侯鎖軍，趙向陽(yáng)

基于流固耦合的磁流變減振器特性分析

侯鎖軍，趙向陽(yáng)

（河南工學(xué)院 車輛與交通工程學(xué)院，河南 新鄉(xiāng) 453003）

針對(duì)磁流變減振器示功特性出現(xiàn)畸形的問(wèn)題，首先采用Hypermesh軟件建立磁流變減振器的液體模型和固體模型，將模型導(dǎo)入ADIAN液固耦合軟件并建立流固耦合模型，并通過(guò)減振器臺(tái)架示功特性試驗(yàn)驗(yàn)證了流固耦合模型的正確性；采用該流固耦合模型分析了不同速度、不同磁場(chǎng)及不同氮?dú)鈮毫ο碌膬?nèi)部速度分布和壓力分布，通過(guò)對(duì)不同氮?dú)馐覊毫Φ臏p振器內(nèi)部壓力場(chǎng)仿真，合理選擇了磁流變減振器內(nèi)的氮?dú)鈮毫Γ苊饬藴p振器示功特性出現(xiàn)畸形。這一磁流變減振器特性分析方法為避免磁流變減振器示功特性出現(xiàn)畸形提供了理論依據(jù)。

流固耦合；磁流變減振器；臺(tái)架試驗(yàn)；內(nèi)特性

磁流變減振器的內(nèi)特性是指其內(nèi)部壓力及流速特性等，外特性指減振器的示功特性以及速度特性。磁流變減振器的性能設(shè)計(jì)需要工程師對(duì)減振器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行反復(fù)調(diào)整才能獲得合理的減振器外特性曲線，因?yàn)橥馓匦曰兊臏p振器必然會(huì)影響其與懸架匹配的工作質(zhì)量，因此合理選擇減振器結(jié)構(gòu)參數(shù)來(lái)避免減振器外特性畸變是減振器設(shè)計(jì)的重要內(nèi)容[1]。有學(xué)者對(duì)普通減振器外特性的各種畸變及原因做了分析[2]，這對(duì)磁流變減振器的設(shè)計(jì)有一定的參考意義。

磁流變減振器是一種新型的阻尼可調(diào)減振器，利用磁流變液的粘度可控特性，能實(shí)現(xiàn)減振器阻尼力連續(xù)可調(diào)，以滿足汽車行駛時(shí)不同工況下的減振要求[3-6]。磁流變減振器相對(duì)于普通減振器，其內(nèi)外腔灌裝磁流變液體粘度大，根據(jù)臺(tái)架試驗(yàn)可知，如果其氮?dú)馐覊毫x擇不合理，就會(huì)出現(xiàn)減振器外特性畸形現(xiàn)象，影響其與懸架的匹配質(zhì)量。

本文擬通過(guò)流固耦合有限元理論建立磁流變減振器的流固耦合模型，研究磁流變減振器的內(nèi)部流場(chǎng)及壓力分布，為合理選擇減振器的氮?dú)鈮毫?，充分調(diào)試磁流變減振器的特性曲線提供理論參考。

1 流固耦合有限元理論

自動(dòng)動(dòng)態(tài)增量非線性分析（Automatic Dynamic Incremental Nonlinear Analysis，ADINA）軟件[7]是美國(guó)ADINA R&D公司開(kāi)發(fā)的有限元通用分析仿真軟件，目前在各個(gè)工業(yè)領(lǐng)域應(yīng)用非常廣泛。ADINA軟件可解決多種物理場(chǎng)耦合的問(wèn)題，如流固耦合、熱力耦合、流固熱耦合、聲流體和結(jié)構(gòu)耦合等。ADINA提供的gap邊界條件、參數(shù)化動(dòng)網(wǎng)格、自適應(yīng)動(dòng)網(wǎng)格、網(wǎng)格重畫(huà)分、強(qiáng)耦合等技術(shù)為減振器的流固耦合仿真提供了可靠的技術(shù)保障。同時(shí)，ADINA還具有穩(wěn)定的非線性問(wèn)題求解專利技術(shù)。

減振器的工作頻率一般低于50Hz，其內(nèi)部油液與結(jié)構(gòu)之間的耦合屬于低頻動(dòng)態(tài)邊界條件耦合問(wèn)題，流固耦合邊界上的基本運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)條件是：

上式對(duì)應(yīng)的條件為非滑移邊界，對(duì)應(yīng)滑移邊界，上式變?yōu)椋?/p>

液固耦合計(jì)算過(guò)程中，液體作用于耦合邊界的力為：

一般來(lái)說(shuō)，在流固耦合分析中，為了得到更好的網(wǎng)格質(zhì)量和模擬精度，常常使用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)（ALE），對(duì)于不可壓縮流體，其N-S方程為：

上式為其連續(xù)性方程，其動(dòng)量方程為

如圖1所示，在流固耦合有限元分析中，液體單元和固體單元在流固耦合邊界相互作用，該作用導(dǎo)致流固耦合面是可變的，因此網(wǎng)格必須具有變形能力，否則網(wǎng)格易出現(xiàn)扭曲現(xiàn)象而導(dǎo)致計(jì)算終止，通?？梢岳脛?dòng)網(wǎng)格技術(shù)解決這一問(wèn)題。

圖1 流固耦合模型簡(jiǎn)圖

在利用有限元軟件處理流固耦合問(wèn)題時(shí)，分別構(gòu)建液體和固體模型，其耦合關(guān)系通過(guò)定義耦合邊界條件實(shí)現(xiàn)，在軟件中分別定義固體模型和液體模型不同的材料、邊界條件、流固耦合面、載荷及時(shí)間步長(zhǎng)等。任何可能與流體發(fā)生相互作用的邊界都需要定義為FSI邊界，有些邊界在計(jì)算開(kāi)始時(shí)可能沒(méi)有與液體接觸，但在一段時(shí)間以后會(huì)和液體接觸，這些在流固耦合計(jì)算過(guò)程中所有可能與液體接觸的面都要設(shè)置為流固耦合面。

2 磁流變減振器流固耦合模型建立

2.1 磁流變減振器結(jié)構(gòu)模型

在建立流固耦合有限元模型之前，首先建立磁流變減振器的三維CATIA模型，如圖2所示。該模型在原有CAD模型的基礎(chǔ)上做了一些簡(jiǎn)化，將減振器外筒和上下端蓋合成一體，去掉了螺栓孔、密封圈以及緊定螺釘?shù)取?/p>

圖2 磁流變減振器三維模型

2.2 磁流變減振器流固耦合模型建立

磁流變減振器流固耦合仿真過(guò)程中殼體的變形對(duì)減振器的運(yùn)動(dòng)特性可以忽略不計(jì)，只考慮內(nèi)筒活塞和氮?dú)馐一钊倪\(yùn)動(dòng)特性對(duì)減振器特性的影響。磁流變減振器氮?dú)馐覂?nèi)氣體對(duì)氮?dú)馐一钊膲毫烧J(rèn)為是線性的，在0～10MPa壓力范圍和0～200℃溫度范圍內(nèi)，氮?dú)饪烧J(rèn)為是理想氣體，氮?dú)庠诖帕髯儨p振器中的工作過(guò)程可認(rèn)為是絕熱過(guò)程，因此在流固耦合模型中，氮?dú)饪捎脧椈蓡卧?。根?jù)公式（6）可計(jì)算出氮?dú)馐一钊幱谥虚g行程壓力為1MPa時(shí)的氮?dú)鈴椈商匦?，如圖3所示。氮?dú)馐业膲毫?i>P可表示為：

式中，Pn表示氮?dú)馐一钊幱谥虚g行程時(shí)的壓力（Pa），Vn表示氮?dú)馐一钊幱谥虚g行程時(shí)的氮?dú)馐殷w積（m3），VN表示活塞處于任意位置時(shí)的氮?dú)馐殷w積（m3），xp表示氮?dú)馐一钊灰疲╩）。

將磁流變減振器建立的三維CATIA模型以IGS的格式導(dǎo)入有限元前處理軟件Hypermesh中，在Hypermesh軟件中分別建立固體網(wǎng)格模型和液體網(wǎng)格模型。

固體模型僅僅需要活塞桿、活塞及氮?dú)饣钊哪Ｐ?，如圖4所示；液體模型是基于磁流變減振器的三維CATIA固體模型而建立，在Hypermesh軟件中畫(huà)出固體模型所包圍的液體部分，如圖5所示，其中上通道液體模型和下通道液體模型為受磁場(chǎng)控制的部分。固體和液體模型共102 475個(gè)六面體網(wǎng)格，劃分網(wǎng)格后給每個(gè)零件組賦予材料屬性，然后存儲(chǔ)成nas格式導(dǎo)入流固耦合ADINA軟件中，在ADINA軟件中通過(guò)Node Set定義壁面、流固耦合面、約束和載荷[8]。

圖4 固體網(wǎng)格模型

圖5 液體網(wǎng)格模型

在固體模型中，活塞桿及活塞材料都為鋼，密度為7.8×10-9t/mm3，泊松比為0.29，彈性模量為2.07×105N/mm2；定義載荷時(shí)間函數(shù)，激勵(lì)幅值設(shè)定為25mm，時(shí)間函數(shù)按照激勵(lì)頻率設(shè)定，如圖6所示。約束活塞桿及氮?dú)饣钊倪\(yùn)動(dòng)方向，此模型設(shè)定只能在方向運(yùn)動(dòng)。設(shè)定活塞上端面、活塞下端面和氮?dú)馐一钊露嗣鏋轳詈厦?，分別設(shè)定為Interface1、Interface2和Interface3，這三個(gè)流固耦合面和液體模型中設(shè)定的耦合面要一一對(duì)應(yīng)。定義彈簧單元并設(shè)定彈簧剛度，如圖7所示。

在液體模型中依次定義磁流變液材料參數(shù)、流固耦合面、壁面及位移約束面等，如圖8所示。磁流變液動(dòng)力粘度為2.9×10-7MPa.s，密度為2.8×10-9t/mm3。在ADINA流固耦合計(jì)算過(guò)程中載荷在固體模型中設(shè)置，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)取決于液體模型中的時(shí)間步長(zhǎng)，因此時(shí)間步長(zhǎng)在液體模型中設(shè)置。

圖6 活塞桿上端面位移載荷

圖7 流固耦合面及氮?dú)鈴椈?/p>

圖8 液體模型Wall和FSI邊界條件

3 磁流變減振器流固耦合模型驗(yàn)證

流固耦合模型的幾點(diǎn)假設(shè)：從磁流變液的試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，溫度對(duì)磁流變液的粘度和剪切應(yīng)力的影響可以忽略不計(jì)，因此模型中不考慮溫度對(duì)減振器的影響，為了避免橡膠襯套的彈性影響示功曲線的形狀，在流固耦合模型中去掉了減振器兩端吊耳內(nèi)的橡膠襯套，工作間隙定為1.5mm，上下端阻尼通道單側(cè)長(zhǎng)度均為30mm，激勵(lì)振幅選擇為25mm，激勵(lì)頻率選擇0.33Hz、0.83Hz、1.66Hz、2.48Hz和3.33Hz，對(duì)應(yīng)的減振器最大速度分別為0.052m/s、0.13m/s、0.26m/s、0.39m/s和0.52m/s。

圖9所示為激勵(lì)頻率1.66Hz不同電流下的示功特性曲線，圖10所示為不同激勵(lì)頻率不同電流下的速度特性曲線，可以看出，理論值與試驗(yàn)值大小、趨勢(shì)一致。由于臺(tái)架自身存在不穩(wěn)定性、臺(tái)架傳感器測(cè)試精度存在誤差以及磁流變減振器制造和安裝工藝的誤差，使得數(shù)據(jù)存在一定波動(dòng)，因此仿真與試驗(yàn)存在一定的誤差，不同工況下的仿真值和試驗(yàn)值阻尼力最大差值小于125N，最大誤差為4.5%。

圖9 磁流變減振器示功特性仿真和試驗(yàn)結(jié)果

圖10 磁流變減振器速度特性仿真和試驗(yàn)結(jié)果

4 磁流變減振器內(nèi)特性分析

4.1 不同速度下流場(chǎng)及壓力場(chǎng)分布

對(duì)比磁流變減振器工作頻率分別為0.33Hz、1.66Hz和3.33Hz下減振器內(nèi)部液體流動(dòng)速度分布及壓力分布，其他設(shè)定條件為氮?dú)鈮毫?MPa，阻尼通道上下端粘度設(shè)定為100Pa.s，相當(dāng)于1A的電流，其他部分粘度設(shè)置為0.29Pa.s，圖11～16所示為活塞處于拉伸行程中間位置時(shí)三種頻率下的速度分布圖。

圖11 0.33Hz速度三維分布

圖12 0.33Hz速度截面分布

圖13 1.66Hz速度三維分布

圖14 1.66Hz速度截面分布

圖15 3.33Hz速度三維分布

圖16 3.33Hz速度截面分布

由圖11～16可以看出，活塞帶動(dòng)其上方磁流變液流入頂端環(huán)形通道，在環(huán)形通道入口處，通道面積減小，形成擠流，流速增加，不同活塞速度下，頂端環(huán)形通道的流動(dòng)速度不同，活塞運(yùn)動(dòng)頻率越大，環(huán)形通道液體流動(dòng)速度越大。仿真結(jié)果也符合這一規(guī)律。

圖17為0.33Hz、1.66Hz和3.33Hz三種頻率下減振器不同部分的粘度值。圖18～20所示為0.33Hz、1.66Hz和3.33Hz三種頻率下活塞處于拉伸中間行程的壓力分布圖?？梢钥闯龌钊隙说江h(huán)形通道之間的液體壓力均勻分布，大小變化不明顯；而在上下端環(huán)形阻尼通道處，由于流通面積減小，其液體流動(dòng)速度增大，液體壓力迅速減小，并且在環(huán)形通道處液體壓力呈梯度減小。隨著激勵(lì)頻率的增加，液體流經(jīng)環(huán)形通道后壓力下降幅值逐漸增大，三種頻率下，上端通道壓力降分別為0.234MPa、0.400MPa和0.800MPa；下端通道壓力降分別為0.233MPa、0.400MPa和0.760MPa，頻率越大阻尼通道壓差越大，活塞桿拉伸的阻力就越大。

圖17 粘度分布

圖18 0.33Hz壓力分布

圖19 1.66Hz壓力分布

圖20 3.33Hz壓力分布

4.2 不同磁場(chǎng)下流場(chǎng)及壓力場(chǎng)分布

對(duì)比磁流變減振器上下端線圈施加磁場(chǎng)（上下端阻尼通道液體粘度設(shè)定為100Pa.s，相當(dāng)于1A電流，其余部分為0.29Pa.s）和不施加磁場(chǎng)下（液體粘度全部設(shè)定為0.29Pa.s）的內(nèi)部液體流場(chǎng)及壓力分布，其他設(shè)定條件為減振器激勵(lì)頻率為3.33Hz，氮?dú)鈮毫?MPa。有圖21和22所示，零磁場(chǎng)下和施加磁場(chǎng)下速度分布一致；由圖23～26可以看出，零磁場(chǎng)與施加磁場(chǎng)兩種情況下磁流變液流過(guò)上端阻尼通道后壓力降分別為0.24MPa和0.750MPa，零磁場(chǎng)與施加磁場(chǎng)兩種情況下磁流變液流過(guò)下端通道后壓力降分別為0.23MPa和0.748MPa。施加磁場(chǎng)后液體流經(jīng)環(huán)形通道后壓力下降值明顯增大，因此通過(guò)磁場(chǎng)控制磁流變液黏度可以實(shí)現(xiàn)對(duì)磁流變減振器阻尼力的控制。

圖21 不加磁場(chǎng)流場(chǎng)分布

圖22 施加磁場(chǎng)流場(chǎng)分布

圖23 不加磁場(chǎng)上端通道壓力截面分布

圖24 不加磁場(chǎng)下端通道壓力截面分布

圖25 施加磁場(chǎng)上端通道壓力截面分布

圖26 施加磁場(chǎng)下端通道壓力截面分布

4.3 不同氮?dú)鈮毫ψ饔孟麓帕髯儨p振器壓力場(chǎng)及流速分布

對(duì)比激振頻率為1.66Hz，上下端阻尼通道粘度為100Pa.s，相當(dāng)于磁場(chǎng)線圈施加1A電流，其他部分液體粘度為0.29Pa.s，氮?dú)鈮毫Ψ謩e為0、0.5和1MPa時(shí)，磁流變減振器的流速及壓力分布如圖27和28所示。從圖27速度分布圖看，活塞處于拉伸行程中間位置時(shí)，活塞上方液體在上端阻尼通道入口處形成擠流，由上端阻尼通道處流向內(nèi)外缸筒之間，然后液體由下端阻尼通道流入活塞下端空腔，并在下端阻尼通道出口處形成旋流。從速度分布圖可以看出，其速度分布合理，并且不同氮?dú)鈮毫ο滤俣确植夹螒B(tài)相似。

圖27 速度分布

由壓力分布圖28可以看出，在氮?dú)鈮毫?時(shí)，活塞下方的壓力為負(fù)值；氮?dú)鈮毫?.5MPa時(shí)，下方壓力為0.0667MPa；氮?dú)鈮毫υ黾拥?MPa時(shí)，下方壓力增加到大約0.6MPa。結(jié)果表明，沒(méi)有氮?dú)鈮毫虻獨(dú)鈮毫^低時(shí)減振器的示功圖都會(huì)出現(xiàn)畸形，該仿真結(jié)果為選擇合理的氮?dú)鈮毫μ峁┝死碚撘罁?jù)。

圖28 壓力分布

圖29為磁流變減振器在不同氮?dú)鈮毫ο碌脑囼?yàn)示功曲線，可以看出在氮?dú)鈮毫?時(shí)，示功曲線出現(xiàn)畸形，曲線左上端和右下端出現(xiàn)凹陷現(xiàn)象，其原因是在拉伸行程中磁流變液體不能迅速流回活塞下腔，在壓縮行程中磁流變液體不能迅速流回活塞上腔，導(dǎo)致在拉伸和壓縮行程初期，出現(xiàn)空行程狀態(tài)，從而使示功曲線出現(xiàn)畸形現(xiàn)象；當(dāng)?shù)獨(dú)鈮毫?.5MPa時(shí)，凹陷減??；當(dāng)?shù)獨(dú)鈮毫μ岣叩?MPa時(shí)，凹陷現(xiàn)象逐漸消失。此試驗(yàn)結(jié)果也驗(yàn)證了流固耦合有限元仿真結(jié)果。根據(jù)不同工況下反復(fù)試驗(yàn)的結(jié)果，最終確定磁流變減振器的氮?dú)鈮毫?MPa。

圖29 不同氮?dú)鈮毫Υ帕髯儨p振器示功特性曲線

5 結(jié)論

（1）本文通過(guò)流固耦合有限元分析軟件ADINA建立了磁流變減振器的流固耦合模型，仿真分析了不同速度、不同磁場(chǎng)、不同氮?dú)鈮毫ο碌臏p振器速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)分布，仿真結(jié)果符合減振器實(shí)際內(nèi)部液體運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

（2）通過(guò)對(duì)不同氮?dú)馐覊毫ψ饔孟碌臏p振器內(nèi)部壓力場(chǎng)仿真分析，合理選擇了磁流變減振器內(nèi)的氮?dú)鈮毫?，避免了減振器示功特性出現(xiàn)畸形現(xiàn)象，為磁流變減振器氮?dú)鈮毫Φ倪x擇提供了理論依據(jù)。

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Characteristics Analysis of Magneto-rheological Damper Based on Fluid-solid Coupling

HOU Suo-jun, ZHAO Xiang-yang

(School of Vehicle and Traffic Engineering, Henan Institute of Technology, Xinxiang 453003, China)

In order to solve the problem of abnormal force-displacement characteristics of magneto-rheological(MR) damper, firstly, the fluid model and solid model of MR damper were established by Hyper mesh software, the model was imported into ADINA fluid-solid coupling software to establish the fluid-solid coupling model, and the correctness of the fluid-solid coupling model was verified by the bench test of the force-displacement characteristics of the damper. The fluid-solid coupling model was used to analyze the internal velocity distribution and pressure distribution under different velocity, magnetic field and nitrogen pressure. Through the simulation of the internal pressure field of the MR damper with different nitrogen chamber pressure, the nitrogen pressure in the MR damper was reasonably selected to avoid the deformity of the force-displacement characteristics of the MR damper. The characteristic analysis method of MR damper studied in this paper provides a theoretical basis for avoiding the deformity of the force-displacement characteristic of MR damper.

fluid-solid coupling; MR damper; bench test; internal characteristics

U461.4

A

2096–7772(2020)01–0039–07

2019-12-27

河南省科技攻關(guān)項(xiàng)目（182102210034）；河南省高等學(xué)校青年骨干教師培養(yǎng)計(jì)劃項(xiàng)目（2016GGJS-196，2018GCJS172）

侯鎖軍（1979―），男，河南輝縣人，副教授，博士，主要從事汽車系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)及懸架控制研究。

（責(zé)任編輯呂春紅）