鄭帥峰， 廖昌榮， 孫凌逸， 吳篤華， 張紅輝， 董繼剛

(1.重慶大學 光電技術及系統(tǒng)教育部重點實驗室智能結構中心，重慶　400030;2.中國兵器裝備集團隆昌減振器公司,四川 隆昌　642150)

?

旁通小孔與環(huán)形通道并聯(lián)型轎車磁流變液減振器

鄭帥峰1， 廖昌榮1， 孫凌逸1， 吳篤華， 張紅輝1， 董繼剛2

(1.重慶大學 光電技術及系統(tǒng)教育部重點實驗室智能結構中心，重慶400030;2.中國兵器裝備集團隆昌減振器公司,四川 隆昌642150)

針對磁流變液減振器體積補償與活塞換向時阻尼力非圓滑過渡問題，提出一種具有串級環(huán)形通道、并聯(lián)旁通小孔、浮動活塞充氣補償?shù)拇帕髯円簻p振器結構。依據(jù)磁流變液流變學測試數(shù)據(jù)確定Biplastic-Bingham本構模型參數(shù)；建立阻尼通道內磁流變液準穩(wěn)態(tài)流動微分方程，結合本構模型得到流經活塞流量與上下腔壓力差的關系；研究活塞旁通小孔節(jié)流、導向環(huán)狀間隙節(jié)流、浮動活塞補償和各部件間摩擦力共同作用下阻尼力的計算方法；依據(jù)國產某型號轎車懸架技術參數(shù)，設計制作磁流變液減振器樣機，并對樣機進行示功特性測試。測試結果表明：減振器示功曲線圓潤飽滿，各種勵磁電流下磁流變阻尼器的理論阻尼值與測試值能較好吻合。

磁流變液;減振器;阻尼力;體積補償

磁流變液減振器是可控減振器的重要發(fā)展之一，具有阻尼力實時可控、調節(jié)范圍大、響應時間短等優(yōu)點。目前，國外對磁流變減振器技術的研究取得重要進展，ASHTIANI等[1]和AGUIB等[2]分別對磁流變液和磁流變彈性體的本構模型進行研究；?ESMECI等[3]和YAZID等[4]分別設計并制作了不同結構的磁流變液減振器，得到較好的實驗效果；BECNEL等[5]設計了一種旋轉磁流變裝置，并對其性能進行測試；LUU等[6]將磁流變減振器應用于橋梁減振，并取得較好的減振效果。美國德爾福公司在汽車磁流變減振器處于領先，并在部分高端車型上使用，由于商業(yè)機密其技術尚未公開。國內對磁流變減振器的研究雖起步較晚，但研究內容已日趨深入。鄧志黨等[7]對磁流變減振器的阻尼特性進行了理論分析，并探討減振器各結構參數(shù)對減振器阻尼特性的影響；馬然等[8-9]采用混合模式，將外筒作為磁路的一部分設計磁流變減振器，并對其進行研究；馮占宗等[10]和劉非等[11]分別針對1/4車輛半主動磁流變懸架模型和裝甲車磁流變懸架系統(tǒng)研究了其控制方法，并取得較好的控制效果。任艷飛等[12]對磁流變阻尼器結構參數(shù)進行研究，并分析其對懸掛減振效果的影響。目前，單筒磁流變液減振器存在著體積補償不充分、活塞頭換向時阻尼力非圓滑過渡等問題，針對這些問題，開展新型結構的磁流變液減振器理論和實驗研究，這對我國汽車磁流變液減振器的工程化進展具有重要現(xiàn)實意義。

1　磁流變液的本構模型

磁流變液在外加磁場時會由牛頓流體狀態(tài)迅速變?yōu)榉桥ｎD流體狀態(tài)，在磁場撤除后恢復牛頓流體狀態(tài)，其響應時間為毫秒級。磁流變液的剪切應力與剪切率的關系描述模型較多，為了描述剪切屈服前的行為，采用Biplastic-Bingham模型描述其本構關系(見圖1)。

(1)

圖1　雙塑性模型本構模型圖Fig.1　Biplastic-Bingham model: shear stress versus shear rate

采用重慶材料研究院研制的MRF-J25型磁流變液，運用安東帕MCR301流變儀對磁流變液進行測試，對實驗測試數(shù)據(jù)進行擬合，得到流變學參數(shù)：

(2)

(3)

式中:B的單位為T；τ1、τ2的單位為Pa；μ、μr的單位為Pa·s。

2　磁流變減振器結構與工作原理

浮動活塞補償型磁流變減振器工作原理示意圖見圖2，工作缸被活塞頭和浮動活塞分為三個腔：高壓氣密室、壓縮腔、拉伸腔。壓縮腔與拉伸腔內充滿了磁流變液，高壓氣密室內充入高壓惰性氣體，兩級線圈從空心活塞頭和空心活塞桿引出。當活塞頭處于壓縮行程時(即向右運動)，壓縮腔中磁流變液壓力增大，通過活塞頭的環(huán)形阻尼通道，旁通孔和環(huán)形間隙從壓縮腔流動到拉伸腔；反之，當活塞頭處于拉伸行程時(即向左運動)，磁流變液從拉伸腔流動到壓縮腔。當磁流變液在阻尼通道中流動時，其流動特性將受到勵磁線圈產生的磁場的控制，從而控制阻尼力的大小。活塞頭在壓縮行程時，活塞桿進入密閉的鋼筒內，由于磁流變液的不可壓縮性，壓縮腔和拉伸腔的總體積不變，則高壓氣密腔的體積減小，浮動活塞向右運動；反之在拉伸行程時，高壓氣密腔的體積增加，浮動活塞向左運動，實現(xiàn)體積與溫度補償作用。所設計的磁流變減振器的主要尺寸為：① 磁控環(huán)形阻尼通道長度為40 mm，寬度為1.3 mm；② 微型通孔直徑為2 mm；③ 導向間隙寬度為0.05 mm。

圖2　磁流變減振器原理示意圖Fig.2　MR shock absorber schematic model

3　磁流變減振器的磁路有限元分析

磁流變減振器采用流動模式，在活塞頭內部形成磁路，使磁路工作更穩(wěn)定，避免在采用混合模式的設計中將外筒作為磁路的一部分時形成的動態(tài)磁路；勵磁線圈產生的磁場垂直于磁流變液流動方向，實現(xiàn)阻尼力的控制；采用串級線圈勵磁并優(yōu)化其結構參數(shù)，增加了磁流變液磁控阻尼通道的長度；阻尼通道間隙兩級勵磁線圈反向繞制，使得兩級線圈中間部分的間隙的磁場疊加，避免兩級線圈產生的磁場相互抵消，增加了阻尼通道的長度。

在磁路設計時，要求能給阻尼通道提供足夠的磁場。活塞頭的鐵芯采用電工純鐵，兩端采用奧氏體不銹鋼作為具有一定強度的不導磁支架，磁場布局采用雙線圈串聯(lián)結構。磁流變液和鐵芯材料的磁化參數(shù)由實驗得到。對活塞頭的磁路進行有限元分析，并反復修改磁路參數(shù)，得到優(yōu)化后的結果見圖3。分析結果表明，磁路各個部分均未飽和，阻尼通道的磁感應強度分布較為均勻，并且磁場不會泄露到外筒中，在活塞頭和活塞套筒間形成了磁場回路，說明優(yōu)化所得的磁路參數(shù)滿足設計需要。

圖3　激勵電流分別為1 A、2 A、3 A時磁路磁感應強度分布圖Fig.3　Magnetic flux density in the magnetic circuit and the bypass

磁流變液減振器活塞頭內阻尼通道間隙處的平均磁流變液的磁感應強度與通電螺線管勵磁電流之間的關系為：

B=-0.009 271I2+0.155 3I+0.009 474

(4)

式中：I的單位為A；B的單位為T。

4　磁流變液減振器阻尼力計算方法

4.1活塞頭產生的阻尼力

在活塞頭運動時，磁流變液將通過磁控環(huán)形阻尼通道、微型通孔和活塞頭導向間隙流動，對這三部分中磁流變液的流動進行分析。

4.1.1磁控環(huán)形阻尼通道流場分析

磁流變減振器的阻尼通道間隙?外筒內徑，并且磁流變液在流動時不會產生軸向和徑向速度，可將磁流變液流動近似為平行平板間縫隙流動(見圖4)。

由圖4可知，區(qū)域①、區(qū)域⑤中磁流變液為后屈服區(qū)域流動，區(qū)域②、區(qū)域④中磁流變液為前屈服區(qū)域流動，區(qū)域③中磁流變液為屈服前剛性流動。在磁控環(huán)形阻尼通道中磁流變液工作在流動模式。假設磁流變液在阻尼通道內線性變化，忽略其質量力，流動微分方程為：

(5)

對式(5)積分，并利用中心剪切應力，即：當z=h/2，τ=0，確定積分常數(shù)，可得剪切應力表達為:

(6)

區(qū)域分界坐標可表示為:

(7)

鑒于磁流變液在阻尼通道內的流動特征具有稱軸性，只需考慮通道0≤z≤h/2區(qū)域內磁流變液的流動情況。

圖4　阻尼通道磁流變液的流速分布Fig.4　Biplastic-Bingham fluid in flow between two planar surface

當活塞頭兩端壓力差Δpa>2τ2lh-1時，在磁控阻尼通道內，磁流變液流動時存在著屈服前區(qū)、前屈服區(qū)，后屈服區(qū)三種流動狀態(tài)。

在后屈服區(qū)域(0≤z≤z2)中，將本構關系τ=τ0+μ·du/dz代入式(5)，并利用不滑動邊界條件，得流動速度表達式:

(8)

在前屈服區(qū)域(z2≤z≤z1)中，將本構關系有τ=τ1+μr·du/dz代入式(5)，并利用區(qū)域間流動速度連續(xù)邊界條件，得流動速度表達式：

(9)

在屈服前區(qū)域(z1≤z≤h/2)中，磁流變液剛性流動，并利用區(qū)域間流動速度連續(xù)邊界條件，流動速度表達式為：

(10)

考慮到px=Δpa/l，由式(8)、式(9)和式(10)積分并求和可得流量表達式：

(11)

式中:w=2πr。

當2τ1lh-1<Δpa<2τ2lh-1時，在磁控阻尼通道內，磁流變液存在著屈服前區(qū)、前屈服區(qū)兩種流動狀態(tài)。

在前屈服區(qū)域(0≤z≤z1)中，利用相同方法可得流動速度表達式:

(12)

在屈服前區(qū)域(z1≤z≤h/2)中可得流動速度表達式:

(13)

對以上兩式積分并求和可得流量表達式：

(14)

當Δpa<2τ1lh-1時，磁流變液將不在阻尼通道內流動，即

Qa=0

(15)

4.1.2微型旁通孔流場分析

微型旁通孔的作用是在活塞頭低速運動，磁流變液不能通過磁控環(huán)形阻尼通道流動(或者流動緩慢)時，磁流變液通過微型旁通孔流動，讓活塞換向時阻尼力圓滑過渡。微型通孔在活塞頭內部，不受磁場控制(見圖5)，因此磁流變液在旁通孔的流動為牛頓流體，根據(jù)流體力學Hagen-Poiseuille定理

(16)

式中：Δpb活塞兩端壓力差;D0小孔直徑;L小孔長度;μ0磁流變液黏度;μ0=0.448 1 Pa·s。

圖5　活塞頭結構示意圖Fig.5　The piston head schematic layout

4.1.3活塞頭與工作缸間隙流場特征

環(huán)形孔在外筒和活塞套筒之間，經過ANSYS仿真分析可知在環(huán)形通道內沒有磁場(見圖5)，即在環(huán)形通道內磁流變液不受磁場控制，是牛頓流體。可將環(huán)形通道分為三段，①、③段為圓錐縫隙流動，②段為圓柱環(huán)形縫隙流動，三段串聯(lián)，各段的流量相同，總能量損失為各段損失之和：

Δpc=Δp1+Δp2+Δp3

(17)

圓錐縫隙流動：

i=1,3

(18)

圓柱環(huán)形縫隙流動：

(19)

即可得:

Δpc=Δp1+Δp2+Δp3=

(20)

4.1.4活塞頭處阻尼力值的計算

阻尼通道、旁通孔與環(huán)形孔是并聯(lián)的，因此有：

(21)

當活塞頭的運動速度為vp時，流經活塞頭的總流量為:

Q=(Ap-Ar)vp

(22)

由此可解得活塞頭兩端的液壓差Δp與vp的關系，進而得到活塞頭處產生的阻尼力Fp與vp的關系。

4.2浮動活塞體積補償

設計的單筒磁流變減振器采用浮動活塞式氣體補償，浮動活塞與外筒間充入氮氣，假設氣密室處于隔熱狀態(tài)，則浮動活塞在進行體積補償時氮氣產生的壓強為：

(23)

式中：P0和V0分別為活塞處于初始位置時的初始壓強和初始體積;Ar為活塞桿橫截面積;xp為活塞桿的位移，并以壓縮的方向為正方向；絕熱常數(shù)n=1.4。浮動活塞補償產生的力

Fg=PgAp

(24)

4.3減振器的總阻尼力

在浮動活塞和外筒間，活塞桿與導向器間存在著摩擦力，假設其合摩擦力為常數(shù)fc，其方向隨著活塞頭運動方向的改變而改變。減振器總阻尼力由活塞頭處產生的阻尼力Fp、浮動活塞體積補償產生的阻尼力Fg和減振器各部件之間的合摩擦力fc構成。若以壓縮的方向為正方向，則減振器的總阻尼力值為：

F=Fp+fc+Fgsgn(vp)

(25)

5　減振器測試與數(shù)據(jù)處理

按照某轎車懸架技術要求，設計制作了轎車磁流變液減振器(見圖6(a))。按照軌道標準汽車筒式減振器的技術要求和試驗方法，利用WDTS型油壓減振器實驗臺對單筒充氣磁流變液減振器進行了阻尼特性實驗。測試裝置(見圖6(b))。

圖6　減振器及其測試圖Fig.6　The MR shock absorber and the test of MR damper

采用振幅為±25 mm的正弦振動激勵帶動活塞頭運動對磁流變減振器進行阻尼特性進行測試，勵磁電流從0～3 A間隔0.3 A變化，測量的振動峰值速度分別為0.1 m/s、0.3 m/s和0.6 m/s。在0 A、1.5 A、2.4 A勵磁電流下的示功特性測試曲線(見圖7)。

圖7　勵磁電流0 A，1.5 A，2.4 A下的示功特性測試曲線Fig.7　Testing force-displacement curve when

由測試結果可知，在所有不同勵磁電流和不同峰值速度的正弦激勵下的示功曲線都圓潤飽滿，未出現(xiàn)示功圖畸變現(xiàn)象，說明在不同速度下的浮動活塞氣體補償充分，磁流變液在磁控阻尼通道中流動未出現(xiàn)空程現(xiàn)象。

若不采用旁通小孔，在示功圖兩端活塞頭處于換向狀態(tài)時阻尼力會出現(xiàn)突變，即示功圖出現(xiàn)矩形特性，這對汽車的舒適性有不利影響，減振器設計時常采用常通孔解決個問題。由于導向間隙具有導向作用，因此其間隙較小，通過間隙的流量有限，不能滿足使阻尼力圓滑過渡的要求，因此采用旁通小孔解決阻尼力圓滑過渡問題。測試結果說明，磁流變減振器的阻尼力在活塞運行到兩端時，阻尼力實現(xiàn)圓滑過渡，說明小孔結構與尺寸合理。

減振器壓縮最大阻尼力與復原最大阻尼力，在不同峰值速度激勵下，隨電流的變化關系(見圖8)。由圖8可知，隨電流增大，最大阻尼力也不斷增大，并且大致符合理論推導。隨著測試的峰值速度增加，減振器阻尼力相應增加，這也與理論規(guī)律相符。圖8中當峰值速度為0.6 m/s時的測試值存在突變，這主要是因為在0.6 m/s時阻尼力較大，導致工裝夾具出現(xiàn)松動，且每次松動程度不一。其出現(xiàn)的誤差主要來自于充氣誤差，這影響磁流變減振器的體積補償，是測試結果與理論結果產生偏差；在測試過程中由于電源電流不穩(wěn)定、工裝夾具在測試過程中松動等問題產生的測試誤差；模型參數(shù)的擬合誤差;對磁流變性能的測試誤差及磁路有限元仿真誤差等，影響了理論計算的精確程度。

圖8　壓縮最大阻尼力與復原最大阻尼力隨電流的變化關系圖Fig.8　The maximum of compression force and rebound force versus current

6　結　論

研究了單筒浮動活塞補償型汽車磁流變液減振器結構和工作原理，利用有限元方法分析磁流變減振器的磁路結構，并研究其阻尼力的計算方法。設計制作轎車磁流變液減振器，測試了磁流變液減振器的示功特性，得出如下結論：

(1) 理論計算阻尼力與實驗測試阻尼力的變化趨勢相符，其誤差主要是減振器的測試誤差，說明阻尼力計算方法合理。

(2) 減振器示功圖圓潤飽滿，說明通過浮動活塞補償充分，有效解決了磁流變液減振器體積補償問題。

(3) 制作的磁流變液減振器樣機的示功特性測試圖的兩端沒有出現(xiàn)阻尼力突變，說明并聯(lián)旁通小孔可以有效解決示功圖非圓滑過渡問題。

磁流變液減振器樣品在工程化之前，還有大量的工作需要實施，例如對磁流變液減振器的結構進行進一步優(yōu)化，減振器樣品進行耐久性測試，溫衰特性測試，并根據(jù)測試結果進行改進，以達到產品化的目的。

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Magneto-rheological fluid shock absorber used in cars and equiped with annular channel and paralleled micro-bypass

ZHENG Shuaifeng1, LIAO Changrong1, SUN Lingyi1, WU Duhua1, ZHANG Honghui1, DONG Jigang2

(1. The Center for Intelligent Structures Under Key Laboratory for Optoelectronic Technology and Systems, Chongqing University, Chongqing 400044, China;2. Longchang Shock Absorber Company under the China South Industries Group Corporation, Longchang 642150, China)

A novel magneto-rheological fluid (MRF) shock absorber equiped with annular channel with cascade coils, paralleled micro-bypass, and floating piston for gas volume compensation was proposed to improve the inadequate compensation of MRF shock absorber, and the non-smooth transition of damping force when the piston changes its direction. The parameters of the Biplastic-Bingham constitutive model were identified by the test of MRF. The quasi-steady differential equations of MRF flow in the annular damping channel were established to obtain the relation between the flow getting through the piston and the pressure difference between the two chambers. The calculation method of MRF damping force was studied, which comes from the coaction of throttling effect of bypass and guide slot the volume compensation with floating piston and the friction between parts of the shock absorber. A MRF shock absorber was designed and fabricated, according to the suspension technology requirements of a kind of selected domestic automobile and its dynamometer characteristic was tested. The results indicate that the dynamometer curve of the shock absorber is smooth and full, and the theoretical damping force of the shock absorber under various excitation currents are in accord with the test data.

magneto-rheological fluid; shock absorber; damping force; volume compensation

重慶市基礎與前沿計劃研究項目(CSTC2013JJB60001)；中央高?；究蒲袠I(yè)務費項目(106112015CDJZR125517)；國家自然科學基金項目(51575065)

2015-04-25修改稿收到日期：2015-09-19

鄭帥峰 男，碩士，1989年生

廖昌榮 男，博士后，教授，1965年生

E-mail：crliao@cqu.edu.cn

TF125.8

A DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.14.019