基于VOF模型與動網(wǎng)格技術(shù)的油氣懸架氣液兩相流數(shù)值模擬

張　沙　谷正氣,2　趙敬凱　徐　亞　伍文廣

1.湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室,長沙，4100822.湖南文理學院, 常德，415000

?

基于VOF模型與動網(wǎng)格技術(shù)的油氣懸架氣液兩相流數(shù)值模擬

張沙1谷正氣1,2趙敬凱1徐亞1伍文廣1

1.湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室,長沙，4100822.湖南文理學院, 常德，415000

針對某型大噸位礦用自卸車油氣懸架為油氣兩相相互接觸的特點，擬從多相流數(shù)值仿真的角度對其非線性剛度阻尼特性進行分析。首先，在探討了現(xiàn)有多相流建模方法適用性、湍流模型適用性的基礎(chǔ)上，結(jié)合VOF模型和動網(wǎng)格技術(shù)，在Fluent軟件中建立懸架的氣液兩相流模型，并采用UDF方法對兩相流模型的邊界運動形式進行預(yù)定義。其次，模擬了懸架拉伸和壓縮狀態(tài)下的內(nèi)部瞬態(tài)流場特性，得到不同時刻相應(yīng)流道中的速度和壓力云圖，提取出氣室內(nèi)壓力的變化以及懸架內(nèi)因閥系結(jié)構(gòu)而產(chǎn)生的壓力差的變化，進而計算得到其剛度和阻尼特性曲線。再次，將所求力學特性曲線通過Spline函數(shù)導(dǎo)入ADAMS/View中，建立了某型礦用自卸車的多體動力學模型，開展了隨機道路平順性仿真分析，并借助實車道路振動測試驗證了仿真結(jié)果的準確性。最后，通過兩相流仿真分析了阻尼孔倒圓大小、開孔角度、不同單向閥開度對懸架阻尼特性的影響。

油氣懸架； VOF模型； 動網(wǎng)格技術(shù)； 剛度阻尼特性

0　引言

油氣懸架是以油液傳遞壓力，惰性氣體作為彈性介質(zhì)，集彈性元件和減振器功能于一體的懸架系統(tǒng)。油氣懸架結(jié)構(gòu)緊湊，單位儲能比大，有利于減小懸掛質(zhì)量和減小結(jié)構(gòu)尺寸；同時，因其具有良好的非線性剛度阻尼特性，相比鋼板彈簧、螺旋彈簧等傳統(tǒng)懸架，油氣懸架能夠為整車提供更低的簧上質(zhì)量固有頻率，更好地兼顧車輛對平順性和操縱穩(wěn)定性的要求，在部分高級轎車、軍事車輛以及工程車輛特別是超大噸位礦用自卸車上被廣泛應(yīng)用[1-3]。自20世紀60年代后期由Karnopp發(fā)明油氣減振器以來，國內(nèi)外工程技術(shù)人員對其做了大量的研究。研究內(nèi)容主要包括油氣懸架參數(shù)辨識[4-6]、懸架精確數(shù)學模型的建立和仿真[7-8]、懸架新結(jié)構(gòu)的開發(fā)和主動控制策略[9-11]，以及懸架系統(tǒng)結(jié)構(gòu)對整車系統(tǒng)動力學性能的影響等[12]。針對油氣懸架非線性剛度阻尼特性的建模，引起了廣大工程技術(shù)人員和研究人員的關(guān)注。

Bauer[13]對油氣懸架做了比較基礎(chǔ)而系統(tǒng)的研究工作，詳細地分析了油氣懸架非線性剛度阻尼特性的形成機理和建模方法。孫繼勛等[14]應(yīng)用AMESim軟件中自帶的標準儲能器、阻尼孔、單向閥和活塞組件，對單氣室油氣懸架的阻尼特性及其示功圖進行了建模及仿真分析，認為液壓缸活塞的有效作用面積、單向閥和阻尼孔的有效過流面積是影響懸架阻尼特性的內(nèi)部結(jié)構(gòu)因素，激勵頻率和振幅則是影響其阻尼特性的外部因素。Emami等[15]利用功率鍵合圖法，把油氣懸架的機械系統(tǒng)、液壓系統(tǒng)和控制系統(tǒng)統(tǒng)一到一個系統(tǒng)狀態(tài)方程，建立了一個主動油氣懸架系統(tǒng)的動力學模型。孫會來等[16]則根據(jù)油氣懸架的多項介質(zhì)力學特點，采用等效黏彈性的分析方法，引入分數(shù)階導(dǎo)數(shù)積分理論，在油氣懸架運動微分方程的基礎(chǔ)上建立了油氣懸架非線性剛度阻尼特性的Bagley-Torvik方程。Surace等[17]介紹了單筒式油氣減振器的參數(shù)化和非參數(shù)化建模方法，指出非參數(shù)化建模方法不需要過多的結(jié)構(gòu)參數(shù)作依據(jù)，但因其需要大量試驗數(shù)據(jù)作支撐，不利于研究其固有結(jié)構(gòu)參數(shù)對自身特性的影響，參數(shù)化建模方法正好彌補了這一缺陷。在非參數(shù)化建模方面，米承繼等[4]利用Daubechies小波和最小二乘法原理辨識了油氣懸架的物理參數(shù),得到了有效的剛度和阻尼特性曲線。陳志林等[18]則通過分析油氣懸架中氣體彈簧的非線性剛度和油缸活塞與缸壁之間的摩擦力，建立了油氣懸架的參數(shù)化模型。

油氣懸架閥系參數(shù)及其相關(guān)的湍流阻尼力數(shù)學模型是影響懸架阻尼特性建模的關(guān)鍵因素[19-20]。傳統(tǒng)的阻尼力建模主要使用工程流體力學的半經(jīng)驗公式+試驗的方法，阻尼孔和單向閥的流量系數(shù)都靠經(jīng)驗確定，不能準確得到，往往只考慮了閥系結(jié)構(gòu)的沿程壓力損失產(chǎn)生的阻尼力，對于閥系結(jié)構(gòu)處由截面突變引起的進出口局部阻力、彎道阻力、流體湍流發(fā)展過程的沿程阻力未能考慮，而CFD建模方法可以減小上述關(guān)鍵參數(shù)對實驗數(shù)據(jù)的依賴程度并提高模型精度[21]。

本文以有限體積法為基礎(chǔ)，結(jié)合VOF模型和動網(wǎng)格技術(shù)，建立了某型大噸位礦用自卸車油氣懸架內(nèi)部流場的兩相流模型，并開展數(shù)值模擬研究，計算其剛度阻尼特性，然后通過實車道路試驗驗證仿真結(jié)果的準確性，最后分析相關(guān)閥系結(jié)構(gòu)參數(shù)對阻尼特性的影響。仿真過程中力求通過 VOF模型重構(gòu)懸架運動過程中的油氣接觸面，以實現(xiàn)兩相間壓力的傳遞；通過多相流流場動態(tài)仿真再現(xiàn)油氣懸架在不同振動速度下阻尼孔、單向閥等流道內(nèi)的瞬態(tài)流場特性，獲得瞬態(tài)流場下油氣懸架內(nèi)部的壓力分布情況。以期通過仿真分析為油氣懸架非線性剛度阻尼特性建模、結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計及優(yōu)化提供更多的參考依據(jù)。

1　油氣懸架結(jié)構(gòu)和工作原理

油氣彈簧主要有單氣室、雙氣室和兩極壓力式等結(jié)構(gòu)形式。本文的研究對象為應(yīng)用于某國產(chǎn)大型礦用自卸車上的單氣室油氣懸架(單氣室油氣接觸式)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。它主要由缸筒1和桿筒4兩大部件組成，桿筒上設(shè)有供油液流通的閥系結(jié)構(gòu)——阻尼孔2和單向閥3，以此連接活塞腔Ⅰ和環(huán)形腔Ⅱ。單向閥在懸架拉伸行程時關(guān)閉，在懸架壓縮行程時打開。

圖1　油氣懸架結(jié)構(gòu)簡圖

根據(jù)油氣懸架結(jié)構(gòu)和工作原理，懸架剛度力和阻尼力可分別表示為[22]

Fk=p1(A1-A2)

(1)

Fc=(p1-p2)A2

(2)

式中，F(xiàn)k、Fc分別為懸架缸輸出的剛度力、阻尼力；p1、p2分別為活塞腔Ⅰ腔、環(huán)形腔Ⅱ腔內(nèi)的壓力；A1、A2分別為活塞腔Ⅰ腔、環(huán)形腔Ⅱ腔的橫截面面積。

2　油氣懸架兩相流數(shù)值模擬

2.1油氣懸架三維幾何建模

根據(jù)油氣懸架的結(jié)構(gòu)尺寸，在SolidWorks 軟件中建立了三維幾何模型，如圖2所示。然后，在保證計算精度的情況下，對幾何模型進行了適當?shù)暮喕?，忽略了油道、密封件及支撐活塞環(huán)，以保證后續(xù)網(wǎng)格劃分的質(zhì)量。最終的簡化模型如圖3所示，具體結(jié)構(gòu)尺寸見表1。

圖2　油氣懸架原始模型

圖3　油氣懸架簡化模型

mm

2.2模型計算域網(wǎng)格劃分

采用 ANSYS/ICEM 軟件對簡化模型進行網(wǎng)格劃分，考慮到單向閥和阻尼孔直徑相對于整體結(jié)構(gòu)尺寸較小，因此，對其進行了局部網(wǎng)格加密，并改善了網(wǎng)格質(zhì)量，最終網(wǎng)格數(shù)大于120萬。模型計算域典型截面網(wǎng)格如圖4所示，包括一個閥系橫截面網(wǎng)格和兩個閥系縱截面網(wǎng)格。在Fluent軟件中將兩個單向閥分別設(shè)置為兩個body，網(wǎng)格其余部分設(shè)置為第三個body，以便于實現(xiàn)單向閥在拉伸和壓縮行程時的開閉狀態(tài)。

圖4　模型計算域網(wǎng)格劃分

2.3VOF模型和動網(wǎng)格技術(shù)耦合建模

2.3.1湍流模型選擇

就減振器而言，流體流經(jīng)阻尼孔的狀態(tài)為湍流，這已被大量的試驗工作所驗證[23]。因此，在進行油氣懸架流體數(shù)值仿真前，有必要對湍流模型適用性進行分析，以提高計算精度。目前，計算流體力學中，描述湍流的基礎(chǔ)是Navier-Stokes(N-S)方程[24-25]，根據(jù)N-S方程中對湍流處理尺度的不同，湍流數(shù)值模擬方法主要分為：直接數(shù)值模擬(DNS)、大渦模擬(LES)和雷諾平均方法(RANS)。DNS方法直接求解湍流運動的N-S方程，可以獲得湍流瞬時流場的全部信息，但由于計算量大，目前只限于一些低雷諾數(shù)的簡單流動。LES 方法在湍流運動的數(shù)值模擬過程中，將N-S方程在一個小空間域內(nèi)進行平均(或稱為濾波)，以便從流場中去掉小尺度渦，導(dǎo)出大渦所滿足的方程，通過建立亞格子尺度模型來模擬小渦對大渦的影響，是介于DNS方法和RANS方法之間的一種方法。RANS方法也就是湍流模式理論，是依據(jù)湍流的理論知識、實驗數(shù)據(jù)或直接數(shù)值模擬結(jié)果，對Reynolds應(yīng)力做出各種假設(shè)從而使湍流的平均Reynolds方程封閉。為兼顧計算精度和效率問題，本文選用目前工程領(lǐng)域應(yīng)用較為成熟的RANS方法。

根據(jù)RANS方法對模式處理的出發(fā)點不同，又可以將湍流模式理論分成兩大類：一類稱為二階矩封閉模式，另一類稱渦黏性模式。二階矩模式同樣因為計算量大的問題而限制了其在工程計算中的應(yīng)用。渦黏性模式即假設(shè)Reynolds應(yīng)力與平均速度應(yīng)變率成線性關(guān)系，根據(jù)求解的附加微分方程的數(shù)目，一般可將渦黏性模式分為三類：零方程、一方程、兩方程模型等。目前，兩方程模型是工程湍流問題中最廣泛應(yīng)用的模型，主要有：標準k-ε湍流模型、RNGk-ε湍流模型、Realizablek-ε湍流模型和k-ω湍流模型等。本文選用對標準k-ε湍流模型進行了湍流黏性及耗散率修正，可以更好地處理旋流、圓柱射流，有著更高精度的Realizablek-ε湍流模型。與之相關(guān)的連續(xù)性方程、動量方程、k-ε輸運方程[26]分別為

(3)

(4)

(5)

(6)

式中，ui、xi分別為速度和坐標分量；ρ為液體密度；μ為分子黏度；p′為修正項壓力；μt為湍流黏度；k、ε分別為湍動能和湍能耗散率；σ、C等為相關(guān)常數(shù)項；G為與平均速度梯度相關(guān)的湍動能項。

2.3.2VOF建模分析

本文分析的油氣懸架內(nèi)部結(jié)構(gòu)為油氣接觸式，涉及油液和氣體兩相的相互作用，屬于特殊形式的多相流問題。針對多相流問題，已有的解決方法包括：歐拉-拉格朗日方法以及歐拉-歐拉方法。前者采用離散相(DPM)模型，不適合求解流-流混合物以及第二項體積率較大的問題。因此，本文采用歐拉-歐拉計算方法。

基于歐拉-歐拉方法的多相流模型主要有[27]：VOF(volume of fluid)模型、混合(mixture)模型以及歐拉(Eulerian)模型。其中，VOF模型適合于分層的或自由表面流；混合模型或歐拉模型適合于流動中有相混合或分離，或分散相的體積分數(shù)超過10%的情況(小于10%可用離散相模型)。由于本文所研究油氣懸架內(nèi)部結(jié)構(gòu)形式為油氣接觸式，對于這種帶自由液面的流動進行數(shù)值模擬，其難點在于對自由液面的追蹤處理，故本文采用VOF模型來解決這一難題。VOF模型通過引入各個時刻各相流體在網(wǎng)格單元中所占體積分數(shù)α來構(gòu)造和追蹤自由面，油氣自由界面的重構(gòu)通過求解以下形式的連續(xù)性方程實現(xiàn)[28-29]：

(7)

在VOF模型中，每個計算單元內(nèi)，所有相的體積分數(shù)之和等于1。對于油氣懸架，記單元中氮氣的體積分數(shù)為αg，則油液的體積分數(shù)為1-αg，其中αg在計算單元中會出現(xiàn)以下三種可能：①αg=0，表示該單元中充滿的是液壓油；②0<αg<1，表示該單元中既有氮氣又有油液；③αg>1，表示該自由面單元中充滿的是氮氣。

(8)

(9)

式中，ρg、ρo分別為氮氣和液壓油的密度；μg、μo分別為氮氣和液壓油的黏度。

根據(jù)VOF模型多相流建模方法，設(shè)置氮氣為第一相，定義為可壓縮液體；油液為第二相，由于其彈性模量約為1GPa，遠高于油氣懸架工作油壓1MPa，故定義為不可壓縮液體[30]。根據(jù)礦用車的滿載簧上質(zhì)量和懸架內(nèi)部腔體面積，求得滿載靜平衡時氮氣氣柱高度，通過初始設(shè)置得到懸架的VOF模型，如圖5所示。

圖5　油氣懸架VOF模型

2.3.3動網(wǎng)格耦合建模分析

模型建好后需要考慮實際的仿真邊界條件，這主要通過動網(wǎng)格的耦合建模來實現(xiàn)。油氣懸架在拉伸、壓縮過程中I腔和Ⅱ腔體積將發(fā)生變化，動網(wǎng)格技術(shù)可以用來模擬流場形狀由于邊界運動而隨時間改變的問題。本文采用動網(wǎng)格技術(shù)來模擬油氣懸架流場形狀的改變。

動網(wǎng)格計算中，網(wǎng)格的動態(tài)變化過程可以用三種模型進行計算[31-32]：彈簧近似光滑模型(spring-basedsmoothing)、動態(tài)分層模型(dynamiclayering)和局部重劃模型(localremeshing)。本文動網(wǎng)格計算采用網(wǎng)格變形和局部網(wǎng)格重構(gòu)相結(jié)合的方法。

在使用動網(wǎng)格技術(shù)時，最主要的問題是需要定義邊界的運動形式。本文采用UDF文件進行預(yù)先定義：即假設(shè)油氣懸架活塞桿不動，以缸筒的邊界運動來定義它們之間的相對運動。網(wǎng)格的更新過程則由Fluent軟件根據(jù)每個迭代步中邊界的變化情況自動完成。其控制函數(shù)如下：

((First_chamber_uppoint)

(Time0 0.1)

(v_y1 0))

((Second_chamber_downpoint)

(Time0 0.1)

(v_y1 0))

該程序代表從0到0.1s活塞速度由0變到1m/s；其中，F(xiàn)irst_chamber_uppoint和Second_chamber_downpoint分別代表動網(wǎng)格運動邊界(Ⅰ腔上壁面和Ⅱ腔下壁面)，如圖6所示。

圖6　動網(wǎng)格運動邊界

3　兩相流仿真及結(jié)果分析

通過兩相流數(shù)值模擬，可以得到油氣懸架拉壓過程中不同時刻氣體和油液的體積比以及速度和壓力云圖，下面主要描述拉伸行程的仿真結(jié)果。在拉伸行程，不同時刻氮氣和油液體積比如圖7所示，其中深色部分表示氣體，淺色部分表示油液。

(a) t=0.02 s　(b)t=0.04 s　(c)t=0.06 s　(d)t=0.08 s　(e)t=0.1 s圖7　拉伸行程油氣體積比

懸架拉伸狀態(tài)下，阻尼孔和單向閥橫截面不同時刻的速度見圖8。從橫截面速度云圖可以看出，由于油氣懸架自身結(jié)構(gòu)的對稱性，其速度流場也呈現(xiàn)出對稱分布的特點。油液從Ⅱ腔進入阻尼孔后由于通流截面突變導(dǎo)致速度激增，產(chǎn)生沿徑向噴射的效果[33]，進入Ⅰ腔后速度流線圖呈漩渦狀，流速迅速減小。拉伸行程單向閥處于關(guān)閉狀態(tài)，沒有油液流過。從圖8可以看出，隨著時間的推移，油氣懸架缸筒和桿筒相對運動速度增大，懸架內(nèi)部油液流動速度明顯增大，旋流的形成也明顯增強。

(a) t=0.025 s　　　　　(b) t=0.05 s

(c) t=0.075 s　　　　　(d) t=0.1 s圖8　拉伸行程橫截面速度流場圖

懸架拉伸行程，不同時刻閥系結(jié)構(gòu)橫截面壓力云圖、阻尼孔縱截面壓力云圖、單向閥縱截面壓力如圖9所示。從圖9可以看出，在拉伸行程，Ⅱ腔壓力明顯增大，單向閥關(guān)閉，油液由Ⅱ腔經(jīng)過阻尼孔進入Ⅰ腔，流經(jīng)阻尼孔之后壓力迅速減小，形成明顯的壓力梯度，引起結(jié)構(gòu)的對稱性而產(chǎn)生對稱的壓力云圖，能耗主要發(fā)生在阻尼孔。同時，在阻尼孔進口處，可以看到進口局部阻力導(dǎo)致的壓力明顯增大。另外，隨著懸架缸筒和桿筒相對運動速度的增大，Ⅰ腔和Ⅱ腔之間的壓力差也明顯增大。

(a)閥系橫截面(t=0.02 s)　(b)閥系橫截面(t=0.1 s)

(c)阻尼孔縱截面(t=0.02 s)　　　(d)阻尼孔縱截面(t=0.1 s)

(e)單向閥縱截面(t=0.02 s)　　　(f)單向閥縱截面(t=0.1 s)圖9　拉伸行程截面壓力云圖

從兩相流仿真結(jié)果中可以提取任意時刻的氣體壓力，代入式(1)，計算得到懸架剛度曲線；提取任意速度下Ⅰ腔和Ⅱ腔相關(guān)作用面之間的壓力差，代入式(2)計算得到懸架阻尼力曲線，如圖10所示。計算過程避開了相關(guān)閥系流量參數(shù)對試驗數(shù)據(jù)的依賴。

(a) 油氣懸架剛度力曲線

(b) 油氣懸架阻尼力曲線圖10　油氣懸架非線性特性擬合曲線

4　兩相流仿真結(jié)果試驗驗證

為了驗證仿真結(jié)果的準確性，對裝有該型油氣懸架的礦用自卸車進行隨機道路振動測試，重點監(jiān)測前油氣懸架上下支點的響應(yīng)，相關(guān)測點布置如圖11所示。試驗測得油氣懸架上下支點的速度和加速度響應(yīng)曲線。本次試驗是參照ISO2631-1999標準來完成的。

圖11　油氣懸架實車試驗

礦用自卸車試驗道路為礦區(qū)作業(yè)場地，如圖12所示，根據(jù)標準取3種不同的試驗車速，分別為10km/h，20km/h，30km/h。在試驗過程中，速度盡量保持穩(wěn)定，使車速變化不大于±5%，同時對每一車速下的試驗要重復(fù)若干次，本試驗重復(fù)三次再取其平均值。

圖12　自卸車試驗場地

建立整車動力學模型，將兩相流仿真計算得到的油氣懸架剛度阻尼特性曲線以Spline形式導(dǎo)入ADAMS模型中，如圖13所示。將速度為30km/h工況下的整車道路試驗測得的前懸架下測點的速度信號作為動力學模型前懸下支點的輸入，監(jiān)測其上支點的加速度響應(yīng)輸出。

圖13　整車動力學模型

取前懸架上支點垂直方向的加速度作為驗證對象，將仿真值與試驗值進行對比，如圖14所示?？梢钥闯鰬壹苌蠝y點加速度波動范圍基本一致，介于-6～4m/s2之間，從而驗證了仿真結(jié)果的準確性。為了進一步驗證仿真結(jié)果的可靠性，對比不同試驗工況下加速度均方根的計算值與試驗值，見表2，可以看出加速度均方根值計算結(jié)果與試驗結(jié)果的誤差在4%以內(nèi)，滿足工程仿真要求。

圖14　油氣懸架上測點垂向加速度時域響應(yīng)對比

工況試驗值(m/s2)仿真值(m/s2)誤差(%)10km/h滿載3.183.283.14空載2.512.582.7920km/h滿載2.822.933.55空載2.782.893.9630km/h滿載3.433.563.79空載3.212.323.43

5　閥系參數(shù)結(jié)構(gòu)特性分析

油氣懸架閥系參數(shù)是影響其阻尼特性建模的關(guān)鍵參數(shù)，因此有必要對閥系參數(shù)結(jié)構(gòu)特性做進一步的分析，尤其是傳統(tǒng)阻尼特性建模難以考慮的因素。

首先，對阻尼孔結(jié)構(gòu)特性進行分析，得出不同阻尼孔直徑d、阻尼孔入口倒圓半徑r、阻尼孔水平傾角β、阻尼孔長度l的油氣懸架阻尼力特性曲線，如圖15～圖18所示。

圖15　不同阻尼孔直徑的油氣彈簧阻尼力曲線

圖16　不同阻尼孔倒圓半徑的油氣彈簧阻尼力曲線

圖17　不同阻尼孔角度的油氣彈簧阻尼力曲線

圖18　不同阻尼孔長度的油氣彈簧阻尼力曲線

由圖15～圖18可以看出，不同阻尼孔直徑、入口倒圓半徑、傾角對油氣懸架拉伸階段的阻尼特性影響較大。其中圖17與圖18中的阻尼孔長度對應(yīng)相等，據(jù)此對比可知阻尼孔傾斜不是因為阻尼孔長度增加而使阻尼力增大，而主要是因為阻尼孔傾斜后入口、出口的局部阻力增大，使阻尼力增大。因此，在油氣懸架拉伸過程中，要保證油氣懸架工作的穩(wěn)定性，讓其阻尼力處于更精確可控的狀態(tài)，阻尼孔進出口倒圓應(yīng)合理設(shè)置。

為了分析單向閥開度對懸架阻尼特性的影響，模擬了壓縮速度為1m/s時不同開度下的單向閥流場特性。其中，單向閥速度流場分布如圖19～圖23所示，單向閥結(jié)構(gòu)如圖24所示，單向閥油液壓差與單向閥開度的關(guān)系如圖25所示，阻尼力曲線隨單向閥開度的變化如圖26所示。圖19～圖23中，箭頭方向為油液流動方向，油液流經(jīng)單向閥，在突然改變形狀的壁面處，油液流向不能像壁面一樣突變，因而產(chǎn)生湍流，造成局部壓力損失。當單向閥開度很小，如開度為2mm時，流經(jīng)單向閥縫隙的油液流速很高，產(chǎn)生的湍流強度大，引起較大的壓力損失；當開度增大，如開度為4.5mm時，油液流速減小，產(chǎn)生湍流的強度降低，壓力損失減小且變化敏感；但是當開度進一步增大，如開度為7mm時，單向閥又因占用了環(huán)形腔的空間，阻礙了環(huán)形腔油液的流動，反而使壓力損失增大，但后續(xù)變化不敏感。因此，在油氣懸架壓縮過程中，要保證懸架工作的穩(wěn)定性，減少外界對油液流動狀態(tài)的干擾，單向閥工作開度應(yīng)設(shè)置在壓力損失變化不敏感的位置。

圖19　開度為2 mm時單向閥速度流場圖

圖20　開度為4.5 mm時單向閥速度流場圖

圖21　開度為7 mm時單向閥速度流場圖

圖22　開度為9.5 mm時單向閥速度流場圖

圖23　開度為12 mm時單向閥速度流場圖

圖24　單向閥結(jié)構(gòu)圖

圖25　不同單向閥開度下的油液壓差對比圖

圖26　不同單向閥開度下的阻尼力曲線對比圖

6　結(jié)論

(1)建立了油氣懸架氣-液兩相流數(shù)值模型；探討了Fluent流場動力學計算中，數(shù)值模擬方法、湍流模型及多相流建模方法對油氣懸架動力學數(shù)值模擬的適用性；探討了Realizablek-ε湍流模型和VOF多相流模型的內(nèi)在聯(lián)系；最終結(jié)合VOF模型和動網(wǎng)格技術(shù)建立了油氣懸架的氣-液兩相流耦合模型。

(2)通過流場瞬態(tài)動力學分析計算得到了懸架剛度阻尼特性曲線；結(jié)合氣-液兩相流模型、動網(wǎng)格技術(shù)和UDF方法對油氣懸架拉伸、壓縮行程的流場進行了瞬態(tài)動力學仿真，得到了不同運動狀態(tài)下的流場壓力云圖和速度云圖，解釋了油氣懸架內(nèi)部結(jié)構(gòu)對流場特性的影響。通過提取壓力仿真結(jié)果，計算擬合得到油氣懸架的非線性剛度阻尼特性曲線。

(3)通過實車道路試驗驗證了仿真結(jié)果的準確性；建立了包含油氣懸架非線性剛度阻尼特性在內(nèi)的某型大噸位礦用自卸車多體動力學模型，通過將自卸車油氣懸架實車道路振動測試得到的懸架下支點速度作為多體動力學模型前懸架下支點的輸入，對比懸架上測點的加速度響應(yīng)，驗證了基于VOF模型和動網(wǎng)格技術(shù)的兩相流數(shù)值模擬對油氣懸架非線性特性建模結(jié)果的準確性。

(4)研究結(jié)果為油氣懸架的內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了新方法；通過兩相流模擬，分析了傳統(tǒng)設(shè)計方法難以涉及的阻尼孔倒圓、阻尼孔傾角和單向閥開度對阻尼特性的影響，與油氣懸架傳統(tǒng)的設(shè)計方法相比，該設(shè)計方法精度可靠、更加直觀，為油氣懸架閥系的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計提供了更多的參考依據(jù)。

[1]馬星國,張刃,尤小梅,等.履帶車輛單輪懸掛系統(tǒng)建模及仿真研究[J].振動與沖擊,2014(20):81-85.

Ma Xingguo, Zhang Ren, You Xiaomei, et al. Modeling and Simulating of a Tracked Vehicle’s Single-wheel Suspension System[J]. Journal of Vibration and Shock, 2014(20):81-85.

[2]郭建華. 全路面起重機油氣懸架系統(tǒng)建模與動力學仿真研究[D]. 長春：吉林大學,2005.

[3]陳東發(fā). 320噸礦車油氣懸架系統(tǒng)及行走機構(gòu)的研究與設(shè)計[D]. 武漢：武漢理工大學,2014.

[4]米承繼,谷正氣,伍文廣,等.基于參數(shù)辨識的礦用自卸車平順性優(yōu)化[J].機械工程學報,2012,48(6):109-115.

Mi Chengji, Gu Zhengqi, Wu Wenguang, et al. Ming Dump Truck Ride Optimization Based on Parameter Identification[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2012,48(6):109-115.

[5]周德成,趙登峰,王國強, 等.油氣減振器非線性特性的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)識別研究[J].農(nóng)業(yè)機械學報,2004,35(4):9-11.

Zhou Decheng, Zhao Dengfeng, Wang Guoqiang, et al. Identification of Nonlinear Characteristics of Hydragas Using Neural Networks[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2004, 35(4):9-11.

[6]劉杰,韓旭,文桂林. 基于遺傳算法的油氣懸架非線性特征參數(shù)的無損評測[J].中國機械工程,2007,18(10):1161-1164.

Liu Jie,Han Xu,Wen Guilin.Nondestructive Evaluation of the Nonlinear Characteristics of the Hydragas Suspension Based on Genetic Algorithm[J].China Mechanical Engineering, 2007,18(10):1161-1164.

[7]甄龍信,張文明. 單氣室油氣懸架的仿真與試驗研究[J]. 機械工程學報,2009,45(5):290-294.

Zhen Longxin, Zhang Wenming. Research on Simulation and Experiment of Hydro-pneumatic Suspension with Single Gas Cell[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2009,45(5):290-294.

[8]李占芳,仝軍令,李威. 單氣室油氣彈簧的優(yōu)化設(shè)計研究[J]. 振動與沖擊,2011,30(4):166-172.

Li Zhanfang, Tong Junlin, Li Wei. Study on the Optimal Design of a Single Chamber Hydro-pneumatic Spring[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011,30(4):166-172.

[9]陳思忠,楊杰,吳志成,等.外置串聯(lián)閥式阻尼可調(diào)油氣彈簧研究[J].汽車工程,2007,29(8):719-722.

Chen Sizhong, Yang Jie, Wu Zhicheng, et al. A Study on the Oil-gas Spring with a Separate Adjustable Damping Valve[J]. Automotive Engineering, 2007,29(8):719-722.

[10]陳志林,金達鋒,黃興惠,等.油氣主動懸架車身高度非線性控制仿真和試驗研究[J].中國機械工程,2000,11(11):1228-1231.

Chen Zhilin, Jin Dafeng, Huang Xinhui, et al. Simulation and Test Study on the Nonlinear Control for Vehicle Body Height with Hydro Pneumatic Active Suspension[J].China Mechanical Engineering, 2000,11(11):1228-1231.

[11]張春輝,趙靜一,田興,等. 基于模糊控制的半主動油氣懸掛系統(tǒng)在鉸接式自卸車中的應(yīng)用[J]. 中國機械工程,2014,25(18):2550-2555.

Zhang Chunhui, Zhao Jingyi, Tian Xing, et al. Applications of Semi-active Hydro-pneumatic Suspension System Based on Fuzzy Control in Articulated Dump Truck[J].China Mechanical Engineering, 2014,25(18):2550-2555.

[12]周長城,焦學健.簧上質(zhì)量對油氣彈簧閥系設(shè)計參數(shù)的影響[J].中國機械工程,2008,19(8):998-1002.Zhou Changcheng, Jiao Xuejian. Study on the Influence of Single Wheel Sprung Weight on Valves Design Parameters of Hydro-pneumatic Spring[J]. China Mechanical Engineering, 2008,19(8):998-1002.

[13]Bauer W. Hydro-pneumatic Suspension Systems[M]. Berlin:Springer-Verlag, 2011.

[14]孫繼勛,趙廣俊,呂建剛,等. 基于AMESim的單腔油氣懸架阻尼特性仿真分析[J].液壓氣動與密封,2010,30(6):24-27.

Sun Jixun, Zhao Guangjun, Lu Jiangang, et al. Simulation and Analysis on Damping Capacity of HPS with Isolated Single-chamber Based on AMESim[J].Hydraulics Pneumatics & Seals, 2010,30(6):24-27.

[15]Emami M D, Mostafavi S A, Asadollahzadeh P.Modeling and Simulation of Active Hydro-pneumatic Suspension System through Bond Graph[J]. Mechanika, 2011,17(3):312-317.

[16]孫會來,金純,張文明,等. 基于分數(shù)階微積分的油氣懸架建模與試驗分析[J]. 振動與沖擊, 2014(17):167-172.

Sun Huilai, Jin Chun, Zhang Wenming, et al. Modeling and Tests for a Hydro-pneumatic Suspension Based on Fractional Calculus[J]. Journal of Vibration and Shock, 2014(17):167-172.

[17]Surace C, Worden K, Tomlinson G R. On the Non-linear Characteristics of Automotive Shock Absorbers[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part D:Journal of Automobile Engineering,1992,206(14):3-16.

[18]陳志林,金達峰,趙六奇,等. 油氣主動懸架非線性模型的建立、仿真與試驗驗證[J]. 汽車工程,2000,22(3):162-165.

Chen Zhilin, Jin Dafeng, Zhao Liuqi, et al. Nonlinear Modeling, Simulation and Test Verification of Hydro-pneumatic Active Suspension[J]. Automotive Engineering, 2000,22(3):162-165.

[19]Joo F R.Dynamic Analysis of a Hydropneumatic Suspension System[D].Montreal:Concordia University,1991.

[20]孫濤,喻凡,鄒游.工程車輛油氣懸架非線性特性的建模與仿真研究[J].系統(tǒng)仿真學報,2005,17(1):210-213.

Sun Tao, Yu Fan,Zou You. Investigation on Non-linear Characteristics of Hydropneumatic Suspen-sion Modeling and Simulation for Engineering Vehicles[J].Journal of System Simulation, 2005,17(1):210-213.

[21]Herr F, Mallin T, Lane J, et al. A Shock Abs-orber Model Using CFD Analysis and Easy5[J].SAE Technical Paper, 1999: 011322.

[22]馬國清,王樹新,檀潤華.汽車油氣懸掛系統(tǒng)數(shù)學模型與計算機仿真研究[J].中國機械工程,2003,14(11):978-981.Ma Guoqing, Wang Shuxin, Tan Runhua. Study on Nonlinear Mathematical Model of Hydropneumatic Suspension and Computer Simulation[J].China Mechanical Engineering, 2003,14(11):978-981.

[23]Reybrouck K. A Non Linear Parametric Model of an Automotive Shock Absorber[J].SAE 1994: 940869.

[24]谷正氣.汽車空氣動力學[M]. 北京：人民交通出版社, 2005.

[25]汪禮. 常用湍流模型適用性分析及翼型VOF數(shù)值模擬[D].武漢：華中科技大學,2007.

[26]Chen Q, Dai G, Liu H.Volume of Fluid Model for Turbulence Numerical Simulation of Stepped Spillway Overflow[J].J. Hydraul. Eng. ，2002，128(7): 683-688.

[27]韓占忠，王敬，蘭小平. FLUENT:流體工程仿真計算實例與應(yīng)用[M].2版.北京：北京理工大學出版社，2010.

[28]童亮,余罡,彭政,等.基于VOF模型與動網(wǎng)格技術(shù)的兩相流耦合模擬[J].武漢理工大學學報(信息與管理工程版),2008,30(4):525-528.

Tong Liang, Yu Gang, Peng Zheng, et al. Coupled Simulation of Two-phase Flow Based on VOF Model and Dynamic Mesh Technology[J].Journal of Wuhan University of Technology(Infromation & Management Engineering),2008, 30(4):525-528.

[29]曹元福,張衛(wèi)正,楊振宇, 等.活塞開式內(nèi)冷油腔振蕩流動傳熱特性研究[J].汽車工程,2014,36(5):546-551.

Cao Yuanfu, Zhang Weizheng, Yang Zhenyu, et al. An Investigation into the Flow and Heat Transfer Characteristics of an Open Cooling Gallery in Piston[J].Automotive Engineering, 2014,36(5):546-551.

[30]呂振華, 姜利泉. 基于液-固耦合有限元分析方法的氣-液型減振器補償閥性能研究[J]. 工程力學, 2006, 23(11): 163-169.

LüZhenhua,JiangLiquan.FSIFEASimulationofLiquidSupplementValvesinGas-pressurizedHydraulicDampers[J].EngineeringMechanics, 2006, 23(11): 163-169.

[31]張來平,鄧小剛,張涵信.動網(wǎng)格生成技術(shù)及非定常計算方法進展綜述[J].力學進展,2010,40(4):424-447.

ZhangLaiping,DengXiaogang,ZhangHanxin.ReviewsofNovingGridGenerationTechniquesandNumericalMethodsforUnsteadyFlow[J].AdvancesinMechanics, 2010,40(4):424-447.

[32]褚江.非結(jié)構(gòu)動網(wǎng)格生成方法研究[D].南京:南京理工大學,2006.

[33]袁麗蓉, 沈永明, 鄭永紅. 用VOF方法模擬橫流下窄縫紊動射流[J].海洋學報, 2005, 27(4):155-160.

YuanLirong,ShenYongming,ZhenYonghong.SimulationonaAlit-typeTurbulentJetinaCross-flowUsingtheVOFMethod[J].ActaOceanologicaSinica, 2005, 27(4):155-160.

(編輯陳勇)

Gas-liquid Two-phase Flow Numerical Simulation of a Hydro-pneumatic Suspension by VOF Model and Dynamic Mesh Method

Zhang Sha1Gu Zhengqi1,2Zhao Jingkai1Xu Ya1Wu Wenguang1

1. State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body, Hunan University, Changsha, 410082 2. Hunan University of Arts and Science, Changde,Hunan ,415000

Considering that the hydro-pneumatic suspension of a large-scale mining dump truck was a type of oil and gas contact suspension, the multiphase flow numerical simulation method was considered to be used to analysis the nonlinear characteristics. At first, a gas-liquid two-phase flow model was set up in Fluent software by VOF method, on the basis of discussing the applicability of existing multiphase flows modeling methods and the applicability of turbulence model. During the simulation, VOF model was able to track and locate the oil-gas interface and transfer the pressures between them. Dynamic grid technique was introduced and the movement of the two-phase flow model boundary was defined by UDF technique. In order to obtain the velocity and pressure contours of the suspension in different times, the time-dependent numerical simulation of the tension and compression processes of the hydro-pneumatic suspension was conducted, combining the VOF model and dynamic mesh method. The pressure changes in the air chamber and the pressure differences in the oil chamber due to the valve system structure was extracted, and then the stiffness and damping characteristics were calculated. Finally, the two-phase flow simulation results was validated with the help of a vehicle field measurements.

hydro-pneumatic suspension; volume of fluid(VOF) model; dynamic mesh method; stiffness and damping characteistics

2016-10-13

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(863計劃)資助項目(2012AA041805); 中央財政支持地方高校發(fā)展專項資金資助項目(0420036017); 交通運輸部新世紀十百千人才培養(yǎng)項目(20120222); 湖南大學汽車車身先進設(shè)計與制造國家重點實驗室自主課題(734215002)

TD57

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.15.019

張沙，男，1986年生。湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室博士研究生。主要研究方向為整車性能分析與優(yōu)化。谷正氣,男,1963年生。湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室教授、博士研究生導(dǎo)師，湖南文理學院院長。趙敬凱,男,1991年生。湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室碩士研究生。徐亞,女,1988年生。湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室碩士研究生。伍文廣,男,1988年生。湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室博士研究生。