祝世興，李佩窈，魏 戩

(1.中國民航大學(xué) 航空工程學(xué)院，天津 300300；2.昆明理工大學(xué) 機(jī)械學(xué)院，云南 昆明 650000)

引言

飛機(jī)起落架是飛機(jī)起降過程的主要承力部件，通常在大范圍激勵條件下工作，但目前飛機(jī)普遍采用油氣式減震器或全油液式減震器，無法根據(jù)外部激勵的變化而實(shí)時的調(diào)節(jié)系統(tǒng)的剛度與阻尼，受環(huán)境影響較大[1]。為改善系統(tǒng)的動態(tài)特性，可利用磁流變智能材料作為減震器的減震介質(zhì)[2]，減震器可以根據(jù)受載情況的變化調(diào)節(jié)系統(tǒng)的外加電流進(jìn)而控制系統(tǒng)阻尼。

磁流變液最早是由美國國家標(biāo)準(zhǔn)局的Jacob Rainbow于1949年發(fā)現(xiàn)[3-4]，其對磁場強(qiáng)度變化的快速響應(yīng)、可逆以及在高屈服應(yīng)力下易于控制等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于各種振動控制系統(tǒng)中[5-6]。

ZHENG Jiajia等[7]設(shè)計了一種新型可變電阻間隙多線圈磁流變減震器并對此結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，并在正弦和三角形位移激勵下的振動性能與典型的多線圈磁流變阻尼器的振動性能進(jìn)行比較。JIANG Rilang等[8]針對直升機(jī)旋翼提出了一種新型磁流變液-彈性減震器，在不同輸入電流與幅變頻變的動態(tài)激勵下對提出的減震器進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，提出了一個新的唯象模型來描述所提出的減震器的非線性動力學(xué)特性并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。HAN C等[9]結(jié)合被動式油氣減震器設(shè)計了一種采用機(jī)械式被動反沖閥的磁流變減震器，使其在正反行程下產(chǎn)生不同的阻尼力。BATTERBEE D C等[10-12]基于油氣減震器的結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計了一種新型磁流變減震器，并考慮到流體可壓縮性對降低減震器的可控性的影響，建立該減震器的等效動態(tài)模型，應(yīng)用數(shù)值方法對該模型進(jìn)行沖擊模擬并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

為提升減震器的減震效率、降低著陸動載荷、增加減震器的阻尼調(diào)節(jié)功能。本研究基于磁流變原理，依據(jù)雙腔油氣式減震器的基本結(jié)構(gòu)形式，設(shè)計了孔縫結(jié)合的可變阻尼通道的油氣式磁流變減震器，將傳統(tǒng)被動油氣式減震器改進(jìn)為半主動油氣式磁流變減震器，并對孔縫結(jié)合形式的阻尼通道進(jìn)行了磁路優(yōu)化，利用Maxwell軟件模擬減震器電磁回路產(chǎn)生的磁場，分析阻尼通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度的分布。利用有限元方法對其進(jìn)行阻尼力的仿真計算，將不同阻尼通道形式下的初始輸出阻尼力與動態(tài)可控阻尼力的輸出結(jié)果進(jìn)行對比分析與驗(yàn)證。

1 磁流變減震器的阻尼結(jié)構(gòu)設(shè)計

由于常規(guī)雙腔油氣式減震器的結(jié)構(gòu)形式和參數(shù)并不能滿足雙腔油氣式磁流變減震器的結(jié)構(gòu)和使用要求，必須根據(jù)雙腔油氣式磁流變減震器結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和使用要求進(jìn)行減震器的結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計，特別是阻尼通道形式和尺寸設(shè)計，以提升初始阻尼力和可控阻尼力的變化范圍。針對上述要求，依據(jù)雙腔油氣式減震器的工作原理和一般結(jié)構(gòu)形式，完成了阻尼通道處的結(jié)構(gòu)設(shè)計，并對磁路進(jìn)行了優(yōu)化，具體形式如圖1所示。雙腔油氣式磁流變減震器由缸筒、浮動活塞、內(nèi)筒、端蓋以及勵磁線圈等部分組成，以某型無人機(jī)為例，其基本參數(shù)如表1所示，并以此數(shù)據(jù)進(jìn)行計算和分析。

1.上端蓋 2.缸筒 3.回油孔 4.線圈 5.油針 6.浮動活塞 7.內(nèi)筒 8.下端蓋 9.圓孔阻尼通道 10.縫隙阻尼通道

表1 某型無人機(jī)基本參數(shù)

選取壓縮比為p1∶p2=1∶2.1，p3∶p2=1.9∶1，其中p1為全伸長時的氣體壓力，p2為停機(jī)時的氣體壓力，p3為全壓縮時的氣體壓力。減震器低、高壓腔初始參數(shù)由表2所示。

表2 雙腔油氣式磁流變減震器低、高壓腔初始參數(shù)

忽略摩擦力的影響，以正弦信號為激勵，分析減震器加載的動態(tài)過程，則雙腔油氣式磁流變減震器內(nèi)部阻尼力Fs為：

Fs=Fa+Fη+Fτ

(1)

式中，F(xiàn)a——空氣彈簧力

Fη——磁流變液黏滯阻尼力

Fτ——磁流變液庫倫阻尼力

(2)

式中，Ad(t)——活塞面積函數(shù)

D(t)——油針直徑變化函數(shù)

z——修正系數(shù)

最終計算出油針的直徑D隨時間變化的曲線，如圖2所示，進(jìn)而確定油針的角度大小。

圖2 油針直徑隨時間變化曲線

由圖2可知，選取油針頂部直徑為5 mm，底部直徑為8 mm，確定油針角度為89°。

2 雙腔油氣式磁流變減震器磁路設(shè)計

雙腔油氣式磁流變減震器的磁路是由導(dǎo)磁環(huán)、隔磁環(huán)、勵磁線圈等部分組成，圖3為磁路的結(jié)構(gòu)示意圖。

圖3 磁路結(jié)構(gòu)設(shè)計圖

在結(jié)構(gòu)尺寸一定的情況下，為提升半主動雙腔油氣式磁流變減震器的可控區(qū)域，通常采用的方法為延長阻尼通道長度、改變阻尼通道間隙或通過合理設(shè)計磁路結(jié)構(gòu)來提升減震器的可控區(qū)域。

然而阻尼通道過于延長或狹窄會導(dǎo)致磁流變液在工作過程中流動性變差，阻尼力的可控范圍減小，適用性降低。因此，合理的阻尼通道和磁路設(shè)計是提升磁流變減震器性能的關(guān)鍵。

假定阻尼力為10000 N，有效阻尼通道長度為L=0.014 m，對于導(dǎo)磁材料，其相對磁導(dǎo)率在未達(dá)到飽和狀態(tài)的時處于較高的狀態(tài)，達(dá)到飽和后迅速下降，這種情況會導(dǎo)致整體磁路的瓶頸，磁流變減震器的減震效率降低，減震效果變差，因此如何避免上述情況的發(fā)生是保證磁通均衡的關(guān)鍵問題。對于磁路截面尺寸的優(yōu)化問題，基于磁通均衡原理對截面進(jìn)行合理的計算。

忽略漏磁因素的影響，根據(jù)雙腔油氣式磁流變減震器的磁路簡圖，結(jié)合勵磁線圈產(chǎn)生的磁力線閉合回路，由圖4所示，得到磁路中各部分的磁通量。

1、2.導(dǎo)磁環(huán) 1_1、1_2、2_1、2_2.側(cè)導(dǎo)磁環(huán) 3、4.縫隙阻尼通道 5、6.圓孔阻尼通道 7.內(nèi)筒 8.內(nèi)導(dǎo)磁通路

導(dǎo)磁環(huán)磁通量為：

Φ1=Φ2=B1πd3L1

(3)

式中，B1——導(dǎo)磁材料飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度

側(cè)導(dǎo)磁環(huán)磁通量為：

(4)

阻尼通道間隙處磁通量為：

(5)

式中，B2——磁流變液飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度

內(nèi)筒與內(nèi)導(dǎo)磁通路處的磁通量為：

Φ7=Φ8=B1πd3L1

(6)

由磁通均衡原理：

Φ1=Φ1_1=Φ1_2=Φ2=Φ2_1=Φ2_2=Φ3…=Φ8

(7)

邊界條件：

(8)

根據(jù)式(3)～式(7)，以式(8)為邊界條件計算最優(yōu)結(jié)果。首先應(yīng)用遺傳算法縮小多目標(biāo)優(yōu)化解變量范圍，而后應(yīng)用Newton迭代法求解最優(yōu)的設(shè)計變量，使得模型的磁通量最大，同時磁路中各部分的磁通之差達(dá)最小，該多目標(biāo)優(yōu)化參數(shù)問題可以表示如下形式：

Find:X=[d1d2d3L1L2L3]

Maximum:AkX=Φk

Minimum:e(X)=∑[Φ(Xi)-Φ(Xi-1)]2

Subject to:d1∈[2，8]，d2∈[1，3]，d3∈[1，3]，

L1∈[0.5，4]，L2∈[2，8]，L3∈[1，6]

式中，X——磁路截面優(yōu)化參數(shù)向量

Φk——磁路中各部分磁通量，k=1，2，1_1，1_2，2_1，2_2，3，…,8

e(X)——誤差函數(shù)，定義磁路中各部分的磁通之差

最終參數(shù)優(yōu)化結(jié)果如表3所示。

表3 磁路截面優(yōu)化參數(shù)

由于雙腔油氣式磁流變減震器的結(jié)構(gòu)為對稱結(jié)構(gòu)，因此取部分磁路進(jìn)行研究分析，本研究均以左半部分為例。在Maxwell中對雙腔油氣式磁流變減震器進(jìn)行了磁路仿真，仿真結(jié)果如圖5所示。

圖5 電流為1 A時部分磁路磁感應(yīng)強(qiáng)度仿真結(jié)果

圖5為勵磁線圈的電流1A時所對應(yīng)的結(jié)果，從磁感應(yīng)強(qiáng)度B的分布可以看出，缸筒的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度在0.9～1.3 T之間，磁流變阻尼通道的飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度在0.6～1.0 T之間，這表明阻尼通道處達(dá)到磁飽和時金屬材料得到充分的利用，且磁感應(yīng)強(qiáng)度分布比較均勻，磁路結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計合理。圖6、圖7為不同外加電流下縫隙阻尼通道1與圓孔阻尼通道2的磁感應(yīng)強(qiáng)度延垂向方向的分布。結(jié)果表明，阻尼通道內(nèi)的主要工作區(qū)域分布在阻磁環(huán)兩端，中間部分磁感應(yīng)強(qiáng)度較低且變化較為平穩(wěn)。

圖6 縫隙通道的磁感應(yīng)強(qiáng)度軸向分布

圖7 圓孔通道的磁感應(yīng)強(qiáng)度軸向分布

3 孔縫結(jié)合阻尼通道的對比分析

與僅有縫隙阻尼通道或僅有圓孔阻尼通道磁流變減震器相比，采用孔縫結(jié)合的方式不僅避免磁路的浪費(fèi)，并且增加雙腔油氣式磁流變減震器阻尼力的初始輸出與可控范圍。

為更好的分析孔縫結(jié)合情況下的可控范圍，現(xiàn)對以下4種情況進(jìn)行比對：

Case1.僅有油針；

Case2.縫隙阻尼通道與油針；

Case3.圓孔阻尼通道與油針；

Case4.孔縫結(jié)合阻尼通道與油針。

給予該減震器落震沖擊激勵來模擬飛機(jī)的落震過程，具體參數(shù)由表4所示。

表4 雙腔油氣式磁流變減震基本參數(shù)輸入

在落震沖擊的工況下，圖8顯示了4種情況的在零磁場和磁飽和情況下的輸出阻尼力F對比。孔縫結(jié)合阻尼通道所產(chǎn)生的阻尼力明顯高于另3種情況，在零磁場條件下，圓孔阻尼通道初始阻尼力略大于縫隙阻尼通道，其原因是由于阻尼通道的尺寸略有差異，導(dǎo)致其前后壓差稍大。而在磁飽和條件下，由于縫隙阻尼通道的調(diào)節(jié)阻尼力范圍更寬，進(jìn)而導(dǎo)致了縫隙阻尼通道的初始阻尼力大于圓孔阻尼通道初始阻尼力。

圖8 不同情況下零磁場與磁飽和的阻尼力對比

表5顯示了4種情況下初始阻尼力與可控阻尼力的大小。對比前3種情況，孔縫結(jié)合阻尼通道的初始阻尼力平均增加了15.4 kN，可控阻尼力平均增加了11.65 kN，可控動態(tài)阻尼比平均增大了10.15%。

表5 不同情況下的阻尼力與阻尼比對比

4 結(jié)論

(1)優(yōu)化后的磁路更為均勻，且有效的避免了磁路的浪費(fèi)，在輸入電流為1A時阻尼通道處平均磁感應(yīng)強(qiáng)度最高達(dá)到0.94 T，最低為0.02 T，保證在磁飽和情況下磁流變液可順利流過阻尼通道；

(2)圓孔阻尼通道提升了雙腔油氣式磁流變減震器的初始阻尼力，而縫隙阻尼通道增大了雙腔油氣式磁流變減震器的可控阻尼力的范圍；

(3)采用孔縫結(jié)合方式所設(shè)計的磁路可控阻尼力平均增加11.65 kN，可控阻尼力平均提升10.5%?？煽胤秶@著提高，整體性能優(yōu)于縫隙阻尼通道與圓孔阻尼通道的形式。