劉 馳, 付本元, 居本祥, 段俞洲, 王 宏, 張賢明

(1. 重慶理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,重慶 400054;2. 重慶工商大學(xué) 廢油資源化技術(shù)與裝備教育部工程研究中心,重慶 400067)

磁流變緩沖器是以磁流變材料作為控制介質(zhì)的半主動控制器械,主要由缸筒、活塞頭、活塞桿及勵磁線圈等主要部件構(gòu)成。磁流變緩沖器具有響應(yīng)速度快、阻尼力連續(xù)可調(diào)、動態(tài)范圍寬等優(yōu)秀性能,在減振領(lǐng)域應(yīng)用于軌道車輛垂直減振[1-2]、汽車懸架[3-4]、橋梁斜拉索減振[5]等;在沖擊領(lǐng)域被用于汽車碰撞緩沖[6]、火炮反后坐緩沖[7-8]、飛機(jī)起落架緩沖[9]、電梯制動緩沖[10]、建筑抗震[11]等。

磁流變緩沖器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)一直以來都被視為磁流變緩沖器能否發(fā)揮其優(yōu)秀性能的重要工作。胡國良等[12]通過改進(jìn)傳統(tǒng)磁流變阻尼器活塞頭結(jié)構(gòu),設(shè)計(jì)了一種內(nèi)置閥式磁流變阻尼器,使磁流變阻尼器輸出較高的阻尼力,且具備較寬的阻尼可調(diào)范圍。Fu等[13-15]提出一種多級徑向流動節(jié)流的磁流變緩沖器,可在受限體積下有效延長阻尼通道長度,提高磁場利用率。董小閔等[16]提出了一種改進(jìn)的非支配排序遺傳算法多目標(biāo)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案,對磁流變緩沖器的關(guān)鍵幾何參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,達(dá)到阻尼力和動態(tài)范圍最大化。吳歡等[17]在磁路方面進(jìn)行改進(jìn),使得磁路通過梯形截面,增大了磁通量,減少了磁飽和現(xiàn)象,進(jìn)一步提高了阻尼力利用率。Ichwan等[18]開發(fā)了一種新型趨于模塊化的磁流變閥。上述研究一定程度上解決了阻尼流道磁場利用率低、有效阻尼長度受限等問題,緩沖器性能得到一定程度提高。但不難發(fā)現(xiàn)皆采用等間隙阻尼流道,在沖擊時間極為短暫的情況下僅靠勵磁電流控制方法實(shí)現(xiàn)沖擊能量柔順耗散極具挑戰(zhàn)。

為此,在本團(tuán)隊(duì)變間隙阻尼流道思路下[19],本文提出了一種缸筒截面具有錐度特征的變間隙磁流變緩沖器,控制介質(zhì)采用具備優(yōu)秀懸浮穩(wěn)定性的磁流變膠泥[20],阻尼間隙隨位移增大逐漸減小,以期一定程度上補(bǔ)償沖擊過程中阻尼力衰減。建立雙坐標(biāo)系并分析了動態(tài)磁場與位移、電流之間的關(guān)系;采用微分思想將變間隙阻尼通道分成若干微元,基于Herschel-Bulkley (HB)本構(gòu)模型得到單元阻尼通道的速度分布,進(jìn)一步分析了位移變化對流道截面流速、總壓降的影響;考慮局部損耗,構(gòu)建了HB-Minor Losses (HBM)模型,定量分析了各局部損耗因素的影響比重,并分析了局部損耗壓降隨位移變化對總壓降的影響。制作了變間隙磁流變膠泥緩沖器樣機(jī)并開展了落錘沖擊試驗(yàn),將HBM模型與試驗(yàn)結(jié)果對比,驗(yàn)證了模型預(yù)測的準(zhǔn)確度。

1 磁流變膠泥的本構(gòu)模型

磁流變膠泥流變特性在零場和外加磁場作用下皆存在剪切稀化現(xiàn)象。為了更準(zhǔn)確地描述磁流變膠泥的流變特性,采用HB模型來描述其本構(gòu)關(guān)系

(1)

磁流變膠泥采用2 Pa·s零場黏度的彈性膠泥為載體液,磁性顆粒體積分?jǐn)?shù)為26 vol%。通過剪切流變儀對不同磁感應(yīng)強(qiáng)度下磁流變膠泥的流變特性進(jìn)行測試,采用最小二乘法對數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,得到模型參數(shù)與磁感應(yīng)強(qiáng)度關(guān)系為

(2)

2 變間隙磁流變緩沖器結(jié)構(gòu)及磁場分析

2.1 工作原理

變間隙磁流變緩沖器結(jié)構(gòu)示意圖,如圖1所示,主要包括端蓋、缸筒、活塞頭、活塞桿、密封端蓋、受沖端蓋等構(gòu)件。密封端蓋A和受沖端蓋之間安裝彈簧,與活塞桿構(gòu)成并聯(lián)關(guān)系;活塞頭設(shè)置兩級勵磁線圈;缸筒內(nèi)部填充磁流變膠泥;缸筒截面具有錐度,隨著活塞位移增大,環(huán)形阻尼通道間隙寬度逐漸減小,同時磁感應(yīng)強(qiáng)度逐漸增大;缸筒使用20#鋼,活塞頭使用電工純鐵,均為導(dǎo)磁材料;端蓋使用不導(dǎo)磁材料,起隔磁作用。

圖1 變間隙磁流變緩沖器示意圖Fig.1 Schematic of magnetorheological buffer with variable damping gap

2.2 磁路設(shè)計(jì)

磁路示意圖如圖2所示,軸向尺寸l1=l2=l3/2=L/6,虛線框所示為磁場線路徑,由安培環(huán)路定律可知,磁動勢可以表示為

圖2 磁路示意圖Fig.2 Schematic of magnetic circuit

NtI=∮HdLM=Rmφ

(3)

式中:φ=BS;Nt為線圈匝數(shù);I為勵磁電流;H為磁場強(qiáng)度;LM為磁場線穿過的長度;Rm為磁路總磁阻;φ為磁通量;B為磁感應(yīng)強(qiáng)度;S為磁力線穿過區(qū)域的面積,磁阻R可以表示為

(4)

式中,μ為材料的導(dǎo)磁率。

線圈1和線圈2產(chǎn)生的總磁阻分別為Rm1和Rm2,皆由六部分磁阻共同組成(見圖2),則有

(5)

(6)

缸筒產(chǎn)生的磁阻為

(7)

(8)

磁流變膠泥產(chǎn)生的磁阻為

(9)

(10)

(11)

(12)

活塞頭產(chǎn)生的磁阻為

(13)

(14)

式中:d=r1+r2+δ+ltanθ;μ0為真空絕對磁導(dǎo)率;μ1為20#鋼的相對磁導(dǎo)率;μ2為磁流變膠泥的相對磁導(dǎo)率;μ3為電工純鐵的相對磁導(dǎo)率。

2.3 磁場分析

為獲得磁感應(yīng)強(qiáng)度與位移的關(guān)系,構(gòu)建雙坐標(biāo)系如圖3所示:以端蓋A右端面為基準(zhǔn)建立xOy坐標(biāo)系,其中l(wèi)為活塞位移;以活塞頭左端面為基準(zhǔn)建立x′O′y′坐標(biāo)系,其中l(wèi)′為活塞頭各截面到活塞頭左端面的距離;依據(jù)x′O′y′坐標(biāo)系將有效阻尼通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度分布劃分為①②③三個區(qū)域,其中區(qū)域①長度范圍為0≤l′≤15 mm、區(qū)域②為30 mm≤l′≤60 mm、區(qū)域③為75 mm≤l′≤90 mm。根據(jù)磁場理論分析結(jié)果,在位移不變的情況下阻尼流道磁感應(yīng)強(qiáng)度分布如圖4所示,可以看出:各電流下的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布形態(tài)相似,即磁感應(yīng)強(qiáng)度分布形態(tài)與電流無關(guān);磁感應(yīng)強(qiáng)度隨電流增大而逐漸增大,但增幅逐漸放緩;由于缸筒截面具有錐度,間隙寬度逐漸減小,每個區(qū)域的磁感應(yīng)強(qiáng)度都呈現(xiàn)遞增趨勢。

圖3 雙坐標(biāo)系Fig.3 Double coordinate system

圖4 流道磁感應(yīng)強(qiáng)度分布Fig.4 Magnetic induction intensity profile in the channel

對比圖4(a)～圖4(d)可知,當(dāng)位移逐漸增大時,三個區(qū)域磁感應(yīng)強(qiáng)度皆呈現(xiàn)逐漸增強(qiáng)趨勢。為了更顯著展示這一結(jié)果,在不同位移分別取三個區(qū)域的中點(diǎn)位置的磁感應(yīng)強(qiáng)度進(jìn)行對比,如圖5所示(以5 A電流為例),可以看出,隨位移增大,每個區(qū)域中點(diǎn)位置的磁感應(yīng)強(qiáng)度呈上升趨勢,說明每個區(qū)域磁感應(yīng)強(qiáng)度在同一電流條件下隨位移增大而逐漸增強(qiáng)。

圖5 各區(qū)域中點(diǎn)磁感應(yīng)強(qiáng)度與位移的關(guān)系Fig.5 Magnetic induction intensity at the midpoint of each region with respect to displacement

對磁場數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,得到各區(qū)域磁感應(yīng)強(qiáng)度與電流、位移的關(guān)系為:

區(qū)域①

(15)

區(qū)域②

(16)

區(qū)域③

(17)

式中:BNo.1,BNo.2,BNo.3分別為三個區(qū)域磁感應(yīng)強(qiáng)度;I為電流;其余參數(shù)均為方程系數(shù)。

3 變間隙磁流變緩沖器力學(xué)模型

3.1 HB模型

由變間隙磁流變緩沖器結(jié)構(gòu)可知其工作模式為混合模式,因此HB模型總緩沖力FHB由三部分組成:彈簧力Fcs、流動模式阻尼力Fs和剪切模式阻尼力Fv。采用微分思想,將流道總阻尼力轉(zhuǎn)換為若干微元阻尼力疊加進(jìn)行分析。圖6(a)所示為變間隙阻尼流道,沿軸向?qū)⑵浞譃镹等分微元。由于微元內(nèi)部間隙寬度變化極小,可將微元視為等間隙流道進(jìn)行分析,如圖6(b)所示,微元流動模式阻尼力為Fse、剪切模式阻尼力為Fve。即

(18)

(19)

故HB模型總緩沖力為

FHB=Fcs+Fs+Fv

(20)

3.1.1 流動模式微元阻尼力

由于阻尼間隙寬度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于缸筒內(nèi)徑,可簡化為平板模型進(jìn)行分析,微元間隙寬度為2h(見圖6(b))。由于微元視為等間隙寬度,故磁流變膠泥壓降在微元內(nèi)是線性變化的。Fu等同樣使用磁流變膠泥作為控制介質(zhì),采用HB模型作為本構(gòu)模型,并將環(huán)形流道簡化為平板模型,由此引用其環(huán)形流道公式得

(21)

3.1.2 剪切模式微元阻尼力

(22)

3.1.3 彈簧力

根據(jù)彈簧設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn),彈簧力表示為

(23)

式中:λ為總壓縮變形(包括預(yù)壓變形);G為彈簧材料的彈性模量;d為彈簧線徑;R為簧圈平均半徑;ncs為彈簧的有效圈數(shù)(不含支撐部分)。

3.2 HBM模型

由于管道形狀和截面寬度的變化,磁流變膠泥在高速沖擊流動過程中產(chǎn)生的局部損耗將不可忽略,局部損耗因素主要包括出入口效應(yīng)、逐漸擴(kuò)張/收縮、突然收縮/擴(kuò)張等。局部損耗產(chǎn)生的總壓降是所有局部損耗壓降的線性組合,因此局部損耗總壓降為

(24)

式中:ρ為磁流變膠泥的密度;Km_i為阻尼通道內(nèi)第i個局部損耗系數(shù);vi為與這個損耗系數(shù)對應(yīng)的流體平均速度。

為減小局部損耗對緩沖器可控性的影響,設(shè)計(jì)中使用環(huán)氧樹脂將線圈槽抹平,因而流道內(nèi)不存在突然擴(kuò)張/收縮局部損耗因素。流道內(nèi)局部損耗如圖7所示,包括:①入口效應(yīng)(區(qū)域1→2);②逐漸擴(kuò)張(區(qū)域2→3);③出口效應(yīng)(區(qū)域3→4)。因此,局部損耗產(chǎn)生的總壓降進(jìn)一步表示為

圖7 磁流變膠泥流動區(qū)域示意圖Fig.7 Schematic of magnetorheological cement flow regions

ΔPmin=ΔPmin_1-2+ΔPmin_2-3+ΔPmin_3-4

(25)

式中: ΔPmin_1-2為區(qū)域1→2入口效應(yīng)產(chǎn)生的壓降;ΔPmin_2-3為區(qū)域2→3逐漸擴(kuò)張產(chǎn)生的壓降; ΔPmin_3-4為區(qū)域3→4出口效應(yīng)產(chǎn)生的壓降。

局部損耗壓降與阻尼通道的具體尺寸有關(guān),可表示為

(26)

其中,

(27)

(28)

(29)

(30)

故局部損耗產(chǎn)生的緩沖力為

Fmin=ΔPmin·Ap

(31)

綜上,HBM模型總緩沖力為

FHBM=FHB+Fmin

(32)

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 緩沖器樣機(jī)與沖擊試驗(yàn)條件

為了驗(yàn)證緩沖器動力學(xué)特性,制作了緩沖器樣機(jī),如圖8所示,主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 變間隙磁流變緩沖器主要參數(shù)Tab.1 Parameters of variable gap MR buffer

圖8 變間隙磁流變緩沖器原理樣機(jī)Fig.8 Photograph of variable gap MR buffer

圖9所示為搭建的沖擊試驗(yàn)平臺,主要包括質(zhì)量為93.2 kg落錘、壓電式力傳感器、激光位移傳感器、電荷放大器、數(shù)據(jù)采集卡、勵磁電流源等。試驗(yàn)中,采集頻率設(shè)定為10 kHz,設(shè)置不同勵磁電流和沖擊速度,試驗(yàn)條件如表2所示。

表2 試驗(yàn)條件Tab.2 The conditions of test

圖9 沖擊試驗(yàn)平臺Fig.9 Drop tower test system

4.2 基于HBM模型流道分析

4.2.1 流速分析

變間隙磁流變緩沖器,由于間隙寬度發(fā)生變化,導(dǎo)致截面流速發(fā)生變化,取區(qū)域②中點(diǎn)截面為例進(jìn)行分析,圖10為理論截面流速與位移、間隙寬度的變化關(guān)系。從圖10(a)可以看出:由于屈服區(qū)的剪切應(yīng)力小于屈服應(yīng)力,導(dǎo)致截面流速在屈服區(qū)向邊界逐漸較小;由于靠近邊界越近剪切應(yīng)力越大,導(dǎo)致截面流速越靠近邊界減小的越劇烈;位移從0逐漸增大到60 mm時,間隙寬度會逐漸減小,其中2 m/s &3 A時從1.7 mm逐漸減小至1.3 mm,表明阻尼間隙逐漸收窄。由圖10(b)可知,隨著阻尼間隙收窄,截面流速會逐漸增大,2 m/s &3 A時剛性流動區(qū)域流速隨之從22.72 m/s增大到30.09 m/s(見圖10(b)),表明減小流道間隙寬度可以在沖擊環(huán)境下一定程度補(bǔ)償流速衰減。圖10(c)展示了剛性流動區(qū)域厚度與位移的關(guān)系,可以看到,隨位移逐漸增大,剛性區(qū)域厚度逐漸減小,其中2 m/s &3 A時從0.108 mm減小至0.061 mm。另外,由圖10(b)和圖10(c)可知,沖擊速度與勵磁電流也會影響剛性區(qū)域速度、厚度:對比3.5 m/s &3 A及2 m/s &3 A發(fā)現(xiàn),增大沖擊速度會增大剛性區(qū)域速度并減小厚度,主要是因?yàn)樵龃鬀_擊速度會增大磁流變膠泥在流道內(nèi)的剪切應(yīng)力;對比2 m/s &3 A及2 m/s &0發(fā)現(xiàn),增大勵磁電流會減小剛性區(qū)域速度并增大厚度,主要原因是增大勵磁電流會增大磁流變膠泥屈服應(yīng)力。

4.2.2 總壓降分析

流道總壓降由流動模式、剪切模式、局部損耗共同產(chǎn)生,圖11為理論流道總壓降與位移的關(guān)系,可以看出:①總壓降隨位移增加逐漸增大,且增幅逐漸變大,在位移達(dá)到60 mm時,3.5 m/s &3 A條件下總壓降可達(dá)61.6 MPa。主要原因是:由于間隙寬度逐漸減小,導(dǎo)致流道磁感應(yīng)強(qiáng)度逐漸增大,需要更大的剪切應(yīng)力用于破碎磁流變膠泥磁鏈;同時隨位移增大會增大流速,而局部損耗壓降與流速平方成線性關(guān)系,導(dǎo)致局部損耗壓降非線性增長。表明減小流道間隙寬度可以在沖擊環(huán)境下補(bǔ)償部分緩沖力衰減。②對比3.5 m/s &3 A及2 m/s &3 A可知,增大沖擊速度會增大總壓降,原因是增大流道內(nèi)黏滯阻尼力及局部損耗壓降;對比2 m/s &3 A及2 m/s &0可知,增大勵磁電流也會增大總壓降,主要是因?yàn)樵龃髣畲烹娏鲿龃笥行ё枘崃鞯纼?nèi)磁控阻尼力。

圖11 HBM模型中總壓降vs位移Fig.11 Pressure drop with respect to displacement in HBM model

4.2.3 局部損耗影響分析

局部損耗壓降是影響磁流變緩沖器可控性的重要因素。局部損耗與結(jié)構(gòu)尺寸有關(guān),在活塞運(yùn)動過程中流道截面積隨之發(fā)生變化,進(jìn)而影響局部損耗壓降在總壓降中比例。圖12(a)為HBM模型中局部損耗壓降在總壓降中占比情況,可以看到:①隨位移從0增加至60 mm,局部損耗壓降在總壓降中所占比例逐漸減小,其中2 m/s &0條件下從7.51%減小至6.54%,主要是因?yàn)榱鞯篱g隙減小導(dǎo)致的局部損耗壓降增幅弱于流動模式及剪切模式壓降增幅,表明逐漸減小流道間隙的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可以弱化局部損耗的影響,進(jìn)而對緩沖器的可控性具有優(yōu)化作用。②3.5 m/s &3 A條件下局部損耗壓降占比大于2 m/s &3 A,主要是因?yàn)榫植繐p耗壓降與速度二次方成正比,隨速度增長幅度大于總壓降增長幅度,說明增大沖擊速度會增大局部損耗壓降占比。③2 m/s &3 A條件下局部損耗壓降占比小于2 m/s &0,主要是因?yàn)樵龃髣畲烹娏鲿龃笥行ё枘崃鞯纼?nèi)磁控阻尼力,說明增大勵磁電流會減小局部損耗壓降占比。圖12(b)為各局部損耗因素產(chǎn)生的壓降在總局部損耗壓降中的占比,從圖12中可以看到,入口效應(yīng)和出口效應(yīng)產(chǎn)生的壓降所占比重較高,分別為53.7%和45.5%;逐漸擴(kuò)張產(chǎn)生的壓降僅占0.77%,相比出入口產(chǎn)生的壓降可以忽略,故而若進(jìn)一步提高緩沖器的可控性,需在流道出入口進(jìn)行優(yōu)化。

圖12 局部損耗對壓降的影響Fig.12 Effect of minor losses on pressure drop

4.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

按照表2試驗(yàn)條件開展沖擊試驗(yàn),不同沖擊速度下緩沖力時間歷程如圖13所示,可以看出:①相同沖擊速度下,隨著勵磁電流增大,峰值緩沖力均明顯增大,說明變間隙磁流變緩沖器具有良好的磁控特性;同時峰值力到達(dá)時間隨勵磁電流增大而呈減小趨勢,這是因?yàn)樵黾觿畲烹娏鲿龃罅鞯缐航?進(jìn)而增大了緩沖器的平均緩沖力,導(dǎo)致沖擊過程中落錘減速度增大,因此沖擊速度相同的情況下,勵磁電流越大峰值力到達(dá)時間越短;②勵磁電流相同時,隨著沖擊速度的增大,落錘動能變大,緩沖力呈增大趨勢。

圖13 不同沖擊速度下緩沖力時間歷程Fig.13 Time history of the force at different velocity

4.4 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性,以3.5 m/s速度為例進(jìn)行分析,將理論緩沖力時間歷程與試驗(yàn)進(jìn)行對比,如圖14所示。從圖14中可以看出,HBM模型緩沖力時間歷程和試驗(yàn)數(shù)據(jù)趨勢基本一致,但兩者還存在一定差異:試驗(yàn)數(shù)據(jù)不如HBM模型曲線那么滑順,主要原因是試驗(yàn)過程中不可避免的出現(xiàn)振動;HBM模型緩沖力整體略低于試驗(yàn)結(jié)果,這是因?yàn)閷?shí)際中會存在慣性效應(yīng)而理論中并未考慮到;HBM模型峰值到達(dá)時間比試驗(yàn)晚幾毫秒,主要原因是HBM模型中雖然考慮了剪切稀化效應(yīng),但由于流道真實(shí)剪切率遠(yuǎn)大于材料測試的剪切率,導(dǎo)致材料本構(gòu)模型參數(shù)在沖擊環(huán)境存在一定偏差。

圖14 沖擊速度為3.5 m/s時,試驗(yàn)和理論緩沖力時間歷程Fig.14 Theoretical and experimental time history of the force at different velocity at the velocity of 3.5 m/s

峰值力和動態(tài)范圍是表征變間隙磁流變緩沖器動態(tài)性能的重要指標(biāo)。圖15(a)為理論試驗(yàn)峰值力對比情況,可以看出:試驗(yàn)和理論峰值力都隨沖擊速度增加而增大,原因是較高的沖擊速度具備更大的沖擊能量,導(dǎo)致緩沖力增大;峰值緩沖力隨沖擊速度增大趨勢基本呈現(xiàn)線性,主要是因?yàn)榱鞯纼?nèi)局部損耗對總壓降影響較小;試驗(yàn)和理論峰值力都隨勵磁電流增加而增大,例如電流從0依次增加到3 A,3.5 m/s時峰值力在相鄰電流間依次遞增8.3%,9.8%,18%,原因是增大勵磁電流會增強(qiáng)流道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度,進(jìn)而增大流道壓降;理論峰值力與試驗(yàn)峰值力之間的偏差較小,但兩者的偏差隨速度增大而逐漸增大,這是因?yàn)镠BM模型并未考慮慣性效應(yīng),而增大速度會加強(qiáng)慣性效應(yīng)的影響。圖15(b)為試驗(yàn)和理論動態(tài)范圍對比情況,可以看出:理論和試驗(yàn)動態(tài)范圍曲線基本一致;速度從1 m/s增加到3.5 m/s時,動態(tài)范圍逐漸減小,其中試驗(yàn)動態(tài)范圍從2.0逐漸減小至1.4,這是由于增大速度會急劇增大局部損耗及黏滯阻尼力而可控阻尼力并未明顯增加。

圖15 理論與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.15 Comparison between theoretical and experimental results

5 結(jié) 論

(1) 設(shè)計(jì)了一種變間隙磁流變緩沖器,其間隙寬度隨位移位移增大逐漸減小;采用雙坐標(biāo)系分析了動態(tài)磁場,三個區(qū)域磁感應(yīng)強(qiáng)度皆隨著間隙減小逐漸增大;采用微分思想,基于HB模型得到了微元阻尼通道的微分方程,并充分考慮局部損耗,構(gòu)建了HBM模型。

(2) 變間隙磁流變緩沖器流道截面流速隨著位移增大而增大,同時剛性流動區(qū)域厚度逐漸減小;總壓降隨位移增加而增大,3.5 m/s &3 A時總壓降于位移為60 mm處可達(dá)61.6 MPa;局部損耗壓降在總壓降中占比隨位移增大逐漸減小,其中2 m/s &0時從7.51%減小至6.54%。三個流道參數(shù)均表明減小間隙寬度的流道結(jié)構(gòu)可以在沖擊環(huán)境下補(bǔ)償流速衰減導(dǎo)致的緩沖力衰減,有利于實(shí)現(xiàn)沖擊能量的柔順耗散。

(3) 搭建了沖擊試驗(yàn)平臺,在1 m/s,2 m/s,3 m/s,3.5 m/s四種沖擊速度下分別施加0,1 A,2 A,3A勵磁電流進(jìn)行試驗(yàn),結(jié)果顯示峰值力最高可達(dá)55 kN、動態(tài)范圍最大可達(dá)2.0,表明緩沖器具有良好的可控性;進(jìn)一步從緩沖力時間歷程、峰值力、動態(tài)范圍三個方面對比了HBM模型與試驗(yàn)結(jié)果,發(fā)現(xiàn)HBM模型可以準(zhǔn)確描述變間隙磁流變膠泥緩沖器沖擊動力學(xué)行為。