磁場結(jié)構(gòu)對徑向流磁流變閥動態(tài)性能的影響

胡國良 鐘 芳

(華東交通大學(xué)載運工具與裝備教育部重點實驗室， 南昌 330013)

磁場結(jié)構(gòu)對徑向流磁流變閥動態(tài)性能的影響

胡國良 鐘 芳

(華東交通大學(xué)載運工具與裝備教育部重點實驗室， 南昌 330013)

針對不隔磁徑向流磁流變閥磁力線只在徑向阻尼間隙中垂直分布導(dǎo)致壓降小的不足，提出并設(shè)計了一種隔磁徑向流磁流變閥。通過設(shè)置隔磁零件來改變磁場結(jié)構(gòu)，使磁力線形成蜿蜒式走向而被引導(dǎo)到不隔磁徑向流磁流變閥中未被利用的軸向阻尼間隙，從而增加磁流變閥中產(chǎn)生磁流變效應(yīng)的工作區(qū)域，在不增大閥尺寸前提下實現(xiàn)增加液流通道有效阻尼長度的目的。采用有限元法對外形尺寸和液流通道結(jié)構(gòu)完全相同的不隔磁和隔磁磁流變閥進行建模仿真分析，以觀察磁流變閥隔磁和不隔磁結(jié)構(gòu)對磁力線路徑和磁感應(yīng)強度分布規(guī)律的影響。同時在動態(tài)性能測試平臺上對不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥壓降及響應(yīng)性能進行試驗測試對比。仿真和試驗結(jié)果均表明：隔磁徑向流磁流變閥由于設(shè)置了隔磁零件，可使磁力線在軸向和徑向阻尼間隙中均勻分布，使其壓降比不隔磁磁流變閥的壓降大。另外，由于軸向阻尼間隙受到磁場的作用，隔磁磁流變閥具有更大的上升響應(yīng)時間。

隔磁徑向流磁流變閥； 不隔磁徑向流磁流變閥； 有限元分析； 壓降； 響應(yīng)

引言

自1948年RABINOW[1]首次在磁性離合器中引入磁流變液工作介質(zhì)以來，作為智能流體的典型代表，磁流變液由于可在磁場控制下具有快速響應(yīng)的流變特性而受到廣泛關(guān)注。磁流變閥作為利用其流變特性制成的控制器件，可用作阻尼器[2-5]、減振器[6-7]和致動器[8-11]等元件的核心部件。

磁流變閥工作時，有效阻尼間隙中的磁力線方向垂直于磁流變液走向。提高磁流變閥壓降的常見方式是通過增加磁流變液有效阻尼間隙中產(chǎn)生的剪切屈服應(yīng)力，因此增大磁場可增強磁流變液的屈服應(yīng)力[12]。增大磁場強度的方式主要有2種：一是通過增加激勵線圈的尺寸或數(shù)量，但導(dǎo)致磁流變閥外形尺寸增大[13]；二是通過減小阻尼間隙的厚度[14]，但油膜效應(yīng)使得阻尼間隙厚度過小時易堵塞。此外，磁流變液的屈服應(yīng)力在磁場強度達到一定值后就會飽和，因此不斷增加阻尼間隙內(nèi)的磁場強度并不能達到提高壓降的目的[15]。

增大磁流變閥壓降可調(diào)范圍的另一種方式是延長閥中產(chǎn)生磁流變效應(yīng)的有效工作區(qū)域。近年來，國內(nèi)外學(xué)者都是通過該方式來改善磁流變閥的壓降性能[15-20]。ICHWAN等[16]利用蜿蜒式流動路徑結(jié)構(gòu)設(shè)計了一種模塊化式磁流變閥，可通過布置相同的磁流變閥數(shù)量改變閥結(jié)構(gòu)來增加有效區(qū)域，從而改變壓降，仿真和實驗數(shù)據(jù)均表明添加一個磁流變閥模塊即可增大磁流變閥壓降。IMADUDDIN等[17-18]設(shè)計了一種通過多個環(huán)形和徑向阻尼間隙組合形成蜿蜒式流動路徑的磁流變閥，雖然該閥在不增大外形尺寸的同時可實現(xiàn)2.5 MPa以上的壓降，但蜿蜒式流動路徑使受限空間中產(chǎn)生磁流變效應(yīng)的有效面積最大化，實際上也是通過延長流體的流動路徑長度來提高閥的總壓降。在一定程度上限制了其應(yīng)用場合。

本文提出通過隔磁和不隔磁材料設(shè)置的方法改變磁場結(jié)構(gòu)，使磁力線彎曲來增加閥中的有效阻尼間隙。為研究磁場結(jié)構(gòu)對磁流變閥性能的影響，在不隔磁徑向流磁流變閥研究基礎(chǔ)上[19-20]，通過合理增加零件和設(shè)置零件材料的屬性，迫使磁力線形成蜿蜒式走向，被迫進入未被利用的軸向阻尼間隙，形成一種隔磁徑向流磁流變閥，達到混合流磁流變閥的效果。該隔磁徑向流磁流變閥并沒有增加液流通道長度，只是將磁力線路徑扭轉(zhuǎn)到未利用的軸向阻尼間隙中來增加產(chǎn)生磁流變效應(yīng)的有效區(qū)域，從而達到增加壓降的目的。采用有限元法對外形尺寸和液流通道結(jié)構(gòu)相同的不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥進行仿真對比，以觀察其磁場強度及剪切應(yīng)力分布規(guī)律，并在動態(tài)性能測試臺上測試對比2種閥的壓降及響應(yīng)變化規(guī)律。

1 不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥結(jié)構(gòu)設(shè)計及工作原理

1.1 工作原理

圖1為提出的不隔磁與隔磁徑向流磁流變閥的結(jié)構(gòu)示意圖，圖2和圖3為2種磁流變閥的三維圖和加工實體圖。從圖中可看出，隔磁徑向流磁流變閥是在與不隔磁徑向流磁流變閥基本結(jié)構(gòu)相同前提下設(shè)計而成的，即2種閥的液流通道均由兩段圓管間隙流、兩段徑向間隙流和兩段軸向間隙流組成。

圖3 不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥實物圖Fig.3 Prototype pictures of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

由圖1a可得，不隔磁徑向流磁流變閥就是目前被廣泛研究的普通徑向流磁流變閥結(jié)構(gòu)，其主要零件導(dǎo)磁圓盤、定位盤、阻尼圓盤以及閥體均為導(dǎo)磁材料；同時為充分利用磁力線，繞線架選用隔磁材料，因此磁力線垂直穿過徑向阻尼間隙，即平行穿過軸向阻尼間隙，導(dǎo)致軸向阻尼間隙沒有受到磁場作用。為利用該軸向阻尼間隙，在2個阻尼圓盤中間設(shè)置隔磁性零件隔磁盤，在繞線架兩端分別設(shè)置隔磁環(huán)，同時設(shè)置繞線架為導(dǎo)磁材料，形成如圖1b所示的隔磁徑向流磁流變閥。通過隔磁盤和隔磁環(huán)的設(shè)置可改變磁場結(jié)構(gòu)，迫使磁力線彎曲形成蜿蜒式路徑，從而引導(dǎo)閥中的磁力線垂直穿過原本平行通過的軸向區(qū)域。在不改變不隔磁徑向流磁流變閥外形結(jié)構(gòu)尺寸和液流通道長度前提下，使隔磁徑向流磁流變閥達到混合流磁流變閥的效果。由于額外增加了軸向有效阻尼間隙，該隔磁徑向流磁流變閥增加了產(chǎn)生磁流變效應(yīng)的有效面積，使閥的總屈服應(yīng)力和壓降也相應(yīng)增加。

1.2 磁路設(shè)計

1.2.1不隔磁徑向流磁流變閥磁路分析

圖4為不隔磁徑向流磁流變閥磁路示意圖，磁力線垂直穿過的零件包括閥體、導(dǎo)磁圓盤、定位盤和阻尼圓盤，同時穿過徑向阻尼間隙。

閉合磁路中磁阻Ri可表示為

(1)

式中μ0——真空絕對磁導(dǎo)率，取4π×10-7H/mμi——材料的相對磁導(dǎo)率li——磁力線經(jīng)過第i部分的有效長度Si——磁力線垂直經(jīng)過第i部分橫截面面積

圖4 不隔磁閥磁路示意圖Fig.4 Sketch of magnetic circuit of non-magnetic MR valve

閥體部分的磁阻R1為

(2)

導(dǎo)磁圓盤及定位盤磁路豎直相通部分磁阻R2為

(3)

定位盤構(gòu)成磁路磁阻R3為

(4)

徑向阻尼間隙的磁阻R4為

(5)

阻尼圓盤磁力線與軸向平行部分構(gòu)成的磁路磁阻R5為

(6)

式中R——磁流變閥半徑H——閥體在磁路中的長度r0——圓管半徑th——閥體厚度r1——阻尼圓盤半徑ga——軸向阻尼間隙厚度gr——徑向阻尼間隙厚度h1——定位盤厚度hz——阻尼圓盤厚度t——導(dǎo)磁圓盤厚度μ1——10號鋼的相對磁導(dǎo)率，取1 000μ2——磁流變液的相對磁導(dǎo)率，取2.5

因此，不隔磁閥總磁阻Rm1可表示為

Rm1=2(R1+R2+R3+R4+R5)

(7)

1.2.2隔磁徑向流磁流變閥磁路分析

圖5為隔磁徑向流磁流變閥磁路示意圖，隔磁閥與不隔磁閥液流通道結(jié)構(gòu)相同，只是由于零件與材料的設(shè)置不同使得磁力線彎曲而進入軸向阻尼間隙，其中除了hz=2h2+h3外,其余尺寸均相同。隔磁閥中磁力線垂直穿過的零件有閥體、導(dǎo)磁圓盤、定位盤、徑向阻尼間隙、繞線架、軸向阻尼間隙和阻尼圓盤，因此隔磁閥磁路分為9段有效部分，各個部分的磁阻可分別表示為：

圖5 隔磁閥磁路示意圖Fig.5 Sketch of magnetic circuit of magnetic isolation MR valve

閥體部分的磁阻R1為

(8)

導(dǎo)磁圓盤及定位盤磁路豎直相通部分磁阻R2為

(9)

定位盤構(gòu)成磁路磁阻R3為

(10)

徑向阻尼間隙的磁阻R4為

(11)

阻尼圓盤磁力線與軸向平行部分構(gòu)成的磁路磁阻R5為

(12)

阻尼圓盤磁力線與徑向平行部分構(gòu)成的磁路磁阻R6為

(13)

軸向阻尼間隙的磁阻R7為

(14)

繞線架內(nèi)磁力線與徑向平行的磁阻R8為

(15)

繞線架內(nèi)磁力線與軸向平行的磁阻R9為

(16)

式中 h2——阻尼圓盤厚度 h3——隔磁盤厚度 w——繞線槽深度

因此，隔磁閥總磁阻Rm2可表示為

Rm2=2(R1+R2+R3+R4+R5+
R6+R7+R8+R9)

(17)

1.2.3不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計

磁路分析采用基爾霍夫定律，可表示為

(18)

式中 Nc——繞線圈數(shù) I——輸入線圈電流 Hi——磁路中第i部分的磁場強度

磁路共分為m段有效部分，其中不隔磁閥m=5，隔磁閥m=9。

電磁線圈產(chǎn)生的磁通量可表示為

Φ=∮cBdS=BiSi

(19)

式中 Φ——勵磁線圈產(chǎn)生的磁通量 Bi——第i部分的磁感應(yīng)強度

磁感應(yīng)強度與磁場強度關(guān)系可表達為

Bi=μ0μiHi

(20)

將式(1)、(20)代入式(18)，可得

(21)

因此，磁路的各組成部分產(chǎn)生的磁感應(yīng)強度Bi可表示為

(22)

由式(22)可知，阻尼間隙內(nèi)磁感應(yīng)強度Bi與磁阻Ri成反比，磁阻Ri越大，同一電流下所得到的磁感應(yīng)強度Bi越小。對比式(7)和式(17)，隔磁閥的總磁阻Rm2明顯大于不隔磁閥的總磁阻Rm1，因此同一電流下隔磁閥徑向阻尼間隙所產(chǎn)生的磁感應(yīng)強度小于不隔磁閥徑向間隙的磁感應(yīng)強度；同時隔磁閥磁力線垂直穿過軸向阻尼間隙，使得其軸向間隙的磁感應(yīng)強度大于不隔磁閥軸向間隙的磁感應(yīng)強度。

磁流變液的相對磁導(dǎo)率遠小于導(dǎo)磁材料的相對磁導(dǎo)率，因此阻尼間隙處磁阻遠大于導(dǎo)磁材料的磁阻。由式(1)可知阻尼間隙厚度與磁阻成正比，因此阻尼間隙是影響磁阻的主要因素。阻尼間隙厚度越大，磁阻也越大，致使磁感應(yīng)強度減小，進而使磁流變閥壓降下降；然而阻尼間隙過小又會由于油膜效應(yīng)的存在使磁流變液難以流過而堵塞，通常阻尼間隙厚度選擇0.5～1.0 mm[21]。為防止出現(xiàn)堵塞問題又不影響磁流變效應(yīng)，設(shè)計軸向和徑向阻尼間隙厚度為1.0 mm，圓管阻尼間隙厚度為2 mm。同時為了降低能量損耗，提高磁場利用率，盡量使隔磁閥軸向和徑向阻尼間隙處的剪切應(yīng)力同時飽和，即使隔磁閥軸向阻尼間隙與徑向阻尼間隙處磁感應(yīng)強度盡量相等，再加上壓降計算，磁場仿真優(yōu)化后得到如表1所示的隔磁和不隔磁閥關(guān)鍵結(jié)構(gòu)尺寸。

1.3 壓降數(shù)學(xué)模型建立

由圖4和圖5可知，不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥內(nèi)均存在圓管區(qū)域、徑向區(qū)域和軸向區(qū)域3種液流通道區(qū)域。通常磁流變閥的壓降主要由來自流體自身的粘性引起的壓降Δpη和磁流變液受磁場作用伴隨產(chǎn)生的屈服壓降Δpτ兩部分構(gòu)成。

對不隔磁閥和隔磁閥磁力線走向進行對比研究，從相同點來說，其圓管區(qū)域皆不受磁場作用，僅為具有粘性阻力的區(qū)域，徑向區(qū)域皆受磁場影響，可分為有效路徑區(qū)域；從不同點來說，不隔磁閥軸向間隙區(qū)域中磁力線平行磁流變液走向，相反，隔磁閥磁力線被彎曲以致軸向區(qū)域磁力線垂直磁流變液走向。因此，不隔磁閥軸向區(qū)域為僅具有粘性阻力的區(qū)域，而隔磁閥軸向區(qū)域被分為有效路徑區(qū)域。

表1 不隔磁閥和隔磁閥關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Key structural parameters of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

圓管間隙處壓降為

(23)

式中q——體積流量η——零場粘度

徑向間隙處壓降為

(24)

式中c——修正系數(shù)，取2～3τy1——徑向間隙的動態(tài)屈服應(yīng)力

對于軸向間隙，由于不隔磁閥和隔磁閥在該處的不同，對其粘致壓降和屈服壓降分別計算。其中，粘致壓降可表示為

(25)

屈服壓降可表示為

(26)

式中τy2——軸向間隙的動態(tài)屈服應(yīng)力

采用由式(23)～(26)給出的軸向、徑向和圓管壓降的數(shù)學(xué)表達式，不隔磁閥的壓降數(shù)學(xué)模型為

Δp1=2(Δpa-η+Δpr-η+Δpr-τ+Δporifice)

(27)

隔磁閥的壓降數(shù)學(xué)模型表示為

Δp2=2(Δpa-η+Δpa-τ+Δpr-η+Δpr-τ+Δporifice)

(28)

2 不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥電磁場仿真分析

2.1 仿真模型建立

磁場強度和有效工作間隙尺寸是提高磁流變閥壓降可調(diào)范圍的2個關(guān)鍵要素。為了驗證磁場結(jié)構(gòu)變化對于不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥的影響，同時考慮到兩種磁流變閥截面均為規(guī)則的軸對稱圖形，在不影響仿真精度的前提下，取截面的1/2作為仿真對象，將圖6所示2種閥的二維軸對稱圖導(dǎo)入到ANSYS電磁場仿真軟件中，除了在閥阻尼間隙中間添加非磁性隔磁盤，在繞線架兩端設(shè)置非磁性隔磁環(huán)以用于形成蜿蜒式磁力線外，2種閥的關(guān)鍵尺寸和結(jié)構(gòu)均保持相同。

圖6 不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥仿真模型Fig.6 Entity models of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves1.阻尼間隙 2.定位盤 3.阻尼圓盤 4.隔磁盤 5.隔磁環(huán) 6.繞線架 7.導(dǎo)磁圓盤 8.勵磁線圈 9.閥體

圖6還根據(jù)材料特性分為隔磁材料、線圈、導(dǎo)磁材料和磁流變液4個區(qū)，其各部分的物理特性為：隔磁材料采用不銹鋼，擁有優(yōu)越的隔磁效果；線圈采用均勻排布的銅線，可視為均勻材料，相對導(dǎo)磁率為1；導(dǎo)磁材料采用10號低碳鋼，其特性如圖7所示，在一定范圍內(nèi)具有迅速磁化和迅速退磁的特點；阻尼間隙內(nèi)的磁流變液采用重慶研究所開發(fā)的MRF-J01T型，其磁場強度和剪切應(yīng)力之間的關(guān)系如圖8所示，可使用最小二乘法近似表示為

τy=a3B3+a2B2+a1B+a0

(29)

式中：a3=-984.274 2 kPa/T3，a2=865.390 1 kPa/T2，a1=-48.464 4 kPa/T，a0=0.018 2 kPa。

圖7 10號鋼的B-H曲線Fig.7 B-H curve of 10# steel material

圖8 磁流變液特性曲線Fig.8 Specification curve of MRF-J01T

仿真過程中采用2D單元，單元類型為Magnetic vector 中的Quad 8node 53，此單元實常數(shù)中的Element behavior 選項選Axisymmetric(軸對稱單元)；邊界條件為磁力線平行邊界(理想情況下的無漏磁邊界)；勵磁載荷為在面積上施加電流密度。

2.2 壓降性能仿真分析

圖9分別顯示了不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥整個磁路的磁力線走向。應(yīng)當(dāng)注意，影響磁流變液剪切屈服應(yīng)力的磁力線僅僅是垂直穿過磁流變閥阻尼間隙處的磁力線。從圖9a可發(fā)現(xiàn)，不隔磁閥磁力線僅垂直穿過徑向阻尼間隙，即與軸向阻尼間隙平行，因此不隔磁閥受到磁場作用的有效區(qū)域只有徑向阻尼間隙。如圖9b所示，由于隔磁閥中加入的非磁性零件隔磁盤和隔磁環(huán)，扭轉(zhuǎn)了閥內(nèi)的磁力線路徑來延長有效流動路徑，使閥在具有有效徑向阻尼間隙的同時迫使磁力線形成蜿蜒式走向垂直穿過軸向阻尼間隙，從而增加了兩段額外的軸向有效區(qū)域。圓管間隙中磁力線基本不垂直于磁場，因此磁場對該區(qū)域中磁流變液剪切屈服應(yīng)力的影響可以忽略。然而，雖然圓管間隙不提供依賴于磁場強度的屈服壓降，但是該間隙仍然對粘性壓降有貢獻。

圖10所示分別為不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥4個間隙區(qū)域的磁感應(yīng)強度分布變化。由圖10a可知，不隔磁閥徑向間隙區(qū)域S1和S2產(chǎn)生了較高的平均磁感應(yīng)強度，而在軸向間隙區(qū)域S3和S4中，平均磁感應(yīng)強度幾乎為零。在輸入電流1.2 A時，區(qū)域S1和S2中平均磁感應(yīng)強度達到0.52 T，區(qū)域S3和S4只有0.04 T。由圖10b可知，隔磁閥徑向間隙區(qū)域S1和S2中的磁感應(yīng)強度峰值雖低于軸向間隙區(qū)域S3和S4，但區(qū)域S1和S2獲得更高的平均磁感應(yīng)強度。輸入電流1.2 A時，區(qū)域S1和S2中達到0.41 T，區(qū)域S3和S4的平均磁感應(yīng)強度有0.36 T。這說明一旦磁力線被引導(dǎo)進入閥中軸向間隙區(qū)域中，區(qū)域S1和S2中的總磁通量減小，但在區(qū)域S3和S4中觀察到平均磁通量密度增加。因此，更多的磁通量分布在區(qū)域S3和S4中，并且在所有區(qū)域中平衡出平均磁通密度。磁通密度降低的原因可能是由于隔磁盤零件的增加導(dǎo)致磁阻上升，從而降低了磁通密度。這表明非磁性隔磁盤在閥中均勻地分開阻尼圓盤，可使得磁通量分布在軸向間隙區(qū)域中。

圖9 不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥磁力線分布Fig.9 Magnetic flux density distributions of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

圖10 阻尼間隙處磁感應(yīng)強度變化對比曲線Fig.10 Comparison of magnetic flux density at resistance gap

基于圖10中各間隙的磁感應(yīng)強度，推導(dǎo)圖11中相對應(yīng)的剪切屈服應(yīng)力。由圖11可得，屈服應(yīng)力的變化規(guī)律類似于圖10所示的磁感應(yīng)變化規(guī)律。受磁場作用的有效阻尼間隙處，不隔磁閥的磁感應(yīng)強度總是高于隔磁閥。另外，磁流變液的飽和剪切屈服應(yīng)力約為70 kPa，可在0.53 T的磁感應(yīng)強度下實現(xiàn)。因此，一旦有效區(qū)域中的平均磁感應(yīng)超過0.53 T，則屈服應(yīng)力保持恒定在70 kPa，即任何將磁感應(yīng)增大到0.53 T以上的改變，理論上都不會導(dǎo)致磁流變閥性能改善。雖然不隔磁閥具有更高的磁感應(yīng)強度，但是在1.2 A時已接近飽和值，所以更高的磁感應(yīng)強度對剪切屈服應(yīng)力并沒有作用。但隔磁閥徑向區(qū)域S1和S2的磁感應(yīng)強度降低反而使軸向區(qū)域S3和S4的磁感應(yīng)強度增大，且在1.5 A時都達到飽和，由于壓降可以從磁通密度的增量達到最佳值，通過將磁力線扭轉(zhuǎn)到軸向間隙中來增加有效區(qū)域可以有助于增加閥的壓降，即使總體平均磁通密度降低。

由圖12所示的壓降隨電流輸入的變化曲線可知，不隔磁閥的壓降最初高于隔磁閥；隨著電流輸入的增加，壓降的增加速率減慢，導(dǎo)致隔磁閥在電流1.0 A之后超過不隔磁閥的壓降。然而，此時隔磁閥的平均磁感應(yīng)值遠不能實現(xiàn)磁流變液的最佳屈服應(yīng)力，因此與不隔磁閥相比，壓降可進一步增加。這是由于不隔磁閥在1.2 A時已接近飽和值，而隔磁閥由于非磁性零件的加入使得磁通量被引入閥中的軸向間隙區(qū)域S3和S4中，使得區(qū)域S1和S2的磁通量減小，但是在區(qū)域S3和S4中觀察到平均磁通量密度的增加。區(qū)域S1和S2中磁感應(yīng)強度值的減小對壓降并沒有消極影響，因為平均磁通密度的任何增量超過0.53 T都不能幫助增加閥區(qū)域中的剪切應(yīng)力或閥的總壓降。同時，區(qū)域S3和S4中增加的磁感應(yīng)強度有助于進一步增加隔磁徑向流磁流變閥的有效磁流變效應(yīng)區(qū)域和總壓降。

圖12 不隔磁閥和隔磁閥仿真壓降對比Fig.12 Comparison of simulated pressure drop of non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

3 壓降特性和響應(yīng)性能試驗分析

3.1 磁流變閥壓降性能測試系統(tǒng)

圖13 磁流變閥壓降性能測試系統(tǒng)Fig.13 Test rig of pressure drop performance1.油箱 2.定量泵 3.溢流閥Ⅰ 4.溢流閥Ⅱ 5.壓力傳感器Ⅰ 6.磁流變閥 7.壓力傳感器Ⅱ 8.主機 9.采集卡 10.電源Ⅰ11.電源Ⅱ

圖13所示為搭建的隔磁和不隔磁磁流變閥壓降性能測試平臺。該試驗臺由電動機驅(qū)動齒輪式定量泵工作，作為系統(tǒng)動力驅(qū)動源，定量泵的系統(tǒng)流量為4 L/min；溢流閥Ⅰ主要作為安全閥，對系統(tǒng)進行過載保護，控制液壓回路中的壓力；溢流閥Ⅱ主要對出口壓力起穩(wěn)壓作用，同時提供模擬負載；壓力傳感器Ⅰ和Ⅱ連接電源Ⅰ，磁流變閥的勵磁線圈由電源Ⅱ輸入電流；磁流變閥進口和出口壓力分別由壓力傳感器Ⅰ和Ⅱ檢測，測得的壓力數(shù)據(jù)通過數(shù)據(jù)采集卡采集，并傳送到LabVIEW測試系統(tǒng)中進行計算及存儲。

3.2 磁流變閥壓降性能分析

3.2.1隔磁徑向流磁流變閥壓降性能分析

手動調(diào)節(jié)電源Ⅱ使電流從0 A變化到2 A，并以0.1 A的間隔進行加載，可得到對應(yīng)電流下的進口及出口壓力，以觀察輸入電流以及負載工況改變時壓降的變化規(guī)律。其中負載工況可通過手動旋轉(zhuǎn)溢流閥Ⅱ的調(diào)節(jié)螺栓改變背壓來得到。溢流閥Ⅱ調(diào)節(jié)螺栓未旋轉(zhuǎn)時為負載工況0，此時閥口處于未關(guān)閉狀態(tài)；順時針旋轉(zhuǎn)溢流閥Ⅱ調(diào)節(jié)螺栓2圈為負載工況1；順時針旋轉(zhuǎn)溢流閥Ⅱ調(diào)節(jié)螺栓4圈為負載工況2。

圖14為隔磁徑向流磁流變閥在負載工況1下隨電流輸入的壓力變化。從圖14中曲線趨勢可知，當(dāng)電流以0.1 A的間隔加載時，進口壓力和壓降以一定的平均增量穩(wěn)定地增加，當(dāng)調(diào)節(jié)電流為1.4 A時，進口壓力和壓降的上升趨勢逐漸平緩，代表隔磁徑向流磁流變閥已趨近于飽和狀態(tài)，直至加載到在1.8 A時得到約4.2 MPa的最大壓降后達到飽和。出口壓力由于溢流閥Ⅱ提供背壓基本保持恒定，但圖14中出口壓力曲線顯示有小幅度的上下波動，其原因可能是電動機振動造成泵輸出的流量不穩(wěn)定和泵內(nèi)齒輪磨損，或者回油對油缸內(nèi)液體沖擊時產(chǎn)生氣泡，導(dǎo)致油缸液體混入少量空氣而引起系統(tǒng)壓力波動。

圖14 隔磁徑向流磁流變閥壓力在負載1下變化曲線Fig.14 Changing curves of pressure under load condition 1 with respect to current

圖15顯示了負載對于隔磁徑向流磁流變閥壓降性能的影響，由圖15可知，3條壓降曲線的變化并沒有受到模擬負載的影響，只隨著電流的改變而改變。因此，該閥可并聯(lián)在液壓缸旁利用兩端的壓差來控制活塞運動，形成磁流變閥控阻尼器，該種旁通式閥控結(jié)構(gòu)可減小阻尼器尺寸，同時所設(shè)計的隔磁徑向流磁流變閥壓差可調(diào)范圍的增大可進一步擴大阻尼力可調(diào)范圍，使其能夠應(yīng)用于不同阻尼工況下的小體積安裝場合。

圖15 隔磁徑向流磁流變閥不同負載工況下壓降變化Fig.15 Variation of pressure drop under various load conditions and current input

3.2.2不隔磁徑向流磁流變閥壓降性能分析

圖16為不隔磁徑向流磁流變閥處于負載工況1時壓力隨電流輸入的變化規(guī)律。對比圖14可知，不隔磁閥入口壓力、出口壓力以及壓降的變化趨勢與隔磁閥一致，只是壓力和飽和點不同。不隔磁閥在輸入電流1.2 A時壓降達到飽和，約為3.2 MPa。

圖16 不隔磁徑向流磁流變閥壓力在負載1下變化曲線Fig.16 Changing curves of pressure under load condition 1 with respect to current

圖17顯示了負載對于不隔磁徑向流磁流變閥壓降性能的影響，同樣可發(fā)現(xiàn)模擬負載對壓降的影響可以忽略。

圖17 不隔磁徑向流磁流變閥不同負載工況下壓降變化Fig.17 Variation of pressure drop under various load conditions and current input

3.2.3壓降性能對比

圖18所示為不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥壓降性能對比曲線。相比圖12所示不隔磁閥和隔磁閥仿真壓降曲線，試驗壓降對比具有相同的變化趨勢。從圖18中可知，不隔磁閥的壓降在電流較小時高于隔磁閥壓降，直至電流為1.0 A時，隔磁閥的壓降開始超過不隔磁閥。當(dāng)輸入電流達到1.8 A時，不隔磁閥的壓降為3.2 MPa，隔磁閥的壓降為4.2 MPa。從壓降試驗對比曲線可看出通過將磁力線扭轉(zhuǎn)引入到未被利用的阻尼間隙中可增加31%的壓降，使其達到一般混合流動式磁流變閥的效果。

圖18 不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥試驗壓降對比Fig.18 Comparison of pressure drop for non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves

3.3 磁流變閥響應(yīng)性能測試系統(tǒng)

圖19所示為不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥壓降響應(yīng)性能測試原理圖，各元件功能與壓降性能測試系統(tǒng)一致。手動調(diào)節(jié)好電源Ⅱ相應(yīng)試驗電流，通過控制電源Ⅱ開關(guān)的通斷來施加和撤去響應(yīng)激勵電流，將LabVIEW測試系統(tǒng)改為自動采集數(shù)據(jù)。磁流變閥壓降響應(yīng)時間分為上升和下降響應(yīng)時間，其中上升響應(yīng)時間定義為施加電流后，壓降從初始狀態(tài)上升到壓降飽和值的2/3所需要的時間；同樣，閥下降響應(yīng)時間定義為撤去電流后，壓降從飽和值下降到飽和值的1/3所需的時間。

圖19 磁流變閥響應(yīng)性能測試系統(tǒng)原理圖Fig.19 Principle diagram of test system of response time1.油箱 2.定量泵 3.溢流閥Ⅰ 4.溢流閥Ⅱ 5.壓力傳感器Ⅰ 6.磁流變閥 7.壓力傳感器Ⅱ 8.主機 9.采集卡 10.電源Ⅱ 11.電源Ⅰ

3.4 磁流變閥響應(yīng)性能分析

圖20顯示了負載1工況下隔磁徑向流磁流變閥施加及撤去不同輸入電流時壓降的上升和下降時間響應(yīng)歷程。由圖20可知，閥上升響應(yīng)時間在達到飽和前與施加電流有關(guān)，電流為0.4 A時，壓降上升所需時間為98 ms，而隨著加載電流的增加，壓降上升響應(yīng)時間逐步加大，在電流1.6 A時上升響應(yīng)時間為204 ms，這是因為電流越大，所需要建立的壓降越大，致使上升所消耗的時間也越長；而不同電流下壓降下降響應(yīng)時間接近，約為106 ms。

圖20 隔磁閥不同輸入電流下壓降時間響應(yīng)歷程Fig.20 Response time of pressure drop with respect to different current input

圖21顯示不隔磁徑向流磁流變閥的壓降響應(yīng)時間隨施加電流改變而改變。與隔磁徑向流磁流變閥類似，不隔磁徑向流磁流變閥上升響應(yīng)時間隨著激活電流的增加而增加，直至在1.2 A時達到飽和后基本不變，約138 ms。而下降響應(yīng)時間也基本接近，不受電流影響。此外，與上升響應(yīng)時間相比，不隔磁徑向流磁流變閥具有較慢的下降響應(yīng)時間，約144 ms。

圖21 不隔磁閥不同輸入電流下壓降時間響應(yīng)歷程Fig.21 Response time of pressure drop with respect to different current input

圖22顯示了不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥在加載電流0.8 A時不同負載下壓降響應(yīng)性能的對比情況。由圖22可知，兩種磁流變閥分別在3種負載下的壓降響應(yīng)曲線幾乎一致，即響應(yīng)特性也與負載無關(guān)。另外，施加電流為0.8 A時，隔磁閥具有比不隔磁閥更低的壓降，但上升響應(yīng)時間卻更長，隔磁閥為145 ms，不隔磁閥為131 ms，這是因為隔磁閥軸向間隙區(qū)域也受到磁場的作用，相反，隔磁徑向流磁流變閥具有比不隔磁閥更短的下降響應(yīng)時間。

圖22 不同負載下壓降響應(yīng)比較Fig.22 Compariosn of response time of pressure drop under various load conditions at applied current of 0.8 A

4 結(jié)論

(1)磁場參數(shù)相同情況下對不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥進行了建模仿真，結(jié)果表明隔磁閥的初始平均磁通密度低于不隔磁閥，但是不隔磁閥比隔磁閥更早到達飽和點，隔磁閥中非磁性隔磁盤和隔磁環(huán)的設(shè)置使得徑向間隙的磁感應(yīng)強度降低，卻增大了軸向間隙的磁感應(yīng)強度，有助于進一步增加閥的壓降。

(2)對不隔磁與隔磁徑向流磁流變閥進行了壓降特性試驗對比，結(jié)果表明輸入電流為1.8 A時，不隔磁閥壓降為3.2 MPa，而隔磁閥壓降可達4.2 MPa，說明隔磁閥通過設(shè)置零件和其屬性可改變磁場結(jié)構(gòu)，迫使磁力線垂直經(jīng)過未被利用的軸向液流通道，增加軸向阻尼間隙的壓降，可增加額外的31%的壓降，達到混合流動式磁流變閥的效果。

(3)對不隔磁和隔磁徑向流磁流變閥瞬態(tài)響應(yīng)特性進行試驗研究，上升狀態(tài)下的壓力響應(yīng)時間均隨著施加電流的增大而增大，下降響應(yīng)時間則不受電流影響。另外，由于軸向間隙受到磁場的作用，隔磁徑向流磁流變閥比不隔磁徑向流磁流變閥具有更大的上升響應(yīng)時間。

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InfluenceofMagneticFieldStructureonDynamicPerformanceofRadialMagnetorheologicalValve

HU Guoliang ZHONG Fang

(KeyLaboratoryofConveyanceandEquipment,MinistryofEducation,EastChinaJiaotongUniversity,Nanchang330013,China)

Magnetorheological valve is one of the basic ways to apply and accommodate the MR fluid into most of hydraulic applications. A novel magnetic isolation radial MR valve which the magnetic flux was guided into the annular gap was proposed by changing the material properties of the typical single radial type MR valve. Compared with the magnetic field lines distributed only in the radial flow path of the non-magnetic radial MR valve, the magnetic isolation radial MR valve increased the effective annular region of the valve by changing magnetic field structure and without having to increase the valve dimension. The finite element method (FEM) was used to investigate the effects of magnetic field structure on pressure drop change in the non-magnetic and magnetic isolation radial MR valves under the same geometry conditions and the same flow path. The experimental test rig was set up to validate the simulation results, the simulation and experimental results showed that the pressure drop of the magnetic isolation radial MR valve can be increased by changing the material properties to twist and weave the magnetic flux into unexposed region to the magnetic field, which was superior to that of non-magnetic radial MR valve. In addition, due to the annular flow path was affected by the magnetic field, the magnetic isolation radial MR valve had greater rise response time.

magnetic isolation radial MR valve; non-magnetic radial MR valve; finite element analysis; pressure drop; response

TH137.5

A

1000-1298(2017)09-0411-10

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.09.052

2017-06-11

2017-07-01

國家自然科學(xué)基金項目(51765016、51475165、11462004)、江西省主要學(xué)科學(xué)術(shù)和技術(shù)帶頭人計劃項目(20162BCB22019)和江西省創(chuàng)新驅(qū)動5511科技創(chuàng)新人才項目(20165BCB18011)

胡國良(1973—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事磁流變智能器件及結(jié)構(gòu)、流體傳動及控制研究，E-mail： glhu@ecjtu.edu.cn