董小閔， 鄧 雄， 王 陶， 李 鑫， 晏茂森

(重慶大學(xué) 機(jī)械傳動(dòng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400044)

直升機(jī)擁有可垂直起降、長時(shí)間空中懸停、超近距離低空飛行以及對(duì)復(fù)雜環(huán)境的高適應(yīng)性等優(yōu)點(diǎn)，在軍事領(lǐng)域和民用領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。然而直升機(jī)飛行中，旋翼旋轉(zhuǎn)、發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)等產(chǎn)生的振動(dòng)傳至乘員座椅，影響乘坐舒適性，長期行為對(duì)乘員的脊柱和骨盆健康造成不可逆的損傷[1]。同時(shí)，直升機(jī)抗墜毀功能是乘員的最后一道安全保障，現(xiàn)有直升機(jī)座椅吸能裝置大多采用傳統(tǒng)被動(dòng)吸能式[2-4]，當(dāng)外界環(huán)境(如乘員體重，初始?jí)嬄渌俣?發(fā)生變化時(shí)，吸能器的吸能效果不充分，最終無法最大限度保護(hù)乘員。

磁流變阻尼器(magnetorheological damper，MRD)作為一種新型智能結(jié)構(gòu)，能夠通過改變電流調(diào)節(jié)其輸出載荷大小，且響應(yīng)快、耗能少、阻尼連續(xù)可調(diào)，目前已有學(xué)者將其應(yīng)用于隔振領(lǐng)域(如汽車懸架[5-6]、座椅懸架[7]等)和緩沖領(lǐng)域(如汽車碰撞[8-10]、飛機(jī)起落架[11-13]等)。將磁流變(magnetorheological，MR)技術(shù)應(yīng)用于直升機(jī)座椅系統(tǒng)的隔振和緩沖引起了研究者的廣泛關(guān)注。

目前直升機(jī)座椅系統(tǒng)的設(shè)計(jì)主要是為了滿足抗墜毀要求。為將磁流變技術(shù)用于直升機(jī)抗墜毀座椅系統(tǒng)， Singh等[14]設(shè)計(jì)了一種線性行程自適應(yīng)磁流變吸能器，對(duì)其高速?zèng)_擊工況下的動(dòng)態(tài)范圍進(jìn)行了優(yōu)化，以磁流變吸能器的緩沖行程、屈服力和沖程載荷為約束條件[15]，對(duì)磁流變吸能器進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，使乘員在受到初始沖擊速度時(shí)生物動(dòng)力載荷最小。Hiemenz等[16]提出了一種限載控制算法，通過磁流變吸能器可用于乘員座椅懸架自動(dòng)適應(yīng)質(zhì)量變化的乘員。Wereley等[17]探討了自適應(yīng)磁流變吸能器的無量綱分析，以有效載荷質(zhì)量在磁流變吸能器的可用行程結(jié)束時(shí)停止為控制目標(biāo)，使沖擊載荷傳遞給有效載荷最小化。Wang等[18]在此基礎(chǔ)上提出了MDDE(minimum duration deceleration exposure)的優(yōu)化控制方法，并應(yīng)用于直升機(jī)座椅懸架系統(tǒng)，以適應(yīng)沖擊速度和乘員質(zhì)量的變化。Murugan等[19]運(yùn)用多體動(dòng)力學(xué)理論建立了座椅-人的集總參數(shù)物理模型，并借助協(xié)同仿真提出了一種與多體動(dòng)力學(xué)模型相結(jié)合的控制算法，同時(shí)討論了人體脆弱區(qū)域的損傷標(biāo)準(zhǔn)和生物力學(xué)效應(yīng)的耐受性水平，旨在開發(fā)出用于乘員保護(hù)的自適應(yīng)半主動(dòng)磁流變座椅懸架性能研究的工具。Singh等[20]考慮人體柔性和磁流變吸能器的非線性建立集總參數(shù)模型，同時(shí)研究了3種控制技術(shù)(恒行程負(fù)載控制、末端軌跡控制和最優(yōu)控制)的適用性。

雖然墜毀安全是直升機(jī)座椅系統(tǒng)的一個(gè)關(guān)鍵研究點(diǎn)，但是振動(dòng)引起的乘員疲勞、慢性健康問題以及任務(wù)執(zhí)行效率也是亟待解決的問題。Hiemenz等[21]研究了一種基于MRD的直升機(jī)座椅隔振系統(tǒng)，該MRD與現(xiàn)有的固定負(fù)載吸能器串聯(lián)使用，在不影響座椅抗墜毀性能前提下提高座椅的隔振性能，測試結(jié)果表明，乘員所受垂向振動(dòng)降低了77%，相比原座椅振動(dòng)降低了61%～70%。王迪[22]對(duì)車輛懸置式座椅結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，以適用于直升機(jī)座椅的隔振，并采用線性二次型最優(yōu)控制算法，最終通過仿真和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該設(shè)計(jì)的合理性和有效性。

上述這些研究只單獨(dú)分析了基于磁流變技術(shù)的直升機(jī)座椅隔振或者抗墜毀功能，而同時(shí)考慮直升機(jī)座椅隔振和抗墜毀雙模式的研究相對(duì)較少，這是由于雙模式工況對(duì)MRD所提出的設(shè)計(jì)要求差別較大，無法同時(shí)滿足隔振和抗墜毀功能，目前還沒有智能結(jié)構(gòu)能同時(shí)滿足直升機(jī)座椅隔振和抗墜毀的需求。因此，提出一種能同時(shí)提高直升機(jī)座椅隔振和抗墜毀性能的雙模式變間隙MRD結(jié)構(gòu)。為驗(yàn)證所提結(jié)構(gòu)的有效性，理論推導(dǎo)變間隙MRD的力學(xué)模型，針對(duì)不同乘員質(zhì)量、不同沖擊速度進(jìn)行變間隙MRD拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化，以期提高直升機(jī)座椅抗墜毀單元對(duì)復(fù)雜沖擊環(huán)境的適應(yīng)性，在此基礎(chǔ)上對(duì)座椅隔振單元工作間隙進(jìn)行優(yōu)化以提高乘坐舒適性?；趦?yōu)化結(jié)果，完成雙模式變間隙MRD樣機(jī)的加工、裝配和測試，最終將仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。

1 雙模式變間隙磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

直升機(jī)座椅在抗墜毀工況下，MRD需在緩沖行程內(nèi)保持力值平衡，且提供大阻尼大行程，而隔振工況MRD則需提供小阻尼小行程。針對(duì)隔振和抗墜毀雙模式工況對(duì)阻尼器設(shè)計(jì)要求存在矛盾的問題，同時(shí)兼并隔振和抗墜毀功能，提出了一種雙模式變間隙MRD結(jié)構(gòu)，其有效工作區(qū)域的間隙厚度可變。變間隙結(jié)構(gòu)原理如圖1所示，在沖擊行程前端間隙厚度設(shè)計(jì)的較大，這是因?yàn)榛钊跛俣容^大，通道內(nèi)磁流變液流速較高，腔室壓力較大，此時(shí)設(shè)計(jì)較大間隙可降低磁流變液流速，緩解輸出載荷出現(xiàn)尖峰現(xiàn)象；在沖擊行程末端間隙厚度設(shè)計(jì)的較小，這是因?yàn)樾谐棠┒嘶钊俣纫呀?jīng)降低，此時(shí)用較小間隙不僅可以明顯增大黏滯阻尼力，而且在相同電流加載下，可提高工作區(qū)域磁通密度，從而顯著增加庫倫阻尼力。因此設(shè)計(jì)合理的工作間隙厚度，可使MRD輸出載荷在整個(gè)行程內(nèi)盡可能保持平穩(wěn)。

圖1 變間隙結(jié)構(gòu)原理圖

針對(duì)隔振工況，考慮到MRD工作行程較小，且內(nèi)部工作流道壓力較小，將隔振單元設(shè)計(jì)為傳統(tǒng)環(huán)形流道固定間隙的結(jié)構(gòu)。因此，同時(shí)兼并隔振和抗墜毀功能一體化的雙模式變間隙MRD結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),如圖2所示。

1.端蓋;2.密封塞座;3.浮動(dòng)活塞;4.變內(nèi)徑缸筒;5.活塞桿;6.線圈;7.活塞;8.底座。

2 變間隙磁流變阻尼器力學(xué)模型

MRD的阻尼力F可以表示為

F=Foff+(FMR+Ff)·sgn(vp)

(1)

式中:Foff為零場黏滯阻尼力；FMR為可控庫倫阻尼力；Ff為缸內(nèi)摩擦力，由準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)測得；vp為活塞相對(duì)速度。下面分別對(duì)MRD各分量輸出力進(jìn)行計(jì)算。

2.1 變間隙磁流變阻尼器零場黏滯阻尼力

由于MRD有效區(qū)域的間隙可變，這里采用近似解法求解MRD黏滯阻尼力。即對(duì)MRD進(jìn)行單元?jiǎng)澐趾?，分別求解各單元平均間隙下的黏滯阻尼力，最后利用累加法求MRD總輸出黏滯阻尼力。如圖3所示，從右到左，依次將有效區(qū)域分為4個(gè)單元，各單元間隙取平均值，即d2,d4,d6,d8；將線圈區(qū)域分為3個(gè)單元，各單元間隙取平均值，即dc3,dc5,dc7。

在計(jì)算黏滯阻尼力時(shí)，不僅要考慮活塞處的沿程損失，而且需考慮流體突然收縮、突然膨脹、流動(dòng)轉(zhuǎn)向等導(dǎo)致的局部壓降損失。由圖3可知，局部壓降具體包括區(qū)域2-3,4-5,6-7的局部擴(kuò)張損失的壓降，區(qū)域3-4,5-6,7-8的局部收縮損失的壓降，以及進(jìn)出口壓力損失1-2,8-9，其通用表達(dá)式[23]為

(2)

式中:i為圖3中產(chǎn)生壓降的位置，如i=1為區(qū)域1-2交界處，i=2為區(qū)域2-3交界處，依此類推；ΔPml_i為第i處壓降損失；ρ為磁流變液密度；vd_i為第i處間隙磁流變液的流速；Kml_i為第i處的局部損失系數(shù)，由MRD的具體結(jié)構(gòu)而定。

圖3 MRD單元?jiǎng)澐衷韴D

活塞線圈區(qū)域3,5,7的沿程壓力損耗壓降、有效區(qū)域2,4,6,8的沿程壓力損耗壓降計(jì)算公式分別為

(3)

(4)

式中:fc_ j為第j處達(dá)西摩擦因數(shù)；fη_i為第i處達(dá)西摩擦因數(shù)；Lc為MRD活塞各單元的線圈區(qū)域長度；La為MRD活塞各單元的有效區(qū)域長度；dc_ j為線圈區(qū)域中第j處間隙大??；di為有效區(qū)域中第i處間隙大小；vc_ j為第j處間隙的磁流變液平均流速；vd_i為第i處間隙的磁流變液平均流速。

區(qū)域2-3,4-5,6-7的局部擴(kuò)張損失的壓降為

(5)

區(qū)域3-4,5-6,7-8的局部收縮損失的壓降為

(6)

其中對(duì)于局部擴(kuò)張損失系數(shù)KSE和局部收縮損失系數(shù)KSC的計(jì)算公式為

(7)

(8)

式中,Ad_i和Ac_ j分別為變間隙MRD在第i處和第j處的環(huán)形通道面積。

進(jìn)口壓力損失壓降、出口壓力損失壓降分別為

(9)

式中，參數(shù)Kentry和Kexit的值根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式[24-25]一般取

Kentry=0.5,Kexit=1

達(dá)西摩擦因數(shù)f的數(shù)值與雷諾數(shù)Re有關(guān)，活塞各區(qū)域的雷諾數(shù)計(jì)算方法[26]如下

(10)

式中:Re_i和Re_j分別為有效區(qū)域i處和線圈區(qū)域j處的雷諾數(shù)；η為磁流變液黏度；Dh_i和Dc_ j分別為間隙i和j處間隙大小的兩倍，即Dh_i=2di，Dc_ j=2dc_ j。

通過計(jì)算雷諾數(shù)Re，可進(jìn)一步求得達(dá)西摩擦因數(shù)

當(dāng)Re≤2 000時(shí)

(11)

當(dāng)2 000≤Re≤4 000時(shí)

(12)

當(dāng)Re>4 000時(shí)

(13)

綜上所述，求得的MRD零場黏滯力Foff為

(14)

2.2 變間隙磁流變阻尼器庫倫阻尼力

考慮到磁流變液的剪切稀化以及流體壓降損失等非線性影響，采用Herschel-Bulkley模型對(duì)變間隙MRD的庫倫阻尼力進(jìn)行計(jì)算[27]?；钊行Чぷ鲄^(qū)域的4個(gè)單元其間隙厚度分別為d2,d4,d6,d8，利用疊加原理，先求解各單元的庫倫阻尼力，再累加求和得到總庫倫阻尼力。以有效區(qū)域的任一單元為例，基于Herschel-Bulkley模型的庫倫壓降具體計(jì)算步驟如下：

在變間隙磁流變阻尼器的環(huán)形流道中，磁流變液流速分布,如圖4所示。并建立直角坐標(biāo)系，圖4中:x為軸向坐標(biāo);y為徑向坐標(biāo);兩板之間間隙為d=di,i=2,4,6,8。

圖4 工作間隙處磁流變液的流速分布

根據(jù)Navier-Stokes方程[28]，流體的運(yùn)動(dòng)方程為

(15)

磁流變液Herschel-Bulkley本構(gòu)模型表達(dá)式為

(16)

在式(16)中:當(dāng)n<1時(shí)，磁流變液將發(fā)生剪切稀化現(xiàn)象；當(dāng)n>1時(shí)，磁流變液將發(fā)生剪切稠化現(xiàn)象；當(dāng)n=1時(shí)，Herschel-Bulkley模型退化為Bingham模型。將式(16)代入流動(dòng)控制方程式(15)，若忽略流體的慣性，只研究流體的準(zhǔn)靜態(tài)一維流動(dòng)，則可以求出環(huán)形流道工作間隙處的速度表達(dá)式[29]為

(17)

式中:L為磁流變液流動(dòng)的有效距離;C1,C2為積分常數(shù)，由平板間流體流動(dòng)的邊界條件決定。假設(shè)環(huán)形流道中的磁流變液剛性流動(dòng)塞流區(qū)的厚度為δ，則3個(gè)流動(dòng)區(qū)域的速度表達(dá)式可統(tǒng)一表示[30]為

(18)

磁流變液的體積流量可由3個(gè)區(qū)域的速度進(jìn)行積分得到

(19)

由連續(xù)性定理，磁流變液流進(jìn)阻尼通道的體積等于活塞運(yùn)動(dòng)所占用的體積，即體積流量Q為

Q=Apvp

(20)

聯(lián)立式(19)和式(20)，可求得庫倫壓降為

(21)

由磁流變液在環(huán)形流道截面一個(gè)微元體的受力平衡關(guān)系，見圖4，可得

(22)

由式(22)則可求出環(huán)形流道中的磁流變液剛性流動(dòng)塞流區(qū)的厚度δ為

(23)

將式(23)代入式(21)即可求得活塞有效區(qū)域任一單元的庫倫壓降ΔPMR_i，再將活塞每個(gè)單元的庫倫壓降求和即可求出總庫倫壓降ΔPMR。綜上所述，變間隙MRD的庫倫阻尼力FMR為

(24)

故MRD的總輸出阻尼力為

(25)

3 拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化

為最大程度地減小乘員所受沖擊加速度，針對(duì)不同乘員質(zhì)量、不同沖擊速度進(jìn)行變間隙MRD拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化[31]，以提高抗墜毀單元對(duì)不同沖擊環(huán)境的適應(yīng)性，在此基礎(chǔ)上對(duì)隔振單元工作間隙進(jìn)行優(yōu)化以提高乘坐舒適性。

3.1 優(yōu)化方法

針對(duì)抗墜毀工況，乘員質(zhì)量取3種典型質(zhì)量(第5百分位女性46.6 kg、第50百分位男性77.6 kg、第95百分位男性96.2 kg)；直升機(jī)下墜時(shí)，旋翼的自旋可以減小著陸速度，同時(shí)考慮到MRD的動(dòng)態(tài)范圍極限，故選擇5種初始沖擊速度(2.0 m/s，2.5 m/s，3.0 m/s，3.5 m/s，4.0 m/s)。變間隙MRD實(shí)際與理想輸出載荷-行程曲線，如圖5所示。Fa為理想輸出力峰值，F(xiàn)b為實(shí)際輸出力峰值，MRD抗墜毀指標(biāo)選擇緩沖器效率η，其定義為理想輸出力峰值與實(shí)際輸出力峰值之比[32]，即

圖5 變間隙MRD的理想輸出載荷-行程曲線

(26)

為使MRD輸出盡可能逼近理想恒力輸出，液壓流道壓力必須在整個(gè)沖擊過程中保持恒定。當(dāng)活塞速度降低時(shí)，流道的有效面積必須減小，以保持恒定的壓力。而變間隙結(jié)構(gòu)可改變缸筒內(nèi)徑，以實(shí)現(xiàn)活塞工作環(huán)形流道面積的變化。利用MATLAB和mode FRONTIER最優(yōu)化軟件，以緩沖器效率最高為優(yōu)化目標(biāo)，對(duì)不同的乘員質(zhì)量和沖擊速度進(jìn)行拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化，并通過控制輸入電流使變間隙MRD的抗墜毀單元能夠適應(yīng)不同的沖擊環(huán)境。

拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化流程,如圖6所示。其原理為：先假定一條工作間隙隨MRD緩沖行程的變化曲線(拋物線或冪函數(shù)曲線)，然后輸入乘員質(zhì)量和沖擊速度，根據(jù)MRD力學(xué)模型，可計(jì)算輸出載荷-行程曲線，進(jìn)而求得阻尼器在該工況下的緩沖效率。若求得的緩沖效率未達(dá)到預(yù)設(shè)目標(biāo)，則修改工作間隙曲線幾何參數(shù)和輸入電流。重復(fù)上述步驟，直至緩沖效率達(dá)到預(yù)設(shè)目標(biāo)。接著輸入下一組乘員質(zhì)量和沖擊速度，求解步驟同上。經(jīng)過遺傳算法反復(fù)迭代優(yōu)化，最終使各工況下緩沖效率均達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)，并輸出最優(yōu)工作間隙曲線和各工況下最優(yōu)電流值。

圖6 拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化原理圖

3種典型質(zhì)量與5種初始沖擊速度組合下，共有15種墜毀工況?？紤]到最惡劣墜毀工況(最重乘員質(zhì)量和最大沖擊速度)和最良好墜毀工況(最輕乘員質(zhì)量和最小沖擊速度)對(duì)MRD需求阻尼力相差較大，即對(duì)器件的動(dòng)態(tài)范圍要求較高，難以輸出最優(yōu)工作間隙曲線。同時(shí)，15種工況同時(shí)進(jìn)行緩沖效率最優(yōu)化時(shí)，由于優(yōu)化目標(biāo)太多，軟件基本無法獲得最優(yōu)間隙曲線，且計(jì)算復(fù)雜耗時(shí)長。因此對(duì)優(yōu)化目標(biāo)簡化為7個(gè)，且這7個(gè)優(yōu)化目標(biāo)對(duì)應(yīng)所選墜毀工況中相對(duì)惡劣的工況，如表1所示。優(yōu)化時(shí)預(yù)設(shè)兩種工作間隙變化規(guī)律曲線做對(duì)比分析，即拋物線和冪函數(shù)變化規(guī)律，如式(27)、式(28)所示。同時(shí)，沒有優(yōu)化目標(biāo)值對(duì)應(yīng)的工況不做優(yōu)化處理，用于與表1中7種優(yōu)化工況做對(duì)比分析；7種工況同時(shí)優(yōu)化與單工況優(yōu)化進(jìn)行對(duì)比分析。

表1 變間隙MRD拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化目標(biāo)

d=C1V2+C2V+C3

(27)

d=A2VA1+A3

(28)

式中:d為工作間隙;V為緩沖器行程，式(27)、式(28)中各參數(shù)含義及取值范圍如表2所示。

表2 拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化變量的含義及取值范圍

MRD輸入電流的變化影響工作間隙處磁流變液的剪切屈服應(yīng)力，進(jìn)而改變可控庫倫阻尼力。因此，亦需對(duì)輸入電流進(jìn)行優(yōu)化，使MRD的輸出達(dá)到或接近理想載荷。電流I的變化范圍取0～3 A，步長設(shè)為0.01。

3.2 優(yōu)化結(jié)果與分析

緩沖效率優(yōu)化時(shí)間歷程圖,如圖7所示。由圖7可知，優(yōu)化前期MRD緩沖效率波動(dòng)較大，而在優(yōu)化后期，各工況下的緩沖效率均在70%以上。

圖7 緩沖器效率優(yōu)化曲線

電流的優(yōu)化歷程圖,如圖8所示。圖8中:深色解為可行解;淺色解為最優(yōu)解。由于以第50百分位男性質(zhì)量77.6 kg和3 m/s的沖擊速度為設(shè)計(jì)基準(zhǔn)工況，因此該工況下輸出阻尼力為零場黏滯力，即阻尼器不通電流。

圖8 變間隙MRD電流優(yōu)化歷程

拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化后得到的工作間隙曲線，如圖9所示。由圖9可知，不同優(yōu)化條件下，工作間隙隨行程的變化規(guī)律基本相似，均隨行程逐漸變小且變化越來越快。同時(shí)，7種工況同時(shí)優(yōu)化的工作間隙曲線比單工況優(yōu)化曲線變化更快，工作間隙差更大。根據(jù)優(yōu)化的間隙大小計(jì)算對(duì)應(yīng)的緩沖效率，可得根據(jù)冪函數(shù)模型計(jì)算的平均緩沖效率略高于拋物線模型，因此選擇冪函數(shù)曲線作為變間隙MRD的抗墜毀單元拓?fù)湫蚊嫘螤睢?/p>

圖9 抗墜毀行程工作間隙-行程曲線

針對(duì)隔振工況，根據(jù)文獻(xiàn)[33]，對(duì)于所選質(zhì)量中最重的第95百分位男性96.2 kg質(zhì)量，隔振單元需要提供的最大阻尼力為3 000 N。根據(jù)隔振單元最大阻尼力為3 000 N的設(shè)計(jì)要求，隔振單元工作間隙厚度優(yōu)化結(jié)果為dv=0.8 mm。結(jié)合優(yōu)化后的抗墜毀和隔振單元行程內(nèi)的工作間隙厚度，得到MRD缸筒內(nèi)徑隨總行程的變化曲線，如圖10所示。

圖10 變間隙MRD全行程缸筒內(nèi)徑曲線

由圖10計(jì)算的MRD最佳工作間隙-行程變化規(guī)律為

(29)

式中:dh為阻尼環(huán)形通道的工作間隙，m;當(dāng)s<0.05 m時(shí)，為變間隙MRD的隔振行程，當(dāng)0.15 m

3.3 變間隙磁流變阻尼器力學(xué)性能分析

3.3.1 抗墜毀單元力學(xué)性能分析

對(duì)前述優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行數(shù)值仿真，得到第5百分位女性質(zhì)量、第50百分位男性質(zhì)量、第95百分位男性質(zhì)量分別在2.0 m/s,2.5 m/s,3.0 m/s,3.5 m/s,4.0 m/s沖擊速度下的MRD的輸出特性，如圖11所示。其中，進(jìn)行拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化的有7種工況，分別是第5百分位質(zhì)量下的4 m/s速度工況，第50百分位和第95百分位質(zhì)量下的4.0 m/s,3.5 m/s,3.0 m/s速度工況。

(a) 第5百分位乘員質(zhì)量載荷-行程曲線

由圖11可知，經(jīng)過優(yōu)化后的工況，變間隙MRD的行程150 mm全部用完。而未進(jìn)行優(yōu)化的工況，由于所需理想阻尼力小于MRD零場黏滯力，因此行程均未用完，但輸出載荷隨行程變化穩(wěn)定，力值接近于設(shè)計(jì)基準(zhǔn)工況的理想緩沖力3 000 N，變化規(guī)律與被動(dòng)吸能器相似，符合設(shè)計(jì)預(yù)期。

為了定性分析拓?fù)鋬?yōu)化后的緩沖效率是否達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)，對(duì)變間隙MRD輸出載荷的數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行計(jì)算，以求解緩沖效率，其結(jié)果如表3所示。

由表3可知，在優(yōu)化的7種典型工況下，緩沖效率均大于目標(biāo)值，數(shù)值仿真結(jié)果驗(yàn)證了變間隙結(jié)構(gòu)對(duì)提高阻尼器緩沖效率的有效性。同時(shí)，拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化后變間隙MRD能夠適應(yīng)不同的乘員質(zhì)量和沖擊速度工況，即變間隙MRD對(duì)不同的沖擊環(huán)境具有較強(qiáng)適應(yīng)性。

3.3.2 隔振單元力學(xué)性能分析

對(duì)3.2節(jié)優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，得到變間隙MRD的隔振單元輸出特性：力-位移曲線和力-速度曲線。仿真參數(shù)設(shè)置為：激勵(lì)源設(shè)為正弦信號(hào)，其中振幅15 mm，頻率0.6 Hz，隔振單元的輸出力學(xué)特性如圖12所示。

(a) 力-位移曲線

由圖12(a)可知，變間隙MRD隔振單元的力位移曲線平滑且飽滿，可調(diào)范圍較大，零場阻尼力約為460 N，當(dāng)施加電流為3 A時(shí)，最大阻尼力為3 280 N，滿足設(shè)計(jì)要求。由圖12(b)可知，隨著速度變化，阻尼力值變化較小，改變電流能夠顯著改變隔振單元的輸出阻尼力值。

4 雙模式特性實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證所提變間隙設(shè)計(jì)思想及拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化的正確性，加工雙模式變間隙MRD樣機(jī),如圖13所示，并采用MTS測試系統(tǒng)對(duì)樣機(jī)進(jìn)行力學(xué)性能測試，測試平臺(tái)如圖14所示。隔振測試工況為：正弦激勵(lì)，振幅±5 mm,±10 mm,±15 mm；頻率0.2 Hz,0.4 Hz,0.6 Hz；電流0～3 A?？箟嫐y試工況為：正弦激勵(lì)，振幅±30 mm；頻率0.2 Hz,0.3 Hz,0.4 Hz；電流0～3 A。

(a) 裝配前

圖14 變間隙磁流變阻尼器隔振單元性能測試現(xiàn)場圖

4.1 變間隙磁流變阻尼器隔振特性測試

由于篇幅有限，取部分測試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。振幅15 mm，頻率0.6 Hz時(shí)的測試結(jié)果,如圖15所示。由圖15可知:當(dāng)振幅和頻率一定時(shí)，隨著勵(lì)磁電流的增大，MRD阻尼力也逐漸增大，力-位移曲線的包絡(luò)面積也不斷增大，表明隔振單元耗能隨著電流增加而增加，且隔振單元的阻尼特性可控；不同電流工況下力-位移曲線均平滑、飽滿，表明隔振單元的耗能特性較穩(wěn)定；隔振單元最大輸出阻尼力隨著電流達(dá)到3 A而增幅逐漸變小，這是由于工作間隙處的磁通密度隨著電流的增加而逐漸飽和的緣故；當(dāng)不通電流時(shí)，隔振單元的零場黏滯力為400 N，當(dāng)施加3 A電流時(shí)，最大輸出力可達(dá)3 200 N，可調(diào)范圍最大可達(dá)8(MRD最大輸出力與零場黏滯力的比值)，具有良好的動(dòng)態(tài)范圍，最大阻尼力和動(dòng)態(tài)范圍均滿足設(shè)計(jì)要求。

(a) 力-位移曲線

4.2 變間隙磁流變阻尼器抗墜毀特性測試

振幅30 mm，頻率0.4 Hz下的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果,如圖16所示。由圖16可知，阻尼力從零場的300 N到通電后的最大2 135 N，在該正弦激勵(lì)下可調(diào)范圍大、動(dòng)態(tài)范圍寬，抗墜毀單元的可控性良好；與隔振單元的力-位移曲線不同，抗墜毀單元的力-位移曲線的形狀隨行程而發(fā)生變化，從圖16中可明顯觀察，施加電流后，抗墜毀單元的力-位移曲線在正行程中包絡(luò)面積更大，耗能更多，這是因?yàn)樾谐虖?30 mm變化到30 mm時(shí)，工作間隙逐漸變小，相同電流下活塞所處位置的磁通密度更大，磁流變液屈服應(yīng)力更大，因此可以在緩沖后期通過減小間隙達(dá)到增大阻尼力的效果，使阻尼器的緩沖行程更加充分利用，并盡可能的接近恒定的庫侖阻尼力輸出。

(a) 力-位移曲線

與隔振單元相比(即與固定間隙相比)，抗墜毀單元的力-速度曲線更平直，庫倫阻尼力并未隨著速度增加而大幅增加，表明通過拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化，變間隙MRD能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)不同速度工況的適應(yīng)，使其在不同速度下均能得到輸出平穩(wěn)、穩(wěn)定可控的庫倫阻尼力，這也表明變間隙的設(shè)計(jì)思想對(duì)于提高緩沖器的效率是有效的。

5 結(jié) 論

(1) 本文針對(duì)直升機(jī)座椅隔振和抗墜毀雙模式工況對(duì)阻尼器設(shè)計(jì)的要求存在矛盾的問題，提出了一種雙模式變間隙磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)。

(2) 為了提高阻尼器對(duì)不同工況及環(huán)境的適應(yīng)性，針對(duì)不同乘員質(zhì)量、不同沖擊速度進(jìn)行了變間隙磁流變阻尼器拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化；通過數(shù)值仿真和雙模式特性實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了變間隙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和拓?fù)湫蚊鎯?yōu)化思想的有效性。本文的研究結(jié)論對(duì)直升機(jī)座椅系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義。