直升機旋翼磁流變阻尼器樣件仿真和試驗驗證

林 展，覃海鷹，王正峰

（1.中國直升機設計研究所，景德鎮(zhèn)333001；2.海裝駐南昌地區(qū)軍事代表室，景德鎮(zhèn)333000）

直升機旋翼擺振阻尼器是直升機旋翼系統(tǒng)的重要部件，為旋翼槳葉的擺振運動提供附加阻尼，防止旋翼槳葉的擺振后退型模態(tài)與起落架或者機體耦合而發(fā)生不穩(wěn)定現象[1-2]。旋翼擺振阻尼器的型式可劃分為被動式旋翼擺振阻尼器和主動式旋翼擺振阻尼器兩種類型。被動式旋翼擺振阻尼器目前在直升機旋翼系統(tǒng)應用最為廣泛，其典型代表有摩擦阻尼器、液壓阻尼器、粘彈阻尼器及液彈阻尼器等。被動式擺振阻尼器的阻尼性能由材料、結構等特性確定，其阻尼力與運動速度之間是一種線性關系，不能根據旋翼工作狀況靈活調節(jié)阻尼輸出性能，因此為滿足直升機起降阻尼需要，旋翼其他結構在時間比例占絕大多數的直升機飛行中承受了無謂的阻尼載荷。智能材料的發(fā)展使研制一種主動式旋翼擺振阻尼器成為可能，主動式擺振阻尼器阻尼力與運動速度之間不再是線性關系，其可根據旋翼系統(tǒng)阻尼需用狀態(tài)靈活控制阻尼器的阻尼效應，既能夠提供較大阻尼滿足直升機起降避免“地面共振”要求，又能有效降低直升機飛行過程的阻尼器阻尼輸出載荷。

主動式阻尼器典型代表有磁流變阻尼器和電流變阻尼器兩種類型。本文研究對象是磁流變阻尼器，其工作液體為磁流變液，通過控制磁場改變磁流變液的黏度和剪切屈服強度可以靈活控制阻尼器的阻尼效應。美國在磁流變阻尼器的研究中處于領先地位，在其汽車工業(yè)領域，磁流變阻尼器技術已得到了實際應用。美國馬里蘭大學開發(fā)了一種充氣補償結構的汽車磁流變阻尼器[3]，充氣補償結構有效補償阻尼力的輸出平衡。美國維吉尼亞大學將磁流變阻尼器有效應用在Volvo VN 重型卡車和Future Car 轎車的懸架上并進行了道路試驗。美國內華達大學的研究人員和CSA 工程公司的工程人員開發(fā)了軍用多用途輪式磁流變阻尼器[4]。Nguyen 等利用Lord 公司生產的磁流變阻尼器在客車上進行了基于全車模型的硬件嵌入式HILS 實驗，結果表明利用磁流變阻尼器可以大幅度地提高車輛的安全性與舒適性[5]。目前，國外在量產的系列高檔汽車中都應用到磁流變阻尼器技術。通用公司在2002 年發(fā)布的凱迪拉克Seville STS 汽車中，懸架系統(tǒng)采用了通用汽車研發(fā)實驗室基于磁流變阻尼器技術的MRC 主動電磁感應懸架系統(tǒng)[6]。奧迪公司最新TT 跑車中采用了世界最大的汽車零部件制造和系統(tǒng)集成商Delphi 公司與Lord 公司合作開發(fā)的汽車磁流變半主動懸架系統(tǒng)Magneride。法拉利559GTB Fiorano 系列車型中，采用了與Delphi 共同開發(fā)的Magnetorheolo-gieal 液體懸架系統(tǒng)[7-8]。以上車型在安裝了這一全新的懸架系統(tǒng)后，瞬變操控性能與抓地性能更加優(yōu)越，駕駛感更加舒適[4]。國外在直升機領域磁流變阻尼器技術也進行了系列研究，相比較于汽車工業(yè)領域的成熟應用，該技術在直升機領域特別是直升機旋翼系統(tǒng)上的應用研究相對單薄。美國Penn-sylvania 大學采用磁流變阻尼器替代傳統(tǒng)的黏彈性阻尼器，以提高系統(tǒng)的氣彈穩(wěn)定性為目標進行了振動測試研究，結果表明試驗用磁流變阻尼器能可以比同樣大小的黏彈性阻尼器提供更充足的阻尼力[9]。馬里蘭大學的研究者對采用了磁流變減擺器的四槳葉旋翼模型進行研究，證實磁流變阻尼器能有效地實現旋翼擺振阻尼器功能且所需要的能量較少[10]。

中國國內在汽車工業(yè)領域也圍繞該技術開展了相關研究工作。南京航空航天大學對磁流變阻尼器技術進行了深入的實驗和理論研究[11-14]。重慶大學研制出了長安微型汽車磁流變阻尼器，并在國家客車質量中心進行了測試[15]。西安交通大學對軍用特種車輛設計了一種新型磁流變阻尼器，并進行了路面試驗驗證[16]。在直升機領域，同樣進行了以直升機縮比模型為應用背景的磁流變阻尼器技術研究，但并未在武器裝備型號中實現應用，可見其尚未建立以直升機型號實際應用指標為目標的直升機旋翼磁流變阻尼器仿真及試驗驗證技術。

為初步探索全尺寸直升機旋翼磁流變阻尼器仿真和試驗模型，本文以中型運輸直升機旋翼為應用背景，研究探索旋翼磁流變阻尼器的仿真及試驗驗證方法。研制了旋翼磁流變阻尼器全尺寸樣件并進行性能試驗。研究了樣件結構參數、運動參數變化以及電流參數對旋翼磁流變阻尼器性能的影響?；谠囼灲Y果，將性能仿真計算結果與試驗曲線進行了對比分析。

1 旋翼磁流變阻尼器原理樣件構型設計

針對目前采用第三代球柔性旋翼單旋翼帶尾槳構型的中型運輸直升機，設計以滿足球柔性旋翼裝機技術要求為目標的旋翼磁流變阻尼器，依托型號已定型使用的液壓阻尼器構型。旋翼磁流變阻尼器一端通過擋蓋軸承組件與中央件連接，另一端通過軸承桿端組件與揮舞支臂連接件連接。擋蓋軸承組件和軸承桿端組件中間部分是外筒組件和活塞組件，其中外筒組件包括阻尼器外筒、熱安全閥和補償器等。圖1 為本文設計的旋翼磁流變阻尼器原理樣件組成示意圖。

圖1 旋翼磁流變阻尼器組成Fig.1 Configuration of helicopter rotor magneto-rheological damper

旋翼槳葉擺振運動時，槳葉通過揮舞支臂帶動阻尼活塞在外筒與軸擋蓋之間的油腔中往復運動，阻尼活塞兩端油腔中的磁流變液通過阻尼活塞上阻尼間隙流動，依靠磁流變液流經阻尼間隙的速度以及磁場對磁流變液的剪切損失產生阻尼。阻尼的大小由阻尼間隙、運動速度和磁場強度決定。

補油裝置安裝在外筒上，阻尼活塞往復運動過程中，被活塞分隔的兩個腔壓力不等，補油活門會封閉高壓腔直接通向補油器的油路，而使補油器僅與低壓腔連通。補油器活塞在彈簧壓力作用下使補油器內的磁流變液液體保持一定壓力，實現壓力補油。磁流變阻尼器同其他傳統(tǒng)阻尼器一樣在工作過程中產生的部分熱量會殘留在阻尼器內部使阻尼器升溫，補油器用于補償阻尼器內磁流變液受熱膨脹引起的體積變化，同時用于補償阻尼器動密封的滲漏損失。

2 阻尼器結構及磁路仿真優(yōu)化設計

以磁流變阻尼器的雙缸雙出桿剪切閥式通用結構形式為基礎[17-21]，采用線圈內繞式結構，繞線腔布置在活塞桿，設計旋翼磁流變阻尼器結構局部剖視圖如圖2 所示。圖2 中L1表示活塞翼緣寬度，L2表示繞線腔寬度，t 表示阻尼器外筒厚度，h 表示阻尼間隙寬度，r0表示活塞桿半徑，r 表示活塞磁芯半徑，h1表示繞線腔高度，D 表示活塞直徑。阻尼器工作時，磁流變液通過阻尼器外筒與活塞形成的阻尼間隙產生阻尼，通過控制內置線圈的激勵電流大小調節(jié)磁感應強度達到調節(jié)阻尼輸出。這種結構形式的優(yōu)點是可設計的活塞行程大，阻尼輸出穩(wěn)定性好，能夠很好地滿足中型運輸直升機對旋翼擺振阻尼器大行程以及對阻尼器的阻尼輸出穩(wěn)定性高的要求。

圖2 旋翼磁流變阻尼器結構Fig.2 Structure of helicopter rotor magneto-rheological damper

調用磁場有限元分析模塊進行磁場仿真，模型中將中心孔直徑d 和外筒壁厚度t 設置為變量，對于設計的磁流變阻尼器，當磁芯厚度和外筒厚度相等時，磁路結構設計能得到最優(yōu)。同時，它們滿足活塞裝配的約束條件[2(t+h+h1+h2)+d ]≤77，且滿足

式中：B 為磁流變液磁感應強度，B*為套筒磁感應強度。據此可得，外筒厚度t 與中心孔徑d 的關系如圖3 所示。

圖3 外筒厚度t 與中心孔徑d 關系Fig.3 Relationship between thickness of outer barrel t and central aperture d

基于旋翼磁流變阻尼器參數化模型，利用磁路仿真軟件Ansoft 自帶的網格建模與網格劃分功能，設置結構參數以及定義加載激勵電源與邊界條件進行磁路仿真。為了能夠通過分析阻尼間隙內磁感應強度的變化達到優(yōu)化磁路結構尺寸的目的，將不同參數的磁路結構尺寸作為輸入，仿真結果輸出為不同磁路結構參數，假設阻尼器阻尼間隙內磁流變效應區(qū)域內的平均磁感應強度為Bm，通過阻尼間隙內非磁流變效應區(qū)域的平均磁感應強度為Bn。圖4 為不同磁路結構參數對應的Bm及Bn趨勢變化。阻尼間隙的非流變區(qū)Bn隨著結構參數的變化，變化趨勢平緩且數值很小，說明活塞的整體寬度設計尺寸能滿足要求，已是較優(yōu)的選擇。阻尼間隙的流變區(qū)Bm隨著結構參數d 值的變化產生明顯變化，從d 值為15 mm 開始急劇減小且其數值小于1 T，這是設計所不期望的數值，考慮能夠最大效率利用磁場，d 取值應考慮在0～15 mm 范圍。同時，考慮工藝加工需要進行活塞中心孔穿線，因此d 取值不能過小。但是，較小的d 值意味著較大的活塞厚度t，也意味著更大的活塞質量。因此，在流變區(qū)阻尼間隙內Bm值變化接近且能有效利用流變效應的情況下，盡量減輕活塞的質量，選擇較大的d 值。

圖5～6 為參數優(yōu)化后的結構磁路有限元仿真結果：活塞結構處以及阻尼間隙內的磁通密度、磁感應強度分布均勻，整體磁感應效應一致性較好。

圖4 Bm 及Bn 變 化 趨 勢Fig.4 Trend changes of Bm and Bn

設置不同電流變化參數，讀取磁路仿真結果數據得到圖7 所示不同電流I 對應阻尼間隙內磁流變區(qū)磁流變液平均磁感應強度B 值變化曲線，該曲線能較好地反映阻尼間隙內的磁感應強度值。將仿真結果進行擬合可得

圖5 磁通密度和磁感應強度分布Fig.5 Distributions of flux density and magnetic induction intensity

圖6 磁力線和磁場強度分布Fig.6 Distributions of field lines and magnetic field intensity

圖7 阻尼間隙內磁感應強度變化趨勢Fig.7 Variation trend of magnetic induction intensity in damping gap

3 性能仿真參數化計算模型

基于旋翼磁流變阻尼器參數化模型（如圖2 所示）建立磁流變阻尼器的力學模型，因為其多結構參數的特點，其力學模型也必然非常復雜。本文考慮基于Bingham 模型將筒式磁流變阻尼器剪切閥式模型簡化為閥式模型和剪切模型的疊加[22-23]，同時基于改進的Bingham 模型[14]阻尼力的數學表達式為

式中：f0表示一種附加的彈性力，其大小與振動位移相關，計算數值采用文獻[23]提供的數據進行擬合計算；Fv為粘滯阻尼力，其大小與活塞運動速度相關；Fτ為剪切阻尼力，其大小與磁流變液剪切損耗相關。Fv、Fτ的具體計算公式如下[20,22-23]

電子商務專業(yè)作為一門交叉學科，它涵蓋了計算機網絡、營銷、物流、經濟學等方面的知識。尤其是電子商務運營課程的教學，很多時候離開了多媒體、互聯網、模擬平臺等，這樣的教學沒有圖文并茂；就不能很好的在教學的過程中充分的展示相關的知識點。

式中：D'為阻尼間隙平均周長，Ap為活塞有效橫截面積，L 為有效阻尼長度，Q 為磁流變液通過阻尼間隙的總流量，v0為活塞相對速度，h 為阻尼間隙，η為黏度系數，τ(H)為剪切強度。

將式(2)力學模型式中的參數具體化為圖2 所示的結構參數，其中

式中n 表示活塞段數。

所以，阻尼力計算公式為

式中：r0為阻尼器活塞桿半徑,v0可以由運動速度與活塞位移的關系求得

式中：S、Smax分別表示振幅和最大振幅值，f 為運動頻率。

所以，阻尼功的表達式為

4 樣件研制與性能試驗

4.1 樣件的研制

本磁流變阻尼器的設計要求基于已成熟應用型號的液壓阻尼器，因此在設計旋翼磁流變阻尼器原理樣件時可參考其液壓阻尼器的空間位置布置、接口安裝以及外筒形狀。在盡可能減小外形結構變動的情況下，充分利用液壓阻尼器結構件進行磁流變阻尼器改造。圖8 為改造后的旋翼磁流變阻尼器的實物圖片。樣件設計采用的基本結構參數見表1。

圖8 旋翼磁流變阻尼器樣件實物Fig.8 Sample of helicopter rotor magneto-rheological damper

表1 樣件基本結構參數Table 1 Basic structural parameters of sample mm

在樣件裝配時，阻尼器活塞與外筒相對位置精度應由配套模具保證，活塞通過配合卡緊壓入外筒中，擋蓋軸承鎖緊后經注油孔注入磁流變液，完成旋翼磁流變阻尼器樣件的組裝。

4.2 試驗裝置及方法

旋翼磁流變阻尼器的試驗研究平臺在傳統(tǒng)阻尼器性能試驗平臺的基礎上加裝電流控制器，研究采用的試驗裝置有：MTS 材料試驗機及其附屬設備、數據采集控制系統(tǒng)計算機以及可調節(jié)激勵電流大小的直流穩(wěn)流電源。圖9 為旋翼磁流變阻尼器性能試驗狀態(tài)。

圖9 旋翼磁流變阻尼器性能試驗設置Fig.9 Setup of performance test of helicopter rotor magne-to-rheological damper

試驗采用正弦激勵法，按照正弦波規(guī)律變化的u=u0sin(wt)作為激振位移對磁流變阻尼器進行加載。其中，u 表示系統(tǒng)輸入位移，u0表示系統(tǒng)輸入位移幅值，t 表示系統(tǒng)加載時間，w 表示系統(tǒng)加載頻率，取低頻至旋翼一階轉速等效頻率中的多個頻率進行試驗，其中包含了槳葉一階擺振固有頻率點、地慢轉速頻率附近點等。分別測得旋翼磁流變阻尼器的阻尼力、阻尼功對應電流、頻率和振幅，處理試驗數據后，得到阻尼器在電流、激振頻率、位移幅值、阻尼間隙幾何尺寸等參數變化下的規(guī)律。

4.3 試驗結果與分析

圖10 給出了阻尼器位移振幅S 為3 mm 時，不同激勵頻率下阻尼功W 隨控制電流I 變化曲線。圖11 給出了阻尼器位移振幅S 為3 mm 時，不同控制電流下阻尼功W 隨激勵頻率f 的變化曲線。從圖10，11 可以看出，旋翼磁流變阻尼器的阻尼功隨著電流的增大而增加，通電狀態(tài)下的阻尼性能比不通電狀態(tài)下的阻尼性能增強；同時，阻尼功隨著頻率的增大而增加，同一振幅和控制電流作用下，頻率越大阻尼功越大。

圖10 阻尼功隨電流變化曲線Fig.10 Damping work versus current

圖11 阻尼功隨頻率變化曲線Fig.11 Damping work versus frequency

圖12 給出了激勵頻率為0.5 Hz 時，不同電流下樣件阻尼功W 隨位移振幅S 的變化規(guī)律。從圖12 可以看出無磁場性能變化弱于加磁場的阻尼功性能變化。

圖12 阻尼功隨位移振幅變化曲線Fig.12 Damping work versus displacement amplitude

圖13 給出了樣件在無磁場時，不同位移振幅下阻尼載荷F 隨激勵頻率f 的變化曲線。可以看出，不同位移振幅下，阻尼載荷在0～4.3 Hz 頻率變化范圍內變化的趨勢基本一致，且與傳統(tǒng)的液壓阻尼器比較，樣件在無磁場時阻尼載荷在一個較小的范圍內平穩(wěn)變化。

圖13 無磁場阻尼載荷隨頻率變化曲線Fig.13 Damping load versus frequency in zero magnetic field

圖14 給出了使用不同阻尼間隙的旋翼磁流變阻尼器在0.5 Hz 激勵頻率，1.5 A 控制電流下的力-位移遲滯回線對比。從圖14 可以看出，阻尼間隙為0.5 mm 的樣件遲滯回線所圍成的面積遠小于阻尼間隙為0.3 mm 的樣件，這表明阻尼間隙的減小導致旋翼磁流變阻尼器的耗能能力顯著增強。

圖14 不同阻尼間隙結構遲滯回線Fig.14 Hysteresis loop of different damping gap structures

5 仿真模型驗證

為驗證性能仿真參數化計算模型的有效性，將試驗測得的樣件性能數據與計算模型計算得到的性能數據進行阻尼功和阻尼載荷的比較。

圖15，16 分別給出了激勵頻率f 為1.1、1.2 Hz，位移振幅S 為3 mm 時，模型阻尼功W 計算值與試驗值隨電流I 變化曲線的對比。

圖17 給出了激勵頻率為4.3 Hz 時，5 mm 位移振幅下，模型阻尼載荷計算值與試驗值隨電流變化曲線的對比。

從圖15～17 可以看出，模型阻尼功與阻尼載荷的計算值與試驗值曲線變化趨勢一致，計算值與試驗實測值存在一定的誤差，最大誤差在15%左右，這是因為參數化計算模型未能考慮到磁流變液溫度變化對其阻尼功和阻尼力產生的影響，結合以往型號研制經驗，本文所采用的性能計算模型與方法能夠初步用于旋翼磁流變阻尼器的應用研究。

圖15 模型阻尼功計算值與試驗值對比（f=1.1 Hz，S=3 mm）Fig.15 Comparison of theoretical and test damping work of the model（f=1.1 Hz，S=3 mm）

圖16 模型阻尼功計算值與試驗值對比（f=1.2 Hz，S=3 mm）Fig.16 Comparison of theoretical and test damping work of model（f=1.2 Hz，S=3 mm）

圖17 模型阻尼載荷計算值與試驗值對比（f=4.3 Hz，S=5 mm）Fig.17 Comparison of theoretical and test model damping load（f=4.3 Hz，S=5 mm）

6 結 論

本文開展了全尺寸旋翼磁流變阻尼器樣件構型設計、結構及磁路仿真優(yōu)化研究、性能仿真計算模型研究；制造了旋翼磁流變阻尼器樣件，并進行了旋翼磁流變阻尼器的性能試驗，將試驗結果與性能計算模型結果進了對比分析，可得到以下結論：

(1) 旋翼磁流變阻尼器具有穩(wěn)定的實驗性能，在相同的實驗環(huán)境下，旋翼磁流變阻尼器耗能能力隨阻尼間隙的減小顯著增強。

(2) 旋翼磁流變阻尼器設計仿真優(yōu)化方法可行，具有一定的實踐價值。

(3) 旋翼磁流變阻尼器參數化計算模型能夠準確仿真旋翼磁流變阻尼樣件性能，模型有效，可用于旋翼磁流變阻尼器阻尼應用研究。