磁流變液阻尼器的磁路分析與優化

胡江林，吳超群

(武漢理工大學 機電工程學院，湖北 武漢 430070)

磁流變液阻尼器(magnetorheological damper)作為一種新型智能材料器件，具有出力大、阻尼力可調、響應速度快等優點，被廣泛應用于車輛、橋梁、航天等領域的振動控制[1]。輸出阻尼力作為磁流變液阻尼器最重要的性能評價指標受磁路結構和材料導磁能力的影響[2]；磁路結構直接影響阻尼通道內的磁場分布，進而影響阻尼器的阻尼力[3]。以剪切閥式磁流變液阻尼器為例，通過Ansoft Maxwell對磁路進行電磁場分析并研究磁路主要結構參數對磁感應強度的影響規律。

1 磁路結構及力學模型

1.1 磁路結構

磁流變液阻尼器的磁路結構主要由磁芯、勵磁線圈、活塞桿和活塞外殼組成[4]。當勵磁線圈通電時，線圈周圍產生磁場，形成完整閉合的磁回路[5]。磁流變液阻尼器有效工作長度為線圈槽兩端活塞翼緣的寬度之和[6]。阻尼通道寬度、翼緣寬度、磁芯半徑和活塞外殼厚度為磁路的主要結構參數。本文研究的磁流變液阻尼器磁路結構參數如表1所示，線圈總匝數N=210。

表1 初始磁路結構參數表

1.2 力學模型

圖1為磁流變液阻尼器屬于剪切閥式阻尼器，兼具閥式阻尼器和剪切式阻尼器的優點[7]。

圖1 磁流變液阻尼器磁路結構示意圖

閥式阻尼器的阻尼力計算公式為：

(1)

式中:η為磁流變液的零場粘度;τ為磁流變液的剪切屈服應力；Ap為活塞有效面積；D為缸體內徑；v為活塞桿運動速度；h為阻尼通道寬度；L為活塞翼緣寬度。

剪切式阻尼器的阻尼力計算公式為：

(2)

剪切閥式阻尼器的阻尼力計算公式為：

F=Fs+Fv

(3)

因阻尼通道寬度很小，剪切阻尼力比流動阻尼力小得多，為方便計算，通常忽略剪切分量。綜合以上分析，簡化后剪切閥式阻尼器的阻尼力計算公式為：

(4)

Ap=Ah-Ag=π(D2-d2)/4

(5)

式中：Ah為活塞面積；Ag為活塞桿面積；d為活塞桿直徑。

本文應用的磁流變液產自Lord公司，其型號為MRF-122EG。根據樣品手冊，對產品參數進行數據擬合，得到磁流變液的剪切屈服應力與磁感應強度B的關系式如下：

τ=393.86B4-874.66B3-558.31B2-

58.313B+2.539

(6)

通過控制阻尼通道處的磁感應強度，進而改變磁流變液的粘度和剪切屈服應力，最終達到調控阻尼力大小的目的[8]。

2 磁路結構參數對磁感應強度的影響分析

2.1 磁路仿真前處理

磁流變液阻尼器為軸對稱結構，為方便仿真計算，將磁路結構簡化為二維平面軸對稱模型[9]，采用二維靜態磁場模塊，選用Inside Selection自適應網格對磁路結構進行網格劃分，Maxwell-2D磁場分析模型如圖2所示。

圖2 仿真分析模型

仿真模型各區域材料設置如表2所示，設置激勵電流i=1 A。

表2 模塊各區域材料表

2.2 阻尼通道寬度對磁感應強度的影響分析

磁流變液在阻尼通道內發生磁流變效應。保持其它磁路結構參數為表1中的數值不變，設置阻尼通道寬度取值范圍為0.5～1.3 mm，取值間隔為0.1 mm。

如圖3所示，隨著阻尼通道寬度的增大，外圍區域的截面增大，阻尼通道內的磁場趨于分散，因此磁感應強度逐漸減小。最大磁感應強度在磁芯區域，當阻尼通道寬度為0.5 mm時，其大小近似為1.6 T，接近材料的磁飽和強度；因此阻尼通道寬度過小有磁飽和風險。

圖3 改變阻尼通道寬度的仿真結果

為觀察阻尼通道內磁感應強度分布情況，設置阻尼通道中心線為查看路徑，選取翼緣左半段區間內磁感應強度即可得到阻尼通道內平均磁感應強度的分布情況。不同阻尼通道寬度下磁感應強度分布情況如圖4所示。

圖4 不同阻尼通道寬度下磁感應強度分布情況

圖4(a)為阻尼通道內磁感應強度隨位置變化曲線，圖4(b)為阻尼通道內平均磁感應強度曲線。阻尼通道寬度對磁感應強度影響較大。當阻尼通道寬度由0.5 mm增大到1.3 mm，阻尼通道內磁感應強度減小41.23%。由于磁流變液的沉降特性，阻尼通道寬度過小易造成阻尼通道堵塞[10]；因此阻尼通道寬度不宜過小，設計在0.5～0.7 mm較合適。

2.3 活塞翼緣寬度對磁感應強度的影響分析

磁流變液在翼緣部分經垂直磁場作用下發生磁流變效應。設置活塞翼緣寬度取值范圍為3～11 mm，取值間隔為1 mm；保持其它結構參數不變。仿真結果如圖5所示。

圖5 改變翼緣寬度的仿真結果

從圖5可知，隨著翼緣寬度的增加，磁芯區域的磁感應強度顯著增大，當翼緣寬度增至11 mm時，磁芯區域的磁感應強度達到1.5 T，磁芯區域有磁飽和風險。不同翼緣寬度下磁感應強度分布情況如圖6所示。

圖6 不同翼緣寬度下磁感應強度分布情況

從圖6可知，隨著翼緣寬度的增加，翼緣內的磁通由密至疏，導致阻尼通道的有效長度雖然增加但磁感應強度減小。結合磁感應強度分布與阻尼器整體結構尺寸，翼緣寬度設計在5～9 mm之間較合適。

2.4 磁芯半徑對磁感應強度的影響分析

磁芯半徑為線圈與活塞桿中間的部分，設置磁芯半徑取值范圍為2～6.5 mm，取值間隔為0.5 mm或1 mm；保持其它結構參數不變。仿真結果如圖7所示。

圖7 改變磁芯半徑的仿真結果

從圖7可知，當磁芯半徑小于5 mm時，阻尼通道內的磁感應強度變化不明顯。磁芯半徑為2 mm時，磁芯的最大磁感應強度值為1.67 T，有磁飽和風險。不同磁芯半徑下磁感應強度分布情況如圖8所示。

圖8 不同磁芯半徑下磁感應強度分布情況

從圖8可知，磁芯半徑從2 mm增大至3 mm時，阻尼通道內磁感應強度明顯增加。由于線圈匝數和電流保持不變，雖然磁路并未達到飽和，但受磁通量的限制，在磁芯半徑增大到4 mm后，磁感應強度趨于穩定，增量僅在0.01 T以內。因此磁芯半徑設計在4～6 mm較合適。

2.5 活塞外殼厚度對磁感應強度的影響分析

活塞外殼為磁回路的組成部分，設置活塞外殼厚度取值范圍為2.5～4.25 mm，取值間隔為0.25 mm，保持其它結構參數不變。仿真結果如圖9所示。

圖9 改變活塞外殼厚度的仿真結果

從圖9可知，隨活塞外殼厚度的變化，各區域磁場分布變化情況和磁感應強度變化情況均不明顯。不同活塞外殼厚度下磁感應分布情況如圖10所示。

圖10 不同活塞外殼厚度下磁感應強度分布情況

從圖10可知，活塞外殼厚度對阻尼通道內磁感應強度影響很小。活塞外殼厚度從2.5 mm增加到4.25 mm，阻尼通道內磁感應強度僅增大5.26%，當活塞外殼厚度增大到4 mm后，阻尼通道內磁感應強度增幅不明顯。活塞外殼厚度過大會增大阻尼器外輪廓尺寸，造成材料的浪費。因此活塞外殼厚度設計在3～4 mm較為合適。

2.6 多因素變量仿真分析研究

結構優化是幾個參數同時調整，為得到4個磁路參數調整的最佳組合，筆者運用正交試驗篩選出阻尼通道寬度h、翼緣寬度L、磁芯半徑r和活塞外殼厚度t的優化組合。

本次正交試驗為4因子3水平實驗，綜合上述研究，為提高阻尼器阻尼力并避免出現局部磁飽和，各因子水平取值如表3所示。以L9(34)正交表確定試驗因子組合，如表4所示。

表3 各因子水平取值

表4 實驗因子參數表

正交試驗的仿真結果如圖11所示。從圖11可知，參數組合3和組合9的磁芯區域的磁感應強度較高，易達到磁飽和狀態，電流可調節的范圍更小。

圖11 正交試驗的仿真結果

不同參數組合下最大阻尼力對比如圖12所示，在相同外部激勵條件下，組合3的最大輸出阻尼力達到2 300 N，但磁芯區域的磁感應強度較高，磁路接近磁飽和狀態。組合2的最大輸出阻尼力達到1 700 N且無磁飽和風險。相比較于表1的初始參數組合，組合2的輸出阻尼力增大了70%，參數組合更加合理。

圖12 不同參數組合下最大阻尼力對比圖

3 試驗研究

為檢測經磁路結構優化后磁流變液阻尼器的性能，現對樣件進行臺架試驗，測試平臺如圖13所示。

圖13 試驗測試平臺

參考QC/T545 1999《汽車筒式減振器臺架試驗方法》，運用INSTRON-1341電液伺服材料試驗機給阻尼器的活塞桿處施加正弦激勵，其振幅為4 mm，頻率為1.5 Hz。穩壓直流電源給阻尼器施加激勵電流，電流范圍為0～1 A，增加間隔為0.2 A。試驗數據經處理后得到阻尼特性曲線，如圖14所示。

圖14 改變電流的阻尼特性圖

從圖14(a)可知，示功曲線的包圍面積隨電流增大而增大，且輸出阻尼力也隨之增大；表明阻尼器在一個周期內耗散的能量增多，抑振能力在增強。示功曲線飽滿，無明顯缺陷和突變；表明阻尼器能量耗散性能優良。

從圖14(b)可知，輸出阻尼力隨著活塞運動速度的增加而增大。當電流遞增時，對應速度特性曲線族逐漸變密，最后曲線族接近重合，體現出阻尼器的磁飽和特性。

綜合上述分析，磁流變液阻尼器的可控性好并具有良好的阻尼性能。

4 結論

筆者對磁流變液阻尼器進行了磁路分析，研究磁路主要結構參數的變化對阻尼通道內磁感應強度的影響規律，并對優化后的磁流變液阻尼器進行了阻尼特性試驗，研究結果表明：

(1)阻尼通道內磁感應強度隨阻尼通道寬度增大而減小；隨翼緣寬度和磁芯半徑的增大而增大；活塞外殼厚度對磁感應強度影響很小，設計活塞外殼厚度時優先考慮阻尼器整體結構。

(2)通過多因素變量磁場分析確定了磁路參數的最優組合即阻尼通道寬度、翼緣寬度、活塞外殼厚度磁芯半徑分別取0.5 mm、7 mm、3.5 mm和5 mm，輸出阻尼力較優化前提升了70%。

(3)阻尼器輸出阻尼力隨電流和激勵速度的增大而增大，且可控性好；表明阻尼器設計合理，具有良好的阻尼性能。