差动自感式磁流变阻尼器绕线缸体对磁场特性的影响分析

本资料包含pdf文件1个，下载需要1积分

Influencing of W inding Cylinder of Diferential Self-induced M agnetorheologicalDamper on M agnetic CharacteristicsHu Guoliang .RU Yi .WANG Hong(1.School of Mechanical&Electronical Engineering，East China Jiaotong University，Nanchang Jiangxi 330013，China；2.The State Key Laboratory of Fluid Power Transmission and Control，Zhejiang University，Hangzhou Zhejiang 3 10027，China)Abstract：In order to solve the problems that the working magnetic fields and induced magnetic fields of the differential self-in-duced magnetorheologieal damper(DSMRD)were influenced by the structure parameters of the winding cylinder，the finite elementmodel was established.By comparing the magnetic fields and induced voltage amplitude in diferent kinds of materials and structure pa-rameters of winding cylinder，the relationships among materials，structure pameters and magnetic fields were obtained.The simula-tion results show that the mimum values of the working magnetic field wil decrease with the increasing of the thickness of the cytinderbody，however，the average magnetic field in the cylinder body with magnetic material wil increase.On the other hand，the inducedvoltage am plitude will increase with the increasing of the depth of the winding cylinder，but the mimum value of the magnetic fieldwil decrease.Finally，the optimized DSMRD was obtained。

Keywords：Diferential self-induced magnetorheologieal damper；Winding cylinder；Structure parameters；Magnetic field analysis半主动控制系统因其控制精度高、能耗低、结构简单被广泛应用于车辆、建筑结构、桥梁等领域。磁流变阻尼器 (MRD)作为半主动减振控制系统的核心部分，其动态减振机制在于依靠阻尼器内部的磁流变液随输入电流的变化产生不同强度的剪切屈服应力 ，从而产生所需阻尼力。随着对MRD研究的深入，增大阻尼力、提高调控范围、减少阻尼液沉降的方法等-直是研究的热点 。但在实际使用过程中，磁流变阻尼器往往需要位移传感器反馈位移信号才能发挥其高精度的优势，因而在设计安装结构时需要预留位移传感器的空间，这样不但增加了安装空问和维护成本，也在-定程度上制约了磁流变阻尼器的应用范围 。

基于此，美国MTS公司于 1999年利用磁致伸缩原理成功开发了具备相对位移自传感能力的MR阻尼器 ；国内重庆大学的王代华等也提出-种磁电式相收稿日期：2012-06-18基金项目：国家自然科学基金资助项目 (51165005)；浙江大学流体动力与机电系统国家重点实验室开放基金资助项目(GZKF-201207)；江西侍 育厅科 学技 术研究项 目 (GJJ13341)；江西省对外科技合作计划项 目(20132BDH80001)作者简介：胡国良 (1973-)，男 ，博士，副教授，主要从事流体传动及控制技术、智能材料理论及其应用等方面的研究与教学工作。E-mail：glhu2006###163.com。

· 1O· 机床与液压 第41卷对位移自传感的原理与方法，为磁流变阻尼器集成传感器提供了-种新的思路 ∥题组基于差动 自感应原理 ，提 出-种新型差动 自感 式磁流变 阻尼器(Differential Self-induced Magnetorheological Damper，DSMRD)，进-步丰富了磁流变阻尼器集成自传感理论 。作者在参考国外相关设计原则的基础上使用Maxwel有限元仿真软件进行工作磁场与感应磁敞模 ，以DSMRD模型中的绕线缸体为研究对象，对其结构参数与磁场强度、感应电动势三者之间关系进行电磁场有限元分析，得出绕线缸体结构参数对磁场特性的影响规律。

1 DSMRD工作原理介绍图1所示为DSMRD结构示意图，主要由组合式活塞 (由元件3、4、5组成)、绕线缸体6、外套筒8、活塞杆 1、浮动活塞 7、上端盖 2和下端盖 9组成。工作时活塞头 3内的励磁线圈通入直流电流后会在活塞头两端产生强磁场，磁场贯穿绕线筒6后沿外套筒8返回活塞头压线板5，形成闭合磁路。处于磁路工作间隙内的磁流变液由于受到磁场的磁化后固化，当活塞运动时，在活塞头外壁与绕线缸体内壁之间产生高强度剪切屈服应力，形成磁流变阻尼力。.通过控制磁场强度的大小来控制磁化程度，进而控制磁流变阻尼力。

1 2 3 4 S 6 7 R 91- 活塞 杆 2- 上端 益 3- 活 塞头 4- 线 圈套 筒 5- 活塞 头压 板6-绕线缸体 7-浮动活塞 8-外套筒 9-下端盖图 1 DSMRD结构图绕线缸体-方面处于阻尼器工作磁场中，另-方面作为感应线圈载体，在整个自传感过程中起着关键作用。如果缸体材料阻磁能力过强，结构参数过大，将导致工作磁车低，使阻尼器无法磁化磁流变液，导致阻尼功能失效；另外，如果缸体材料通磁能力过强，会导致感应信号过低而被杂波湮没，因此绕线缸体结构参数以及材料的选择对阻尼器性能影响较大。

图2所示为绕线缸体结构图，该缸体为-圆筒形结构，圆筒上车有两段绕线区I、Ⅲ，两绕线区之间由隔离区Ⅱ隔断。感应线圈均匀缠绕于两绕线区内，并被隔离区分割。当活塞头内通入交流激励电压时，处于磁场内部的感应线圈内产生感应电动势。由于线圈差动缠绕，两线圈内产生感应电动势方向相反，因此输出感应电动势为两线圈内感应电动势之差。另外，活塞头的运动会导致磁场内感应线圈数目发生变化，因而感应电动势与位移有关，通过监测感应电动势，即可得到相对位置规律〖虑到磁场与绕线区垂直，在活塞头尺寸固定情况下绕线区长度与场强及感应电动势无关，故选用绕线缸体厚度h及绕线区深度n作为缸体参数变量。

I、Ⅲ- 绕线 区 Ⅱ- 隔 离 区图2 绕线缸体结构图2 DSMRD结构建模与磁场仿真2.1 DSMRD结构建模为了探究绕线缸体结构参数对工作磁惩感应磁场的影响，采用Maxwel有限元仿真软件 建立了3种不同缸体结构参数的阻尼器模型，仿真时采用导磁的10号钢和不导磁的不锈钢两种材料作为缸体材料。

表1为其模型结构参数，图3所示为DSMRD电磁场有限元模型结构图。

表 1 模型结构参数表截取(a)仿真模型 (b)网格划分图3 DSMRD仿真模型及网格划分示意图2.2 DSMRD磁场仿真以10号钢作为绕线缸体加工材料，在 3个结构模型中同时通人 1.5 A电流后，其截取平面 (图3)内的磁场强度特性如图4所示∩知：结构 I的幅值约为248 kA/m，高于结构Ⅱ和结构Ⅲ幅值；但其稳定值为94 kA/m，低于结构 Ⅱ的稳定值 115 kA/m；第 13期 胡国良等：差动自感式磁流变阻尼器绕线缸体对磁场特性的影响分析 ·11·结构Ⅲ的稳定值约81 kA/m，低于结构 I的稳定值94kA/m；结构Ⅲ的幅值为201 kA/m，低于结构 Ⅱ的幅值 211 kA/m。

为了更直观地对比三者的关系，以结构 I数据作为基准 ，量化分析三者的关系得到如图5所示 的 10号钢下的3种结构磁场强度偏差关系∩知：结构Ⅱ稳定磁诚结构 I高出约20%以上，最大差值出现在9～10 mm处，约为40%，但从最小值来看，结构Ⅱ较结构 I降低约 15%；结构Ⅲ稳定磁诚结构 I下降约 13%，最大差值同样出现在9～10 mm处，差值约为20%，但最小值却比结构 I低 18%以上。

由图4和图5可知 ，结构 I磁场强度最大为 248kA/m，因而磁化能力最强；其次为结构 Ⅱ为 211kA/m，其稳定值 94 kA/m高于结构 I的81 kA/m。

但由于磁场强度最大值低于结构 I，因此结构Ⅱ的磁化效果低于结构 I；结构Ⅲ的最高磁场强度较结构 I低约20%，较结构Ⅱ也低了约5%，考虑到稳定磁场强度结构Ⅲ比结构 Ⅱ低约30%，因此在工作磁路中，结构Ⅲ的磁化能力最低。

昌露骥钽80400O602080504O3o20摘 lO强 0- lO- 20. 30图4 工作磁场强度 图5 磁场强度偏差曲线(1O号钢) 曲线(10号钢)在3个模型中通人有效值为 13 V的正弦交流电压作为感应线圈激励，其感应线圈产生的电动势如图6所示，为了便于观察，曲线所示为原始图形放大 10倍后所得的图形。由图6可知：结构 I所产生的感应电动势为2.16 V，略高于结构 Ⅱ的 1.97 V，但却远低于结构Ⅲ产生的4.3l V的感应电动势。

将结构 I产生的感应电动势值作为标准，再将结构Ⅱ、Ⅲ值与结构 I进行比较后，得到结构Ⅱ、Ⅲ相对结构 I感应电动势偏差曲线，如图7所示∩以看出：感应电动势呈周期性波动，结构 Ⅱ稳定时的感应电动势值比结构 I低约5%，而结构Ⅲ稳定时所产生的感应电动势却比结构 I高出 100%。从图6和图7可以看出：在感应电动势形成方面，结构Ⅲ远远高于结构 I和结构I；结构 I与结构Ⅱ在感应电动势方面相差不大，除去周期波动所产生的约50%差值的脉冲量之外，稳定值仅相差约5%。

以上分析结果表明：在导磁材料制成的绕线缸体中，保持绕线区厚度不变的同时，绕线缸体厚度增加会使平均磁场强度显著增大，但最大磁场强度却会有所降低。增大绕线区深度会使感应电动势显著增大，但会降低工作磁场强度，进而影响磁流变液磁化程度。

. 图6 感应电动势曲 图7 感应电动势偏差线(10号钢) 曲线(10号钢)以不锈钢作为绕线缸体加工材料时，在3个模型中通入分别1.5 A的直流电流激励后，得到如图8所示的磁场强度特性曲线。其中结构I产生的最大磁场强度为 236 kA/m，高于结构 I 220 kA/m和结构Ⅲ218 kA/m的最大磁场强度；结构 I稳定处的磁场强度为36 kA/m，高于结构 Ⅱ28.18 kA/m和结构Ⅲ的28.11 kA/m；结构 Ⅱ和结构Ⅲ稳定处的磁场强度基本相同。

为了能更直观地得到三者的强度对比关系，以结构 I作为标准，对结构 Ⅱ和结构Ⅲ进行量化分析后，得到不锈钢的磁场强度偏差曲线见图9∩知：结构Ⅱ、Ⅲ所产生的磁场强度，均小于结构 I产生的磁场强度。其中在初始时，结构 Ⅱ较结构 Ⅲ低约 17%，结构Ⅱ尖端最大差值约25%，最小差值约7%；结构Ⅲ初始时较结构 I低约 15%，最大差值约23%，最小差值约8%。

粤j越陋镗图 8 工作磁场强度曲线 (不锈钢)0- 5- 10j1lj-15鹰. 20. 25-3O图9 磁场强度偏差曲线 (不锈钢)· 12· 机床与液压 第4l卷从图8和图9还可以看出：结构 I的工作磁场强度最高，结构Ⅱ与结构Ⅲ的工作磁场强度大致相同但均低于结构 I达22%以上，可知不导磁材料缸体厚度增大会削弱磁场强度，降低磁化能力。

在3个模型中分别通入有效值为 13 V的正弦交流电压作为感应线圈激励，得到如图10所示的不锈钢缸体感应线圈产生的电动势。曲线所示同样为原始图形放大l0倍后所得的图形。从图10可以看出：结构 I所产生的感应电动势为 1.71 V，高于结构 Ⅱ产生的感应电动势 1.49 V，但两者却远低于结构Ⅲ产生的感应电动势 2.97 V。此现象与导磁材料缸体感应 电动势曲线-致。

为了更直观地得到各结构直接的差值，以结构 I作为标准，对结构Ⅱ和结构Ⅲ同结构 I进行量化对比分析后，得到图11所示的不锈钢感应电动势偏差曲线。从图 11可以看出：结构 Ⅱ、Ⅲ产生的感应 电动势为周期性波动，且结构Ⅱ所产生的稳定感应电动势比结构 I低约 10%，但结构Ⅲ所产生的稳定感应电动势却高出结构 I 70%以上。

l-结构 I 2-结构I 3-结构Ⅲ之寐幅馋 图 10堡时间，ms图 11 感应电动势偏差曲线 (不锈钢)从图l0和图11还可以看出：同导磁材料缸体类似，不导磁材料缸体中，结构Ⅲ所产生的感应电动势仍然明显高于其他两结构的感应电动势，其中高于结构 I约为70%，高于结构Ⅱ约为80%以上。

以上结果分析表明：在不导磁材料制成的缸体中，增大缸体厚度会减小磁路磁场强度，降低磁化能力。在缸体厚度-定时，增加绕线区深度能够显著提高与位移相关的感应电动势幅值。

3 结论采用Maxwel有限元仿真软件对差动自感式磁流变阻尼器绕线缸体结构与磁场关系进行了分析，其中绕线缸体材料分别选用导磁材料 10号钢和不导磁材料不锈钢，通过对所得数据进行分析后得出如下结论：(1)增加绕线缸体厚度会使磁场强度最大值降低，并使磁化能力下降。

(2)增加绕线缸体绕线区深度能显著提高感应电动势幅值，但会使磁场磁化能力下降。

(3)增加缸体厚度但不增加绕线区深度时，感应线圈输出电动势降低。

(4)增加导磁缸体非绕线区厚度时，平均磁场强度较不导磁缸体显著增大。