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， 廖昌榮， 孫凌逸， 吳篤華， 張紅輝， 董繼剛

(1.重慶大學(xué) 光電技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室智能結(jié)構(gòu)中心，重慶　400030;2.中國兵器裝備集團(tuán)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(xué) 光電技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室智能結(jié)構(gòu)中心，重慶400030;2.中國兵器裝備集團(tuán)隆昌減振器公司,四川 隆昌642150)

針對磁流變液減振器體積補(bǔ)償與活塞換向時(shí)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(bǔ)償?shù)拇帕髯円簻p振器結(jié)構(gòu)。依據(jù)磁流變液流變學(xué)測試數(shù)據(jù)確定Biplastic-Bingham本構(gòu)模型參數(shù)；建立阻尼通道內(nèi)磁流變液準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)流動微分方程，結(jié)合本構(gòu)模型得到流經(jīng)活塞流量與上下腔壓力差的關(guān)系；研究活塞旁通小孔節(jié)流、導(dǎo)向環(huán)狀間隙節(jié)流、浮動活塞補(bǔ)償和各部件間摩擦力共同作用下阻尼力的計(jì)算方法；依據(jù)國產(chǎn)某型號轎車懸架技術(shù)參數(shù)，設(shè)計(jì)制作磁流變液減振器樣機(jī)，并對樣機(jī)進(jìn)行示功特性測試。測試結(jié)果表明：減振器示功曲線圓潤飽滿，各種勵(lì)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(bǔ)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(shí)時(shí)可控、調(diào)節(jié)范圍大、響應(yīng)時(shí)間短等優(yōu)點(diǎn)。目前，國外對磁流變減振器技術(shù)的研究取得重要進(jìn)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(gòu)模型進(jìn)行研究；?ESMECI等[3]和YAZID等[4]分別設(shè)計(jì)并制作了不同結(jié)構(gòu)的磁流變液減振器，得到較好的實(shí)驗(yàn)效果；BECNEL等[5]設(shè)計(jì)了一種旋轉(zhuǎn)磁流變裝置，并對其性能進(jìn)行測試；LUU等[6]將磁流變減振器應(yīng)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(lǐng)先，并在部分高端車型上使用，由于商業(yè)機(jī)密其技術(shù)尚未公開。國內(nèi)對磁流變減振器的研究雖起步較晚，但研究內(nèi)容已日趨深入。鄧志黨等[7]對磁流變減振器的阻尼特性進(jìn)行了理論分析，并探討減振器各結(jié)構(gòu)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(shè)計(jì)磁流變減振器，并對其進(jìn)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(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)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(bǔ)償不充分、活塞頭換向時(shí)阻尼力非圓滑過渡等問題，針對這些問題，開展新型結(jié)構(gòu)的磁流變液減振器理論和實(shí)驗(yàn)研究，這對我國汽車磁流變液減振器的工程化進(jìn)展具有重要現(xiàn)實(shí)意義。

1　磁流變液的本構(gòu)模型

磁流變液在外加磁場時(shí)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(fù)牛頓流體狀態(tài)，其響應(yīng)時(shí)間為毫秒級。磁流變液的剪切應(yīng)力與剪切率的關(guān)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(gòu)關(guān)系(見圖1)。

(1)

圖1　雙塑性模型本構(gòu)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(yùn)用安東帕MCR301流變儀對磁流變液進(jìn)行測試，對實(shí)驗(yàn)測試數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到流變學(xué)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(jié)構(gòu)與工作原理

浮動活塞補(bǔ)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(gè)腔：高壓氣密室、壓縮腔、拉伸腔。壓縮腔與拉伸腔內(nèi)充滿了磁流變液，高壓氣密室內(nèi)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(dāng)活塞頭處于壓縮行程時(shí)(即向右運(yùn)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(dāng)活塞頭處于拉伸行程時(shí)(即向左運(yùn)動)，磁流變液從拉伸腔流動到壓縮腔。當(dāng)磁流變液在阻尼通道中流動時(shí)，其流動特性將受到勵(lì)磁線圈產(chǎn)生的磁場的控制，從而控制阻尼力的大小?；钊^在壓縮行程時(shí)，活塞桿進(jìn)入密閉的鋼筒內(nèi)，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(yùn)動；反之在拉伸行程時(shí)，高壓氣密腔的體積增加，浮動活塞向左運(yùn)動，實(shí)現(xiàn)體積與溫度補(bǔ)償作用。所設(shè)計(jì)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(dǎo)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(nèi)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(shè)計(jì)中將外筒作為磁路的一部分時(shí)形成的動態(tài)磁路；勵(lì)磁線圈產(chǎn)生的磁場垂直于磁流變液流動方向，實(shí)現(xiàn)阻尼力的控制；采用串級線圈勵(lì)磁并優(yōu)化其結(jié)構(gòu)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(lì)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(chǎn)生的磁場相互抵消，增加了阻尼通道的長度。

在磁路設(shè)計(jì)時(shí)，要求能給阻尼通道提供足夠的磁場?；钊^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(qiáng)度的不導(dǎo)磁支架，磁場布局采用雙線圈串聯(lián)結(jié)構(gòu)。磁流變液和鐵芯材料的磁化參數(shù)由實(shí)驗(yàn)得到。對活塞頭的磁路進(jìn)行有限元分析，并反復(fù)修改磁路參數(shù)，得到優(yōu)化后的結(jié)果見圖3。分析結(jié)果表明，磁路各個(gè)部分均未飽和，阻尼通道的磁感應(yīng)強(qiáng)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(shè)計(jì)需要。

圖3　激勵(lì)電流分別為1 A、2 A、3 A時(shí)磁路磁感應(yīng)強(qiáng)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(nèi)阻尼通道間隙處的平均磁流變液的磁感應(yīng)強(qiáng)度與通電螺線管勵(lì)磁電流之間的關(guān)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(jì)算方法

4.1活塞頭產(chǎn)生的阻尼力

在活塞頭運(yùn)動時(shí)，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(dǎo)向間隙流動，對這三部分中磁流變液的流動進(jìn)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(nèi)徑，并且磁流變液在流動時(shí)不會產(chǎn)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(shè)磁流變液在阻尼通道內(nèi)線性變化，忽略其質(zhì)量力，流動微分方程為：

(5)

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

(6)

區(qū)域分界坐標(biāo)可表示為:

(7)

鑒于磁流變液在阻尼通道內(nèi)的流動特征具有稱軸性，只需考慮通道0≤z≤h/2區(qū)域內(nèi)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(dāng)活塞頭兩端壓力差Δpa>2τ2lh-1時(shí)，在磁控阻尼通道內(nèi)，磁流變液流動時(shí)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(gòu)關(guān)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(dá)式:

(8)

在前屈服區(qū)域(z2≤z≤z1)中，將本構(gòu)關(guān)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(dá)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(dá)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(dá)式：

(11)

式中:w=2πr。

當(dāng)2τ1lh-1<Δpa<2τ2lh-1時(shí)，在磁控阻尼通道內(nèi)，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(dá)式:

(12)

在屈服前區(qū)域(z1≤z≤h/2)中可得流動速度表達(dá)式:

(13)

對以上兩式積分并求和可得流量表達(dá)式：

(14)

當(dāng)Δpa<2τ1lh-1時(shí)，磁流變液將不在阻尼通道內(nèi)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(yùn)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(shí)，磁流變液通過微型旁通孔流動，讓活塞換向時(shí)阻尼力圓滑過渡。微型通孔在活塞頭內(nèi)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(xué)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(jié)構(gòu)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(jīng)過ANSYS仿真分析可知在環(huán)形通道內(nèi)沒有磁場(見圖5)，即在環(huán)形通道內(nèi)磁流變液不受磁場控制，是牛頓流體?？蓪h(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(jì)算

阻尼通道、旁通孔與環(huán)形孔是并聯(lián)的，因此有：

(21)

當(dāng)活塞頭的運(yùn)動速度為vp時(shí)，流經(jīng)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(guān)系，進(jìn)而得到活塞頭處產(chǎn)生的阻尼力Fp與vp的關(guān)系。

4.2浮動活塞體積補(bǔ)償

設(shè)計(jì)的單筒磁流變減振器采用浮動活塞式氣體補(bǔ)償，浮動活塞與外筒間充入氮?dú)?，假設(shè)氣密室處于隔熱狀態(tài)，則浮動活塞在進(jìn)行體積補(bǔ)償時(shí)氮?dú)猱a(chǎn)生的壓強(qiáng)為：

(23)

式中：P0和V0分別為活塞處于初始位置時(shí)的初始壓強(qiáng)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?yàn)檎较颍唤^熱常數(shù)n=1.4。浮動活塞補(bǔ)償產(chǎn)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(dǎo)向器間存在著摩擦力，假設(shè)其合摩擦力為常數(shù)fc，其方向隨著活塞頭運(yùn)動方向的改變而改變。減振器總阻尼力由活塞頭處產(chǎn)生的阻尼力Fp、浮動活塞體積補(bǔ)償產(chǎn)生的阻尼力Fg和減振器各部件之間的合摩擦力fc構(gòu)成。若以壓縮的方向?yàn)檎较颍瑒t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(shù)要求，設(shè)計(jì)制作了轎車磁流變液減振器(見圖6(a))。按照軌道標(biāo)準(zhǔn)汽車筒式減振器的技術(shù)要求和試驗(yàn)方法，利用WDTS型油壓減振器實(shí)驗(yàn)臺對單筒充氣磁流變液減振器進(jìn)行了阻尼特性實(shí)驗(yàn)。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(lì)帶動活塞頭運(yùn)動對磁流變減振器進(jìn)行阻尼特性進(jìn)行測試，勵(lì)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(lì)磁電流下的示功特性測試曲線(見圖7)。

圖7　勵(lì)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(jié)果可知，在所有不同勵(lì)磁電流和不同峰值速度的正弦激勵(lì)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(bǔ)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(shí)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(shè)計(jì)時(shí)常采用常通孔解決個(gè)問題。由于導(dǎo)向間隙具有導(dǎo)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(jié)果說明，磁流變減振器的阻尼力在活塞運(yùn)行到兩端時(shí)，阻尼力實(shí)現(xiàn)圓滑過渡，說明小孔結(jié)構(gòu)與尺寸合理。

減振器壓縮最大阻尼力與復(fù)原最大阻尼力，在不同峰值速度激勵(lì)下，隨電流的變化關(guān)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(dǎo)。隨著測試的峰值速度增加，減振器阻尼力相應(yīng)增加，這也與理論規(guī)律相符。圖8中當(dāng)峰值速度為0.6 m/s時(shí)的測試值存在突變，這主要是因?yàn)樵?.6 m/s時(shí)阻尼力較大，導(dǎo)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(bǔ)償，是測試結(jié)果與理論結(jié)果產(chǎn)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(chǎn)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(jì)算的精確程度。

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

6　結(jié)　論

研究了單筒浮動活塞補(bǔ)償型汽車磁流變液減振器結(jié)構(gòu)和工作原理，利用有限元方法分析磁流變減振器的磁路結(jié)構(gòu)，并研究其阻尼力的計(jì)算方法。設(shè)計(jì)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(jié)論：

(1) 理論計(jì)算阻尼力與實(shí)驗(yàn)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(jì)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(bǔ)償充分，有效解決了磁流變液減振器體積補(bǔ)償問題。

(3) 制作的磁流變液減振器樣機(jī)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(shí)施，例如對磁流變液減振器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化，減振器樣品進(jìn)行耐久性測試，溫衰特性測試，并根據(jù)測試結(jié)果進(jìn)行改進(jìn)，以達(dá)到產(chǎn)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(chǔ)與前沿計(jì)劃研究項(xiàng)目(CSTC2013JJB60001)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)項(xiàng)目(106112015CDJZR125517)；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)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