張錦光,陳 娟,周 佳,宋春生

(武漢理工大學 機電工程學院，湖北 武漢 430070)

?

電磁-空氣彈簧混合隔振器的設計與仿真

張錦光,陳 娟,周 佳,宋春生

(武漢理工大學 機電工程學院，湖北 武漢 430070)

針對艦船減振降噪問題，提出了一種由電磁作動器和空氣彈簧集成的電磁-空氣彈簧混合隔振器，對電磁作動器和空氣彈簧進行了參數(shù)設計，利用Workbench分析了電磁作動器的作動力，并用ABAQUS分析了空氣彈簧承載力；建立了隔振系統(tǒng)控制模型，采用LQR最優(yōu)控制仿真分析其力傳遞率，表明電磁作動器有效抑制了空氣彈簧的低頻共振，空氣彈簧有效隔離了高頻振動，該混合隔振器融合了兩者的優(yōu)點，并避免了各自的不足。

電磁作動器；空氣彈簧；混合隔振器

采用主被動混合隔振技術能有效控制艦船設備傳遞到基座上的能量[1-3]，電磁作動器具有無接觸、剛度和阻尼隨控制參數(shù)的變化可控可調的特點[4-5]，是一種較理想的主動隔振器，但單獨使用時能耗大。空氣彈簧結構尺寸小、固有頻率低、承載能力強[6]，可應用于艦船，但作為被動隔振器會放大其固有頻率的振動。因此研究融合兩者優(yōu)點，同時避免兩者缺點的混合隔振技術具有理論價值和工程實際意義。KIM等[7-8]將電磁鐵與永磁鐵組成的混合作動器集成到空氣彈簧內部，不適用于振動較大的隔振應用。DALEY等[9]將由鋼彈簧與電磁作動器并聯(lián)的智能彈簧應用于船舶隔振，但電磁力與電流和氣隙呈非線性關系，難以精確控制。何琳等[10]將電磁作動器與空氣彈簧并聯(lián)集成，但不便于主動控制部分的調整及維修。筆者研制了一種電磁-空氣彈簧混合隔振器，該隔振器將電磁作動器集成到空氣彈簧隔振器內部，具有結構緊湊、承載能力強等特點，能兼顧低頻和高頻振動隔離，可用于艦船領域的減振降噪。對所設計的隔振器中的電磁作動器和空氣彈簧分別進行了參數(shù)設計，并對兩者垂直方向上的承載能力進行了解析式推導及有限元分析，通過對該隔振器進行控制仿真，獲得了較好的隔振效果，為電磁-空氣彈簧的進一步研究奠定了基礎。

1 電磁-空氣彈簧混合隔振器結構設計

電磁-空氣彈簧混合隔振器的結構原理如圖1所示，其由空氣彈簧隔振器和電磁作動器并聯(lián)組成，結構緊湊，占用空間小。

圖1 電磁-空氣彈簧混合隔振器結構原理圖

空氣彈簧由法蘭、蓋板、底座、內圈囊體和外圈囊體組成。其中蓋板、底座、內圈囊體和外圈囊體形成氣腔，充入不同壓強的壓縮空氣，實現(xiàn)不同工況下的承載，并高效隔離高頻振動。內圈囊體和外圈囊體均為含有簾線加強層的橡膠囊。將內圈囊體與蓋板和底座所圍成的空間與大氣相連通，在更換或者維修電磁作動器時不會影響空氣彈簧的密封性。

圖2 電磁作動器差動式結構

筆者采用差動式電磁作動器，如圖2所示，由電磁鐵、銜鐵和線圈組成。其中電磁鐵關于銜鐵對稱布置，且同極相對。銜鐵與空氣彈簧的蓋板固接，電磁作動器輸出的電磁力經(jīng)由蓋板作用于設備，通過控制電磁力的大小和方向來抵消設備的低頻振動，最終實現(xiàn)該混合隔振器對高頻和低頻的隔離。

2 電磁作動器參數(shù)設計

2.1 主動控制力的理論計算

假設電磁鐵、銜鐵和氣隙中磁場分段均勻；電磁鐵呈不飽和特性；不考慮磁漏和磁滯的影響。由磁路法推導差動式電磁作動器電磁力Fe為：

(1)

式中：i0為線圈偏置電流；i為控制電流；x為銜鐵偏離中間位置的位移，向上為正；x0為銜鐵處于中間位置時與電磁鐵間的氣隙；μ0為真空中的磁導率；μr為空氣的相對磁導率；An為電磁鐵內圈磁極面積；Aw為電磁鐵外圈磁極面積；N為線圈匝數(shù)。

將式(1)在x=0 mm，i=0 A位置進行泰勒級數(shù)展開并略去高階無窮小，可得：

(2)

由式(2)可知，當銜鐵在兩電磁鐵正中間位置小范圍內運動時，電磁力與控制電流呈線性關系。

已知參數(shù)An=2 827.4 mm2，Aw=3 820 mm2，x0=5 mm，i0=3 A。當x=0 mm，i=3 A時，由式(1)算得電磁作動器主動控制力為648 N。

2.2 主動控制力仿真分析

圖3 網(wǎng)格劃分結果

圖4 磁感應強度分布圖

用Workbench進行仿真分析，忽略倒角及安裝螺紋孔，建立三維模型，采用四面體單元。網(wǎng)格劃分結果如圖3所示，最外圈為空氣場。采用電流激勵，磁感應強度分布如圖4所示，最大為1.2 T，未出現(xiàn)磁飽和現(xiàn)象。算得銜鐵電磁力大小為592.44 N，比理論計算值小8.5%，說明在氣隙為5 mm時電磁鐵存在一定的磁漏。

3 空氣彈簧參數(shù)設計

3.1 承載力解析計算

空氣彈簧1/2截面如圖5所示，其中虛線為設計高度狀態(tài)，實線為實時工作狀態(tài)。

圖5 空氣彈簧1/2截面

圖5中，rw為法蘭的圓弧半徑，x0為空氣彈簧設計高度，r0、θ0分別為在設計高度位置時囊體自由變形部分的圓弧半徑和圓心半角，r、θ分別為工作過程中囊體自由變形部分的圓弧半徑和圓心半角。r、θ均為空氣彈簧上蓋板位移x的函數(shù)，即r=r(x),θ=θ(x)。

假設空氣彈簧的密封性能很好，可以忽略漏氣，其內壓P和體積V滿足如下氣體狀態(tài)方程：

(3)

式中:P0、V0分別為空氣彈簧在設計位置時的內壓(表壓)和容積；Pa為大氣壓力；m為理想氣體多變指數(shù)。

將式(3)代入空氣彈簧垂直承載力公式Fp=PAe中求得空氣彈簧在垂直方向上的承載力。

(4)

其中，Ae為有效承壓面積，在該結構中為：

Ae=4πR0Re

(5)

其中,Re為囊體自由圓弧圓心到內外圈囊體截面對稱線的距離。

對空氣彈簧蓋板位移x進行求導，可得其垂直剛度特性為：

(6)

3.2 承載力仿真分析

采用ABAQUS模擬空氣彈簧，取其1/2建立有限元模型，如圖6所示。內圈囊體和外圈囊體的橡膠層采用S4R殼單元，簾線層采用rebar單元，蓋板和底座采用r3d4剛體單元，氣腔內壓縮氣體采用Fluid Cavity功能定義?？紤]到內圈囊體和外圈囊體與法蘭之間的接觸，建立接觸單元。

圖6 空氣彈簧有限元模型

在對稱面上施加邊界條件，固定底座，在第一載荷步中將空氣彈簧充氣到壓力為0.7 MPa，在第二載荷步中對蓋板施加x方向的位移載荷，使其下降5 mm。

已知r0=49 mm，θ0=π/2，x0=212 mm，P0=0.7 MPa。由式(4)計算空氣彈簧垂直方向上承載力的解析解，與仿真值對比的結果如表1所示。

表1 空氣彈簧垂直承載能力解析解與仿真值

由表1可看出解析解與仿真值相對誤差最大為4.03%，誤差較小，證明上述解析法用于設計空氣彈簧結構可行?？諝鈴椈稍?.7 MPa額定壓強下承載能力達到60 kN，表明所設計的空氣彈簧承載能力較強。

4 隔振效果仿真分析

4.1 隔振系統(tǒng)控制模型

將電磁-空氣彈簧混合隔振器安裝于設備和基座之間，假設基座是剛性的，隔振系統(tǒng)模型如圖7所示，其中M為設備質量，cp、kp分別為空氣彈簧的阻尼系數(shù)和剛度，x(t)為設備振動位移，fe(t)為電磁作動器的可控輸出力，fd(t)為設備激振力，且規(guī)定向上為正。則傳遞到基座上的力為：

(7)

根據(jù)振動的傳遞規(guī)律，由圖7模型可得：

(8)

圖7 電磁-空氣彈簧混合隔振器隔振系統(tǒng)模型

(9)

筆者采用LQR最優(yōu)控制，使傳遞到基座的力最小，同時保證所需的電磁作動力有限，系統(tǒng)的價值函數(shù)可表示為：

(10)

其中:Q=qCTC;N=qCTD;R=qDTD+r，q、r分別為傳遞到基座上的力和控制力的主動加權系數(shù)。

由極值定理即可計算出理想電磁作動器的輸出控制力為：

U=-R-1(NT+BTP)X

(11)

其中,P為Riccati矩陣代數(shù)方程PA+ATP-PBR-1BTP+Q=0的解。

4.2 隔振系統(tǒng)控制結果分析

當電磁作動器不工作時，隔振系統(tǒng)為只有空氣彈簧工作的被動隔振系統(tǒng)，否則為主被動混合隔振系統(tǒng)，筆者利用Matlab對這兩種情況下隔振系統(tǒng)的力傳遞率進行仿真。參數(shù)M=6 t，kp=1.5×106N/m，cp=6 475 Ns/m，采用頻率范圍為0.01～100 Hz，幅值為600 N的掃頻信號作為激勵。被動隔振系統(tǒng)與混合隔振系統(tǒng)輸出到基座上的力如圖8所示。

圖8 被動隔振系統(tǒng)與混合隔振系統(tǒng)輸出力

由圖8可知，在同等大小的力和頻率的擾動下，混合隔振系統(tǒng)輸出力的幅值比被動隔振系統(tǒng)小。由圖9可知，在空氣彈簧固有頻率2.5 Hz附近，被動隔振系統(tǒng)產生了共振，在高頻段具有較好的隔振效果，而混合隔振系統(tǒng)在2.5 Hz附近的振動明顯被抑制，表明電磁作動器通過控制作動力的大小及方向可減少空氣彈簧所產生的共振。電磁作動器所需輸出作動力如圖10所示，最大為430 N，小于理論計算的最大作動力，且在高頻(>20 Hz)擾動下控制力最大只需28 N。仿真結果表明，所設計的電磁-空氣彈簧混合隔振器由空氣彈簧隔離高頻振動，由電磁作動器消除低頻振動，充分結合了兩者的隔振優(yōu)勢，并證明了所設計結構的合理性，具有一定的應用前景。

圖9 被動隔振系統(tǒng)與混合隔振系統(tǒng)力傳遞率

圖10 電磁作動器所需輸出作動力

5 結論

(1)針對艦船隔振領域設計了一種新型電磁-空氣彈簧混合隔振器，其結構緊湊，維修方便。

(2)對電磁作動器進行參數(shù)設計，用Workbench仿真分析了作動力，其結果比解析計算值小8.5%，說明所設計的電磁作動器在氣隙為5 mm時存在一定的漏磁。

(3)對空氣彈簧進行參數(shù)設計，用ABAQUS進行仿真分析，其承載能力為60 kN，相比解析計算值誤差最大為4.03%，表明空氣彈簧承載能力強。

(4)用LQR算法對混合隔振器的力傳遞率進行了仿真，結果表明，電磁作動器使空氣彈簧的共振明顯被抑制，同時空氣彈簧有效隔離了高頻振動，證明所設計的混合隔振器結合了空氣彈簧和電磁作動器的優(yōu)點，同時也克服了各自的缺點。

[1] DALEY S, JOHNSON F A, PEARSON J B, et al. Active vibration control for marine applications[J].Control Engineering Practice, 2004,12(4):465-474.

[2] KEMMETMULLER W, HOLZMANN K, KUGI A, et al. Electrorheological semiactive shock isolation platform for naval applications[J]. IEEE/ASME Transactions on Mechatronics, 2013,18(5):1437-1447.

[3] 何琳,徐偉.艦船隔振裝置技術及其進展[J].聲學學報,2013(2):128-136.

[4] 胡業(yè)發(fā),周祖德,江征風.磁力軸承的基礎理論與應用[M].北京:機械工業(yè)出版社,2006：106-107.

[5] 宋春生,胡業(yè)發(fā),周祖德.差動式電磁主動隔振系統(tǒng)的控制機理研究[J].振動與沖擊,2010,29(7):24-27.

[6] 徐偉,李桐橋.推進電機新型隔振裝置設計研究[J].艦船科學技術,2006(z2):86-88.

[7] KIM H T, LEE K W, KIM C H, et al. An electro-magneto-pneumatic spring for vibration control in semiconductor manufacturing[C]∥2009 IEEE International Conference on Mechatronics.Malaga :IEEE, 2009:1-6.

[8] KIM H T, KIM C H, KANG S B, et al. A 3 DOF model for an electro magnetic air mount [C]∥2011 IEEE International Conference on Mechatronics. Istanbul :IEEE,2011:29-33.

[9] DALEY S, JOHNSON F A, PEARSON J B, et al. Active vibration control for marine applications[J]. Control Engineering Practice, 2004,12(4):465-474.

[10] 何琳,李彥,楊軍.電磁-氣囊主被動混合隔振裝置理論和實驗[J].聲學學報,2013,38(2):241-249.

ZHANG Jinguang:Prof.; School of Mechanical and Electronic Engineering, WUT, Wuhan 430070, China.

[編輯：王志全]

Design and Simulation of Electro-Magneto-Pneumatic Vibration Isolator

ZHANGJinguang,CHENJuan,ZHOUJia,SONGChunsheng

Aiming at vessels' vibration isolation, a novel electro-magneto-pneumatic vibration isolator (EMPVI) consisting of an electromagnetic actuator and a pneumatic spring was proposed. The electromagnetic actuator and the pneumatic spring were designed. Workbench was applied to analysis active force of the electromagnetic actuator, and ABAQUS was used to calculate the pneumatic spring's bearing capacity. The control model of the vibration isolation system was built. The force transmissibility was simulated with LQR optimal control theory. The results show that the electromagnetic actuator effectively suppressed resonance of the pneumatic spring in low frequency, and the pneumatic spring isolated well in high frequency vibration. The EMPVI was demonstrated to combine the advantages of the electromagnetic actuator and the pneumatic spring with avoiding their shortcomings.

electromagnetic actuator; pneumatic spring; vibration isolation

2015-03-06.

張錦光(1966-)，男，廣東揭西人，武漢理工大學機電工程學院教授;博士.

國家自然科學基金資助項目(51275368)；國家自然科學青年基金資助項目(51205296).

2095-3852(2015)05-0529-04

A

TH113.1

10.3963/j.issn.2095-3852.2015.05.001