IT201800003632A1 - Harvester di energia vibrazionale ottimizzato mediante la tecnica di tuning meccanico - Google Patents

Description

Harvester di energia vibrazionale ottimizzato mediante la tecnica di tuning meccanico

CAMPO TECNICO

La presente invenzione si riferisce ad un harvester di energia vibrazionale risonante in grado di ottimizzare la conversione di energia cinetica vibrazionale generata da una sorgente esterna in energia elettrica. Inoltre, la presente invenzione si riferisce ad un sistema comprendente detto harvester di energia vibrazionale risonante. La presente invenzione si riferisce in aggiunta ad un metodo per ottimizzare il funzionamento di detto harvester risonante.

STATO DELL’ARTE

Gli harvester (o racimolatori) di energia vibrazionale risonanti, detti anche “Resonant Vibration Energy Harvesters” (REVEHs), sono dispositivi in grado di sfruttare energia derivante da vibrazioni dell’ambiente esterno che altrimenti rimarrebbe inutilizzata. L’energia può essere estratta attraverso meccanismi di trasduzione che appartengono principalmente a tre grandi categorie: la trasduzione piezoelettrica, quella elettromagnetica e quella elettrostatica.

Negli ultimi anni, i REVEHs sono stati proposti per svariate applicazioni, come ad esempio applicazioni industriali, impianti medici, sensori inseriti all’interno di edifici o altre costruzioni (ponti), reti di sensori senza fili, ecc.. L’impiego di harvester di energia permette di eliminare tutti gli svantaggi legati all’utilizzo di batterie per alimentare sensori o altri dispositivi (manutenzione costosa, tempi di vita operazionali insufficienti o non prevedibili, difficoltà di sostituzione delle batterie, problemi di smaltimento ecc.).

D’altra parte però il rendimento di questi harvester di energia è strettamente legato alla frequenza di vibrazione in gioco. In altre parole, i REVEHs sono in grado di funzionare in modo efficiente solo quando la frequenza di vibrazione della sorgente esterna corrisponde alla frequenza di risonanza dell’harvester stesso. Ciò significa che se l’harvester vibrazionale risonante è stato inizialmente configurato per oscillare ad una determinata frequenza di risonanza, questo deve essere impiegato per quelle applicazioni caratterizzate da una frequenza dominante coincidente con la frequenza di risonanza. All’atto pratico, tuttavia, questo è difficilmente realizzabile in quanto le vibrazioni ambientali mostrano un andamento a frequenza variabile, in cui il contenuto di energia è distribuito su uno spettro di frequenze molto ampio.

In letteratura sono state proposte varie soluzioni per aumentare l’intervallo di frequenze operative per harvester di energia vibrazionale risonante. Ad esempio, sono state proposte schiere di harvester risonanti a diverse frequenze, harvester non lineari e metodi di aggiustamento della frequenza di risonanza o metodi di tuning.

Tra i vari metodi di tuning, è noto il metodo di tuning elettrico (ETT) che tende ad adattare il carico elettrico dell’harvester agendo sui parametri elettronici del sistema ed il metodo di tuning meccanico (MTT) che invece tende ad aggiustare la frequenza di risonanza agendo sui parametri meccanici del sistema, come ad esempio il valore della massa oscillante e/o la rigidità della molla.

Metodi di tuning meccanici possono a loro volta essere suddivisi in metodi passivi, i quali non richiedono energia esterna e quindi sono incontrollabili e poco accurati, e metodi attivi che sono più accurati ma che richiedono invece un’energia esterna. In quest’ultimo caso, sono utilizzati schemi di controllo ad anello chiuso in modo da garantire un inseguimento automatico e grossomodo accurato della frequenza.

Tuttavia, sebbene harvester di energia che utilizzano sistemi di tuning meccanici attivi siano in grado di ottenere buoni risultati in termini di inseguimento della frequenza, nella maggior parte dei casi l’energia consumata per ottenere questo obiettivo supera quella prodotta dallo stesso harvester rendendo così poco vantaggioso un sistema del genere in termini di rendimento totale in quanto si determina un bilancio energetico finale negativo.

Pertanto, è oggetto della presente invenzione quello di fornire un harvester di energia vibrazionale risonante in cui si ottimizza la conversione energetica tramite un nuovo metodo di tuning attivo ottenendo tuttavia un bilancio energetico finale positivo.

DESCRIZIONE DELL’INVENZIONE

Questi scopi sono raggiunti da un harvester energetico, da un sistema e da un metodo secondo le rivendicazioni alla fine della presente descrizione.

L’harvester secondo la presente invenzione è un dispositivo risonante utilizzato per ottimizzare la conversione di energia cinetica vibrazionale generata da una sorgente esterna in energia elettrica. L’harvester comprende un alloggiamento di supporto in grado di vibrare in risposta alla sorgente esterna ed un generatore magnetico-induttivo accoppiato all’alloggiamento e avente una determinata frequenza di risonanza. L’harvester consiste di mezzi elastici posti all’interno dell’alloggiamento e fissati ad una parete di detto alloggiamento, almeno un elemento magnetico avente una massa e accoppiato all’alloggiamento tramite detti mezzi elastici, in cui i mezzi elastici creano un moto relativo tra l’elemento magnetico e l’alloggiamento stesso, e un primo avvolgimento conduttivo, o bobina, accoppiato magneticamente all’elemento magnetico e fissato all’alloggiamento in modo che l’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna determini uno spostamento relativo tra l’elemento magnetico e il primo avvolgimento causando la generazione di una differenza di potenziale ai capi del primo avvolgimento.

L’harvester è caratterizzato dal fatto di comprendere inoltre un secondo avvolgimento conduttivo, o bobina, fissato ad un supporto non mobile e separato dall’alloggiamento nonché mezzi di controllo collegati ai capi del secondo avvolgimento per immettere una corrente elettrica all’interno del secondo avvolgimento e regolare l’intensità di detta corrente elettrica in modo da adeguare la frequenza di risonanza del generatore magnetico-induttivo alla frequenza di vibrazione associata all’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna.

In questo modo si determina un tuning meccanico (MTT) per REVEHs basato sull’emulazione del desiderato sistema Massa-Molla-Smorzatore. Una tecnica del genere può essere indicata come SMDE (Spring-Mass-Damper Emulation-based) MTT. Inoltre, la tecnica SMDE è una MTT attiva che può ottenere un bilancio energetico netto positivo.

La presenza di una bobina esterna fissa, aggiunta ad un REVEH standard determina un sistema che può essere indicato come SMDE REVEH. Un’opportuna corrente viene fatta circolare in tale bobina esterna in modo da emulare, allo stesso tempo, gli effetti della rigidezza desiderata, della massa desiderata e del coefficiente di smorzamento desiderato. Dunque, sia la frequenza di risonanza del SMDE REVEH che il suo bilancio di potenza netto possono (e devono) essere modificati controllando opportunamente la corrente che fluisce nella bobina esterna di cui sopra. In questo modo, la forza magnetica che la corrente che attraversa la bobina esterna esercita sul magnete mobile del SMDE REVEH viene ad essere uguale alla forza meccanica che sarebbe esercitata da una molla “virtuale” (con la rigidezza desiderata) su un magnete “virtuale” (con la massa desiderata) che vibra in un fluido “virtuale” (con il desiderato coefficiente di attrito viscoso).

È bene notare che le due bobine (o avvolgimenti) non devono necessariamente essere identiche in forma e dimensioni. Secondo forme di realizzazione alternative, è possibile utilizzare una seconda bobina differente dalla prima garantendo tuttavia che questa sia fissa e che sia ad una distanza dalla prima bobina tale da poter ritenere trascurabile il mutuo accoppiamento tra queste. Allo stesso modo, è possibile considerare qualsiasi configurazione tra l’elemento magnetico e le due bobine. Nello specifico la configurazione tra l’elemento magnetico e i due avvolgimenti deve semplicemente rispettare la condizione che il secondo avvolgimento sia fisso e che sia ad una distanza dal primo avvolgimento tale da poter ritenere trascurabile il mutuo accoppiamento tra i due avvolgimenti.

La tecnica proposta è applicabile indipendentemente dalle caratteristiche del magnete e del primo avvolgimento (o bobina interna). Per quanto riguarda le dimensioni e le caratteristiche del secondo avvolgimento (bobina esterna), nel caso di due avvolgimenti identici, queste sono dettate dal primo avvolgimento (bobina interna) e quindi definite all’atto dell’identificazione dell’harvester da ottimizzare.

Secondo una forma di realizzazione dell’harvester, i mezzi elastici possono comprendere una coppia di molle elicoidali aventi ognuna un’estremità fissata all’alloggiamento e l’altra estremità fissata all’elemento magnetico.

In questo modo, l’elemento magnetico è mobile e libero di vibrare all’interno dell’alloggiamento. I mezzi elastici possono essere qualsiasi tipo di mezzi in grado di garantire il movimento relativo tra l’elemento magnetico e l’alloggiamento in risposta alla vibrazione del generatore. A seconda della particolare configurazione dell’alloggiamento e/o del magnete, i mezzi elastici possono essere in numero variabile.

Secondo una ulteriore forma di realizzazione, per estrarre la corrente elettrica prodotta a seguito della vibrazione della sorgente esterna, l’ harvester può comprendere inoltre un circuito elettrico di estrazione e un circuito di accumulo accoppiati ai capi del primo avvolgimento.

In una forma di realizzazione dell’ harvester secondo la presente descrizione, il primo ed il secondo avvolgimento possono essere posizionati ai lati opposti rispetto all’elemento magnetico. In questo modo. L’accoppiamento elettromagnetico tra le due bobine o avvolgimenti può essere ridotto.

In particolare, i mezzi di controllo possono comprendere un circuito elettrico di controllo per la generazione di corrente elettrica e la conseguente emulazione di un sistema massamolla-smorzatore.

Inoltre, il circuito elettrico di controllo può essere configurato per determinare una frequenza di risonanza emulata avente un valore superiore alla frequenza di vibrazione (della sorgente esterna) ed inferiore alla frequenza di risonanza del generatore magnetico-induttivo.

Il sistema secondo la presente invenzione comprende un harvester di energia vibrazionale risonante secondo una delle forme di realizzazione precedenti ed un dispositivo elettronico accoppiato a detto harvester.

Il metodo per ottimizzare la conversione di energia cinetica vibrazionale generata da una sorgente esterna in energia elettrica secondo la presente invenzione comprende la fase di fornire un alloggiamento di supporto in grado di vibrare in risposta alla sorgente esterna e di accoppiare all’alloggiamento un generatore magnetico-induttivo avente una frequenza di risonanza, in cui il generatore comprende mezzi elastici posti all’interno dell’alloggiamento e fissati ad una parete di detto alloggiamento, almeno un elemento magnetico avente una massa e accoppiato all’alloggiamento tramite detti mezzi elastici, in cui i mezzi elastici creano un moto relativo tra l’elemento magnetico e l’alloggiamento stesso e un primo avvolgimento conduttivo accoppiato magneticamente all’elemento magnetico e fissato all’alloggiamento in modo che l’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna determini uno spostamento relativo tra l’elemento magnetico e il primo avvolgimento causando la generazione di una differenza di potenziale ai capi del primo avvolgimento.

Il metodo è caratterizzato dal fatto di fornire un secondo avvolgimento conduttivo fissato ad un supporto non mobile e separato dall’alloggiamento e di collegare mezzi di controllo ai capi del secondo avvolgimento per immettere una corrente elettrica all’interno del secondo avvolgimento e regolare l’intensità di detta corrente elettrica in modo da adeguare la frequenza di risonanza del generatore magnetico-induttivo alla frequenza o alle frequenze associate all’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna.

Questo metodo è impiegato per ottimizzare la conversione di energia vibrazionale in energia elettrica sulla base di un harvester di energia come descritto in precedenza. Pertanto, tutti i vantaggi e le caratteristiche dell’harvester valgono anche per il metodo di ottimizzazione ad esso associato.

Secondo una forma di realizzazione, la fase di collegare i mezzi di controllo ai capi del secondo avvolgimento determina la emulazione di un sistema massa-molla-smorzatore.

Questi ed altri aspetti della presente invenzione risulteranno maggiormente chiari alla luce della seguente descrizione di alcune forme di realizzazione preferite di seguito descritte.

Fig. 1 mostra una rappresentazione schematica di un REVEH convenzionale;

Fig. 2a-b mostrano un modello a singolo grado di libertà di un REVEH convenzionale (a), un corrispondente circuito equivalente (b) e l’andamento qualitativo della potenza in funzione della frequenza (c);

Fig. 3 mostra una rappresentazione schematica di un harvester di energia secondo una forma di realizzazione della presente invenzione;

Fig. 4a-b mostrano le forze che agiscono sul magnete mobile dell’harvester secondo una forma di realizzazione della presente invenzione (a) e il corrispondente circuito elettrico equivalente (b);

Fig. 5 mostra l’architettura di un sistema SMDE MTT REVEH secondo una forma di realizzazione della presente invenzione;

Fig. 6 mostra in un grafico il valore di ΔP% in funzione di m*/m e ks*/ks; c*/c = -1.6 ed fvib/fopt = 0.8;

Fig. 7a-d mostrano in un grafico il valore di ΔPMAX% in funzione di c*/c in corrispondenza di fvib/fopt = 0.8 (a), il valore di mBEST*/m in funzione di c*/c in corrispondenza di fvib/fopt = 0.8 (b), il valore di ksBEST*/ks in funzione di c*/c in corrispondenza di fvib/fopt = 0.8 (c) e il valore di f<*>opt_BEST/fvib in funzione di c<*>/c;

Fig. 8 mostra l’andamento di ΔP% in funzione di m<*>/m e ks<*>/ks; c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.4 e fvib/fopt = 0.8;

Fig. 9a-c mostrano l’andamento in funzione della frequenza delle principali potenze considerate, c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.4 e fvib/fopt = 0.8 (a), le tensioni di carico VLOAD_SMDE e V, la tensione di uscita del convertitore elettronico di potenza Vext, c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.4 e fvib/fopt = 0.8 (b) e le correnti di carico I_SMDE ed I, corrente nella bobina esterna Iext, c<*>/c = -0.4 ed fvib/fopt = 0.8 (c);

Fig. 10 mostra l’andamento di ΔP% in funzione di m<*>/m e ks<*>/ks; c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.2 e fvib/fopt = 0.7;

Fig. 11a-c mostrano l’andamento in funzione della frequenza delle principali potenze considerate, c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.2 e fvib/fopt = 0.7 (a), le tensioni di carico VLOAD_SMDE e V, tensione di uscita del convertitore elettronico di potenza Vext, c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.2 ed fvib/fopt = 0.7 (b) e le correnti di carico ISMDE ed I, corrente nella bobina esterna Iext, c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.2 ed fvib/fopt = 0.7 (c).

Come evidenziato in precedenza, la tecnica SMDE è una MTT attiva. Questo significa che, ovviamente, risulterà utile dal punto di vista pratico soltanto in quelle condizioni di funzionamento in cui la potenza richiesta per l’implementazione della tecnica stessa (PSMDE) è minore della potenza che viene fornita dal SMDE REVEH al suo carico ottimale (PLOAD_SMDE). Bisogna tenere presente che, il requisito che la potenza netta estratta PLOAD_SMDE - PSMDE risulti positiva non è sufficiente. In particolare, a causa del fatto che viene aggiunta una seconda bobina al REVEH di partenza, le prestazioni dell’harvester risultante (SMDE REVEH) non possono essere confrontate soltanto con quelle dell’ORIGINAL REVEH, ovvero l’harvester convenzionale senza bobina esterna. Nel seguito, il REVEH ottenuto connettendo in serie la bobina originaria con la bobina esterna, sarà chiamato SERIES REVEH e la potenza che questo fornisce al suo carico ottimale sarà indicata come PSERIES. Il REVEH ottenuto sostituendo la bobina originaria con la bobina esterna sarà chiamato EXTERNAL REVEH e la potenza che questo fornisce al suo carico ottimale sarà indicata come PEXTERNAL. Per una corretta analisi delle prestazioni la potenza di riferimento PBENCHMARK deve coincidere con la massima tra le potenze PSERIES, PEXTERNAL e PORIGINAL (potenza che l’ORIGINAL REVEH fornisce al suo carico ottimale). Questo significa che, la tecnica SMDE sarà utile dal punto di vista pratico solo se la potenza netta estratta (PLOAD_SMDE - PSMDE) è maggiore della potenza di riferimento PBENCHMARK. Con la presente invenzione si mostra come poter massimizzare la quantità PLOAD_SMDE - PSMDE - PBENCHMARK in corrispondenza di una desiderata frequenza delle vibrazioni fvib.

La figura 1 mostra in modo schematico la struttura di un harvester di energia REVEH convenzionale 11. Un magnete permanente 13 di massa M è collegato ad un sistema di molle 12 (le molle 12 sono posizionate ai lati del magnete 13) e si muove, in presenza delle vibrazioni, all’interno dell’alloggiamento 10 del REVEH. Una bobina 14 (o bobina interna in Fig. 1) è fissata all’alloggiamento 10 e ai sui capi è presente un carico 18. A seguito delle vibrazioni, si crea uno spostamento relativo x(t) tra il magnete 13 e la bobina 14. Tale spostamento relativo x(t) permette la conversione di energia meccanica in energia elettrica. Y(t) rappresenta lo spostamento della base dell’alloggiamento 10 rispetto ad un riferimento fisso.

Il dispositivo in figura 1 può essere rappresentato mediante un modello a singolo grado di libertà (Single Degree of Freedom model, SDOF) mostrato in figura 2(a) dove le forze agenti sul magnete sono rappresentate attraverso opportune frecce. In particolare, c∙ẋ(t) rappresenta la forza di attrito viscoso (in cui c è il coefficiente di attrito viscoso), ks∙x(t) rappresenta la forza elastica esercitata dal sistema di molle (in cui ks è la costante elastica equivalente del sistema di molle in Fig. 1), θint∙i(t) rappresenta la forza elettromagnetica dovuta alla bobina (in cui θint è il coefficiente di accoppiamento elettromeccanico della bobina interna all’harvester).

L’applicazione della seconda legge di Newton, lungo l’asse z, al sistema SDOF di Fig. 2 conduce alla scrittura della seguente equazione che regola il comportamento nel tempo dello spostamento relativo x(t):

Equazione (1)

in cui m rappresenta il valore della massa oscillante (massa del magnete 13) ed ÿ(t) rappresenta l’accelerazione a cui è sottoposto l’alloggiamento 10 del REVEH. Poiché ciascun addendo dell’equazione (1) è una corrente elettrica, è possibile identificare il circuito elettrico equivalente del REVEH come mostrato in figura 2(b).

In particolare, nella figura 2(b), Lc_int ed Rc_int rappresentano rispettivamente l’induttanza e la resistenza della bobina interna 14, i(t) rappresenta la corrente che fluisce nel carico 18 ed ε(t) è la forza elettromotrice (e.m.f.) indotta nella bobina interna 14. L’espressione di tale e.m.f. è la seguente:

Equazione (2)

Se si considera un’accelerazione dell’alloggiamento 10 ÿ(t) di tipo sinusoidale con una pulsazione ω (ossia ÿ(t) = a∙cos(ωt)), le equazioni (1) e (2) possono essere riscritte nel dominio della frequenza e diventano rispettivamente le equazioni (3) e (4):

Equazione (3)

Equazione (4)

in cui X(ω), I(ω) ed E(ω) rappresentano rispettivamente le trasformate di Fourier di x(t), i(t) ed ε(t) e j è l’unità immaginaria. Analizzando il circuito di figura 2(b) è possibile ottenere:

Equazione (5)

dove:

Equazione (6)

Dalle equazioni (4) e (5) è possibile scrivere la seguente espressione dello spostamento relativo X(ω):

Equazione (7)

Quindi, inserendo l’equazione (7) nella (3), si ottiene:

Equazione (8)

Infine, la potenza trasferita al carico è pari a:

Equazione (9)

Il carico ottimale, cioè il carico che massimizza Pload(RL,XL,ω) in corrispondenza di una certa frequenza è:

Equazione (10.1)

Equazione (10.2)

Di conseguenza, l’espressione della massima potenza PORIGINAL(ω) fornita dall’ REVEH convenzionale al carico è la seguente:

Equazione (11)

La figura 2c mostra l’andamento tipico di PORIGINAL in funzione della frequenza. A causa della natura risonante del REVEH, la massima potenza viene fornita al carico ottimale soltanto in corrispondenza della frequenza di risonanza fopt del sistema Massa-Molla-Smorzatore. Il valore di tale frequenza di risonanza (fopt = ωopt/(2π)) e della massima potenza estraibile PORIGINAL_MAX = PORIGINAL(ωopt) sono i seguenti:

Equazione (12)

Equazione (13)

In pratica, se la frequenza delle vibrazioni fvib varia nel tempo, una qualunque tecnica ETT permette idealmente di estrarre solo la potenza che è data dalla curva mostrata in Fig. 2c in corrispondenza della frequenza della vibrazione fvib. Al contrario, poiché la tecnica SMDE è una MTT, quando è accoppiata ad una qualunque tecnica ETT, permette idealmente (cioè quando PSMDE è nulla) di estrarre il picco di potenza PORIGINAL_MAX in corrispondenza di ogni frequenza. In altre parole, permette di estrarre il picco di potenza della curva tempo variante che si ottiene spostando la curva di Fig. 2c, a destra o a sinistra, come desiderato. Nella pratica però, a causa della presenza di una PSMDE(ω) non nulla, la potenza netta estratta PLOAD_SMDE(2πfvib) - PSMDE(2πfvib) in corrispondenza della frequenza fvib, è minore di PORIGINAL_MAX. Ad ogni modo, tale potenza netta è maggiore di PORIGINAL(2πfvib). Come mostrato in seguito, a causa dei particolari andamenti di PLOAD_SMDE(ω), PSMDE(ω) e PBENCHMARK(ω), per poter ottenere il massimo valore di PLOAD_SMDE(2πfvib) - PSMDE(2πfvib) - PBENCHMARK(2πfvib) è necessario regolare opportunamente i valori della rigidezza equivalente, della massa equivalente e del coefficiente equivalente di attrito viscoso. Attraverso tale regolazione, si ottiene una frequenza di risonanza meccanica ottimale fopt<* >(maggiore di fvib) del SMDE REVEH. In altre parole, se la frequenza delle vibrazioni fvib varia nel tempo, l’uso congiunto della SMDE MTT e di una qualunque ETT è necessario per poter ottimizzare appieno le prestazioni di un harvester REVEH.

Secondo la presente invenzione, viene proposta una tecnica SMDE MTT. Tale tecnica si basa sull’utilizzo di una bobina esterna 15 attraversata da un’opportuna corrente con l’obiettivo di emulare una rigidezza, una massa ed un coefficiente di attrito viscoso regolabili. In particolare, la rigidezza regolabile sarà espressa come ks ks<*>, la massa regolabile come m m<* >ed il coefficiente di attrito viscoso regolabile come c c<*>. Si noti che ks<*>, m<* >and c<* >possono essere sia maggiori che minori di zero in quanto rappresentano delle opportune variazioni rispetto alle corrispondenti quantità originarie (ks, m e c). La corrente desiderata che deve fluire nella bobina esterna 15 può essere regolata mediante l’utilizzo di un opportuno circuito elettronico di potenza o circuito elettrico di controllo 17. Si noti che il controllo dell’harvester secondo la presente invenzione, ossia del SMDE REVEH (e la sua architettura) è sicuramente più semplice da implementare rispetto agli attuatori meccanici appartenenti allo stato della tecnica. I parametri della bobina esterna 15 sono i seguenti: resistenza Rc_ext, induttanza Lc_ext e coefficiente di accoppiamento elettromeccanico θext. Una rappresentazione schematica dell’harvester secondo la presente invenzione (SMDE REVEH) è mostrata in figura 3. In aggiunta agli elementi presenti in un harvester convenzionale mostrato in figura 1, l’ harvester SMDE REVEH comprende una bobina 15 esterna all’alloggiamento 10.

La differenza sostanziale tra la bobina interna 14 e quella esterna 15 è rappresentata dal fatto che la prima è collegata all’alloggiamento 10 del REVEH e si muove solidale con esso, mentre la seconda viene ancorata ad un punto fisso. In pratica, questo si ripercuote sulle e.m.f. indotte nelle due bobine. In particolare, la e.m.f indotta nella bobina interna 14 sarà pari a θint∙ẋSMDE(t) (il pedice SMDE è utilizzato per indicare il fatto che si applica la tecnica SMDE MTT), mentre quella indotta nella bobina esterna 15 sarà data da θext∙[ẋSMDE(t)+ẏ(t)]. Si noti che nel seguito il mutuo accoppiamento elettromagnetico tra le due bobine sarà ritenuto trascurabile. Questa ipotesi semplificativa è ragionevole poiché le due bobine sono poste ai lati opposti del magnete 13 che vibra e quindi ad una distanza relativamente grande l’una dall’altra (vedere Fig. 3). Infatti, come è ben noto, per massimizzare il coefficiente di accoppiamento elettromeccanico θ tra ogni bobina 14, 15 ed il magnete 13, la distanza tra ognuna di queste ed il magnete stesso non può essere minore di una certa distanza ottimale.

L’iniezione di corrente nella bobina esterna 15 ha lo scopo di emulare, attraverso la forza elettromagnetica θext∙iext(t) esercitata sul magnete 13, la somma di tre forze addizionali come mostrato in Fig. 4a. Tali forze sono ks<*>∙xSMDE(t) (forza elastica), m<*>∙[ẍSMDE(t)+ÿ(t)] (forza inerziale) e c<*>∙ẋSMDE(t) (forza di attrito viscoso).

L’applicazione lungo l’asse z della seconda legge di Newton al sistema di Fig. 4a porta alla scrittura della seguente equazione che regola l’andamento nel tempo dello spostamento relativo xSMDE(t) tra magnete 13 e bobina interna 14:

Equazione (14)

Nell’equazione (14) il pedice SMDE è stato utilizzato per sottolineare il fatto che viene applicata la tecnica SMDE MTT. In pratica, l’equazione (14) è stata ottenuta dall’equazione (1) sostituendo ks con ks ks<*>, m con m m<* >e c con c c<*>. La e.m.f. che è indotta nella bobina interna 14 è pertanto:

Equazione (15)

Quindi la nuova frequenza di risonanza fopt<* >sarà:

Equazione (16)

In conclusione, l’obiettivo della tecnica SMDE MTT è quello di applicare una forza di Lorentz θext∙iext(t) al magnete 13 in modo da emulare le tre forze addizionali desiderate (Fig. 4a). Tale risultato può essere raggiunto controllando la corrente iext(t) nella bobina esterna 15 cosicché la forza elettromagnetica da questa esercitata sul magnete θext∙iext(t) risulti proprio uguale alla forza desiderata (equazione (17)):

Equazione (17)

Il circuito elettrico equivalente all’equazione (14) è mostrato in Fig. 4b. Si noti che il circuito di Fig. 4b è coincidente con il circuito di Fig. 2b a patto di sostituire l’induttanza θint<2>/ks con l’induttanza θint<2>/(ks ks<*>), la capacità m/θint<2 >con la capacità (m m<*>)/θint<2 >e la resistenza θint<2>/c con la resistenza θint<2>/(c c<*>). Nel caso in cui ks<* >= 0, m<* >= 0 e c<* >= 0, si ha xSMDE(t) = x (t); altrimenti xSMDE(t) ≠ x(t).

La corrente nel carico in Fig. 4b assume la seguente espressione:

Equazione (18)

In pratica, l’equazione (18) è stata ottenuta dall’equazione (8) sostituendo ks con ks ks<*>, m con m m<* >e c con c c<*>. L’impedenza di carico che massimizza la potenza fornita al carico stesso ad una data frequenza assume la seguente espressione:

Equazione (19.1)

Equazione (19.2)

In pratica, le equazioni (19.1 e 19.2) sono state ottenute dalle equazioni (10.1 e 10.2) sostituendo ks con ks ks<*>, m con m m<* >e c con c c<*>. La potenza PLOAD_SMDE(RL_opt_SMDE(ω),XL_opt_SMDE(ω),ω) fornita a tale carico ottimale è pari a:

Equazione (20)

In pratica, anche l’equazione (20) è stata ottenuta dall’equazione (11) sostituendo ks con ks ks<*>, m con m m<* >e c con c c<*>. Si noti che in corrispondenza della nuova frequenza di risonanza fopt<* >si ha:

Equazione (21)

Utilizzando l’equazione (17) è possibile ottenere l’espressione della corrente che deve essere iniettata nella bobina esterna 15 per poter ottenere l’emulazione della forza addizionale desiderata:

Equazione (22)

Ovviamente, per poter attuare la tecnica SMDE MTT, viene richiesta una certa potenza PSMDE non nulla. E’ quindi necessario valutare tale potenza. In particolare, utilizzando il simbolo <β> per identificare la media della quantità tempo variante β(t) (su un intervallo di tempo pari a 2π/ω), deve essere:

Equazione (23)

dove vext(t) rappresenta la tensione all’uscita del convertitore elettronico di potenza che regola la corrente nella bobina esterna 15 (vedere Fig. 5). Si ha:

Equazione (24)

Quindi:

Equazione (25)

Poiché PSMDE dipende da Iext(ω) ed XSMDE(ω), è necessario valutare l’espressione finale di tali quantità. Le equazioni (14) e (15) scritte nel dominio della frequenza diventano:

Equazione (26)

Equazione (27)

Inoltre, l’equazione alla maglia rappresentata dalla bobina interna 14 è:

Equazione (28)

Quindi è possibile ottenere la seguente relazione:

Equazione (29)

Utilizzando le equazioni (26) e (29), si ottiene la seguente espressione di XSMDE(ω):

Equazione (30)

A questo punto Iext(ω) può essere valutata riscrivendo l’equazione (22) nel dominio della frequenza:

Equazione (31)

Le equazioni (30) e (31) forniscono le espressioni desiderate di Iext(ω) ed XSMDE(ω) che sono necessarie per poter valutare la potenza PSMDE (vedi equazione (25)).

Come discusso in precedenza, l’utilità pratica della tecnica SMDE MTT proposta è strettamente legata ai valori assunti da PLOAD_SMDE(2πfvib) - PSMDE(2πfvib) (potenza media netta estratta applicando la SMDE MTT) e da PBENCHMARK(2πfvib). PBENCHMARK(2πfvib) rappresenta il massimo tra PSERIES(2πfvib), PORIGINAL(2πfvib) e PEXTERNAL(2πfvib). Nel seguito, per semplicità ma senza alcuna perdita di generalità, si considererà una bobina esterna 15 identica alla bobina interna 14 (Rc_ext = Rc_int, Lc_ext = Lc_int e θext = θint). Se la bobina esterna 15 è identica alla bobina interna 14 allora PORIGINAL(2πfvib) = PEXTERNAL(2πfvib) e quindi PBENCHMARK(2πfvib) sarà soltanto il massimo tra PSERIES(2πfvib) e PORIGINAL(2πfvib). In pratica, la necessità di considerare PSERIES(2πfvib), oltre a PORIGINAL(2πfvib), è legata al fatto che, poiché si intende utilizzare una bobina addizionale per l’implementazione della tecnica SMDE MTT, è giusto considerare anche il possibile miglioramento delle prestazioni che si può ottenere utilizzando nel modo standard anche tale bobina esterna 15. Si noti che, nel caso del SERIES REVEH, sia la bobina esterna che quella interna, che sono connesse in serie, vengono ancorate all’alloggiamento dell’harvester. Questo significa che non c’è spostamento relativo tra le due bobine come invece accade nel caso del SMDE REVEH. Ovviamente la connessione in serie delle bobine nel SERIES REVEH comporta l’incremento del coefficiente di accoppiamento elettromeccanico (effetto desiderato) ma anche l’incremento della resistenza (effetto indesiderato). Sulla base della trattazione precedente, l’espressione di PSERIES(ω) può essere facilmente ottenuta considerando che il coefficiente di accoppiamento elettromeccanico del SERIES REVEH è pari a θint θext, l’induttanza totale della sua bobina è pari a Lc_int Lc_ext e la resistenza totale della sua bobina è Rc_int Rc_ext.

Quindi:

Equazione (32)

Ovviamente, perché il SERIES REVEH possa estrarre la potenza PSERIES(ω), è necessario utilizzare il carico ottimale RL_opt_series(ω) j XL_opt_series(ω) seguente:

Equazione (33.1)

Equazione (33.2)

In conclusione, la tecnica SMDE MTT è utile soltanto se:

Equazione (34)

Inoltre, per poter massimizzare la quantità PLOAD_SMDE(2πfvib) -PSMDE(2πfvib) - PBENCHMARK(2πfvib), in generale deve essere fopt<* >≠ fvib. In altri termini, come è mostrato successivamente, per poter ottenere le prestazioni ottimali della tecnica SMDE MTT in corrispondenza della frequenza fvib, è necessario impostare la nuova frequenza di risonanza meccanica fopt<* >ad un valore differente rispetto alla frequenza delle vibrazioni fvib.

In Fig. 5 è mostrata l’architettura dell’intero sistema SMDE MTT REVEH 20. Le applicazioni di questo tipo di sistema prevedono ad esempio l’alimentazione di sensori per il monitoraggio ambientale, l’alimentazione di sistemi di monitoraggio e controllo industriale e per la sicurezza, l’alimentazione di reti di sensori senza fili e l’alimentazione di dispositivi elettronici per l’Internet of Things. Inoltre, la maggiore disponibilità di energia, che il sistema proposto garantisce rispetto ai sistemi esistenti, consente di ampliare gli impieghi pratici degli harvester vibrazionali esistenti a sistemi utilizzatori che richiedono livelli maggiori di energia.

È bene notare che le componenti dell’architettura mostrata in figura 5 racchiuse all’interno del riquadro punteggiato in basso costituiscono il circuito di controllo della corrente da iniettare nella seconda bobina o bobina esterna 15 in modo da ottenere l’emulazione del sistema massa-molla-smorzatore.

Il sistema comprende l’harvester di energia ORIGINAL REVEH come descritto in precedenza, il circuito equivalente del quale è indicato con il riferimento 24 in figura 5 e una bobina esterna. Una batteria 21 è alimentata da un convertitore AC/DC attivo interno 22 (il convertitore AC/DC connesso alla bobina interna 14, AC/DC Converter 1). La direzione del flusso di energia attraverso tale convertitore 22 è dalla bobina interna 14 alla batteria/carico (PLOAD_SMDE > 0). Inoltre, tale batteria 21 viene anche connessa alla bobina esterna 15 mediante un secondo convertitore elettronico di potenza 23 (AC/DC Converter 2). Come mostrato successivamente, la direzione del flusso di energia attraverso tale convertitore 23 può essere dalla batteria 21 verso la bobina esterna 15 (PSMDE > 0) oppure dalla bobina esterna 15 verso la batteria/carico (PSMDE < 0). Ovviamente, per poter implementare la tecnica SMDE MTT, come mostrato in Fig. 5, bisogna conoscere xSMDE(t), ẋSMDE(t), ẍSMDE(t) e ÿ(t) (vedere equazione (22)). In pratica per poter ottenere tali quantità basta conoscere ẋSMDE(t) ed ẋSMDE(t) ẏ(t). ẋSMDE(t) può essere ottenuta mediante la misura della tensione a vuoto (θmeasure_1∙ẋSMDE(t)) di una bobina di sensing 1 operante in circuito aperto ed ancorata all’alloggiamento 10 del SMDE REVEH (come la bobina interna 14). θmeasure_1 è il coefficiente di accoppiamento elettromeccanico di tale bobina di sensing 1. Invece, ẋSMDE(t) ẏ(t) può essere ottenuta mediante la misura della tensione a vuoto (θmeasure_2∙[ẋSMDE(t) ẏ(t)]) di una bobina di sensing 2 operante in circuito aperto ed ancorata ad un punto fisso (come la bobina esterna 15). θmeasure_2 è il coefficiente di accoppiamento elettromeccanico di tale bobina di sensing 2. Invece, ciò che sarà analizzato in modo dettagliato successivamente è il bilancio energetico del sistema di Fig. 5. I risultati che sono mostrati e discussi sono stati ottenuti assumendo un funzionamento ideale sia del convertitore AC/DC attivo interno e sia di quello collegato alla bobina esterna 15. In altri termini, si assumerà che le correnti che circolano sia nella bobina esterna 15 che in quella interna 14 siano perfettamente sinusoidali.

Con l’ausilio dei risultati di una serie di simulazioni numeriche è possibile dimostrare la validità della tecnica SMDE MTT. In particolare, sono considerati due harvester REVEH. Il primo REVEH considerato (REVEH 1) possiede i seguenti parametri meccanici: m = 0.022 kg, ks = 3371 N/m, c = 0.345 N∙s/m, θint = 5.64 N/A, Rc_int = 1.6 Ω, Lc_int = 250 μH. La sua frequenza di risonanza è fopt = 62.3 Hz. In corrispondenza di a = 1 g (valore di picco dell’accelerazione) e alla frequenza di risonanza il REVEH 1 è in grado di fornire al proprio carico ottimale una potenza pari a PMAX = 16.5 mW. Nel seguito, con il simbolo ΔP% si indicherà la quantità definita come segue:

Equazione (35)

ΔP% dipende da c<*>, m*, ks<* >ed ovviamente da fvib. Per esempio, in Fig. 6, si riporta l’andamento di ΔP% in funzione di m<* >e ks<*>, per un valore fissato di c<* >e di fvib. Per motivi di chiarezza di rappresentazione, in Fig. 6 la porzione di superficie caratterizzata da valori negativi di ΔP% è stata sostituita con una superficie piatta di valore nullo. Questo significa che è stata evidenziata soltanto la regione di funzionamento dove la tecnica SMDE MTT è di pratica utilità. In Fig. 6, gli assi orizzontali riportano le quantità normalizzate ks<*>/ks ed m<*>/m, mentre i valori fissi normalizzati di c<* >ed fvib utilizzati sono: c<*>/c = -1.6 ed fvib/fopt = 0.8. Questo significa che è stata considerata una frequenza delle vibrazioni che è minore (80%) della frequenza di risonanza originaria fopt del REVEH 1.

Il valore massimo ΔPMAX% di ΔP% in Fig. 6 è pari a circa il 47% ed è ottenuto in corrispondenza di ks<*>/ks = -0.76 ed m<*>/m = -0.94. Infatti, per ogni valore di c<*>, esiste una coppia di valori di ks<* >ed m<* >per cui ΔP% assume il suo massimo valore ΔPMAX%. Nel seguito, i valori di ks<* >ed m<* >che, per un dato valore di c<*>, portano al massimo valore di ΔP% saranno indicati rispettivamente come ks_BEST<* >ed mBEST<*>. In pratica, poiché si è interessati all’identificazione delle migliori prestazioni che possono essere ottenute quando si applica la tecnica SMDE MTT al REVEH 1, si è interessati all’identificazione del massimo assoluto ΔPMAX_TOT% di ΔPMAX%. Quindi, è stato effettuato un certo numero di simulazioni numeriche con diversi valori di c<*>. Per ogni valore di c<*>, è stata numericamente identificata la coppia di valori ks_BEST<* >ed mBEST<* >mediate opportune scansioni di ognuno dei due parametri (ks<* >ed m<*>). In Fig. 7a, si riporta la curva ΔPMAX% vs. c<*>/c in corrispondenza di fvib/fopt = 0.8. Il valore c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.4 (con cBEST<* >si indica il valore di c<* >che, per una data frequenza fvib, permette di ottenere il massimo valore di ΔP%) permette di ottenere ΔPMAX_TOT% = 79% (come mostrato in Fig. 7a). I corrispondenti valori di mBEST<*>/m e ks_BEST<*>/ks sono: mBEST<*>/m = -0.51 (come mostrato in Fig. 7b) e ks_BEST<*>/ks = -0.58 (come mostrato in Fig. 7c).

La figura 7d mostra inoltre l’andamento della frequenza normalizzata f<*>opt_BEST/fvib in funzione di c<*>/c in corrispondenza di fvib/fopt = 0.8. Il valore di f<*>opt_BEST è stato identificato in accordo con l’equazione (16) utilizzando, per ogni valore di c<*>, i corrispondenti valori di ks_BEST<* >ed mBEST<*>. In pratica, la Fig. 7d indica chiaramente che, per ogni valore di c<*>, per poter ottenere le migliori prestazioni, è necessario impostare la frequenza di risonanza f<*>opt_BEST del sistema ad un valore più alto della frequenza delle vibrazioni fvib. Per esempio, in corrispondenza di fvib/fopt = 0.8, nel punto di lavoro ottimale del SMDE REVEH 1 (cBEST<*>/c = -0.4, ks_BEST<*>/ks = -0.58, mBEST<*>/m = -0.51, ΔPMAX_TOT% = 79%, vedere le Figure 7a-d) risulta f<*>opt_BEST/fvib = 1.18 (Fig. 7d). Questo è un risultato completamente inaspettato, poiché ci si potrebbe intuitivamente aspettare che f<*>opt_BEST debba essere scelta coincidente con fvib.

La figura 8 mostra invece l’andamento di ΔP% in funzione di m<*>/m e ks<*>/ks (c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.4 ed fvib/fopt = 0.8).

Le curve mostrate in figura 9a, che si riferiscono al massimo del caso mostrato in Fig. 8 (c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.4, fvib/fopt = 0.8, ks_BEST<*>/ks =-0.58, mBEST<*>/m = -0.51), indicano chiaramente che ΔP% assume il suo valore massimo (ΔPMAX_TOT% = 79%) in corrispondenza di f/fvib = 1 quando f<*>opt_BEST/fvib = 1.18 e fopt/fvib = 1/0.8 = 1.25. In altri termini, le migliori prestazioni si ottengono con una frequenza di risonanza emulata f<*>opt_BEST che è maggiore di fvib, ma minore della frequenza di risonanza meccanica originaria fopt del REVEH. Si noti che, in corrispondenza di f = fvib, PLOAD SMDE è positiva e quindi rappresenta una potenza che viene fornita al carico. In altri termini, la direzione di flusso di PLOAD SMDE va dalla bobina interna 14 del SMDE REVEH 1 verso la batteria. Inoltre, in corrispondenza di f = fvib, PSMDE è negativa. Questo significa che il convertitore elettronico di potenza che regola la corrente nella bobina esterna (Fig. 5) assorbe (e non inietta) potenza da tale bobina. Quindi, la direzione del flusso di potenza di PSMDE va dalla bobina esterna 15 del SMDE REVEH 1 verso la batteria. In conclusione, nelle condizioni di funzionamento considerate, la potenza è fornita alla batteria da entrambe le bobine.

Per completezza in Fig. 9b si riportano gli andamenti (modulo della trasformata di Fourier), in funzione della frequenza, della tensione di carico (VLOAD_SMDE) della bobina interna 14 del SMDE REVEH 1 e quella (V) della bobina interna dell’ORIGINAL REVEH 1, ossia dell’harvester convenzionale. Nella stessa figura, è riportato anche l’andamento in funzione della frequenza della tensione (Vext) all’uscita del convertitore elettronico di potenza che regola la corrente nella bobina esterna 15 del SMDE REVEH 1.

Inoltre, in Fig. 9c si riportano gli andamenti (modulo della trasformata di Fourier) in funzione della frequenza della corrente di carico (ISMDE) della bobina interna 14 del SMDE REVEH 1 e della corrente di carico (I) della bobina interna dell’ORIGINAL REVEH 1, ossia dell’harvester convenzionale. Nella stessa figura si mostra anche l’andamento in funzione della frequenza della corrente (Iext) iniettata dal convertitore elettronico di potenza nella bobina esterna 15 del SMDE REVEH 1.

Per quanto riguarda il secondo harvester considerato (REVEH 2), questo è un dispositivo con i seguenti parametri meccanici: m = 0.83 kg, ks = 296 kN/m, c = 1.882 N∙s/m, θint = 552.25 N/A, Rc_int = 99.5 Ω, Lc_int = 4 H. La sua frequenza di risonanza meccanica è fopt = 95.1 Hz. In corrispondenza di a = 100 mg (valore di picco dell’accelerazione) ed alla propria frequenza di risonanza il REVEH 2 è in grado di fornire al suo carico ottimale una potenza PMAX = 2.7 mW. In Fig. 10, è riportato l’andamento di ΔP% in funzione di m<*>/m e ks<*>/ks in corrispondenza di fvib/fopt = 0.7 e c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.2 (che è il valore ottimale di c<*>/c per il SMDE REVEH 2). Il corrispondente massimo valore ΔPMAX_TOT% in Fig. 10 è pari a 161% ed è ottenuto con ks_BEST<*>/ks = -0.656 ed mBEST<*>/m = -0.625. In Fig. 11a, si riportano tutte le potenze medie di interesse (ks_BEST<*>/ks = -0.656, mBEST<*>/m= -0.625, c<*>/c = cBEST<*>/c = -0.2, fvib/fopt = 0.7). Si possono fare considerazioni analoghe a quelle che sono state già discusse con riferimento alla Fig. 9a e che non vengono qui ripetute per motivi di brevità. Nelle Figure 11b e 11c, per completezza, si riportano anche gli andamenti in frequenza (modulo della trasformata di Fourier) delle principali tensioni e correnti.

Confrontando le figure 9(c) e 11(c) si evince che l’ordine di grandezza delle correnti che circolano nelle due bobine è pressoché lo stesso.

In conclusione, il metodo per ottimizzare la conversione di energia cinetica vibrazionale generata da una sorgente esterna, in energia elettrica utilizza la tecnica SMDE MTT da applicare ad un harvester di tipo REVEH. La suddetta tecnica si basa sull’adozione di una bobina esterna da aggiungere all’architettura standard di un REVEH. Il REVEH così ottenuto (SMDE REVEH) risulta composto da due bobine: una bobina esterna 15 ancorata a un punto fisso non vibrante ed una bobina interna 14 ancorata all’involucro 10 del REVEH. La corrente che circola nella bobina esterna 15 deve essere opportunamente regolata per mezzo di uno specifico convertitore elettronico di potenza 17 ( o circuito elettrico di controllo) in modo da consentire l’emulazione del sistema Massa-Molla-Smorzatore desiderato. In questa descrizione sono state anche proposte le linee guida per l’identificazione delle condizioni di funzionamento in grado di portare ad un bilancio energetico netto positivo per il SMDE REVEH. Due diversi REVEH sono stati analizzati numericamente. I risultati delle simulazioni numeriche hanno chiaramente mostrato che, in entrambi i casi, la tecnica proposta è efficiente per frequenze di vibrazioni fvib che sono minori della frequenza fopt di risonanza meccanica originaria del REVEH. In particolare, per poter ottimizzare le prestazioni del SMDE REVEH, la nuova frequenza di risonanza meccanica f<*>opt_BEST deve essere impostata minore della frequenza fopt ma maggiore della frequenza delle vibrazioni fvib.

Il metodo proposto è applicabile anche ad altri tipi di harvester come quelli magnetostrittivi o piezoelettrici. Nel caso di applicazioni ad harvester piezoelettrici è possibile porre un elemento magnetico in punta al cantilever piezoelettrico ed utilizzare una bobina fissa la cui corrente, controllata opportunamente, permette di applicare al magnete una forza necessaria al variare la frequenza di risonanza dell’harvester emulando un sistema massa-molla-smorzatore opportuno.

All’harvester e al metodo sopra descritti un tecnico del ramo, allo scopo di soddisfare ulteriori e contingenti esigenze, potrà apportare numerose ulteriori modifiche e varianti, tutte peraltro comprese nell'ambito di protezione della presente invenzione quale definito dalle rivendicazioni allegate

Claims (10)

1. RIVENDICAZIONI 1. Harvester (1) di energia vibrazionale risonante per ottimizzare la conversione di energia cinetica vibrazionale generata da una sorgente esterna in energia elettrica, l’harvester comprendente: un alloggiamento di supporto (10) in grado di vibrare in risposta alla sorgente esterna; e un generatore magnetico-induttivo (11) accoppiato all’alloggiamento (10) e avente una frequenza di risonanza, il generatore (11) comprendente: mezzi elastici (12) posti all’interno dell’alloggiamento (10) e fissati ad una parete di detto alloggiamento (10); almeno un elemento magnetico (13) avente una massa (m) e accoppiato all’alloggiamento (10) tramite detti mezzi elastici (12), in cui detti mezzi elastici (12) creano un moto relativo tra l’elemento magnetico (13) e l’alloggiamento (10) stesso; e un primo avvolgimento conduttivo (14) accoppiato magneticamente all’elemento magnetico (13) e fissato all’alloggiamento (10) in modo che l’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna determini uno spostamento relativo (x) tra l’elemento magnetico (13) e il primo avvolgimento (14) causando la generazione di una differenza di potenziale ai capi del primo avvolgimento (14), caratterizzato dal fatto che l’harvester (1) comprende inoltre un secondo avvolgimento conduttivo (15) fissato ad un supporto non mobile (16) e separato dall’alloggiamento (10); e mezzi di controllo (17) collegati ai capi del secondo avvolgimento (15) per immettere una corrente elettrica all’interno del secondo avvolgimento (15) e regolare l’intensità di detta corrente elettrica in modo da adeguare la frequenza di risonanza del generatore magnetico-induttivo (11) alla frequenza di vibrazione associata all’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna.
2. 2. Harvester (1) secondo la rivendicazione 1, in cui i mezzi elastici (12) comprendono una coppia di molle elicoidali aventi ognuna un’estremità fissata all’alloggiamento (10) e l’altra estremità fissata all’elemento magnetico (13).
3. 3. Harvester (1) secondo una delle rivendicazioni precedenti, comprendente inoltre un circuito elettrico di estrazione e un circuito di accumulo accoppiati ai capi del primo avvolgimento (14).
4. 4. Harvester (1) secondo una delle rivendicazioni precedenti, in cui il primo ed il secondo avvolgimento (14, 15) sono posizionati ai lati opposti rispetto all’elemento magnetico (13).
5. 5. Harvester (1) secondo una delle rivendicazioni precedenti, in cui i mezzi di controllo (17) comprendono un circuito elettrico di controllo per la generazione di corrente elettrica e la conseguente emulazione di un sistema massa-molla-smorzatore.
6. 6. Harvester (1) secondo la rivendicazione 5, in cui il circuito elettrico di controllo (17) è configurato per determinare una frequenza di risonanza emulata avente un valore superiore alla frequenza di vibrazione e inferiore alla frequenza di risonanza del generatore magneticoinduttivo (11).
7. 7. Harvester (1) secondo una delle rivendicazioni precedenti, in cui le dimensioni del primo avvolgimento (14) sono differenti da quelle del secondo avvolgimento (15) e in cui la distanza tra il primo avvolgimento (14) ed il secondo avvolgimento (15) è tale da rendere trascurabile un mutuo accoppiamento tra detti primo e secondo avvolgimento (14, 15).
8. 8. Sistema comprendente un harvester di energia vibrazionale risonante (1) secondo una delle rivendicazioni da 1 a 7 e un dispositivo elettronico accoppiato a detto harvester (1).
9. 9. Metodo per ottimizzare la conversione di energia cinetica vibrazionale generata da una sorgente esterna in energia elettrica, il metodo comprendente: fornire un alloggiamento (10) di supporto in grado di vibrare in risposta alla sorgente esterna; e accoppiare all’alloggiamento (10) un generatore magnetico-induttivo (11) avente una frequenza di risonanza, in cui il generatore (11) comprende mezzi elastici (12) posti all’interno dell’alloggiamento (10) e fissati ad una parete di detto alloggiamento (10), almeno un elemento magnetico (13) avente una massa (m) e accoppiato all’alloggiamento (10) tramite detti mezzi elastici (12), in cui detti mezzi elastici (12) creano un moto relativo tra l’elemento magnetico (13) e l’alloggiamento (10) stesso e un primo avvolgimento conduttivo (14) accoppiato magneticamente all’elemento magnetico (13) e fissato all’alloggiamento (10) in modo che l’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna determini uno spostamento relativo (x) tra l’elemento magnetico (13) e il primo avvolgimento (14) causando la generazione di una differenza di potenziale ai capi del primo avvolgimento (14), caratterizzato dal fatto di: fornire un secondo avvolgimento conduttivo (15) fissato ad un supporto non mobile (16) e separato dall’alloggiamento (10); e collegare mezzi di controllo (17) ai capi del secondo avvolgimento (15) per immettere una corrente elettrica all’interno del secondo avvolgimento (15) e regolare l’intensità di detta corrente elettrica in modo da adeguare la frequenza di risonanza del generatore magnetico-induttivo (11) alla frequenza o alle frequenze associate all’energia cinetica vibrazionale generata dalla sorgente esterna.
10. 10. Metodo secondo la rivendicazione 9, in cui il collegare i mezzi di controllo (17) ai capi del secondo avvolgimento (15) determina la emulazione di un sistema massa-molla-smorzatore.