張莉潔，常家東，王 炅，程廣偉

（1．洛陽(yáng)理工學(xué)院機(jī)械工程系，河南 洛陽(yáng) 471023；2．南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094）

磁流變沖擊后坐控制系統(tǒng)試驗(yàn)研究

張莉潔1，常家東1，王 炅2，程廣偉1

（1．洛陽(yáng)理工學(xué)院機(jī)械工程系，河南 洛陽(yáng) 471023；2．南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094）

針對(duì)磁流變阻尼器用于火炮后坐緩沖時(shí)對(duì)響應(yīng)時(shí)間的嚴(yán)苛要求，對(duì)磁流變沖擊后坐控制系統(tǒng)進(jìn)行沖擊試驗(yàn)研究。對(duì)設(shè)計(jì)的磁流變阻尼器進(jìn)行固定電流下沖擊特性試驗(yàn)，獲得輸出阻力模型。對(duì)阻尼器線圈電流及輸出阻力響應(yīng)時(shí)間分別進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，提出磁流變沖擊后坐軌跡跟蹤控制系統(tǒng)方案，期望可控阻力能準(zhǔn)確跟蹤理想阻力曲線。通過(guò)用固定曲線無(wú)反饋控制及雙閉環(huán)反饋控制對(duì)磁流變后坐控制系統(tǒng)進(jìn)行3 g、4 g藥量沖擊試驗(yàn)結(jié)果比較知，采用反饋控制能顯著減小磁流變后坐阻力響應(yīng)時(shí)間，獲得快速跟蹤性能，后坐阻力充滿度更好。后坐位移相同時(shí)可減小后坐阻力峰值；后坐阻力峰值相同時(shí)可顯著減小后坐位移。由4g藥量中后坐阻力曲線下滑結(jié)果分析知，阻尼力可調(diào)系數(shù)作為重要特性參數(shù)在進(jìn)行磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)必須足夠大。

磁流變阻尼器；沖擊載荷；反后坐裝置；響應(yīng)時(shí)間；軌跡跟蹤系統(tǒng)

以磁流變液為介質(zhì)的磁流變阻尼器（Magneto-rheological dampers）因具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、阻尼力實(shí)時(shí)可控、能耗低等特點(diǎn)在航空及武器裝備緩沖系統(tǒng)中應(yīng)用前景廣闊［1－2］。將磁流變阻尼器用于火炮反后坐裝置代替制退機(jī)并實(shí)時(shí)控制，以獲得理想后坐動(dòng)態(tài)特性、提高火炮發(fā)射的穩(wěn)定性及射擊精度。高沖擊載荷下火炮后坐過(guò)程非常迅速，僅幾百毫秒。在極短時(shí)間內(nèi)實(shí)現(xiàn)后坐阻力實(shí)時(shí)可控對(duì)磁流變阻尼器控制系統(tǒng)響應(yīng)時(shí)間提出嚴(yán)苛要求。需對(duì)磁流變阻尼器響應(yīng)時(shí)間進(jìn)行論證。對(duì)用于汽車、車削及轉(zhuǎn)子等減振系統(tǒng)的磁流變減振器響應(yīng)時(shí)間均有詳細(xì)研究及論述［3－6］，對(duì)磁流變沖擊后坐緩沖應(yīng)用研究大多集中于后坐控制方法論述［7－9］。而普遍忽略評(píng)價(jià)控制系統(tǒng)優(yōu)劣的重要指標(biāo)即動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間，缺乏明確闡述及相關(guān)試驗(yàn)論證，磁流變沖擊后坐控制系統(tǒng)本質(zhì)仍有待揭示。

本文針對(duì)沖擊載荷下磁流變阻尼器響應(yīng)時(shí)間問(wèn)題，利用阻尼器輸出阻力模型對(duì)響應(yīng)時(shí)間試驗(yàn)測(cè)試及分析?？紤]響應(yīng)時(shí)間提出磁流變沖擊后坐跟蹤控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案及雙閉環(huán)反饋控制算法，以提高系統(tǒng)響應(yīng)時(shí)間及抗干擾能力為目的，期望后坐阻力達(dá)到理想的跟蹤控制效果；并通過(guò)沖擊試驗(yàn)驗(yàn)證控制效果及后坐動(dòng)態(tài)特性。

1 磁流變阻尼器沖擊動(dòng)態(tài)特性分析

1.1 固定電流沖擊試驗(yàn)

沖擊試驗(yàn)臺(tái)架見(jiàn)圖1，僅安裝磁流變阻尼器，未安裝復(fù)進(jìn)裝置。磁流變阻尼器為長(zhǎng)行程單出桿單筒式，內(nèi)徑50 mm。阻尼器缸筒安裝在軸套內(nèi)與后坐配重質(zhì)量塊固連，活塞桿與地面支座固連。試驗(yàn)通過(guò)密爆發(fā)生器產(chǎn)生沖擊源，阻尼器缸筒受沖擊載荷后帶動(dòng)后坐配重質(zhì)量塊沿導(dǎo)軌產(chǎn)生相對(duì)活塞桿的后坐運(yùn)動(dòng)。緩沖器起保護(hù)臺(tái)架作用，當(dāng)后坐運(yùn)動(dòng)到達(dá)緩沖器位置時(shí)提供緩沖，避免剛性碰撞。臺(tái)架最大行程600 mm。測(cè)試缸筒后坐時(shí)動(dòng)力參數(shù)。

圖1 磁流變阻尼器沖擊試驗(yàn)臺(tái)架實(shí)物圖Fig．1 Impact test facility for MR damper

沖擊后坐中磁流變阻尼器作為緩沖器將瞬間產(chǎn)生的極大能量沖擊載荷轉(zhuǎn)化為作用時(shí)間長(zhǎng)、峰值低的后坐阻力作用于機(jī)架。后坐過(guò)程運(yùn)動(dòng)微分方程［10］為

式中：Fpt為沖擊載荷；mh為后坐質(zhì)量；FR為后坐阻力；FR＝FMR＋FФ＋Ff，F(xiàn)MR為磁流變阻尼器阻尼力，由安裝在支座與活塞桿上的力傳感器測(cè)得，F(xiàn)Ф為復(fù)進(jìn)機(jī)力，未安裝時(shí)FФ＝0，F(xiàn)f＝200 N為后坐接觸構(gòu)件間摩擦力。

由動(dòng)能定理，后坐行程為λ時(shí)，為使后坐阻力FR總功抵消沖擊載荷總功，應(yīng)滿足

相同后坐位移λ時(shí)為使FRmax最小，應(yīng)使FR＝常數(shù)。后坐曲線“充滿”矩形面積，即應(yīng)保證良好的充滿度，見(jiàn)圖2。采用磁流變阻尼器代替?zhèn)鹘y(tǒng)制退機(jī)，以期利用其阻力實(shí)時(shí)可控性改善后坐動(dòng)態(tài)特性。

圖2 做功面積相同的幾種后坐阻力變化規(guī)律Fig．2 Variation rules of recoil force at the same power area

用3．2 g火藥量分別對(duì)磁流變阻尼器線圈施加0 A、0．8 A、1．5 A、2 A固定電流，獲得后坐諸元曲線，見(jiàn)圖3。由于爆炸沖擊力遠(yuǎn)大于后坐阻力，沖擊瞬間后坐阻力可忽略不計(jì)。由沖量定理知，沖擊沖量大小決定后坐速度峰值。由圖3（a）看出，后坐速度峰值可判斷各次試驗(yàn)火藥量存在差別，各次沖擊力不完全相等；且后坐過(guò)程結(jié)束前速度反向，說(shuō)明阻尼器在此處微量反彈，此因磁流變阻尼器的滯回特性所致。圖3（b）為阻尼力與速度比較，后坐速度達(dá)到峰值時(shí)后坐阻力峰值同時(shí)出現(xiàn)，且阻力峰值隨所加電流增大而增大，顯示磁流變阻尼器輸出阻力的可控性。

圖3 不同電流后坐諸元曲線圖Fig．3 Curves of v，F(xiàn)MRD－t，F(xiàn)MRD－v for MR recoil damper at different currents

1.2 建模分析

速度達(dá)峰值后因慣性力作用輸出阻力與后坐速度vr成指數(shù)函數(shù)關(guān)系［11］，見(jiàn)圖3（c）。通過(guò)曲線擬合及參數(shù)辨識(shí)可得磁流變阻尼器輸出阻力簡(jiǎn)化模型［11－12］，即

式中：vr為后坐速度。該模型將磁流變阻尼力分為兩部分，第一部分與后坐速度vr有關(guān)，反映流體粘滯阻尼特性，稱粘性阻尼力，記Fη；第二部分Fτ與磁流變液屈服強(qiáng)度τy有關(guān)，其大小受工作電流控制，稱可調(diào)庫(kù)侖阻尼力。Fτ為磁流變阻尼器阻尼力可控部分［12］。

該模型雖與實(shí)測(cè)曲線有一定誤差，但可實(shí)現(xiàn)阻尼力隨速度、電流變化的完全解耦；遵循復(fù)雜問(wèn)題簡(jiǎn)單化、去末求本思想，該模型在對(duì)磁流變阻尼力實(shí)施快速線性控制算法時(shí)體現(xiàn)出重要的實(shí)用價(jià)值。

1.3 后坐控制原理論述

由圖3（b）看出，在固定電流下后坐速度峰值過(guò)后磁流變輸出阻力FMRD隨時(shí)間逐漸下滑，充滿度不好。因此，通過(guò)施加適當(dāng)工作電流增大可調(diào)阻尼力Fτ，補(bǔ)償粘性阻力隨后坐速度下降，從而保證充滿度飽滿。磁流變沖擊后坐控制目的在于使可調(diào)庫(kù)倫阻力Fτ按理想曲線輸出，屬于跟蹤控制問(wèn)題，要求系統(tǒng)快速響應(yīng)。

2 磁流變阻尼器沖擊響應(yīng)時(shí)間測(cè)定

2.1 電磁電路響應(yīng)時(shí)間測(cè)定

磁流變阻尼器輸出阻力響應(yīng)時(shí)間具體指［13］磁流變阻尼器從感知擾動(dòng)（輸入控制信號(hào)變化）至產(chǎn)生穩(wěn)定的阻力所需時(shí)間。本文在階躍輸入下對(duì)磁流變阻尼器電磁電路及輸出阻力響應(yīng)時(shí)間分別進(jìn)行測(cè)試分析。

磁流變阻尼器電流驅(qū)動(dòng)電路采用脈寬調(diào)制PWM（Pulse Width Modulation）電流驅(qū)動(dòng)技術(shù)，通過(guò)PWM信號(hào)對(duì)磁流變阻尼器勵(lì)磁線圈中的電流進(jìn)行控制，繼而產(chǎn)生可控阻力。開關(guān)管為MOS－FET，原理見(jiàn)圖4。

圖4 電磁回路原理圖Fig．4 The schematic diagram of electromagnetic driver circuit

電路達(dá)穩(wěn)態(tài)時(shí)阻尼器勵(lì)磁線圈中電流大小與PWM信號(hào)的占空比D成正比例關(guān)系，即Im＝DU／R。其中U為電源電壓。該電路響應(yīng)時(shí)間為毫秒級(jí)較短，在對(duì)響應(yīng)時(shí)間無(wú)苛刻要求的控制系統(tǒng)中可忽略不計(jì)，簡(jiǎn)化為比例環(huán)節(jié)。但因沖擊后坐過(guò)程僅幾百毫秒，故該電路動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間可能對(duì)控制效果產(chǎn)生重要影響，不可忽略［13］。該電路以控制電壓Vc（獲得一定占空比D的PWM信號(hào)）為控制輸入，線圈電流Im為輸出，電磁電路為三階系統(tǒng)，其響應(yīng)時(shí)間與磁流變阻尼器負(fù)載鐵芯線圈電阻及電感大小有關(guān)［14］，即

式中：D＝5V／Vc為PWM信號(hào)的占空比，對(duì)電路分別施加階躍電壓控制信號(hào)Vc＝1．60 V、2．66 V、3．75 V、5．00 V，對(duì)應(yīng)電流Im的穩(wěn)態(tài)值為0．5 A、1 A、1．5 A、2 A。通過(guò)電阻Rs對(duì)線圈電流進(jìn)行采樣，觀察線圈電流信號(hào)Im的響應(yīng)。

為方便信號(hào)比較對(duì)Vc進(jìn)行歸一化處理，使其值與電流穩(wěn)態(tài)值相等，記為見(jiàn)圖5。由于帶鐵芯線圈的非線性電感作用，對(duì)不同輸入值Vc系統(tǒng)參數(shù)在一定范圍內(nèi)變化，電流響應(yīng)時(shí)間分別為40 ms（0．5 A時(shí)），30 ms（1 A時(shí)），40 ms（1．5 A時(shí)），65 ms（2 A時(shí)）不等。且超調(diào)量較大。因響應(yīng)時(shí)間較長(zhǎng)，難以滿足幾百毫秒后坐控制要求。因此設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮對(duì)電磁驅(qū)動(dòng)電路進(jìn)行PI校正，加快電流響應(yīng)時(shí)間。

圖5 電磁驅(qū)動(dòng)電路電流響應(yīng)Fig．5 Current response of the electromagnetic driver circuit

2.2 磁流變阻尼器阻尼力響應(yīng)時(shí)間測(cè)定

測(cè)試阻尼器輸出阻力及電流Im對(duì)Vc的階躍響應(yīng)?；鹚幜?．0 g后坐開始50 ms處對(duì)阻尼器施加階躍電壓輸入信號(hào)Vc分別為1．6 V、2．66 V、3．75 V、5．00 V，對(duì)應(yīng)電流穩(wěn)態(tài)值0．5 A、1 A、1．5 A、2．0 A。Vc＝2．66 V，Im＝1 A的試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖6。因磁流變輸出阻力中僅庫(kù)倫阻力Fτ受工作電流控制，其粘性力僅與后坐速度vr有關(guān)，故本文定義磁流變阻尼器輸出阻力響應(yīng)時(shí)間為庫(kù)侖阻尼力Fτ對(duì)工作電流Im的響應(yīng)時(shí)間。由圖6（b）中無(wú)法觀察到阻尼器輸出阻力中Fτ的響應(yīng)時(shí)間，此因隨后坐速度變化的粘性阻力Fη存在。利用阻尼力模型（式（3））去除隨速度變化的粘性阻力，間接獲得Fτ，即

Fτ曲線見(jiàn)圖6（c）。為比較Fτ與電流Im的響應(yīng)時(shí)間，將Fτ及Vr歸一化處理，使其最大值相同，記為＝ Fτ／3 300。由圖6（c）可觀察到Fτ的響應(yīng)略慢于線圈電流響應(yīng)，存在短暫延遲，庫(kù)倫阻尼力相對(duì)電流延遲時(shí)間（即磁流變液材料響應(yīng)時(shí)間）約8 ms。

由以上分析知，磁流變阻尼器阻尼力響應(yīng)時(shí)間受線圈電磁回路電流響應(yīng)影響較大，可視為三階線性系統(tǒng)；而磁流變液材料響應(yīng)時(shí)間可視為延遲單元［13－14］。與電流響應(yīng)相比，磁流變液材料延遲時(shí)間較短且難以調(diào)節(jié)，因此在磁流變后坐控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對(duì)電磁回路進(jìn)行校正，加快電流響應(yīng)，提高阻尼器輸出阻力響應(yīng)時(shí)間，獲得快速跟蹤性能。

圖6 Vc＝2．66 V時(shí)磁流變阻尼器響應(yīng)Fig．6 Response time of MR damper at Vc＝2．66 V

3 磁流變沖擊后坐控制系統(tǒng)研究

3.1 磁流變后坐阻尼控制系統(tǒng)總體方案設(shè)計(jì)

為獲得理想的后坐動(dòng)態(tài)特性，應(yīng)使后坐阻力FR為常數(shù)。由于磁流變阻尼器阻尼力構(gòu)成中僅Fτ受電流控制，而粘性力Fη由后坐速度vr決定不受電流控制，因此磁流變后坐控制系統(tǒng)為：以線圈電流驅(qū)動(dòng)電路控制電壓Vc為控制量，可調(diào)庫(kù)侖阻力Fτ為輸出，要求Fτ（t）能快速準(zhǔn)確跟蹤理想?yún)⒖紟?kù)倫阻力曲線Fτr（t），從而獲得理想后坐阻力。應(yīng)離線獲得理想庫(kù)侖阻力曲線Fτr。設(shè)理想后坐阻力FRr＝常數(shù)（圖1），由式（1）在matlab下仿真理想后坐過(guò)程，獲得其速度軌線vrr，再由式（5）得Fτr。

控制區(qū)域應(yīng)在后坐速度峰值后開始（0．03 s處），3．2 g藥量下仿真所得Fτr曲線見(jiàn)圖7。由圖7看出，F(xiàn)τr逐漸上升以補(bǔ)償粘性阻力下降。

圖7 理想庫(kù)倫阻力Fτr曲線及控制區(qū)域Fig．7 Ideal curve of Fτrand determination of the control region

控制系統(tǒng)由控制電壓Vc獲得庫(kù)侖阻力Fτ，本身即構(gòu)成穩(wěn)定的閉環(huán)。為使Fτ能更快速準(zhǔn)確跟蹤理想曲線，并具有抗干擾能力，本文據(jù)閉環(huán)反饋思想，擬定雙閉環(huán)反饋回路對(duì)其進(jìn)行校正，磁流變沖擊后坐控制系統(tǒng)方案見(jiàn)圖8，具體①內(nèi)環(huán)對(duì)阻尼器線圈電磁回路電流進(jìn)行PI校正，提高電流響應(yīng)時(shí)間；②外環(huán)對(duì)輸出可調(diào)庫(kù)侖阻力Fτ進(jìn)行誤差反饋，消除阻尼力模型誤差，提高系統(tǒng)抗干擾性。該控制系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型明確，且控制時(shí)間較短，應(yīng)選快速簡(jiǎn)潔的PI校正控制。

圖8 控制系統(tǒng)方案圖Fig．8 Scheme of the recoil control system

方案說(shuō)明：①Fτ反饋計(jì)算中考慮實(shí)際后坐速度，故該控制系統(tǒng)對(duì)后坐過(guò)程速度波動(dòng)及阻力波動(dòng)均具有抗干擾性。由線圈電流產(chǎn)生的庫(kù)倫阻力Fτ為非線性環(huán)節(jié)f，應(yīng)先用逆系統(tǒng)原理進(jìn)行反饋線性化，通過(guò)取逆Im＝f－1（Fτ）消除非線性環(huán)節(jié)，再利用線性反饋PI控制算法。②電流與庫(kù)倫阻力非線性關(guān)系f－1由動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)測(cè)得。為保證運(yùn)算快速，避免（圖8）Fτ指數(shù)運(yùn)算及f－1，在程序中用表格方式實(shí)現(xiàn)。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

控制系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)原理見(jiàn)圖4。采用dspace硬件在回路系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)快速原型。試驗(yàn)用3．2 g及4 g兩種藥量進(jìn)行測(cè)試。對(duì)每種藥量沖擊試驗(yàn)分別采用固定參考曲線Fτr無(wú)反饋及雙閉環(huán)反饋跟蹤控制方案。

3．2 g藥量試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖9。由圖9（b）看出，速度峰值接近，沖擊能量相近。后坐時(shí)間170 ms時(shí)兩次后坐位移相近，見(jiàn)圖9（a）。由圖9（c）、（d）看出，兩種控制方法對(duì)后坐阻力FR均產(chǎn)生有效控制，而反饋控制曲線更平坦。其速度峰值處兩條阻力曲線均出現(xiàn)局部峰值，大小相近。無(wú)反饋時(shí)速度峰值過(guò)后出現(xiàn)明顯凹陷（最低點(diǎn)6 417 N），而末端出現(xiàn)凸起峰值（最高點(diǎn)7 501 N），浮動(dòng)1 084 N；反饋控制曲線相對(duì)平坦，阻力峰值出現(xiàn)在速度峰值處，為7 255 N，最小值為7 013 N，僅浮動(dòng)242 N。后坐位移相同情況下反饋控制較無(wú)反饋時(shí)阻力峰值減小246 N，后坐特性更理想。其改善原因可由電流Im及Fτ響應(yīng)時(shí)間說(shuō)明，見(jiàn)圖9（e）、（f）、（g）。其中歸一化處理后曲線擾動(dòng)因后坐速度傳感器信號(hào)波動(dòng)所致。由圖9（e）看出，反饋控制電流響應(yīng)時(shí)間明顯加快，能快速跟蹤理想電流曲線。比較圖9（f）、（g），無(wú)反饋及反饋控制下，電流Im到終值2 A的時(shí)間分別為114 ms、84 ms，F(xiàn)τ到終值時(shí)間分別為121 ms、89 ms。在38 ms處（對(duì)應(yīng)圖9（c）無(wú)反饋曲線凹陷處），反饋控制Fτ已達(dá)1 677 N，無(wú)反饋控制Fτ僅854 N。無(wú)反饋控制時(shí)（圖9（f）），由于Im、Fτ未及時(shí)響應(yīng)，使后坐阻力在38ms處出現(xiàn)凹陷。反饋控制（圖9（g））電流Im、Fτ的響應(yīng)明顯加快，使后坐阻力能快速補(bǔ)償粘性力的下降，未出現(xiàn)明顯凹陷。

圖9 3 g藥量后坐控制比較圖Fig．9 Curves of MR recoil damper with 3 g powders

4 g藥量試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖10。由圖10（b）看出速度峰值相等，且圖10（d）中兩曲線包圍面積近似相等，故兩次沖擊能量相近。比較圖10（c）、（d），反饋控制能明顯補(bǔ)充無(wú)反饋時(shí)阻尼力產(chǎn)生的凹陷，充滿度更好，顯著減小后坐位移（圖10（a）），即由300 mm降到270 mm。沖擊藥量增大后，反饋控制對(duì)提高阻尼器響應(yīng)時(shí)間效果更顯著，見(jiàn)圖10（e）、（f）、（g）。然而亦有不足之處，即兩條阻力曲線均為下降趨勢(shì)（圖10（c）），未達(dá)理想水平線。其原因?yàn)? g藥量沖擊載荷增大，后坐速度峰值增大，導(dǎo)致粘性阻力峰值增大，粘性阻力峰值（對(duì)應(yīng)速度峰值處）達(dá)9 280 N。而庫(kù)倫阻力Fτ最大只能達(dá)7 300 N，后坐臨近結(jié)束時(shí)速度趨近零，粘性阻力降為零，剩余的庫(kù)倫阻力7 300 N無(wú)法使總阻尼力保持水平。

圖10 4 g藥量后坐控制比較圖Fig．10 Curves of MR recoil damperwith 4 g powders

庫(kù)倫阻力與粘性阻力最大值的比值稱為可調(diào)系數(shù)，決定磁流變阻尼器阻尼力的可控范圍。該值由阻尼器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)決定。試驗(yàn)結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中若可調(diào)系數(shù)達(dá)不到，則無(wú)論施加何種控制方法也無(wú)法獲得飽滿的后坐阻力充滿度。因此，可調(diào)系數(shù)作為重要幾何特性參數(shù)在進(jìn)行磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中應(yīng)足夠大。

4 結(jié) 論

兩種藥量的沖擊試驗(yàn)充分驗(yàn)證了磁流變沖擊后坐控制系統(tǒng)響應(yīng)時(shí)間對(duì)后坐動(dòng)態(tài)特性的重要性。試驗(yàn)結(jié)果總結(jié)如下：

（1）磁流變阻尼器響應(yīng)時(shí)間受電磁電路電流響應(yīng)影響較大，影響輸出阻力的跟蹤性能。用理想軌跡跟蹤控制方案及PID雙閉環(huán)反饋控制算法可有效加快后坐阻力動(dòng)態(tài)響應(yīng)，使充滿度飽滿，可獲得良好的后坐動(dòng)態(tài)特性。

（2）4 g藥量試驗(yàn)用反饋控制雖可加快后坐阻力動(dòng)態(tài)響應(yīng)，但充滿度不夠。由于磁流變阻尼器可調(diào)阻力相對(duì)粘性力不足，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)保證足夠大的可調(diào)系數(shù)，以增大阻尼力可控范圍，以使大藥量時(shí)亦能獲得飽滿的充滿度。

［1］Ahmadian M，Poynor J C．An evaluationg of magneto rheological dampers for controlling gun recoil dynamics［J］．Shock and Vibration，2001，8（3）：147－155．

［2］Ahmadian M，Appleton R，James A．An analytical study of fire out of battery using magneto theological dampers［J］．Shock and Vibration，2002，9：129－142．

［3］周淵，張永亮，劉軍，等．一種剪切式磁流變車削減振器的設(shè)計(jì)與減振試驗(yàn)［J］．振動(dòng)與沖擊，2013，32（4）：167－172．

ZHOU Yuan，ZHANG Yong-liang，LIU Jun，et al．Design and test of a sheartype MR damper for turning vibration suppression［J］．Journal of Vibration and Shock，2013，32（4）：167－172．

［4］祝長(zhǎng)生．盤型磁流變流體阻尼器懸臂轉(zhuǎn)子系統(tǒng)響應(yīng)時(shí)間測(cè)試［J］．航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2006，21（3）：550－555．

ZHU Chang-sheng．Response time measurement of a cantilever rotor with a disk-type Magnetorheological fluid damper［J］．Journal of Aerospace Power，2006，21（3）：550－555．

［5］郭鵬飛，關(guān)新春，歐進(jìn)萍．磁流變液阻尼器響應(yīng)時(shí)間的實(shí)驗(yàn)研究及其動(dòng)態(tài)磁場(chǎng)有限元分析［J］．振動(dòng)與沖擊，2009，28（6）：1－5．

GUO Peng-fei，GUAN Xin-chun，OU Jin-ping．Experimental study and dynamic magnetic finite element analysis on the response time of Magnetorheological fluid dampers［J］．Journal of Vibration and Shock．，2009，28（6）：1－5．

［6］董小閔，丁飛耀，管治，等．面向高速的磁流變緩沖器多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)及性能研究［J］．機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2014，5：1－8．

DONG Xiao-min，DING Fei-yao，GUAN Zhi，et al．Multiobjective optimization and performance research of magnetorheological absorber under high speed［J］．Chinese Journalof Mechanical Engineering，2014，5：1－8．

［7］李趙春，王炅．基于磁流變阻尼器的沖擊緩沖系統(tǒng)控制方法［J］．南京理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，36（4）：656－661．

LI Zhao-chun，WANG Jiong．Control methods for shock isolationg system using Magnetotheological fluid damper［J］．Journal of Nanjing University of Science and Technology，2012，36（4）：656－661．

［8］Hu Hong-sheng，Jiang Xue-zheng，Wang Jiong，et al．Design，modeling，and controlling of a large-scalemagnetorheological shock absorber under high impact load［J］．Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2012，23（6）：635－645．

［9］Li Zhao-chun，Wang Jiong．A gun recoil system employing a magnetorheological fluid damper［J］．Smart Materials and Structures，2012，21（10）：105003．

［10］高樹滋．火炮反后坐裝置設(shè)計(jì)［M］．北京：兵器工業(yè)出版社，1995：71－79．

［11］張莉潔，王炅．沖擊載荷下磁流變阻尼器動(dòng)態(tài)特性分析及模型參數(shù)辨識(shí)［J］．機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2009，45（1）：211－217．

ZHANG Li-jie，WANG Jiong．Dynamic performance analysis and model parameter identifications of mr dampers under impact load［J］．Chinese Journal of Mechnical Engineering，2009，45（1）：211－217．

［12］Wang X J，Gordaninejad F．Study of field-controllable，electro-and magneto-rheological fluid dampers in flow mode using herschel-bulkley theory［J］．Smart Structures and Materials 2000：Damping and Isolation，Proceeding of SPIE，2000，3989：232－243．

［13］Koo J H，F(xiàn)ernando D．Goncalves．Investigation of the respose time of magnetorheological fluid dampers［J］．Damping and Isolation，Proc．of SPIE，2004，5386：63－71．

［14］Yang G，Spencer Jr B F．Large scale MR fluid dampers：modeling and dynamic performance considerations［J］．Engineering Structures，2002，24：309－323．

Experiments on magneto-rheological recoil control system

ZHANG Li-jie1，CHANG Jia-dong1，WANG Jiong2，CHENGGuang-wei1
（1．Dept．of Mechanical Engineering，Luoyang Institute of Science and Technology，Luoyang471023，China；2．School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，China）

Since the critical demand for time response of MR damper in gun recoil buffering applications，experimental studies on MR recoil control system were carried out on an impact test rig with the special designed MR damper．The impact performance of the MR damper described by a physical model under fixed operating current was obtained．The time responses of the MR damper's coil current and the damping force were respectively tested，then a trajectory tracking control scheme for MR recoil system was put forward，so that the adjustable damping force of MR can accurately track an ideal reference curve．Experimental results with 3g and 4g powders under the double close-looped feedback control aswell as the fixed damping curve controlwithout feedback were obtained．By comparisons，it is shown that the feedback control can efficiently reduce the response time of the damping force and provide more rapid tracking ability．With the same displacement，smaller peak of recoil force is produced，while with the same peak of recoil force，more less displacement is achieved．Analyzing the decline of the damping force curve with 4g powders，it’s suggested the adjustable coefficient of the damping force，as an important parameter，must be large enough in MR dampers’structural design．

magneto-rheological damper；impact loading；recoil buffering；response time；trajectory tracking control

TH113．1

：A

10．13465／j．cnki．jvs．2014．22．021

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（50675106）；國(guó)家自然科學(xué)基金（51175265）

2014－02－14 修改稿收到日期：2014－06－27

張莉潔女，博士，講師，1976年12月生