應(yīng)用于汽車動(dòng)力總成啟停工況的磁流變懸置設(shè)計(jì)與試驗(yàn)

鄧召學(xué)，楊青樺，蔡 強(qiáng)，劉天琴

(重慶交通大學(xué) 機(jī)電與車輛工程學(xué)院，重慶 400074)

隨著汽車輕量化的發(fā)展，汽車動(dòng)力總成振動(dòng)對(duì)汽車平順性和乘坐舒適性的影響越來越大.為緩解啟停工況下動(dòng)力總成產(chǎn)生劇烈的振動(dòng)和轉(zhuǎn)矩激勵(lì)[1]，要求發(fā)動(dòng)機(jī)懸置具有大阻尼和大剛度.磁流變液(MRF)在磁場作用下表現(xiàn)出良好的隔振效果[2-3]，具有阻尼力連續(xù)可調(diào)、響應(yīng)速度快以及低能量消耗等優(yōu)點(diǎn)，成為改善汽車平順性和乘坐舒適性的有效手段[4].

根據(jù)磁流變液流動(dòng)方向與外加磁場方向的不同，工作模式可分為流動(dòng)模式[5]、擠壓模式[6]、剪切模式[7]以及混合工作模式.近幾年，國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)磁流變(MR)懸置結(jié)構(gòu)方案及其性能開展了一系列的研究.Nguyen等[8]設(shè)計(jì)了一種流動(dòng)與擠壓混合模式的磁流變懸置，研究結(jié)果表明，混合工作模式的磁流變懸置隔振性能優(yōu)于單工作模式的磁流變懸置隔振性能.Zhang等[9]設(shè)計(jì)了一款擠壓模式的磁流變懸置，研究了磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)懸置性能的影響，運(yùn)用MATLAB和有限元法電磁學(xué)(FEMM)軟件協(xié)同仿真以優(yōu)化懸置的磁路結(jié)構(gòu).Phu等[10]和Do等[11]應(yīng)用ANSYS參數(shù)化設(shè)計(jì)語言(APDL)在幾何和空間約束條件下對(duì)磁流變懸置的磁路結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，使其獲得更優(yōu)的隔振效果.Zheng等[12]將磁流變阻尼器的總阻尼力、動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)范圍、感應(yīng)時(shí)間常數(shù)等多個(gè)目標(biāo)參數(shù)采用加權(quán)法簡化為單目標(biāo)函數(shù)，使用二次逼近邊界優(yōu)化(BOBYQA)法對(duì)可變阻尼間隙多線圈磁流變阻尼器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì).

目前，對(duì)于磁流變阻尼器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和優(yōu)化研究大多認(rèn)定阻尼通道內(nèi)的流量為常量，未考慮由磁流變液黏度引起的阻尼通道流量變化而導(dǎo)致的磁流變阻尼力改變.本文針對(duì)汽車在啟停工況下動(dòng)力總成輸出的轉(zhuǎn)矩和振動(dòng)較大的問題，提出一種設(shè)有慣性通道的流動(dòng)式磁流變懸置結(jié)構(gòu)方案.考慮激勵(lì)電流對(duì)磁流變液黏度的影響，分析液阻效應(yīng)對(duì)阻尼通道流量及磁流變懸置性能的影響規(guī)律.然后，搭建了Isight和ANSYS協(xié)同仿真優(yōu)化平臺(tái)，根據(jù)磁流變懸置的阻尼力數(shù)學(xué)模型對(duì)懸置磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化.最后，制造磁流變懸置樣件，對(duì)其動(dòng)態(tài)性能和應(yīng)用于整車時(shí)的隔振性能進(jìn)行了研究.

1 磁流變懸置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

圖1為所提出的流動(dòng)模式磁流變懸置結(jié)構(gòu).該懸置由橡膠主簧，連接桿，擾流盤，上、下隔磁板，橡膠底膜以及磁芯組件構(gòu)成.磁芯組件和下隔磁板將磁流變懸置分為上液室 I 和下液室 II，液室內(nèi)充滿磁流變液.當(dāng)橡膠主簧受到外部激勵(lì)時(shí)，擠壓上液室I內(nèi)的磁流變液通過阻尼通道和慣性通道流入下液室 II；內(nèi)磁芯上纏繞有勵(lì)磁線圈，通過改變輸入勵(lì)磁線圈電流的大小來控制流動(dòng)阻尼通道處磁場強(qiáng)度，進(jìn)而改變其輸出阻尼力，實(shí)現(xiàn)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)的有效衰減，緩解汽車動(dòng)力總成在啟停等低頻工況下的大位移振動(dòng)問題.慣性通道的設(shè)計(jì)可以緩解磁流變懸置工作時(shí)液體的動(dòng)態(tài)硬化現(xiàn)象.

圖1 磁流變懸置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of MR mount

在本結(jié)構(gòu)中，內(nèi)磁芯和外磁芯由電工純鐵(DT4)制成，隔磁組件采用低磁導(dǎo)率的鋁制材料，磁流變液選用低零場黏度的MRF-250型磁流變液(由中國陜西旭立恒新材料有限公司提供)，該磁流變液零場黏度為0.25 Pa·s，密度為2.65 g/mL.

根據(jù)磁流變液供應(yīng)商提供的磁流變液性能數(shù)據(jù)，采用6階多項(xiàng)式曲線擬合方法獲得的磁流變液黏度η1與激勵(lì)電流I、剪切屈服應(yīng)力τy與磁感應(yīng)強(qiáng)度B的關(guān)系曲線如圖2和3所示.擬合多項(xiàng)式分別如下式所示：

圖2 磁流變液η1-I 曲線Fig.2 η1-I curve of MRF

η1=0.256-14.51I+182.6I2-472.2I3+

811.2I4-715.6I5+236I6

(1)

τy=0.073 54+8.472B+99.74B2-147.4B3+

352B4-411.6B5+151.3B6

(2)

圖3 磁流變液τy-B曲線Fig.3 τy-B curve of MRF

2 磁流變懸置模型分析

2.1 磁流變懸置磁場分析

磁流變懸置磁路示意圖如圖4所示.其中：L為無效阻尼通道長度；L1為單側(cè)有效阻尼通道長度；L2為慣性通道長度；d0為內(nèi)磁芯半徑；d1為慣性通道半徑；d2為隔磁套筒半徑；d3為內(nèi)磁芯徑向厚度；d4為線圈槽深度；d5為阻尼通道間隙寬度；d6為外磁芯徑向厚度；Lh為磁芯高度.磁流變懸置的可控性受限于磁路結(jié)構(gòu)中有效區(qū)域的磁飽和強(qiáng)度.為充分發(fā)揮懸置的磁流變效應(yīng)，應(yīng)使流動(dòng)阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁場優(yōu)先達(dá)到飽和點(diǎn)，因此，假設(shè)磁路磁通分布均勻并且不考慮漏磁的條件下，應(yīng)用Kirchhoff定律對(duì)磁流變懸置的磁路進(jìn)行分析可知：

圖4 磁流變懸置磁路示意圖Fig.4 Circuit diagram of MR mount

(3)

線圈匝數(shù)可由如下公式確定：

(4)

式中：ω為線圈修正系數(shù)；Se為勵(lì)磁線圈橫截面積.

根據(jù)原普通液壓懸置的結(jié)構(gòu)尺寸，初步確定磁流變懸置磁路的結(jié)構(gòu)參數(shù)，具體參數(shù)如表1所示.使用有限元分析軟件ANSYS建立如圖5(a)所示的2D軸對(duì)稱磁路有限元模型.

表1 磁流變懸置初始磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)(mm)Tab.1 Initial magnetic circuit structure parameters of MR mount (mm)

圖5 初始磁路結(jié)構(gòu)的2D有限元模型Fig.5 2D finite element model of initial magnetic circuit structure

圖5(b)為當(dāng)勵(lì)磁線圈施加1.0 A電流時(shí)，懸置磁路的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布.從圖5(b)可觀察到，磁路的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布比較均勻，但是有效阻尼通道處磁流變液的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度只有0.44 T，磁路中電工純鐵主要工作區(qū)域的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.9～1.0 T，均小于磁流變液和電工純鐵的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度.磁路中，電工純鐵的磁性特性和阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁流變特性利用程度較低.

2.2 磁流變懸置阻尼性能分析

磁流變液流經(jīng)阻尼通道的流量和壓降決定了磁流變懸置的隔振效果.激勵(lì)電流和磁路的結(jié)構(gòu)參數(shù)為阻尼通道內(nèi)液阻的主要影響因素，進(jìn)而影響磁流變液流過阻尼通道的流量和壓降，使得磁流變懸置的輸出阻尼力發(fā)生變化.

在分析之前，對(duì)模型進(jìn)行以下假設(shè)：① 磁流變液為不可壓縮流體；② 磁流變液在阻尼通道內(nèi)的流動(dòng)為層流狀態(tài)；③ 懸置僅受垂直方向上的正弦振動(dòng)激勵(lì).

(5)

(8)

阻尼通道內(nèi)壓力差為[14]

Δpd=Δpη+ΔpMR=

(9)

式中：Δpη為阻尼通道處磁流變液由自身黏性引起的壓降；ΔpMR為阻尼通道處產(chǎn)生的隨磁場強(qiáng)度變化的壓降；η0為磁流變液的零場黏度；D為流動(dòng)阻尼通道等效直徑，D=2d0+d5；CA為流體流速系數(shù)，取值范圍為2～3.磁流變懸置的輸出阻尼力可表示為

Fd=Fη+Fτ=(Δpη+ΔpMR)SP=

(10)

式中：Fη為磁流變懸置的黏性阻尼力；Fτ為磁流變懸置的可控阻尼力.

由阻尼力數(shù)學(xué)模型可知，懸置的輸出阻尼力可以通過控制輸入勵(lì)磁線圈電流的大小實(shí)現(xiàn)連續(xù)可控.忽略橡膠主簧與磁流變液的耦合作用，懸置的恢復(fù)力Fm可表示為

Fm=Fd+Fe=

(11)

式中：Fe為橡膠的主簧力；λ為橡膠主簧的動(dòng)態(tài)硬化系數(shù)；k為橡膠主簧靜剛度；X為正弦激勵(lì)的幅值.

啟停工況下，汽車動(dòng)力總成產(chǎn)生的激振頻率在25 Hz左右.因此，根據(jù)磁流變懸置的阻尼力數(shù)學(xué)模型，對(duì)激振頻率為25 Hz、激勵(lì)幅值為1 mm時(shí)的磁流變懸置流量變化和輸出阻尼力進(jìn)行仿真分析.

磁流變懸置工作時(shí)，不同激勵(lì)電流下磁流變液流量隨時(shí)間t的變化曲線如圖6所示.當(dāng)激勵(lì)電流為0時(shí)，此時(shí)的磁流變液黏度為零場黏度，磁流變液通過慣性通道的流量很小.由式(5)～(8)可得，在磁流變液流量總和保持恒定的條件下，隨著激勵(lì)電流的增加，流動(dòng)阻尼通道內(nèi)磁流變液的黏度增大，使得液體流過流動(dòng)阻尼通道的流量減少，同時(shí)流過慣性通道的流量增加.

圖6 磁流變液流量與激勵(lì)電流的關(guān)系Fig.6 MRF flow rate versus excitation current

由式(10)～(11)可得，磁流變懸置輸出阻尼力隨電流的變化曲線如圖7所示.隨著電流的增大，磁流變懸置的恢復(fù)力和可控阻尼力增加，由于電流增大導(dǎo)致流過阻尼通道的磁流變液流量減少，進(jìn)而導(dǎo)致磁流變懸置的黏性阻尼力下降.

圖7 磁流變懸置阻尼力與激勵(lì)電流的關(guān)系Fig.7 MR mount damping force versus excitation current

3 磁流變懸置結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1 磁流變懸置磁路優(yōu)化模型

由式(10)可知，懸置的隔振性能由黏性阻尼力和可控阻尼力共同決定，其黏性阻尼力僅由磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)決定，可控阻尼力由磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)和有效阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁感應(yīng)強(qiáng)度共同決定.隔振性能優(yōu)良的磁流變懸置應(yīng)該具有較大的可控阻尼力和較小的黏性阻尼力.因此，以激勵(lì)電流最大時(shí)懸置具有的最大可控阻尼力和最小黏性阻尼力為優(yōu)化目標(biāo)，無量綱處理后的目標(biāo)函數(shù)為

(12)

s.t.

式中：Fη 0為基于表1磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)計(jì)算獲得的懸置黏性阻尼力；Fτ 0為基于表1磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)計(jì)算獲得的懸置可控阻尼力；變量的下標(biāo)min表示設(shè)計(jì)變量的取值下限；max表示設(shè)計(jì)變量的取值上限；Bf_mean為有效阻尼通道處磁流變液的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bi_max為電工純鐵節(jié)點(diǎn)最大磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bf_max為磁流變液節(jié)點(diǎn)最大磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bi_sat為電工純鐵的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bf_sat為磁流變液的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度.根據(jù)原液壓懸置的空間尺寸限制，獲得了設(shè)計(jì)變量的優(yōu)化取值范圍如表2所示.

表2 懸置磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化取值范圍(mm)Tab.2 Optimized ranges of parameters in MR mount (mm)

為了實(shí)現(xiàn)懸置磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)的多目標(biāo)優(yōu)化，利用Isight和ANSYS軟件搭建協(xié)同仿真優(yōu)化平臺(tái).以ANSYS作為分析系統(tǒng)，進(jìn)行磁路結(jié)構(gòu)的參數(shù)化建模，將有限元仿真結(jié)果實(shí)時(shí)傳輸?shù)絀sight進(jìn)行磁路結(jié)構(gòu)的優(yōu)化.采用帶精英策略的非支配排序遺傳算法(NSGA-II)作為優(yōu)化算法，其采用了帶精英策略的快速非劣排序方法，提高了算法的收斂性、穩(wěn)健性和求解效率[15].磁路的優(yōu)化步驟如圖8所示，其中es為優(yōu)化設(shè)計(jì)變量.

圖8 磁路結(jié)構(gòu)優(yōu)化流程圖Fig.8 Flow chart of magnetic circuit optimization

進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)，NSGA-II 優(yōu)化算法的種群數(shù)和優(yōu)化代數(shù)分別為20和50.Isight將每一代的設(shè)計(jì)變量傳輸至ANSYS，同時(shí)ANSYS根據(jù)輸入的設(shè)計(jì)變量建立磁路結(jié)構(gòu)的有限元模型，計(jì)算阻尼通道的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度Bf_mean以及磁路各部分的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度Bi_max、Bf_max并將其返回至Isight，進(jìn)行目標(biāo)函數(shù)值的計(jì)算，判斷其是否滿足收斂條件.

3.2 磁流變懸置磁路優(yōu)化結(jié)果與分析

優(yōu)化后的磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示.由表3可知，優(yōu)化后的阻尼通道間隙減小，阻尼通道長度增加.當(dāng)輸入勵(lì)磁線圈的電流為1.0 A時(shí)，其阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布如圖9所示，其中un為路徑點(diǎn).從圖9(a)中可以看出，優(yōu)化后磁路各部分磁感應(yīng)強(qiáng)度明顯大于初始磁路設(shè)計(jì)，磁路的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布更均勻合理.由圖9(b)可知，當(dāng)激勵(lì)電流為1.0 A時(shí)，優(yōu)化后磁路有效阻尼通道處磁流變液的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度由0.44 T提高到了0.61 T，提高了36.05%，使得電工純鐵的磁性特性和磁流變液的磁流變特性利用更加充分.

圖9 優(yōu)化后磁路結(jié)構(gòu)的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布Fig.9 Magnetic flux density of magnetic circuit after optimization

表3 優(yōu)化后的磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)(mm)Tab.3 Structural parameters of optimized magnetic circuit (mm)

圖10為優(yōu)化后不同激勵(lì)電流下磁流變液流量隨時(shí)間的變化曲線.由圖10可知，當(dāng)激勵(lì)電流為1.0 A時(shí)，通過阻尼通道的流量為2.48×10-4m3/s，相對(duì)于優(yōu)化前(3.60×10-4m3/s)減少了31.11%；通過慣性通道的流量為3.70×10-4m3/s，相對(duì)于優(yōu)化前(2.58×10-4m3/s)增加了43.41%.在相同工作條件下，優(yōu)化后阻尼通道內(nèi)的液體流量小于初始設(shè)計(jì)時(shí)的流量.由式(10)可知，阻尼通道內(nèi)的流量減小會(huì)導(dǎo)致懸置的黏性阻尼力減小.從圖9中還可以看出，優(yōu)化后的阻尼通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度提高比較明顯，使得其可控阻尼力增加，提高了磁流變懸置的可控性.因此，慣性通道的設(shè)置增加了磁流變懸置的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)范圍，并且慣性通道的分流作用能夠緩解隔振腔內(nèi)磁流變液的動(dòng)態(tài)硬化現(xiàn)象，從而改善磁流變懸置的隔振性能.

圖10 優(yōu)化后磁流變液流量與激勵(lì)電流的關(guān)系曲線Fig.10 MRF flow rate versus input current after optimization

優(yōu)化前后設(shè)計(jì)目標(biāo)結(jié)果對(duì)比如表4所示.由表4可以看出，當(dāng)激勵(lì)電流為1.0 A時(shí)，優(yōu)化后的懸置恢復(fù)力、可控阻尼力相對(duì)于優(yōu)化前分別提高了78.36%和118.22%.通過以上數(shù)據(jù)可以看出，優(yōu)化后磁流變懸置的恢復(fù)力、可控阻尼力均大于初始設(shè)計(jì)值.

表4 優(yōu)化前后設(shè)計(jì)目標(biāo)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison of design objectives before and after optimization

4 磁流變懸置試驗(yàn)

4.1 磁流變懸置性能試驗(yàn)

在進(jìn)行了磁流變懸置仿真和優(yōu)化設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，基于表1(優(yōu)化前)和表3(優(yōu)化后)的磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)制造磁流變懸置，在美特斯(MTS)810彈性體測試儀上進(jìn)行磁流變懸置的性能測試，通過MTS作動(dòng)器模擬磁流變懸置的激勵(lì)條件(正弦位移激勵(lì)、頻率范圍為1～50 Hz、振幅為1 mm)，額定靜載荷為 1.2 kN，激勵(lì)電流由外部恒流源提供，范圍為 0～1.0 A，以參考初始點(diǎn)的向上位移和拉伸力定義為正方向.磁流變懸置主要組件，磁路優(yōu)化前和優(yōu)化后的懸置裝配圖如圖11所示，測試場景如圖12所示.

當(dāng)激勵(lì)頻率為25 Hz時(shí)，優(yōu)化前和優(yōu)化后的磁流變懸置性能測試結(jié)果如圖13和14所示.從圖13和14可以看出，隨著激勵(lì)電流的增加，懸置恢復(fù)力和可控阻尼力增大；當(dāng)激勵(lì)電流為1.0 A時(shí)，優(yōu)化前的磁流變懸置的可控阻尼力為68.28 N，恢復(fù)力為283.82 N；優(yōu)化后的磁流變懸置的可控阻尼力為144.58 N，恢復(fù)力為346.23 N.對(duì)比圖13和14可知，優(yōu)化后的磁流變懸置可控阻尼力相對(duì)于優(yōu)化前增加了111.71%，優(yōu)化后的磁流變懸置恢復(fù)力相對(duì)于優(yōu)化前增加了21.99%.試驗(yàn)結(jié)果表明，懸置磁路的優(yōu)化效果顯著.

圖14 優(yōu)化后的懸置性能測試結(jié)果Fig.14 Test results of MR mount after optimization

優(yōu)化后懸置阻尼力理論值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果如表5所示.從表5可以看出，磁流變懸置的恢復(fù)力和可控阻尼力的試驗(yàn)值小于理論值，這是由于以Bingham模型表征磁流變液在磁場下的流變特性時(shí)，忽略了磁流變液的剪切增稠效應(yīng)；其次在進(jìn)行理論計(jì)算時(shí)將磁流變液的流動(dòng)方式簡化為層流，但是在磁場作用下，磁流變液的流動(dòng)方式比較復(fù)雜，因此會(huì)導(dǎo)致懸置阻尼力的實(shí)際測試值小于理論值[16].此外，在進(jìn)行理論計(jì)算時(shí)假設(shè)懸置磁路無漏磁，但是在實(shí)際試驗(yàn)中，不可避免地會(huì)出現(xiàn)漏磁情況，也會(huì)導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果偏低.

表5 優(yōu)化后的懸置阻尼力理論值與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.5 Comparison of theoretical and experimental of mount damping force values after optimization

4.2 啟停工況下的整車試驗(yàn)

為了驗(yàn)證磁流變懸置在汽車啟停工況下的隔振性能，分別測試了裝有優(yōu)化前和優(yōu)化后的磁流變懸置時(shí)懸置被動(dòng)側(cè)(靠近車身側(cè))和駕駛員座椅導(dǎo)軌處的振動(dòng)加速度.試驗(yàn)場景如圖15所示，主要試驗(yàn)器材包括：某品牌乘用車、兩個(gè)加速度傳感器(分別固定在車輛發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)懸置的被動(dòng)側(cè)和駕駛員座椅導(dǎo)軌處)，CAN總線和CANHEAD數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).

圖15 啟停工況整車試驗(yàn)Fig.15 Vehicle test under start/stop condition

車輛啟停時(shí)采集的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速曲線如圖16所示，其中n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速.由圖16可知，車輛啟動(dòng)后，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速迅速增加，在t=4 s左右達(dá)到峰值，之后發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速開始下降，在t=8 s左右降至700 r/min并且保持穩(wěn)定，此時(shí)為怠速狀態(tài)；熄火后，轉(zhuǎn)速瞬間下降到0，此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)停止工作.

圖16 發(fā)動(dòng)機(jī)啟停轉(zhuǎn)速曲線Fig.16 Engine start/stop speed curve

汽車在啟停工況下優(yōu)化前、后的磁流變懸置被動(dòng)側(cè)與座椅導(dǎo)軌處的振動(dòng)加速度信號(hào)響應(yīng)如圖17所示.其中：a為振動(dòng)加速度；α為振動(dòng)加速度幅值.從圖17(a)和17(b)可以看出，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)、激勵(lì)電流為1.0 A時(shí)，優(yōu)化前的磁流變懸置被動(dòng)側(cè)和座椅導(dǎo)軌處的振動(dòng)加速度分別為0.60 m/s2、0.37 m/s2；優(yōu)化后的磁流變懸置被動(dòng)側(cè)和座椅導(dǎo)軌處的振動(dòng)加速度分別為0.41 m/s2、0.29 m/s2，相對(duì)于優(yōu)化前的磁流變懸置的振動(dòng)加速度分別減小了33.3%和21.6%；圖17(c)和17(d)分別為優(yōu)化前、后的磁流變懸置被動(dòng)側(cè)與座椅導(dǎo)軌處的振動(dòng)信號(hào)頻域響應(yīng)曲線.車輛處于啟停工況時(shí)，會(huì)引起汽車動(dòng)力總成的垂向振動(dòng)以及繞曲軸的橫搖振動(dòng).由汽車平順性理論[17]可知，座椅垂向最敏感的頻率范圍為4～12.5 Hz.通過振動(dòng)信號(hào)頻域響應(yīng)曲線可以看出，優(yōu)化后的磁流變懸置被動(dòng)側(cè)與座椅導(dǎo)軌處的振動(dòng)加速度幅值在該頻段內(nèi)相對(duì)于優(yōu)化前有明顯的減小.因此，優(yōu)化后的磁流變懸置隔振效果優(yōu)于初始設(shè)計(jì)，可以有效提高汽車在啟停工況下的平順性.

5 結(jié)論

(1) 設(shè)計(jì)了一種應(yīng)用于汽車啟停等低頻工況的具有慣性通道的流動(dòng)模式磁流變懸置；在分析了電流對(duì)磁流變液黏度以及液阻效應(yīng)對(duì)阻尼通道內(nèi)液體流量影響規(guī)律的基礎(chǔ)上，對(duì)初始設(shè)計(jì)的磁流變懸置模型進(jìn)行了理論分析.

(2) 應(yīng)用Isight和ANSYS軟件搭建了協(xié)同仿真優(yōu)化平臺(tái)，采用NSGA-II 作為優(yōu)化算法，對(duì)磁路結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化，獲得了在恒定尺寸和空間約束下懸置的最佳磁路結(jié)構(gòu)尺寸.結(jié)果表明，優(yōu)化后的磁流變懸置的恢復(fù)力和可控阻尼力均優(yōu)于初始設(shè)計(jì).

(3) 進(jìn)行了磁流變懸置單體動(dòng)態(tài)性能測試和整車啟停工況下的隔振性能測試.懸置單體動(dòng)態(tài)性能測試結(jié)果表明，優(yōu)化后的磁流變懸置可控阻尼力和恢復(fù)力相對(duì)于優(yōu)化前分別增加了111.71%和21.99%，可控性能顯著提升.整車啟停工況下的隔振性能測試結(jié)果表明，激勵(lì)電流為1.0 A時(shí)，優(yōu)化后的磁流變懸置被動(dòng)側(cè)和駕駛員座椅導(dǎo)軌處的振動(dòng)加速度峰值相對(duì)于優(yōu)化前分別減小了33.3%和21.6%.