寸和振動俘能裝置重力的影響,其加速度超限概率遠大于速度超限,因此,需要采用將加速度傳感器獲取的隨機振動信號進行積分轉換為速度曲線后的速度控制策略.為了驗證基于加速度推導獲取速度信號與原始速度信號的擬合度,給定一標準正弦速度曲線作為對照曲線,即圖11(a)中藍色曲線； 其加速度曲線為圖11(b)中黃色曲線,方程為

α=-ω2Asinωt

(10)

其中：α為加速度,m/s2；A為振幅,m；ω為角速度,rad/s；t為時間,s．

如圖11所示,對給定正弦曲線加速度積分可以獲得基于積分方法的速度曲線(紅色曲線),積分速度曲線和對照速度曲線均為趨勢一致的正弦曲線,但是二者之間有偏差； 對照速度曲線和積分速度曲線之間的偏差為對照速度曲線的初速度,即時間為0時的初始啟動速度； 積分正弦速度曲線疊加初速度進行修正后的曲線與對照速度曲線重合,圖11(a)表明了標準正弦加速度振動曲線積分獲得速度曲線的合理性.但是實際的軌道振動信號包含了噪聲,將高斯白噪聲曲線(亮青色曲線)施加于已知正弦加速度曲線(黃色曲線)得到加速度曲線(黑色曲線),由于噪聲的存在,必須將加速度曲線進行濾波降噪后積分,濾波后積分的速度曲線(綠色曲線)與已知正弦速度曲線基本吻合,如圖11(b)所示,證明了利用積分法推導隨機振動加速度信號的有效性．

3.3 正弦掃頻試驗

為了驗證所設計自供能傳感器振動能量俘獲裝置是否能夠在寬帶頻率下獲得足夠的電能,并探究上、下靜止磁鐵布置形式對能量俘獲特性的影響,再進行7次不同工況下的正弦掃頻試驗,其中：頻率為5～50 Hz,振幅為1～7 mm,加速度為20 m/s2.通過對實際掃描頻率信號中各頻率的峰、谷電壓進行分析,將采樣時間變換為采樣點,利用微分方法可以求出所有的峰和谷.具體來說,所有的信號都可以通過對真實掃描頻率信號的微分得到.在某個采樣點上,如果正號變成負號,拐點就是峰,反之就是谷,二者的差值為峰峰值.正弦掃頻試驗的結果如圖12所示．

圖11 加速度與速度之間轉換與驗證

圖12 振動俘能裝置正弦掃頻結果

由圖12(a)可以看出,當靜止磁鐵布置形式為A形式時,振動能量俘獲裝置只有一個極值,分別用數字1～7標識,極值對應的頻率與電壓分別為：7 mm(17.23 Hz,3.142 V),6 mm(18.39 Hz,2.767 V),5 mm(19.17 Hz,2.722 V),4 mm(21.61 Hz,2.545 V),3 mm(23.38 Hz,2.152 V),2 mm(28.13 Hz,1.849 V),1 mm(39.23 Hz,1.243 V),即極值對應的頻率隨著正弦掃頻激勵振幅的增大而減小,而極值對應的電壓幅值卻隨著振幅的增大而增大； 當靜止磁鐵布置形式為B形式時,振動能量俘獲裝置極值分布情況為：正弦激勵振幅為3～7 mm時存在兩個極值,第一個極值在圖12(b)中以1～5標識,對應的頻率與電壓分別為：3 mm(27.76 Hz,0.836 V),4 mm(22.32 Hz,1.029 V),5 mm(21.02 Hz,1.121 V),6 mm(18.9 Hz,1.215 V),7 mm(17.02 Hz,1.354 V),第二個極值點對應的電壓均為1.6 V左右,而對應的頻率范圍為32.76～42.24 Hz.正弦激勵振幅為1 mm和2 mm時只有一個明顯的極值．

由圖12可以看出,電壓曲線在約30 Hz之后逐漸重合.理想情況下,振動臺輸出的激勵應始終保持恒定的加速度,但是,掃頻的初始階段頻率較低,保持恒定的加速度需要較大的位移,而大多數振動臺對其最大位移有嚴格的限制,因此,振動臺在初始階段輸出固定位移激勵,然后輸出固定加速度激勵,兩種激勵模式切換的頻率定義為交越頻率,且交越頻率隨著最大位移的減小而增大.正弦掃頻測試中,所有激勵都具有相同的加速度,但最大位移不同,所有的激勵在通過交越頻率后會有相同的激勵,即所有激勵在交越頻率后都是相同的,因此,輸出電壓在約30 Hz后的曲線幾乎都是重合的．

綜上所述,振動能量俘獲裝置靜止磁鐵布置形式為A和B時均在較寬的頻帶內具有優(yōu)異的俘能性能.但A形式下振動能量俘獲裝置極值對應的響應頻率低于形式B,在較低的響應頻率下獲得最佳性能,而形式B則在相對較高的頻率下獲得較優(yōu)的性能,這是由于A形式下振動能量俘獲裝置的剛性小于形式B,這與圖6分析結果一致.同等激勵下,A形式下振動能量俘獲裝置電壓高于B形式,這是由于A形式下懸浮磁鐵運動幅度和切割磁感線范圍大于形式B,這也與圖6分析結果一致,而B形式下,振動能量俘獲裝置出現2個極值則反映了此形式下懸浮磁鐵運動的非線性特性．

3.4 實際軌道振動譜激勵下的俘能測試

道岔轉轍機作用于道岔實現車輛轉向,道岔結構復雜,不僅體現于其軌線布置和走行線路轉換環(huán)節(jié),更在于其多變的輪軌關系,導致道岔與車輪的相互作用程度及磨耗大于普通軌道[37].鋼軌包括普通線路和磨耗線路,道岔則是軌道結構的薄弱環(huán)節(jié),3種線路結構的鋼軌振動試驗能表征軌道振動的典型工況,因此有必要在無磨耗鋼軌、有磨耗鋼軌和道岔振動譜激勵下進行自供能傳感器振動俘能系統(tǒng)性能檢驗．

圖13 實測鋼軌振動信號功率譜密度

3.4.1 鋼軌振動譜激勵下的俘能測試

選取前期采集到的4種鋼軌加速度信號,包括鋼軌有磨耗和無磨耗各2種.4種鋼軌振動信號的功率譜密度如圖13所示,振動信號主要集中在低于340 Hz的中低頻率,且列車通過有磨耗的鋼軌時加速度和速度極值均高于鋼軌無磨耗狀態(tài).將加速度信號轉換為速度信號并導入控制器進行基于速度控制的俘能測試．

圖14 有磨耗激勵下振動俘能系統(tǒng)性能測試

圖15 無磨耗激勵下振動俘能系統(tǒng)性能測試

鋼軌無磨耗激勵下,靜止磁鐵布置形式為A和B的振動俘能裝置在加速度激勵1和2下的俘能電壓最大幅值分別約為5，2.5，2.5，1 V,如圖15所示.振動俘能裝置靜止磁鐵布置形式為A時的俘能電壓大于B形式,且布置B形式時振動俘能裝置俘獲電壓優(yōu)異的區(qū)間相對于A形式整體右移,更傾向于相對頻率較高的頻帶,這與圖6、圖12和圖14分析結果一致； 靜止磁鐵同等布置時,圖15(a)所輸入激勵下振動俘能裝置俘獲電壓的能力均大于圖15(b)所輸入激勵下的俘獲電壓,雖然兩種激勵下加速度極值均為250 m/s2,且難以快速直觀地分辨兩種隨機激勵下二者速度變化率大小,但是圖15(a)激勵下的位移幅值為1 mm,大于圖15(b)激勵下的位移幅值(0.25 mm)．

圖14和圖15反映了在小振動位移(<1 mm)、寬振動頻率(≤500 Hz)、軌道有磨耗或無磨耗激勵下振動俘能裝置均能夠俘獲不低于1 V的電壓,能夠滿足自供能傳感器電路的啟動和備用電池充電要求,可以作為道岔轉轍機軸銷傳感器的供能電源.史玉杰等[38]建立了道岔轉換設備的分析模型,給出了道岔轉換裝置的前三階主振頻率,分別為11.3，262.88，846.50 Hz,并給出了實測的車速為80 km/h時,轉換裝置的最大振動位移約為3.7 mm.李燁峰[39]根據大秦重載鐵路12號道岔動力性能測試數據顯示,當列車直線過岔時,道岔部件最大位移變形為1.26 mm,而當列車側向過岔時,道岔部件最大位移變形為2.96 mm.可見本研究提出振動俘能裝置正常工作時所需要的最小位移能夠得到滿足,且工作頻帶可以覆蓋轉換裝置前兩階主振頻率．

圖16 道岔振動譜激勵下振動俘能系統(tǒng)性能測試

3.4.2 道岔振動譜激勵下的俘能測試

道岔振動譜采集自國內某高鐵站8節(jié)編組客車駛過時道岔翼軌的垂向振動,其最大振動位移、速度和加速度分別為2 mm，500 mm/s和200 mm/s2,如圖16-所示．

4 結論

本研究針對高速鐵路軌道結構薄弱環(huán)節(jié)道岔轉轍機拉力監(jiān)測與能量供給問題,設計了一種自供能傳感器系統(tǒng),系統(tǒng)包括振動能量俘獲裝置、軸銷傳感器和電路.基于道岔轉轍機實際尺寸,確定了軸銷傳感器和振動俘能器的結構與尺寸,并借助速度控制策略,通過正弦掃頻和輪軌交互作用下的軌道振動俘能試驗,驗證了自供能傳感器振動俘能裝置的性能.主要結論如下：

1) 軸銷傳感器本身既是結構緊固件又是傳感器,能夠實時記錄自身所受拉壓力的變化,其參數為：額定載荷F=10 000 N,輸入3～6 V,輸出1.5～2 mV/V,滿足實際使用所需的5 000 N拉力檢測要求,自供能傳感器電路可以在低感應電壓下工作,啟動電壓為380 mV．

2) 基于正弦掃頻試驗測試了兩種靜止磁鐵布置形式下自供能傳感器能量俘獲性能.相對于上、下靜止磁鐵均布的形式,只有下靜止磁鐵布置的振動俘能裝置懸浮磁鐵剛度更低,能夠在同等激勵下獲得更大的切割磁感線范圍和運動幅值.因此,單靜止磁鐵布置下的振動俘能裝置可以獲得更高的感應電壓幅值,但是其響應頻率和頻帶低于上、下靜止磁鐵均布的情況．

3) 基于速度控制策略實現了有磨耗鋼軌、無磨耗鋼軌和道岔振動譜激勵下自供能傳感器俘能性能試驗,驗證了靜止磁鐵不同布置形式下其響應頻率和俘能特性,證明了在小振動位移幅值(<1 mm)、寬振動頻率(≤500 Hz)、軌道有磨耗、無磨耗和道岔振動激勵下自供能傳感器均能夠輸出幅值不低于1 V的電壓,能夠滿足電路的啟動并對備用電池充電,可滿足道岔轉轍機自供能傳感器的功耗需求．