混合流動式磁流變閥結(jié)構(gòu)設(shè)計與壓降性能分析

胡國良　鐘　芳　廖明科　龔美慧

(華東交通大學載運工具與裝備教育部重點實驗室， 南昌 330013)

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混合流動式磁流變閥結(jié)構(gòu)設(shè)計與壓降性能分析

胡國良鐘芳廖明科龔美慧

(華東交通大學載運工具與裝備教育部重點實驗室， 南昌 330013)

針對目前磁流變閥結(jié)構(gòu)單一且體積大的不足，設(shè)計了一種結(jié)構(gòu)緊湊的混合流動式磁流變閥，該磁流變閥阻尼間隙液流通道由單個軸向圓環(huán)流動、單個徑向圓盤流動和單個中心小孔流動串聯(lián)組合而成。闡述了混合流動式磁流變閥結(jié)構(gòu)及工作原理；分析了勵磁線圈作用下有效阻尼間隙處的磁路分布，同時建立了其壓降數(shù)學模型。采用有限元法對混合流動式磁流變閥電磁場進行了建模仿真，對阻尼間隙處的磁場強度和剪切屈服應力的分布規(guī)律進行了分析；仿真結(jié)果表明軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm，加載電流為1.2 A時磁流變閥壓降最大，為3 342 kPa。對混合流動式磁流變閥壓降性能進行了試驗測試，具體分析了加載電流以及徑向圓盤阻尼間隙厚度對磁流變閥壓降的影響，試驗結(jié)果表明軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm，加載電流為1.2 A時磁流變閥壓降最大，為2 650 kPa，試驗結(jié)果與仿真結(jié)果變化趨勢基本一致。

磁流變閥； 混合流動； 壓降； 有限元分析

引言

在磁場作用下，磁流變液能在毫秒級時間內(nèi)從流動狀態(tài)瞬變?yōu)榘牍虘B(tài)，并且這種變化可逆[1]。借助于磁流變液的流變特性，以磁流變液為工作介質(zhì)的磁流變智能器件目前已在汽車交通、橋梁建筑等行業(yè)得到廣泛應用[2-3]。

磁流變閥是一種典型的磁流變智能器件，它可作為旁通閥用來控制阻尼器，應用于汽車半主動懸架系統(tǒng)[4]；也可內(nèi)置于磁流變懸置里面，用來控制液流通道的流速，應用于海洋平臺的減振系統(tǒng)[5-6]。由于磁流變閥的閥芯和閥體相對固定，只需控制激勵電流，改變阻尼間隙處的磁感應強度，就可獲得可控的進出口壓降，故操作方便且響應速度快。相比傳統(tǒng)液壓控制閥，磁流變閥機械結(jié)構(gòu)簡單、響應速度快、運動平穩(wěn)且系統(tǒng)綜合成本低[7-8]。

國內(nèi)外學者對磁流變閥的研究主要集中在結(jié)構(gòu)設(shè)計及參數(shù)優(yōu)化兩方面。GORODKIN等[9]首次提出了一種用于被動阻尼系統(tǒng)中的磁流變節(jié)流閥，并進行了試驗分析。SALLOOM等[10-11]提出了一種由4個圓環(huán)形單線圈磁流變閥單元組合而成的三位四通方向控制閥，該磁流變閥通過控制流體流動來控制系統(tǒng)速度及位置。ICHWAN等[12]提出了一種模塊式磁流變閥，仿真和試驗結(jié)果表明，通過把2個或多個相同的磁流變閥單元串聯(lián)組合在一起，可產(chǎn)生較大的壓降。趙燦等[13]在磁流變閥入口及出口處將液流通道設(shè)計為非直線型，這種結(jié)構(gòu)設(shè)計可有效增大磁流變閥壓降調(diào)節(jié)范圍。本課題組也先后設(shè)計了一種采用雙線圈進行激勵的圓環(huán)型磁流變閥以及一種阻尼間隙可在1～2 mm之間機械無級可調(diào)的磁流變閥[14-15]；同時對比分析了軸向圓環(huán)流磁流變閥和徑向圓盤流磁流變閥的壓降變化規(guī)律[16-17]。此外，NGUYEN等[18-20]為了得到最佳磁流變閥結(jié)構(gòu)，采用ANSYS有限元分析方法分別對單線圈、雙線圈、三線圈以及圓環(huán)圓盤組合型4種不同結(jié)構(gòu)的磁流變閥參數(shù)進行了仿真優(yōu)化分析。

上述研究中磁流變閥液流通道結(jié)構(gòu)主要是單一軸向圓環(huán)流動式或單一徑向圓盤流動式；在不增加閥外形結(jié)構(gòu)尺寸前提下，這兩種液流通道結(jié)構(gòu)的磁流變閥進出口壓降均較小，壓降調(diào)節(jié)范圍并沒有取得理想效果?；诖?，國內(nèi)外學者提出把軸向圓環(huán)流和徑向圓盤流兩種液流通道組合在一起，達到延長有限阻尼間隙長度，增加進出口壓降的目的[21-24]。WANG等[21-22]首先提出并設(shè)計了一種同時具有軸向圓環(huán)流和徑向圓盤流液流通道的磁流變閥，同等磁場強度下能有效提高磁流變閥壓降。但該磁流變閥液流通道由2個軸向圓環(huán)流、2個徑向圓盤流以及1個中心小孔流組成，并且設(shè)計時假設(shè)軸向圓環(huán)阻尼間隙和徑向圓盤阻尼間隙處的磁場強度相等，導致壓降沒有得到優(yōu)化。在此基礎(chǔ)上，IMADUDDIN等[23-24]提出了一種集成多個圓環(huán)流和圓盤流的蜿蜒式磁流變閥，該磁流變閥液流通道由5個圓環(huán)流、6個圓盤流和2個中心小孔流按順序串聯(lián)組合而成，仿真和試驗表明磁流變閥能產(chǎn)生大于2.5 MPa的壓降。但該閥液流通道結(jié)構(gòu)復雜，很容易導致閥工作時堵塞；另外壓降主要由徑向圓盤阻尼間隙提供，實際上是一個徑向流磁流變閥。

本文提出并設(shè)計一種結(jié)構(gòu)緊湊的混合流動式磁流變閥，該磁流變閥阻尼間隙液流通道由單個軸向圓環(huán)流動、單個徑向圓盤流動和單個中心小孔流動共同組成。在保持外形結(jié)構(gòu)尺寸不變時，這種結(jié)構(gòu)設(shè)計可有效提高進出口壓降。同時，通過理論計算、電磁場仿真及試驗測試分析混合流動式磁流變閥的壓降變化規(guī)律，并研究徑向阻尼間隙對混合流動式磁流變閥壓降的影響。

1　混合流動式磁流變閥結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1工作原理與結(jié)構(gòu)

磁流變閥性能與其液流通道結(jié)構(gòu)密切相關(guān)。設(shè)計時，首先應使外加磁場產(chǎn)生的磁力線方向與磁流變液流經(jīng)的液流通道相垂直，這樣磁流變液所受剪切應力最大，磁流變效應最好；其次，應盡可能延長有效阻尼間隙長度，從而增大磁流變閥壓降可調(diào)范圍；最后應選擇合適的阻尼間隙厚度以提高進出口壓降。基于此，在課題組前期研究基礎(chǔ)上[14-17]，設(shè)計了如圖1所示的混合流動式磁流變閥。該磁流變閥液流通道由單個軸向圓環(huán)流、單個徑向圓盤流和單個中心小孔流串聯(lián)組合而成，構(gòu)成混合流動式液流通道。其中，導磁圓盤與閥體之間圍成的圓環(huán)形阻尼間隙構(gòu)成軸向圓環(huán)流液流通道；導磁圓盤和閥芯之間圍成的圓盤形阻尼間隙構(gòu)成徑向圓盤流液流通道；閥芯中間的通孔形成中心小孔流液流通道。在保證外形結(jié)構(gòu)尺寸的前提下，這種結(jié)構(gòu)設(shè)計有效增加了阻尼長度，從而增大了閥的壓降。工作時，磁流變液首先經(jīng)過左端蓋中心通孔，流經(jīng)導流盤，然后通過軸向圓環(huán)形阻尼間隙，再流經(jīng)徑向圓盤形阻尼間隙，接著到達閥芯中心小孔液流通道，最后從右端蓋中心通孔處流出。

如圖1所示，定位圓盤和閥芯通過螺紋固定連接，兩者圍成圓環(huán)形繞線槽，勵磁線圈纏繞在圓環(huán)形繞線槽內(nèi)。導磁圓盤、定位圓盤和墊圈通過螺釘固定連接，此時徑向圓盤阻尼間隙厚度可通過墊圈厚度來保證。試驗時，為了分析徑向圓盤阻尼間隙厚度對所設(shè)計的磁流變閥壓降的影響，設(shè)計了0.5、0.8、1.0、1.5 mm 4種規(guī)格的墊圈，從而形成4種徑向圓盤阻尼間隙。另外，為防止磁流變閥出現(xiàn)堵塞問題但又不影響磁流變效應，該磁流變閥軸向圓環(huán)流阻尼間隙厚度設(shè)計為1.0 mm，中心小孔直徑設(shè)計為4.0 mm。整個混合流動式磁流變閥的外形直徑為62 mm，軸向長度為80 mm。

給勵磁線圈通入一定大小的直流電，在磁場作用下，磁力線經(jīng)過閥芯垂直穿過徑向圓盤阻尼間隙，到達導磁圓盤，再垂直穿過軸向圓環(huán)阻尼間隙，經(jīng)過閥體回到閥芯，形成一個完整的閉合回路。此時軸向圓環(huán)阻尼間隙和徑向圓盤阻尼間隙處的液流方向和磁力線走向相垂直。通過改變電流大小來控制軸向圓環(huán)和徑向圓盤阻尼間隙處的磁感應強度，進而改變剪切應力，可實現(xiàn)對磁流變閥壓降的無級可調(diào)。

圖1　混合流動磁流變閥結(jié)構(gòu)原理與三維模型圖Fig.1　Schematic diagram of hybrid fluid flow MR valve1.左端蓋　2.導流盤　3.螺釘　4.導磁圓盤　5.墊圈　6. 定位圓盤　7.閥體　8.勵磁線圈　9.閥芯　10.右端蓋

1.2磁路分析

圖2所示為混合流動式磁流變閥的磁路簡圖，左右磁路軸對稱。假設(shè)磁力線均勻分布，且不考慮漏磁，則整個閉合回路中有

ΦMR,r=ΦMR,a=Φsteel=Φ

(1)

式中Φ——勵磁線圈產(chǎn)生的磁通量

ΦMR,a——通過軸向圓環(huán)阻尼間隙處磁通量

ΦMR,r——通過徑向圓盤阻尼間隙處磁通量

Φsteel——閥芯、導磁圓盤及閥套等導磁材料的磁通量

圖2　混合流動磁流變閥磁路簡圖Fig.2　Simplified magnetic circuit of hybrid fluid flow MR valve

采用基爾霍夫定律對磁路進行分析，可表示為

(2)

式中Nc——勵磁線圈匝數(shù)

I——勵磁線圈中電流

Hi——磁路中第i部分的磁場強度

li——磁路中第i部分的有效長度

通過勵磁線圈的磁通量可表示為

Φ=∮cBdS=BiSi

(3)

式中Bi——磁路中第i部分的磁感應強度

Si——磁路中第i部分垂直于磁力線的橫截面面積

圖2中磁路每一部分的有效長度li為

(4)

式中L——閥芯長度

td——定位圓盤厚度

tc——閥芯右側(cè)厚度

gr——徑向圓盤阻尼間隙厚度

La——導磁圓盤厚度

R——磁流變閥半徑

th——閥芯厚度

Rd——閥芯左側(cè)帶螺紋處半徑

R0——孔口半徑

ga——軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度

Rc——閥芯左側(cè)不帶螺紋處半徑

每一部分垂直于磁力線的橫截面積可表示為

(5)

式中SMR,r——徑向圓盤阻尼間隙處橫截面積

SMR,a——軸向圓環(huán)阻尼間隙處橫截面積

根據(jù)電磁理論，磁感應強度B與磁場強度H兩者之間的關(guān)系為

Bi=μ0μiHi

(6)

式中μ0——真空絕對磁導率，取4π×10-7H/m

μi——磁流變材料的相對磁導率

磁路中每一部分的磁阻Ri可表示為

(7)

因此，公式(2)可進一步表示為

(8)

磁路中各部分的磁感應強度Bi可表示為

(9)

式中Bjsat——所有磁性材料最小飽和磁感應強度

綜合公式(7)～(9)，軸向圓環(huán)阻尼間隙處的磁感應強度BMR,a和徑向圓盤阻尼間隙處的磁感應強度BMR,r可分別表示為

(10)

(11)

1.3壓降數(shù)學模型

忽略磁流變液流經(jīng)左、右端蓋及導流盤中的粘滯壓降，由圖1可知，混合流動式磁流變閥的壓降Δp可表示為

Δp=Δpa+Δpr+Δpo

(12)

式中Δpa——軸向圓環(huán)阻尼間隙處產(chǎn)生的壓降

Δpr——徑向圓盤阻尼間隙處產(chǎn)生的壓降

Δpo——閥芯中心小孔處產(chǎn)生的壓降

軸向圓環(huán)阻尼間隙處產(chǎn)生的壓降Δpa為

(13)

式中Δpa,η——軸向圓環(huán)阻尼間隙處產(chǎn)生的粘滯壓降

Δpa,τ——軸向圓環(huán)阻尼間隙處產(chǎn)生的隨磁場強度變化的屈服壓降

η——磁流變液零場粘度

q——系統(tǒng)流量

τy,a——軸向圓環(huán)阻尼間隙處動態(tài)剪切應力

c——修正系數(shù)，取值范圍為2～3

徑向圓盤阻尼間隙處產(chǎn)生的壓降Δpr為

Δpr=Δpr,η+Δpr,τ=

(14)

式中Δpr,η——徑向圓盤阻尼間隙處產(chǎn)生的粘滯壓降

Δpr,τ——徑向圓盤阻尼間隙處產(chǎn)生的隨磁場強度變化的屈服壓降

τy,r——徑向圓盤阻尼間隙處產(chǎn)生的動態(tài)剪切應力

Lr——徑向圓盤阻尼間隙處有效阻尼長度

閥芯中心小孔處產(chǎn)生的壓降Δpo為

(15)

把式(13)～(15)代入到式(12)中，可得到混合流動式磁流變閥的壓降Δp為

(16)

壓降可調(diào)范圍λ也是一個判斷磁流變閥性能好壞的重要指標，此處定義壓降可調(diào)范圍為Δpτ與Δpη的比值，可表示為

(17)

由式(16)可知，影響混合流動式磁流變閥壓降的主要因素包括：軸向圓環(huán)阻尼間隙長度和厚度、徑向圓盤阻尼間隙長度和厚度以及這兩個阻尼間隙處的剪切應力。其中，軸向圓環(huán)阻尼間隙和徑向圓盤阻尼間隙處產(chǎn)生的屈服壓降均隨著阻尼間隙厚度的減小而增大，并隨著阻尼間隙長度的增加而增大；另外，兩個阻尼間隙處的剪切應力的增大也會導致壓降的增大。因此設(shè)計時必須對這些結(jié)構(gòu)參數(shù)和磁場參數(shù)進行綜合考慮。

2　混合流動式磁流變閥電磁場仿真分析

混合流動式磁流變閥工作介質(zhì)磁流變液選用重慶材料研究所生產(chǎn)的MRF-J01T型磁流變液。該磁流變液相關(guān)性能參數(shù)如表1所示。由磁流變液的工作模式可知，磁流變液在發(fā)生流變效應時，外界環(huán)境中存在較強的磁場。因此磁流變液的磁場特性對于磁流變閥的設(shè)計至關(guān)重要。應用最小二乘法對MRF-J01T型磁流變液τy-B曲線進行三次多項式擬合[16]，可得到軸向圓環(huán)形阻尼間隙及徑向圓盤形阻尼間隙處的動態(tài)剪切屈服應力與磁感應強度的關(guān)系為

(18)

(19)

式中,a3=-984.274 2 kPa/T3，a2=865.390 1 kPa/T2，a1=-48.464 4 kPa/T，a0=0.018 2 kPa。

表1　MRF-J01T型磁流變液相關(guān)性能參數(shù)Tab.1　Performance index of MR fluid with MRF-J01T

圖3　混合流動式磁流變閥實體模型Fig.3　Entity model of hybrid fluid flow MR valve1.導磁圓盤　2.液流通道　3. 定位圓盤　4.勵磁線圈　5.閥體 6.閥芯

為了直觀了解混合流動式磁流變閥的壓降性能，采用有限元仿真軟件ANSYS電磁場模塊建立了圖3所示的有限元實體模型。考慮到混合流動式磁流變閥截面均為規(guī)則的軸對稱圖形，在不影響仿真精度的前提下，取截面的1/2作為仿真對象，以減少計算量；同時選擇PLANE53作為磁場仿真單元。

圖4所示是加載電流為1.2 A，軸向圓環(huán)形阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤形阻尼間隙厚度為0.5 mm時的混合流動式磁流變閥磁力線分布圖。由圖可觀察到，該磁流變閥的磁力線絕大部分都垂直穿過徑向圓盤阻尼間隙和軸向圓環(huán)形阻尼間隙，但也存在少部分漏磁，這是因為理想狀況下閥芯繞線圈部分與閥體假定為無窮遠，因此不存在漏磁狀況；但實際情況中兩者之間距離一定。另外，圖4給出了磁流變液流經(jīng)的液流通道長度，其中有效軸向圓環(huán)阻尼長度La為4.2 mm，有效徑向圓盤阻尼長度Lr為11 mm。

圖4　磁力線分布及液流通道Fig.4　Distribution of magnetic flux line and fluid flow paths

圖5所示為液流通道處磁感應強度變化曲線。由圖可知，軸向圓環(huán)和徑向圓盤有效阻尼間隙處的磁感應強度均隨著加載電流的增加而增大；另外，相同加載電流下，徑向圓盤有效阻尼間隙處的磁感應強度要大于軸向圓環(huán)有效阻尼間隙處的磁感應強度，但差值不大，說明所設(shè)計的混合流動式磁流變閥磁場利用率高。

圖5　磁感應強度隨路徑變化曲線Fig.5　Magnetic flux density along the fluid flow paths

圖6所示為軸向圓環(huán)和徑向圓盤有效阻尼間隙處磁感應強度隨加載電流的變化曲線。由圖可知，同一電流下徑向圓盤有效阻尼間隙處的磁感應強度要略大于軸向圓環(huán)有效阻尼間隙處的磁感應強度，但差值不大，這也進一步表明混合流動式磁流變閥磁場利用率高。

圖6　磁感應強度隨電流變化曲線Fig.6　Magnetic flux density under applied currents

圖7　剪切應力隨路徑變化曲線Fig.7　Yield stress along the fluid flow paths

圖7所示為不同徑向圓盤阻尼間隙厚度時剪切應力隨液流通道路徑的變化曲線。從圖中可觀察到，當加載電流為0.8 A時，徑向圓盤阻尼間隙厚度越小，剪切應力越大，這是由于徑向圓盤阻尼間隙厚度小的磁流變閥獲取的磁感應強度要大于徑向圓盤阻尼間隙厚度大的磁流變閥。另外，當加載電流為2.0 A時，剪切應力基本上保持在70 kPa左右不變，這是因為2.0 A下的磁流變液剪切應力已經(jīng)飽和。

圖8所示為軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm時剪切應力及壓降隨電流的變化曲線。從圖中可看出，當加載電流為1.2 A時，徑向圓盤阻尼間隙處的剪切應力與軸向圓環(huán)阻尼間隙處的剪切應力基本上同時達到飽和，此時混合流動式磁流變閥壓降也達到最大值，最大值為3 342 kPa。

圖8　剪切應力及壓降隨電流變化曲線Fig.8　Yield stress and estimated pressure drop under different applied currents

圖9所示為軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm時理論壓降和仿真壓降對比曲線，從圖中可觀察到仿真壓降和理論壓降趨勢基本相同。當加載電流小于0.6 A時，磁滯壓降未完全發(fā)揮作用，壓降模型中的粘滯壓降占整個壓降的比例較大，導致仿真結(jié)果比理論值要大；當加載電流等于0.6 A時，仿真結(jié)果與理論計算結(jié)果一致；但隨著加載電流的增加，仿真結(jié)果比理論值略低，主要是因為加載電流增加到一定值時，磁致壓降發(fā)揮作用并逐漸趨于最大值，由于仿真模型的近似處理，導致仿真計算結(jié)果偏低，但總體趨勢一致。

圖9　仿真和理論壓降隨電流變化對比曲線Fig.9　Comparison of simulated pressure drop and estimated pressure drop under different applied currents

圖10所示為軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤阻尼間隙厚度分別為0.5、0.8、1.0、1.5 mm時的混合流動式磁流變閥壓降隨電流變化曲線。從圖中可看到，在磁流變液飽和之前，混合磁流變閥壓降隨電流增加而增大；另外，加載電流一定時，徑向圓盤阻尼間隙厚度越小，所對應的壓降越大；徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm，軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm時所對應的壓降最大，最大壓降為3 342 kPa。

圖10　不同徑向圓盤阻尼間隙厚度時壓降隨電流變化曲線Fig.10　Estimated pressure drop under different applied currents and different radical resistance gaps

3　混合流動式磁流變閥壓降性能分析

3.1混合流動式磁流變閥樣機制作

在理論分析、電磁場仿真及結(jié)構(gòu)設(shè)計基礎(chǔ)上，加工了如圖11所示的混合流動式磁流變閥。該閥的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

圖11　混合流動式磁流變閥實物圖Fig.11　Prototyping of hybrid fluid flow MR valve

參數(shù)數(shù)值軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度ga/mm1徑向圓盤阻尼間隙厚度gr/mm0.5～1.5閥體厚度th/mm10磁流變閥半徑R/mm31閥芯長度L/mm41繞線槽厚度Wc/mm7孔口半徑R0/mm2閥芯左側(cè)帶螺紋處半徑Rd/mm13閥芯左側(cè)不帶螺紋處半徑Rc/mm14閥芯右側(cè)厚度tc/mm8軸向圓環(huán)阻尼間隙長度La/mm4.2徑向圓盤阻尼間隙長度Lr/mm11定位圓盤厚度td/mm8

3.2壓降性能試驗

在自行搭建的磁流變閥性能測試試驗臺上對所設(shè)計的混合流動式磁流變閥壓降性能進行試驗測試分析[16]。為了研究徑向圓盤阻尼間隙對磁流變閥壓降的影響，試驗中加工了如圖12所示的大小相同，厚度分別為0.5、0.8、1.0、1.5 mm的4種不同尺寸的墊圈，用于調(diào)節(jié)徑向圓盤阻尼間隙厚度。

圖12　4種不同尺寸的墊圈Fig.12　Four sizes of washer used in the experiment

圖13所示為4種徑向圓盤阻尼間隙厚度下的磁流變閥壓力隨電流變化曲線。由圖可知，磁流變閥的入口壓力和壓降均隨著加載電流的增加而增大，而出口壓力基本保持在700 kPa左右。這是因為壓降是由入口壓力減去出口壓力所得，而出口壓力是通過調(diào)節(jié)試驗系統(tǒng)中的溢流閥旋鈕來實現(xiàn)的。旋鈕固定時，出口壓力也一定。從圖中還可觀察到出口壓力存在少量的波動，這是因為電動機在運轉(zhuǎn)過程中會引起振動，同時齒輪泵由于長期工作，內(nèi)嚙合齒輪會發(fā)生磨損，使得系統(tǒng)流量產(chǎn)生波動。

圖13　4種徑向圓盤阻尼間隙厚度下壓力隨電流變化曲線Fig.13　Pressure change under different applied currents and radial resistance gaps

圖14所示為4種徑向圓盤阻尼間隙厚度下混合流動式磁流變閥壓降隨電流變化曲線。由圖可知，壓降隨加載電流的增加而增大，并逐漸趨于最大值并達到穩(wěn)定；徑向圓盤阻尼間隙厚度越小，混合流動式磁流變閥所對應的飽和電流也越??；另外，同一加載電流下，徑向圓盤阻尼間隙厚度越小，系統(tǒng)產(chǎn)生的壓降也越大，說明該磁流變閥可以在體積不變的情況下實現(xiàn)增大壓降的目的。當徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm時，混合流動式磁流變閥所對應的壓降最大，為2 650 kPa。

圖14　4種徑向圓盤阻尼間隙厚度下壓降隨電流變化曲線Fig.14　Pressure drop change under different applied currents and radial resistance gaps

通過公式(17)以及圖14，可以得到混合流動式磁流變閥的壓降可調(diào)范圍λ。當徑向圓盤阻尼間隙厚度分別為0.5、0.8、1.0、1.5 mm時，壓降可調(diào)范圍λ分別為7.31、5.21、5.03和4.20。由數(shù)據(jù)可知，徑向圓盤阻尼間隙厚度越小，壓降可調(diào)范圍就越大。這也進一步說明所設(shè)計的混合流動式磁流變閥在保持外形結(jié)構(gòu)尺寸不變的情況下，通過更換墊圈就可實現(xiàn)增大壓降可調(diào)范圍的目的。

圖15所示為軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm時試驗壓降和仿真壓降對比曲線。由圖可知，加載電流較小時，試驗壓降與仿真壓降結(jié)果基本相等；但隨著電流的增加，試驗壓降比仿真壓降要低，穩(wěn)定后的差值為692 kPa。產(chǎn)生誤差的主要原因在于磁場作用下，液流通道里面的磁流變液鐵粉顆粒由單鏈狀聚集成柱狀，使得仿真時的飽和剪切應力要大于實際試驗中的飽和剪切應力。另外，試驗過程中的磁場存在一定程度的漏磁，也會導致實際壓降測量結(jié)果偏低，但試驗壓降和仿真壓降總體趨勢一致。

圖15　仿真與試驗壓降對比曲線Fig.15　Pressure drop comparison of simulated and experimental results

4　結(jié)論

(1)提出并設(shè)計了一種結(jié)構(gòu)緊湊的混合流動式磁流變閥，該磁流變閥阻尼間隙處液流通道由單個軸向圓環(huán)流動、單個徑向圓盤流動和單個中心小孔流動串聯(lián)組合而成，整個混合流動式磁流變閥的外形直徑為62 mm，軸向長度為80 mm。在保證外形尺寸的前提下，這種結(jié)構(gòu)設(shè)計增加了有效阻尼長度，閥的壓降也相應得到增加。

(2)對混合流動式磁流變閥的磁路進行了理論分析，同時推導了其壓降數(shù)學模型。采用有限元法對其電磁場進行了建模仿真，仿真結(jié)果表明，當軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm，徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm，加載電流為1.2 A時壓降最大，為3 342 kPa。

(3)對混合流動式磁流變閥壓降性能進行了試驗測試，試驗結(jié)果表明，當軸向圓環(huán)阻尼間隙厚度為1.0 mm、徑向圓盤阻尼間隙厚度為0.5 mm時，加載電流為1.2 A時的壓降最大，為2 650 kPa。試驗壓降和仿真壓降總體趨勢一致。

(4)仿真和試驗結(jié)果表明徑向圓盤阻尼間隙厚度越小，所對應的壓降和壓降可調(diào)范圍就越大，這進一步說明所設(shè)計的混合流動式磁流變閥在保持體積一定的情況下，能夠?qū)崿F(xiàn)增大壓降和壓降可調(diào)范圍的目的。

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Design and Pressure Drop Analysis of Hybrid Fluid Flow Magnetorheological Valve

Hu GuoliangZhong FangLiao MingkeGong Meihui

(KeyLaboratoryofConveyanceandEquipment,MinistryofEducation,EastChinaJiaotongUniversity,Nanchang330013,China)

Magnetorheological (MR) valve is a kind of smart control mechanism that using magnetorheologcial fluid as the working fluid. A compact hybrid fluid flow MR valve was developed and prototyped, the fluid flow paths of the proposed MR valve were consisted of a single annular flow channel, a single radial flow channel and an orifice flow channel through structural design. In order to investigate the changes of the magnetic flux density and yield stress along the fluid flow paths under the four different radial resistance gaps, the magnetic circuit design and finite element analysis were carried out. The simulation results showed that this design methodology can provide a larger pressure drop of 3 342 kPa at 0.5 mm radial resistance gap and 1.0 mm annular resistance gap, which constrained in a volume space of MR valve with an outer diameter of 62 mm and overall length of 80 mm. Meanwhile, the experimental pressure drop under the four different radial resistance gaps was also carried out on the test rig. The results showed that the pressure drop was increased as the applied current increased, and the pressure drop also increased as the radial resistance gap decreased from 1.5 mm to 0.5 mm, the maximum pressure drop was approximately 2 650 kPa at the applied current of 1.2 A when the radial resistance gap was 0.5 mm, which was well accorded with the simulation results. This proposed MR valve significantly improved its efficiency through compact design and changeable radial resistance gap, which is beneficial to control the MR damper as a bypass control valve for its good pressure regulating capability.

MR valve; hybrid fluid flow; pressure drop; finite element analysis

10.6041/j.issn.1000-1298.2016.09.052

2016-06-09

2016-07-06

國家自然科學基金項目(51165005、51475165、11462004)和江西省自然科學基金項目(20151BAB206035)

胡國良(1973—)，男，教授，博士生導師，主要從事磁流變智能器件及結(jié)構(gòu)、流體傳動及控制研究，E-mail： glhu@ecjtu.edu.cn

TH137.5

A

1000-1298(2016)09-0389-09