主動懸架用直線作動器結構設計及性能分析*

楊 超，李以農(nóng)，鐘銀輝，胡一明，鄭 玲

(1.重慶大學，機械傳動國家重點實驗室，重慶 400044； 2.重慶大學汽車工程學院，重慶 400044)

?

2015179

主動懸架用直線作動器結構設計及性能分析*

楊 超1,2，李以農(nóng)1,2，鐘銀輝2，胡一明2，鄭 玲1,2

(1.重慶大學，機械傳動國家重點實驗室，重慶 400044； 2.重慶大學汽車工程學院，重慶 400044)

針對現(xiàn)有主動懸架作動器存在能耗大、功率密度低等不足，設計了一款電磁力大而波動小的永磁直線作動器。運用基于圓柱坐標標量磁位的分離變量法對作動器氣隙徑向磁場進行解析，驗證了所建的有限元模型。研究作動器電磁力及其波動特性，并用波動比評價其波動特性。結果顯示：電磁力與輸入電壓和運行速度有密切關系；電磁力的波動隨電磁力上升而增大，但波動比降低并逐漸穩(wěn)定于6.8%左右。通過作動器電磁力計算并和被動減振器阻尼力測試值進行對比，表明所設計的的電磁作動器能夠滿足懸架對阻尼力的要求。

主動懸架；電磁直線作動器；電磁力及其波動

前言

傳統(tǒng)被動懸架只能在滿足平順性和操縱穩(wěn)定性的矛盾中進行折衷，無法達到懸架控制的理想目標。主動懸架系統(tǒng)通過控制調(diào)節(jié)懸架的剛度和阻尼力，突破傳統(tǒng)被動懸架的局限，使汽車懸架特性與道路狀況和行駛狀態(tài)相適應，從而滿足汽車平順性和操縱穩(wěn)定性的要求，逐漸成為懸架發(fā)展的新方向。目前針對主動懸架的研究主要集中于懸架系統(tǒng)的建模和控制算法的研究[1-4]。而作為車輛主動懸架系統(tǒng)的核心部件之一的作動器，其性能的好壞對懸架系統(tǒng)甚至整車性能都有重要影響，因此對作動器本體的深入研究不容忽視。通過查閱國內(nèi)外大量文獻可知，目前針對車輛開發(fā)的主動懸架作動器大致可分為氣-液式主動懸架系統(tǒng)、旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)直線式主動懸架系統(tǒng)、磁懸浮式主動懸架系統(tǒng)和電磁直線式主動懸架系統(tǒng)等幾大類[5]。

氣-液式主動懸架主要由壓力缸和壓力閥構成，雖然已經(jīng)開始商業(yè)應用，但存在效率低、動態(tài)響應慢、結構復雜、能量消耗大、能量回收困難和污染環(huán)境等缺點。文獻[6]～文獻[8]中運用旋轉(zhuǎn)運動轉(zhuǎn)直線運動的方式設計可變阻尼減振器，此類系統(tǒng)結構較為復雜，轉(zhuǎn)動慣量大，功率密度低；文獻[9]和文獻[10]中基于磁懸浮理論，設計了新型主動懸架作動器。

針對上述主動懸架的不足，文獻[11]中研制了一種兩相的軸向充磁的圓筒型永磁直線直流作動器；文獻[12]中采用磁極外置，無槽結構，設計了三相永磁同步直線作動器，并在測試中取得良好效果。文獻[13]和文獻[14]中應用電磁感應原理設計了新型感應作動器，該作動器與永磁作動器相比結構簡單，成本低。文獻[15]中基于開關磁阻電機原理設計出一款磁阻式電磁直線作動器，該作動器結構緊湊，可靠性高。

現(xiàn)階段所研制的主動懸架能耗大，功率密度較低，且沒有針對電磁力波動的研究。電磁力的波動不僅直接影響到阻尼力的精確控制，而且對整車舒適性和安全性造成影響。本文中采用綜合評分法選定作動器類型。針對作動器本體設計，以高電磁力及其低的波動為目標，采用分數(shù)槽結構，設計了一種新型永磁直線作動器，分析不同激勵和速度下電磁力及其波動特性，并用波動比評價作動器。

1 作動器選型

目前電磁作動器主要有感應作動器、永磁作動器和磁阻作動器。感應作動器結構簡單，可靠性高，成本低，推力平穩(wěn)，但機體發(fā)熱嚴重，效率和功率密度低，體積較大；永磁作動器能量損耗較小，效率和功率密度高，但永磁體較昂貴，而且在高溫環(huán)境下產(chǎn)生退磁；磁阻作動器結構堅固，散熱性好，成本低，易于控制，但在效率和功率密度方面遜于永磁作動器，與感應作動器相當，而且推力波動和噪聲較為嚴重。

對于電動汽車，作動器功率密度直接影響電磁力能否滿足阻尼力要求，效率則影響電動汽車的電能消耗，影響電動汽車行駛里程，此兩項為選型首要考慮的因素；同時主動懸架響應速度影響車輛的操穩(wěn)性和安全性，惡劣的工作環(huán)境要求作動器必須具有高可靠性；此外，電磁作動器輸出力存在波動，直接影響電磁力穩(wěn)定輸出與控制精確。所以本文中重點考慮了3種作動器在功率密度、效率、電磁力波動、響應時間和可靠性5個方面的特性，采用未加權綜合評價方法[16]對作動器每項特性進行評分(最高為5分)，結果如表1所示。

表1 作動器性能對比

對表1中5項性能評分求和：感應作動器21分，永磁作動器24分，磁阻作動器20分。最終采用總分最高的永磁作動器作為主動懸架主體。

2 作動器結構設計

本文中對主動懸架作動器的設計以某目標車被動懸架減振器為設計目標，具體減振器結構和性能參數(shù)如表2和表3所示。

表3 減振器性能參數(shù)

電磁作動器采用圓筒形結構，主要由初級和次級磁鋼、三相繞組、永磁體和磁極支撐軸構成，如圖1所示。

當初級磁鋼內(nèi)的繞組通入三相交流電時，在直線運動方向?qū)a(chǎn)生正弦分布的氣隙磁場。三相電流隨時間變化，氣隙磁場變?yōu)檠刂本€運動的行波磁場。次級永磁體產(chǎn)生勵磁磁場，磁場相互作用，產(chǎn)生電磁拉力。

為滿足作動器行程以及便于在試驗車上的安裝，對作動器的外形尺寸進行限制：動子長度不超過25cm；考慮到作動器傳感器及動、定子軸承等外圍部件的安裝，動子鐵芯長度不超過20cm；初級外徑不超過90mm。文獻[17]中對圓筒形直線電機初級外徑和次級外徑比值做了研究，得出最優(yōu)比值為0.55。本文中考慮到槽型設計及繞組的安裝，選擇次級外徑和初級外徑比值為0.5。槽型選擇平底槽，氣隙長度選擇為1mm，槽口長度為3mm，槽寬取值為12mm，槽數(shù)選用12槽，匹配的磁極對數(shù)如表4所示。

表4 作動器極槽匹配

可以看出，12槽對應8極、10極、14極和16極(2p)。不同極槽匹配具有不同繞組系數(shù)，直接影響作動器性能。文獻[18]中分析了不同極槽匹配的繞組系數(shù)，指出12槽10極、12槽14極具有較高的繞組系數(shù)。文獻[19]中在極槽匹配研究中指出，相同槽數(shù)的作動器適宜選擇極數(shù)較大的方案，以減少齒部鐵損和降低推力波動，因此該作動器結構設計為三相12槽14極結構。具體結構參數(shù)如表5所示。

根據(jù)上述作動器結構尺寸在ansoft中建立12槽14極雙層繞組1/2有限元模型，其中定子和動子磁鋼選用鐵芯損耗較小的型號為DW465的硅鋼片疊制而成；永磁體采用型號為NdFe30的硅鋼片，剩余磁通密度為1.1T，矯頑力為875kA/m。圖2為所建有限元模型，圖3為磁力線分布。

表5 作動器結構參數(shù)

3 作動器磁場解析計算

基于標量磁位分離法[20]，計算作動器氣隙磁場分布，12槽14極徑向充磁圓筒型永磁直線作動器結構如圖4所示。其中，g為氣隙長度，Rs為線圈外半徑，Rm為磁極外半徑，Rr為軸半徑，hw為線圈厚度，hm為永磁體的厚度，τm為永磁體長度，b0為槽口寬度。

假設磁體表面為等磁位面，并設外殼定子磁位為零，則在動子外表面(r=Rm)處，一對磁極的磁動勢F(z)分布為

(1)

式中z為軸向長度。磁動勢分布如圖5所示，對于永磁體，F(xiàn)0=Br/μrhm，剩磁Br=1.1T，相對磁導率μr=1.04。

將圖5的方波磁位展成傅里葉級數(shù)：

(2)

其中：

式中：τp為極距，本文中極弧系數(shù)αp(定義為τm/τp)取為1，故τp=τm。氣隙磁場中標量磁位滿足拉普拉斯方程：

(3)

定解的邊界條件為

采用分離變量法，可解得

(4)

其中：

γ1=I0(mRs)K0(mRm)-I0(mRm)K0(mRs)

γ2=I0(mRs)K0(mr)-I0(mr)K0(mRs)

式中：I0(·)和K0(·)分別為第1類和第2類0階變形貝塞爾函數(shù)。

由Br(r,z)=-μ0dφ(r,z)/dr，可得氣隙中徑向磁通密度Br(r,z)計算公式為

(5)

其中：

γ3(r)=I0(mRs)K1(mr)+I1(mr)K0(mRs)

式中：I1(·)和K1(·)分別是第1類和第2類1階變形貝塞爾函數(shù)；μ0為真空磁導率，μ0=4π×10-7N/A2。

本文中所設計的作動器為開槽結構，應考慮開槽對氣隙磁場的影響，這里引入卡特系數(shù)Kc：

其中：g′=g+hm/μr

式中：τt為槽距；γ為開槽系數(shù)。

因此，有效氣隙ge和等效電樞半徑Rie分別為

ge=g+(Kc-1)g′

Rie=Rm+ge

在電樞內(nèi)徑上磁通徑向分量Bar(z)為

(6)

式中Bar是用有效氣隙ge計算的徑向磁通密度。計算結果如圖6所示。

從圖6中可以看出，電樞內(nèi)徑徑向磁通密度理論計算值和有限元(FEA)仿真值基本接近，驗證了有限元模型的正確性。

4 作動器電磁力及波動特性研究

4.1 電磁力分析

電磁力是評價作動器性能的一個重要指標，對作動器的設計盡量滿足小體積出大力的特點，提高作動器的功率密度。對上述有限元模型進行電磁力瞬態(tài)分析。設定作動器的同步速度為0.4m/s，峰值電壓為40V，輸入三相交流電：

A相：UAmaxsin(ωt-2π/3+φ)

(7)

B相：UBmaxsin(ωt+φ)

(8)

C相：UCmaxsin(ωt+2π/3+φ)

(9)

式中：ω=2πf；φ為初相位角。計算時間為0.3s，Z軸電磁力計算結果如圖7所示。

從圖7可見，作動器電磁力峰值為412N，經(jīng)過50ms后在平均值342N附近上下波動，波動幅值為45N。可以看出，電磁力在電壓激勵下并不是穩(wěn)定輸出值，而是存在一定的波動。這主要是作動器在運行過程中，一方面定子磁動勢與動子磁場諧波相互作用產(chǎn)生波紋推力，另一方面由于作動器采用開槽結構形成齒槽效應，產(chǎn)生齒槽力。兩種波動力的匯集造成電磁力周期性上下波動。

電磁作動器可以通過改變輸入電壓的大小控制電磁力的輸出，從而提供懸架的主動控制力。分析不同電壓下電磁力變化規(guī)律。計算峰值電壓20～200V的瞬態(tài)電磁力，同樣設置作動器同步速度為0.4m/s，計算時間為0.3s，基于電磁力存在波動，本文中取電磁力平均值作為實際電磁力F。計算結果如圖8所示。

從圖8可見，作動器電磁力隨電壓升高而逐漸增大，200V電壓對應的電磁力達到1 540N。當電壓值小于80V時，電磁力隨電壓成一定的線性變化，斜率為12N/V。隨著電壓的升高，斜率逐漸變小，變化趨勢逐漸變緩，主要是由于電壓升高，繞組電流增大，定子齒和齒根部分磁場密度逐漸接近飽和，因此電磁力不隨電流的升高成線性增大。

4.2 電磁力的波動分析

電磁力的波動直接影響電磁力穩(wěn)定輸出和精確控制，是作動器又一評價指標。直線作動器由于特殊的結構，電磁力的波動尤為嚴重，且波動幅度與作動器結構有密切關系，其中極槽比直接影響作動器的波動特性。對本文中所設計的12槽14極作動器電磁力進行波動分析。基于加載電壓20～200V的電磁力瞬態(tài)分析結果，選擇電磁力最大值和平均值之差作為波動值，記為Fr，計算電磁力波動值隨電磁力的變化，如圖9所示。

從圖9可見，電磁力的波動隨著電磁力的升高而逐漸升高，其中電磁力在800～1 540N區(qū)間時上升趨勢明顯高于在0～800N區(qū)間。采用波動比λ來評價電磁力的波動特性，定義為

(10)

根據(jù)電磁力及其波動值的計算結果，分析作動器波動比，如表6所示。

表6 作動器電磁力波動比

可以看出，當電壓處于較低值時，由于電磁力較小，其波動值也較小，但波動比較大。隨著電壓的升高，電磁力及其波動值均升高，而波動比下降并穩(wěn)定于6.8%左右。可以得出：電磁力較小時比電磁力較大時波動嚴重。

5 變速工況下作動器電磁力分析

懸架工作過程中速度和阻尼力時刻變化，因此須對電磁作動器進行變速工況下性能分析。設置峰值電壓為80V，計算作動器在速度0～0.6m/s情況下作動力隨速度的變化。計算結果如圖10所示。

從圖10可見，在電壓一定的情況下，隨著運行速度的升高，電磁力逐漸下降。這是由于輸入電壓一定時，隨著作動器速度變大，感應電動勢和電感分配的電壓變大，線圈繞組電壓變小；電阻一定時，作動器輸入的能量較小，因此作動力較小。

本文中設計主動懸架作動器應當滿足被動減振器性能要求，結合被動減振器阻尼力測試值(表3)，計算作動器在模擬被動懸架不同速度(阻尼力隨之不同)情況下的電磁力和電壓與電流，如表7所示。圖11為被動減振器測試值和作動器電磁力分析值對比。

表7 作動器電磁力計算

6 結論

對電磁直線作動器作為主動懸架的本體設計進行了研究，綜合評判了多種類型作動器的性能，選定了作動器類型，并對作動器電磁力及波動進行了研究，設計了新型直線永磁作動器，所得結論如下。

(1) 針對永磁作動器、感應作動器和磁阻作動器不同特性，通過功率密度、電磁力波動、效率、可靠性、響應時間等方面綜合評價分析，表明了永磁作動器最符合電磁懸架主體設計要求。

(2) 通過作動器氣隙磁場徑向磁通密度解析計算并與有限元模型結果對比，表明了所設計的作動器結構及有限元模型的正確性。

(3) 通過對不同加載電壓下電磁力的特性分析，結果顯示：作動器電磁力存在一定的周期波動；當電壓小于80V時，電磁力隨電壓成線性變化，電壓升高，電磁力增加變緩；電磁力的波動隨電磁力而上升，但波動比下降并穩(wěn)定于6.8%左右。同時，分析了變速工況下作動器電磁力特性，結果表明：相同加載電壓下，速度增大電磁力變小。最后通過電磁力計算并與被動減振器測試對比，結果顯示：所設計的作動器能夠滿足懸架阻尼力要求。

[1] Damien Sammier, Olivier Sename, Luc Dugard. Skyhook andHControl of Semi-active Suspensions: Some Practical Aspects[J]. Vehicle System Dynamics,2003,39(4):279-308.

[2] Priyandoko G, Mailah M, Jamaluddin H. Vehicle Active Suspension System Using Skyhook Adaptive Neuro Active Force Control[J]. Mechanical Systems and Signal Processing,2009,23(3):855-868.

[3] Yagiz N, Sakman L E. Fuzzy Logic Control of a Full Vehicle Without Suspension Gap Degeneration[J]. International Journal of Vehicle Design,2006,42(1-2):198-212.

[4] Daniel A Mantaras, Pablo Luque. Ride Comfort Performance of Different Active Suspension System[J]. International Journal of Vehicle Design,2006,40(1-3):106-125.

[5] 喻凡,張勇超,張國光.車輛電磁懸架技術綜述[J].汽車工程,2012,34(7):569-573.

[6] Bono J, Hoogterp F, Bresie D. Electromechanical Suspension for Combat Vehicles[C]. SAE Paper 950775.

[7] Yasuhiro Kawamoto, Yoshihiro Suda, Hirofumi Inoue, et al. Modeling of Electromagnetic Damper for Automobile Suspension[J]. Journal of System Design and Dynamics,2007,3(1):524-535.

[8] 曹民,劉為,喻凡.車輛主動懸架用電機作動器的研制[J].機械工程學報,2008,44(11):224-228.

[9] 祁建城.磁懸浮技術在汽車工程中應用的分析與探討[C].中國農(nóng)業(yè)機械學會成立40周年慶典暨2003年學術年會,北京,2003:1057-1061.

[10] Jones W. Easy Ride: Bose Corp Uses Speaker Technology to Give Cars Adaptive Suspension[J]. IEEE Spectrum,2005,42(5):12-14.

[11] Ismenio Martins, Jorge Esteves, Gil D Marques, et al. Permanent-Magnets Linear Actuators Applicability in Automobile Active Suspensions[J]. IEEE Transactions on Vehicular Technology,2006,55(1):86-94.

[12] Bart L J Gysen, Jeroen L G Janssen. Design Aspects of an Active Electromagnetic Suspension System for Automotive Applications[J]. IEEE Transactions on Industry Applications,2010,45(5):1589-1597.

[13] Babak Ebrahimi, Mir Behrad Khamesee, Farid Golnaraghi. A Novel Eddy Current Damper: Theory and Experiment[J]. Journal of Physics D: Applied Physics,2009,42:1-6.

[14] 鄧兆祥,來飛.車輛主動懸架用電磁直線作動器的研究[J].機械工程學報,2011,47(14):121-128.

[15] Lin Jiongkang, Cheng Ka Wai Eric, Zhang Zhu, et a1. Active Suspension System Based on Linear Switched Reluctance Actuator and Control Schemes[J]. IEEE Transactions on Vehicular Technology,2013,62(2):562-572.

[16] Mounir Zeraoulia, Demba Diallo. Electric Motor Drive Selection Issues for HEV Propulsion Systems: A Comparative Study[J]. IEEE Transactions on Vehicular Technology,2006,55(6):1756-1764.

[17] 焦留成,汪旭東,袁世鷹.直線感應電動機的優(yōu)化設計研究[J].中國電機工程學報,1999,19(4):81-83.

[18] Wang Jiabin, Senior Member, David Howe. Tubular Modular Permanent-Magnet Machines Equipped with Quasi-Halbach Magnetized Magnets—Part I: Magnetic Field Distribution, EMF, and Thrust Force[J]. IEEE Transactions on Magnetics,2005,41(9):2470-2478.

[19] 譚建成.永磁無刷直流電機技術[M].北京:機械工業(yè)出版社,2011:104-106.

[20] 趙鏡紅,張俊洪,方芳,等.徑向充磁圓筒永磁直線同步電機磁場和推力解析計算[J].電工技術學報,2011,26(7):154-160.

Structure Design and Performance Analysis of Linear Actuator for Active Suspension

Yang Chao1,2, Li Yinong1,2, Zhong Yinhui2, Hu Yiming2& Zheng Ling1,2

1.ChongqingUniversity,StateKeyLaboratoryofMechanicalTransmission,Chongqing400044；2.CollegeofAutomotiveEngineering,ChongqingUniversity,Chongqing400044

In view of the high energy consumption and low power density of active suspension actuator, a type of permanent magnet linear actuator with high electromagnetic thrust and low ripple is designed. An analytical analysis is conducted on the radial magnetic field of air gap in actuator by using separated variable method based on the scalar quantity magnet in cylindrical coordinate, with its FE model built verified. The characteristics of actuator are studied in terms of electromagnetic thrust and its fluctuation with a concept of ripple ratio introduced. The results show that electromagnetic thrust has a close relationship with input voltage and operation speed, and with the rise in electromagnetic thrust, its fluctuation increases, but the ripple ratio reduces and tends to stabilize to around 6.8%. The results of the calculation of actuator electromagnetic thrust and its comparison with the damping force measured in passive shock absorber indicate that the electromagnetic actuator designed meets the requirements of suspension damping force.

active suspension; electromagnetic linear actuator; electromagnetic thrust and its fluctuation

*國家自然科學基金(51275541)和重慶市自然科學基金(cstc2013jjB0022)資助。

原稿收到日期為2013年10月10日，修改稿收到日期為2014年5月6日。