鄧召學(xué)，楊青樺，蔡 強(qiáng)，劉天琴

(重慶交通大學(xué) 機(jī)電與車輛工程學(xué)院，重慶 400074)

隨著汽車輕量化的發(fā)展，汽車動力總成振動對汽車平順性和乘坐舒適性的影響越來越大.為緩解啟停工況下動力總成產(chǎn)生劇烈的振動和轉(zhuǎn)矩激勵[1]，要求發(fā)動機(jī)懸置具有大阻尼和大剛度.磁流變液(MRF)在磁場作用下表現(xiàn)出良好的隔振效果[2-3]，具有阻尼力連續(xù)可調(diào)、響應(yīng)速度快以及低能量消耗等優(yōu)點(diǎn)，成為改善汽車平順性和乘坐舒適性的有效手段[4].

根據(jù)磁流變液流動方向與外加磁場方向的不同，工作模式可分為流動模式[5]、擠壓模式[6]、剪切模式[7]以及混合工作模式.近幾年，國內(nèi)外學(xué)者針對磁流變(MR)懸置結(jié)構(gòu)方案及其性能開展了一系列的研究.Nguyen等[8]設(shè)計了一種流動與擠壓混合模式的磁流變懸置，研究結(jié)果表明，混合工作模式的磁流變懸置隔振性能優(yōu)于單工作模式的磁流變懸置隔振性能.Zhang等[9]設(shè)計了一款擠壓模式的磁流變懸置，研究了磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)對懸置性能的影響，運(yùn)用MATLAB和有限元法電磁學(xué)(FEMM)軟件協(xié)同仿真以優(yōu)化懸置的磁路結(jié)構(gòu).Phu等[10]和Do等[11]應(yīng)用ANSYS參數(shù)化設(shè)計語言(APDL)在幾何和空間約束條件下對磁流變懸置的磁路結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計，使其獲得更優(yōu)的隔振效果.Zheng等[12]將磁流變阻尼器的總阻尼力、動態(tài)調(diào)節(jié)范圍、感應(yīng)時間常數(shù)等多個目標(biāo)參數(shù)采用加權(quán)法簡化為單目標(biāo)函數(shù)，使用二次逼近邊界優(yōu)化(BOBYQA)法對可變阻尼間隙多線圈磁流變阻尼器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計.

目前，對于磁流變阻尼器的結(jié)構(gòu)設(shè)計和優(yōu)化研究大多認(rèn)定阻尼通道內(nèi)的流量為常量，未考慮由磁流變液黏度引起的阻尼通道流量變化而導(dǎo)致的磁流變阻尼力改變.本文針對汽車在啟停工況下動力總成輸出的轉(zhuǎn)矩和振動較大的問題，提出一種設(shè)有慣性通道的流動式磁流變懸置結(jié)構(gòu)方案.考慮激勵電流對磁流變液黏度的影響，分析液阻效應(yīng)對阻尼通道流量及磁流變懸置性能的影響規(guī)律.然后，搭建了Isight和ANSYS協(xié)同仿真優(yōu)化平臺，根據(jù)磁流變懸置的阻尼力數(shù)學(xué)模型對懸置磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化.最后，制造磁流變懸置樣件，對其動態(tài)性能和應(yīng)用于整車時的隔振性能進(jìn)行了研究.

1 磁流變懸置結(jié)構(gòu)設(shè)計

圖1為所提出的流動模式磁流變懸置結(jié)構(gòu).該懸置由橡膠主簧，連接桿，擾流盤，上、下隔磁板，橡膠底膜以及磁芯組件構(gòu)成.磁芯組件和下隔磁板將磁流變懸置分為上液室 I 和下液室 II，液室內(nèi)充滿磁流變液.當(dāng)橡膠主簧受到外部激勵時，擠壓上液室I內(nèi)的磁流變液通過阻尼通道和慣性通道流入下液室 II；內(nèi)磁芯上纏繞有勵磁線圈，通過改變輸入勵磁線圈電流的大小來控制流動阻尼通道處磁場強(qiáng)度，進(jìn)而改變其輸出阻尼力，實(shí)現(xiàn)對發(fā)動機(jī)振動的有效衰減，緩解汽車動力總成在啟停等低頻工況下的大位移振動問題.慣性通道的設(shè)計可以緩解磁流變懸置工作時液體的動態(tài)硬化現(xiàn)象.

圖1 磁流變懸置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of MR mount

在本結(jié)構(gòu)中，內(nèi)磁芯和外磁芯由電工純鐵(DT4)制成，隔磁組件采用低磁導(dǎo)率的鋁制材料，磁流變液選用低零場黏度的MRF-250型磁流變液(由中國陜西旭立恒新材料有限公司提供)，該磁流變液零場黏度為0.25 Pa·s，密度為2.65 g/mL.

根據(jù)磁流變液供應(yīng)商提供的磁流變液性能數(shù)據(jù)，采用6階多項(xiàng)式曲線擬合方法獲得的磁流變液黏度η1與激勵電流I、剪切屈服應(yīng)力τy與磁感應(yīng)強(qiáng)度B的關(guān)系曲線如圖2和3所示.擬合多項(xiàng)式分別如下式所示：

圖2 磁流變液η1-I 曲線Fig.2 η1-I curve of MRF

η1=0.256-14.51I+182.6I2-472.2I3+

811.2I4-715.6I5+236I6

(1)

τy=0.073 54+8.472B+99.74B2-147.4B3+

352B4-411.6B5+151.3B6

(2)

圖3 磁流變液τy-B曲線Fig.3 τy-B curve of MRF

2 磁流變懸置模型分析

2.1 磁流變懸置磁場分析

磁流變懸置磁路示意圖如圖4所示.其中：L為無效阻尼通道長度；L1為單側(cè)有效阻尼通道長度；L2為慣性通道長度；d0為內(nèi)磁芯半徑；d1為慣性通道半徑；d2為隔磁套筒半徑；d3為內(nèi)磁芯徑向厚度；d4為線圈槽深度；d5為阻尼通道間隙寬度；d6為外磁芯徑向厚度；Lh為磁芯高度.磁流變懸置的可控性受限于磁路結(jié)構(gòu)中有效區(qū)域的磁飽和強(qiáng)度.為充分發(fā)揮懸置的磁流變效應(yīng)，應(yīng)使流動阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁場優(yōu)先達(dá)到飽和點(diǎn)，因此，假設(shè)磁路磁通分布均勻并且不考慮漏磁的條件下，應(yīng)用Kirchhoff定律對磁流變懸置的磁路進(jìn)行分析可知：

圖4 磁流變懸置磁路示意圖Fig.4 Circuit diagram of MR mount

(3)

線圈匝數(shù)可由如下公式確定：

(4)

式中：ω為線圈修正系數(shù)；Se為勵磁線圈橫截面積.

根據(jù)原普通液壓懸置的結(jié)構(gòu)尺寸，初步確定磁流變懸置磁路的結(jié)構(gòu)參數(shù)，具體參數(shù)如表1所示.使用有限元分析軟件ANSYS建立如圖5(a)所示的2D軸對稱磁路有限元模型.

表1 磁流變懸置初始磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)(mm)Tab.1 Initial magnetic circuit structure parameters of MR mount (mm)

圖5 初始磁路結(jié)構(gòu)的2D有限元模型Fig.5 2D finite element model of initial magnetic circuit structure

圖5(b)為當(dāng)勵磁線圈施加1.0 A電流時，懸置磁路的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布.從圖5(b)可觀察到，磁路的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布比較均勻，但是有效阻尼通道處磁流變液的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度只有0.44 T，磁路中電工純鐵主要工作區(qū)域的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度為0.9～1.0 T，均小于磁流變液和電工純鐵的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度.磁路中，電工純鐵的磁性特性和阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁流變特性利用程度較低.

2.2 磁流變懸置阻尼性能分析

磁流變液流經(jīng)阻尼通道的流量和壓降決定了磁流變懸置的隔振效果.激勵電流和磁路的結(jié)構(gòu)參數(shù)為阻尼通道內(nèi)液阻的主要影響因素，進(jìn)而影響磁流變液流過阻尼通道的流量和壓降，使得磁流變懸置的輸出阻尼力發(fā)生變化.

在分析之前，對模型進(jìn)行以下假設(shè)：① 磁流變液為不可壓縮流體；② 磁流變液在阻尼通道內(nèi)的流動為層流狀態(tài)；③ 懸置僅受垂直方向上的正弦振動激勵.

(5)

(8)

阻尼通道內(nèi)壓力差為[14]

Δpd=Δpη+ΔpMR=

(9)

式中：Δpη為阻尼通道處磁流變液由自身黏性引起的壓降；ΔpMR為阻尼通道處產(chǎn)生的隨磁場強(qiáng)度變化的壓降；η0為磁流變液的零場黏度；D為流動阻尼通道等效直徑，D=2d0+d5；CA為流體流速系數(shù)，取值范圍為2～3.磁流變懸置的輸出阻尼力可表示為

Fd=Fη+Fτ=(Δpη+ΔpMR)SP=

(10)

式中：Fη為磁流變懸置的黏性阻尼力；Fτ為磁流變懸置的可控阻尼力.

由阻尼力數(shù)學(xué)模型可知，懸置的輸出阻尼力可以通過控制輸入勵磁線圈電流的大小實(shí)現(xiàn)連續(xù)可控.忽略橡膠主簧與磁流變液的耦合作用，懸置的恢復(fù)力Fm可表示為

Fm=Fd+Fe=

(11)

式中：Fe為橡膠的主簧力；λ為橡膠主簧的動態(tài)硬化系數(shù)；k為橡膠主簧靜剛度；X為正弦激勵的幅值.

啟停工況下，汽車動力總成產(chǎn)生的激振頻率在25 Hz左右.因此，根據(jù)磁流變懸置的阻尼力數(shù)學(xué)模型，對激振頻率為25 Hz、激勵幅值為1 mm時的磁流變懸置流量變化和輸出阻尼力進(jìn)行仿真分析.

磁流變懸置工作時，不同激勵電流下磁流變液流量隨時間t的變化曲線如圖6所示.當(dāng)激勵電流為0時，此時的磁流變液黏度為零場黏度，磁流變液通過慣性通道的流量很小.由式(5)～(8)可得，在磁流變液流量總和保持恒定的條件下，隨著激勵電流的增加，流動阻尼通道內(nèi)磁流變液的黏度增大，使得液體流過流動阻尼通道的流量減少，同時流過慣性通道的流量增加.

圖6 磁流變液流量與激勵電流的關(guān)系Fig.6 MRF flow rate versus excitation current

由式(10)～(11)可得，磁流變懸置輸出阻尼力隨電流的變化曲線如圖7所示.隨著電流的增大，磁流變懸置的恢復(fù)力和可控阻尼力增加，由于電流增大導(dǎo)致流過阻尼通道的磁流變液流量減少，進(jìn)而導(dǎo)致磁流變懸置的黏性阻尼力下降.

圖7 磁流變懸置阻尼力與激勵電流的關(guān)系Fig.7 MR mount damping force versus excitation current

3 磁流變懸置結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1 磁流變懸置磁路優(yōu)化模型

由式(10)可知，懸置的隔振性能由黏性阻尼力和可控阻尼力共同決定，其黏性阻尼力僅由磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)決定，可控阻尼力由磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)和有效阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁感應(yīng)強(qiáng)度共同決定.隔振性能優(yōu)良的磁流變懸置應(yīng)該具有較大的可控阻尼力和較小的黏性阻尼力.因此，以激勵電流最大時懸置具有的最大可控阻尼力和最小黏性阻尼力為優(yōu)化目標(biāo)，無量綱處理后的目標(biāo)函數(shù)為

(12)

s.t.

式中：Fη 0為基于表1磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)計算獲得的懸置黏性阻尼力；Fτ 0為基于表1磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)計算獲得的懸置可控阻尼力；變量的下標(biāo)min表示設(shè)計變量的取值下限；max表示設(shè)計變量的取值上限；Bf_mean為有效阻尼通道處磁流變液的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bi_max為電工純鐵節(jié)點(diǎn)最大磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bf_max為磁流變液節(jié)點(diǎn)最大磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bi_sat為電工純鐵的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度；Bf_sat為磁流變液的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度.根據(jù)原液壓懸置的空間尺寸限制，獲得了設(shè)計變量的優(yōu)化取值范圍如表2所示.

表2 懸置磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化取值范圍(mm)Tab.2 Optimized ranges of parameters in MR mount (mm)

為了實(shí)現(xiàn)懸置磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)的多目標(biāo)優(yōu)化，利用Isight和ANSYS軟件搭建協(xié)同仿真優(yōu)化平臺.以ANSYS作為分析系統(tǒng)，進(jìn)行磁路結(jié)構(gòu)的參數(shù)化建模，將有限元仿真結(jié)果實(shí)時傳輸?shù)絀sight進(jìn)行磁路結(jié)構(gòu)的優(yōu)化.采用帶精英策略的非支配排序遺傳算法(NSGA-II)作為優(yōu)化算法，其采用了帶精英策略的快速非劣排序方法，提高了算法的收斂性、穩(wěn)健性和求解效率[15].磁路的優(yōu)化步驟如圖8所示，其中es為優(yōu)化設(shè)計變量.

圖8 磁路結(jié)構(gòu)優(yōu)化流程圖Fig.8 Flow chart of magnetic circuit optimization

進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計時，NSGA-II 優(yōu)化算法的種群數(shù)和優(yōu)化代數(shù)分別為20和50.Isight將每一代的設(shè)計變量傳輸至ANSYS，同時ANSYS根據(jù)輸入的設(shè)計變量建立磁路結(jié)構(gòu)的有限元模型，計算阻尼通道的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度Bf_mean以及磁路各部分的最大磁感應(yīng)強(qiáng)度Bi_max、Bf_max并將其返回至Isight，進(jìn)行目標(biāo)函數(shù)值的計算，判斷其是否滿足收斂條件.

3.2 磁流變懸置磁路優(yōu)化結(jié)果與分析

優(yōu)化后的磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示.由表3可知，優(yōu)化后的阻尼通道間隙減小，阻尼通道長度增加.當(dāng)輸入勵磁線圈的電流為1.0 A時，其阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布如圖9所示，其中un為路徑點(diǎn).從圖9(a)中可以看出，優(yōu)化后磁路各部分磁感應(yīng)強(qiáng)度明顯大于初始磁路設(shè)計，磁路的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布更均勻合理.由圖9(b)可知，當(dāng)激勵電流為1.0 A時，優(yōu)化后磁路有效阻尼通道處磁流變液的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度由0.44 T提高到了0.61 T，提高了36.05%，使得電工純鐵的磁性特性和磁流變液的磁流變特性利用更加充分.

圖9 優(yōu)化后磁路結(jié)構(gòu)的磁感應(yīng)強(qiáng)度分布Fig.9 Magnetic flux density of magnetic circuit after optimization

表3 優(yōu)化后的磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)(mm)Tab.3 Structural parameters of optimized magnetic circuit (mm)

圖10為優(yōu)化后不同激勵電流下磁流變液流量隨時間的變化曲線.由圖10可知，當(dāng)激勵電流為1.0 A時，通過阻尼通道的流量為2.48×10-4m3/s，相對于優(yōu)化前(3.60×10-4m3/s)減少了31.11%；通過慣性通道的流量為3.70×10-4m3/s，相對于優(yōu)化前(2.58×10-4m3/s)增加了43.41%.在相同工作條件下，優(yōu)化后阻尼通道內(nèi)的液體流量小于初始設(shè)計時的流量.由式(10)可知，阻尼通道內(nèi)的流量減小會導(dǎo)致懸置的黏性阻尼力減小.從圖9中還可以看出，優(yōu)化后的阻尼通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度提高比較明顯，使得其可控阻尼力增加，提高了磁流變懸置的可控性.因此，慣性通道的設(shè)置增加了磁流變懸置的動態(tài)調(diào)節(jié)范圍，并且慣性通道的分流作用能夠緩解隔振腔內(nèi)磁流變液的動態(tài)硬化現(xiàn)象，從而改善磁流變懸置的隔振性能.

圖10 優(yōu)化后磁流變液流量與激勵電流的關(guān)系曲線Fig.10 MRF flow rate versus input current after optimization

優(yōu)化前后設(shè)計目標(biāo)結(jié)果對比如表4所示.由表4可以看出，當(dāng)激勵電流為1.0 A時，優(yōu)化后的懸置恢復(fù)力、可控阻尼力相對于優(yōu)化前分別提高了78.36%和118.22%.通過以上數(shù)據(jù)可以看出，優(yōu)化后磁流變懸置的恢復(fù)力、可控阻尼力均大于初始設(shè)計值.

表4 優(yōu)化前后設(shè)計目標(biāo)結(jié)果對比Tab.4 Comparison of design objectives before and after optimization

4 磁流變懸置試驗(yàn)

4.1 磁流變懸置性能試驗(yàn)

在進(jìn)行了磁流變懸置仿真和優(yōu)化設(shè)計的基礎(chǔ)上，基于表1(優(yōu)化前)和表3(優(yōu)化后)的磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)制造磁流變懸置，在美特斯(MTS)810彈性體測試儀上進(jìn)行磁流變懸置的性能測試，通過MTS作動器模擬磁流變懸置的激勵條件(正弦位移激勵、頻率范圍為1～50 Hz、振幅為1 mm)，額定靜載荷為 1.2 kN，激勵電流由外部恒流源提供，范圍為 0～1.0 A，以參考初始點(diǎn)的向上位移和拉伸力定義為正方向.磁流變懸置主要組件，磁路優(yōu)化前和優(yōu)化后的懸置裝配圖如圖11所示，測試場景如圖12所示.

當(dāng)激勵頻率為25 Hz時，優(yōu)化前和優(yōu)化后的磁流變懸置性能測試結(jié)果如圖13和14所示.從圖13和14可以看出，隨著激勵電流的增加，懸置恢復(fù)力和可控阻尼力增大；當(dāng)激勵電流為1.0 A時，優(yōu)化前的磁流變懸置的可控阻尼力為68.28 N，恢復(fù)力為283.82 N；優(yōu)化后的磁流變懸置的可控阻尼力為144.58 N，恢復(fù)力為346.23 N.對比圖13和14可知，優(yōu)化后的磁流變懸置可控阻尼力相對于優(yōu)化前增加了111.71%，優(yōu)化后的磁流變懸置恢復(fù)力相對于優(yōu)化前增加了21.99%.試驗(yàn)結(jié)果表明，懸置磁路的優(yōu)化效果顯著.

圖14 優(yōu)化后的懸置性能測試結(jié)果Fig.14 Test results of MR mount after optimization

優(yōu)化后懸置阻尼力理論值與試驗(yàn)值對比結(jié)果如表5所示.從表5可以看出，磁流變懸置的恢復(fù)力和可控阻尼力的試驗(yàn)值小于理論值，這是由于以Bingham模型表征磁流變液在磁場下的流變特性時，忽略了磁流變液的剪切增稠效應(yīng)；其次在進(jìn)行理論計算時將磁流變液的流動方式簡化為層流，但是在磁場作用下，磁流變液的流動方式比較復(fù)雜，因此會導(dǎo)致懸置阻尼力的實(shí)際測試值小于理論值[16].此外，在進(jìn)行理論計算時假設(shè)懸置磁路無漏磁，但是在實(shí)際試驗(yàn)中，不可避免地會出現(xiàn)漏磁情況，也會導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果偏低.

表5 優(yōu)化后的懸置阻尼力理論值與試驗(yàn)值對比Tab.5 Comparison of theoretical and experimental of mount damping force values after optimization

4.2 啟停工況下的整車試驗(yàn)

為了驗(yàn)證磁流變懸置在汽車啟停工況下的隔振性能，分別測試了裝有優(yōu)化前和優(yōu)化后的磁流變懸置時懸置被動側(cè)(靠近車身側(cè))和駕駛員座椅導(dǎo)軌處的振動加速度.試驗(yàn)場景如圖15所示，主要試驗(yàn)器材包括：某品牌乘用車、兩個加速度傳感器(分別固定在車輛發(fā)動機(jī)右側(cè)懸置的被動側(cè)和駕駛員座椅導(dǎo)軌處)，CAN總線和CANHEAD數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).

圖15 啟停工況整車試驗(yàn)Fig.15 Vehicle test under start/stop condition

車輛啟停時采集的發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速曲線如圖16所示，其中n為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速.由圖16可知，車輛啟動后，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速迅速增加，在t=4 s左右達(dá)到峰值，之后發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速開始下降，在t=8 s左右降至700 r/min并且保持穩(wěn)定，此時為怠速狀態(tài)；熄火后，轉(zhuǎn)速瞬間下降到0，此時發(fā)動機(jī)停止工作.

圖16 發(fā)動機(jī)啟停轉(zhuǎn)速曲線Fig.16 Engine start/stop speed curve

汽車在啟停工況下優(yōu)化前、后的磁流變懸置被動側(cè)與座椅導(dǎo)軌處的振動加速度信號響應(yīng)如圖17所示.其中：a為振動加速度；α為振動加速度幅值.從圖17(a)和17(b)可以看出，當(dāng)發(fā)動機(jī)啟動、激勵電流為1.0 A時，優(yōu)化前的磁流變懸置被動側(cè)和座椅導(dǎo)軌處的振動加速度分別為0.60 m/s2、0.37 m/s2；優(yōu)化后的磁流變懸置被動側(cè)和座椅導(dǎo)軌處的振動加速度分別為0.41 m/s2、0.29 m/s2，相對于優(yōu)化前的磁流變懸置的振動加速度分別減小了33.3%和21.6%；圖17(c)和17(d)分別為優(yōu)化前、后的磁流變懸置被動側(cè)與座椅導(dǎo)軌處的振動信號頻域響應(yīng)曲線.車輛處于啟停工況時，會引起汽車動力總成的垂向振動以及繞曲軸的橫搖振動.由汽車平順性理論[17]可知，座椅垂向最敏感的頻率范圍為4～12.5 Hz.通過振動信號頻域響應(yīng)曲線可以看出，優(yōu)化后的磁流變懸置被動側(cè)與座椅導(dǎo)軌處的振動加速度幅值在該頻段內(nèi)相對于優(yōu)化前有明顯的減小.因此，優(yōu)化后的磁流變懸置隔振效果優(yōu)于初始設(shè)計，可以有效提高汽車在啟停工況下的平順性.

5 結(jié)論

(1) 設(shè)計了一種應(yīng)用于汽車啟停等低頻工況的具有慣性通道的流動模式磁流變懸置；在分析了電流對磁流變液黏度以及液阻效應(yīng)對阻尼通道內(nèi)液體流量影響規(guī)律的基礎(chǔ)上，對初始設(shè)計的磁流變懸置模型進(jìn)行了理論分析.

(2) 應(yīng)用Isight和ANSYS軟件搭建了協(xié)同仿真優(yōu)化平臺，采用NSGA-II 作為優(yōu)化算法，對磁路結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化，獲得了在恒定尺寸和空間約束下懸置的最佳磁路結(jié)構(gòu)尺寸.結(jié)果表明，優(yōu)化后的磁流變懸置的恢復(fù)力和可控阻尼力均優(yōu)于初始設(shè)計.

(3) 進(jìn)行了磁流變懸置單體動態(tài)性能測試和整車啟停工況下的隔振性能測試.懸置單體動態(tài)性能測試結(jié)果表明，優(yōu)化后的磁流變懸置可控阻尼力和恢復(fù)力相對于優(yōu)化前分別增加了111.71%和21.99%，可控性能顯著提升.整車啟停工況下的隔振性能測試結(jié)果表明，激勵電流為1.0 A時，優(yōu)化后的磁流變懸置被動側(cè)和駕駛員座椅導(dǎo)軌處的振動加速度峰值相對于優(yōu)化前分別減小了33.3%和21.6%.