第28卷第6期
JOURNALOFVIBRATIONANDSHOCK
Vo.l28No.62009
磁流变液阻尼器响应时间的试验研究及其动态磁场有限元分析
郭鹏飞,关新春,欧进萍
1
1
1,2
(1.哈尔滨工业大学土木工程学院,哈尔滨 150090;2.大连理工大学土木工程学院,大连 116024)
摘 要:首先,试验测试了不同速度和电流变化下,大吨位磁流变液阻尼器的响应时间;然后,对激励电流变化时
阻尼器的磁场变化进行了有限元模拟,基于阻尼器间隙内磁流变液剪切屈服强度的变化考察了阻尼器的响应时间,并与试验数据做了比较。最后,研究了涡流和阻尼器电磁回路中电流响应时间对阻尼力响应时间的影响。结果表明,可以用
有限元模拟得到的间隙内磁流变液的平均有效剪切屈服强度的时程曲线来研究磁流变液阻尼器的响应时间;电磁响应时间是阻尼力响应时间的决定因素,减小阻尼器中的涡流是缩短磁流变液阻尼器响应时间的重要途径;电流下降时涡流对阻尼器磁路的影响要大于电流上升的情况;无论是上升还是下降,电流初值越小,涡流对阻尼器磁路的影响越大,阻尼力响应时间也越长。研究还表明,缩短电流的响应时间,会带来更大的涡流,并不一定能缩短阻尼力的响应时间。
关键词:磁流变液阻尼器;涡流;响应时间;有限元;磁场中图分类号:TB123 文献标识码:A
响应时间是磁流变液阻尼器的重要性能指标,它决定了此类阻尼器的应用范围和减振效果。但到目前为止,关于磁流变液阻尼器的研究还主要集中在静态磁场分析、阻尼力的建模以及控制效果的仿真等几方[1~3]面,对响应时间的测试与分析的文献并不是很多。
[4,5]
吕建刚,陈爱军等主要对车用磁流变阻尼器的响应
[6]
时间进行了研究,关新春等完成了大吨位土木用磁
[7]
流变阻尼器响应时间的实验研究,黄曦等对响应时
[8]
间的影响因素进行了理论分析,此外,潘存治等还对阻尼器控制系统的响应时间进行了研究。
已有的响应时间测试结果,也因测试方法或阻尼
[9]
器参数不同而有所区别。Koo测试了Lord公司某型号磁流变液阻尼器,在不同速度和电流下的响应时间,
[10]
其数值介于7.5ms到85ms之间;Milecki测试了阀式和剪切式磁流变液阻尼器的响应时间,其结果介于
[11]
30ms到180ms之间;而Soda制备的磁流变液阻尼器的响应时间却在300ms到400ms之间。
此外,目前仅有小吨位磁流变液阻尼器响应时间的测试数据,大吨位阻尼器的相关试验结果还很少,且已有的试验结果,也以宏观特征分析为主。利用有限元来计算励磁电流变化过程中磁流变液剪切屈服强度的变化,进而推测阻尼力随时间的变化过程未见报导。
本文将首先测试最大阻尼力为270kN左右的磁流变液阻尼器的响应时间。然后,利用有限元软件ANSYS,分析响应时间测试过程中阻尼器间隙的磁场
基金项目:国家高技术研究发展计划(2006AA03Z103),国家科技支撑计
划项目(2006BAJ03B06),地震行业专项基金项目(200808703),国家重点基础研究发展计划(973计划)资助项目(2007CB714204)收稿日期:
2008-06-30 修改稿收到日期:2008-09-08
第一作者郭鹏飞男,博士生,1982年4月生
通讯作者关新春男,博士,教授,博士生导师,1973年2月生
变化所引起的磁流变液剪切屈服的变化,并根据此变
化来分析磁流变液阻尼器的响应时间。
1 磁流变液阻尼器响应时间试验
111 试验设备
试验在哈尔滨工业大学力学与结构实验中心完成,所用设备是最大作动力为2500kN的MTS试验机。
阻尼器的主要结构参数如表1所列,测试结果表明,此阻尼器在频率为1Hz、振幅为10mm时的最大阻尼力为270kN左右。
表1 磁流变液阻尼器主要参数
最大行程/mm50
线圈个数(个)4
单线圈匝数(匝)900
阻尼器间隙/mm1.5
活塞直径/mm197
活塞有效长度/mm120
112 试验方法
试验原理及照片如图1所示。活塞在MTS试验机的带动下,相对于缸体做匀速运动的过程中,工控机同时发出两个电压信号,其中一个发往磁流变液阻尼器的电流驱动器,以激励阻尼力变化;另一个发往MTS试验机的控制系统,以记录响应时间开始测试的时刻,即输送到电流驱动器中的电压信号变化的时刻。电流驱动器的作用就是把输入进来的电压信号按线性比例转化为电流信号后输出,它相当于一个恒流源。响应时间测试过程的终点时刻,采用阻尼力变化值达到电流变化前后的两个稳定状态之间的阻尼力变化幅值的
[12,13]
63.2%的时刻。为确保阻尼力变化过程被完整记录,MTS试验机控制系统采用高频采样频率。典型的实测阻尼力变化过程如图2所示。
2振动与冲击 2009年第28卷
图1 试验原理及照片
1.3 试验结果
测试了当活塞速度为1cm/s、2cm/s和4cm/s,电流为0.0A-0.8A-0.0A和0.4A-1.2A-0.4A时的阻尼器响应时间。其中,速度为4cm/s,电流为0.4A-1.2A-0.4A时的阻尼力时程曲线如图3所示,其它工况下的阻尼力时程曲线特征与图3相近。
图4给出了试验结果的统计情况,图中数据是三次测量结果的平均值。图4的实验结果表明:
(1)无论电流上升还是下降,0.0A-0.8A之间的响应时间,均大于0.4A-1.2A之间的响应时间,尽管二者的幅度都为0.8A。这说明幅度相同的电流变化,电流初值越大,响应时间越短。
(2)同一变化电流(电流在0.0A与0.8A之间变化或在0.4A与1.2A之间变化),电流下降的响应时间要比电流上升时长。
(3)即使是电流上升时,阻尼器的响应时间也需要160ms~240ms。
(4)活塞速度越快,响应时间越短。
2 基于磁场有限元分析的磁流变阻尼器响应时间的计算方法
磁流变阻尼器中,激励电流变化所引起的可调阻尼力主要来自于磁流变液体剪切屈服强度的改变。但是,目前可参考的阻尼力计算公式多为准静态的,准确
[14,15]
可靠的瞬态阻尼力计算公式还未见报导。鉴于此,本文将基于动态有限元磁场分析,从剪切屈服强度的改变来考察阻尼力的响应时间,而不计算动态阻尼力。
211 磁流变液阻尼器磁路有限元模型
利用ANSYS有限元软件建立了如图5所示的2D轴对称有限元模型(阻尼器周围的空气未画出),其中活塞、活塞杆、缸体、磁流变液、空气都用了PLANE53单元,最外层的远场单元为INFIN110。外电路中的独立电流源和并联的4个线圈都使用了CIRCU124单元。为了保证阻尼器间隙内的磁场结果的精度,间隙处、活塞、线圈周围的活塞部分和缸体部分网格被细化。
(a) 电流上升(b) 电流下降
图2 电流变化时,磁流变阻尼器的
阻尼力变化及其响应时间的定义
(a) 速度为4cm/s,电流上升0.4A-1.2A
(b) 速度为4cm/s,电流下降1.2A-0.4A
图5 磁流变液阻尼器有限元模型
图3 典型实测阻尼力时程曲线
此有限元模型中,需要用户输入的是电流时程数
据,然后ANSYS开始运行,求解完成后把阻尼器中的磁场强度,磁感应强度等计算结果输出给用户。这里,电流时程用的是阻尼器静置时的实测数据,测量原理见图6。其中,阻尼器的四个线圈并联后与电流驱动器、一个标准电阻构成回路。电流驱动器把工控机发来的电压信号Vs按线性比例转换成电流信号i,加载到阻尼器线圈上。工控机采得的标准电阻两端的电压VR除以其电阻值R后便可知回路中的电流,这样可以通过验算来确保加载电流是按试验预设的始末值来变化的。需要说明的是,ANSYS中容许用户直接输入的电图4 实测阻尼力响应时间的统计
第6期 郭鹏飞等:磁流变液阻尼器响应时间的试验研究及其动态磁场有限元分析3
流时程数据点只有6个,但是用户可以通过在荷载步之间修改实常数的办法来实现更多电流时程数据点的输入。
图6 磁流变阻尼器线圈中的电流测量
212 平均有效剪切屈服强度及其计算方法
磁流变液阻尼器产生可调阻尼力的主要原因是,在磁场激励下,活塞有效长度与缸体之间的有效磁流变液的剪切屈服强度发生了改变(如图7所示)。因此,阻尼力的变化过程,也就是有效磁流变液剪切屈服强度的变化过程。
图7 有效磁流变液
有限元模型中,由于各个有效磁流变液单元的磁场强度并不相同,其剪切屈服强度也不同。为了便于
*
计算,本文提出平均有效剪切屈服强度S(t)的概念,
*
其任意时刻t的值S(t)由式(1)计算。
*
S(t)=-3632@B(t)+206593.4@
23
B(t)-178444.2@B(t)+5023.3@
45
B(t)+23023.4@B(t)(1)
式(1)是由如图8所示的磁流变液的性能曲线拟和得到的。其中,B(t)为t时刻的平均有效磁感应强度,其值由式(2)计算。
B(t)=
EB
i=1
n
in(t)#Vi
(2)
i
EV
i=1
其中,Vi、Bi(t)分别为有效磁流变液单元i的体积及其在t时刻的磁感应强度。
*
任意时刻t的平均有效剪切屈服强度S(t)的具体求解过程如下。
(1)首先,将励磁电流时程代入2.1所述的有限元模型并开始计算;
(2)求解结束后,在ANSYS后处理中,通过APDL语言编程把每个单元在t时刻的磁感应强度的计算结果Bi(t)及其体积Vi提取出来,代入式(2),求得t时刻的平均有效磁感应强度B(t);
*
(3)最后,将B(t)代入式(1),求得S(t)。2.3 阻尼力时程与平均有效剪切屈服强度时程的
对比
图9给出了计算得到的平均有效剪切屈服强度时程与实测阻尼力时程的对比。每个图中的两条时程曲线的时间轴都采用了相同的比例和范围,仅仅是初始时刻和终点时刻不同。此外,图中阻尼力的时程曲线是在活塞速度为4cm/s的情况下测得的,之所以没有采用1cm/s和2cm/s的阻尼力时程曲线,是因为它们的测试结果受系统附加柔度的影响较大,而4cm/s的速度已经大到足
[9]
以忽略系统柔度对响应时间的影响。
图9中,有限元模型计算得到的平均有效剪切屈服强度时程曲线和实测阻尼力时程曲线吻合较好,这说明:本文计算方法正确,可以通过平均有效剪切屈服强度的时程曲线来研究磁流变液阻尼器阻尼力的响应时间。
阻尼器的电磁响应时间主要包括,阻尼器磁回路中励磁电流的变化时间和励磁电流所激发的、滞后于励磁电流的磁场的变化时间。本文阻尼力响应时间之所以计算比较准确是因为,通过如下方式,同时考虑了以上两个时间的变化。有限元模型建立时用的是实测电流时程,所以有限元求解得到的平均有效剪切屈服应力时程中已经包含了电流的响应时间;而有限元计算采用的是瞬态分析类型,考虑了涡流对磁场阻碍作用,即:平均有效剪切屈服应力时程中也包含了磁场的响应时间。
平均有效剪切屈服应力时程与阻尼力时程的吻合也说明,阻尼器的电磁响应时间是阻尼力响应时间的决定因素,磁流变液自身的响应时间、间隙中磁流变液体的流速分布改变时间等可以忽略。
3 涡流和励磁电流响应时间对阻尼力响应时间的影响
311 涡流对阻尼力响应时间的影响
磁流变阻尼器中,变化的电流将会激发变化的原磁场,根据法拉第电磁感应定律,变化的原磁场又会在阻尼器铁磁性部件中产生涡流,而涡流所激发的磁场
图8 磁流变液剪切屈服强度性能曲线4振动与冲击 2009年第28卷
图9 实测阻尼力与计算得到的平均有效剪切屈服强度
方向总是与原磁场相反,对原磁场起阻碍作用,且原磁场变化越快,这种阻碍作用也越大。
图10给出了实测电流时程曲线与实测阻尼力时程曲线的对比,从图中可以看出,由于涡流的影响,磁场的响应均落后于励磁电流。
当电流从0A上升到0.8A时,磁场的响应时间约为300ms,当电流从0.8A下降到0.0A时,磁场的响应时间超却过了520ms;当电流从0.4A上升到1.2A时,磁场的响应时间仅约为20ms,但当电流从1.2A下降到0.4A时,磁场的响应时间却长达150ms。这说明,幅度相同的电流变化,电流下降时涡流对阻尼器磁路的影响要比电流上升时大。
相对于电流在0.0A与0.8A之间变化时的磁场滞后时间,电流在0.4A与1.2A之间变化时的磁场的滞后时间很小。这说明,幅度相同的电流变化,电流初值越大,涡流对阻尼器磁路的影响越小。
312 励磁电流响应时间对阻尼力响应时间的影响
2.3节的结果表明,平均有效剪切屈服应力时程可以用来考察阻尼力的响应时间,且阻尼器的电磁响应时间是阻尼力响应时间的决定因素,3.1节中已考察了磁场的滞后时间,本节将继续考察电流响应时间对阻尼力响应时间的影响,即:电流响应时间的缩短是否能够带来阻尼力响应时间的缩短。下面用有限元计算了把电流响应时间缩短为50ms后,即:经过50ms,电流从0.0A(0.4A)上升到0.8A(1.2A),或经过50ms,电流从0.8A(1.2A)下降到0.0A(0.4A),平均有效剪切屈服应力时程曲线的变化。图11中比较了电流响应时间缩短为50ms后的平均有效剪切屈服应力时程曲线(有限元解)和电流响应时间缩短前的实测阻尼力时程曲线。
从图11中可以看出:当电流响应时间缩短为50ms后,只有电流从0.4A上升到1.2A时的阻尼力响应时间有了明显缩短,其他情况阻尼力响应时间缩短不多,这主要是因为电流响应的加快必然会带来更大的涡流。
所以,电流响应时间对阻尼力响应时间的影响是双向的,一方面,电流响应时间的缩短带来了阻尼力响应时间的直接缩短,但是另一方面,电流响应时间的缩短使得原磁场的变化加快,根据法拉第电磁感应定律,在阻尼器中将会产生更大的涡流来阻碍原磁场的变化,最终阻尼力的响应时间受涡流的影响而又被延长。因此,电流响应时间的缩短未必能带来阻尼力响应时间的缩短。当以上两方面的影响达到平衡时,阻尼力响应时间最快。
要设计一个响应迅速的阻尼器,除了线圈及其他结构参数需要合理设计外,电流变化的方式及其始末
第6期 郭鹏飞等:磁流变液阻尼器响应时间的试验研究及其动态磁场有限元分析5
图10 实测电流时程与实测阻尼力时程的对比
图11 电流响应时间缩短后的平均有效剪切屈服应力时程曲线(有限元解)
与电流响应时间缩短前的阻尼力时程曲线(实测)
(下转第16页)
16振动与冲击 2009年第28卷
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[7]
[8][9][10]
[11]
(上接第5页)
值也需要仔细考虑。
综合3.1和3.2可知,减小阻尼器中的涡流是缩短磁流变液阻尼器响应时间的重要途径。
[5][6][7]
4 结 论
本文通过对磁流变阻尼器响应时间的试验研究和基于磁场有限元的分析,得到以下主要结论:
(1)可以用有限元模拟得到的平均有效剪切屈服强度的时程曲线来研究磁流变液阻尼器阻尼力的响应时间。
(2)阻尼器的电磁响应时间是阻尼力响应时间的决定因素,减小阻尼器中的涡流是缩短磁流变液阻尼器响应时间的重要途径。
(3)幅度相同的电流变化,电流下降时涡流对阻尼器磁路的影响要大于电流上升的情况;无论是上升还是下降,电流初值越小,涡流对阻尼器磁路的影响越大,阻尼力响应时间也越长;
(4)缩短电流的响应时间,一方面会带来阻尼力响应时间的直接缩短;另一方面,也会带来更大的涡流,从而又延长了阻尼力的响应时间。只有当以上两方面的影响达到平衡时,阻尼力响应时间才能达到最快。
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JUN2009JOURNALOFVIBRATIONANDSHOCKVo.l28No.62009
Experimentalstudyanddynamicmagneticfiniteelementanalysis
ontheresponsetimeofmagnetorheologicalfluiddampers
111,2
GUOPeng-fei,GUANXin-chun,OUJin-ping
(1.SchoolofCivilEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150090,China;2.SchoolofCivilEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,China)
Abstract: Theresponsetimeofalarge-scalemagnetorheologicalfluiddamper(MRFdamper)underdifferentve-locitiesandcurrentswastested.Then,thechangeofdynamicmagneticfieldinductedbychangingelectriccurrentwas
simulatedbyfiniteelementanalysis(FEA).BasedonthevariationofshearyieldstrengthofMRfluidatgapbetweency-linderandpiston,theresponsetimeofMRFdamperwascalculated.Thetestedandcalculatedresponsetimewerecom-pared.Theeffectsofeddycurrentandelectriccurrentresponsetimeonthedamperpsresponsewereinvestigated.There-sultsshowtha,tusingthehistorycurveofaverageeffectiveshearyieldstrengthofMRfluidatgap,calculatedbyFEA,iseffectivetostudytheresponsetimeofMRFdamper.Theresultsalsoshowtha,telectromagneticresponsetimeisthemostmportantfactorwhichinfluencestheresponsetiimeofMRFdampers,andreducingeddycurrentisthekeymeasuretore-duceresponsetimeofMRFdamper.Moreover,theinfluenceofeddycurrentismuchstrongeronconditionofcurrentde-creasingthanthatonconditionofcurrentincreasing.Withthesameskipofcurren,twhethercurrentisincreasingorde-creasing,thesmallertheinitialcurrentis,thegreatertheeddycurrentaffectsthedamperpsmagneticcircuitandthelongerthedampingforceresponsetimeis.Shorteningresponsetimeofelectriccurrentmayinducehighereddycurren,tanddoesnotalwaysreduceresponsetimeofdampingforce.
Keywords:MRFdamper;eddycurren;tresponsetime;finiteelementanalysis;magneticfield(pp:1-5,16)
Chaoticmotionanditscontrolofshallowreticulatedsphericalshellsconsideringinitialimperfect
LILei,HUANGYi
(SchoolofCivilEngineering,XipanuniversityofArchitecture&Technology,Xipan710055,China)
Abstract: Onthebasisofthenonlineardynamicalfendamentedequations,thebigdeflectionequationandthenon-lineardynamicequationoftheshallowsphericalshellswereestablishedbythemethodofquas-ishells.Dimensionlessquan-tityofshellswithuniformthicknesswasintroducedandusedtosimplifythefendamentalequationsandtheboundarycond-i
tionsunderthefixedboundaryconditions.Thestaticbigdeflectionwastakenastheinitialimperfectassumptionofthesys-temandanonlineardynamicdifferentialequationincludingthesecondandthirdordertermswasderivedbythemethodofGalerkin.ThecriticalconditionsofthechaosmotionweregivenbysolvingtheMelnikovfunction.Usingthedigitalsimula-tiontheplanephasediagramwasplottedandtheexistenceofthechaoticmotionisapproved.Itisalsoapprovedthatthechaoscouldbecontrolledbychangingparameters.Itisfoundthatthefirstnaturalfrequencyofshallowreticulatedsphericalshellsconsideringinitialimperfectbecomeshigherandthecriticalvalueofchaoticmotionbecomessmaller.
Keywords:initialimperfec;tquas-ishells;chaosmotion;shallowreticulatedsphericalshells;non-linear;stability
(pp:6-7,41)
Analysisofblastwavepropgationinsidetunnels
LIUJing-bo,YANQiu-shi,WUJun
1
1
2
(1.DepartmentofCivilEngineering,TsinghuaUniversity,Beijing100084,China;
2.ChinaAcademyofBuildingResearch,Beijing100013,China)
Abstract: WiththehelpofthenumericalsimulationfiniteelementsoftwareLS-DYNA,athree-dimensionalnonlin-eardynamicsimulationanalysisofanexplosionexperimentinsidethetunnelwascarriedou.tComparedwiththeexper-i
mentresults,thesimulationresultsverifytheavailabilityofthematerialparametersadoptedinthenumericalsimulationmode.lMakinguseofthemodelandthesamematerialparameters,manyresultshavebeenobtainedwithvarietyofdiffer-
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