林 展，覃海鷹，王正峰

（1.中國(guó)直升機(jī)設(shè)計(jì)研究所，景德鎮(zhèn)333001；2.海裝駐南昌地區(qū)軍事代表室，景德鎮(zhèn)333000）

直升機(jī)旋翼擺振阻尼器是直升機(jī)旋翼系統(tǒng)的重要部件，為旋翼槳葉的擺振運(yùn)動(dòng)提供附加阻尼，防止旋翼槳葉的擺振后退型模態(tài)與起落架或者機(jī)體耦合而發(fā)生不穩(wěn)定現(xiàn)象[1-2]。旋翼擺振阻尼器的型式可劃分為被動(dòng)式旋翼擺振阻尼器和主動(dòng)式旋翼擺振阻尼器兩種類(lèi)型。被動(dòng)式旋翼擺振阻尼器目前在直升機(jī)旋翼系統(tǒng)應(yīng)用最為廣泛，其典型代表有摩擦阻尼器、液壓阻尼器、粘彈阻尼器及液彈阻尼器等。被動(dòng)式擺振阻尼器的阻尼性能由材料、結(jié)構(gòu)等特性確定，其阻尼力與運(yùn)動(dòng)速度之間是一種線(xiàn)性關(guān)系，不能根據(jù)旋翼工作狀況靈活調(diào)節(jié)阻尼輸出性能，因此為滿(mǎn)足直升機(jī)起降阻尼需要，旋翼其他結(jié)構(gòu)在時(shí)間比例占絕大多數(shù)的直升機(jī)飛行中承受了無(wú)謂的阻尼載荷。智能材料的發(fā)展使研制一種主動(dòng)式旋翼擺振阻尼器成為可能，主動(dòng)式擺振阻尼器阻尼力與運(yùn)動(dòng)速度之間不再是線(xiàn)性關(guān)系，其可根據(jù)旋翼系統(tǒng)阻尼需用狀態(tài)靈活控制阻尼器的阻尼效應(yīng)，既能夠提供較大阻尼滿(mǎn)足直升機(jī)起降避免“地面共振”要求，又能有效降低直升機(jī)飛行過(guò)程的阻尼器阻尼輸出載荷。

主動(dòng)式阻尼器典型代表有磁流變阻尼器和電流變阻尼器兩種類(lèi)型。本文研究對(duì)象是磁流變阻尼器，其工作液體為磁流變液，通過(guò)控制磁場(chǎng)改變磁流變液的黏度和剪切屈服強(qiáng)度可以靈活控制阻尼器的阻尼效應(yīng)。美國(guó)在磁流變阻尼器的研究中處于領(lǐng)先地位，在其汽車(chē)工業(yè)領(lǐng)域，磁流變阻尼器技術(shù)已得到了實(shí)際應(yīng)用。美國(guó)馬里蘭大學(xué)開(kāi)發(fā)了一種充氣補(bǔ)償結(jié)構(gòu)的汽車(chē)磁流變阻尼器[3]，充氣補(bǔ)償結(jié)構(gòu)有效補(bǔ)償阻尼力的輸出平衡。美國(guó)維吉尼亞大學(xué)將磁流變阻尼器有效應(yīng)用在Volvo VN 重型卡車(chē)和Future Car 轎車(chē)的懸架上并進(jìn)行了道路試驗(yàn)。美國(guó)內(nèi)華達(dá)大學(xué)的研究人員和CSA 工程公司的工程人員開(kāi)發(fā)了軍用多用途輪式磁流變阻尼器[4]。Nguyen 等利用Lord 公司生產(chǎn)的磁流變阻尼器在客車(chē)上進(jìn)行了基于全車(chē)模型的硬件嵌入式HILS 實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明利用磁流變阻尼器可以大幅度地提高車(chē)輛的安全性與舒適性[5]。目前，國(guó)外在量產(chǎn)的系列高檔汽車(chē)中都應(yīng)用到磁流變阻尼器技術(shù)。通用公司在2002 年發(fā)布的凱迪拉克Seville STS 汽車(chē)中，懸架系統(tǒng)采用了通用汽車(chē)研發(fā)實(shí)驗(yàn)室基于磁流變阻尼器技術(shù)的MRC 主動(dòng)電磁感應(yīng)懸架系統(tǒng)[6]。奧迪公司最新TT 跑車(chē)中采用了世界最大的汽車(chē)零部件制造和系統(tǒng)集成商Delphi 公司與Lord 公司合作開(kāi)發(fā)的汽車(chē)磁流變半主動(dòng)懸架系統(tǒng)Magneride。法拉利559GTB Fiorano 系列車(chē)型中，采用了與Delphi 共同開(kāi)發(fā)的Magnetorheolo-gieal 液體懸架系統(tǒng)[7-8]。以上車(chē)型在安裝了這一全新的懸架系統(tǒng)后，瞬變操控性能與抓地性能更加優(yōu)越，駕駛感更加舒適[4]。國(guó)外在直升機(jī)領(lǐng)域磁流變阻尼器技術(shù)也進(jìn)行了系列研究，相比較于汽車(chē)工業(yè)領(lǐng)域的成熟應(yīng)用，該技術(shù)在直升機(jī)領(lǐng)域特別是直升機(jī)旋翼系統(tǒng)上的應(yīng)用研究相對(duì)單薄。美國(guó)Penn-sylvania 大學(xué)采用磁流變阻尼器替代傳統(tǒng)的黏彈性阻尼器，以提高系統(tǒng)的氣彈穩(wěn)定性為目標(biāo)進(jìn)行了振動(dòng)測(cè)試研究，結(jié)果表明試驗(yàn)用磁流變阻尼器能可以比同樣大小的黏彈性阻尼器提供更充足的阻尼力[9]。馬里蘭大學(xué)的研究者對(duì)采用了磁流變減擺器的四槳葉旋翼模型進(jìn)行研究，證實(shí)磁流變阻尼器能有效地實(shí)現(xiàn)旋翼擺振阻尼器功能且所需要的能量較少[10]。

中國(guó)國(guó)內(nèi)在汽車(chē)工業(yè)領(lǐng)域也圍繞該技術(shù)開(kāi)展了相關(guān)研究工作。南京航空航天大學(xué)對(duì)磁流變阻尼器技術(shù)進(jìn)行了深入的實(shí)驗(yàn)和理論研究[11-14]。重慶大學(xué)研制出了長(zhǎng)安微型汽車(chē)磁流變阻尼器，并在國(guó)家客車(chē)質(zhì)量中心進(jìn)行了測(cè)試[15]。西安交通大學(xué)對(duì)軍用特種車(chē)輛設(shè)計(jì)了一種新型磁流變阻尼器，并進(jìn)行了路面試驗(yàn)驗(yàn)證[16]。在直升機(jī)領(lǐng)域，同樣進(jìn)行了以直升機(jī)縮比模型為應(yīng)用背景的磁流變阻尼器技術(shù)研究，但并未在武器裝備型號(hào)中實(shí)現(xiàn)應(yīng)用，可見(jiàn)其尚未建立以直升機(jī)型號(hào)實(shí)際應(yīng)用指標(biāo)為目標(biāo)的直升機(jī)旋翼磁流變阻尼器仿真及試驗(yàn)驗(yàn)證技術(shù)。

為初步探索全尺寸直升機(jī)旋翼磁流變阻尼器仿真和試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，本文以中型運(yùn)輸直升機(jī)旋翼為應(yīng)用背景，研究探索旋翼磁流變阻尼器的仿真及試驗(yàn)驗(yàn)證方法。研制了旋翼磁流變阻尼器全尺寸樣件并進(jìn)行性能試驗(yàn)。研究了樣件結(jié)構(gòu)參數(shù)、運(yùn)動(dòng)參數(shù)變化以及電流參數(shù)對(duì)旋翼磁流變阻尼器性能的影響。基于試驗(yàn)結(jié)果，將性能仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)曲線(xiàn)進(jìn)行了對(duì)比分析。

1 旋翼磁流變阻尼器原理樣件構(gòu)型設(shè)計(jì)

針對(duì)目前采用第三代球柔性旋翼單旋翼帶尾槳構(gòu)型的中型運(yùn)輸直升機(jī)，設(shè)計(jì)以滿(mǎn)足球柔性旋翼裝機(jī)技術(shù)要求為目標(biāo)的旋翼磁流變阻尼器，依托型號(hào)已定型使用的液壓阻尼器構(gòu)型。旋翼磁流變阻尼器一端通過(guò)擋蓋軸承組件與中央件連接，另一端通過(guò)軸承桿端組件與揮舞支臂連接件連接。擋蓋軸承組件和軸承桿端組件中間部分是外筒組件和活塞組件，其中外筒組件包括阻尼器外筒、熱安全閥和補(bǔ)償器等。圖1 為本文設(shè)計(jì)的旋翼磁流變阻尼器原理樣件組成示意圖。

圖1 旋翼磁流變阻尼器組成Fig.1 Configuration of helicopter rotor magneto-rheological damper

旋翼槳葉擺振運(yùn)動(dòng)時(shí)，槳葉通過(guò)揮舞支臂帶動(dòng)阻尼活塞在外筒與軸擋蓋之間的油腔中往復(fù)運(yùn)動(dòng)，阻尼活塞兩端油腔中的磁流變液通過(guò)阻尼活塞上阻尼間隙流動(dòng)，依靠磁流變液流經(jīng)阻尼間隙的速度以及磁場(chǎng)對(duì)磁流變液的剪切損失產(chǎn)生阻尼。阻尼的大小由阻尼間隙、運(yùn)動(dòng)速度和磁場(chǎng)強(qiáng)度決定。

補(bǔ)油裝置安裝在外筒上，阻尼活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，被活塞分隔的兩個(gè)腔壓力不等，補(bǔ)油活門(mén)會(huì)封閉高壓腔直接通向補(bǔ)油器的油路，而使補(bǔ)油器僅與低壓腔連通。補(bǔ)油器活塞在彈簧壓力作用下使補(bǔ)油器內(nèi)的磁流變液液體保持一定壓力，實(shí)現(xiàn)壓力補(bǔ)油。磁流變阻尼器同其他傳統(tǒng)阻尼器一樣在工作過(guò)程中產(chǎn)生的部分熱量會(huì)殘留在阻尼器內(nèi)部使阻尼器升溫，補(bǔ)油器用于補(bǔ)償阻尼器內(nèi)磁流變液受熱膨脹引起的體積變化，同時(shí)用于補(bǔ)償阻尼器動(dòng)密封的滲漏損失。

2 阻尼器結(jié)構(gòu)及磁路仿真優(yōu)化設(shè)計(jì)

以磁流變阻尼器的雙缸雙出桿剪切閥式通用結(jié)構(gòu)形式為基礎(chǔ)[17-21]，采用線(xiàn)圈內(nèi)繞式結(jié)構(gòu)，繞線(xiàn)腔布置在活塞桿，設(shè)計(jì)旋翼磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)局部剖視圖如圖2 所示。圖2 中L1表示活塞翼緣寬度，L2表示繞線(xiàn)腔寬度，t 表示阻尼器外筒厚度，h 表示阻尼間隙寬度，r0表示活塞桿半徑，r 表示活塞磁芯半徑，h1表示繞線(xiàn)腔高度，D 表示活塞直徑。阻尼器工作時(shí)，磁流變液通過(guò)阻尼器外筒與活塞形成的阻尼間隙產(chǎn)生阻尼，通過(guò)控制內(nèi)置線(xiàn)圈的激勵(lì)電流大小調(diào)節(jié)磁感應(yīng)強(qiáng)度達(dá)到調(diào)節(jié)阻尼輸出。這種結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)點(diǎn)是可設(shè)計(jì)的活塞行程大，阻尼輸出穩(wěn)定性好，能夠很好地滿(mǎn)足中型運(yùn)輸直升機(jī)對(duì)旋翼擺振阻尼器大行程以及對(duì)阻尼器的阻尼輸出穩(wěn)定性高的要求。

圖2 旋翼磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of helicopter rotor magneto-rheological damper

調(diào)用磁場(chǎng)有限元分析模塊進(jìn)行磁場(chǎng)仿真，模型中將中心孔直徑d 和外筒壁厚度t 設(shè)置為變量，對(duì)于設(shè)計(jì)的磁流變阻尼器，當(dāng)磁芯厚度和外筒厚度相等時(shí)，磁路結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)能得到最優(yōu)。同時(shí)，它們滿(mǎn)足活塞裝配的約束條件[2(t+h+h1+h2)+d ]≤77，且滿(mǎn)足

式中：B 為磁流變液磁感應(yīng)強(qiáng)度，B*為套筒磁感應(yīng)強(qiáng)度。據(jù)此可得，外筒厚度t 與中心孔徑d 的關(guān)系如圖3 所示。

圖3 外筒厚度t 與中心孔徑d 關(guān)系Fig.3 Relationship between thickness of outer barrel t and central aperture d

基于旋翼磁流變阻尼器參數(shù)化模型，利用磁路仿真軟件Ansoft 自帶的網(wǎng)格建模與網(wǎng)格劃分功能，設(shè)置結(jié)構(gòu)參數(shù)以及定義加載激勵(lì)電源與邊界條件進(jìn)行磁路仿真。為了能夠通過(guò)分析阻尼間隙內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度的變化達(dá)到優(yōu)化磁路結(jié)構(gòu)尺寸的目的，將不同參數(shù)的磁路結(jié)構(gòu)尺寸作為輸入，仿真結(jié)果輸出為不同磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)，假設(shè)阻尼器阻尼間隙內(nèi)磁流變效應(yīng)區(qū)域內(nèi)的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度為Bm，通過(guò)阻尼間隙內(nèi)非磁流變效應(yīng)區(qū)域的平均磁感應(yīng)強(qiáng)度為Bn。圖4 為不同磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)應(yīng)的Bm及Bn趨勢(shì)變化。阻尼間隙的非流變區(qū)Bn隨著結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化，變化趨勢(shì)平緩且數(shù)值很小，說(shuō)明活塞的整體寬度設(shè)計(jì)尺寸能滿(mǎn)足要求，已是較優(yōu)的選擇。阻尼間隙的流變區(qū)Bm隨著結(jié)構(gòu)參數(shù)d 值的變化產(chǎn)生明顯變化，從d 值為15 mm 開(kāi)始急劇減小且其數(shù)值小于1 T，這是設(shè)計(jì)所不期望的數(shù)值，考慮能夠最大效率利用磁場(chǎng)，d 取值應(yīng)考慮在0～15 mm 范圍。同時(shí)，考慮工藝加工需要進(jìn)行活塞中心孔穿線(xiàn)，因此d 取值不能過(guò)小。但是，較小的d 值意味著較大的活塞厚度t，也意味著更大的活塞質(zhì)量。因此，在流變區(qū)阻尼間隙內(nèi)Bm值變化接近且能有效利用流變效應(yīng)的情況下，盡量減輕活塞的質(zhì)量，選擇較大的d 值。

圖5～6 為參數(shù)優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)磁路有限元仿真結(jié)果：活塞結(jié)構(gòu)處以及阻尼間隙內(nèi)的磁通密度、磁感應(yīng)強(qiáng)度分布均勻，整體磁感應(yīng)效應(yīng)一致性較好。

圖4 Bm 及Bn 變 化 趨 勢(shì)Fig.4 Trend changes of Bm and Bn

設(shè)置不同電流變化參數(shù)，讀取磁路仿真結(jié)果數(shù)據(jù)得到圖7 所示不同電流I 對(duì)應(yīng)阻尼間隙內(nèi)磁流變區(qū)磁流變液平均磁感應(yīng)強(qiáng)度B 值變化曲線(xiàn)，該曲線(xiàn)能較好地反映阻尼間隙內(nèi)的磁感應(yīng)強(qiáng)度值。將仿真結(jié)果進(jìn)行擬合可得

圖5 磁通密度和磁感應(yīng)強(qiáng)度分布Fig.5 Distributions of flux density and magnetic induction intensity

圖6 磁力線(xiàn)和磁場(chǎng)強(qiáng)度分布Fig.6 Distributions of field lines and magnetic field intensity

圖7 阻尼間隙內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度變化趨勢(shì)Fig.7 Variation trend of magnetic induction intensity in damping gap

3 性能仿真參數(shù)化計(jì)算模型

基于旋翼磁流變阻尼器參數(shù)化模型（如圖2 所示）建立磁流變阻尼器的力學(xué)模型，因?yàn)槠涠嘟Y(jié)構(gòu)參數(shù)的特點(diǎn)，其力學(xué)模型也必然非常復(fù)雜。本文考慮基于Bingham 模型將筒式磁流變阻尼器剪切閥式模型簡(jiǎn)化為閥式模型和剪切模型的疊加[22-23]，同時(shí)基于改進(jìn)的Bingham 模型[14]阻尼力的數(shù)學(xué)表達(dá)式為

式中：f0表示一種附加的彈性力，其大小與振動(dòng)位移相關(guān)，計(jì)算數(shù)值采用文獻(xiàn)[23]提供的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合計(jì)算；Fv為粘滯阻尼力，其大小與活塞運(yùn)動(dòng)速度相關(guān)；Fτ為剪切阻尼力，其大小與磁流變液剪切損耗相關(guān)。Fv、Fτ的具體計(jì)算公式如下[20,22-23]

電子商務(wù)專(zhuān)業(yè)作為一門(mén)交叉學(xué)科，它涵蓋了計(jì)算機(jī)網(wǎng)絡(luò)、營(yíng)銷(xiāo)、物流、經(jīng)濟(jì)學(xué)等方面的知識(shí)。尤其是電子商務(wù)運(yùn)營(yíng)課程的教學(xué)，很多時(shí)候離開(kāi)了多媒體、互聯(lián)網(wǎng)、模擬平臺(tái)等，這樣的教學(xué)沒(méi)有圖文并茂；就不能很好的在教學(xué)的過(guò)程中充分的展示相關(guān)的知識(shí)點(diǎn)。

式中：D'為阻尼間隙平均周長(zhǎng)，Ap為活塞有效橫截面積，L 為有效阻尼長(zhǎng)度，Q 為磁流變液通過(guò)阻尼間隙的總流量，v0為活塞相對(duì)速度，h 為阻尼間隙，η為黏度系數(shù)，τ(H)為剪切強(qiáng)度。

將式(2)力學(xué)模型式中的參數(shù)具體化為圖2 所示的結(jié)構(gòu)參數(shù)，其中

式中n 表示活塞段數(shù)。

所以，阻尼力計(jì)算公式為

式中：r0為阻尼器活塞桿半徑,v0可以由運(yùn)動(dòng)速度與活塞位移的關(guān)系求得

式中：S、Smax分別表示振幅和最大振幅值，f 為運(yùn)動(dòng)頻率。

所以，阻尼功的表達(dá)式為

4 樣件研制與性能試驗(yàn)

4.1 樣件的研制

本磁流變阻尼器的設(shè)計(jì)要求基于已成熟應(yīng)用型號(hào)的液壓阻尼器，因此在設(shè)計(jì)旋翼磁流變阻尼器原理樣件時(shí)可參考其液壓阻尼器的空間位置布置、接口安裝以及外筒形狀。在盡可能減小外形結(jié)構(gòu)變動(dòng)的情況下，充分利用液壓阻尼器結(jié)構(gòu)件進(jìn)行磁流變阻尼器改造。圖8 為改造后的旋翼磁流變阻尼器的實(shí)物圖片。樣件設(shè)計(jì)采用的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1。

圖8 旋翼磁流變阻尼器樣件實(shí)物Fig.8 Sample of helicopter rotor magneto-rheological damper

表1 樣件基本結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Basic structural parameters of sample mm

在樣件裝配時(shí)，阻尼器活塞與外筒相對(duì)位置精度應(yīng)由配套模具保證，活塞通過(guò)配合卡緊壓入外筒中，擋蓋軸承鎖緊后經(jīng)注油孔注入磁流變液，完成旋翼磁流變阻尼器樣件的組裝。

4.2 試驗(yàn)裝置及方法

旋翼磁流變阻尼器的試驗(yàn)研究平臺(tái)在傳統(tǒng)阻尼器性能試驗(yàn)平臺(tái)的基礎(chǔ)上加裝電流控制器，研究采用的試驗(yàn)裝置有：MTS 材料試驗(yàn)機(jī)及其附屬設(shè)備、數(shù)據(jù)采集控制系統(tǒng)計(jì)算機(jī)以及可調(diào)節(jié)激勵(lì)電流大小的直流穩(wěn)流電源。圖9 為旋翼磁流變阻尼器性能試驗(yàn)狀態(tài)。

圖9 旋翼磁流變阻尼器性能試驗(yàn)設(shè)置Fig.9 Setup of performance test of helicopter rotor magne-to-rheological damper

試驗(yàn)采用正弦激勵(lì)法，按照正弦波規(guī)律變化的u=u0sin(wt)作為激振位移對(duì)磁流變阻尼器進(jìn)行加載。其中，u 表示系統(tǒng)輸入位移，u0表示系統(tǒng)輸入位移幅值，t 表示系統(tǒng)加載時(shí)間，w 表示系統(tǒng)加載頻率，取低頻至旋翼一階轉(zhuǎn)速等效頻率中的多個(gè)頻率進(jìn)行試驗(yàn)，其中包含了槳葉一階擺振固有頻率點(diǎn)、地慢轉(zhuǎn)速頻率附近點(diǎn)等。分別測(cè)得旋翼磁流變阻尼器的阻尼力、阻尼功對(duì)應(yīng)電流、頻率和振幅，處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)后，得到阻尼器在電流、激振頻率、位移幅值、阻尼間隙幾何尺寸等參數(shù)變化下的規(guī)律。

4.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖10 給出了阻尼器位移振幅S 為3 mm 時(shí)，不同激勵(lì)頻率下阻尼功W 隨控制電流I 變化曲線(xiàn)。圖11 給出了阻尼器位移振幅S 為3 mm 時(shí)，不同控制電流下阻尼功W 隨激勵(lì)頻率f 的變化曲線(xiàn)。從圖10，11 可以看出，旋翼磁流變阻尼器的阻尼功隨著電流的增大而增加，通電狀態(tài)下的阻尼性能比不通電狀態(tài)下的阻尼性能增強(qiáng)；同時(shí)，阻尼功隨著頻率的增大而增加，同一振幅和控制電流作用下，頻率越大阻尼功越大。

圖10 阻尼功隨電流變化曲線(xiàn)Fig.10 Damping work versus current

圖11 阻尼功隨頻率變化曲線(xiàn)Fig.11 Damping work versus frequency

圖12 給出了激勵(lì)頻率為0.5 Hz 時(shí)，不同電流下樣件阻尼功W 隨位移振幅S 的變化規(guī)律。從圖12 可以看出無(wú)磁場(chǎng)性能變化弱于加磁場(chǎng)的阻尼功性能變化。

圖12 阻尼功隨位移振幅變化曲線(xiàn)Fig.12 Damping work versus displacement amplitude

圖13 給出了樣件在無(wú)磁場(chǎng)時(shí)，不同位移振幅下阻尼載荷F 隨激勵(lì)頻率f 的變化曲線(xiàn)?？梢钥闯?，不同位移振幅下，阻尼載荷在0～4.3 Hz 頻率變化范圍內(nèi)變化的趨勢(shì)基本一致，且與傳統(tǒng)的液壓阻尼器比較，樣件在無(wú)磁場(chǎng)時(shí)阻尼載荷在一個(gè)較小的范圍內(nèi)平穩(wěn)變化。

圖13 無(wú)磁場(chǎng)阻尼載荷隨頻率變化曲線(xiàn)Fig.13 Damping load versus frequency in zero magnetic field

圖14 給出了使用不同阻尼間隙的旋翼磁流變阻尼器在0.5 Hz 激勵(lì)頻率，1.5 A 控制電流下的力-位移遲滯回線(xiàn)對(duì)比。從圖14 可以看出，阻尼間隙為0.5 mm 的樣件遲滯回線(xiàn)所圍成的面積遠(yuǎn)小于阻尼間隙為0.3 mm 的樣件，這表明阻尼間隙的減小導(dǎo)致旋翼磁流變阻尼器的耗能能力顯著增強(qiáng)。

圖14 不同阻尼間隙結(jié)構(gòu)遲滯回線(xiàn)Fig.14 Hysteresis loop of different damping gap structures

5 仿真模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證性能仿真參數(shù)化計(jì)算模型的有效性，將試驗(yàn)測(cè)得的樣件性能數(shù)據(jù)與計(jì)算模型計(jì)算得到的性能數(shù)據(jù)進(jìn)行阻尼功和阻尼載荷的比較。

圖15，16 分別給出了激勵(lì)頻率f 為1.1、1.2 Hz，位移振幅S 為3 mm 時(shí)，模型阻尼功W 計(jì)算值與試驗(yàn)值隨電流I 變化曲線(xiàn)的對(duì)比。

圖17 給出了激勵(lì)頻率為4.3 Hz 時(shí)，5 mm 位移振幅下，模型阻尼載荷計(jì)算值與試驗(yàn)值隨電流變化曲線(xiàn)的對(duì)比。

從圖15～17 可以看出，模型阻尼功與阻尼載荷的計(jì)算值與試驗(yàn)值曲線(xiàn)變化趨勢(shì)一致，計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值存在一定的誤差，最大誤差在15%左右，這是因?yàn)閰?shù)化計(jì)算模型未能考慮到磁流變液溫度變化對(duì)其阻尼功和阻尼力產(chǎn)生的影響，結(jié)合以往型號(hào)研制經(jīng)驗(yàn)，本文所采用的性能計(jì)算模型與方法能夠初步用于旋翼磁流變阻尼器的應(yīng)用研究。

圖15 模型阻尼功計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比（f=1.1 Hz，S=3 mm）Fig.15 Comparison of theoretical and test damping work of the model（f=1.1 Hz，S=3 mm）

圖16 模型阻尼功計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比（f=1.2 Hz，S=3 mm）Fig.16 Comparison of theoretical and test damping work of model（f=1.2 Hz，S=3 mm）

圖17 模型阻尼載荷計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比（f=4.3 Hz，S=5 mm）Fig.17 Comparison of theoretical and test model damping load（f=4.3 Hz，S=5 mm）

6 結(jié) 論

本文開(kāi)展了全尺寸旋翼磁流變阻尼器樣件構(gòu)型設(shè)計(jì)、結(jié)構(gòu)及磁路仿真優(yōu)化研究、性能仿真計(jì)算模型研究；制造了旋翼磁流變阻尼器樣件，并進(jìn)行了旋翼磁流變阻尼器的性能試驗(yàn)，將試驗(yàn)結(jié)果與性能計(jì)算模型結(jié)果進(jìn)了對(duì)比分析，可得到以下結(jié)論：

(1) 旋翼磁流變阻尼器具有穩(wěn)定的實(shí)驗(yàn)性能，在相同的實(shí)驗(yàn)環(huán)境下，旋翼磁流變阻尼器耗能能力隨阻尼間隙的減小顯著增強(qiáng)。

(2) 旋翼磁流變阻尼器設(shè)計(jì)仿真優(yōu)化方法可行，具有一定的實(shí)踐價(jià)值。

(3) 旋翼磁流變阻尼器參數(shù)化計(jì)算模型能夠準(zhǔn)確仿真旋翼磁流變阻尼樣件性能，模型有效，可用于旋翼磁流變阻尼器阻尼應(yīng)用研究。