半主動(dòng)液壓懸置參數(shù)識(shí)別與動(dòng)態(tài)特性

史文庫，毛 陽，姜 雪，陳志勇，馬利紅，潘 斌

（1.吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)春 130022；2.建新趙氏集團(tuán)，浙江 寧波 315609）

0 引言

隨著科技的發(fā)展和社會(huì)的進(jìn)步，消費(fèi)者對(duì)汽車舒適性的要求也逐步提高。影響汽車舒適性主要有兩個(gè)因素：振動(dòng)和噪聲，其中噪聲是由振動(dòng)引起的，因此對(duì)車輛進(jìn)行隔振就具有很大的意義[1]。而發(fā)動(dòng)機(jī)作為車輛的主要振源之一，對(duì)其隔振元件的研究就顯得很有必要。發(fā)動(dòng)機(jī)的隔振元件發(fā)展已久，經(jīng)歷了橡膠懸置、被動(dòng)式液壓懸置及半主動(dòng)/主動(dòng)液壓懸置的發(fā)展歷程[2]。由于橡膠懸置和被動(dòng)式液壓懸置無法同時(shí)滿足低頻和高頻激勵(lì)的隔振要求，而主動(dòng)液壓懸置需要外界提供能量，且成本較高，因此對(duì)半主動(dòng)液壓懸置的研究逐漸成為熱門課題。

半主動(dòng)液壓懸置不僅需要良好的控制策略，理想的動(dòng)態(tài)特性也是必不可少的，因此對(duì)液壓懸置的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行理論研究就顯得很有必要[3]。當(dāng)前已有多種液壓懸置動(dòng)態(tài)特性的理論研究方法，如數(shù)學(xué)模型、鍵合圖和有限元等方法[4-5]。數(shù)學(xué)模型和鍵合圖方法簡(jiǎn)單易行，但其對(duì)解耦膜及慣性通道較多的簡(jiǎn)化導(dǎo)致其計(jì)算結(jié)果誤差較大；有限元方法精度較高，但其工作量較大且開發(fā)周期較長(zhǎng)。本文基于AMESim平臺(tái)建立了半主動(dòng)液壓懸置模型，此模型不僅較好地模擬了解耦膜、慣性通道及內(nèi)部液體的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和能量損失，還模擬了空氣通道開閉實(shí)現(xiàn)半主動(dòng)控制的情況，且可以方便地更改模型中參數(shù)，縮短其開發(fā)周期。

為提高模型仿真的精確度，采用試驗(yàn)方法對(duì)模型中一些參數(shù)進(jìn)行識(shí)別，如液壓懸置的等效泵壓面積、橡膠主簧體積剛度、橡膠底膜體積剛度和解耦膜剛度等。利用試驗(yàn)識(shí)別出來的性能參數(shù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)，對(duì)半主動(dòng)液壓懸置模型進(jìn)行仿真分析。通過將仿真獲得的動(dòng)剛度和阻尼角曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證參數(shù)識(shí)別試驗(yàn)和仿真模型的合理性和準(zhǔn)確性。文中建立的半主動(dòng)液壓懸置模型將為后期懸置結(jié)構(gòu)優(yōu)化及整車建模奠定良好的基礎(chǔ)。

1 半主動(dòng)液壓懸置結(jié)構(gòu)及工作原理

圖1所示為某款半主動(dòng)液壓懸置。懸置的A、B孔通過螺栓分別與發(fā)動(dòng)機(jī)和車架相連；橡膠主簧2、慣性通道上下體5、6圍成液室Ⅰ，慣性通道下體6和橡膠底膜7圍成下液室Ⅱ，液體可通過慣性通道在上、下液室之間相互流通；解耦膜3與慣性通道下體6形成空氣腔Ⅲ，空氣腔下端有一圓孔狀空氣通道 4，空氣通道的開閉可由直動(dòng)式電磁閥 8控制，電磁閥通過電磁閥端子與外界相連?？刂茊卧鶕?jù)車輛的行駛工況，向電磁閥端子輸入適當(dāng)?shù)目刂菩盘?hào)來調(diào)整液壓懸置的剛度和阻尼特性，從而較好地隔離各工況時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)與車身之間的振動(dòng)傳遞，實(shí)現(xiàn)懸置的半主動(dòng)控制。

圖1 半主動(dòng)液壓懸置Fig.1 Semi-active hydraulic mount

根據(jù)車輛不同的運(yùn)行工況，控制單元向電磁閥端子輸入on和off兩種信號(hào)來控制電磁閥的工作狀態(tài)。當(dāng)電磁閥端子接收到on信號(hào)時(shí)，電磁閥頂桿向上運(yùn)動(dòng)堵住空氣通道 4，使空氣腔Ⅲ與大氣隔絕，密封的空氣腔將會(huì)引起上液室體積剛度的增大，從而使液壓懸置表現(xiàn)出大剛度、大阻尼特性。當(dāng)電磁閥端子接收到 off信號(hào)時(shí)，電磁閥頂桿未作動(dòng)，使空氣通道處于開啟狀態(tài)，與大氣相通的空氣腔將會(huì)引起上液室體積剛度的降低，從而使液壓懸置表現(xiàn)出小剛度、小阻尼特性。

2 半主動(dòng)液壓懸置模型

根據(jù)半主動(dòng)液壓懸置的基本結(jié)構(gòu)和工作原理，建立如圖2所示的力學(xué)模型。

圖2 半主動(dòng)液壓懸置力學(xué)模型Fig.2 Mechanical model of semi-active hydraulic mount

圖中：F1(t)和 FT(t)分別為液壓懸置的激振力和傳給車身的響應(yīng)力； X1(t)、 X2(t)和 X3(t)分別為懸置上端、慣性通道內(nèi)液柱和解耦膜的位移； Kr和Cr分別為橡膠主簧的等效剛度和等效阻尼系數(shù)；AP為橡膠主簧的等效泵壓面積； P1( t)、 P2(t)和P3(t)分別為某一時(shí)刻上、下液室及空氣腔內(nèi)的壓強(qiáng)；KV1和 KV2分別為橡膠主簧和橡膠底膜的體積剛度； V1(t)和 V2(t)分別為上、下液室體積； Af和 L為慣性通道的截面積和有效長(zhǎng)度； Ad和 Kd分別為解耦膜的截面積和剛度。

根據(jù)圖2所建的力學(xué)模型，結(jié)合牛頓運(yùn)動(dòng)定律及流體運(yùn)動(dòng)定律，建立如下所示的液壓懸置軸向非線性數(shù)學(xué)模型：

上面5個(gè)公式依次為懸置上端激振力、慣性通道內(nèi)液柱、解耦膜、上液室壓力和下端響應(yīng)力的數(shù)學(xué)模型。式中，ζp和ζD分別為慣性通道沿程壓力損失系數(shù)和局部流動(dòng)阻力系數(shù)； Δ V1(t)為某一時(shí)刻上液室體積的變化量； m2和 md分別為慣性通道內(nèi)液柱、解耦膜的質(zhì)量；其他表達(dá)式和圖2中相同。

根據(jù)上面的數(shù)學(xué)模型建立了基于 AMESim的半主動(dòng)液壓懸置模型，如圖3所示。

圖3 半主動(dòng)液壓懸置模型Fig.3 Model of Semi-active hydraulic mount

圖3 的半主動(dòng)液壓懸置模型是結(jié)合了AMESim中信號(hào)控制庫、機(jī)械庫、液壓庫、液阻庫、氣動(dòng)庫等應(yīng)用庫中多個(gè)應(yīng)用元件建立而成的多學(xué)科領(lǐng)域的復(fù)雜仿真模型。模型中各元件所模擬的結(jié)構(gòu)及具體參數(shù)分別為：

1、2—乙二醇溶液和理想氣體特性；

3、4—橡膠主簧的等效剛度和等效阻尼系數(shù)；

5—橡膠主簧體積剛度和等效泵壓面積；

6—橡膠底膜體積剛度；

7~8—解耦膜等效質(zhì)量、截面積和剛度；

9—空氣腔的截面積、體積；

10—空氣通道的截面積；

11~16—慣性通道長(zhǎng)度、截面積、出入口能量損失系數(shù)、彎道能量損失系數(shù)和沿程能量損失系數(shù)；

Ⅰ、Ⅱ—懸置激勵(lì)輸入端和力響應(yīng)端；

Ⅲ—電磁閥信號(hào)輸入端。

模型不僅較為周全地考慮到了液壓懸置的橡膠主簧、上下液室、解耦膜、慣性通道等結(jié)構(gòu)，還考慮了內(nèi)部液體、氣體的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和能量損失，且通過模擬空氣通道的開閉實(shí)現(xiàn)了懸置的半主動(dòng)控制，是一個(gè)融合了機(jī)械、流體、力學(xué)和控制等多領(lǐng)域的高精度仿真模型。

為了提高模型仿真的精確性，除了需要一些結(jié)構(gòu)參數(shù)外，還需要如橡膠主簧體積剛度、等效泵壓面積、橡膠底膜體積剛度和解耦膜剛度等性能參數(shù)。文中設(shè)計(jì)了一套實(shí)驗(yàn)裝置，通過試驗(yàn)的方法對(duì)這些性能參數(shù)進(jìn)行識(shí)別。

3 液壓懸置參數(shù)識(shí)別

3.1 等效泵壓面積

等效泵壓面積是指橡膠主簧向下運(yùn)動(dòng)單位位移所排擠出液體的體積，其對(duì)液壓懸置動(dòng)剛度有較大的影響。

等效泵壓面積識(shí)別的主要原理就是：將橡膠主簧腔體密封，通過擠壓橡膠主簧上端，測(cè)量其腔體內(nèi)排出液體的體積，其試驗(yàn)裝置如圖4所示。試驗(yàn)時(shí)，橡膠主簧位移激勵(lì)通過MTS831作動(dòng)頭施加，排出液體的體積通過量筒來測(cè)量。

圖4 等效泵壓面積試驗(yàn)裝置Fig.4 Test device of equivalent pumping area

根據(jù)排出液體的體積和位移壓縮量的比值即可算出等效泵壓面積，其結(jié)果如圖5所示。由圖可知，隨著橡膠主簧壓縮時(shí)位移的增大，等效泵壓面積呈小幅波動(dòng)，在液壓懸置實(shí)際工作點(diǎn)附近，其值較為穩(wěn)定，約為3800mm2。

圖5 等效泵壓面積Fig.5 Equivalent pumping area

3.2 橡膠主簧體積剛度

橡膠主簧體積柔度是指其工作腔內(nèi)單位壓力變化所引起的體積變化量，而體積剛度則是體積柔度的倒數(shù)。橡膠主簧體積剛度與解耦膜剛度共同決定上液室體積剛度，其大小對(duì)液壓懸置慣性通道內(nèi)液柱的共振頻率，液路阻尼和動(dòng)剛度都有較大的影響。

橡膠主簧體積剛度識(shí)別的主要任務(wù)是測(cè)量出腔體內(nèi)壓力和體積的變化量，其試驗(yàn)裝置如圖6所示。首先通過MTS831作動(dòng)頭對(duì)橡膠主簧施加預(yù)載，使其與裝車時(shí)的實(shí)際工作狀態(tài)保持一致。繼而對(duì)其加載位移激勵(lì)，測(cè)量腔體內(nèi)體積和壓力的變化量。由于工作范圍內(nèi)橡膠主簧等效泵壓面積接近于定值，故腔體內(nèi)體積的變化量可通過作動(dòng)頭作動(dòng)的位移乘以等效泵壓面積來獲得，而腔體內(nèi)液體的壓力變化量可通過壓力傳感器采集獲得。

圖6 橡膠主簧體積剛度試驗(yàn)裝置Fig.6 Test device of rubber volumetric stiffness

根據(jù)測(cè)得的壓力變化量與體積變化量即可算出橡膠主簧的體積剛度，其結(jié)果如圖7所示。隨橡膠主簧壓縮位移的變化，橡膠主簧體積剛度基本恒定，其值約為1.82e10 N /m5。

圖7 橡膠主簧體積剛度Fig.7 Rubber volumetric stiffness

3.3 橡膠底膜體積剛度

橡膠底膜是液壓懸置下液室吸納液體的重要部件，其體積剛度關(guān)系到下液室容納液體的能力。橡膠底膜體積剛度的概念和識(shí)別原理與橡膠主簧體積剛度類似。

測(cè)量橡膠底膜體積剛度的試驗(yàn)裝置如圖 8所示。通過MTS831作動(dòng)頭給液壓缸加載位移激勵(lì)，液壓缸里排出的液體流向橡膠底膜腔體內(nèi)，使其腔體內(nèi)壓力增大。壓力變化量與體積變化量的比值即為橡膠底膜底膜的體積剛度。腔體內(nèi)體積變化量可通過作動(dòng)頭位移乘以液壓缸截面積獲得；壓力變化量可通過壓力傳感器獲得。試驗(yàn)測(cè)得的橡膠主簧體積剛度值為1e6 N /m5。

圖8 橡膠底膜體積剛度試驗(yàn)裝置Fig.8 Test device of the membrane volumetric stiffness

3.4 解耦膜剛度

解耦膜是液壓懸置中隔離高頻振動(dòng)的關(guān)鍵部件。解耦膜剛度的大小直接關(guān)系到液壓懸置能否較好地避免高頻動(dòng)態(tài)硬化問題。

解耦膜剛度識(shí)別的實(shí)驗(yàn)裝置如圖9所示，將裝在慣性通道體內(nèi)的解耦膜裝夾在MTS831試驗(yàn)臺(tái)上，通過作動(dòng)頭給解耦膜施加位移，測(cè)量力傳感器的響應(yīng)信號(hào)，即可獲得解耦膜的剛度。

圖9 解耦膜剛度識(shí)別實(shí)驗(yàn)裝置Fig.9 Test device of decoupler stiffness

試驗(yàn)測(cè)得的解耦膜剛度如圖10所示。當(dāng)位移小于2.7mm時(shí)，解耦膜剛度值較小，約為5~10N/mm；當(dāng)位移大于2.7mm后，剛度值陡然增大。這是由于解耦膜間隙為2.7mm，當(dāng)解耦膜位移逐漸增大并消除間隙后就會(huì)碰到慣性通道體，導(dǎo)致剛度陡然增大。

圖10 解耦膜剛度Fig.10 Decoupler stiffness

4 仿真分析及試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 仿真分析

利用參數(shù)識(shí)別獲得的參數(shù)，對(duì)半主動(dòng)液壓懸置模型進(jìn)行仿真分析。通過輸入端Ⅰ給懸置模型加載諧波位移激勵(lì)，位移幅值分別為0.1mm、0.5mm和1mm，頻率為1-40Hz；通過響應(yīng)端Ⅱ提取力響應(yīng)信號(hào)，通過控制端Ⅲ控制空氣通道的開閉來模擬電磁閥on和off兩種狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)液壓懸置的半主動(dòng)控制。仿真獲得on和off狀態(tài)時(shí)液壓懸置的動(dòng)剛度和阻尼角曲線，分別如圖11、12所示。

圖11 動(dòng)剛度Fig.11 Dynamic stiffness

圖12 阻尼角Fig.12 Loss angle

從圖中可以看出，

1. 隨著激勵(lì)頻率的變化，懸置的動(dòng)剛度和阻尼角都發(fā)生劇烈變化，即其具有較強(qiáng)的頻變特性。

2. 隨著激勵(lì)幅值的增大，懸置的動(dòng)剛度和阻尼角有所減少，即其具有一定的幅變特性。

3. 較off狀態(tài)時(shí)，on狀態(tài)時(shí)懸置的動(dòng)剛度和阻尼角特性要大很多，峰值頻率處尤為明顯。

4.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證仿真模型及參數(shù)識(shí)別的準(zhǔn)確性，對(duì)半主動(dòng)液壓懸置進(jìn)行動(dòng)態(tài)特性實(shí)驗(yàn)，其裝夾方式如圖13所示。

圖13 MTS831實(shí)驗(yàn)臺(tái)Fig.13 Test bench of MTS831

對(duì)液壓懸置加載0-40Hz的穩(wěn)態(tài)正弦掃頻激勵(lì)，激勵(lì)位移幅值分別為0.1mm、0.5mm和1mm，將獲得的動(dòng)態(tài)特性曲線分別與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

激勵(lì)振幅為0.1mm時(shí)，實(shí)驗(yàn)與仿真的動(dòng)剛度和阻尼角曲線對(duì)比如圖14和15所示：

圖14 動(dòng)剛度（振幅為0.1mm）Fig.14 Dynamic stiffness (amplitude is 0.1mm)

圖15 阻尼角（振幅為0.1mm）Fig.15 Loss angle (amplitude is 0.1mm)

激勵(lì)振幅為0.5mm時(shí)，實(shí)驗(yàn)與仿真的動(dòng)剛度和阻尼角曲線對(duì)比如圖16和17所示：

圖16 動(dòng)剛度（振幅為0.5mm）Fig.16 Dynamic stiffness (amplitude is 0.5mm)

圖17 阻尼角（振幅為0.5mm）Fig.17 Loss angle (amplitude is 0.5mm)

激勵(lì)振幅為1mm時(shí)，實(shí)驗(yàn)與仿真的動(dòng)剛度和阻尼角曲線對(duì)比如圖18和19所示：

圖18 動(dòng)剛度（振幅為1mm）Fig.18 Dynamic stiffness (amplitude is 1mm)

圖19 阻尼角（振幅為1mm）Fig.19 Loss angle (amplitude is 1mm)

從上述對(duì)比可得：在各個(gè)激勵(lì)振幅下，動(dòng)剛度和阻尼角的仿真與實(shí)驗(yàn)曲線都吻合得較好，充分說明了半主動(dòng)液壓懸置模型的準(zhǔn)確性。而在峰值頻率處少量的偏差，主要是由于對(duì)內(nèi)部流體紊流狀態(tài)模擬得不夠精確造成的。

5 結(jié)論

主要工作內(nèi)容有：

(1) 提出了液壓懸置等效泵壓面積、橡膠主簧體積剛度、橡膠底膜體積剛度和解耦膜剛度等參數(shù)識(shí)別的原理和具體試驗(yàn)方法；

(2) 建立了集機(jī)械組件和流體為一體的半主動(dòng)控制液壓懸置模型，利用該模型獲得了半主動(dòng)液壓懸置的動(dòng)剛度和阻尼角曲線；

(3) 通過懸置的動(dòng)態(tài)特性實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了半主動(dòng)液壓懸置仿真模型的準(zhǔn)確性。

文中建立的半主動(dòng)液壓懸置模型可以為下一階段的懸置結(jié)構(gòu)優(yōu)化奠定了良好的模型基礎(chǔ)，同時(shí)，可以將本模型打包成AMESim應(yīng)用庫中的一個(gè)超級(jí)元件，供整車建模時(shí)直接調(diào)用。

1. Choi S B, Hong S R. Dynamic modeling and vibration control of electrorheological mounts [J],Journal of vibration and acoustics,2004,126:537-541.

2. 孫林峰，樊文欣.發(fā)動(dòng)機(jī)懸置技術(shù)的發(fā)展研究[J].內(nèi)燃機(jī),2010, 6(3), 19-22.SUN Linfeng, FAN Wenxin. Research of development of the engine mount[J]. Internal Combustion engines. 2010, 6(3)：19-22.

3. A GEISBERGER, A KHAJEPOUR, F GOLNARAGHI. Non-linear modeling of hydraulic mounts: theory and experiment[J].Journal of Sound and Vibration, 2002,249(2):371-397.

4. 呂振華，梁偉，上官文斌.汽車發(fā)動(dòng)機(jī)液阻懸置動(dòng)特性仿真與實(shí)驗(yàn)分析[J].汽車工程，2002，24(2)：105-111.LU Zheng-hua，LIANG Wei，SHANG-GUAN Wen-bing. Simulation and experimental analyses of dynamic characteristics of automotive engine’s hydro-elastic mount [J]. Automotive Engineering,2002，24(2)：105-111.

5. 陳志勇，史文庫，王清國等. 基于液固耦合有限元分析的駕駛室液壓懸置結(jié)構(gòu)參數(shù).吉林大學(xué)學(xué)報(bào)：工學(xué)版，2011,41(增刊2)：98-103.CHEN Zhiyong, SHI Wenku, WANG Qinguo,Structure parameter of light vehicle cab’s hydraulic mount based on fluid-structure interaction finite element analysis. Journal of Jilin University(Engineer and Technology Edition),2011,41(Sup.2)：98-103.