磁流變減振器集成式壓阻加速度傳感器設計與試驗

董小閔 于建強 毛 飛 陳平根

(重慶大學機械傳動國家重點實驗室， 重慶 400030)

磁流變減振器集成式壓阻加速度傳感器設計與試驗

董小閔 于建強 毛 飛 陳平根

(重慶大學機械傳動國家重點實驗室， 重慶 400030)

為滿足汽車半主動懸架磁流變減振器運行過程中健康狀態監測的需求，提高傳感系統的可靠性，設計了一種可以測量動態加速度的磁流變減振器外置集成式壓阻加速度傳感器。根據減振器的工作特性和壓阻加速度傳感器的特點，提出了減振器集成加速度傳感器的概念，確定了集成方式。分析了集成式壓阻傳感器的設計原則并對芯片進行了結構選型。為保證傳感器具有較大的靈敏度以及較好的動態特性，以測試量程為約束條件，采用理論模型推導與有限元仿真結合的方法，確定了芯片的主要尺寸參數，進一步通過理論分析完成了芯片的版圖設計。參照設計的加速度傳感器參數，進行了訂制，在正弦和隨機激勵下對采用集成加速度傳感器的磁流變減振器的單自由度懸架進行了測試與分析，結果證明所設計的加速度傳感器具有較好的精度及動態穩定性，能夠滿足使用要求。

壓阻加速度傳感器； 磁流變減振器； 集成； 設計； 試驗

引言

磁流變減振器是一種以磁流變液為介質的可實現半主動控制的耗能器件，具有阻尼無級可調、耗能少等優點，目前已成功應用于建筑、橋梁及汽車懸架等領域[1-5]。但磁流變減振器在長時間運行過程中可能會出現磁流變液沉降或固化、密封失效、勵磁線圈破損、活塞桿折彎等液體或器件的故障，從而引起磁流變減振器的性能衰減甚至失效，故需對磁流變減振器的運行狀態進行檢測以保證系統的可靠運行[6-7]。

同時，磁流變減振器作為實現減振系統半主動控制的執行器件，需要外部的控制器對其輸出性能進行控制。為實時獲取應用對象的動態信息以輸出控制信號，控制器需要接收外部傳感器的信號[8]。除阻尼力、溫度信號外，加速度、速度與位移信號在理論上只需采集一種即可以通過微分積分等處理實現數據的獲得，加速度傳感器的體積較小，占用空間小，實際應用廣泛，故常將加速度信號作為控制器的輸入信號[9-10]。此外，加速度均方根作為系統舒適性與安全性的評價指標，能夠在很大程度上反映磁流變減振系統的運行健康狀態，因此對磁流變減振器的加速度進行實時監測十分必要[11]。

但一些磁流變減振器的應用環境惡劣，采用分離式加速度傳感器的減振系統具有線路復雜、成本高、可靠性低的缺點，為保證減振器正常工作，設計自感知自適應的磁流變減振系統至關重要，而減振器集成式傳感器的設計是關鍵?？紤]到半導體制成的加速度傳感器具有靈敏度高、輸出信號大、功耗低、滯后和蠕變小、頻響高、長期穩定性好、成本低等優點[12-14]，本文提出一種由半導體制成的與減振器外置集成的壓阻加速度傳感器。利用壓阻效應導致的電阻變化，實時測量減振器運動部件的加速度，以期實現磁流變減振器加速度自感知[15]。

1 磁流變減振器集成式壓阻加速度傳感器概念設計

單桿單筒式磁流變減振器相較于其他形式的直線磁流變減振器，具有結構簡單、長度小等優點，是半主動懸架減振器件的首選。圖1為設計的單桿單筒磁流變減振器的結構示意圖[16]，主要由缸筒、活塞、活塞桿、勵磁線圈及浮動活塞等組成。缸筒與活塞或活塞桿在相對運動時，磁流變液會在活塞與缸筒之間的環形間隙內往復流動?？刂破鞲鶕鞲衅鞑杉臓顟B信號發出控制指令，并施加電流于活塞凹槽內的勵磁線圈上，環形間隙內會產生垂直于磁流變液流動方向的磁場，磁場的大小會影響磁流變液的剪切屈服強度，進而控制磁流變減振器輸出阻尼力。磁流變減振器的振動控制系統，一般采用天棚控制算法，其阻尼力施加的判定條件[17]為

(1)

圖1 單桿單筒式磁流變減振器的結構示意圖Fig.1 Diagram of magneto-rheological damper with single rod and cylinder1.氮氣 2.浮動活塞 3.勵磁線圈 4.活塞桿 5.導線 6.磁流變液 7.導向座 8.活塞 9.缸筒

由式(1)可知，控制一支磁流變減振器需要2個加速度傳感器，為滿足控制需求，傳統的傳感器通常是采用加速度傳感器與減振器分離安裝的方式，可靠性較低且拆裝繁瑣。為實現對基于磁流變減振器的半主動懸架系統的健康自監測以及反饋控制，設計了如圖2所示的磁流變減振器集成式加速度傳感器，2個加速度傳感器采用外置集成方式布置于減振器的缸筒下端及活塞桿上端，避免了內置傳感器受磁流變液污染及極限工況帶來的沖擊破壞等情況。

圖2 集成式磁流變減振器加速度傳感器的位置分布Fig.2 Location of integrated acceleration sensor on magneto-rheological damper1.上端集成加速度傳感器部件 2.下端集成加速度傳感器部件 3.缸筒 4.活塞桿

考慮到活塞桿與缸筒上的加速度傳感器具有相同的結構，僅是固定方式有所不同，為簡化分析，以下主要分析集成活塞桿處加速度傳感器。加速度傳感器與活塞桿伸出端的集成結構如圖3所示，活塞桿與夾具、夾具與加速度傳感器端蓋、夾具與上端蓋均采用螺紋配合。

圖3 傳感器與活塞桿集成結構圖Fig.3 Integrated mode of sensor and piston rod1.傳感器 2.活塞桿 3.上端蓋 4.夾具

2 壓阻傳感器設計原則與結構選型

安裝于活塞桿上的加速度傳感器用來測量簧上質量加速度，由于加速度傳感器與減振器集成在一起，因此在設計過程中需充分考慮減振器的結構及使用環境等，其設計原則可簡化為[18-19]：

(1)要求傳感器有較好的抗過載能力，在受到外界載荷時，應保證結構有足夠的強度，同時還必須保證其變形只是彈性變形，不能發生塑性變形，且輸入-輸出要求基本呈線性關系；為保證動態響應要求的同時能夠提高傳感器自身的靈敏度，要求傳感器的固有頻率遠大于工作頻率；應盡量保證傳感器的結構參數與靈敏度、頻率響應處于最佳匹配的狀態，輸出增益比大。

(2)為保證傳感器能夠真實地檢測出目標物體的加速度，同時保證安裝時不存在干涉，要求傳感器機械強度可靠，與減振器的聯結牢固可靠，傳感器自身的引線和外部導線等不容易在減振器運動過程中被拉斷，造成接觸不良等故障；磁流變減振器服役過程中，有比較寬的溫度工作范圍，因此要求傳感器在設計時必須考慮盡量減少溫度變化導致的熱應力和敏感信號轉換等參數變化對傳感器性能造成的影響。

根據文獻[6]可知，在施加階躍路面激勵時，減振器加速度最大約為6 m/s2，根據設計原則，為保證傳感器的具有一定過載能力，設置安全系數為8，將傳感器的量程選為±5g(g=9.8 m/s2)。

根據圖1與圖2，磁流變減振器的活塞桿直徑為22 mm，傳感器封裝后的尺寸應該在20 mm×20 mm左右，考慮到封裝的要求，芯片的尺寸為4 mm×4 mm。參數選擇時要充分考慮靈敏度和頻率特性的要求，在保證頻率滿足要求的情況下，盡可能使靈敏度大。汽車減振器的工作頻率一般在200 Hz內，考慮安全性，將傳感器固定頻率設定為600 Hz以上。

傳感器內部結構如圖4所示，主要包括外殼、電阻條、梁島及貼片膠等。電阻條布置在梁島上。電阻條通過在N型單晶硅上擴散P型雜質形成，并采用SOI硅片避免溫度較高時檢測電路與基底之間產生漏電流。

圖4 傳感器內部結構圖Fig.4 Inner structure of integrated sensor1.上端蓋 2.外殼 3.梁島 4.貼片膠 5.電阻條 6.下端蓋

壓阻加速度傳感器芯片結構形式多種多樣，典型結構包括：懸臂梁結構和固支梁結構。其中懸臂梁結構包括單懸臂結構和雙懸臂結構，如圖5a、5b所示。固支梁結構包括雙端固支、兩類四端固支、五梁雙島結構和八梁固支結構形式，如圖5c～5g所示。

圖5 壓阻加速度傳感器的不同結構形式Fig.5 Different structural patterns of piezo-resistive acceleration sensor

為保證低量程傳感器能夠有較大的靈敏度，考慮到固支梁結構形式具有較低的靈敏度，采用懸臂梁結構形式的壓阻加速度傳感器。為改善交叉軸的靈敏度，采用雙懸臂支撐結構。

3 壓阻加速度傳感器尺寸確定

3.1 芯片理論建模

為確定芯片的具體尺寸，需對其進行建模分析。芯片的具體結構模型如圖6所示，圖6a為傳感器懸臂梁吊掛結構，傳感器由上下玻璃蓋板、框架和芯片結構組成，芯片結構包括懸臂梁、質量塊等。圖6b為芯片結構內電阻排布圖，摻雜電阻擴散在靠近懸臂梁固定端的適當處，4支摻雜電阻組成惠斯通電橋。

圖6 傳感器結構簡圖Fig.6 Structure diagrams of sensor1.引線孔 2.電阻條 3.玻璃蓋板 4.質量塊 5.空隙

傳感器芯片可以簡化為一端固支的懸臂梁，如圖6c所示。芯片主要尺寸參數包括：梁長l1、梁寬b1、梁厚t1、質量塊長l2、質量塊寬b2、質量塊厚t2。質量塊相對于梁來說，可以看作是剛體，忽略梁的質量，將慣性力的作用點集中在質量塊的質心。這樣可以將該結構簡化為長度為(l1+l2/2)的懸臂梁，末端加載慣性力F。當物體在法向加速度az的作用下，在梁的橫截面x處的彎矩為

M(x)=M1+R1x(0≤x≤l1)

(2)

其中M1=maz(l1+l2/2)

(3)

R1=-maz

(4)

式中M1——懸臂梁在固定端的反作用力矩，N·maz——法向加速度R1——懸臂梁在固定端的反作用力，Nm——懸臂梁質量，kg

式(2)有邊界條件z(0)=z′(0)=0，將式(2)兩次積分并根據邊界條件得

(5)

其中

式中E——彈性模量，GPa

由式(5)可知，芯片的最大法向位移發生在懸臂端。在x=l1處(即梁在自由端)的變形和轉角可以表示為

(6)

(7)

在懸臂梁上任意一點的應力為

(8)

芯片在x=l1+l2/2時應力為零。在懸臂梁固定端處應力為

(9)

由式(6)～(9)可知，在法向加速度作用下，梁的彎曲變形、轉角以及應力與加速度成線性關系。根據振動系統理論，對于任一個單自由度系統，由靜變形法確定固有頻率為

(10)

則雙懸臂梁式壓阻加速度傳感器固有頻率為

(11)

以固支端x=0為起點，沿懸臂梁方向延伸，應力逐漸增大。利用這一規律，選擇合適的位置布置電阻，使接入電橋的4個電阻受到的應力最大，則相同外力作用下，傳感器可獲得較高的靈敏度?？梢钥紤]將電阻條布置在固定端，布置電阻時，還應使2對電阻在受力時一組增一組減，阻值增加的2個電阻(R1和R4)和阻值減小(R2和R3)的2個電阻分別對接，4個電阻兩兩分布在2個懸臂梁上，R1、R2、R3以及R4沒有輸入時均為等值的電阻。R1與R4分別沿2根梁軸向布置，R2與R3分別沿2根梁橫向布置。電阻條R1與R2分布的中心位置分別為兩梁的a1處，R3和R4分布的中心位置分別為兩梁的a2處，故輸出電壓為

(12)

式中Vin——輸入電壓，V

則靈敏度為

(13)

3.2 芯片應變與應力的仿真分析

為獲得更加精確可靠的結果，采用有限元軟件對其進行力學分析。采用az=1gz向加速度下對芯片進行位移和應力的仿真。圖7為1gz向加速度作用下傳感器的應變；圖8為1gz向加速度作用下的等效應力云圖；圖9為1gx向加速度作用下傳感器的等效應力云圖；由圖8和圖9對比可看出，相同加速度下，橫向靈敏度比垂直方向靈敏度小。

圖7 傳感器位移云圖Fig.7 Nephogram of displacement of sensor

圖8 傳感器等效應力云圖Fig.8 Nephogram of equivalent stress of sensor

圖9 傳感器橫向應力圖Fig.9 Nephogram of transversal stress of sensor

圖10為1gz向加速度作用下加速度傳感器沿梁長度方向橫向和縱向應力；圖11為1gx向加速度作用下加速度傳感器沿梁長度方向橫向和縱向應力。由圖10和圖11可以看出相對于垂直加速度(z向)，橫向加速度(x向)的影響可以忽略不計(約為0.2%)。同時可得，在梁的根部，梁所受的應力最大。為使傳感器的靈敏度最大，可以考慮將壓敏電阻擴散到梁的根部。

圖10 z向加速度下橫縱向路徑應力曲線Fig.10 Stress curves along transverse and longitudinal directions under acceleration in z direction

圖11 x向加速度下橫縱向路徑應力曲線Fig.11 Stress curves along transverse and longitudinal directions under acceleration in x direction

3.3 尺寸優化

由式(12)、(13)可得，梁厚度t1的平方與靈敏度S呈倒數關系。主要通過調節梁厚度t1來改變傳感器的靈敏度。除考慮靈敏度，還需綜合考慮頻率特性，可以采用頻率f和靈敏度S的乘積的優化值來確定實際傳感器的主要參數，即

(14)

由式(14)可以看出，減小梁的長度能夠較大地提高傳感器的頻率響應，而對系統靈敏度的影響較小，因此可以在不影響電阻條排布的情況下，考慮將梁的長度l1選為最??；同時可以看出傳感器中隨著梁寬b1以及梁厚t1的遞減，傳感器的靈敏度遞增，其頻率響應下降，根據傳感器設計原則將芯片的質量塊長度l2、寬度b2、厚度t2選為3 000 μm、3 000 μm、300 μm，梁長和梁寬選為320 μm和200 μm。不同懸臂梁厚度對傳感器的靈敏度、固有頻率以及垂直位移變化的影響如表1所示。

由表1可知，隨懸臂梁厚度的增加，靈敏度逐漸減小，固有頻率逐漸增大，垂直位移逐漸減小。根據f大于600 Hz的條件，以及靈敏度最大化的約束條件，采用ANSYS優化得到的結構尺寸如表2所示。

根據表2的結構尺寸，采用理論建模和有限元分析可得到性能參數，如表3所示。

表1 梁厚度對傳感器靈敏度、固有頻率以及垂直位移的影響Tab.1 Effects of beam thickness on sensitivity, inherent frequency and vertical displacement

表2 結構優化尺寸Tab.2 Optimal structural parameters μm

表3 性能參數Tab.3 Performance parameters

3.4 芯片版圖設計

芯片尺寸確定后，還需確定電阻條位置排布、電阻條尺寸以及電阻條折彎數等來滿足使用要求?？紤]到如圖12所示的電阻條排布方式能夠保證所受應力在同一平面上，不會因平面不同而引起應力分布的差異，且在同一平面上，電阻的擴散一致性及引線的排布均比較容易，故選擇此方案來進行電阻位置的排布。

圖12 芯片的電阻布置方案Fig.12 Layout of resistance in chip

一般而言，為降低電阻自加熱產生的熱量，單位表面積最大功耗Pmax=5×10-3mW/μm2。存在其他影響散熱的因素時，Pmax還應該取更小的值。設電阻條的系數Rs為250～300 Ω，則由理論計算得Imax為0.13～0.16 A/mm。橋臂電流為1.5 mA時，則電阻條寬度可以選為10 μm或15 μm，考慮到電阻條寬度過大，達到相同的電阻所需的電阻條長會過長，對版圖設計和摻雜均勻性都會造成不利的影響。綜合考慮[20]，電阻條寬設計為10 μm；考慮到懸臂梁長度以及應力區間，同時為保證電橋的輸出電流不發生較大的變化，將電阻條的長度設計為100 μm，可得壓敏電阻的電阻為2 kΩ。

為避免壓阻條超過最大應力區，一般采用多折電阻結構制作壓敏電阻，但電阻條折數也不宜多，折數過多離開邊沿的平均距離會加大，應力衰減。故將壓敏電阻設計為2折結構，則每段長度為125 μm，條間距定為10 μm。

3.5 動態性能分析

為保證其動態性能穩定，從時域和頻域角度對系統進行分析。采用step函數作為輸入，其時間響應曲線如圖13所示?？芍鋾r間響應曲線十分平緩的上升，沒有上下振蕩的情況。系統上升時間為1 ms，峰值時間為1 ms，調整時間為1.5 ms，表明反應時間較快，系統動態響應較好最大超調量為0.047，表明系統穩定性好。

圖13 單位階躍響應曲線Fig.13 Unit-step response curve

基于正弦信號輸入的頻域響應曲線，如圖14所示，可以看到系統工作頻帶約為700 Hz，當f<700 Hz時，系統的幅值變化幾乎不變，系統相位延遲較??；在f=700 Hz附近，系統發生諧振，幅值發生躍變，與此同時，相位發生交大越變；當f>700 Hz時，系統的幅值變化不大，但是相位延遲角度為90°，延遲較大。其有效工作頻帶為700 Hz，可以滿足減振器實際測試要求。通過以上對傳感器動態性能的研究可知，所設計的加速度傳感器的動態特性符合測試要求。

圖14 頻率響應特性曲線Fig.14 Frequency-response curves

4 傳感器對比試驗

參照分析得到的尺寸及使用工況要求，對磁流變減振器集成式加速度傳感器進行訂制，為分析其準確性與可靠性，在電動振動臺上對訂制的傳感器進行正弦激勵信號和掃頻信號的測試，并與美國CTC公司的M/AC102-1A型號壓電加速度傳感器得到的信號進行對比分析。圖15為加工的加速度傳感器與連接件，圖16為單自由度懸架試驗裝置。

圖15 傳感器圖Fig.15 Photo of acceleration sensor1.加速度傳感器 2.固定用螺栓與螺母

圖16 單自由度懸架試驗裝置圖Fig.16 Test apparatus of single degree of freedom suspension with integrated acceleration1.質量塊 2.減振器 3.臺架 4.加速度傳感器 5.彈簧 6.振動臺

在正弦激勵信號下進行測試，測試信號頻率為3 Hz，振幅為5 mm和7 mm，結果如圖17所示。

圖17 正弦激勵下，壓阻傳感器與壓電傳感器輸出信號對比Fig.17 Comparison of signals from piezo-resistive sensor and piezo-electric sensor under sinusoidal excitations

圖18 掃頻激勵下，壓阻傳感器與壓電傳感器輸出信號對比Fig.18 Comparison of signals from piezo-resistive sensor and piezo-electric sensor under swept frequency excitation

圖18為掃頻激勵時的測試結果，測試激勵為振幅為7 mm，頻率范圍為2～10 Hz。通過正弦與掃頻激勵時的測試結果對比可知，壓阻傳感器信號可覆蓋壓電傳感器所采集的數據點，且峰值誤差不超過5%。

5 結論

(1)根據磁流變減振器的工作特性，并結合壓阻加速度傳感器的特點，提出了一種可以測量磁流變減振系統中動態加速度的集成式壓阻加速度傳感器，確定了傳感器與減振器的集成方式。

(2)確定了集成式壓阻加速度傳感器的設計原則和結構選型?；跍p振器的工作要求，采用理論計算和仿真分析確定了傳感器芯片尺寸。確定了電阻條分布形式、電阻條長、寬以及電阻條折彎數。

(3)對磁流變減振器集成加速度傳感器在不同激勵下進行了對比試驗，試驗結果驗證了傳感器的可行性、準確性和可靠性。

1 YAZID I,MAZLAN S,IMADUDDIN F,et al. An investigation on the mitigation of end-stop impacts in a magnetorheological damper operated by the mixed mode[J]. Smart Materials and Structures,2016, 25(12): 1-10.

2 PRABAKAR R S, SUJATHA C, NARAYANAN S. Response of a half-car model with optimal magnetorheological damper parameters[J].Journal of Vibration and Control,2016, 22(3): 784-798.

3 寇發榮. 汽車磁流變半主動懸架系統設計與試驗[J/OL]. 農業機械學報, 2016, 47(4):280-287. http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20160437&flag=1&journal_id=jcsam. DOI：10.6041/j.issn.1000-1298.2016.04.037. KOU F R. Design and test of vehicle semi-active suspension with magnetorheological damper[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2016, 47(4):280-287.(in Chinese)

4 胡國良, 李海燕, 張海云. 圓環流磁流變閥壓降性能分析與試驗[J/OL]. 農業機械學報, 2016, 47(3):381-388.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/vievo_abstraet.aspx?file_no=20160354&flag=1&journal_id=jcsam. DOI：10.6041/j.issn.1000-1298.2016.03.054. HU G L, LI H Y, ZHANG H Y. Performance analysis and experimental tests of pressure drop of annular type magnetorheological valve[J/OL]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2016, 47(3):381-388.(in Chinese)

5 李軍強,王娟,劉今越,等.三工作面旋轉式磁流變阻尼器設計與實驗[J/OL].農業機械學報,2014,45(8):314-320.http:∥www.j-csam.org/jcsam/ch/reader/view_abstract.aspx?file_no=20140850&flag=1&journal_id=jcsam. DOI：10.6041/j.issn.1000-1298.2014.08.050. LI J Q,WANG J,LIU J Y,et al. Design and experiments of rotory magnetorheological damper with three working surfaces[J/OL].Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery,2014,45(8):314-320.(in Chinese)

6 拓芳.考慮溫度影響的磁流變半主動懸架執行器部分故障容錯控制研究[D].重慶: 重慶大學,2015. TUO F. Reaserch on fault-tolerant control of MR semi-active suspension with partial fault in actuator considering temperature effects[D]. Chongqing: Chongqing University,2015.(in Chinese)

7 SAPINSKI B,ROSOL M,WEGRZYNOWSKI M. Investigation of an energy harvesting MR damper in a vibration control system[J]. Smart Materials and Structures,2016, 25(12): 1-15.

8 FU J,LI P,WANG Y,et al. Model-free fuzzy control of a magnetorheological elastomer vibration isolation system: analysis and experimental evaluation[J]. Smart Materials and Structures,2016, 25(3): 035030.

9 DONG X M,YU M,LI Z,et al. A comparison of suitable control methods for full vehicle with four MR dampers part II controller synthesis and road test validation[J].Journal of Intelligent Material Systems and Structures,2009, 20(9): 1107-1119.

10 CHOI S B,LI W,YU M,et al. State of the art of control schemes for smart systems featuring magneto-rheological materials[J].Smart Materials and Structures,2016, 25(4): 1-24.

11 DONG X M.Semi-active control of magneto-rheological variable stiffness and damping seat suspension with human-body model[J].International Journal of Vehicle Design,2013, 63(2-3): 119-136.

12 張國軍,陳尚,薛晨陽,等. 一種新型的壓阻式硅微二維加速度計的設計[J].儀器儀表學報,2009, 30(9): 1940-1945. ZHANG G J, CHEN S, XUE C Y, et al. The design of a novel piezoresistive two-axis accelerometer based on silicon[J]. Chinese Journal of Scientific Instrument, 2009, 30(9):1940-1945.(in Chinese)

13 陳毅強,王玉田,李泓錦,等.壓電加速度計本底噪聲研究[J].儀器儀表學報,2015, 36(4): 951-960. CHEN Y Q, WANG Y T, LI H J, et al. Study on the noise floor of piezoelectric accelerometer[J].Chinese Journal of Scientific Instrument, 2015, 36(4):951-960.(in Chinese)

14 趙健,施芹,夏國明,等.小型化硅微諧振式加速度計的實現與性能測試[J].光學精密工程,2016, 24(8): 1927-1933. ZHAO J, SHI Q, XIA G M, et al. Implementation and measurement of a miniaturized silicon resonant accelerometer[J]. Optics and Precision Engineering, 2016, 24(8): 1927-1933.(in Chinese)

15 徐敬波,趙玉龍,蔣莊德,等.一種集成三軸加速度、壓力、溫度的硅微傳感器[J].儀器儀表學報,2007, 28(8): 1393-1398. XU J B, ZHAO Y L, JIANG Z D, et al. Monolithic silicon multi-sensor for three-axis accelerometer pressure and temperature[J]. Chinese Journal of Scientific Instrument, 2007, 28(8): 1393-1398.(in Chinese)

16 董小閔,于建強,楊茂舉.考慮溫度因素的磁流變減振器的優化設計與實驗[J].振動與沖擊,2016, 35(8): 54-59. DONG X M, YU J Q, YANG M J. Optimization and experimental study of magneto-rheological fluid damper considering temperature effects[J]. Journal of Vibration and Shock,2016, 35(8): 54-59.(in Chinese)

17 趙強,張娜.基于半車解耦的半主動懸架模糊滑?？刂芠J].噪聲與振動控制,2016, 36(5): 59-64. ZHAO Q, ZHANG N. Fuzzy sliding mode control of semi-active suspension based on half-car decoupling[J]. Noise and Vibration Control,2016, 36(5): 59-64.(in Chinese)

18 董小閔,毛飛,魏燕.基于壓阻原理的磁流變減振器阻尼力傳感器設計[J].中國機械工程,2016, 27(20): 2699-2704. DONG X M, MAO F, WEI Y. Design of MR damper force sensor based on piezoresistive principles[J]. China Mechanical Engineering,2016, 27(20): 2699-2704.(in Chinese)

19 黃全平.高量程微機械壓阻式加速度傳感器研究[D]. 上海:微系統與信息技術研究所,2002. HUANG Q P. Research of micro piezoresistive accelerometer sensor with wider range[D]．Shanghai：Insititute of Microsystem and Infomation Technology,2002．(in Chinese)

20 KANDA Y. A graphical representation of the piezoresistance coefficients in silicon [J]. IEEE Transactions on Electron Devices, 1982, 29(1): 64-70.

Design and Test of Magneto-rheological Damper Piezo-resistive Acceleration Sensor

DONG Xiaomin YU Jianqiang MAO Fei CHEN Pinggen

(StateKeyLaboratoryofMechanicalTransmission,ChongqingUniversity,Chongqing400030,China)

To satisfy the health monitoring requirements of the on-state magneto-rheological (MR) semi-active suspension shock absorber and improve the reliability of the damping system, a piezo-resistive acceleration sensor integrated with MR absorber was designed to measure the dynamic acceleration. According to the characteristic of shock absorber and the piezo-resistive acceleration sensor, the concept of integrated acceleration sensor was proposed. Then the design principle of the integrated piezo-resistive sensor was analyzed. Structure selection of the chip was determined on the basis of the principle. In order to ensure the high sensitivity and good dynamic characteristics of the sensor, the main dimension parameters of chip were derived by theoretical analysis and finite element method while the testing range was set as one of the constraints. The layout of the chip, the width and length of the resistor were designed based on the theoretical analysis. Based on the finite element method analysis, the transverse sensitivity was smaller than the vertical sensitivity. Comparing with the vertical acceleration, the effects of transverse acceleration can be ignored. The maximum yield force appeared at the root of beam. Referring to the design requirements, a piezo-resistive acceleration sensor was designed. The single degree of freedom MR suspension with the MR damper integrated acceleration sensor was tested under the sine and random signals. The results showed that the designed acceleration sensor had good precision and dynamic stability which can satisfy the application requirement.

piezo-resistive acceleration sensor; magneto-rheological damper; integration; design； test

10.6041/j.issn.1000-1298.2017.08.047

2016-11-24

2017-01-05

國家自然科學基金項目(51275539、51675063)和重慶市研究生科技創新項目(CYB15017)

董小閔(1975—)，男，教授，博士生導師，主要從事磁流變技術研究，E-mail： xmdong@cqu.edu.cn

U463.33

A

1000-1298(2017)08-0391-08