變間隙磁流變膠泥緩沖器理論研究與試驗(yàn)驗(yàn)證

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(dòng)控制器械,主要由缸筒、活塞頭、活塞桿及勵(lì)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(dòng)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(dòng)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(guó)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(jí)徑向流動(dòng)節(jié)流的磁流變緩沖器,可在受限體積下有效延長(zhǎng)阻尼通道長(zhǎng)度,提高磁場(chǎng)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(duì)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(dòng)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(chǎng)利用率低、有效阻尼長(zhǎng)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(shí)間極為短暫的情況下僅靠勵(lì)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(dòng)態(tài)磁場(chǎng)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(duì)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(duì)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(duì)比,驗(yàn)證了模型預(yù)測(cè)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(chǎng)和外加磁場(chǎng)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(chǎng)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(duì)不同磁感應(yīng)強(qiáng)度下磁流變膠泥的流變特性進(jìn)行測(cè)試,采用最小二乘法對(duì)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(chǎng)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(jí)勵(lì)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(shí)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(chǎng)線路徑,由安培環(huán)路定律可知,磁動(dòng)勢(shì)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(lì)磁電流;H為磁場(chǎng)強(qiáng)度;LM為磁場(chǎng)線穿過的長(zhǎng)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(duì)磁導(dǎo)率;μ1為20#鋼的相對(duì)磁導(dǎo)率;μ2為磁流變膠泥的相對(duì)磁導(dǎo)率;μ3為電工純鐵的相對(duì)磁導(dǎo)率。

2.3 磁場(chǎng)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(gè)區(qū)域,其中區(qū)域①長(zhǎng)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(chǎng)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(wú)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(gè)區(qū)域的磁感應(yīng)強(qiáng)度都呈現(xiàn)遞增趨勢(shì)。

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(duì)比圖4(a)～圖4(d)可知,當(dāng)位移逐漸增大時(shí),三個(gè)區(qū)域磁感應(yīng)強(qiáng)度皆呈現(xiàn)逐漸增強(qiáng)趨勢(shì)。為了更顯著展示這一結(jié)果,在不同位移分別取三個(gè)區(qū)域的中點(diǎn)位置的磁感應(yīng)強(qiáng)度進(jìn)行對(duì)比,如圖5所示(以5 A電流為例),可以看出,隨位移增大,每個(gè)區(qū)域中點(diǎn)位置的磁感應(yīng)強(qiáng)度呈上升趨勢(shì),說明每個(gè)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(duì)磁場(chǎng)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(gè)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(dòng)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(dòng)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(dòng)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(jiǎn)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(jiǎn)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?zèng)_擊流動(dòng)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(gè)局部損耗系數(shù);vi為與這個(gè)損耗系數(shù)對(duì)應(yīng)的流體平均速度。

為減小局部損耗對(duì)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(dòng)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(dòng)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(tái),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(lì)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(lì)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(tái)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(shí),間隙寬度會(huì)逐漸減小,其中2 m/s &3 A時(shí)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(huì)逐漸增大,2 m/s &3 A時(shí)剛性流動(dòng)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(dòng)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(shí)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(lì)磁電流也會(huì)影響剛性區(qū)域速度、厚度:對(duì)比3.5 m/s &3 A及2 m/s &3 A發(fā)現(xiàn),增大沖擊速度會(huì)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(huì)增大磁流變膠泥在流道內(nèi)的剪切應(yīng)力;對(duì)比2 m/s &3 A及2 m/s &0發(fā)現(xiàn),增大勵(lì)磁電流會(huì)減小剛性區(qū)域速度并增大厚度,主要原因是增大勵(lì)磁電流會(huì)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(dòng)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(shí),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(shí)隨位移增大會(huì)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(zhǎng)。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(duì)比3.5 m/s &3 A及2 m/s &3 A可知,增大沖擊速度會(huì)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(duì)比2 m/s &3 A及2 m/s &0可知,增大勵(lì)磁電流也會(huì)增大總壓降,主要是因?yàn)樵龃髣?lì)磁電流會(huì)增大有效阻尼流道內(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(dòng)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(dòng)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(duì)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(zhǎng)幅度大于總壓降增長(zhǎng)幅度,說明增大沖擊速度會(huì)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?lì)磁電流會(huì)增大有效阻尼流道內(nèi)磁控阻尼力,說明增大勵(lì)磁電流會(huì)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(duì)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(shí)間歷程如圖13所示,可以看出:①相同沖擊速度下,隨著勵(lì)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(shí)峰值力到達(dá)時(shí)間隨勵(lì)磁電流增大而呈減小趨勢(shì),這是因?yàn)樵黾觿?lì)磁電流會(huì)增大流道壓降,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(lì)磁電流越大峰值力到達(dá)時(shí)間越短;②勵(lì)磁電流相同時(shí),隨著沖擊速度的增大,落錘動(dòng)能變大,緩沖力呈增大趨勢(shì)。

圖13 不同沖擊速度下緩沖力時(shí)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(shí)間歷程與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比,如圖14所示。從圖14中可以看出,HBM模型緩沖力時(shí)間歷程和試驗(yàn)數(shù)據(jù)趨勢(shì)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(dòng);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(huì)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(shí)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(cè)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(shí),試驗(yàn)和理論緩沖力時(shí)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(dòng)態(tài)范圍是表征變間隙磁流變緩沖器動(dòng)態(tài)性能的重要指標(biāo)。圖15(a)為理論試驗(yàn)峰值力對(duì)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(shì)基本呈現(xiàn)線性,主要是因?yàn)榱鞯纼?nèi)局部損耗對(duì)總壓降影響較小;試驗(yàn)和理論峰值力都隨勵(lì)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(shí)峰值力在相鄰電流間依次遞增8.3%,9.8%,18%,原因是增大勵(lì)磁電流會(huì)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(huì)加強(qiáng)慣性效應(yīng)的影響。圖15(b)為試驗(yàn)和理論動(dòng)態(tài)范圍對(duì)比情況,可以看出:理論和試驗(yàn)動(dòng)態(tài)范圍曲線基本一致;速度從1 m/s增加到3.5 m/s時(shí),動(dòng)態(tài)范圍逐漸減小,其中試驗(yàn)動(dòng)態(tài)范圍從2.0逐漸減小至1.4,這是由于增大速度會(huì)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(duì)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(dòng)態(tài)磁場(chǎng),三個(gè)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(shí)剛性流動(dòng)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(shí)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(shí)從7.51%減小至6.54%。三個(gè)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(tái),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(lì)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(dòng)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(shí)間歷程、峰值力、動(dòng)態(tài)范圍三個(gè)方面對(duì)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(dòng)力學(xué)行為。