双出杆磁流变阻尼器设计与性能分析

周炎，朱炜，芮筱亭，魏慜

（南京理工大学发射动力学研究所，南京210094）

双出杆磁流变阻尼器设计与性能分析

周炎，朱炜，芮筱亭，魏慜

（南京理工大学发射动力学研究所，南京210094）

基于磁流变液的流变特性，设计应用于减振系统的双出杆磁流变阻尼器，详细讨论了双出杆磁流变阻尼器设计过程中主要构件参数的确定以及磁路尺寸计算。通过Work bench有限元软件对饱和磁路问题进行分析，表明活塞轴心区域和磁流变液工作区域的磁路基本同时饱和，验证了设计尺寸的合理性，从而提高阻尼器的工作效益，获取较大出力。基于Bingham模型，将实验测试得到的力学性能数据与理论计算数据进行对比，结果保持一致，验证了设计方案的可行性。

振动与波；磁流变阻尼器；结构设计；磁路设计；有限元分析

随着高速公路网络的不断建设和完善，促使了汽车产业的飞速发展，人们对于汽车的乘坐舒适性、安全性以及操作稳定性提出了更高的要求[1]。磁流变液是一种用途广泛的智能材料，由非磁性载液、磁导率高且磁滞性微小的羟基铁粉磁性粒子以及添加剂组成。在无磁场的情况下，与牛顿黏性液体一样，表现出良好的液体状态，而在外加磁场的作用下，发生磁流变效应，即磁性颗粒沿着磁场方向呈链状排列，形成类固体状态，随着不同电流大小的激励下可获得极大的可调阻尼。当外加磁场撤销，磁流变液由半固体状态恢复成原来的黏性液体状态[2]。基于磁流变液的流变特性，设计的磁流变阻尼器在建筑、桥梁和汽车等工程中得到了广泛应用。

为提高磁流变阻尼器的工作效益，获取较大的阻尼力和可控倍数，文中系统地论述双出杆磁流变阻尼器的设计、性能测试，通过研究其磁路尺寸、磁流变液的工作状态探究影响阻尼器性能的重要因素，设计、制造工程所需的磁流变阻尼器。

1 MRD工作原理

根据MRF的受力状态和流动形式，MRD的工作模式可分为三种，即流动模式、剪切模式和挤压模式[3]。如图1所示。

流动模式如图1(a)所示，上下两极板固定，MRF在压差的作用下流过两极板间隙，随着外加磁场的增加，MRF流变特性发生改变，产生阻尼。剪切模式如图1(b)所示，两极板发生相对移动，缸内的MRF受到剪切力的作用，通过电流激励连续改变磁场使MRF的阻尼力发生改变。挤压模式如图1(c)所示，两极板作相对运动，使得MRF被挤压流向四周，在外加的垂直磁场的作用下，极板间的阻尼力发生相应变化[4]。挤压模式结构复杂，汽车MRD的设计不能采用挤压模式，通常采用流动模式和剪切模式共同作用的混合模式。该混合模式在相同条件下既能获得较高的阻尼力和剪切力，而且结构简单利于加工制造。

图1 磁流变阻尼器工作模式

2 主要结构设计

在磁流变液性能确定的情况下，结构参数的确定是阻尼器设计的关键一环。根据剪切阀式磁流变阻尼器结构，利用平板计算模型可简化得如下计算公式

其中Fτ为库伦力，Fη为黏滞力，η为MRF的零场粘度，L为活塞有效长度，即有效磁级宽度，Ap为活塞面积，h为阻尼通道，D为活塞外径，τy为MRF的剪切屈服强度，v为活塞运动速度。

设计双出杆磁流变阻尼器结构如图2所示。

图2 双出杆磁流变阻尼器结构图

2.1 磁路设计

磁路设计是磁流变阻尼器设计过程中极其重要的一部分，其中活塞绕线处的尺寸、线圈匝数的确定是磁路设计关键之处[5]。在设计过程中，考虑到饱和磁路问题的同时，也要保证通过阻尼间隙的磁场最强，在活塞轴心处和非工作区域的能量损失最小。温度不宜过高，线圈的尺寸与活塞凹槽尺寸配合[6]。

其中L为活塞有效长度，h为阻尼间隙，t为缸筒壁厚，d为活塞杆直径，D为活塞直径。

磁流变阻尼器的简化磁路如图3所示。

图3 磁路简化模型

式中μp、μh、μMR分别为活塞、缸筒、磁流变液的相对磁导率。由磁路串联定律，磁路总电阻为

串联的磁通量ϕ处处相等，所以总磁势

磁路的总磁势又可以表示成F=NI,其中N为线圈匝数，I为励磁电流。即

根据磁流变阻尼器的发热要求以及汽车电池功率限制，得出最大的电流Imax,根据把最小磁通区域设定为饱和磁通的原则，确定线圈匝数N。根据漆包线的尺寸设定活塞凹槽绕线处的尺寸[7]。

2.2 磁流变阻尼器磁路分析

设计一个预计最大出力为0.38 kN、阻尼力可控倍数大于3的双出杆磁流变阻尼器，磁流变阻尼器结构参数如表1所示：

根据磁路结构计算公式求得磁势F=NI=300 AT。

根据已给定的各参数，假设磁流变液的饱和磁感应强度BMR为0.6 T，为方便计算，活塞、缸体均采用20#钢材，活塞和缸体的饱和磁感应强度B为1.5 T，计算出各区域的如下饱和磁势：

从以上计算结果不难看出，活塞区域1和磁流变液的工作区域基本同时饱和。

2.3 饱和磁路仿真

Ansys是一款高效、可靠的有限元分析软件，分析后的结果直观、准确。根据上文提出的磁流变阻尼器的实例，通过Workbench对磁路进行磁饱和问题分析。由于模型是轴对称结构，可以将三维模型简化成二分之一的轴对称模型计算[8]。分析实例中导磁材料如下：活塞为20#钢，阻尼器外筒为20#钢。空气和MRF的相对磁导率分别是1和3。将计算出的磁流变阻尼器进行有限元建模，相应添加空气区，基于平行磁通量处理边界条件，采用2 A的电流激励线圈，计算出各区域磁感应强度的情况如图4、图5所示。

图4 活塞轴心区域磁感应强度图

图5 磁流变液工作区域磁感应强度图

经上述有限元仿真结果分析，活塞轴心处的最大磁感应强度为1.677 2 T，磁流变液工作区域最大磁感应强度为0.823 08 T，都达到了其磁饱和状态。与前面计算结果一致，进一步证明其设计尺寸合理。

3 磁流变阻尼器性能测试与分析

磁流变阻尼器的力学性能测试实验是在W+B疲劳试验机上完成的。图6、图7分别为阻尼器实物图和力学性能测试装置图。

图6 双出杆磁流变阻尼器实物图

图7 阻尼器及力学性能测试装置图

分别测量了振幅为±2 mm、±5 mm，频率为1、2、5 Hz，在直流电流源的作用下，通过不同的电流激励的磁流变阻尼力的特性。选取振幅为±5 mm、频率为1 Hz、在0、0.4 A、0.8 A、1.2 A、1.6 A、2 A电流下的阻尼力特性，如图8、图9所示。

表1 磁流变阻尼器结构参数/mm

图8 5 mm、1 Hz阻尼力-位移关系图

图9 5 mm、1 Hz阻尼力-速度关系图

由图8、图9得出的阻尼力-位移、阻尼力-速度曲线可以看出：阻尼力随着电流的增加逐步增加，满足了磁流变液的流变特性。但是随着电流的增加，其阻尼力增加的幅度略有下降，表明这种增长的趋势为非线性[9]。磁流变阻尼器的阻尼力-速度曲线与Bingham模型的本构关系基本保持一致[10]。

文中选用的磁流变液为重庆仪表材料研究所提供的MRF-J01，剪切屈服强度与磁场强度之间的线性关系如下图所示。

图10 τy-B曲线图

通过图10可以看出，剪切屈服强度随着磁场强度增大而增大，依据该磁流变液的剪切屈服应力曲线，可以拟合得到4次多项式

上式中D(i)为位移，V(i)为速度，D1为振幅，fr为频率，f为活塞与工作间隙的磁流变液之间的摩擦力，η为磁流变液的零场黏度，文中取数值为0.8 Pa∙S。

为了验证测量数据的准确性，通过W+B疲劳试验机测量出来的实际数据与基于Bingham平板模型计算的结果进行对比。图11反映磁流变阻尼器在5 mm、1 Hz工况下的阻尼力-位移理论关系，图12给出磁流变阻尼器实验结果与理论计算结果对比数据。从图12可以看出，两者基本保持一致，论证了设计方法的可行性和准确性。

图11 5 mm、1 Hz阻尼力-位移理论关系图

图12 磁流变阻尼器实验、计算结果对比图

4 结语

基于Bingham黏塑性模型设计出双出杆磁流变阻尼器，在满足最大出力的条件下，对磁路尺寸的设计、磁路仿真，通过W+B疲劳试验机测得的力学性能数据与理论计算值进行比较，可以得出以下结论：

（1）磁路设计时，由于结构、材料等因素，磁芯处极易达到磁饱和，导致整体磁路饱和。为了充分发挥磁流变效益，使得工作间隙的磁流变液与活塞轴心处同时达到饱和很有必要。

（2）磁流变阻尼器的阻尼力随着电流增大而增大，当电流增大到一定程度，阻尼增大幅度降低，表明磁路接近饱和。

（3）在振幅为±5 mm、频率为1 Hz、电流为0、0.4 A、0.8 A、1.2 A、1.6 A、2 A的工况下，将阻尼力特性的实验、计算结果进行对比，在同等工况下，最大阻尼力大小基本一致，最大相对误差为5.4%。实验的示功图曲线两端数值有一定程度的减少，是由于W+B疲劳试验机工作时，两端瞬时速度为零，黏滞阻尼力为零，阻尼力主要表现为库仑力，两端数值会略有降低。

（4）设计的双出杆磁流变阻尼器力学性能与仿真计算结果基本保持一致，最大阻尼力达到380 N，可控倍数为3.75，满足设计要求，验证了整体设计方案的可行性、准确性。

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Design and BehaviorAnalysis of Two-way Pusher-over MRD

ZHOUYan,ZHUWei,RUI Xiao-ting,WEIMin
(Institute of Launch Dynamics,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,China)

Based on the rheological properties of magnetorheological fluid(MRF),the two-way pusher-over magnetorheological damper(MRD)is designed for damping systems.The determination of main components parameters and magnetic circuit size in the design of the MRD is discussed.The saturation magnetic circuit problem is analyzed by means of the finite element code Workbench.The results show that the magnetic circuits of the piston core area and the MRF work area are basically saturated at the same time.Thus,the rationality of the size design is confirmed and the working efficiency of the MRD is raised.The results of the experimental test and the results of the theoretical computation based on the Bingham model are found to be consistent.The feasibility of the design is verified.

vibration and wave;magnetorheological damper(MRD);structure design;magnetic circuit design;finite element analysis

U461.4

A

10.3969/j.issn.1006-1355.2017.02.036

1006-1355(2017)02-0178-04+191

2016-11-02

国家自然科学基金资助项目(61304137)

周炎(1992－)，男，山东省威海市人，硕士生，主要研究方向为基于磁流变阻尼器的坦克悬架减振技术。

朱炜，男，博士生导师。E-mail:zhuwei@cqu.edu.cn