苏ICP备112451047180号-6
基于磁流变流体和电动力学效应的创新型多间隙离合器：磁性设计和实验现象
摘要
在本文中，描述了一种创新的多间隙磁流变离合器。受到作者研究团队以前开发设备的启发，并且包含基于电动效应新颖的解决方案，能够在接合阶段大大提高传输扭矩。由于这种（瞬态）相的特征在于两个离合器轴之间的非零角速度，用于激励流体的永磁体系统的旋转在策略性地定位在该装置中的一些导电材料上引起涡流。因此，产生电磁转矩，其被加到仅由磁流变流体传递的转矩上。一旦离合器完全接合并且两个轴之间的相对速度为零，则电动势效应消失，并且该装置像常规磁流变离合器一样工作。该系统通过 3DFEM 模型进行调查和设计，并且该设备的性能在原型上经过实验验证。
关键词：磁流变流体 涡流 电磁力矩 磁流变离合器
1.说明
在最近的一篇文章[1]中，作者的研究小组介绍并讨论了一种安全故障，多间隙磁流变 离合器，通过永磁体系统激励。它是在旨在降低汽车应用的伺服辅助制动系统中真空泵的能耗的项目框架中开发的[2,3]。离合器介于凸轮轴和真空泵之间，以便在不再需要其操作时使泵脱离。由永磁体驱动的磁流变（MR）流体离合器的选择是在被几个设计局限后提出的[4,5]。特别地，制动系统的安全要求需要离合器故障安全，不得对凸轮轴施加轴向载荷。然后，由于用于构建离合器的磁流变液（MRF）的特征在于不磁化（<0.3Pa·s）时的低粘度，因此确保了脱离状态下的低功率损失。此外，由于在磁化时的高屈服应力（≈70kPa，@200 −1）,在接合状态下能够产生高的可传递扭矩。最后，由于磁流变流体在从非磁化的磁化状态（反之亦然）通过时，在快速切换时间（<10〜12ms）内作出响应，所以离合器致动在时间响应要求之内。在[1]中开发的器件通过适当的 3DFEM 模型进行了调查和设计。此外，实验的特征是在专用测试台上执行一组测量。如[6]所述，基于磁流变液的离合器允许在城市驾驶中减少真空泵的消耗，达到 29％，而在城外驾驶中则减少了 46％。虽然开发的原型[1]运行相当好[7]，但其主要缺点是启动阶段的传输转矩的值，即在分离和接合状态之间的机械瞬态过程中。如图 3（b）所示，接合状态下的扭矩几乎是两个离合器轴之间的相对速度（DW）的函数。这是因为在接合状态下，与粘度相关的扭矩分量（其取决于 DW）约为磁场相关扭矩分量的 6％。
在这篇新文章中，提出了一种能够克服先前开发的原型的主要缺陷的创新配置。新设备利用旋转磁场产生的电动效应，大大提高了离合器的性能。在接合（瞬态）阶段期间，由永磁体组成的激励系统的旋转在导电材料上引起“涡流”，其策略性地定位在器件中。然后，这些电流和励磁磁场之间的相互作用产生电磁转矩。这个扭矩仅被添加到由流体传递的扭矩，有助于离合器接合，特别是在启动阶段，当需要额外的扭矩以克服可能的静摩擦时。然而如在传统的基于磁流变流体的离合器中，一旦两轴达到相同的速度，涡流（因此电磁转矩）消失，转矩传递仅由磁流变液确保。在本文中，描述了一种创新的多间隙磁流变离合器。受到作者研究团队以前开发设备的启发，并且包含基于电动效应新颖的解决方案，能够在接合阶段大大提高传输扭矩。由于这种（瞬态）相的特征在于两个离合器轴之间的非零角速度，用于激励流体的永磁体系统的旋转在策略性地定位在该装置中的一些导电材料上引起涡流。因此，产生电磁转矩，其被加到仅由磁流变流体传递的转矩上。一旦离合器完全接合并且两个轴之间的相对速度为零，则电动势效应消失，并且该装置像常规磁流变离合器一样工作。该系统通过 3DFEM 模型进行调查和设计，并且该设备的性能在原型上经过实验验证。
关键词：磁流变流体 涡流 电磁力矩 磁流变离合器
1.说明
在最近的一篇文章[1]中，作者的研究小组介绍并讨论了一种安全故障，多间隙磁流变 离合器，通过永磁体系统激励。它是在旨在降低汽车应用的伺服辅助制动系统中真空泵的能耗的项目框架中开发的[2,3]。离合器介于凸轮轴和真空泵之间，以便在不再需要其操作时使泵脱离。由永磁体驱动的磁流变（MR）流体离合器的选择是在被几个设计局限后提出的[4,5]。特别地，制动系统的安全要求需要离合器故障安全，不得对凸轮轴施加轴向载荷。然后，由于用于构建离合器的磁流变液（MRF）的特征在于不磁化（<0.3Pa·s）时的低粘度，因此确保了脱离状态下的低功率损失。此外，由于在磁化时的高屈服应力（≈70kPa，@200 −1）,在接合状态下能够产生高的可传递扭矩。最后，由于磁流变流体在从非磁化的磁化状态（反之亦然）通过时，在快速切换时间（<10〜12ms）内作出响应，所以离合器致动在时间响应要求之内。在[1]中开发的器件通过适当的 3DFEM 模型进行了调查和设计。此外，实验的特征是在专用测试台上执行一组测量。如[6]所述，基于磁流变液的离合器允许在城市驾驶中减少真空泵的消耗，达到 29％，而在城外驾驶中则减少了 46％。虽然开发的原型[1]运行相当好[7]，但其主要缺点是启动阶段的传输转矩的值，即在分离和接合状态之间的机械瞬态过程中。如图 3（b）所示，接合状态下的扭矩几乎是两个离合器轴之间的相对速度（DW）的函数。这是因为在接合状态下，与粘度相关的扭矩分量（其取决于 DW）约为磁场相关扭矩分量的 6％。
本文的结构如下。第 2 节描述了以前开发的设备及其操作;第 3 节介绍新提出的装置;第 4 节用仿真结果合成电动力学有限元模型;第 5 节描述了原型，并讨论了使用合适的测试台测量的实验结果。
2.开发的原型：简要说明
为了对设备更清晰的了解，引入新的配置，先前开发的设备（以下简称“旧设备”）作为对比。无论如何，在[1,8]中报告了详细的描述。如图 1 所示，它由主轴和副轴组成，具有与磁流变流体填充的双杯形间隙，以及可在壳体腔中轴向滑动的永磁体励磁系统（永磁体励磁系统）。
AISI-1018 和 AISI-316L 材料分别用于铁磁和非铁磁部件;而由LordCorporation[9]生产的磁流变液 140CG 被选为磁流变液。关于磁场源，通过使用稀土NdFeB 中空圆柱体，以四个 90°的极点排列得到最高的磁流变液激发水平，并沿其直径方向交替磁化，如图 2 所示。
该装置工作如下：当永磁体励磁系统远离磁流变液间隙（图 1（a），“OFF 状态”）时，非常低的磁流体密度通过流体。在这种情况下，主要由于寄生和剩余磁化效应引起的传递扭矩具有非常低的值（≈0.4 至 0.5Nm），导致脱离轴的状态。相反，在从 OFF 到 ON状态的永磁体励磁系统移动期间，随着磁体和流体之间的距离减小，磁流变液内部的磁场增加。然后，当永磁体励磁系统系统处于“ON 状态”（图 1（b））时，磁场密度足够高，导致高剪切应力，从而导致高水平的可传递扭矩（≈5.0Nm）在主轴和副轴之间。然而，除了可传递的扭矩外，在设计阶段也应考虑磁轴向力。这种力是由于永磁体励磁系统和铁磁材料之间的自然吸引力。由于其作用在轴向，它可能妨碍或促进永磁体励磁系统运动从 OFF 状态到 ON 状态，反之亦然。图 3（a）示出了作为从关闭到接通状态的激励系统位移的函数的可传递扭矩和磁轴向力。图 3（b）示出了作为主轴和次轴之间的相对速度DW 的函数的可传递扭矩（处于 OFF 和 ON 状态）的情况。
对于离合器致动（图中未示出），基于被动气动操作原理的系统被认为是最适合于特定应用的系统。在[2,10]中详细描述了在开/关控制策略中被证明是有效和可靠的解决方案。磁体通过 O 型圈密封件将腔室分成两个气密分离的部件。主轴和副轴呈现轴向孔，其将磁体室的每个部分与外部压力源连接。该解决方案的工作原理如下：通过预加载弹簧确保接合阶段（将永磁体励磁系统从 OFF 移动到 ON 状态位置）;可以通过作用在相对的磁体表面上的不同的压力来获得脱离相位，这决定了永磁体励磁系统系统返回到 OFF 位置的移动。无论如何，致动系统被设计成使得弹簧迫使磁体朝向流体间隙区域;这种情况保证在气动系统故障的情况下的流体磁化，确保故障安全离合器操作.
3.新设备
在先前的装置中，主轴由交替的铁磁和非铁磁盘组成（见图 4）。如[1]所述，该配置旨在强制磁力密度 B 通过内部和外部磁流变液间隙，从而在磁流变流体本身内部更好的分布。然而，为了利用电动力学效应，主轴需要从电磁场的角度进行完全重新设计。新解决方案的示意图如图 5 所示。
它由许多薄的铁磁层（厚度为 0.5mm）组成，具有 36 个槽和在内径和外径上加工的齿。一旦堆叠起来，层叠的铁芯槽被填充有大约3×107 −1 −1的导电合金，两端通过两个环短路。以这种方式，可以获得一种双“鼠笼”：一个位于内间隙的外半径处，另一个定位在外间隙的内半径处。这种新设计有两个效果：（1）铁磁层（叠片）可以更好地解决磁流变液间隙的两个圆柱部分的磁流体密度;（2）双笼允许涡流的循环，并且可以获得额外的扭矩。
在先前的装置中，主轴由交替的铁磁和非铁磁盘组成（见图 4）。如[1]所述，该配置旨在强制磁力密度 B 通过内部和外部磁流变液间隙，从而在磁流变流体本身内部更好的分布。然而，为了利用电动力学效应，主轴需要从电磁场的角度进行完全重新设计。新解决方案的示意图如图 5 所示。
它由许多薄的铁磁层（厚度为 0.5mm）组成，具有 36 个槽和在内径和外径上加工的齿。一旦堆叠起来，层叠的铁芯槽被填充有大约3×107 −1 −1的导电合金，两端通过两个环短路。以这种方式，可以获得一种双“鼠笼”：一个位于内间隙的外半径处，另一个定位在外间隙的内半径处。这种新设计有两个效果：（1）铁磁层（叠片）可以更好地解决磁流变液间隙的两个圆柱部分的磁流体密度;（2）双笼允许涡流的循环，并且可以获得额外的扭矩。
因此，启动时的装置像感应电动机一样工作，其中通过四极永磁体励磁系统的机械旋转获得旋转磁场转子。实际上，在机电过渡阶段，当两个离合器轴以不同的速度旋转时，永磁体在（双）鼠笼上感应出涡流。涡电流和磁感应之间的相互作用产生了一个电磁转矩，加在磁流变液的电磁转矩之间有助于离合器接合。当离合器轴之间的相对速度为零（接合状态）时，仅通过磁流变液确保涡流以及因此的电磁转矩消失和转矩传递。所提出的解决方案允许智能地增加离合器传递扭矩，特别是在启动阶段，当需要额外的扭矩以克服可能的静摩擦时。
4.新设备的数值模拟
通过开发基于 FEM 代码 EFFE 的 3D 动态模型来研究新器件的性能[11]。它能够考虑材料的非线性（铁磁铁和 MR 流体），永磁体的行为，以及由于永磁体励磁系统 s 围绕设备轴旋转的运动效应。图 6（a）显示了整个结构的 FE 网格，包含大约“2.5×106个元素和节点”，而图 6（b）显示了在双鼠笼级别的 FE 模型中的切割。
4.1.静态条件
为了分析 MR 流体内的磁流体密度的行为，进行了一些数值模拟，离合器处于静止状态（初级和次级轴速度固定为零），永磁体励磁系统 s 处于 ON 状态。图 7 显示了新装置中流体中磁流体密度磁感应强度的图，而图 8 中报告了新旧装置的不同部位之间的磁感应强度之间的比较。特别地，图 8（a）和（b）分别示出了沿着线 a-a’和 b-b’的磁感应强度的径向分量的曲线（如图 7 所示）。相反，图 8（c）和（d）显示了沿着分别通过点 ce 和 ci 的周长的磁感应强度的模量的概况（见图 7）。虽然齿和槽的存在影响了磁流体密度沿圆周方向的变化，结果表明，新配置允许稍微增加磁流变液外圆柱形部分中的值。
4.2.动态条件
在动态条件下对新装置进行了调查，以评估双鼠笼对所提出的装置性能的贡献。进行模拟，将图 9 中所示的平滑速度曲线施加到主轴，同时保持阻挡次级。因此，主轴和副轴之间的相对速度 DW 在大约 120ms 内从 0 转到 1500rpm。分析在两个不同的配置中进行：（1）间隙中没有磁流变液的装置;（2）间隙中具有磁流变液的设备。
4.2.1.在间隙中没有磁流变液的的设备：虽然这种情况并不是指离合器的实际操作，但是通过实验验证 FEM 模型可能是有用的。事实上，当装置不包含流体时，如果轴承摩擦产生的寄生扭矩被忽略，则离合器仅由于涡流而仅传递（电磁）转矩。图 10（a）和（b）显示了双鼠笼中涡流的映射关系，当相对速度 DW 遵循图 9 所示的配置文件时，电磁转矩和设备不包含磁流变液。在ΔΩ=1500rpm 时，电磁转矩的稳态值约为 0.62Nm。
4.2.2.在间隙中带有磁流变液的设备：该条件是指离合器的实际操作。由于磁流变液磁导率大于空气的磁导率，因此其在间隙中的存在可改变现场线路，通常会增加整个结构中的磁场。因此，预计在不需要流体的情况下会增加电磁转速。图 11（a）和（b）显示了双鼠笼中涡流的映射和图 10 中的电磁转矩映射，但与磁流变液相关。这些数值结果表明，双鼠笼解决方案运行正常，能够产生有效的电磁转矩。此外，间隙内的流体的存在允许增加该扭矩，其在 1500rpm的速度下约为 0.93Nm，比没有流体的情况大约大 50％。
4.新设备的数值模拟
通过开发基于 FEM 代码 EFFE 的 3D 动态模型来研究新器件的性能[11]。它能够考虑材料的非线性（铁磁铁和 MR 流体），永磁体的行为，以及由于永磁体励磁系统 s 围绕设备轴旋转的运动效应。图 6（a）显示了整个结构的 FE 网格，包含大约“2.5×106个元素和节点”，而图 6（b）显示了在双鼠笼级别的 FE 模型中的切割。
4.1.静态条件
为了分析 MR 流体内的磁流体密度的行为，进行了一些数值模拟，离合器处于静止状态（初级和次级轴速度固定为零），永磁体励磁系统 s 处于 ON 状态。图 7 显示了新装置中流体中磁流体密度磁感应强度的图，而图 8 中报告了新旧装置的不同部位之间的磁感应强度之间的比较。特别地，图 8（a）和（b）分别示出了沿着线 a-a’和 b-b’的磁感应强度的径向分量的曲线（如图 7 所示）。相反，图 8（c）和（d）显示了沿着分别通过点 ce 和 ci 的周长的磁感应强度的模量的概况（见图 7）。虽然齿和槽的存在影响了磁流体密度沿圆周方向的变化，结果表明，新配置允许稍微增加磁流变液外圆柱形部分中的值。
4.2.动态条件
在动态条件下对新装置进行了调查，以评估双鼠笼对所提出的装置性能的贡献。进行模拟，将图 9 中所示的平滑速度曲线施加到主轴，同时保持阻挡次级。因此，主轴和副轴之间的相对速度 DW 在大约 120ms 内从 0 转到 1500rpm。分析在两个不同的配置中进行：（1）间隙中没有磁流变液的装置;（2）间隙中具有磁流变液的设备。
4.2.1.在间隙中没有磁流变液的的设备：虽然这种情况并不是指离合器的实际操作，但是通过实验验证 FEM 模型可能是有用的。事实上，当装置不包含流体时，如果轴承摩擦产生的寄生扭矩被忽略，则离合器仅由于涡流而仅传递（电磁）转矩。图 10（a）和（b）显示了双鼠笼中涡流的映射关系，当相对速度 DW 遵循图 9 所示的配置文件时，电磁转矩和设备不包含磁流变液。在ΔΩ=1500rpm 时，电磁转矩的稳态值约为 0.62Nm。
4.2.2.在间隙中带有磁流变液的设备：该条件是指离合器的实际操作。由于磁流变液磁导率大于空气的磁导率，因此其在间隙中的存在可改变现场线路，通常会增加整个结构中的磁场。因此，预计在不需要流体的情况下会增加电磁转速。图 11（a）和（b）显示了双鼠笼中涡流的映射和图 10 中的电磁转矩映射，但与磁流变液相关。这些数值结果表明，双鼠笼解决方案运行正常，能够产生有效的电磁转矩。此外，间隙内的流体的存在允许增加该扭矩，其在 1500rpm的速度下约为 0.93Nm，比没有流体的情况大约大 50％。
5.离合器的实验现象
在数值模拟结果的基础上，建立了电动力/磁流变离合器的原型。图 12（a）-（c）分别示出了铁磁层，带有双鼠笼的主轴和组装的原型。
为了表征其性能，新型号在专用测试台上进行了测试，如图 13 所示。主要由无刷电机组成，通过合适的接头和球轴承与主离合器轴相连。通过扭矩计（STAMOSENS0160DM）测量可传递扭矩和转速。对于致动系统，尽管对于特定应用，气动执行器被认为是最合适的解决方案（参见第 2 节页的结尾），在本文中描述的实验测试中，离合器接合/脱离是通过使用不同的解决方案。特别地，通过使用预加载的弹簧来 执行永磁体励磁系统系统从 OFF 到 ON 状态（离合器接合）的移动，同时通过以下操作确保反向运动（从 ON 到 OFF 状态的永磁体励磁系统系统：离合器分离）步进电机。如图 13所示，后者的运动是通过使用固定在永磁体励磁系统支架上的导线和可以缠绕导线的滑轮获得的。然后，通过控制步进电机适当地调整容纳室内的永磁体励磁系统位置。这种选择允许在测试期间对离合器致动进行完整的控制。
在所有实验测试中，主轴由无刷电机适当地驱动，而副轴被机械约束保持阻挡。无刷电机由 PC 上运行的专用软件控制，通过 USB 记录测量数量。
作为第一步，为了验证动态 FEM 模型的可靠性，在没有磁流变液的配置中对新器件进行了一些初步实验测量。无刷电机的控制方式是使主轴遵循给定的速度配置（“速度控制”模式）。然后，在接合状态（接通状态）或机械瞬变（从 OFF 到接通状态）的同时，将永磁体励磁系统激励系统沿轴向适当地定位，以便在离合状态（OFF 状态）中测试离合器，。此外，在相同条件下运行的新旧设备之间进行比较。图 14（a）示出了在离合器处于 OFF 状态并且没有 MR 流体在间隙中进行的测试中测量的速度和扭矩。在这种情况下，离合器仅传递由于轴承摩擦而产生的寄生扭矩，其在 1500rpm 时大约等于 0.12Nm。
作为第一步，为了验证动态 FEM 模型的可靠性，在没有磁流变液的配置中对新器件进行了一些初步实验测量。无刷电机的控制方式是使主轴遵循给定的速度配置（“速度控制”模式）。然后，在接合状态（接通状态）或机械瞬变（从 OFF 到接通状态）的同时，将永磁体励磁系统激励系统沿轴向适当地定位，以便在离合状态（OFF 状态）中测试离合器，。此外，在相同条件下运行的新旧设备之间进行比较。图 14（a）示出了在离合器处于 OFF 状态并且没有 MR 流体在间隙中进行的测试中测量的速度和扭矩。在这种情况下，离合器仅传递由于轴承摩擦而产生的寄生扭矩，其在 1500rpm 时大约等于 0.12Nm。
在图 14（b）中，显示了动态 FEM 模型的初步验证。在该测试中，当离合器处于 OFF 状态时，主轴被加速至 1500rpm 的速度。然后，在时间 t≈200 秒，永磁体励磁系统系统从 OFF移动到 ON 状态，执行离合器接合。最后，在 t≈250 秒的时间，永磁体励磁系统被恢复到关闭状态，离合器被放慢直到停止。在接合状态（时间 t≈200 秒和 t≈250 秒之间）时，由于间隙为空，扭矩计测量的转矩是寄生和电磁转矩的总和。后者是由于双鼠笼中的涡流与激励磁场之间的相互作用引起的转矩。该扭矩的平均值在 1500rpm 时大致等于 0.67Nm。
因此，减去寄生转矩（见图 14（a）），实验电磁转矩在 1500rpm 时的平均值约为 0.56Nm。
考虑到图 10（b）中报告的仿真结果忽略了寄生转矩，计算出的电磁转矩和测量电磁转矩之间的误差约为 10％，表明开发的有限元模型能够令人满意地预测动态特性提出的设备。
图 14（b）显示，在旧设备中也存在电磁转矩。事实上，构成旧主轴的材料也会引起涡流（见图 4）。无论如何，由于这些材料的导电性比双笼材料的导电性低几倍，所以可以忽略旧装置中的电磁转矩的贡献。此外，为了验证的有效性，进行考虑离合器从脱离状态到接合状态的机械
瞬变的测试。无刷电机在大约 150 秒内将主轴从 0 转到 1500rpm，然后通过控制系统保持恒定的速度。由于副轴被阻塞 ， 两 轴 之 间 的 相 对ΔΩ=1500rpm。一旦速度达到其最终值，在 t=181s，永磁体励磁系统系统从 OFF 移动到 ON状态。然后，约 6-7 秒后，无刷电机关闭。在图 16 中，显示了在该测试期间记录的速度和扭矩。在同一图中，报告了新旧设备之间的比较。结果表明，新装置传递的扭矩达到约 6.5Nm 的值，比通过旧装置（≈5.1Nm）获得的扭矩大 25％-28％。对于速度，由于无刷电动机以“速度控制”模式被驱动，所以在接合阶段，由于转矩的增加，发生约 11％-13％的速度下垂。作为次要事项，值得注意的是，一旦离合器接合，扭矩的状态随时间几乎线性下降。考虑到温度对基于磁流变液的离合器的扭矩传递特性的众所周知的影响，可以解释这种现象。事实上，由于两轴之间的相对速度增加了设备内部耗散的功率，所以自产热量会
考虑到图 10（b）中报告的仿真结果忽略了寄生转矩，计算出的电磁转矩和测量电磁转矩之间的误差约为 10％，表明开发的有限元模型能够令人满意地预测动态特性提出的设备。
图 14（b）显示，在旧设备中也存在电磁转矩。事实上，构成旧主轴的材料也会引起涡流（见图 4）。无论如何，由于这些材料的导电性比双笼材料的导电性低几倍，所以可以忽略旧装置中的电磁转矩的贡献。此外，为了验证的有效性，进行考虑离合器从脱离状态到接合状态的机械
瞬变的测试。无刷电机在大约 150 秒内将主轴从 0 转到 1500rpm，然后通过控制系统保持恒定的速度。由于副轴被阻塞 ， 两 轴 之 间 的 相 对ΔΩ=1500rpm。一旦速度达到其最终值，在 t=181s，永磁体励磁系统系统从 OFF 移动到 ON状态。然后，约 6-7 秒后，无刷电机关闭。在图 16 中，显示了在该测试期间记录的速度和扭矩。在同一图中，报告了新旧设备之间的比较。结果表明，新装置传递的扭矩达到约 6.5Nm 的值，比通过旧装置（≈5.1Nm）获得的扭矩大 25％-28％。对于速度，由于无刷电动机以“速度控制”模式被驱动，所以在接合阶段，由于转矩的增加，发生约 11％-13％的速度下垂。作为次要事项，值得注意的是，一旦离合器接合，扭矩的状态随时间几乎线性下降。考虑到温度对基于磁流变液的离合器的扭矩传递特性的众所周知的影响，可以解释这种现象。事实上，由于两轴之间的相对速度增加了设备内部耗散的功率，所以自产热量会
增加流体的温度，并且可能会损失扭矩。显然，这种效果在新型离合器中相对于旧式离合器更为突出，因为在双鼠笼中引起的涡流有助于进一步提高磁流变液的温度。
在“速度控制”模式下进行上一节中进行的实验测试，以控制无刷电动机。这种控制允许在主离合器轴和次级离合器轴之间施加相对速度 DW 的给定情况，并且测量容纳室内的永磁体励磁系统的不同位置的可传递扭矩。虽然这些测试在分析涡流对由所提出的装置传递的扭矩的贡献时是有用的，但它们不能再现离合器的实际操作。事实上，为了验证设备的实际行为，无刷电机以“转矩控制”模式驱动。该控制考虑两个给定的参考值（阈值）：一个用于速度（1500rpm），另一个用于扭矩（1Nm）。如果离合器传递的扭矩低于预定阈值，则无刷电机以给定的斜坡加速主轴，达到速度参考值。相反，如果传递的扭矩超过给定的阈值，则无刷电动机根据扭矩的值来调节其速度，如机械负载一样操作。
在本实验测试中，通过扭矩计测量的转矩和（相对）角速度的曲线如图 17 所示。在试验的第一阶段（从第 t≈0 到 t≈1.86s），离合器处于脱离状态，主轴从 0 加速 到 1500rpm。由于永磁体励磁系统系统处于关闭状态，磁流变流体没有激发，涡流可忽略，寄生+粘性+残余磁场转矩（≈0.5Nm）无法启动次级轴。在这些条件下，主轴加速直到达到并保持速度值等于预定阈值（1500rpm）。
当时间为 41.86 秒，预载弹簧将永磁体励磁系统推到 ON 状态，执行离合器接合。在机电瞬变期间（从 41.86 秒到 42.4 秒），传输转矩随着沿 z 轴的永磁体励磁系统位移而增加，相对速度相应减小。在这种情况下，仪器测量的总转矩约为 6.6Nm，主要是两部分之和;第一个是由于磁流变流体的磁化，并且遵循图 3（a）中的显示。与电动力效应相关的第二个组件是由双鼠笼和磁场之间的涡流之间的相互作用产生的。这种电磁转矩只有在两个离合器轴之间的相对速度不为零（DW0））的机械过渡时才存在。它作为额外的扭矩作用在额外的扭矩，这增加了通过磁流变流体的激励获得的扭矩，有助于在可能的情况下离合器接合静摩擦必须克服。然而，一旦系统达到其机械平衡，由于滑移变为零（DW=0），所以涡流消失，仅通过磁流变液确保扭矩传递，如在传统的基于磁流变的离合器中。最后，结果表明，与没有双鼠笼的离合器相比，机械瞬态过程中的总扭矩增加约28％。对于热问题，尽管需要进行更深入的分析，但是可以观察到，在离合器的实际操作期间，涡流对升温的贡献仅在持续时间非常短的机械瞬变期间发生（约 0.5s）。
在“速度控制”模式下进行上一节中进行的实验测试，以控制无刷电动机。这种控制允许在主离合器轴和次级离合器轴之间施加相对速度 DW 的给定情况，并且测量容纳室内的永磁体励磁系统的不同位置的可传递扭矩。虽然这些测试在分析涡流对由所提出的装置传递的扭矩的贡献时是有用的，但它们不能再现离合器的实际操作。事实上，为了验证设备的实际行为，无刷电机以“转矩控制”模式驱动。该控制考虑两个给定的参考值（阈值）：一个用于速度（1500rpm），另一个用于扭矩（1Nm）。如果离合器传递的扭矩低于预定阈值，则无刷电机以给定的斜坡加速主轴，达到速度参考值。相反，如果传递的扭矩超过给定的阈值，则无刷电动机根据扭矩的值来调节其速度，如机械负载一样操作。
在本实验测试中，通过扭矩计测量的转矩和（相对）角速度的曲线如图 17 所示。在试验的第一阶段（从第 t≈0 到 t≈1.86s），离合器处于脱离状态，主轴从 0 加速 到 1500rpm。由于永磁体励磁系统系统处于关闭状态，磁流变流体没有激发，涡流可忽略，寄生+粘性+残余磁场转矩（≈0.5Nm）无法启动次级轴。在这些条件下，主轴加速直到达到并保持速度值等于预定阈值（1500rpm）。
当时间为 41.86 秒，预载弹簧将永磁体励磁系统推到 ON 状态，执行离合器接合。在机电瞬变期间（从 41.86 秒到 42.4 秒），传输转矩随着沿 z 轴的永磁体励磁系统位移而增加，相对速度相应减小。在这种情况下，仪器测量的总转矩约为 6.6Nm，主要是两部分之和;第一个是由于磁流变流体的磁化，并且遵循图 3（a）中的显示。与电动力效应相关的第二个组件是由双鼠笼和磁场之间的涡流之间的相互作用产生的。这种电磁转矩只有在两个离合器轴之间的相对速度不为零（DW0））的机械过渡时才存在。它作为额外的扭矩作用在额外的扭矩，这增加了通过磁流变流体的激励获得的扭矩，有助于在可能的情况下离合器接合静摩擦必须克服。然而，一旦系统达到其机械平衡，由于滑移变为零（DW=0），所以涡流消失，仅通过磁流变液确保扭矩传递，如在传统的基于磁流变的离合器中。最后，结果表明，与没有双鼠笼的离合器相比，机械瞬态过程中的总扭矩增加约28％。对于热问题，尽管需要进行更深入的分析，但是可以观察到，在离合器的实际操作期间，涡流对升温的贡献仅在持续时间非常短的机械瞬变期间发生（约 0.5s）。
6.结论
绍了基于磁流变液和电动力效应的创新多间隙离合器的磁性设计和实验表征。它是基于由永磁体激发的磁流变离合器，并且利用电动力学效应来提高其性能约 28％。在接合（瞬态）阶段期间，基于永磁体励磁系统的激励系统的旋转在双鼠笼上引起“涡流”，其策略性地定位在设备中。然后，这些电流和磁场之间的相互作用产生电磁转 矩。这个扭矩被加到由磁化磁流变流体传送的扭矩上，这有助于离合器接合，特别是在启动阶段，当需要额外的扭矩来克服可能的静摩擦时。一旦两轴达到相同的速度，涡流（因此电磁转矩）消失，转矩传递仅由磁流变液确保，如在传统的基于磁流变液的离合器中。所提出的离合器是通过 3D 动态 FEM 模型设计的，并且在不同操作条件下的性能通过对原型的实验测量来验证。
参考文献
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