郭朝陽，宗路航，陳現(xiàn)敏，黎劍鋒，薛 群，馮江華，龔興龍

(1.中國科學技術大學 近代力學系，中國科學院材料力學行為與設計重點實驗室，合肥 230027;2.株洲電力機車研究所，株洲 412001)

磁流變阻尼器作為一種新型的半主動減振裝置，具有結構簡單，響應速度快，阻尼力可調范圍大等優(yōu)點，近二十年來得到了巨大的發(fā)展，已經(jīng)廣泛應用于建筑結構，車輛工程等領域［1－3］。隨著我國經(jīng)濟的發(fā)展，高速鐵路在生產生活中起到的作用越來越大，對動車組列車的需求量也日益增加，傳統(tǒng)的液壓減振器限制了動車組速度的進一步提高，利用磁流變阻尼器半主動控制技術，可以極大地降低動車在運行過程中的振動，提高動車組的速度上限。

國內外研制的磁流變阻尼器，多數(shù)是外通道的磁流變液阻尼器［4－8］。該種形式的阻尼器，磁流變效應發(fā)生在電磁線圈與工作缸壁之間，阻尼力的大小受阻尼器間隙尺寸影響較大，要產生大的阻尼力，要求阻尼通道的間隙要盡量小，而過小的間隙又會增大初始阻尼力并且增加制造成本;增加活塞的有效長度可以增大阻尼力，由此也造成阻尼器的行程的縮短。內華達大學CIML實驗室［9］開發(fā)了一種磁流變阻尼器用于軍用高機動多用途輪式車(HMMWV)，具有獨特的貫通的活塞設計，流體經(jīng)由活塞桿芯流動，屬于內通道的磁流變阻尼器，但其發(fā)生磁流變效應區(qū)域的有效體積較小，產生的阻尼力較小。

為增大阻尼器中磁流變效應的有效區(qū)域，我們設計了一種內通道式的磁流變阻尼器［10］，該阻尼器的磁流變效應發(fā)生在活塞內部的兩層固定平板之間，允許大面積的磁流變液成鏈、產生較大阻尼力。在MTS上對該阻尼器進行了動態(tài)拉伸實驗，得到阻尼器阻尼力在不同的電流下隨位移和速度的關系曲線，并測試了其響應時間。為了驗證該阻尼器的減振性能，搭建了兩自由度的彈簧質量實驗平臺系統(tǒng)，模擬動車的振動情況，利用天棚開關控制算法控制阻尼器輸出的阻尼力，減小正弦激勵對試驗平臺的振動幅度，并與被動式的阻尼情況進行比較，實驗表明:磁流變阻尼器在動車的主要橫向振動頻率1 Hz－2 Hz范圍內有較好的減振效果。

1 磁流變阻尼器

1.1 磁流變阻尼器的設計

為了克服外通道式磁流變阻尼器的弊端，研制了一種新型的內通道式磁流變阻尼器，圖1為所設計的磁流變阻尼器的結構示意圖。

圖1 磁流變阻尼器的結構圖Fig.1 Configuration of magnetorhoelogical(MR)damper

如圖1所示:磁流變阻尼器由工作缸體，活塞，電磁線圈，活塞桿，補償腔和連接部件等組成?；钊麑⒆枘崞鞲左w分為上下兩個工作腔，位于活塞內部的磁流變液通道將上下兩個工作腔連通。在阻尼器活塞內部，存在兩個圓板狀的空腔，下圓板空腔通過圓柱管道與下工作腔連通，上圓板空腔經(jīng)活塞內部的圓柱管道并通過活塞上端4個放射狀的圓柱管道與上工作腔連通，兩個圓板空腔通過邊緣與其垂直的多個圓柱管道相互連通。活塞桿與活塞上部通過螺紋連接在一起。電磁線圈位于活塞的外部，并且通過固體膠密封，防止損傷線圈?；钊凸ぷ鞲妆谥g存在間隙，保證活塞的正常運動，但應避免間隙過大導致磁場的泄露。

當活塞在工作缸內做往復運動時，磁流變液通過線圈內部的流場通道在高壓腔和低壓腔中反復流動。如圖2所示為磁流變液在活塞內部的流場示意圖，在壓縮過程中，磁流變液通過圓柱形的進口通道到達下圓板空腔，磁流變液在下圓板空腔向四周發(fā)散流動，到達上下圓板空腔的連接通道，通過連接通道進入上圓板空腔，在上圓板空腔匯聚到中心點，然后流經(jīng)活塞內的圓柱通道到達出口部分，最后通過4個放射狀圓柱出口通道到達另一個工作腔。磁感應線在活塞和工作缸壁之間形成閉合回路，如圖2所示，在活塞內部的兩個圓板空腔中，磁流變液的流向恰好與磁感應線方向垂直，磁流變效應主要發(fā)生在此區(qū)域，保證磁流變阻尼器產生可控的阻尼力。

圖2 活塞內部磁流變液流場和磁感應線分布示意圖Fig.2 Flow field of MR fluid and magnetic induction line in the piston

通過對活塞內部圓柱流場通道的設計，能夠產生維持磁流變液阻尼器正常工作的粘性阻尼力，使磁流變液阻尼器保持失效安全性能。而對磁流變液的進口和出口部分的不同設計，可以產生不同的壓縮和回復阻尼力，對于壓縮和恢復力不同的振動情況也會有很好的減振效果。阻尼器采用單出桿形式，采用氮氣儲能器補償活塞桿體積的變化。補償腔與工作缸體的連結有部分突出，在此形成插銷，可以限制活塞的行程，電磁線圈的導線通過補償腔管壁引出，導線在插銷下面有部分折疊，保證活塞運動時導線有足夠的長度，并且不影響活塞與工作缸壁之間的運動。活塞與缸體之間配合較好，活塞的運動沒有晃動，十分穩(wěn)定。

1.2 磁流變阻尼器準靜態(tài)力學分析

假設磁流變液體運動為穩(wěn)定的層流，磁流變液通過阻尼通道時認為是不可壓縮的，阻尼器上下工作腔的壓差主要由3部分組成［9］:

(1)兩個平行平板之間磁流變效應壓差

(2)兩個平行平板之間磁流變液粘性壓差

(3)圓柱形阻尼通道的粘性壓差

得到磁流變阻尼器總的壓降為:

其中，r1和r2為固定平板的內徑和外徑，h為平板間的距離，τy為可控的磁流變液的屈服剪切應力，μ為磁流變液體零場粘度，D，L為圓柱阻尼通道的直徑和長度，Q為通過阻尼通道的磁流變液的流量，

其中，u為活塞的速度，Ap為活塞的橫截面積，As為活塞桿的橫截面積。

則阻尼力可寫為:

其中Ff為摩擦阻尼力，p1、p2分別為上下工作腔的壓力，A1，A2分別為上下工作腔磁流變液與活塞的接觸面積，sign為符號函數(shù)，p2等于補償腔中氮氣的壓強。

假設儲能器中的氮氣為理想氣體，則:

其中，p0，V0為儲能器中氮氣的初始壓強和體積，γ為熱膨脹系數(shù)，x為活塞桿的位移。其中磁流變效應區(qū)域產生壓差的液體流向如圖3所示。

圖3 磁流變效應區(qū)域產生壓差示意圖Fig.3 Radial flow through the disk type MR valve

1.3 磁流變阻尼器的動力學特性

磁流變阻尼器所用的磁流變液由中國科學技術大學提供，其零場粘度約為0.7Pa.s，飽和剪切屈服應力約為30 kPa。加工的阻尼器在MTS809上進行動態(tài)拉伸實驗，對磁流變阻尼器進行正弦位移激勵，得到不同振幅、頻率和電流下的阻尼力、位移及時間數(shù)值，其中阻尼器的速度值可由位移差分得到。

圖4分別為磁流變阻尼器在振幅分別為5 mm、10 mm，頻率為1 Hz、2 Hz的正弦位移激勵下，阻尼力與位移關系曲線和阻尼力與速度關系曲線，磁流變阻尼器表現(xiàn)良好的磁流變效應，在不同的電流下產生可控的阻尼力。磁流變阻尼器的阻尼力主要有磁流變效應產生的阻尼力和磁流變液粘性產生的粘性阻尼力，其粘性阻尼力主要和活塞運動的速度有關，在圖4中表現(xiàn)為在0 A時，不同的激勵振幅和頻率下，阻尼器的初始阻尼力不同，最大值與活塞速度的最大值有關。磁流變阻尼器的粘性阻尼力也是磁流變阻尼器具備失效安全性的重要原因，使磁流變阻尼器在電磁線圈失效的情況下仍能保持一定的初始阻尼力，該內通道式磁流變阻尼器更具備良好的失效安全性，其活塞內部的流場通道可以根據(jù)實際情況設計產生不同的初始阻尼力，保證磁流變阻尼器在突發(fā)情況下維持工作。從圖4可知，在不同的激勵情況下，磁流變阻尼器均能產生一定的初始阻尼力。隨著電流的增加，磁流變液發(fā)生磁流變效應使磁流變阻尼器產生不同的阻尼力，并隨著電流的增加逐漸趨于飽和，例如在A=10 mm，f=2 Hz的正弦激勵下，阻尼器的阻尼力由0 A時的100 N增加到2.5 A 時的300 N。

由圖4可知，阻尼器的壓縮阻尼力比回復阻尼力的最大值約大20 N，一方面由于補償腔的存在，另一方面也由于阻尼器結構的特點，磁流變液通道的出口和進口的不同設計，造成了回復力和壓縮力的非對稱性，對于一些非對稱的振動情況有很好的減振效果。而補償腔的存在不僅能補償活塞桿體積的變化，也使實驗曲線更加光滑、飽滿。

1.4 磁流變阻尼器的響應時間

為了滿足實時控制的要求，磁流變阻尼器必須要有較短的響應時間，磁流變阻尼器的響應時間主要受磁流變液的性能，電磁線圈的特性，以及所用的電流源的影響［11］。磁流變液本身的響應時間對磁流變阻尼器整體的響應時間影響較小，影響磁流變阻尼器響應時間的主要因素為磁流變阻尼器采用的電磁線圈和電流源，并且跟測試時的活塞速度和電流值變化范圍有關。針對設計加工好的磁流變阻尼器和電源控制系統(tǒng)(圖5)，測試其整體的響應時間，以評估其對減振控制效果的影響。

測試磁流變阻尼器的響應時間，即在突然改變電流的情況下測試磁流變阻尼器輸出阻尼力的時間變化情況，為了消除活塞速度對阻尼力變化的影響，測試時活塞的速度保持恒定，在MTS上對阻尼器采用位移三角波激勵。通過在拉伸或壓縮過程中改變電流值，得到磁流變阻尼器阻尼力改變的響應時間變化。

圖5 三角波輸入和響應時間變化Fig.5 Triangle input and response time

圖5(a)為在MTS上對磁流變阻尼器輸入的三角波激勵，振幅為10 mm，頻率為0.5 Hz。在測試開始時，電流源打開，保持電流為1A，在拉伸過程中，分別關閉電流源和打開電流源，使電流值發(fā)生突變，得到如圖5(b)所示的阻尼力隨時間的變化。圖5(c)，圖5(d)為圖5(b)的放大圖。在圖5(c)中，電流從1 A突降到0 A時，阻尼器的阻尼力從85 N變化到10 N，經(jīng)歷的時間約為12 ms;在圖5(d)中，電流從0 A突增到1 A，阻尼器的阻尼力從10 N變化到80 N，經(jīng)歷的時間約為14 ms。由文獻［11］可知，隨著測試電流的變化范圍增大，活塞的速度增大，磁流變阻尼器的響應時間逐漸減小，而本研究中的實驗平臺系統(tǒng)，振動速度大于此時的活塞速度，因此在振動控制過程中，磁流變阻尼器系統(tǒng)的響應時間小于此時測試的時間14 ms，故整個系統(tǒng)的響應時間不大于14 ms，能夠滿足實時控制的要求。

2 實驗平臺和控制系統(tǒng)

2.1 兩自由度的彈簧質量實驗平臺

該彈簧質量實驗平臺是兩自由度車輛系統(tǒng)簡化模型，主要由導桿、可沿導桿上下滑動的車體和懸架質量塊、一系、二系彈簧和底座組成，如圖6(a)，圖6(b)所示。上質量塊和下質量塊之間通過4根導桿相連，限制質量塊做上下運動，4根導桿固定在底座上，下質量塊和底座之間，下質量塊和上質量塊之間用彈簧連接。上質量塊m1為100 kg，下質量塊m2為80 kg，上部彈簧剛度 k1為 12.12 kN/m，下部彈簧剛度 k2為 24.24 kN/m。在上下質量塊之間安裝磁流變阻尼器，通過激勵器對下質量塊施加激勵力，通過上平臺的振動評價磁流變阻尼器的減振效果。

2.2 天棚控制

天棚開關控制由于結構簡單、容易實現(xiàn)、能取得相應的減振效果，廣泛應用于懸架的半主動控制研究中［12，13］。天棚開關控制的數(shù)學公式為:

圖6 兩自由度彈簧質量系統(tǒng)Fig.6 Double mass spring system

其中c(t)為磁流變阻尼器在控制過程中的阻尼系數(shù)，con為施加電流控制時磁流變阻尼器的阻尼系數(shù)，coff為不施加電流控制時磁流變阻尼器的阻尼系數(shù)。為上質量塊的絕對速度為下質量塊的絕對速度，1－為上下質量塊之間的相對速度。根據(jù)天棚開關控制策略，磁流變阻尼器的狀態(tài)在高阻尼和低阻尼兩種狀態(tài)之間轉換，即電流在零電流和最大電流之間變化。當時，理論上要求阻尼系數(shù)為0，但由于磁流變阻尼器存在粘性阻尼力，因此在電流為0時，仍有低的阻尼存在。

2.3 測試控制系統(tǒng)

根據(jù)開關控制的原理，磁流變液阻尼器減振實驗系統(tǒng)的信號處理流程如圖7所示。

如圖7所示，控制系統(tǒng)的硬件部分包括信號調理模塊、積分器、控制器和程控電流源?？刂破鞑捎肨I公司高性能的TMS320F2812DSP處理器進行設計。硬件組成如圖8所示。

圖7 信號處理流程圖Fig.7 Data flow schematic

由于上下質量塊的速度信號難以直接得到，因此用加速度傳感器采集上下質量塊的加速度信號，通過積分得到速度信號。上質量塊安放2個加速度傳感器，采集的兩路加速度信號一路經(jīng)過一次積分得到上質量塊的速度信號，另一路經(jīng)過雙重積分得到上質量塊的位移信號，用來評價阻尼器的減振效果，下質量塊安放一個傳感器用于得到下質量塊的速度信號。對這些信號進行濾波，并由DSP控制卡采集這些信號，DSP處理器根據(jù)on－off控制原理計算需要的電流大小，通過控制程控電流源改變磁流變阻尼器中線圈電流的大小，從而改變阻尼器的阻尼力，實現(xiàn)對試驗平臺進行實時控制。根據(jù)以上分析，控制算法的軟件實現(xiàn)流程圖如圖9所示。

圖8 控制器構成圖Fig.8 Devices of control system

3 實驗結果及分析

為了對比驗證磁流變阻尼器的半主動效果，首先對磁流變阻尼器不施加電流，得到上質量塊在被動形式下的位移值;然后通過半主動控制，實時改變磁流變阻尼器的電流值，得到上質量塊的位移值。激勵器對下質量塊進行單頻正弦激勵。測試了不同激勵頻率下實驗平臺上質量塊的減振效果。

圖9 磁流變液阻尼器開關控制流程圖Fig.9 Flow chart of on-off control for MR damper

實驗中減振效果是以位移幅值減小的百分比來評定的，按以下公式計算得到:

式中A0為零電流輸入時上質量塊的位移幅值，Aon－off為通過on－off半主動控制后上質量塊的位移幅值。

圖10為激勵器激勵力頻率在1.7Hz時上質量塊的位移曲線。在無控制時，即對磁流變阻尼器不施加電流時，磁流變阻尼器相當于被動式減振器，此時上質量塊最大的位移值為5.4 mm;當施加半主動控制時，上質量塊的最大位移值為4.6 mm。相對于被動控制，半主動控制使上質量塊的位移幅值減小了15%。

圖11為施加半主控控制的過程中，磁流變阻尼器電流值的變化，此時電流值在最大值和0 A之間相互轉換，也就是天棚阻尼控制控制阻尼器的阻尼力在最大值和最小值之間快速轉換。

圖10 激勵頻率1.7 Hz時上質量塊在有控制和無控制時位移曲線Fig.10 Displacement of the up-mass on control and off control at the frequent of 1.7 Hz of the exciting force

圖11 施加控制時電流隨時間的變化曲線Fig.11 Current-time curve on control

圖12 不同頻率下的減振效果Fig.12 Damping effect at different frequent

圖12為在不同的激勵頻率下，磁流變阻尼器對上質量塊位移的減振效果。由圖12可知，在動車的主要橫向振動頻率1 Hz～2 Hz范圍內，磁流變阻尼器對實驗平臺上質量有較好的減振效果;在實驗平臺的共振頻率1.6 Hz時，減振效果最好，達到22%，而總體頻率范圍內減振效果達到15%。試驗結果表明研制的磁流變阻尼器對動車的車體的橫向振動有明顯的減振效果，可以利用磁流變減振器進行動車組的減振。

4 結論

設計制作了一種新型的內通道式磁流變阻尼器，其阻尼通道位于電磁線圈內部，不僅能夠產生較大的阻尼力和可控的阻尼力范圍，還具備失效安全性。對設計的阻尼器進行MTS拉伸實驗，得到良好的位移阻尼力和速度阻尼力曲線，并測試了該阻尼器的響應時間，小于14 ms，滿足實時控制的要求。為了驗證磁流變阻尼器的對動車橫向振動的衰減作用，搭建了一個兩自由度的彈簧質量系統(tǒng)實驗平臺，通過對磁流變阻尼器不施加控制和實施半主動控制，比較了磁流變阻尼器對上質量塊位移的減振效果，結果顯示，在動車的主要橫向振動頻率1 Hz～2 Hz范圍內，磁流變阻尼器對實驗平臺上質量減振效果可達15%，表明了磁流變阻尼器的良好減振性能。

［1］Dyke S J，Spencer Jr B F，Sain M K，et al.Modeling and control of magnetorheological dampers for seismic response reduction［J］.Smart Materials and Structures，1996，5(5):565－575.

［2］Simon D，Ahmadian M.Vehicle evaluation of the performance of magnetorheological dampers for heavy truck suspensions［J］.ASME Journal of Vibration and Acoustics，2001，123(3):365－375.

［3］楊 飏，歐進萍.導管架式海洋平臺磁流變阻尼隔震結構的模型試驗［J］.振動與沖擊，2006，25(5):1 －5.

［4］Carlson J D，Catanzarite D M，St Clair K A.Commercial magnetorheological fluid devices［J］.International Journal of Modern Physics B，1996，10(23):2857－2865.

［5］Yang G，Spencer B F，Carlson J D，et al.Large-scale MR fluid dampers:modeling and dynamic performance considerations ［J］. Engineering Structures， 2002， 24(3):309－323.

［6］侯保林，趙成章.基于Herschel-Bulkley模型的火炮磁流變后坐阻尼器設計與分析［J］.振動與沖擊，2006，25(3):6 －10.

［7］廖昌榮，余 森，陳偉民，等.汽車磁流變減振器設計原理與實驗測試［J］.中國機械工程，2002，13(16):1391－1394.

［8］汪建曉，孟 光.磁流變液阻尼器用于振動控制的理論及實驗研究［J］.振動與沖擊，2001，20(2):39 －45.

［9］Dogruer U，Gordaninejad F，Evrensel C A.A new magnetorheological fluid damperforhigh-mobility multi-purpose wheeled vehicle(HMMWV)［J］.Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2008，19(6):641 －650.

［10］郭朝陽，黎劍鋒，薛 群，等.內通道式磁流變阻尼器研究［J］.實驗力學，2008，23(6):485－490.

［11］Koo J H，Goncalves F D，Ahmadian M.A comprehensive analysis of the response time of MR dampers［J］.Smart Material and Structures，2006，15:351 －358.

［12］Yao G Z，Yap F F，Chen G，et al.MR damper and its application for semi-active control of vehicle suspension system［J］.Mechatronics，2002，12:963 －973.

［13］Lau Y K，Liao W H.Design and analysis of magnetorheological dampers for train suspension［C］，Smart Structures and Materials 2004:Damping and isolation.Conference，San Diego CA，2004，5386:214－225.