位移差動自感式磁流變阻尼器設(shè)計與試驗

胡國良 劉豐碩 劉 浩 丁孺琦

(華東交通大學載運工具與裝備教育部重點實驗室， 南昌 330013)

位移差動自感式磁流變阻尼器設(shè)計與試驗

胡國良 劉豐碩 劉 浩 丁孺琦

(華東交通大學載運工具與裝備教育部重點實驗室， 南昌 330013)

針對磁流變車輛半主動懸架減振系統(tǒng)中使用磁流變阻尼器與傳感器分離布置易造成安裝空間大、系統(tǒng)可靠性低、維護成本高以及傳感器信號易受外部環(huán)境干擾等不足，設(shè)計了一種位移差動自感式磁流變阻尼器。該阻尼器活塞頭凹槽內(nèi)纏繞2層銅線圈，內(nèi)層線圈為阻尼勵磁線圈，通過控制阻尼勵磁線圈輸入電流就可控制輸出阻尼力，實現(xiàn)阻尼力可控；外層線圈為產(chǎn)生感應(yīng)電壓信號所需感應(yīng)激勵線圈，當給感應(yīng)激勵線圈通入高頻交流電勵磁信號時，纏繞在繞線缸體上的兩組感應(yīng)線圈可分別感應(yīng)出同頻率的位移信號，并通過差動原理實現(xiàn)位移差動自感應(yīng)。推導(dǎo)了位移差動自感應(yīng)數(shù)學模型；搭建測試系統(tǒng)進行自感應(yīng)特性測試及阻尼力學性能分析。試驗結(jié)果表明：靜態(tài)拉伸時阻尼器活塞位移與感應(yīng)電壓成線性關(guān)系；動態(tài)拉伸時，當振幅分別為5、10、15 mm時，能夠產(chǎn)生幅值為0.3、0.6、0.9 V的感應(yīng)電壓，通過擬合可得到阻尼器活塞頭位移與自感應(yīng)電壓成線性關(guān)系；給阻尼勵磁線圈施加1 A直流電時，能產(chǎn)生360 N左右的可控阻尼力。

磁流變阻尼器； 位移差動自感應(yīng)； 感應(yīng)電壓； 阻尼性能

引言

磁流變阻尼器(MRD)目前已廣泛應(yīng)用于車輛、橋梁建筑及大型工程機械減振抗震領(lǐng)域，尤其是配有MRD的車輛半主動懸架減振系統(tǒng)發(fā)展更為迅速[1-2]。其動態(tài)減振機理是灌裝在MRD內(nèi)部的磁流變液能隨著輸入電流的變化產(chǎn)生不同強度的屈服應(yīng)力，從而使MRD輸出可控阻尼力。與傳統(tǒng)彈簧減振系統(tǒng)相比，MRD減振系統(tǒng)具有毫秒級響應(yīng)速度、較大的輸出阻尼力且連續(xù)可調(diào)等優(yōu)點[3-5]。但需注意的是，為實現(xiàn)良好的半主動控制效果，MRD使用時須搭載位移、速度及加速度等傳感器組成反饋環(huán)節(jié)才能達到良好的控制效果[6-7]。

磁流變車輛半主動懸架減振系統(tǒng)中，傳感器與MRD分離布置容易造成系統(tǒng)安裝空間大、維護成本高，且外部惡劣環(huán)境對傳感器造成的干擾會影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性及可靠性，從而限制了磁流變車輛半主動懸架控制系統(tǒng)的工程應(yīng)用?；诖耍δ芗尚蚆RD成為國內(nèi)外研究熱點。功能集成型MRD把傳感器檢測功能和阻尼器阻尼力可控功能集成在一起，極大降低了系統(tǒng)成本和安裝空間，并進一步提高了系統(tǒng)可靠性。

NEHL等[8]根據(jù)電磁感應(yīng)原理，以環(huán)形永磁鐵與感應(yīng)線圈的相對運動產(chǎn)生的感應(yīng)電壓信號來表征活塞與阻尼器缸體的相對運動速度。由于環(huán)形永磁鐵產(chǎn)生的是靜磁場，MRD也產(chǎn)生靜態(tài)磁場；同時感應(yīng)線圈使用的缸體罩會弱化傳感信號，使得該方法很難應(yīng)用于MRD上。美國MTS公司于2001年將磁致伸縮位移傳感器集成在MRD內(nèi)部，成功研制了具有位移自感功能阻尼器(Magneshock)[9]，但由于引入磁致伸縮材料，其成本較高，且對加工精度的要求較高。JUNG等[10-12]設(shè)計了一種外置感應(yīng)線圈的MRD系統(tǒng)，MRD運動過程中帶動感應(yīng)線圈在外置靜態(tài)感應(yīng)磁場運動，產(chǎn)生感應(yīng)電壓；通過測量外置感應(yīng)線圈的感應(yīng)電壓幅值和相位就可以表征MRD的運動。WANG等[13-15]設(shè)計了一種基于磁鏈原理得到相對位移振動信號的自感應(yīng)MRD，當活塞桿運動時，感應(yīng)線圈內(nèi)的感應(yīng)電動勢發(fā)生變化，通過檢測感應(yīng)電動勢的變化就可以獲得阻尼器運動狀態(tài)，驗證了MRD結(jié)構(gòu)集成和功能復(fù)用的可行性。CHEN等[16-17]提出了一種自發(fā)電自感應(yīng)功能集成型磁流變阻尼器，該阻尼器集能量采集和位移動態(tài)檢測于一體，具有自發(fā)電和速度感應(yīng)能力。

基于電磁感應(yīng)及差動傳感原理，課題組提出并設(shè)計了一種位移差動自感式磁流變阻尼器(DDSMRD)，通過纏繞在活塞頭中的勵磁線圈分時復(fù)用通入的直流電和交流電信號，差動自感線圈裝置能夠?qū)崿F(xiàn)位移的精確測量，同時具有屏蔽外部環(huán)境干擾的功能[18-20]。然而，由于直流電和交流電的電路耦合，檢測到的自感應(yīng)電壓信號較小，測量精度受到影響。為增強位移自感應(yīng)電壓信號，進一步提高測量精度和準確度，本文設(shè)計一種阻尼激勵線圈與信號激勵線圈分離布置的DDSMRD，通過阻尼激勵線圈與信號激勵線圈分離布置，避開直流電和交流電電路耦合。在不影響輸出阻尼力前提下，以實現(xiàn)阻尼器位移精確自感應(yīng)及阻尼力可控。同時，對所設(shè)計的DDSMRD進行結(jié)構(gòu)設(shè)計、理論分析和試驗驗證。

1 DDSMRD結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 工作原理及結(jié)構(gòu)

圖1為所設(shè)計的DDSMRD結(jié)構(gòu)原理圖，圖2為DDSMRD位移差動自感應(yīng)工作原理圖。該阻尼器活塞頭凹槽纏繞2層銅線圈，凹槽內(nèi)層為銅線繞制的阻尼勵磁線圈，凹槽外層為銅線繞制的感應(yīng)激勵線圈；繞線缸體上纏繞2個匝數(shù)相同但繞向相反的感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ，構(gòu)成差動自感應(yīng)線圈。

圖1 位移差動自感式磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)原理圖Fig.1 Schematic diagram of DDSMRD1.活塞桿 2.阻尼勵磁線圈 3.感應(yīng)激勵線圈 4.主磁通 5.漏磁通 6.阻尼器缸體 7.后端蓋 8.浮動活塞 9.活塞頭10.感應(yīng)線圈Ⅰ 11.感應(yīng)線圈Ⅱ 12.繞線缸體 13.前端蓋

圖2 DDSMRD位移差動自感應(yīng)工作原理圖Fig.2 Diagrams of displacement differential self-induced principle of DDSMRD

當阻尼勵磁線圈通直流電時，在活塞頭與繞線缸體有效阻尼間隙處產(chǎn)生磁場，阻尼間隙處的磁流變液由于磁流變效應(yīng)產(chǎn)生剪切屈服應(yīng)力，控制輸入電流大小可實現(xiàn)阻尼力可控。當給感應(yīng)勵磁線圈通入高頻交流電勵磁信號時，活塞頭與阻尼器缸體之間形成閉合磁路，繞線缸體繞線區(qū)被交變磁場覆蓋部分的感應(yīng)線圈可分別感應(yīng)出同頻率的電壓信號。由于兩感應(yīng)線圈采用差動方式連接，可知位移信號為兩感應(yīng)線圈幅值之差。如圖2所示，當感應(yīng)勵磁線圈處于兩感應(yīng)線圈中間位置時，兩感應(yīng)線圈的感應(yīng)電壓相等，位移信號幅值為零，設(shè)為零點位移位置。阻尼器活塞桿伸出時，感應(yīng)線圈Ⅰ(線圈匝數(shù)為N1)感應(yīng)區(qū)的線圈匝數(shù)減少了ΔN，感應(yīng)線圈Ⅱ(線圈匝數(shù)為N2，且N1=N2)感應(yīng)區(qū)的線圈匝數(shù)增加了ΔN，活塞位移與每個感應(yīng)區(qū)的線圈匝數(shù)成正比，進而活塞的相對位移是每個感應(yīng)區(qū)感應(yīng)電壓變化的兩倍。當阻尼器活塞桿回縮時，感應(yīng)電壓的相位變化180°，因此可以根據(jù)信號的相位變化來判斷運動方向，從而實現(xiàn)位移差動自感應(yīng)。當給活塞頭的阻尼勵磁線圈和感應(yīng)激勵線圈同時通入直流電和交流電時，DDSMRD就可輸出可控阻尼力，同時得到與位移成正比的自感應(yīng)電壓信號。

由于活塞頭和阻尼器缸體均為10號鋼高導(dǎo)磁性材料，故交變磁場主要集中在活塞頭和阻尼器缸體中。感應(yīng)線圈Ⅰ和Ⅱ設(shè)置在活塞頭與阻尼器缸體之間，交變磁場形成的磁場必須穿過感應(yīng)線圈區(qū)域才能形成閉合磁路；而阻尼勵磁線圈處的感應(yīng)磁場主要集中在活塞頭中，且阻尼勵磁線圈與感應(yīng)激勵線圈相對位移不變，阻尼勵磁線圈受交變磁場而產(chǎn)生的感應(yīng)電動勢始終不變。故在分析感應(yīng)電壓時簡化模型，只需考慮感應(yīng)激勵線圈對感應(yīng)線圈Ⅰ和Ⅱ的影響。

1.2 位移差動自感應(yīng)數(shù)學模型

感應(yīng)激勵線圈中的電流為

(1)

式中R1——感應(yīng)激勵線圈內(nèi)阻

L1——感應(yīng)激勵線圈的自感

ω——電路阻抗Z——角頻率

感應(yīng)線圈內(nèi)的磁通量可表示為

(2)

(3)

式中N——感應(yīng)激勵線圈匝數(shù)

R——磁路中的總磁阻

li——磁力線經(jīng)過第i部分的有效長度

μi——第i部分材料的相對磁導(dǎo)率

μ0——真空絕對磁導(dǎo)率

h——空氣氣隙寬度

S——空氣氣隙的面積

Si——磁力線垂直經(jīng)過第i部分的橫截面面積

忽略活塞運動引起的磁阻變化，則回路中磁阻為定值。又激勵線圈匝數(shù)N為定值，則由式(1)～(3)可知磁通正比于激勵電壓。

設(shè)感應(yīng)激勵線圈通入頻率為f的正弦激勵，即

u(t)=Umsin(2πft)

(4)

則感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ中的磁通量可表示為

φ1(t)=φ2(t)=φ(t)=φmsin(2πft)

(5)

其中

φm=kUm

式中φm——感應(yīng)區(qū)的磁通峰值

k——比例常量

Um——感應(yīng)激勵線圈的信號峰值

感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ中的磁鏈分別為

ψ1(t)=φ1(t)N1(t)=kUmsin(2πft)N1(t)

(6)

ψ2(t)=φ2(t)N2(t)=kUmsin(2πft)N2(t)

(7)

N1(t)和N2(t)分別為繞線缸體感應(yīng)區(qū)中感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ的線圈匝數(shù)，可表示為

N1(t)=k1x1(t)

(8)

N2(t)=k2x2(t)

(9)

k1和k2分別為感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ單位長度的線圈匝數(shù)，設(shè)計時兩感應(yīng)線圈繞線匝數(shù)相等，即k1=k2；將兩感應(yīng)線圈間隔的中心設(shè)為相對位移零點參考位置，活塞桿伸出方向為正方向，x1(t)和x2(t)為信號激勵線圈相對兩感應(yīng)線圈相對位移，可得

x1(t)=-x2(t)=Δx(t)

(10)

感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ產(chǎn)生的感應(yīng)電動勢瞬時值分別為e2(t)和e3(t)，可表示為

(11)

(12)

由于感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ采用差動連接，根據(jù)差動原理可得

(13)

由于激勵信號的頻率相對于阻尼器往復(fù)運動的頻率較高，則

(14)

最后得到位移差動自感應(yīng)電壓有效值為

U1=4πfkk1UmΔx(t)

(15)

式中f——常數(shù)

綜上可知，感應(yīng)電動勢有效值U1與阻尼器活塞頭的相對位移成正比例關(guān)系，能實現(xiàn)位移差動自感應(yīng)。

1.3 樣機及關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖3a所示為DDSMRD關(guān)鍵零部件，為使MRD的阻尼通道和信號磁場通道中磁場較為集中，選用高導(dǎo)磁材料作為主磁通的材料，活塞頭及阻尼器缸體構(gòu)成了阻尼通道的主磁通，選用10號鋼導(dǎo)磁材料；繞線缸體的繞線區(qū)為信號主磁通路，同時為避免磁路分散漏磁，繞線缸體、活塞桿、前后端蓋及浮動活塞選用不銹鋼材料。圖3b為裝有阻尼勵磁線圈及感應(yīng)激勵線圈的活塞頭和繞有差動自感線圈的繞線缸體，圖中的阻尼勵磁線圈及感應(yīng)激勵線圈分層纏在活塞頭凹槽上，阻尼勵磁線圈在凹槽內(nèi)層，感應(yīng)激勵線圈在凹槽外層，分別從活塞桿的引線孔引出；繞線缸體上設(shè)有差動連接的感應(yīng)線圈Ⅰ和感應(yīng)線圈Ⅱ。圖3c為裝配完成的DDSMRD樣機，表1為DDSMRD的關(guān)鍵尺寸及結(jié)構(gòu)參數(shù)。

圖3 DDSMRD的關(guān)鍵零件及樣機Fig.3 Key components and prototypes of DDSMRD

參數(shù)數(shù)值活塞桿后端直徑d2/mm10活塞頭最大直徑D/mm42活塞頭中間直徑d3/mm22活塞頭繞線區(qū)寬度u/mm30有效阻尼長度l1/mm16阻尼間隙h/mm1單個繞線區(qū)長度l2/mm45繞線缸體內(nèi)徑D1/mm44阻尼器缸體外徑D2/mm64活塞頭運動行程X/mm30繞線區(qū)缸體厚度P/mm2阻尼器缸體厚度w/mm8阻尼勵磁線圈匝數(shù)NZ570感應(yīng)激勵線圈匝數(shù)N280自感線圈匝數(shù)N1295自感線圈匝數(shù)N2295

2 DDSMRD靜態(tài)自感應(yīng)性能分析

圖4 DDSMRD靜態(tài)拉伸試驗系統(tǒng)Fig.4 Static test system of DDSMRD

圖4所示為DDSMRD靜態(tài)拉伸試驗數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，該系統(tǒng)主要由數(shù)據(jù)采集卡、函數(shù)信號發(fā)生器、DDSMRD以及數(shù)據(jù)采集界面組成。函數(shù)信號發(fā)生器主要給活塞頭的信號激勵線圈提供激勵信號，數(shù)據(jù)采集卡能夠采集感應(yīng)電壓，數(shù)據(jù)采集界面能夠顯示和分析所采集的感應(yīng)電壓。為研究感應(yīng)電壓的幅值隨活塞運動的相對位移之間的關(guān)系，通過函數(shù)信號發(fā)生器給DDSMRD的信號激勵線圈施加頻率為1 kHz、電壓幅值為10 V的正弦激勵，感應(yīng)激勵線圈的中心與兩差動感應(yīng)線圈中心為參考零點位置?；钊蛏蠟檎蛳聻樨?，分別標記出活塞桿5 mm、10 mm、15 mm位置，然后測量其感應(yīng)電壓的信號。

圖5所示為DDSMRD在不同位置處輸出的感應(yīng)電壓。圖5a所示為活塞頭從相對位置0 mm到15 mm位置處的兩處感應(yīng)電壓，可以看出在相對位置為15 mm處感應(yīng)電壓為0.9 V；在相對位置為0 mm處感應(yīng)電壓0.001 V。圖5b所示為活塞頭從相對位置-15 mm到0 mm位置處的感應(yīng)電壓，從圖中可以看出最大位移處的感應(yīng)電壓的幅值都為0.9 V；相對位置為0 mm處的感應(yīng)電壓為0.001 V。由于繞線缸體加工誤差以及感應(yīng)線圈纏繞中存在的誤差，導(dǎo)致中間位置處感應(yīng)電壓不為零。

圖5 不同位置處靜態(tài)感應(yīng)電壓變化Fig.5 Static self-induced voltage at different positions

圖6所示為活塞頭在相對位移為5、10、15 mm位置處的感應(yīng)電壓幅值變化情況。從圖6可看出，相對位移為5 mm處的感應(yīng)電壓幅值為0.3 V；相對位移為10 mm處的感應(yīng)電壓幅值為0.6 V；相對位移為15 mm處的感應(yīng)電壓幅值為0.9 V。另外，從圖中可觀察到相對位置為10 mm處的感應(yīng)電壓幅值是5 mm處感應(yīng)電壓幅值的2倍；而相對位移為15 mm處的感應(yīng)電壓幅值為相對位置為5 mm處感應(yīng)電壓幅值的3倍。從圖6可得DDSMRD的感應(yīng)電壓幅值與活塞頭的相對位移成線性關(guān)系，這與式(15)理論推導(dǎo)計算相吻合。

圖6 不同相對位移下靜態(tài)感應(yīng)電壓變化Fig.6 Static self-induced voltage at different displacements

圖7所示為相對位移由0 mm變化到15 mm位置時感應(yīng)電壓幅值變化。從圖7可以看出，隨著活塞頭相對位移連續(xù)增大，感應(yīng)電壓幅值也呈比例增大。這進一步驗證了DDSMRD的感應(yīng)電壓幅值與活塞頭相對位移成線性比例關(guān)系。

圖8為給感應(yīng)激勵線圈施加相同的激勵信號時，3個典型位置處的感應(yīng)電壓計算值與試驗值之間的偏差率變化曲線。從圖8可以看出，理論計算值試實驗測試值的感應(yīng)電壓偏差率不超過5%，理論計算與試驗相差很小，滿足實現(xiàn)相對位移與感應(yīng)電壓成線性比例關(guān)系。

圖7 相對位移由0 mm變化到15 mm時靜態(tài)感應(yīng)電壓Fig.7 Static self-induced voltage at displacement changing from 0 mm to 15 mm

圖8 靜態(tài)感應(yīng)電壓偏差率曲線Fig.8 Variation curves of static self-induced voltage

3 DDSMRD動態(tài)自感應(yīng)性能分析

3.1 動態(tài)拉伸測試系統(tǒng)搭建

圖9所示為搭建的DDSMRD動態(tài)拉伸試驗測試系統(tǒng)。該系統(tǒng)主要由DDSMRD、激振器、功率放大器、直流電源、函數(shù)信號發(fā)生器、LVDT位移傳感器、LabVIEW測試界面、力傳感器及數(shù)據(jù)采集卡等組成。激振器的振動中心與力傳感器以及活塞桿中心在同一直線上，力傳感器可實時監(jiān)測阻尼器在激振器作用下輸出阻尼力；LVDT位移傳感器通過測量平衡板的振動即可測量DDSMRD的位移變化；直流電源DC2給阻尼勵磁線圈提供直流電，來調(diào)節(jié)阻尼器輸出阻尼力；信號發(fā)生器給感應(yīng)激勵線圈通入正弦激勵信號，使感應(yīng)線圈獲得感應(yīng)電壓；直流電源DC1給力傳感器和位移傳感器提供正常工作直流電源；LabVIEW測試界面顯示采集到的阻尼力和位移信號變化。

圖9 DDSMRD動態(tài)拉伸試驗測試系統(tǒng)Fig.9 DDSMRD dynamic tensile test system1.信號發(fā)生器 2.直流電源DC1 3.數(shù)據(jù)采集卡 4.采集界面5.力傳感器 6.LVDT位移傳感器 7.DDSMRD 8.直流電源DC2 9.激振信號源 10.激振器

3.2 自感應(yīng)特性分析

圖10 典型拉伸位移下感應(yīng)電壓變化Fig.10 Self-induced voltage change at typical damper displacements

測試時，給DDSMRD感應(yīng)激勵線圈施加幅值10 V及頻率1 kHz的正弦信號，激振器設(shè)為頻率為0.5 Hz正弦位移加載方式，振幅設(shè)定為5、10、15 mm。圖10所示為輸入電流1 A時感應(yīng)電壓隨振動幅值變化曲線，可看出振幅為5 mm時感應(yīng)電壓在0.3 V左右，且感應(yīng)電動勢的幅值隨位移變化符合活塞頭位移正弦變化趨勢。由于活塞頭的正負循環(huán)往復(fù)運動，可觀察到感應(yīng)電壓幅值變化趨勢也相同。當信號激勵線圈越過平衡電壓位置時，相位變化180°，兩個波形為一個周期；由于采集卡的采樣頻率及精度影響，經(jīng)時間序列換算得到圖形周期存在一定誤差，但并不影響感應(yīng)電壓幅值隨活塞頭相對位移成比例變化的趨勢。將激振器的振幅調(diào)整為10 mm和15 mm時，感應(yīng)電壓幅值分別接近0.6 V和0.9 V，且差動感應(yīng)電壓幅值隨相對位移變化呈類似活塞頭位移正弦變化的趨勢。試驗中通過LVDT位移傳感器對激振器的振幅波峰波谷進行監(jiān)測，感應(yīng)電壓的波峰變化來源于激振器自身，且感應(yīng)電壓波峰最大值反映振幅最大值。

圖11為動態(tài)拉伸感應(yīng)電壓隨位移變化曲線，從圖11可看出，本設(shè)計活塞頭具有阻尼勵磁線圈和感應(yīng)激勵線圈的雙層線圈DDSMRD動態(tài)拉伸試驗中感應(yīng)電壓與加載的最大位移幅值成線性比例關(guān)系；原課題組設(shè)計的活塞頭分時復(fù)用直流電和交流電單一線圈的DDSMRD的動態(tài)拉伸試驗中感應(yīng)電壓與加載的最大位移幅值之間也成線性比例關(guān)系。但是雙層線圈DDSMRD在相同位置處感應(yīng)電壓是單一線圈DDSMRD的感應(yīng)電壓的10倍。這導(dǎo)致外界環(huán)境干擾對單一線圈DDSMRD影響相對較大，而對雙層線圈DDSMRD的影響較小。因此，具有阻尼勵磁線圈和感應(yīng)激勵線圈的雙層線圈配置的新型DDSMRD能夠增強位移自感應(yīng)電壓信號，可進一步提高測量精度和準確度。

圖11 感應(yīng)電壓隨位移變化情況Fig.11 Self-induced voltage under different damper displacements

3.3 阻尼動力性能分析

圖12 不同激勵電流下阻尼力與位移關(guān)系Fig.12 Damping force-displacement relation of DDSMRD under different currents

圖12為阻尼力隨位移的變化曲線，試驗時激振器頻率為0.5 Hz、振幅為15 mm、正弦位移加載，阻尼激勵線圈加載直流電分別為0、0.25、0.5、0.75、1 A。如圖12所示，隨著輸入電流的增大，相同位移處的阻尼力也逐漸增大，且阻尼力隨相對位移變化曲線呈回字型由內(nèi)向外分布；另外，阻尼力在方向相反、大小相等的拉伸位移處基本相同。當加載直流電為0 A時，阻尼力表現(xiàn)為粘滯阻尼力，跟阻尼器的運動速度成正比；平衡位置處速度最大，此時最大粘滯阻尼力為60 N。當電流為1 A時，阻尼器的阻尼力由可控阻尼力和粘滯阻尼力組成，其最大值約為360 N，可計算出阻尼力可調(diào)系數(shù)β為6。

圖13所示為激振器振幅15 mm情況下，DDSMRD檢測的相對位移與LVDT位移傳感器實測位移對比曲線，從圖13可看出，相對于LVDT位移傳感器，DDSMRD具有較高精度的位移自感應(yīng)功能。

圖13 DDSMRD檢測與LVDT實測位移對比曲線Fig.13 Displacement comparison curves between DDSMRD tests and LVDT measurements

圖14所示為在輸入不同位移下，DDSMRD和LVDT檢測的電壓變化關(guān)系，可發(fā)現(xiàn)DDSMRD的感應(yīng)電壓幅值線性度為4.84%。線性度較小，反映了相對位移測量精度較高。進一步說明所設(shè)計的DDSMRD能夠?qū)崿F(xiàn)阻尼力可控和位移自感應(yīng)復(fù)合功能。

4 結(jié)論

(1) 設(shè)計了一種位移差動自感式磁流變阻尼器(DDSMRD)。該阻尼器活塞頭凹槽內(nèi)纏繞2層銅線圈，內(nèi)層線圈為阻尼勵磁線圈，通過控制阻尼勵磁線

圖14 DDSMRD實測電壓與LVDT檢測電壓對比Fig.14 Comparison of DDSMRD measured voltage and LVDT output voltage

圈輸入電流可控制輸出阻尼力，實現(xiàn)阻尼力可控；外層線圈為產(chǎn)生感應(yīng)電壓信號所需的感應(yīng)激勵線圈，當給感應(yīng)激勵線圈通入高頻交流電勵磁信號時，纏繞在繞線缸體上的2組感應(yīng)線圈可分別感應(yīng)出同頻率的位移信號，可實現(xiàn)位移差動自感應(yīng)。

(2) 搭建靜態(tài)拉伸感應(yīng)電壓測試系統(tǒng)，對DDSMRD進行靜態(tài)拉伸試驗分析，結(jié)果表明DDSMRD靜態(tài)感應(yīng)電壓幅值與阻尼器相對位移成線性比例關(guān)系。

(3)搭建動態(tài)拉伸感應(yīng)電壓測試和力學性能分析系統(tǒng)，對DDSMRD進行動態(tài)拉伸試驗。發(fā)現(xiàn)DDSMRD粘滯阻尼力為60 N，最大輸出阻尼力約為360 N，阻尼力可調(diào)系數(shù)為6。另外， 與LVDT位移傳感器對比，DDSMRD具有較高精度的位移自感應(yīng)功能，線性度為4.84%。表明所設(shè)計的DDSMRD能夠?qū)崿F(xiàn)位阻尼力可控和位移自感應(yīng)復(fù)合功能。

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DesignandExperimentofNovelDispalcementDifferentialSelf-inducedMagnetorheologicalDamper

HU Guoliang LIU Fengshuo LIU Hao DING Ruqi

(KeyLaboratoryofConveyanceandEquipment,MinistryofEducation,EastChinaJiaotongUniversity,Nanchang330013,China)

The separation arrangement of magnetorheological damper (MRD) and sensor in the vehicle semi-active suspension system will result in large installation space, low system reliability and high maintenance cost, especially the external environment interference for the sensor signal. Aiming at these shortcomings, an improved displacement differential self-induced magnetorheological damper (DDSMRD) was developed. There were two layer copper coils wounded on the damper piston head, one was the inner coil, the other was the outer coil. The inner coil can be acted as damping excitation coil, which can control the damping force by adjusting the applied current. The outer coil can be acted as the induced coil, which can generate an induction signal. When the outer coil was input the high frequency AC excitation signal, the self-induced coils wounded on the winding cylinder can generate the displacement signal with the same frequency. Thus, the displacement differential self-induced voltages can be obtained. The mathematical model of the relationship between the self-induced voltage and the damper displacement was derived. A static test rig was built to analyze the self-induced ability, and the results showed that the self-induced voltage was linear to the piston displacement under static tension. Through the dynamic tests, an amplitude voltage of 0.3 V, 0.6 V and 0.9 V was obtained under the piston displacement of 5 mm, 10 mm and 15 mm, respectively, which also showed a good linearity. When the inner coil was applied 1 A current, the proposed damper can generate 360 N damping force.

magnetorheological damper; displacement differential self-induction; induced voltage; damping performance

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.11.047

TH137.5

A

1000-1298(2017)11-0383-07

2017-07-11

2017-08-22

國家自然科學基金項目(51475165、51765016、11462004)、江西省主要學科學術(shù)和技術(shù)帶頭人資助計劃項目(20162BCB22019)、江西省創(chuàng)新驅(qū)動5511科技創(chuàng)新人才項目(20165BCB18011)和江西省研究生創(chuàng)新基金項目(YC2016-S252)

胡國良(1973—)，男，教授，博士生導(dǎo)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