磁流變緩沖器在火炮后坐中的熱流耦合場(chǎng)分析

張 廣， 汪輝興， 歐陽(yáng)青， 王 炅

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

磁流變膠(MRG)是一種新型磁流變智能材料[1-3]，特性介于磁流變液和磁流變彈性體之間，通過(guò)改變高分子基質(zhì)的交聯(lián)度來(lái)控制零場(chǎng)黏度，進(jìn)而改善顆粒沉降等火炮應(yīng)用關(guān)鍵問(wèn)題.該材料在無(wú)外加磁場(chǎng)下具有流動(dòng)性，而在外加磁場(chǎng)作用下具有較高的剪切屈服應(yīng)力，因此具有更高的磁流變效應(yīng)，在振動(dòng)控制領(lǐng)域的阻尼器件以及傳感應(yīng)用中潛力巨大[4-6].對(duì)于傳統(tǒng)火炮的制退機(jī)反后坐裝置，流液阻尼通道面積通常為常數(shù)或緩沖行程的函數(shù)，難以根據(jù)外部射擊條件來(lái)實(shí)時(shí)改變自身阻尼變化規(guī)律，因此無(wú)法滿(mǎn)足現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)中應(yīng)用環(huán)境多變性的要求[7-9].

磁流變智能材料具有良好的機(jī)電耦合特性和高效性，在簡(jiǎn)單條件下的抗振沖控制中效果良好，為復(fù)雜條件下機(jī)電系統(tǒng)的沖擊緩沖控制設(shè)計(jì)提供了可能[8].磁流變緩沖裝置已逐漸應(yīng)用于汽車(chē)懸掛系統(tǒng)和飛機(jī)起落架抗沖擊減振以及火炮反后坐抗振沖等[9-11]，并開(kāi)始應(yīng)用于軍事工程領(lǐng)域和武器減振系統(tǒng).Ahmadian等[12]設(shè)計(jì)了適合高速用的火炮反后坐磁流變阻尼器，建立反后坐過(guò)程動(dòng)力學(xué)模型，并進(jìn)行高剪切試驗(yàn)，驗(yàn)證了其運(yùn)用于火炮反后坐的可能性；王炅等[13-15]研制出適用于火炮反后坐的MRG，設(shè)計(jì)多級(jí)并聯(lián)式磁流變緩沖器，討論了其動(dòng)態(tài)特性，并對(duì)其火炮反后坐緩沖的可控性展開(kāi)分析；Bajkowski等[16-17]研究了磁流變緩沖器在AKMS卡賓槍后坐減振系統(tǒng)中的緩沖性能；Singh等[18]以火炮開(kāi)火時(shí)后坐載荷最小化和火力最大化為控制目標(biāo)，提出了一種多目標(biāo)優(yōu)化問(wèn)題，建立考慮彈簧在內(nèi)的后坐磁流變減振器的力學(xué)模型，通過(guò)評(píng)估壓力來(lái)預(yù)測(cè)阻尼器反沖力；Akiwate等[19]設(shè)計(jì)了用于火炮反后坐磁流變阻尼器，并將其與以傳統(tǒng)被動(dòng)制退機(jī)為基礎(chǔ)的火炮減振裝置進(jìn)行輸出力學(xué)性能的比較.

基于火炮反后坐在后坐過(guò)程時(shí)間短暫(以毫秒計(jì))，炮膛合力變化劇烈、峰值高等特點(diǎn)，磁流變緩沖器應(yīng)用于火炮后坐時(shí)，后坐部分受力復(fù)雜，對(duì)緩沖器內(nèi)部多物理耦合場(chǎng)的影響具有時(shí)變性和非線(xiàn)性等特點(diǎn)；此外，磁流變技術(shù)運(yùn)用于火炮反后坐的關(guān)鍵問(wèn)題在于如何制備一種抗沉降性能良好的磁流變材料.因此，本文利用自制的硅樹(shù)脂基MRG-70，根據(jù)Herschel-Bulkley力學(xué)模型將其運(yùn)用于磁流變緩沖器，對(duì)緩沖器后坐時(shí)內(nèi)部熱-流耦合場(chǎng)展開(kāi)理論分析和數(shù)值計(jì)算.

1 MRG制備及其穩(wěn)態(tài)剪切測(cè)試

1.1 MRG制備

MRG-70制備流程如圖1所示.制備過(guò)程分為3步：有機(jī)硅低聚物(中間體)的制備、改性環(huán)氧硅樹(shù)脂的制備(成品)和硅樹(shù)脂基的磁流變膠的制備.

圖1 硅樹(shù)脂基磁流變膠制備流程Fig.1 Preparation of silicone-based MRG

1.2 穩(wěn)態(tài)剪切測(cè)試

分別對(duì)不同磁場(chǎng)下MRG-70的流動(dòng)曲線(xiàn)進(jìn)行Herschel-Bulkley函數(shù)擬合，如圖2(a)所示，并對(duì)稠度系數(shù)k和非牛頓指數(shù)n進(jìn)行參數(shù)識(shí)別，結(jié)果如表1所示.可見(jiàn)：對(duì)于不同磁場(chǎng)條件，非牛頓指數(shù)滿(mǎn)足n<1，說(shuō)明在不同磁場(chǎng)下磁流變膠為一種具有初始剪切屈服應(yīng)力并伴隨剪切稀化特性的非牛頓流體.結(jié)果符合Xu等[20]研究結(jié)論，因此可進(jìn)一步證明用Herschel-Bulkley模型描述磁流變膠流動(dòng)特性的可行性.

Zubieta等[21]研究結(jié)果表明Herschel-Bulkley模型中k和n分別滿(mǎn)足以磁感應(yīng)強(qiáng)度B為指數(shù)分布，對(duì)不同磁場(chǎng)下k和n進(jìn)行指數(shù)函數(shù)擬合，擬合結(jié)果如圖3所示.可見(jiàn)：MRG-70的k和n隨B呈指數(shù)變化，擬合精度分別為 0.924 6 和 0.954 9.分別得到k和n的變化公式：

圖2 MRG-70在不同磁場(chǎng)下的流動(dòng)曲線(xiàn)和黏度曲線(xiàn)Fig.2 Flow curves and viscosity curves at different magnetic fields for MRG-70

Tab.1 Parameters of Herschel-Bulkley function at different magnetic fields

B/mTkn01.452010.978521311221.8780.272572641893.3020.291345281273.8500.4114110561268.9070.35775

圖3 稠度系數(shù)和非牛頓指數(shù)Fig.3 Consistency coefficient and non-Newtonian index

k=1 455.75-1 458.7e(-B/56.97)

(1)

n=0.336 02+0.616 72e(-B/4.638 34)

(2)

2 火炮后坐緩沖系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)分析

2.1 固定式火炮磁流變緩沖后坐過(guò)程運(yùn)動(dòng)分析

如圖4所示，發(fā)射時(shí)后坐部分所受的主動(dòng)力為炮膛合力Fpt和后坐部分重力mhg，分別作用于炮膛軸線(xiàn)和后坐部分質(zhì)心.此外，約束反力包括磁流變緩沖器阻力FMR，復(fù)進(jìn)機(jī)力Ff及其密封裝置的摩擦力F，以及搖架導(dǎo)軌的法向力FN1、FN2和相應(yīng)摩擦力FT1、FT2.另外，火炮射角為φ，炮膛中軸線(xiàn)與重心線(xiàn)在垂直于中軸線(xiàn)方向上的距離為L(zhǎng)e.

圖4 磁流變緩沖器火炮后坐部分受力示意圖Fig.4 Force diagram of artillery recoil part of magneto rheological damper

為了便于分析磁流變緩沖器的緩沖特性，在耦合模型中不考慮火炮后坐時(shí)復(fù)進(jìn)過(guò)程，同時(shí)忽略搖架導(dǎo)軌之間的摩擦力，則運(yùn)動(dòng)微分方程可簡(jiǎn)化為：

(3)

式中：mh為后坐部分質(zhì)量；φ表示火炮射角.

固定式火炮的炮架安裝在很重的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上，其穩(wěn)定性有保證，因此在設(shè)計(jì)反后坐制動(dòng)機(jī)制時(shí)主要考慮縮小后坐行程和相應(yīng)地減少后坐阻力.圖5(a)為后坐全長(zhǎng)取常數(shù)的理想后坐阻尼規(guī)律，但后坐阻力初始值FMR0需根據(jù)MRG-70磁滯性和慣性、電磁線(xiàn)圈時(shí)滯性、氣體壓縮性，以及結(jié)構(gòu)響應(yīng)的時(shí)滯性等確定，因而無(wú)法在后坐初始瞬間躍至理想穩(wěn)定值.考慮現(xiàn)實(shí)因素對(duì)固定式火炮后坐阻力優(yōu)化規(guī)律的影響，如圖5(b)所示：后坐阻力在炮膛時(shí)期由初始值FMR1增加至FMR2(后坐力穩(wěn)定值)，并在后效期內(nèi)保持穩(wěn)定.

圖8 雙出桿三級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器結(jié)構(gòu)Fig.8 Structure of independent three stage magnetorheological damper of double rod

圖5 固定式火炮后坐阻力優(yōu)化前后示意圖Fig.5 Schematic diagram of recoil resistance before and after optimization of fixed artillery

圖6和7分別為該型號(hào)固定式火炮諸元時(shí)間特性曲線(xiàn)和位移-時(shí)間曲線(xiàn).由圖6可知：在Fpt和FMR共同作用下，交點(diǎn)ta之前Fpt大于優(yōu)化后FMR，后坐速度V上升，但在后坐質(zhì)量炮膛軸線(xiàn)分量mhgsinφ作用下，延遲tm-ta在tm處速度達(dá)到最大值Vm，此時(shí)Fpt與mhgsinφ的和等于FMR，在tm之后，F(xiàn)pt與mhgsinφ之和小于FMR，使V下降，約在220 ms時(shí)，V降為0，此時(shí)后坐位移X達(dá)到最大值Xf，如圖7 所示，約為 1 280 mm.

圖6 火炮諸元時(shí)間特性曲線(xiàn)Fig.6 Time characteristic of artillery data

圖7 火炮位移-時(shí)間曲線(xiàn)Fig.7 Artillery displacement-time curve

2.2 雙出桿三級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器結(jié)構(gòu)

火炮在發(fā)射過(guò)程中承受很大的炮膛沖擊力，炮膛時(shí)期其沖擊峰值高且變化劇烈、維持時(shí)間短，因此需要一個(gè)有相當(dāng)阻力可調(diào)范圍的緩沖器.采用三級(jí)獨(dú)立式線(xiàn)圈來(lái)增加緩沖器工作間隙的有效長(zhǎng)度，從而增加磁流變緩沖器輸出阻尼的可調(diào)范圍.為減少后坐過(guò)程中腔內(nèi)氣體壓縮導(dǎo)致緩沖器時(shí)滯現(xiàn)象，三級(jí)獨(dú)立式緩沖器設(shè)計(jì)為雙出桿結(jié)構(gòu)，其具體結(jié)構(gòu)如圖8所示.

所用的磁流變材料為MRG-70，流變特性滿(mǎn)足Herschel-Bulkley模型.其中，Dc外缸筒外徑，Dci為外缸筒內(nèi)徑，Dp為線(xiàn)圈環(huán)繞外徑，Dpi為線(xiàn)圈環(huán)繞內(nèi)徑，Dr為雙頭活塞桿外徑，Lo為外部磁軛軸向長(zhǎng)度，Li為內(nèi)部磁軛軸向長(zhǎng)度，Lc為線(xiàn)圈軸向長(zhǎng)度.k和n與B滿(mǎn)足式(1)和(2)，每級(jí)線(xiàn)圈匝數(shù)z為500匝，允許通過(guò)的最大電流Icoil為1A，相鄰級(jí)線(xiàn)圈電流方向相反，保證磁場(chǎng)同向疊加增強(qiáng)效果.

3 磁流變緩沖器多物理場(chǎng)分析

如圖9所示，磁流變緩沖器在炮膛合力的沖擊下，MRG-70從壓力腔通過(guò)工作間隙環(huán)流向真空腔(磁場(chǎng)越大，兩個(gè)腔體的壓力差越大)，在工作阻尼環(huán)產(chǎn)生壓力降，流體產(chǎn)生Poiseuille壓力流；同時(shí)，由于在磁場(chǎng)作用下，流體動(dòng)力黏度隨之發(fā)生時(shí)變和非線(xiàn)性變，因此還存在Couette黏性流.沖擊能量在這兩個(gè)特性流下被耗散，轉(zhuǎn)化為器件內(nèi)部熱量，且壓力流和黏性流可以通過(guò)磁場(chǎng)控制，進(jìn)而控制沖擊能量過(guò)程耗散.另外，值得指出的是，在相鄰兩線(xiàn)圈方向互異加載電流的情況下，三級(jí)線(xiàn)圈在阻尼通道中軸面產(chǎn)生的磁通密度模最大，如圖10所示，因此針對(duì)三級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器展開(kāi)熱-流分析.

圖9 后坐過(guò)程耦合場(chǎng)屬性流Fig.9 Coupling field attribute flow during recoil process

圖10 阻尼通道磁通密度模隨線(xiàn)圈分布Fig.10 The magnetic flux density in central axial surface of the damping channel varies with the order of the coils

磁流變緩沖器主要組件包括緩沖器缸筒、活塞、活塞桿、電磁線(xiàn)圈以及MRG-70.活塞和缸筒的內(nèi)壁之間存在一個(gè)小的環(huán)形空間，分布有4個(gè)磁極，所對(duì)應(yīng)的阻尼通道即為MRG-70的工作通道.當(dāng)活塞頭在緩沖器內(nèi)位置改變時(shí)，MRG-70被迫以較大的剪切速率流過(guò)磁極(包括Poiseuille壓力流和Couette黏性流)，使內(nèi)部鏈發(fā)生破壞，產(chǎn)生明顯熱量并沿著軸向和徑向?qū)α骱蛡鲗?dǎo)傳遞.徑向熱量傳遞包括MRG-70本身內(nèi)部徑向?qū)α骱蛡鲗?dǎo)傳熱、缸筒內(nèi)部徑向傳導(dǎo)，以及傳熱經(jīng)過(guò)緩沖器缸筒外壁與外部空氣發(fā)生對(duì)流傳熱；軸向熱量傳遞包括MRG-70本身內(nèi)部軸向?qū)α骱蛡鲗?dǎo)傳熱、缸筒內(nèi)部軸向傳導(dǎo).這個(gè)過(guò)程中缸筒與外部空氣對(duì)流傳熱可用牛頓的對(duì)流冷卻定律表示：

(3)

式中：tc、ta和Δt分別為缸筒外壁溫度、空氣溫度及其溫差；1/(hA)為對(duì)流傳熱熱阻；q為熱流密度；h為對(duì)流熱系數(shù)；Γ為傳熱功率；A為固液有效接觸面積.

磁流體緩沖器的流體流動(dòng)可以通過(guò)弱可壓縮Navier-Stokes方程描述，求解速度場(chǎng)u和壓力p：

(4)

假定密度與溫度無(wú)關(guān)，則黏度與溫度的關(guān)系可以表示為：

(5)

式中：kB、nB為磁感應(yīng)強(qiáng)度下的稠度系數(shù)和非牛頓指數(shù)，分別滿(mǎn)足式(1)和(2).

因此，可對(duì)磁流體域和緩沖器本體求解共軛傳熱.流體域通過(guò)對(duì)流和傳導(dǎo)進(jìn)行傳熱，固體域只有傳導(dǎo)傳熱，假定流體域和固體域之間為連續(xù)變化的溫度場(chǎng)，在流體域中需要考慮緩沖器在輕微壓縮時(shí)(活塞發(fā)生微小位移)會(huì)產(chǎn)生黏性耗散熱和壓力耗散熱，兩者耦合共軛傳熱關(guān)系可表達(dá)為：

(6)

圖11 緩沖器內(nèi)部溫度梯度分布Fig.11 The internal temperature gradient of the damper

實(shí)際上，緩沖器工作室除了壓力功和黏性耗散熱產(chǎn)生的熱源，還包括鐵芯的渦流和磁滯熱損耗以及電磁線(xiàn)圈的電阻式產(chǎn)熱.在此只討論壓力功和黏性耗產(chǎn)熱，因此在式(6)中緩沖器的初始內(nèi)能Q0表示時(shí)間t時(shí)鐵芯的渦流與磁滯產(chǎn)熱以及電磁線(xiàn)圈的電阻產(chǎn)熱給系統(tǒng)的初始內(nèi)能，是一個(gè)隨時(shí)間呈非線(xiàn)性變的函數(shù)，根據(jù)高斯定理能量守恒的微分形式可以表示為：

(7)

式中：K為熱傳導(dǎo)率；Qem、Qhl分別為渦流損耗和磁滯損耗.

(8)

式中：Je為閉合磁回路中產(chǎn)生的感應(yīng)電流密度；f為電源頻率；kh為磁滯鐵芯損耗系數(shù)；Je=-iωσAφ.其中：ω為電源角頻率；σ為與鐵芯材料性質(zhì)有關(guān)的系數(shù)；Aφ為有效磁路截面積.

綜上所述，磁流變緩沖器內(nèi)部熱源主要包括五方面：①順磁材料的渦流發(fā)熱；②順磁材料的磁滯產(chǎn)熱；③線(xiàn)圈的電阻式加熱；④流體Couette黏性流能量損耗； ⑤封閉缸筒內(nèi)部流體Poiseuille壓力流內(nèi)能損耗.為了研究這些產(chǎn)熱引起的磁流變緩沖器綜合熱效應(yīng)，利用有限元分析軟件(COMSOL MULTIPHYSICS 5.2a)對(duì)式(3)～(8)展開(kāi)數(shù)值求解.針對(duì)三級(jí)獨(dú)立線(xiàn)圈加載不同電流值Icoil=0.1，0.5和1 A對(duì)上述模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.圖11為Icoil=0.1，0.5，1 A，t=20，140 ms時(shí)緩沖器內(nèi)部溫度分布.

在不同加載電流下，剛開(kāi)始(t=20 ms)緩沖器中主要以MRG-70壓力流損耗和電磁線(xiàn)圈電阻式加熱為主，這是因?yàn)镸RG-70基體為硅樹(shù)脂高分子材料，硅樹(shù)脂分支主鏈和支鏈團(tuán)聚固定磁性顆粒，形成一個(gè)穩(wěn)定的球形團(tuán)聚體，經(jīng)過(guò)20 ms的短暫時(shí)段，內(nèi)部結(jié)構(gòu)穩(wěn)定的MRG-70還未完全被剪切，或部分尚未發(fā)生反應(yīng)，所以此時(shí)特點(diǎn)為MRG-70黏性流損耗小于壓力流損耗；t=140 ms時(shí)，隨著活塞的持續(xù)同方向運(yùn)動(dòng)，初始穩(wěn)定的球形團(tuán)聚體順著剪切方向變形，消耗能量，在不同的加載電流下黏性流能量損耗的增加速度大于壓力流能量損耗速度，緩沖器中表現(xiàn)為真空腔溫度高于壓力腔，整個(gè)后坐過(guò)程都伴隨著渦流和磁滯損耗，圖12為MRG-70團(tuán)聚體受剪切變形示意圖.

為了更清楚地描述緩沖器內(nèi)部溫升特性，圖13為阻尼通道中軸面在緩沖器電磁線(xiàn)圈加載電流Icoil=0.3 A，t=80， 220 ms時(shí)的溫度分布情況.

圖12 MRG團(tuán)聚體受剪切變形示意圖Fig.12 Schematic diagram of the MRG aggregates during the deformation of shear

圖13 阻尼通道中軸面溫度分布Fig.13 The temperature distribution of the central axial surface of damping channel

由圖13可見(jiàn)：當(dāng)t=80 ms時(shí)，壓力流比黏性流損耗產(chǎn)熱多，溫度分別為33，31 ℃，此時(shí)有效阻尼通道出口處溫度最高，為 34.5 ℃，是從壓力流損耗為主過(guò)渡到黏性流損耗為主的表征，原因是MRG-70經(jīng)過(guò)有效阻尼長(zhǎng)度的持續(xù)剪切作用，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)遭到極大破壞，能量損耗嚴(yán)重；當(dāng)t=220 ms時(shí)，以黏性流損耗為主，此時(shí)真空腔最高溫度 39.8 ℃，為黏性流損耗、渦流、磁滯、線(xiàn)圈電阻式加熱的綜合作用結(jié)果，出口處溫度為 37.8 ℃，壓力腔溫度為 38.6 ℃.

壓力腔和真空腔之間存在壓力差，因此MRG-70通過(guò)阻尼通道時(shí)發(fā)生剪切作用.阻尼通道可分為工作阻尼通道和非工作阻尼通道，為了探究MRG-70在這兩種性質(zhì)的阻尼器通道中剪切機(jī)理，對(duì)阻尼通道中軸面在Icoil=0.3，1 A，t=80,160,220 ms的壓力分布進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，結(jié)果如圖14所示.圖中明顯可見(jiàn)阻尼通道中磁極所對(duì)中軸面壓力降速度較大，線(xiàn)圈所對(duì)位置壓力降速度相對(duì)較小，不同磁場(chǎng)下真空腔中的壓力接近于零，且隨時(shí)間變化微弱.圖15為t=80,160,220 ms情況下，分別在B=0.3，1 T時(shí)有效阻尼通道各位置所對(duì)中軸面壓力降分布.雖然壓力降速度在磁極位置較線(xiàn)圈位置快，但是總體壓力降在線(xiàn)圈位置大，這是由于緩沖器結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計(jì)引起的(為了增加阻尼可控范圍和減弱磁耦合效應(yīng))，線(xiàn)圈軸向?qū)挾确謩e為兩邊磁極和中間磁極的8和4倍.此外，有效阻尼通道在不同時(shí)間總體壓力降不一樣，如在t=80,160,220 ms情況下，最大壓力降分別約為850，650，450 kPa.因火炮后坐速度隨時(shí)間減少引起的剪切速率下降而導(dǎo)致，還可見(jiàn)剪切速率越大，磁場(chǎng)對(duì)阻尼通道的壓力降影響越小，為磁流變緩沖器提供阻尼力實(shí)現(xiàn)“平臺(tái)效應(yīng)”提供先決條件.

為探究在整個(gè)阻尼通道中黏性流能量損耗在時(shí)間和空間維度上的分布，利用有限元軟件計(jì)算了Icoil=1 A，t=20, 60, 140 ms時(shí)有效阻尼通道中軸面動(dòng)力學(xué)黏度，結(jié)果如圖16所示.

由圖16可見(jiàn)：在加載電流Icoil=1 A時(shí)，流體動(dòng)力黏度呈時(shí)變性和非線(xiàn)性變，空間變化劇烈、時(shí)間反應(yīng)迅速，且在磁極位置具有極值，可能MRG-70部結(jié)構(gòu)變化導(dǎo)致磁場(chǎng)發(fā)生局部變化，阻尼通道產(chǎn)生湍流導(dǎo)致剪切速率變化復(fù)雜，可能與溫度分布以及MRG-70存在磁滯效應(yīng)等有關(guān)，具體機(jī)理有待深入研究.值得指出的是，圖9中火炮后坐時(shí)緩沖器活塞速度在t=25 ms時(shí)達(dá)到最大值后持續(xù)減少，因此圖16中t=20 ms時(shí)磁極所對(duì)位置動(dòng)力黏度總體大于t=60 ms時(shí)的值，至t=140 ms時(shí)其動(dòng)力黏度達(dá)到最大，說(shuō)明MRG具有剪切稀化特性.

圖14 阻尼通道中軸面壓力分布Fig.14 The pressure distribution of the central axial surface of damping channel

圖15 有效阻尼通道各位置壓力降分布Fig.15 The pressure drop of the central axial surface of damping channel

圖16 有效阻尼通道中軸面動(dòng)力黏度Fig.16 Dynamic viscosity of the axial surface in effective damping channel

4 結(jié)語(yǔ)

自制MRG-70，通過(guò)穩(wěn)態(tài)剪切測(cè)試進(jìn)行Herschel-Bulkley參數(shù)識(shí)別，設(shè)計(jì)了雙出桿三級(jí)獨(dú)立式磁流變緩沖器，并以某型號(hào)固定式火炮反后坐受沖擊運(yùn)動(dòng)為研究背景對(duì)緩沖器進(jìn)行多物理場(chǎng)耦合分析，結(jié)論如下：

(1) 磁流變緩沖器在炮膛合力的沖擊下，阻尼通道同時(shí)存在Poiseuille壓力流和Couette黏性流.沖擊能量主要在這兩種特性流下被耗散，轉(zhuǎn)化為器件內(nèi)部熱量， MRG-70內(nèi)部高分子結(jié)構(gòu)團(tuán)聚體的存在使兩種特性流在不同后坐時(shí)期耗散能量表現(xiàn)不一樣，具有明顯的過(guò)渡階段，且在磁極位置溫度達(dá)到極值.

(2) 在磁場(chǎng)作用下，有效阻尼通道各位置壓力分布和壓力降具有非線(xiàn)性和時(shí)變性，阻尼通道中軸面磁極位置壓力降速度比線(xiàn)圈位置快，而由于尺寸設(shè)計(jì)原因最終線(xiàn)圈位置壓力降比磁極位置大.

(3) 由于后坐運(yùn)動(dòng)速度的時(shí)變性和緩沖器內(nèi)部結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及材料性質(zhì)，流體空間動(dòng)力黏度呈明顯時(shí)變性和非線(xiàn)性變，空間上變化劇烈，時(shí)間上反應(yīng)迅速，且出現(xiàn)隨磁級(jí)位置波動(dòng)的峰值，因此也證實(shí)了將MRG-70應(yīng)用于反后坐緩沖裝置的可行性和可控性，具體定量分析需在后續(xù)研究中展開(kāi)和深入.