磁场结构对径向流磁流变阀动态性能的影响

胡国良 钟 芳

(华东交通大学载运工具与装备教育部重点实验室， 南昌 330013)

磁场结构对径向流磁流变阀动态性能的影响

胡国良 钟 芳

(华东交通大学载运工具与装备教育部重点实验室， 南昌 330013)

针对不隔磁径向流磁流变阀磁力线只在径向阻尼间隙中垂直分布导致压降小的不足，提出并设计了一种隔磁径向流磁流变阀。通过设置隔磁零件来改变磁场结构，使磁力线形成蜿蜒式走向而被引导到不隔磁径向流磁流变阀中未被利用的轴向阻尼间隙，从而增加磁流变阀中产生磁流变效应的工作区域，在不增大阀尺寸前提下实现增加液流通道有效阻尼长度的目的。采用有限元法对外形尺寸和液流通道结构完全相同的不隔磁和隔磁磁流变阀进行建模仿真分析，以观察磁流变阀隔磁和不隔磁结构对磁力线路径和磁感应强度分布规律的影响。同时在动态性能测试平台上对不隔磁和隔磁径向流磁流变阀压降及响应性能进行试验测试对比。仿真和试验结果均表明：隔磁径向流磁流变阀由于设置了隔磁零件，可使磁力线在轴向和径向阻尼间隙中均匀分布，使其压降比不隔磁磁流变阀的压降大。另外，由于轴向阻尼间隙受到磁场的作用，隔磁磁流变阀具有更大的上升响应时间。

隔磁径向流磁流变阀； 不隔磁径向流磁流变阀； 有限元分析； 压降； 响应

引言

自1948年RABINOW[1]首次在磁性离合器中引入磁流变液工作介质以来，作为智能流体的典型代表，磁流变液由于可在磁场控制下具有快速响应的流变特性而受到广泛关注。磁流变阀作为利用其流变特性制成的控制器件，可用作阻尼器[2-5]、减振器[6-7]和致动器[8-11]等元件的核心部件。

磁流变阀工作时，有效阻尼间隙中的磁力线方向垂直于磁流变液走向。提高磁流变阀压降的常见方式是通过增加磁流变液有效阻尼间隙中产生的剪切屈服应力，因此增大磁场可增强磁流变液的屈服应力[12]。增大磁场强度的方式主要有2种：一是通过增加激励线圈的尺寸或数量，但导致磁流变阀外形尺寸增大[13]；二是通过减小阻尼间隙的厚度[14]，但油膜效应使得阻尼间隙厚度过小时易堵塞。此外，磁流变液的屈服应力在磁场强度达到一定值后就会饱和，因此不断增加阻尼间隙内的磁场强度并不能达到提高压降的目的[15]。

增大磁流变阀压降可调范围的另一种方式是延长阀中产生磁流变效应的有效工作区域。近年来，国内外学者都是通过该方式来改善磁流变阀的压降性能[15-20]。ICHWAN等[16]利用蜿蜒式流动路径结构设计了一种模块化式磁流变阀，可通过布置相同的磁流变阀数量改变阀结构来增加有效区域，从而改变压降，仿真和实验数据均表明添加一个磁流变阀模块即可增大磁流变阀压降。IMADUDDIN等[17-18]设计了一种通过多个环形和径向阻尼间隙组合形成蜿蜒式流动路径的磁流变阀，虽然该阀在不增大外形尺寸的同时可实现2.5 MPa以上的压降，但蜿蜒式流动路径使受限空间中产生磁流变效应的有效面积最大化，实际上也是通过延长流体的流动路径长度来提高阀的总压降。在一定程度上限制了其应用场合。

本文提出通过隔磁和不隔磁材料设置的方法改变磁场结构，使磁力线弯曲来增加阀中的有效阻尼间隙。为研究磁场结构对磁流变阀性能的影响，在不隔磁径向流磁流变阀研究基础上[19-20]，通过合理增加零件和设置零件材料的属性，迫使磁力线形成蜿蜒式走向，被迫进入未被利用的轴向阻尼间隙，形成一种隔磁径向流磁流变阀，达到混合流磁流变阀的效果。该隔磁径向流磁流变阀并没有增加液流通道长度，只是将磁力线路径扭转到未利用的轴向阻尼间隙中来增加产生磁流变效应的有效区域，从而达到增加压降的目的。采用有限元法对外形尺寸和液流通道结构相同的不隔磁和隔磁径向流磁流变阀进行仿真对比，以观察其磁场强度及剪切应力分布规律，并在动态性能测试台上测试对比2种阀的压降及响应变化规律。

1 不隔磁和隔磁径向流磁流变阀结构设计及工作原理

1.1 工作原理

图1为提出的不隔磁与隔磁径向流磁流变阀的结构示意图，图2和图3为2种磁流变阀的三维图和加工实体图。从图中可看出，隔磁径向流磁流变阀是在与不隔磁径向流磁流变阀基本结构相同前提下设计而成的，即2种阀的液流通道均由两段圆管间隙流、两段径向间隙流和两段轴向间隙流组成。

图3 不隔磁和隔磁径向流磁流变阀实物图Fig.3 Prototype pictures of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

由图1a可得，不隔磁径向流磁流变阀就是目前被广泛研究的普通径向流磁流变阀结构，其主要零件导磁圆盘、定位盘、阻尼圆盘以及阀体均为导磁材料；同时为充分利用磁力线，绕线架选用隔磁材料，因此磁力线垂直穿过径向阻尼间隙，即平行穿过轴向阻尼间隙，导致轴向阻尼间隙没有受到磁场作用。为利用该轴向阻尼间隙，在2个阻尼圆盘中间设置隔磁性零件隔磁盘，在绕线架两端分别设置隔磁环，同时设置绕线架为导磁材料，形成如图1b所示的隔磁径向流磁流变阀。通过隔磁盘和隔磁环的设置可改变磁场结构，迫使磁力线弯曲形成蜿蜒式路径，从而引导阀中的磁力线垂直穿过原本平行通过的轴向区域。在不改变不隔磁径向流磁流变阀外形结构尺寸和液流通道长度前提下，使隔磁径向流磁流变阀达到混合流磁流变阀的效果。由于额外增加了轴向有效阻尼间隙，该隔磁径向流磁流变阀增加了产生磁流变效应的有效面积，使阀的总屈服应力和压降也相应增加。

1.2 磁路设计

1.2.1不隔磁径向流磁流变阀磁路分析

图4为不隔磁径向流磁流变阀磁路示意图，磁力线垂直穿过的零件包括阀体、导磁圆盘、定位盘和阻尼圆盘，同时穿过径向阻尼间隙。

闭合磁路中磁阻Ri可表示为

(1)

式中μ0——真空绝对磁导率，取4π×10-7H/mμi——材料的相对磁导率li——磁力线经过第i部分的有效长度Si——磁力线垂直经过第i部分横截面面积

图4 不隔磁阀磁路示意图Fig.4 Sketch of magnetic circuit of non-magnetic MR valve

阀体部分的磁阻R1为

(2)

导磁圆盘及定位盘磁路竖直相通部分磁阻R2为

(3)

定位盘构成磁路磁阻R3为

(4)

径向阻尼间隙的磁阻R4为

(5)

阻尼圆盘磁力线与轴向平行部分构成的磁路磁阻R5为

(6)

式中R——磁流变阀半径H——阀体在磁路中的长度r0——圆管半径th——阀体厚度r1——阻尼圆盘半径ga——轴向阻尼间隙厚度gr——径向阻尼间隙厚度h1——定位盘厚度hz——阻尼圆盘厚度t——导磁圆盘厚度μ1——10号钢的相对磁导率，取1 000μ2——磁流变液的相对磁导率，取2.5

因此，不隔磁阀总磁阻Rm1可表示为

Rm1=2(R1+R2+R3+R4+R5)

(7)

1.2.2隔磁径向流磁流变阀磁路分析

图5为隔磁径向流磁流变阀磁路示意图，隔磁阀与不隔磁阀液流通道结构相同，只是由于零件与材料的设置不同使得磁力线弯曲而进入轴向阻尼间隙，其中除了hz=2h2+h3外,其余尺寸均相同。隔磁阀中磁力线垂直穿过的零件有阀体、导磁圆盘、定位盘、径向阻尼间隙、绕线架、轴向阻尼间隙和阻尼圆盘，因此隔磁阀磁路分为9段有效部分，各个部分的磁阻可分别表示为：

图5 隔磁阀磁路示意图Fig.5 Sketch of magnetic circuit of magnetic isolation MR valve

阀体部分的磁阻R1为

(8)

导磁圆盘及定位盘磁路竖直相通部分磁阻R2为

(9)

定位盘构成磁路磁阻R3为

(10)

径向阻尼间隙的磁阻R4为

(11)

阻尼圆盘磁力线与轴向平行部分构成的磁路磁阻R5为

(12)

阻尼圆盘磁力线与径向平行部分构成的磁路磁阻R6为

(13)

轴向阻尼间隙的磁阻R7为

(14)

绕线架内磁力线与径向平行的磁阻R8为

(15)

绕线架内磁力线与轴向平行的磁阻R9为

(16)

式中 h2——阻尼圆盘厚度 h3——隔磁盘厚度 w——绕线槽深度

因此，隔磁阀总磁阻Rm2可表示为

Rm2=2(R1+R2+R3+R4+R5+
R6+R7+R8+R9)

(17)

1.2.3不隔磁和隔磁径向流磁流变阀关键结构参数设计

磁路分析采用基尔霍夫定律，可表示为

(18)

式中 Nc——绕线圈数 I——输入线圈电流 Hi——磁路中第i部分的磁场强度

磁路共分为m段有效部分，其中不隔磁阀m=5，隔磁阀m=9。

电磁线圈产生的磁通量可表示为

Φ=∮cBdS=BiSi

(19)

式中 Φ——励磁线圈产生的磁通量 Bi——第i部分的磁感应强度

磁感应强度与磁场强度关系可表达为

Bi=μ0μiHi

(20)

将式(1)、(20)代入式(18)，可得

(21)

因此，磁路的各组成部分产生的磁感应强度Bi可表示为

(22)

由式(22)可知，阻尼间隙内磁感应强度Bi与磁阻Ri成反比，磁阻Ri越大，同一电流下所得到的磁感应强度Bi越小。对比式(7)和式(17)，隔磁阀的总磁阻Rm2明显大于不隔磁阀的总磁阻Rm1，因此同一电流下隔磁阀径向阻尼间隙所产生的磁感应强度小于不隔磁阀径向间隙的磁感应强度；同时隔磁阀磁力线垂直穿过轴向阻尼间隙，使得其轴向间隙的磁感应强度大于不隔磁阀轴向间隙的磁感应强度。

磁流变液的相对磁导率远小于导磁材料的相对磁导率，因此阻尼间隙处磁阻远大于导磁材料的磁阻。由式(1)可知阻尼间隙厚度与磁阻成正比，因此阻尼间隙是影响磁阻的主要因素。阻尼间隙厚度越大，磁阻也越大，致使磁感应强度减小，进而使磁流变阀压降下降；然而阻尼间隙过小又会由于油膜效应的存在使磁流变液难以流过而堵塞，通常阻尼间隙厚度选择0.5～1.0 mm[21]。为防止出现堵塞问题又不影响磁流变效应，设计轴向和径向阻尼间隙厚度为1.0 mm，圆管阻尼间隙厚度为2 mm。同时为了降低能量损耗，提高磁场利用率，尽量使隔磁阀轴向和径向阻尼间隙处的剪切应力同时饱和，即使隔磁阀轴向阻尼间隙与径向阻尼间隙处磁感应强度尽量相等，再加上压降计算，磁场仿真优化后得到如表1所示的隔磁和不隔磁阀关键结构尺寸。

1.3 压降数学模型建立

由图4和图5可知，不隔磁和隔磁径向流磁流变阀内均存在圆管区域、径向区域和轴向区域3种液流通道区域。通常磁流变阀的压降主要由来自流体自身的粘性引起的压降Δpη和磁流变液受磁场作用伴随产生的屈服压降Δpτ两部分构成。

对不隔磁阀和隔磁阀磁力线走向进行对比研究，从相同点来说，其圆管区域皆不受磁场作用，仅为具有粘性阻力的区域，径向区域皆受磁场影响，可分为有效路径区域；从不同点来说，不隔磁阀轴向间隙区域中磁力线平行磁流变液走向，相反，隔磁阀磁力线被弯曲以致轴向区域磁力线垂直磁流变液走向。因此，不隔磁阀轴向区域为仅具有粘性阻力的区域，而隔磁阀轴向区域被分为有效路径区域。

表1 不隔磁阀和隔磁阀关键结构参数Tab.1 Key structural parameters of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

圆管间隙处压降为

(23)

式中q——体积流量η——零场粘度

径向间隙处压降为

(24)

式中c——修正系数，取2～3τy1——径向间隙的动态屈服应力

对于轴向间隙，由于不隔磁阀和隔磁阀在该处的不同，对其粘致压降和屈服压降分别计算。其中，粘致压降可表示为

(25)

屈服压降可表示为

(26)

式中τy2——轴向间隙的动态屈服应力

采用由式(23)～(26)给出的轴向、径向和圆管压降的数学表达式，不隔磁阀的压降数学模型为

Δp1=2(Δpa-η+Δpr-η+Δpr-τ+Δporifice)

(27)

隔磁阀的压降数学模型表示为

Δp2=2(Δpa-η+Δpa-τ+Δpr-η+Δpr-τ+Δporifice)

(28)

2 不隔磁和隔磁径向流磁流变阀电磁场仿真分析

2.1 仿真模型建立

磁场强度和有效工作间隙尺寸是提高磁流变阀压降可调范围的2个关键要素。为了验证磁场结构变化对于不隔磁和隔磁径向流磁流变阀的影响，同时考虑到两种磁流变阀截面均为规则的轴对称图形，在不影响仿真精度的前提下，取截面的1/2作为仿真对象，将图6所示2种阀的二维轴对称图导入到ANSYS电磁场仿真软件中，除了在阀阻尼间隙中间添加非磁性隔磁盘，在绕线架两端设置非磁性隔磁环以用于形成蜿蜒式磁力线外，2种阀的关键尺寸和结构均保持相同。

图6 不隔磁和隔磁径向流磁流变阀仿真模型Fig.6 Entity models of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves1.阻尼间隙 2.定位盘 3.阻尼圆盘 4.隔磁盘 5.隔磁环 6.绕线架 7.导磁圆盘 8.励磁线圈 9.阀体

图6还根据材料特性分为隔磁材料、线圈、导磁材料和磁流变液4个区，其各部分的物理特性为：隔磁材料采用不锈钢，拥有优越的隔磁效果；线圈采用均匀排布的铜线，可视为均匀材料，相对导磁率为1；导磁材料采用10号低碳钢，其特性如图7所示，在一定范围内具有迅速磁化和迅速退磁的特点；阻尼间隙内的磁流变液采用重庆研究所开发的MRF-J01T型，其磁场强度和剪切应力之间的关系如图8所示，可使用最小二乘法近似表示为

τy=a3B3+a2B2+a1B+a0

(29)

式中：a3=-984.274 2 kPa/T3，a2=865.390 1 kPa/T2，a1=-48.464 4 kPa/T，a0=0.018 2 kPa。

图7 10号钢的B-H曲线Fig.7 B-H curve of 10# steel material

图8 磁流变液特性曲线Fig.8 Specification curve of MRF-J01T

仿真过程中采用2D单元，单元类型为Magnetic vector 中的Quad 8node 53，此单元实常数中的Element behavior 选项选Axisymmetric(轴对称单元)；边界条件为磁力线平行边界(理想情况下的无漏磁边界)；励磁载荷为在面积上施加电流密度。

2.2 压降性能仿真分析

图9分别显示了不隔磁和隔磁径向流磁流变阀整个磁路的磁力线走向。应当注意，影响磁流变液剪切屈服应力的磁力线仅仅是垂直穿过磁流变阀阻尼间隙处的磁力线。从图9a可发现，不隔磁阀磁力线仅垂直穿过径向阻尼间隙，即与轴向阻尼间隙平行，因此不隔磁阀受到磁场作用的有效区域只有径向阻尼间隙。如图9b所示，由于隔磁阀中加入的非磁性零件隔磁盘和隔磁环，扭转了阀内的磁力线路径来延长有效流动路径，使阀在具有有效径向阻尼间隙的同时迫使磁力线形成蜿蜒式走向垂直穿过轴向阻尼间隙，从而增加了两段额外的轴向有效区域。圆管间隙中磁力线基本不垂直于磁场，因此磁场对该区域中磁流变液剪切屈服应力的影响可以忽略。然而，虽然圆管间隙不提供依赖于磁场强度的屈服压降，但是该间隙仍然对粘性压降有贡献。

图10所示分别为不隔磁和隔磁径向流磁流变阀4个间隙区域的磁感应强度分布变化。由图10a可知，不隔磁阀径向间隙区域S1和S2产生了较高的平均磁感应强度，而在轴向间隙区域S3和S4中，平均磁感应强度几乎为零。在输入电流1.2 A时，区域S1和S2中平均磁感应强度达到0.52 T，区域S3和S4只有0.04 T。由图10b可知，隔磁阀径向间隙区域S1和S2中的磁感应强度峰值虽低于轴向间隙区域S3和S4，但区域S1和S2获得更高的平均磁感应强度。输入电流1.2 A时，区域S1和S2中达到0.41 T，区域S3和S4的平均磁感应强度有0.36 T。这说明一旦磁力线被引导进入阀中轴向间隙区域中，区域S1和S2中的总磁通量减小，但在区域S3和S4中观察到平均磁通量密度增加。因此，更多的磁通量分布在区域S3和S4中，并且在所有区域中平衡出平均磁通密度。磁通密度降低的原因可能是由于隔磁盘零件的增加导致磁阻上升，从而降低了磁通密度。这表明非磁性隔磁盘在阀中均匀地分开阻尼圆盘，可使得磁通量分布在轴向间隙区域中。

图9 不隔磁和隔磁径向流磁流变阀磁力线分布Fig.9 Magnetic flux density distributions of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

图10 阻尼间隙处磁感应强度变化对比曲线Fig.10 Comparison of magnetic flux density at resistance gap

基于图10中各间隙的磁感应强度，推导图11中相对应的剪切屈服应力。由图11可得，屈服应力的变化规律类似于图10所示的磁感应变化规律。受磁场作用的有效阻尼间隙处，不隔磁阀的磁感应强度总是高于隔磁阀。另外，磁流变液的饱和剪切屈服应力约为70 kPa，可在0.53 T的磁感应强度下实现。因此，一旦有效区域中的平均磁感应超过0.53 T，则屈服应力保持恒定在70 kPa，即任何将磁感应增大到0.53 T以上的改变，理论上都不会导致磁流变阀性能改善。虽然不隔磁阀具有更高的磁感应强度，但是在1.2 A时已接近饱和值，所以更高的磁感应强度对剪切屈服应力并没有作用。但隔磁阀径向区域S1和S2的磁感应强度降低反而使轴向区域S3和S4的磁感应强度增大，且在1.5 A时都达到饱和，由于压降可以从磁通密度的增量达到最佳值，通过将磁力线扭转到轴向间隙中来增加有效区域可以有助于增加阀的压降，即使总体平均磁通密度降低。

由图12所示的压降随电流输入的变化曲线可知，不隔磁阀的压降最初高于隔磁阀；随着电流输入的增加，压降的增加速率减慢，导致隔磁阀在电流1.0 A之后超过不隔磁阀的压降。然而，此时隔磁阀的平均磁感应值远不能实现磁流变液的最佳屈服应力，因此与不隔磁阀相比，压降可进一步增加。这是由于不隔磁阀在1.2 A时已接近饱和值，而隔磁阀由于非磁性零件的加入使得磁通量被引入阀中的轴向间隙区域S3和S4中，使得区域S1和S2的磁通量减小，但是在区域S3和S4中观察到平均磁通量密度的增加。区域S1和S2中磁感应强度值的减小对压降并没有消极影响，因为平均磁通密度的任何增量超过0.53 T都不能帮助增加阀区域中的剪切应力或阀的总压降。同时，区域S3和S4中增加的磁感应强度有助于进一步增加隔磁径向流磁流变阀的有效磁流变效应区域和总压降。

图12 不隔磁阀和隔磁阀仿真压降对比Fig.12 Comparison of simulated pressure drop of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

3 压降特性和响应性能试验分析

3.1 磁流变阀压降性能测试系统

图13 磁流变阀压降性能测试系统Fig.13 Test rig of pressure drop performance1.油箱 2.定量泵 3.溢流阀Ⅰ 4.溢流阀Ⅱ 5.压力传感器Ⅰ 6.磁流变阀 7.压力传感器Ⅱ 8.主机 9.采集卡 10.电源Ⅰ11.电源Ⅱ

图13所示为搭建的隔磁和不隔磁磁流变阀压降性能测试平台。该试验台由电动机驱动齿轮式定量泵工作，作为系统动力驱动源，定量泵的系统流量为4 L/min；溢流阀Ⅰ主要作为安全阀，对系统进行过载保护，控制液压回路中的压力；溢流阀Ⅱ主要对出口压力起稳压作用，同时提供模拟负载；压力传感器Ⅰ和Ⅱ连接电源Ⅰ，磁流变阀的励磁线圈由电源Ⅱ输入电流；磁流变阀进口和出口压力分别由压力传感器Ⅰ和Ⅱ检测，测得的压力数据通过数据采集卡采集，并传送到LabVIEW测试系统中进行计算及存储。

3.2 磁流变阀压降性能分析

3.2.1隔磁径向流磁流变阀压降性能分析

手动调节电源Ⅱ使电流从0 A变化到2 A，并以0.1 A的间隔进行加载，可得到对应电流下的进口及出口压力，以观察输入电流以及负载工况改变时压降的变化规律。其中负载工况可通过手动旋转溢流阀Ⅱ的调节螺栓改变背压来得到。溢流阀Ⅱ调节螺栓未旋转时为负载工况0，此时阀口处于未关闭状态；顺时针旋转溢流阀Ⅱ调节螺栓2圈为负载工况1；顺时针旋转溢流阀Ⅱ调节螺栓4圈为负载工况2。

图14为隔磁径向流磁流变阀在负载工况1下随电流输入的压力变化。从图14中曲线趋势可知，当电流以0.1 A的间隔加载时，进口压力和压降以一定的平均增量稳定地增加，当调节电流为1.4 A时，进口压力和压降的上升趋势逐渐平缓，代表隔磁径向流磁流变阀已趋近于饱和状态，直至加载到在1.8 A时得到约4.2 MPa的最大压降后达到饱和。出口压力由于溢流阀Ⅱ提供背压基本保持恒定，但图14中出口压力曲线显示有小幅度的上下波动，其原因可能是电动机振动造成泵输出的流量不稳定和泵内齿轮磨损，或者回油对油缸内液体冲击时产生气泡，导致油缸液体混入少量空气而引起系统压力波动。

图14 隔磁径向流磁流变阀压力在负载1下变化曲线Fig.14 Changing curves of pressure under load condition 1 with respect to current

图15显示了负载对于隔磁径向流磁流变阀压降性能的影响，由图15可知，3条压降曲线的变化并没有受到模拟负载的影响，只随着电流的改变而改变。因此，该阀可并联在液压缸旁利用两端的压差来控制活塞运动，形成磁流变阀控阻尼器，该种旁通式阀控结构可减小阻尼器尺寸，同时所设计的隔磁径向流磁流变阀压差可调范围的增大可进一步扩大阻尼力可调范围，使其能够应用于不同阻尼工况下的小体积安装场合。

图15 隔磁径向流磁流变阀不同负载工况下压降变化Fig.15 Variation of pressure drop under various load conditions and current input

3.2.2不隔磁径向流磁流变阀压降性能分析

图16为不隔磁径向流磁流变阀处于负载工况1时压力随电流输入的变化规律。对比图14可知，不隔磁阀入口压力、出口压力以及压降的变化趋势与隔磁阀一致，只是压力和饱和点不同。不隔磁阀在输入电流1.2 A时压降达到饱和，约为3.2 MPa。

图16 不隔磁径向流磁流变阀压力在负载1下变化曲线Fig.16 Changing curves of pressure under load condition 1 with respect to current

图17显示了负载对于不隔磁径向流磁流变阀压降性能的影响，同样可发现模拟负载对压降的影响可以忽略。

图17 不隔磁径向流磁流变阀不同负载工况下压降变化Fig.17 Variation of pressure drop under various load conditions and current input

3.2.3压降性能对比

图18所示为不隔磁和隔磁径向流磁流变阀压降性能对比曲线。相比图12所示不隔磁阀和隔磁阀仿真压降曲线，试验压降对比具有相同的变化趋势。从图18中可知，不隔磁阀的压降在电流较小时高于隔磁阀压降，直至电流为1.0 A时，隔磁阀的压降开始超过不隔磁阀。当输入电流达到1.8 A时，不隔磁阀的压降为3.2 MPa，隔磁阀的压降为4.2 MPa。从压降试验对比曲线可看出通过将磁力线扭转引入到未被利用的阻尼间隙中可增加31%的压降，使其达到一般混合流动式磁流变阀的效果。

图18 不隔磁和隔磁径向流磁流变阀试验压降对比Fig.18 Comparison of pressure drop for non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

3.3 磁流变阀响应性能测试系统

图19所示为不隔磁和隔磁径向流磁流变阀压降响应性能测试原理图，各元件功能与压降性能测试系统一致。手动调节好电源Ⅱ相应试验电流，通过控制电源Ⅱ开关的通断来施加和撤去响应激励电流，将LabVIEW测试系统改为自动采集数据。磁流变阀压降响应时间分为上升和下降响应时间，其中上升响应时间定义为施加电流后，压降从初始状态上升到压降饱和值的2/3所需要的时间；同样，阀下降响应时间定义为撤去电流后，压降从饱和值下降到饱和值的1/3所需的时间。

图19 磁流变阀响应性能测试系统原理图Fig.19 Principle diagram of test system of response time1.油箱 2.定量泵 3.溢流阀Ⅰ 4.溢流阀Ⅱ 5.压力传感器Ⅰ 6.磁流变阀 7.压力传感器Ⅱ 8.主机 9.采集卡 10.电源Ⅱ 11.电源Ⅰ

3.4 磁流变阀响应性能分析

图20显示了负载1工况下隔磁径向流磁流变阀施加及撤去不同输入电流时压降的上升和下降时间响应历程。由图20可知，阀上升响应时间在达到饱和前与施加电流有关，电流为0.4 A时，压降上升所需时间为98 ms，而随着加载电流的增加，压降上升响应时间逐步加大，在电流1.6 A时上升响应时间为204 ms，这是因为电流越大，所需要建立的压降越大，致使上升所消耗的时间也越长；而不同电流下压降下降响应时间接近，约为106 ms。

图20 隔磁阀不同输入电流下压降时间响应历程Fig.20 Response time of pressure drop with respect to different current input

图21显示不隔磁径向流磁流变阀的压降响应时间随施加电流改变而改变。与隔磁径向流磁流变阀类似，不隔磁径向流磁流变阀上升响应时间随着激活电流的增加而增加，直至在1.2 A时达到饱和后基本不变，约138 ms。而下降响应时间也基本接近，不受电流影响。此外，与上升响应时间相比，不隔磁径向流磁流变阀具有较慢的下降响应时间，约144 ms。

图21 不隔磁阀不同输入电流下压降时间响应历程Fig.21 Response time of pressure drop with respect to different current input

图22显示了不隔磁和隔磁径向流磁流变阀在加载电流0.8 A时不同负载下压降响应性能的对比情况。由图22可知，两种磁流变阀分别在3种负载下的压降响应曲线几乎一致，即响应特性也与负载无关。另外，施加电流为0.8 A时，隔磁阀具有比不隔磁阀更低的压降，但上升响应时间却更长，隔磁阀为145 ms，不隔磁阀为131 ms，这是因为隔磁阀轴向间隙区域也受到磁场的作用，相反，隔磁径向流磁流变阀具有比不隔磁阀更短的下降响应时间。

图22 不同负载下压降响应比较Fig.22 Compariosn of response time of pressure drop under various load conditions at applied current of 0.8 A

4 结论

(1)磁场参数相同情况下对不隔磁和隔磁径向流磁流变阀进行了建模仿真，结果表明隔磁阀的初始平均磁通密度低于不隔磁阀，但是不隔磁阀比隔磁阀更早到达饱和点，隔磁阀中非磁性隔磁盘和隔磁环的设置使得径向间隙的磁感应强度降低，却增大了轴向间隙的磁感应强度，有助于进一步增加阀的压降。

(2)对不隔磁与隔磁径向流磁流变阀进行了压降特性试验对比，结果表明输入电流为1.8 A时，不隔磁阀压降为3.2 MPa，而隔磁阀压降可达4.2 MPa，说明隔磁阀通过设置零件和其属性可改变磁场结构，迫使磁力线垂直经过未被利用的轴向液流通道，增加轴向阻尼间隙的压降，可增加额外的31%的压降，达到混合流动式磁流变阀的效果。

(3)对不隔磁和隔磁径向流磁流变阀瞬态响应特性进行试验研究，上升状态下的压力响应时间均随着施加电流的增大而增大，下降响应时间则不受电流影响。另外，由于轴向间隙受到磁场的作用，隔磁径向流磁流变阀比不隔磁径向流磁流变阀具有更大的上升响应时间。

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InfluenceofMagneticFieldStructureonDynamicPerformanceofRadialMagnetorheologicalValve

HU Guoliang ZHONG Fang

(KeyLaboratoryofConveyanceandEquipment,MinistryofEducation,EastChinaJiaotongUniversity,Nanchang330013,China)

Magnetorheological valve is one of the basic ways to apply and accommodate the MR fluid into most of hydraulic applications. A novel magnetic isolation radial MR valve which the magnetic flux was guided into the annular gap was proposed by changing the material properties of the typical single radial type MR valve. Compared with the magnetic field lines distributed only in the radial flow path of the non-magnetic radial MR valve, the magnetic isolation radial MR valve increased the effective annular region of the valve by changing magnetic field structure and without having to increase the valve dimension. The finite element method (FEM) was used to investigate the effects of magnetic field structure on pressure drop change in the non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves under the same geometry conditions and the same flow path. The experimental test rig was set up to validate the simulation results, the simulation and experimental results showed that the pressure drop of the magnetic isolation radial MR valve can be increased by changing the material properties to twist and weave the magnetic flux into unexposed region to the magnetic field, which was superior to that of non-magnetic radial MR valve. In addition, due to the annular flow path was affected by the magnetic field, the magnetic isolation radial MR valve had greater rise response time.

magnetic isolation radial MR valve; non-magnetic radial MR valve; finite element analysis; pressure drop; response

TH137.5

A

1000-1298(2017)09-0411-10

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.09.052

2017-06-11

2017-07-01

国家自然科学基金项目(51765016、51475165、11462004)、江西省主要学科学术和技术带头人计划项目(20162BCB22019)和江西省创新驱动5511科技创新人才项目(20165BCB18011)

胡国良(1973—)，男，教授，博士生导师，主要从事磁流变智能器件及结构、流体传动及控制研究，E-mail： glhu@ecjtu.edu.cn