結構半主動控制磁流變阻尼器流變學模型研究

張振凱 彭勇波

摘要：推導了剪切-閥式磁流變阻尼器在勻速加載條件下的軸對稱模型阻尼力理論解，研究了磁流變阻尼器間隙中磁流變液的動力特性，揭示了層間剪切應力沿徑向線性分布特征和零剪切應力位置不變性，即剪切應力為零位置始終處于阻尼器間隙的中間位置、不受加載速度影響。在此基礎上，將軸對稱模型簡化為閥式磁流變阻尼器的平行板模型，并通過對磁流變液特性參數與電流之間的相關性擬合導出了磁流變阻尼力與加載速度、輸入電流之間的函數關系。為增強非勻速加載條件下磁流變阻尼器平行板模型的適用性，提出了改進平行板模型，與實驗數據的對比分析表明，改進平行板模型具有較好的精度，為結構半主動控制中磁流變阻尼器輸入電流的高效反算提供了基礎。

關鍵詞：半主動控制;磁流變阻尼器;剪切應力;軸對稱模型;平行板模型

中圖分類號：T8535;0357.1文獻標志碼：A 文章編號：1004-4523（2020）03-0494-09

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.03.007

引言

在結構振動控制中，半主動控制通過優化組合主動控制與被動控制模式，在滿足結構系統性態控制目標的同時，可以減小能源需求和動力失穩的風險，具有較高的結構一控制系統穩定性和安全性，在工程應用及研究中得到廣泛關注。由于優異的動態阻尼性能，磁流變阻尼器（MR damper）被認為是最具有應用前景的半主動控制裝置之一。在結構磁流變阻尼控制中，需要基于受控結構的實時狀態和磁流變阻尼器的動力學模型實時反算電流，從而得到控制律（輸入電流），這是工程實踐中結構磁流變阻尼控制的一般思路。因此，建立高效、適用的磁流變阻尼器動力學模型是充分發揮磁流變阻尼器動力性能的重要基礎。

一般認為磁流變阻尼器動力學模型主要有參數化模型和非參數化模型兩類。參數化模型大多基于磁流變阻尼器動力性能測試得到的阻尼力一位移及阻尼力一速度試驗數據，采用曲線擬合的方式給出阻尼力的數學表達式。非參數模型同樣是基于磁流變阻尼器的動力性能測試試驗數據，采用神經網絡、模糊邏輯等方法建模。從本質上來說，這兩類建模方法都是從現象學角度，以磁流變阻尼器宏觀動力學性能的準確描述為目標的建模方式。其中，參數化建模具有更好的模型擴展性和工程適用性。在參數化現象學模型中，Bouc-Wcn模型及其擴展模型最具有代表性。但這一類模型存在待定參數較多、物理意義不明確、工況依賴性明顯等不足，難以用于結構控制實踐中的電流反算。另一類以磁流變阻尼器物理機制為背景的模型，即參數化流變學模型，則是從磁流變液本構關系出發，基于經典流變學理論導出磁流變阻尼器動力學模型。利用這一模型可以直接建立磁流變液特性參數、磁流變阻尼器模型參數與輸入電流的關系。然而，由于精確的流變學模型推導較為復雜，已有研究主要針對勻速加載條件，缺乏對非勻速加載條件下阻尼力-速度曲線低速區滯回特性的反映。

有鑒于此，本文給出了勻速加載條件下磁流變阻尼器平行板模型的詳細推導過程，在此基礎上，提出了反映非勻速加載條件阻尼力-速度曲線低速區滯回特性的改進平行板模型。通過與實驗數據對比分析，驗證了改進模型的有效性。

1剪切-閥式磁流變阻尼器軸對稱模型

1.1 模型建立

某剪切-閥式磁流變阻尼器的構造示意圖如圖1所示。仔細分析可知，磁流變阻尼器阻尼力主要由兩部分組成：活塞兩端的壓強差和活塞側面與磁流變液間的黏結剪切應力，可表示為

1.2 模型驗證

Yang在2001年進行了磁流變阻尼器的勻速加載試驗，相關試驗數據較為完整，本文采用該試驗數據對上述模型進行驗證。試驗阻尼器及其元件的相關設計參數為：及₂=101.63mm，R₁=99.573mm，阻尼器間隙h=2.057mm，活塞有效截面積A_p=26100mm²，活塞有效長度L=85mm;H-B模型參數k=33Pa·s，m=1.6，剪切屈服應力τ₀=60.38kPa。圖4給出了加載速率為：2.5，5.0，10.0，20.0，30.0，40.0，50.0，60.0mm/s時的阻尼力試驗值和理論計算值的對比情況，其中Model 1與Model 2為阻尼力計算值，Model 2相對于Mod-el 1忽略了活塞側面與磁流變液的剪切應力。

從圖4可以看出：

1）阻尼力計算值與試驗值吻合較好，相對誤差小于5%，表明計算方法的合理性;

2）阻尼力計算值與試驗值雖然相差不大，但隨著流速的增大，誤差有增大的趨勢，這是因為理論解導出中假定磁流變液為均勻流;

3）隨著流速的增大，阻尼力有上升趨勢，但變化不明顯，圖4中流速變化超過6倍，但阻尼力只增加了17.3%，這表明磁流變阻尼器阻尼力主要由磁場強度引起的庫侖力提供，與速度相關的黏滯力貢獻較小。

4）Model 1與Model 2比較接近，差別小于3%，說明磁流變阻尼器阻尼力主要由活塞兩端截面受到的壓力差提供，而活塞側面與磁流變液的剪切應力貢獻不大。

1.3 阻尼器間隙中磁流變液特性分析

基于上述模型的合理性，據此進一步研究不同加載速度下阻尼器間隙中磁流變液層間剪切應力徑向分布的情況。

圖5可以看出，阻尼器間隙中剪切應力沿徑向呈現出較為明顯的線性分布。對其進行理論分析，由于阻尼器間隙兩側切應力符號相反，因此必存在磁流變液層間剪切應力為0處。設此處的半徑為r₀，則存在下列平衡關系

由此可以看出，當阻尼器間隙尺寸相對于阻尼器半徑足夠小時，確實可以認為阻尼器間隙中的剪切應力沿徑向線性分布。此時剪切應力為零處的半徑值可表示為

分析不同加載速度下r₀的取值，計算結果如圖6所示。不難看出：r₀不隨加載速度的變化而變化，且一直處于阻尼器間隙的中間位置，即r₀=（R₁+R₂）/2.

根據上述分析，可得出如下結論：

1）阻尼器間隙中剪切應力沿徑向為線性分布;

2）剪切應力為0處不隨加載速度變化而變化，且始終處于阻尼器間隙中間位置處。

由此，可采用閥式磁流變阻尼器的平行板模型來代替剪切-閥式磁流變阻尼器的軸對稱模型進行計算，這樣可大大簡化阻尼力的表達式，更有利于在半主動控制中根據阻尼力及加載條件來實時反算所需要的電流信號。

2 閥式磁流變阻尼器的平行板模型

2.1 模型建立

閥式磁流變阻尼器間隙的平行板模型示意圖如圖7所示。

式（26）給出了磁流變阻尼器阻尼力與加載速度、磁流變液H-B模型參數之間的函數關系。進而，通過實驗數據擬合得到H-B模型參數與電流之間的關系式，即可實現根據加載條件及所需阻尼力來反算電流的目標。

2.2 模型驗證

為了驗證模型的有效性，采用1.2節所用磁流變阻尼器相關實驗數據，加載方式為不同電流下的勻速加載。由于不同電流輸入下表征磁流變液屬性的H-B模型參數τ₀，m和k不同，因此需對模型參數與電流之間的相關性進行擬合。首先，根據文獻[10]中給出的τ₀-I數據，對兩者進行了擬合，如圖8所示，擬合表達式為

對于參數m和k與電流的關系，首先通過阻尼力一速度關系試驗數據對兩個參數進行識別，識別結果如表1所示。

進而，對模型參數與電流之間的相關性進行擬合。擬合表達式為：

擬合曲線如圖9和10所示。

將擬合后的函數關系式（27）-（29）代人到式（26），并將阻尼力計算結果與試驗數據進行對比，如圖11所示。

從圖中可以看出，阻尼力計算結果與試驗數據吻合良好，證明了導出的理論模型在勻速加載下的合理性。輸入電流、加載速度及阻尼力之間的函數關系，為磁流變阻尼器在結構半主動控制中的電流反算提供了基礎。

需要注意的是，這一理論模型是在勻速加載的條件下得到的，為進一步研究其在非勻速加載下的情況，采用與勻速加載相同的磁流變阻尼器，加載條件改為不同電流下的正弦位移加載，加載幅值為2.54cm，頻率為0.5Hz。計算結果與試驗數據對比如圖12所示。

在文獻[10]中，Yang也開展了勻速加載條件下平行板模型的研究。圖12給出了本文建議的平行板模型與Yang平行板模型在正弦位移加載下阻尼力的對比情況。從圖中可以看出，除低速區外，兩者均能與實驗數據較好地吻合。但本文建議的模型要好于Yang模型，特別是在高速區，而且本文建議的模型較Yang模型更為簡化，便于工程應用。

另外，在圖12中的低速區，阻尼器活塞加載速度反向后的一段范圍，模型計算結果與實驗數據差異較大。究其原因，在于屈服剪切應力的存在使活塞速度降為零的瞬時阻尼力并非為零，而是存在一個臨界阻尼力，導致當速度方向發生變化時，阻尼力相對于速度的變化存在滯后，基于勻速加載的平行板模型無法反映這一現象。因此，需要對理論模型進行改進，以滿足非勻速加載條件要求。

3 改進平行板模型

3.1 模型表達式

為了刻畫上述滯后特征，本文對平行板模型進行了如下改進

式中 F_c表示臨界阻尼力;k表示阻尼力相對速度滯后處的斜率;其他參數與2.1節相同。F_c可由式（26）計算得到。通過對文獻[10]中試驗數據分析，斜率k主要受輸入電流和加載條件的影響。據此，分別對不同輸入電流和不同加載條件下的k值進行識別。

首先，對不同電流輸入下的參數k進行識別，電流輸入分別為0.25，0.5，1.0，2.0A;加載方式依然是正弦位移加載，位移幅值為2.54cm、頻率為0.5Hz。參數k的識別結果如下表2所示。

其次，對不同加載條件下的參數k進行識別。此時的輸入電流為2.0A，加載條件為正弦位移加載，位移幅值為2.54cm，頻率分別為0.05，0.1，0.2，0.5Hz。識別結果如表3所示。

考慮到加載條件為正弦位移加載，將體現加載條件（加載幅值、加載頻率）的參數取為A_df²，其中A_d表示位移加載幅值，f表示位移加載頻率。

分析上述識別結果，考察電流和加載條件對參數是的綜合影響，表征為：

3.2 模型驗證

在非勻速加載條件下的改進模型與實驗數據的對比分析結果如圖15，16和17所示。其中，模型采用的阻尼器參數與2.2節相同，加載條件均為正弦位移加載，圖15加載的位移幅值為2.54cm，頻率為0.5Hz;圖16加載的位移幅值為2.54cm，輸入電流為2.0A;圖17加載位移頻率為0.2Hz，輸入電流也為2.0A。

從圖15-17可以看出，改進后的模型與試驗數據吻合良好（包括加載速度方向發生變化時阻尼力相對于速度的滯后特征）。表4給出了改進模型與改進前模型以及Yang的平行板模型在不同電流輸入下與試驗數據的偏差，偏差采用如下2-范數定義式中

F_E表示阻尼力試驗數據，F_M表示阻尼力模型計算數據。

從表中可以看出，改進后模型相較其他兩個模型誤差明顯降低，體現了改進后模型的有效性。

圖15-17給出的是特定加載條件和特定電流輸入下改進模型與實驗數據的對比情況，為進一步驗證其他加載條件下和其他電流輸入下該模型的有效性，將圖15對應的加載條件改為加載位移幅值為1.27cm、頻率為1.0Hz，模型計算值與實驗數據對比如圖18所示;圖16和17對應的輸入電流則均改為1.0A，模型計算結果與實驗數據對比分別如圖19和20所示。

從圖中可以看出，其他加載條件和其他電流輸入下改進后的模型與實驗數據依然吻合良好，進一步證明了該模型的有效性。不僅如此，由于改進后的模型建立了阻尼力與加載條件、輸入電流之間的函數關系，為結構半主動控制中磁流變阻尼器電流反算提供了基礎。

4 結論

推導了勻速加載條件下剪切-閥式磁流變阻尼器軸對稱模型阻尼力公式，揭示了阻尼器間隙中剪切應力沿徑向線性分布特征和零剪切應力梯度位置不變性。進而，利用閥式磁流變阻尼器平行板模型對阻尼力公式進行了簡化，通過磁流變液特性參數與電流之間相關性的擬合得到了阻尼力與加載速度、輸入電流之間的函數關系。

為了反映非勻速加載條件下平行板模型解出現的阻尼力相對于速度方向變化的滯后特征，提出了改進平行板模型，與試驗數據對比分析表明，改進平行板模型具有較好的精度，為結構半主動控制中磁流變阻尼器輸人電流的高效反算提供了基礎。