汪若塵 戴 煜 丁仁凱 孟祥鵬 陳 龍

(江蘇大學汽車與交通工程學院， 鎮(zhèn)江 212013)

0 引言

傳統(tǒng)的車輛被動懸架系統(tǒng)已經(jīng)無法滿足人們對車輛的乘坐舒適性和操縱穩(wěn)定性的要求，而主動懸架系統(tǒng)則可以根據(jù)路面的行駛狀況，通過調節(jié)懸架的剛度和阻尼獲得良好的乘坐舒適性和操縱穩(wěn)定性，因此，主動懸架已經(jīng)成為新的發(fā)展趨勢。作動器作為主動懸架系統(tǒng)的重要部件之一，對主動懸架的性能有直接影響，而電機技術的飛速發(fā)展使得眾多學者將電機應用于作動器上，設計了用于主動懸架的電磁作動器[1-3]。

有學者將旋轉電機用于作動器上設計了旋轉電機式電磁作動器[4-8]，盡管對旋轉電機式電磁作動器進行了大量研究，但是旋轉電機式電磁作動器需要附加傳動機構(齒輪齒條/滾珠絲桿)，將懸架的往復線性運動轉變?yōu)樾D電機的往復轉動，這將增加懸架結構的復雜程度，并且旋轉電機固有的轉動慣量限制了它對高頻往復運動的快速響應能力。與旋轉電機相比，直線電機具有結構簡單、響應快、可控帶寬大等優(yōu)點，有學者將直線電機用于作動器中，研制了線性電磁作動器[9-14]。但是僅僅采用線性電磁作動器替代傳統(tǒng)被動懸架的阻尼器將會降低懸架的可靠性，即一旦供電系統(tǒng)發(fā)生故障，將無法對直線電機進行控制，此時，直線電機相當于電磁阻尼器，其形成的阻尼屬于“軟阻尼”，產生的阻尼力遠小于液壓阻尼器，無法快速衰減振動，從而影響懸架的性能。為了解決上述問題，國外有學者引入被動阻尼，設計了“阻尼-直線電機”式混合電磁作動器，被動阻尼的引入一方面能夠提高整個懸架系統(tǒng)的可靠性，另一方面降低了懸架系統(tǒng)對直線電機的性能需求，如峰值推力，從而降低直線電機的輸出功率，達到了節(jié)能的效果。EBRAHIMI等[15]采用雙層永磁體式直線電機設計線性電磁作動器，從而增加了渦流阻尼。ASADI等[16]將直線電機放在液壓阻尼器內部，使其替代阻尼器內部的活塞總成，提出了一種將直線電機與液壓阻尼器集成的混合電磁作動器，其中液壓阻尼器提供基值阻尼，而直線電機用于回饋能量，但是該混合電磁作動器結構復雜，加工難度較大，并且直線電機置于阻尼器內部會受到高溫液壓油的影響，影響永磁體性能，從而會影響整個電磁作動器的性能。

本文設計一種車用混合電磁作動器，將直線電機放置在液壓阻尼器外部，降低了加工難度，并且與線性電磁作動器相比，既能夠實現(xiàn)節(jié)能，又能夠提高懸架系統(tǒng)的可靠性。采用改進天棚控制策略，確定該混合電磁作動器的性能參數(shù)，以直線電機的峰值電磁推力為優(yōu)化目標，采用Ansoft軟件進行有限元分析，對混合電磁作動器結構參數(shù)進行優(yōu)化，最后對設計的作動器樣機進行臺架試驗，驗證其動力學性能。

1 結構方案

設計的混合電磁作動器的結構示意圖如圖1所示。混合電磁作動器主要由液壓阻尼器和直線電機兩部分組成。其中，直線電機為圓筒永磁直線同步電機，主要由初級和次級組成，初級部分包括鐵芯、永磁體以及外筒，其中，初級部分的外筒通過下端蓋與阻尼器的限位托盤固聯(lián)，這樣使得直線電機的初級部分固定不動；次級部分包括三相繞組線圈、繞組機殼以及內筒，次級部分的內筒上端通過法蘭端蓋與活塞桿固聯(lián)，并且上下兩端都有石墨銅軸承，這樣使得直線電機的次級部分能夠跟隨活塞桿運動?；旌想姶抛鲃悠髟O計要點如下：

(1)作動器的永磁體采用軸向充磁的方式，因為與徑向充磁方式相比，軸向充磁能獲得較大的氣隙磁密[17]，并且軸向充磁的加工難度和生產成本比Halbach充磁方式低，永磁體之間用高導磁的鐵芯隔開，永磁體采用N42H釹鐵硼材料，剩余磁感應強度為1.267 2 T，矯頑力為924 480 A/m。

(2)作動器的線圈繞組采用無槽式嵌入結構，相比有槽式繞組嵌入結構，無槽式增加了氣隙厚度[18]，使得磁通密度減小，但推力波動也減小了，滿足作動器輸出精準控制力的要求。

(3)作動器的繞組機殼采用高導磁材料Q235鋼，而由于阻尼器的外筒壁材料為鋼，具有高導磁性，因此，作動器的內筒采用不導磁材料1Cr18Ni9Ti，降低漏磁，另外，考慮到需要對線圈繞組進行通電，因此，在線圈和繞組機殼之間可以纏繞一層聚酰亞胺薄膜進行絕緣，防止出現(xiàn)漏電現(xiàn)象。

圖1 混合電磁作動器結構示意圖Fig.1 Schematic of hybrid electromagnetic actuator1.活塞桿 2.法蘭端蓋 3、18.石墨銅軸承 4.作動器內筒 5.作動器外筒 6.鐵芯 7.永磁體 8.線圈 9.繞組機殼 10.流通閥 11.油液 12.下端蓋 13.補償閥 14.吊耳 15.壓縮閥 16、21.阻尼器內筒 17.限位托盤 19.伸張閥 20.氮氣 22.導向器 23.上端蓋

該混合電磁作動器的工作原理：作動器上端通過活塞桿與車身相聯(lián)接，下端通過吊耳與車橋固聯(lián)，當車輛在行駛過程中，車身與車橋發(fā)生相對運動，使得作動器的活塞桿進行上下直線運動，與活塞桿相聯(lián)的直線電機次級部分跟隨活塞桿一起運動，而初級部分與阻尼器固聯(lián)，不發(fā)生運動，因此，次級繞組與初級永磁體之間能產生相對運動，根據(jù)法拉第電磁感應定律，在次級繞組中產生感應電流，將振動能量轉換為電能儲存，此時懸架為被動饋能，而當給繞組線圈通入三相交流電時，根據(jù)安培定則，直線電機相當于電動機，提供電磁推力，通過改變輸入電流的大小，電磁推力隨之改變，相應地，混合電磁作動器輸出的作動力也會發(fā)生改變，此時，實現(xiàn)了對懸架的主動控制。

2 性能參數(shù)確定

混合電磁作動器輸出的作動力主要包括直線電機提供的電磁推力和液壓阻尼器的阻尼力，而直線電機提供的電磁推力對混合電磁作動器的結構參數(shù)有直接影響，另外，阻尼力與液壓阻尼器型號即它的被動阻尼系數(shù)有關，另外，液壓阻尼器型號也會影響混合電磁作動器的結構參數(shù)，因此，需要確定直線電機提供的電磁推力與阻尼器的被動阻尼系數(shù)。

設計的混合電磁作動器可以工作在電動模式和發(fā)電模式。當其用于混合電磁懸架時，在發(fā)電模式下，懸架是被動的，僅能回收振動能量并轉換為電能，而在電動模式下，懸架是主動的，此時，混合電磁作動器才會輸出主動控制所需要的作動力。因此，為了確定電磁推力與阻尼器的被動阻尼系數(shù)，針對裝有混合電磁作動器的混合電磁懸架提出了一種改進天棚控制策略，與傳統(tǒng)天棚控制策略相比，該控制策略引入了被動阻尼器[19-20]，其動力學模型如圖2所示。

圖2 懸架系統(tǒng)動力學模型Fig.2 Dynamic models of suspension system

由圖2可知，裝有混合電磁作動器的混合電磁懸架采用改進天棚控制策略時，混合電磁作動器中的液壓阻尼器充當被動阻尼器，而直線電機來跟蹤其中的天棚控制力，因此，基于改進天棚控制策略的1/4混合電磁懸架的實際動力學模型如圖2b所示。

根據(jù)圖2，得到動力學方程

(1)

(2)

(3)

式中ms——簧上質量，kg

mu——簧下質量，kg

zs——車身垂向位移，m

zu——輪胎垂向位移，m

zr——路面位移輸入，m

FM——混合電磁作動器輸出的作動力，N

ks——彈簧剛度，N/m

kt——輪胎剛度，N/m

f0——截止頻率，Hz

n0——空間頻率，m-1

Gq(n0)——路面不平度系數(shù)，m

v——車速，m/s

w——白噪聲

csky——天棚阻尼系數(shù)，N·s/m

cs——阻尼器被動阻尼系數(shù)，N·s/m

1/4混合電磁懸架系統(tǒng)的參數(shù)如表1所示。

表1 系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 System parameters

圖3 天棚阻尼系數(shù)、被動阻尼系數(shù)對不同控制目標以及系統(tǒng)能耗的影響Fig.3 Effects of skyhook damping coefficient and passive damping coefficient on different control targets and system energy consumption

考慮到在采用改進天棚控制策略時，直線電機提供的電磁推力用于跟蹤天棚控制力，因此為了確定所需要的電磁推力，需要確定合理的天棚阻尼系數(shù)。以C級路面為例，以車身加速度作為乘坐舒適性的評價指標，輪胎動載荷作為輪胎接地性的評價指標，然后以懸架動撓度作為約束條件，研究天棚阻尼系數(shù)和被動阻尼系數(shù)對不同控制目標以及系統(tǒng)能耗的影響，優(yōu)化得到天棚阻尼系數(shù)和被動阻尼系數(shù)。選定天棚阻尼系數(shù)為0～20 000 N·s/m，被動阻尼系數(shù)為500～2 500 N·s/m，天棚阻尼系數(shù)和被動阻尼系數(shù)對不同控制目標以及系統(tǒng)能耗的影響如圖3所示。從圖3可以看出，增加天棚阻尼系數(shù)或者減小被動阻尼系數(shù)能夠改善車輛的乘坐舒適性，而減小天棚阻尼系數(shù)或者增大被動阻尼系數(shù)能夠提高輪胎接地性；懸架動撓度則隨著被動阻尼系數(shù)的增大而減小，但隨著天棚阻尼系數(shù)的增大先減小后增大；系統(tǒng)能耗隨著天棚阻尼系數(shù)的增大而增大，但隨著被動阻尼系數(shù)的增大先減小后增大。另外，根據(jù)上述分析結果可知，當以乘坐舒適性作為控制目標并兼顧系統(tǒng)能耗時，需要增加天棚阻尼系數(shù)并減小被動阻尼系數(shù)，而以輪胎接地性為控制目標并兼顧系統(tǒng)能耗時，則需要減小天棚阻尼系數(shù)并增加被動阻尼系數(shù)。

為了協(xié)調各控制目標以及系統(tǒng)能耗，采用加權函數(shù)優(yōu)化得到天棚阻尼系數(shù)與被動阻尼系數(shù)為

(4)

cs,optimal=minerms

(5)

式中csky,optimal——優(yōu)化的天棚阻尼系數(shù)，N·s/m

ρ1——車身加速度加權系數(shù)

brms——車身加速度均方根，m/s2

bave——車身加速度平均值，m/s2

ρ2——輪胎動載荷加權系數(shù)

drms——輪胎動載荷均方根，N

dave——輪胎動載荷平均值，N

ρ3——懸架動撓度加權系數(shù)

srms——懸架動撓度均方根，m

save——懸架動撓度平均值，m

cs,optimal——優(yōu)化的被動阻尼系數(shù)，N·s/m

erms——系統(tǒng)能耗均方根，W

根據(jù)式(4)、(5)優(yōu)化得到天棚阻尼系數(shù)csky,optimal=1 986.6 N·s/m，被動阻尼系數(shù)cs,optimal=995.8 N·s/m，為了方便仿真與設計，選天棚阻尼系數(shù)為2 000 N·s/m，被動阻尼系數(shù)為1 000 N·s/m。

當天棚阻尼系數(shù)csky=2 000 N·s/m，被動阻尼系數(shù)cs=1 000 N·s/m，混合電磁作動器在跟蹤理想天棚阻尼力時所需要提供的電磁推力如圖4所示。

圖4 電磁推力變化曲線Fig.4 Changing curve of electromagnetic thrust force

由圖4可得，混合電磁作動器跟蹤理想天棚阻尼力時直線電機需要提供的峰值電磁推力為513.28 N，平均電磁推力為136.44 N，因此，選定直線電機需要提供的峰值電磁推力為520 N。

3 結構參數(shù)設計

參照阻尼器的相關行業(yè)標準，選定用于混合電磁作動器的阻尼器的參數(shù)為：工作缸直徑27 mm，活塞桿直徑11 mm，外筒直徑42 mm。

混合電磁作動器所需要確定的主要結構參數(shù)如圖5所示，主要包括：阻尼器上端與阻尼器限位托盤的間距l(xiāng)，液壓阻尼器處于平衡位置時上端蓋與阻尼器上端間距l(xiāng)1，最大壓縮行程l2，最大拉伸行程l3，永磁體軸向長度l4，線圈繞組軸向長度l5，永磁體的厚度τm，鐵芯厚度τp，極距τ，線圈厚度τc，氣隙s，內筒內徑即阻尼器外筒半徑r，內筒外徑r1，線圈內徑r2，線圈外徑r3，永磁體內徑r4，永磁體外徑r5，外筒外徑r6。

圖5 混合電磁作動器主要結構參數(shù)Fig.5 Main structural parameters of hybrid electromagnetic actuator

考慮到該電磁作動器是在液壓阻尼器的基礎上進行設計，因此，在確定作動器的主要結構參數(shù)時必然存在尺寸約束條件，當液壓阻尼器處于平衡位置時，其最大拉伸行程l3為70 mm，最大壓縮行程l2為50 mm，上端蓋與阻尼器上端間距l(xiāng)1為70 mm，阻尼器上端與阻尼器限位托盤的間距l(xiāng)為400 mm，而當液壓阻尼器與直線電機集成以后，永磁體軸向長度l4與最大壓縮、最大拉伸行程之和不能超過上端蓋與限位托盤的間距，即l4+l3+l2≤l1+l，同時，為了保證繞組線圈在運動過程中時刻處于磁場區(qū)域，繞組線圈的軸向長度l5與最大壓縮l2、最大拉伸行程l3之和不能超過永磁體軸向長度，即l5+l3+l2≤l4，另外混合電磁作動器外筒外徑r6不超過55 mm，結構尺寸約束條件如表2所示。

表2 混合電磁作動器的結構尺寸約束條件Tab.2 Design restrictions of hybrid electromagnetic actuator mm

根據(jù)選定的液壓阻尼器型號可知，液壓阻尼器外徑r為21 mm，作動器內筒厚度為4 mm，因而內筒外徑r1為25 mm，而作動器外筒厚度為5 mm，繞組機殼厚度為2 mm，氣隙s為1 mm，因此，線圈的內徑r2為27 mm。

基于上述已知尺寸，根據(jù)尺寸關系，得到未知尺寸之間的關系

(6)

通過式(6)可得，為了確定未知的尺寸參數(shù)，需要確定線圈外徑r3，永磁體外徑r5，永磁體厚度τm以及鐵芯厚度τp，而根據(jù)文獻[18]可知，永磁體外徑r5與線圈外徑r3的比值以及永磁體厚度τm與鐵芯厚度τp的比值對直線電機的推力有影響(圖6)，因此，在Ansoft有限元軟件中構建混合電磁作動器模型，以前面得到的峰值電磁推力520 N為優(yōu)化目標，研究r5/r3以及τm/τp對峰值電磁推力的影響。

圖6 不同尺寸參數(shù)對作動器峰值電磁推力的影響Fig.6 Effect of different size parameters on peak electromagnetic thrust force of hybrid electromagnetic actuator

由圖6a可知，當線圈外徑r3為定值時，作動器峰值電磁推力隨著r5/r3的增大先增大后減小，并且在r5/r3=1.5時，推力有最大值，而當r5/r3為定值時，隨著r3增大，作動器峰值電磁推力先增大后減小，在32.5 mm≤r3≤33.5 mm的區(qū)間內作動器峰值電磁推力有最大值。由圖6b可知，當極距τ為定值時，隨著τm/τp的增大，作動器峰值電磁推力先增大后減小，在τm/τp=2，作動器峰值電磁推力達到最大值；而當τm/τp為定值時，隨著τ增大，作動器峰值電磁推力先增大后減小，在15 mm≤τ≤17 mm的區(qū)間內作動器峰值電磁推力有最大值。

因此，基于上述分析，并結合尺寸限制條件，確定混合電磁作動器的尺寸參數(shù)，如表3所示。

根據(jù)確定的混合電磁作動器的尺寸參數(shù)，其能提供的理論峰值電磁推力大于520 N，滿足目標要求，如圖7所示，其基本性能參數(shù)如表4所示。

表3 混合電磁作動器的優(yōu)化尺寸參數(shù)Tab.3 Optimized size parameters of hybrid electromagnetic actuator mm

圖7 電磁推力變化曲線Fig.7 Changing curve of electromagnetic thrust force

參數(shù)數(shù)值峰值電磁推力Fpeak/N550持續(xù)電磁推力Fcon/N260推力系數(shù)Ki/(N·A-1)78.9反電勢系數(shù)Ke/(V·s·m-1)64.5作動器最大壓縮行程Ymax/mm50作動器最大拉伸行程Lmax/mm70

根據(jù)上述確定的混合電磁作動器尺寸試制的作動器樣機如圖8所示。

圖8 混合電磁作動器樣機Fig.8 Prototype of hybrid electromagnetic actuator

4 臺架試驗

為了測試設計的混合電磁作動器樣機的性能，需要對混合電磁作動器進行臺架試驗，包括混合電磁作動器的外特性測試以及對包含混合電磁作動器的混合電磁懸架進行主動控制測試。

混合電磁作動器樣機的外特性測試主要是為了測試樣機的阻尼特性，而當混合電磁作動器不接外電阻時，即直線電機部分處于短路狀態(tài)時，混合電磁作動器有最大阻尼力[15]。樣機外特性測試以正弦輸入作為激勵源，振幅為50 mm，得到混合電磁作動器樣機阻尼特性如圖9所示。

圖9 混合電磁作動器樣機阻尼特性Fig.9 Damping force of hybrid electromagnetic actuator

為了驗證其在動力學性能方面的優(yōu)越性，對包含混合電磁作動器樣機的混合電磁懸架進行主動控制測試，臺架試驗布局如圖10所示。由INSTRON 8800數(shù)控液壓伺服激振試驗臺模擬隨機路面激勵，如圖11所示，采用6組彈簧模擬輪胎剛度，而車身加速度和懸架動撓度分別通過加速度傳感器和位移傳感器測得，輪胎動載荷可由激振臺上的力傳感器獲得。將測得的車身加速度信息通過設計的組合濾波電路得到懸架控制器所需要的速度信號，輸入到Dspace快速原型控制器中，對速度信號進行A/D轉換后輸出理想天棚阻尼力，并由電機驅動器控制直線電機進行實時跟蹤。

設計的混合電磁作動器樣機輸出的電磁作動力跟蹤天棚阻尼力的效果如圖12所示。由圖12可以看出，樣機實際輸出的電磁作動力能夠較好地跟蹤理想的天棚阻尼力，但輸出的峰值電磁作動力與所需跟蹤的理想天棚阻尼力峰值有差異。

裝有混合電磁作動器的混合電磁懸架與被動懸架的動力學性能對比效果如圖13所示。3個評價指標的均方根如表5所示，從表5可以看出，與被動懸架相比，對于車身加速度和懸架動撓度，混合電磁懸架分別降低了23.35%和14.97%，盡管輪胎動載荷增加了13.20%，但是根據(jù)“3σ”原則[21]，僅有0.3%的概率使車輪跳離地面，因此，采用改進天棚控制策略的混合電磁懸架能夠有效提升車輛的乘坐舒適性，并且還能保證車輛具有較好的輪胎接地性，同時，將懸架動撓度控制在合理范圍內。

圖10 臺架試驗布局Fig.10 Arrangement of bench test

圖11 隨機路面激勵Fig.11 Random road exaction

圖12 樣機輸出的電磁作動力跟蹤天棚阻尼力的效果Fig.12 Tracking effect of linear motor

圖13 性能結果對比Fig.13 Comparison of performance results in time domain

表5 混合電磁懸架與被動懸架試驗結果對比Tab.5 Comparison of test results between hybrid electromagnetic and passive suspensions

表6給出了混合電磁懸架仿真結果和試驗結果的對比，由表可知，仿真與試驗的結果較為一致，但是仍然存在一定的誤差，原因主要是搭建的仿真模型是線性的，忽略了直線電機和液壓阻尼器存在的摩擦力以及液壓阻尼器阻尼力的非線性等因素，而在試驗過程中，這些因素無法避免，因而增加了系統(tǒng)整體“剛度”，使得車身加速度增大，輪胎動載荷和懸架動撓度減小。

表6 混合電磁懸架仿真與試驗結果對比Tab.6 Comparison of hybrid electromagnetic suspension results between simulation and test

對上述時域結果進行傅里葉變換，得到車身加速度、輪胎動載荷及懸架動撓度功率譜密度如圖14所示。從圖14可以看出，混合電磁懸架能夠有效改善低頻段(車身共振)的動力學性能，但是在高頻段(車輪共振)的輪胎動載荷會有一定程度惡化，這是因為改進天棚控制策略主要是改善低頻段(車身共振)的動力學性能，對于高頻段(車輪共振)的動力學性能只能兼顧，而非改善。

5 結論

(1)采用改進天棚控制策略匹配設計的混合電磁作動器結構，優(yōu)化混合電磁作動器的性能參數(shù)，得到天棚阻尼系數(shù)為2 000 N·s/m，被動阻尼系數(shù)為1 000 N·s/m。

(2)分析永磁體外徑r5與線圈外徑r3的比值以及永磁體厚度τm與鐵芯厚度τp的比值對直線電機電磁推力的影響，優(yōu)化并確定混合電磁作動器的結構參數(shù)。

(3)根據(jù)優(yōu)化后的結構參數(shù)試制混合電磁作動器樣機，并對樣機進行臺架試驗。試驗結果表明，該樣機輸出的電磁推力能夠較好地跟蹤理想天棚阻尼力，與被動懸架相比，包含混合電磁作動器的混合電磁懸架車身加速度和懸架動撓度分別降低了23.35%和14.97%，雖然輪胎動載荷增加了13.20%，但是根據(jù)“3σ”原則，僅有0.3%的概率使車輪跳離地面，在可接受范圍之內。