應用于汽車發動機start/stop模式的磁流變懸置設計與分析

鄧召學，楊青樺，蔡 強，劉天琴

(重慶交通大學 機電與車輛工程學院，重慶 400074)

汽車的振動特性對乘客乘坐的舒適性有很大影響。車輛振動的特點是振源多，形態復雜[1]。振動主要來自于發動機，通過發動機懸置傳遞到車身。考慮到目前車輛大量集中在城市里，因此主要運行工況為城市工況，城市工況要求汽車頻繁地啟動(start)、關閉(stop)發動機，此時發動機產生大的位移和扭矩激勵傳遞到懸置。為了減少start/stop模式下的車輛振動，所安裝的發動機懸置應該具有高阻尼和大剛度[2]。

磁流變液(MRF)作為一種新型智能材料，具有可控性好、響應迅速、能耗低等特點[3]。因此應用于汽車發動機液壓懸置系統時，通過控制其磁場可以表現出很好的隔振性能[4-8]，實現真正意義上的寬頻隔振[9-10]。

Yang等[11]設計了一種帶復位彈簧的周徑向流動式磁流變懸置，試驗表明該結構可以改善磁流變懸置在低頻和高頻段的隔振性能。Nguyen等[12-13]設計了一種新型的可用于船舶等中高速發動機的流動和剪切混合工作模式的磁流變懸置，與傳統磁流變懸置相比可實現多向隔振。Kang等[14]提出了一種應用于中高速柴油發動機的磁流變懸置，實驗結果表明該懸置至少有10 kN的阻尼力，當激勵電流達到3 A時，磁流變懸置可減少50%的振動激勵。Yoon等[15]設計了一種用于重型貨車的半主動磁流變懸置，通過仿真計算了該懸置的阻尼力和可控范圍，證實該懸置可以有效地隔離振動傳遞。吳群等[16]為提高發動機低頻段的隔振性能，研究了磁流變懸置參數對低頻動特性的影響。目前人們對磁流變懸置的阻尼力數學模型進行了大量的研究分析[17-19]，但是很少涉及液阻效應和電流對磁流變液黏度的影響規律。

針對汽車發動機在start/stop模式下產生大位移和大扭矩的特點，設計了一種具有慣性通道的流動模式磁流變懸置，考慮激勵電流對磁流變液黏度的影響規律和磁流變懸置的液阻效應，建立了懸置的阻尼力數學模型。通過理論分析、仿真計算和試驗驗證，對磁流變懸置的隔振性能進行了研究。

1 磁流變懸置結構

所設計的流動模式磁流變懸置結構如圖1所示。磁流變懸置主要由用于承載靜載荷的橡膠主簧、螺栓桿、懸置殼體和橡膠底膜、擾流盤和慣性通道以及設置在橡膠底膜上方將隔振腔分為上液腔和下液腔的磁芯組件構成，隔振腔內充滿磁流變液。磁芯組件由勵磁線圈、內磁芯、外磁芯、隔磁套筒、上隔磁板和下隔磁板組成，內磁芯和外磁芯之間的環形通道構成阻尼通道，外磁芯和殼體上設有橫向導線孔。勵磁線圈在施加電流時產生的磁通穿過內磁芯、阻尼通道和外磁芯構成磁回路。

所設計的流動模式磁流變懸置具有輸出阻尼力大、可靠性高、結構簡單等優點。通過改變激勵線圈電流大小來控制流動阻尼通道處的磁場強度，進而改變其輸出阻尼力，實現對發動機振動的有效衰減，緩解汽車發動機在啟動、熄火等低頻條件下的大位移振動。

1.橡膠底膜；2.下隔磁板；3.阻尼通道；4.勵磁線圈；5.上隔磁板；6.橡膠主簧；7.螺栓桿；8.擾流盤；9.隔磁套筒； 10.內磁芯；11.導線密封螺栓；12.外磁芯；13.慣性通道圖1 磁流變懸置結構示意圖Fig.1 Structure of the MR mount

2 阻尼力數學模型

由圖2可知，磁路結構中的阻尼通道是磁流變懸置的核心。阻尼通道的進出口壓降決定了懸置的隔振性能，而磁路結構、激勵電流等因素決定了阻尼通道處的磁感應強度，進而影響阻尼通道內的液阻大小，使得阻尼通道進出口壓降發生變化。

圖2 磁流變懸置磁路結構示意圖Fig.2 Structure of the MR mount magnetic circuit

為了便于分析所提出的懸置模型，對模型進行以下假設簡化：1)磁流變液為不可壓縮流體；2)磁流變液在阻尼通道內的流動為層流狀態；3)懸置僅受垂直方向上的正弦振動激勵。

在垂直激勵下，懸置橡膠主簧產生位移，迫使磁流變液從上液腔通過阻尼通道和慣性通道流向下液腔的液體流量Qi為

(1)

阻尼通道液阻Ri1為

(2)

慣性通道液阻Ri2為

(3)

流經阻尼通道的流量Q1可表示為

(4)

阻尼通道內壓降為

(5)

慣性通道內壓降為

(6)

式中：η1為有效阻尼通道處磁流變液的黏度，該黏度與激勵電流呈非線性關系；η0為磁流變液的零場黏度；Lz為流動阻尼通道總長度，Lz=L1+L2+L；L1、L2分別為單側有效阻尼通道長度，L1=L2；L為無效阻尼通道長度；d1為流動阻尼通道的等效直徑，d1=2R1+R4；R1為內磁芯半徑；R4為阻尼通道間隙寬度；L3為慣性通道的長度；d為慣性通道直徑；ΔPη為由磁流變液流動時自身黏性引起的壓力差；ΔPMR為在磁場作用下磁流變液流動時受到剪切屈服應力引起的壓差；CA為修正系數，取值范圍為2～3；τBY為磁流變液的剪切屈服應力。

磁流變懸置的輸出阻尼力可表示為

(7)

由式(7)可知，第1部分是由液體自身黏度產生的黏性阻尼力，第2部分是與磁場相關的可控阻尼力，第3部分為液體通過慣性通道引起的阻尼力；通過控制勵磁線圈電流的大小可實現對懸置輸出阻尼力的連續調控。

懸置的恢復力F可表示為

(8)

式中：Fe為橡膠的主簧力，λ為橡膠主簧的動態硬化系數，k為橡膠主簧靜剛度，X為正弦激勵的幅值。

3 磁流變懸置仿真分析

3.1 磁場仿真分析

磁流變懸置的可控性能取決于懸置的磁路結構，使用ANSYS電磁仿真模塊對懸置內部磁場進行了仿真分析。懸置的磁路結構截面具有對稱性，因此在不影響仿真結果的條件下，采用簡化后的2D軸對稱四節點四邊形單元(PLANE13)模型進行有限元分析；為防止漏磁，隔磁組件采用低磁導率的鋁制材料；內、外磁芯由電工純鐵(#DT4)制成，仿真計算時假設該模型邊界無漏磁。經過多次仿真計算，得到磁路結構的主要參數如表1所示。

表1 磁流變懸置磁路結構參數Table 1 Structural parameters of the MR mount magnetic circuit

懸置使用的磁流變液為重慶儀表材料研究所生產的MRF-250型磁流變液，該磁流變液零場黏度為0.25 Pa·s，密度為2.65 g/mL。其黏度η1和剪切屈服應力τy受激勵電流產生的磁場影響。根據所提供的屈服應力數據，采用多項式曲線擬合方法得到磁流變液黏度η1與激勵電流I、屈服應力τy與磁感應強度B的關系如圖3～4所示。

圖3 磁流變液η1-I曲線Fig.3 The η1-I curve of the MRF

圖4 磁流變液 τy-B曲線Fig.4 The τy-B curve of the MRF

磁流變液黏度與電流的擬合多項式為

η1=0.282 9-10.451I+119.26I2-143.91I3+88.826I4-29.132I5+3.928 2I6。

(9)

剪切屈服應力與磁感應強度的擬合多項式為

τy/kPa=0.0387 2+9.511 2-4B+9.138 2-7B2-1.195 0-10B3+3.076 9-14B4-

3.782 3-18B5+1.417 7-22B6。

(10)

圖5為給勵磁線圈施加1.0 A電流、阻尼通道間隙為2 mm時的磁路結構有限元分析結果。

圖5(a)為懸置磁路的磁感應強度分布圖，從圖中可以看出，磁路的磁感應強度分布比較均勻；上、下有效阻尼通道處的磁感應強度遠大于中部無效阻尼通道處的磁感應強度，并且中部無效阻尼通道處的磁感應強度趨于0，說明勵磁線圈產生的磁通主要穿過磁芯，符合設計要求。圖5(b)為磁路的磁通分布圖，可以看出大部分磁通主要沿磁通路徑分布，并且垂直穿過有效阻尼通道；因為DT4的導磁性能優于磁流變液，導致了小部分磁通未垂直穿過阻尼通道。

圖5 電流為1.0 A、阻尼通道間隙為2.0 mm時磁路的仿真結果Fig.5 The simulation results of the magnetic circuit when the current is 1.0 A and the damping gap is 2.0 mm

對阻尼通道內等比取2列各40個節點進行編號，如圖6所示，提取節點處的磁感應強度，并且將2列節點處的磁感應強度一一對應求平均值，得到如圖7所示的不同阻尼通道寬度下的磁感應強度曲線。由曲線可以看出，有效阻尼通道處的磁感應強度分布相對均勻,當阻尼通道間隙為2 mm時有效阻尼通道處的平均磁感應強度為0.437 T，阻尼通道間隙為1 mm時有效阻尼通道處的平均磁感應強度為0.644 T。隨著阻尼通道間隙寬度逐漸減小，有效阻尼通道處的磁感應強度逐漸增大。

圖6 阻尼通道節點編號Fig.6 Node numbers of the damping gap

圖7 阻尼通道間隙處磁感應強度曲線，I=1.0 AFig.7 Magnetic induction intensity curve of the damping gap when I=1.0 A

圖8所示為給勵磁線圈施加1.0 A電流、阻尼通道間隙為2.0 mm時，有效阻尼通道長度和內磁芯半徑與有效阻尼通道處磁感應強度的關系曲面。由圖可知，隨著有效阻尼通道長度增加，有效阻尼通道處的磁感應強度逐漸減小；隨著內磁芯半徑增加，有效阻尼通道處的磁感應強度逐漸增大，但是增幅較小，說明內磁芯半徑對阻尼通道處磁感應強度影響較弱。

圖8 電流為1.0 A、阻尼通道間隙為2.0 mm時有效阻尼通道處磁感應強度曲面Fig.8 The magnetic induction intensity at the effective damping gap when the current is 1.0 A and the damping gap is 2.0 mm

3.2 阻尼性能分析

汽車發動機處于start/stop模式時的激振頻率在25 Hz左右。因此結合懸置磁路的磁場仿真結果以及阻尼力數學模型，在激振頻率為25 Hz、激勵幅值為1 mm的條件下，對磁流變懸置工作時的流量變化及輸出阻尼力進行了仿真分析。

圖9表示磁流變懸置工作時液體流量和激勵電流之間的關系。隨著激勵電流增加，有效阻尼通道處的磁流變液黏度發生如圖3所示的變化，由式(1)～(4)可知流經阻尼通道的液體流量非線性減少，同時慣性通道內的液體流量增加，并且它們的流量總和保持恒定。

圖10為懸置的輸出阻尼力與激勵電流的關系曲線。從圖中可以看出磁流變懸置的恢復力和可控阻尼力隨著電流增大而增大，可控阻尼力的變化趨勢與圖4所示的磁流變液τy-B曲線基本一致；但是黏性阻尼力隨著激勵電流增加反而減小。由阻尼力數學模型與圖9所示流量的變化曲線可知，隨著電流增大，懸置黏性阻尼力與通過阻尼通道流量曲線變化趨勢具有一致性，流經阻尼通道的流量減小導致黏性阻尼力減小。

圖9 磁流變懸置液體流量與激勵電流關系曲線Fig.9 Relationship between the fluid flow rate and the excitation current of the MR mount

圖10 磁流變懸置阻尼力與激勵電流關系曲線Fig.10 Dependence of the damping force upon the excitation current of the MR mount

圖11為懸置阻尼通道間隙、內磁芯半徑與懸置恢復力的關系曲面。從圖中可以看出，懸置的恢復力隨著阻尼通道間隙和內磁芯半徑增加而減小。當阻尼通道間隙較大時，內磁芯半徑對懸置恢復力的影響較小；隨著阻尼間隙逐漸變小，內磁芯半徑對懸置恢復力的影響逐漸變大。阻尼通道間隙寬度對懸置恢復力影響較大，當阻尼通道間隙從2 mm減小至1 mm時，懸置的恢復力急劇增大。通過對比圖11(a)和(b)，阻尼通道間隙從2 mm減小至1 mm，有激勵電流時，結合阻尼力數學模型可知，磁流變懸置黏性阻尼力的增加速度大于可控阻尼力的增加速度，進而使磁流變懸置的可控性變差。

圖11 懸置恢復力關系曲面Fig.11 Relationships of the restoring force with the radius of the internal magnetic core and the damping gap of the MR mount

理想的磁流變懸置在低頻工況下應具有大阻尼大剛度特性，在高頻工況下具有小阻尼小剛度特性。為保證磁流變懸置盡可能滿足理想工作特性同時能夠具有良好的可控性和結構緊湊性，結合磁流變懸置仿真分析結果可知，懸置阻尼通道間隙不宜過小，并且有效阻尼通道長度和磁芯的徑向尺寸不宜過大。

4 試驗測試與分析

4.1 磁流變懸置性能試驗與分析

在結構設計和理論分析的基礎上，加工了磁流變懸置樣件，懸置的關鍵結構參數如表1所示。在液壓伺服測試系統(MTS810測試儀)上進行了懸置的性能測試。圖12(a)和(b)分別為磁流變懸置實物圖和試驗測試臺。通過致動器提供不同頻率的正弦位移激勵(振幅為1 mm，激勵頻率范圍為1～50 Hz)，磁場通過外加電流控制，范圍：0～1.0 A。如圖12(b)所示，阻尼力由力傳感器測量，參考初始點的向上位移和拉伸力定義為正方向。

圖12 磁流變懸置性能試驗圖Fig.12 The MR mount and the performance test equipment

圖13為在不同激勵電流下磁流變懸置的動剛度與頻率的關系圖。由圖可知隨著激勵頻率增大，磁流變懸置的動剛度增大，當激勵頻率在1～25 Hz區間時，懸置的動剛度迅速增加，激勵頻率超過25 Hz后，懸置的動剛度增加速度逐漸減小，最后動剛度曲線趨于平穩；當頻率與激勵幅值不變時，磁流變懸置的動剛度隨著電流增大而增大。激勵頻率為25 Hz、無激勵電流時，懸置的動剛度為390 kN/m，激勵電流為1.0 A時，懸置動剛度為680 kN/m。因此，該磁流變懸置具有良好的可控性。

圖13 磁流變懸置動剛度曲線Fig.13 Dynamic stiffness curve of the MR mount

圖14給出了當激勵頻率為25 Hz、幅值為1 mm、向磁流變懸置施加1 200 N的預載荷時，懸置的恢復力和可控阻尼力變化曲線。懸置的恢復力和可控阻尼力隨著激勵電流增大而增大。當激勵電流為0 A時，磁流變懸置的恢復力主要為橡膠的主簧力和磁流變液的黏性阻尼力，隨著激勵電流增大，磁流變懸置的可控力增大，當激勵電流為1 A時，可控阻尼力達到最大為144.6 N。當激勵電流從0.75 A增加至1 A時，懸置的可控力增幅很小，說明該磁流變懸置的飽和電流為0.75 A。

圖14 試驗結果Fig.14 Test results

圖15所示為磁流變懸置輸出阻尼力試驗和仿真結果對比曲線。當激勵電流較小時，懸置輸出阻尼力的實驗值與仿真值差異較小；隨著激勵電流增加，輸出阻尼力的實驗值小于仿真值。造成這種差異的主要原因在于理論計算時假設液體的流動方式為層流，但是磁場對磁流變液的流動特性有較大的影響；另外在磁場作用下，阻尼通道內磁性顆粒由單鏈狀凝聚為柱狀，導致理論飽和剪切應力大于試驗值；并且懸置的阻尼力數學模型是基于磁流變液Bingham模型推導的，未考慮磁流變液的增稠效應，也會導致懸置阻尼力的實際測試值小于理論值[20]。但是理論計算和試驗結果的主要變化趨勢有很好的一致性，表明磁流變懸置理論設計方法是正確的。

圖15 仿真與試驗阻尼力對比曲線Fig.15 Damping force comparison between simulation and test

4.2 Start/stop模式下實車試驗

為驗證設計的磁流變懸置在發動機start/stop模式下的隔振性能，對裝有磁流變懸置車輛的懸置主動側(靠近發動機)和被動側(靠近車身)的振動加速度進行了試驗測試與分析。圖16為實車測試現場。實驗設備主要包括：長安某型號乘用車、2個加速度傳感器、數據采集與分析系統。2個加速度傳感器分別固定在車輛發動機右側懸置的主動側和被動側。試驗工況為啟動(start)工況和怠速熄火(stop)工況。

圖16 Start/stop模式下實車試驗Fig.16 Vehicle test in the start/stop mode

圖17為車輛啟動(start)、熄火(stop)的發動機轉速曲線。發動機啟動后，其轉速迅速升高，在4 s左右達到峰值，達到峰值后轉速開始下降，在8 s左右下降到700 r/min并且保持穩定怠速狀態；發動機熄火后，轉速瞬間下降到0 r/min，此時，發動機停止工作。

圖17 發動機start-stop轉速曲線Fig.17 Engine start-stop speed curve

通過調節直流電源為磁流變懸置勵磁線圈提供激勵電流。該試驗測試了激勵電流為0～1.0 A時懸置在start/stop模式下的振動加速度信號響應。

圖18為實車start模式下懸置的振動加速度響應曲線。當激勵電流從0 A增加到1.0 A時，發動機懸置的振動加速度幅值逐漸減小，激勵電流為1.0 A時的懸置主動側和被動側的振動加速度幅值相對于無激勵電流時的振動加速度幅值減小了約1/2。對比圖18(a)和(b)可以看出，振動信號從發動機傳遞到車身時，振動加速度幅值也下降了1/2。因此，設計的磁流變懸置能有效地隔離發動機start模式下的振動，并且具有良好的可控性。

圖18 Start 模式懸置加速度信號響應Fig.18 The acceleration signal responses of the MR mount in the start mode

圖19為實車stop模式下懸置的振動加速度響應曲線。隨著激勵電流增大，懸置主動側和被動側的振動加速度幅值減小程度較弱，僅在發動機熄火瞬間能有效地隔離振動。產生這種現象的原因是發動機處于怠速狀態時其振動特性為高頻小振幅，由磁流變懸置理想特性可知，該工況下要求懸置具有小剛度和小阻尼，而在熄火瞬間，發動機的轉矩變化較大，此時需要懸置具有大剛度和大阻尼來衰減振動。對比圖19(a)和(b)可以看出，振動信號通過磁流變懸置從發動機傳遞到車身時，振動加速度幅值下降了約2/3，因此該磁流變懸置能有效地衰減發動機stop模式下的振動傳遞。

圖19 Stop 模式懸置加速度信號響應Fig.19 The acceleration signal responses of the MR mount in the stop mode

5 結 論

1)設計了一種應用于汽車發動機start/stop模式振動控制的流動模式磁流變懸置，在考慮了激勵電流對磁流變液黏度的影響規律和懸置液阻效應基礎上，建立了懸置的力學模型。

2)仿真分析了激勵電流與磁路的結構參數對懸置阻尼通道處磁感應強度的影響規律和懸置工作時阻尼通道處的液體流量以及懸置恢復力和可控力的影響規律。

3)磁流變懸置的性能試驗結果表明設計的磁流變懸置動剛度變化范圍為0～290 N/mm，最大可控力為144.6 N，表現出良好的可控性。懸置的性能試驗與理論計算比較表明懸置恢復力和可控力曲線實驗值與理論值吻合程度較好，表明提出的設計分析方法是正確有效的。

4)進行了start/stop模式下實車試驗，對裝有磁流變懸置車輛的懸置發動機側和車身側的振動加速度進行了測試分析。結果表明提出的磁流變懸置能夠有效地衰減汽車發動機在start/stop模式下的大振幅振動和扭矩激勵。