阻尼間隙可調式磁流變阻尼器設計與動力性能實驗

左 強 黃鑫芳 易 鋒 童 旺 胡國良

(1.浙大城市學院工程學院， 杭州 310015； 2.浙江中通通信有限公司， 杭州 310014;3.華東交通大學載運工具與裝備教育部重點實驗室， 南昌 330013)

0 引言

磁流變液是一種由磁性顆粒、載液以及添加劑組成的新型智能材料[1]。磁流變液具有磁流變效應,即其流變性能隨著外加磁場變化而變化。當施加外加磁場時，磁流變液在毫秒時間內由普通牛頓液體迅速變為類固體，其剪切屈服應力與磁場強度有關；當外加磁場消失時，立刻由類固體轉變成普通牛頓液體，且該過程連續可逆[2-3]。磁流變液優異的流變特性使其廣泛應用于橋梁、建筑、車輛及機器人等領域[4-5]。

磁流變阻尼器是一種典型的以磁流變液為傳動介質的半主動智能器件，主要由活塞桿、活塞頭、勵磁線圈及缸體等組成[6]。外界的振動推動活塞桿往復運動，內部的磁流變液在磁場的作用下發生磁流變效應，從而輸出阻尼力。由線圈中電流控制磁場的強弱，因此磁流變阻尼器具有阻尼連續可控、響應速度快、成本低等優點[7]。

在磁流變阻尼器的結構設計方面，KIM等[8]對傳統液流通道進行改進，提出一種具有分叉流動模式的磁流變阻尼器，其特點在于利用磁芯上的反饋孔徑將內、外液流通道連接起來。實驗結果表明該磁流變阻尼器具有更大的可控阻尼力和等效阻尼。LIAO等[9]設計了一種多級徑向通道的旁路式磁流變阻尼器，多級徑向通道延長了有效阻尼間隙長度，同時改善了磁場利用率不高的問題。實驗結果證明該阻尼器具有更好的動力性能，但該方法使得磁流變阻尼器的軸向長度增大。ZEMP等[10]通過延長阻尼通道，設計了一種具有較大行程的磁流變阻尼器，并將其應用在21層的建筑上進行實驗分析。ZHU等[11]將圓環液流通道與圓盤液流通道結合，提出一種多液流通道的磁流變阻尼器，結果表明該阻尼器阻尼力達到3.5 kN，具有良好的阻尼性能。YAZID等[12]提出一種具有剪切與擠壓模式的磁流變阻尼器，實驗表明混合模式下阻尼器的輸出阻尼力大于單一模式下的輸出阻尼力，但采用擠壓模式的磁流變阻尼器存在結構復雜、加工難度大、成本高等問題。SOLOMON等[13]針對六軸式磁流變假肢膝關節設計了一種閥式磁流變阻尼器，在限制阻尼器最大長度和半徑的基礎上，利用基于響應曲面法的有限元設計方法對該阻尼器進行優化設計。結果表明該阻尼器相較于一般的阻尼器減輕了71%，并且能滿足在假肢膝關節等安裝體積小、行程短的環境下的使用。CHENG等[14]設計了一種具有曲折磁路的磁流變阻尼器，該阻尼器在幅值0.062 8 m/s的正弦速度激勵下，輸出阻尼力可達到3 400 N。HU等[15]為延長阻尼通道有效長度，在固定結構尺寸的前提下，利用3個不導磁套筒和4個導磁套筒將液流通道分割成3段串聯式的液流通道。實驗結果表明該串聯式磁流變阻尼器最大阻尼力為6 838 N，等效阻尼系數達到290 kN·m/s。

上述提高磁流變阻尼器動力性能的方法主要包括延長液流通道、改變活塞頭結構、優化磁路及增加線圈個數等，但從原理來說都是在保證阻尼間隙不變的前提下延長了有效阻尼長度[16]。雖然在不同程度上提高了磁流變阻尼器的動力性能，但也不可避免產生一些問題，如結構體積大、阻尼力較小、動力性能固定單一、適應性不強。在調整有效阻尼間隙方面[17]，ZHENG等[18]提出了一種阻尼間隙可調的多線圈式磁流變阻尼器，并利用二次近似邊界優化算法對包括電磁場和流場的多物理場進行優化設計。但該阻尼間隙隨活塞桿的位置變化而變化，故其阻尼力可調范圍受活塞桿位置的影響。SONG等[19]提出一種具有不同阻尼間隙的磁流變制動器，但實驗結果表明在不同的電流下，可調阻尼間隙對該制動器的制動轉矩影響很小。HU等[20]為提升磁流變閥的動力性能，設計了一種阻尼間隙可在1～2 mm內連續可調的磁流變閥。該磁流變閥壓降可調范圍為130～1 150 kPa，可替代多種阻尼間隙固定的磁流變閥，但無運動部件、可控壓降較小。

本文提出并設計一種阻尼間隙可調式磁流變阻尼器。該阻尼器液流通道由圓錐液流通道和圓環液流通道共同組成；通過調整緊鎖螺母控制閥芯位置，改變閥芯與左右磁軛的相對位置，可以實現圓錐液流通道阻尼間隙連續可調。對該阻尼器分別進行結構設計、磁路分析、力學模型建立及電磁場仿真分析，同時對其動力性能進行測試分析。

1 結構設計

1.1 結構原理

圖1為阻尼間隙可調式磁流變阻尼器結構示意圖，主要由緊鎖螺母、端蓋、缸筒、閥芯、磁軛、勵磁線圈、隔磁環、活塞桿、缸體及浮動活塞等組成。左磁軛、隔磁環及右磁軛共同組成活塞頭，勵磁線圈均勻纏繞在活塞頭上。活塞頭分別通過左缸筒和右缸筒進行固定，左、右缸筒上開有通孔。緊鎖螺母與閥芯通過螺紋連接，通過調整緊鎖螺母可改變閥芯的軸向位置，從而改變圓錐液流通道的阻尼間隙。

圖1 阻尼間隙可調式磁流變阻尼器結構示意圖Fig.1 Schematic of MR damper with adjustable damping gaps1.緊鎖螺母 2.左端蓋 3.左缸筒 4.閥芯 5.左磁軛 6.勵磁線圈 7.隔磁環 8.右磁軛 9.活塞桿 10.右缸筒 11.缸體 12.浮動活塞 13.右端蓋

緊鎖螺母順時針擰緊時，閥芯沿軸線右移使得閥芯與活塞頭之間的相對距離減小，從而減小圓錐液流通道的阻尼間隙。當緊鎖螺母逆時針擰松時，閥芯沿軸線左移使得閥芯與活塞頭之間的相對距離增大，從而增大圓錐液流通道的阻尼間隙。圖2為最大和最小阻尼間隙下液流通道分布圖。閥芯伸出長度l為最大值lmax時，阻尼間隙達到最大值h2max；閥芯伸出長度為最小值lmin時，阻尼間隙達到最小值h2min。圓錐液流通道有效阻尼間隙可表示為

圖2 不同阻尼間隙下液流通道分布圖Fig.2 Distributions of fluid flow paths under different damping gaps

h2=h2min+(l-lmin)tanθcosθ≈
h2min+(l-lmin)θ

(1)

其中

(2)

式中h2——圓錐液流通道阻尼間隙

θ——圓錐液流通道半錐角

該結構在不增加結構尺寸和安裝空間的前提下，在阻尼間隙固定的圓環液流通道的基礎上集成圓錐液流通道，不僅延長磁流變阻尼器的有效阻尼長度，而且使有效阻尼間隙連續可調。

工作時阻尼器由于受到外界振動使活塞桿往復運動。活塞桿向右運動為拉伸，向左運動為壓縮。阻尼器分別處于拉伸和壓縮時，磁流變液流向如圖2所示。勵磁線圈輸入激勵電流產生磁場，其磁力線從閥芯出發，經過圓錐液流通道、左磁軛、圓環液流通道、缸體及右磁軛，最后回到閥芯形成閉合回路。磁力線垂直穿過圓錐液流通道和圓環液流通道形成4段有效阻尼間隙Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ及Ⅳ。磁流變液流經該間隙發生磁流變效應，產生與磁場相關的剪切屈服應力，從而使磁流變阻尼器輸出可控阻尼力。表1為阻尼間隙可調式磁流變阻尼器的關鍵結構參數。

表1 MRD關鍵結構參數Tab.1 Key structure parameters of MRD

1.2 磁路設計

圖3為磁路示意圖。基于磁路歐姆定律，磁動勢可表示為

圖3 磁路示意圖Fig.3 Simplified magnetic circuit

NI=∮HdL=Rmφ

(3)

其中

φ=BS

(4)

式中N——勵磁線圈匝數

I——勵磁線圈中的激勵電流

H——磁場強度

L——磁力線穿過的長度

Rm——磁路總磁阻

φ——磁通量

B——磁感應強度

S——磁力線穿過區域面積

磁阻R可表示為

(5)

式中μ——材料導磁率

由圖3可知，總磁阻Rm相當于各部分磁阻依次串聯，可表示為

Rm=R0+R1+(Ra1+Rb1)+R2+
R3+R4+(Ra2+Rb2)+R5

(6)

缸體磁阻R0為

(7)

缸體左側與左磁軛間的阻尼間隙磁阻R1為

(8)

閥芯左翼磁阻Ra1與左磁軛磁阻Rb1之和為

(9)

左磁軛與閥芯左側間阻尼間隙R2為

(10)

閥芯磁阻R3為

(11)

右磁軛與閥芯右側間阻尼間隙R4為

(12)

閥芯右翼磁阻Ra2與右磁軛磁阻Rb2之和為

(13)

缸體右側與右磁軛間的阻尼間隙磁阻R5為

(14)

式中V——閥芯有效體積

μ1——10#鋼的相對磁導率

μ2——磁流變液的相對磁導率

μ3——真空絕對磁導率

2 力學模型

圖4為阻尼間隙可調式磁流變阻尼器的壓降分布示意圖。當阻尼器處于拉伸狀態時，由于右側壓強小于左側壓強，使得磁流變液由左側往右側流動。阻尼器工作時勵磁線圈通入電流使得圓錐液流通道Ⅰ、Ⅱ和圓環液流通道Ⅲ、Ⅳ處的磁流變液發生磁流變效應，從而產生可控壓降。該阻尼器的工作模式為流動模式，其總壓降為各部分壓降之和，即

圖4 壓降分布示意圖Fig.4 Schematic of distribution of pressure drop

Δp=Δp1+Δp2+Δp3+Δp4

(15)

式中 Δp1、Δp2、Δp3、Δp4——圓錐液流通道Ⅰ、Ⅱ和圓環液流通道Ⅲ、Ⅳ處的壓降

由于圓環液流通道Ⅲ、Ⅳ相對勵磁線圈對稱，磁場分布相同，故兩處壓降相等，即

Δp3=Δp4

(16)

根據Bingham模型，圓環液流通道Ⅲ處的壓降Δp3為

Δp3=Δpη3+Δpτ3=

(17)

式中 Δpη3——圓環液流通道Ⅲ處的粘滯壓降

Δpτ3——圓環液流通道Ⅲ處的庫侖壓降

η——磁流變液黏度

A——活塞面積

v——磁流變液運動速度

b——磁流變液展開寬度

c——修正參數，取3

τ3——圓環液流通道Ⅲ處磁流變液的剪切屈服應力

將錐形液流通道展開，其截面形狀呈扇形，如圖5所示。圓心角α可表示為

圖5 圓錐液流通道等效圖Fig.5 Equivalent schematic of conical fluid flow

α=2πsinθ

(18)

圓錐液流通道Ⅰ處的壓降Δp1為

(19)

式中 Δpη1——圓錐液流通道Ⅰ處的粘滯壓降

Δpτ1——圓錐液流通道Ⅰ處的庫侖壓降

Ra、Rb——圓錐小徑和大徑

τ1——圓環液流通道Ⅰ處磁流變液的剪切屈服應力

同理，圓錐有效阻尼間隙Ⅱ處的壓降Δp2為

(20)

式中 Δpη2——圓錐液流通道Ⅱ處的粘滯壓降

Δpτ2——圓錐液流通道Ⅱ處的庫侖壓降

τ2——圓環液流通道Ⅱ處磁流變液的剪切屈服應力

根據式(15)～(20)可得阻尼間隙可調式磁流變阻尼器的總壓降Δp為

(21)

故阻尼間隙可調式磁流變阻尼器的輸出阻尼力F為

F=ΔpA=Fη+Fτ

(22)

式中Fη、Fτ——粘滯阻尼力、庫侖阻尼力

可調系數K定義為輸出阻尼力F與粘滯阻尼力Fη比值，即

(23)

3 電磁場仿真分析

為驗證所設計的阻尼間隙可調式磁流變阻尼器結構參數是否合理，同時確定各個有效阻尼間隙處剪切屈服應力，利用ANSYS軟件對磁流變閥的結構進行電磁場仿真。在保證求解精度的前提下，根據磁流變閥的幾何特性選取其1/2平面模型進行建模。圖6為磁流變閥的有限元模型，主要包括不銹鋼、10#鋼、勵磁線圈及磁流變液。其中，10#鋼和磁流變液分別為高導磁材料和弱導磁材料，其導磁率根據其B-H曲線得出；不銹鋼和勵磁線圈為不導磁材料，其導磁率設為1。

圖6 磁流變閥有限元模型Fig.6 Finite element model of MR valve

圖7為磁流變閥的磁力線分布圖。由圖7可知，磁力線主要分布在主磁路內，僅少數磁力線沒經過圓環有效阻尼間隙和圓錐有效阻尼間隙；磁力線集中分布在勵磁線圈周圍，越靠近勵磁線圈的地方磁力線越密集；主磁路磁力線幾乎垂直穿過圓環有效阻尼間隙和圓錐有效阻尼間隙，少數接近勵磁線圈處的磁力線為未垂直穿過有效阻尼間隙，主要由于缸體、左缸筒和左右磁軛為導磁材料。圖8為磁流變閥的磁感應強度分布圖。由圖8可知，圓環有效阻尼間隙和圓錐有效阻尼間隙處的磁感應強度較大；磁感應強度最大值分布在圓錐有效阻尼間隙Path1處，與圖7中磁力線的分布規律吻合。

圖7 磁力線分布圖Fig.7 Distribution of magnetic flux lines

圖8 磁感應強度分布圖Fig.8 Contours of magnetic flux density

圓環液流通道兩側相對勵磁線圈對稱，由圖7、8可知，圓環有效阻尼間隙Path3與Path4處的磁感應強度相等。由于圓錐有效阻尼間隙Path1與Path2不與坐標軸重合(X、Y為二維模型的坐標軸)，因此將后處理得到磁感應強度處Bx、By分解為垂直有效阻尼間隙的磁感應強度Bv與平行有效阻尼間隙的磁感應強度Bn，可表示為

Bv=Bxcosθ-Bysinθ

(24)

Bn=Bxsinθ+Bycosθ

(25)

圖9a為圓錐有效阻尼間隙Path1磁感應強度分布曲線。由圖可知，垂直有效阻尼間隙的磁感應強度Bv基本穩定在-0.52 T，負號代表磁感應強度方向與設定方向相反；平行有效阻尼間隙的磁感應強度Bn基本為0。由于θ很小，在保證阻尼間隙可調前提下可使磁力線盡可能垂直穿過有效阻尼間隙。另外，Path1在0、13 mm處磁感應強度變化較大，這是由于該部分磁力線不垂直穿過圓錐有效阻尼間隙。圖9b為圓錐有效阻尼間隙Path2磁感應強度分布曲線。與圖9a類似，垂直有效阻尼間隙的磁感應強度Bv基本穩定在0.51 T，平行有效阻尼間隙的磁感應強度Bn基本為0。Path1的垂直有效阻尼間隙的磁感應強度Bv略大于Path2，這是由于Path1比Path2更靠近勵磁線圈。

圖9 不同路徑下磁感應強度分布曲線Fig.9 Distribution of magnetic flux density along different paths

為得到電流與有效阻尼間隙處剪切屈服應力的數學關系，對路徑上的各點磁感應強度進行積分并除以路徑長度，得到阻尼間隙可調式磁流變阻尼器的磁感應強度B為

(26)

式中B(x)——路徑上各點的磁感應強度

x——路徑單位長度

圖10a、10b為不同阻尼間隙下圓錐液流通道Path1、Path2的磁感應強度與電流曲線，在有效阻尼間隙為0.6～1.6 mm內，磁感應強度隨有效阻尼間隙的減小而增大，并且在阻尼間隙為1 mm附近變化明顯；當阻尼間隙和電流不變時，Path1處磁感應強度大于Path2處磁感應強度；電流為1 A時，不同阻尼間隙下Path1磁感應強度分布在0.41～0.52 T之間，而Path2磁感應強度分布在0.39～0.51 T之間。圖10c為圓環液流通道Path3(Path4)的磁感應強度變化曲線。由圖可知，電流為1 A時，Path3(Path4)的磁感應強度為0.43 T，略小于阻尼間隙為1 mm時圓錐液流通道Path1、Path2磁感應強度。

圖10 不同路徑下磁感應強度變化曲線Fig.10 Magnetic flux density along different paths

磁流變液由重慶材料研究所研制，型號為MRF-J01T，其剪切屈服應力τ與磁感應強度B的關系可表示為

τ=a1B3+a2B2+a3B+a4

(27)

式中a1、a2、a3、a4——多項式擬合參數

取a1=-984.27 kPa/T3,a2=865.39 kPa/T2,a3=-48.46 kPa/T和a4=0.018 kPa。

由式(27)和圖10可確定剪切屈服應力τ與電流I的關系，代入式(22)磁流變阻尼器的力學模型中可以得到阻尼力與電流的表達式。施加位移激勵頻率為1 Hz、振幅為15 mm的正弦信號，圖11為不同阻尼間隙下阻尼力F隨電流I的變化曲線。由圖11可知，當電流固定時，阻尼力隨阻尼間隙減小而增大，并且增加趨勢越來越明顯；當阻尼間隙固定時，阻尼力隨電流增大而增大。當電流為1 A，不同阻尼間隙下阻尼力為0.2～9.6 kN。

圖11 不同阻尼間隙下阻尼力隨電流的變化曲線Fig.11 Relationship between damping force and current under different damping gaps

圖12為可調系數K隨阻尼間隙的變化曲線。由圖12可知，可調系數K隨阻尼間隙的增大而增大，但慢慢趨近平緩；阻尼間隙為1.6 mm時，最大可調系數K為14.4。

圖12 可調系數隨阻尼間隙的變化曲線Fig.12 Relationship between adjustable coefficient and damping gap

4 性能測試分析

圖13為加工的阻尼間隙可調式磁流變阻尼器樣機。磁流變阻尼器實驗測試系統如圖14所示，主要由直流電源、疲勞拉伸機、磁流變阻尼器、數據采集卡及計算機組成。其中，疲勞拉伸機產生不同的正弦激勵使磁流變阻尼器往復運動；直流電源為磁流變阻尼器供電；疲勞拉伸機上裝有位移傳感器和力傳感器等，采集到的信號通過數據采集卡傳輸到計算機。實驗過程中將裝配好的阻尼間隙可調式磁流變阻尼器左吊耳裝夾在疲勞拉伸機的動力桿上，右吊耳裝夾在疲勞拉伸機的工作臺上。設置不同的位移激勵并控制直流電源為勵磁線圈通入電流，分別改變阻尼間隙可調式磁流變阻尼器的阻尼間隙進行動力特性實驗。

圖13 阻尼間隙可調式磁流變阻尼器樣機Fig.13 Prototype of MR damper with adjustable gaps

圖14 磁流變阻尼器實驗測試系統Fig.14 Experiment test rig of proposed MR damper

圖15為阻尼間隙1 mm、激勵幅值4 mm、頻率0.4 Hz時，不同加載電流下的阻尼力-位移變化曲線。由圖可知，阻尼力與位移變化曲線呈回字形。圖16為不同加載電流下的阻尼力-速度關系曲線。當速度固定時，阻尼力均隨電流的增加而增加；阻尼力增加趨勢越來越平緩，說明磁路慢慢接近飽和。當電流固定時，阻尼力幾乎隨速度的增加而增加；當電流為1.0 A時，最大阻尼力為4.3 kN，當電流為0 A時，粘滯阻尼力為0.2 kN。

圖15 不同電流下阻尼力-位移關系曲線Fig.15 Relationship curves of damping force and displacement under different currents

圖16 不同電流下阻尼力-速度關系曲線Fig.16 Relationship curves of damping force and velocity under different currents

圖17為固定電流0.8 A、阻尼間隙1 mm、激勵頻率0.4 Hz時，不同激勵幅值下的阻尼力-位移變化關系曲線。由圖可知，阻尼力隨激勵幅值的增加而略微增加，這是由于激勵頻率固定時，增加幅值將增加阻尼器運動速度，故使得阻尼力略微增加。當激勵幅值為4 mm時，最大阻尼力達到4.3 kN，而當激勵幅值為8 mm，最大阻尼力達到5.1 kN。

圖17 不同激勵幅值下阻尼力-位移關系曲線Fig.17 Relationship curves of damping force and displacement under different amplitudes of excitation

圖18為固定電流0.8 A、阻尼間隙1 mm、激勵幅值4 mm時，不同激勵頻率下的阻尼力-位移變化關系曲線。由圖可知，阻尼力隨激勵頻率的增加而略微增加。這是由于激勵幅值固定時，增加頻率將增加阻尼器運動速度，故使得阻尼力略微增加。當激勵頻率為0.4 Hz時，最大阻尼力達4.3 kN；當激勵幅值為0.8 Hz，最大阻尼力達4.9 kN。

圖18 不同激勵頻率下阻尼力-位移關系曲線Fig.18 Relationship curves of damping force and displacement under different frequencies of excitation

圖19為固定電流0.8 A、激勵幅值4 mm、頻率0.4 Hz時，不同有效阻尼間隙下阻尼力-位移關系曲線。由圖20可知，當速度固定時，阻尼力隨有效阻尼間隙的減小而增加；在阻尼間隙為1 mm附近，在不同阻尼間隙下阻尼力變化相對明顯。初步說明有效阻尼間隙對阻尼力有較大影響(尤其在1 mm左右)。

圖19 不同阻尼間隙下阻尼力-位移關系曲線Fig.19 Relationship curves of damping force and displacement with different adjustable gaps

激勵幅值為4 mm、頻率為0.4 Hz時，分別改變電流與圓錐液流通道的阻尼間隙，得到圖20所示的不同電流下阻尼力-阻尼間隙變化關系曲線。由圖20可知，當阻尼間隙固定時，阻尼力隨電流的增大而增加；當固定電流時，阻尼力隨阻尼間隙的增加而減小，并且在阻尼間隙0.6～1.2 mm內的減小趨勢大于在阻尼間隙1.2～1.6 mm內。

圖20 不同電流下阻尼力-阻尼間隙關系曲線Fig.20 Relationship curves of damping force and damping gap under different currents

圖21為不同阻尼間隙下阻尼力-電流關系曲線。當阻尼間隙固定時，阻尼力隨電流的增大而增加，但增加趨勢越來越小，說明磁路慢慢接近飽和。圖22為阻尼力可調范圍曲線，其中粘滯阻尼力和庫侖阻尼力均隨阻尼間隙增大而減小。當電流為0 A時，阻尼間隙為1.6、0.6 mm時的阻尼力分別為0.2 kN和1.3 kN(粘滯阻尼力)，而當電流為1 A時，最大阻尼力分別為2.9 kN和7.2 kN。

圖21 不同阻尼間隙下阻尼力-電流關系曲線Fig.21 Relationship curves of damping force and current under different damping gaps

圖22 阻尼力可調范圍曲線Fig.22 Regulating range of damping forces

根據圖21的不同阻尼間隙下阻尼力-電流曲線，得到不同阻尼間隙下可調系數曲線如圖23所示。可調系數K隨著阻尼間隙的增大而增大。當阻尼間隙為1.6 mm時，可調系數達到13.6，而當阻尼間隙為0.6 mm時，可調系數為5.9。

圖23 不同阻尼間隙下可調系數曲線Fig.23 Adjustable coefficient curve with different damping gaps

由圖21、23可知，阻尼力隨阻尼間隙的增大而減小，可調系數隨阻尼間隙的增大而增大。在不同阻尼間隙下，阻尼力為0.2～7.2 kN，可調系數達到33。故針對一般情況，將阻尼間隙設置為1.0 mm可實現較大的阻尼力和可調系數，這與一般延長阻尼長度的磁流變阻尼器效果相同。然而針對不同應用場合，對阻尼力、可調系數的要求不同，如高檔山地車等需要較大的可調系數、適中的阻尼力；而大型客車、抗風橋梁等需要較大的阻尼力和較低的可調系數，此時阻尼間隙固定的磁流變阻尼器難以同時適用上述場合。而本文設計的阻尼間隙可調式磁流變阻尼器通過靈活調整圓錐液流通道阻尼間隙，可同時適用上述場合。因此，本文設計的阻尼間隙可調式磁流變阻尼器可以替代多種阻尼間隙固定的傳統磁流變阻尼器，極大地提升了磁流變阻尼器的動力性能。

5 結論

(1)所設計的阻尼間隙可調式磁流變阻尼器具有圓錐液流通道和圓環液流通道，將有效阻尼長度增加到4段。通過調整緊鎖螺母控制閥芯位置，改變閥芯與左右磁軛的相對位置，從而可實現圓錐液流通道的阻尼間隙連續可調。

(2)阻尼力隨阻尼間隙的增大而減小，阻尼間隙0.6 mm時最大阻尼力達到7.2 kN。可調系數隨阻尼間隙的增大而增大，阻尼間隙為1.6 mm時最大可調系數為13.6。

(3)不同阻尼間隙下磁流變阻尼器輸出阻尼力為0.2～7.2 kN，可調系數達到33，極大地提升了磁流變阻尼器的動力性能，可替代多種阻尼間隙固定的傳統磁流變阻尼器應用在不同場合。