半主動(dòng)液壓減振器動(dòng)態(tài)特性建模與試驗(yàn)研究

朱茂桃， 唐 偉， 王道勇， 葉必軍， 上官文斌

(1.江蘇大學(xué) 汽車(chē)與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車(chē)工程學(xué)院，廣州 510641；3.寧波拓普集團(tuán)股份有限公司，浙江 寧波 315800)

隨著車(chē)輛性能要求的不斷提高，液壓減振器在汽車(chē)上應(yīng)用越來(lái)越廣泛。在傳統(tǒng)被動(dòng)式減振器技術(shù)發(fā)展的同時(shí)，能夠適應(yīng)不同行駛工況的可調(diào)阻尼減振器技術(shù)也隨之不斷發(fā)展，如電流變式、磁流變式、阻尼可切換式減振器等[1]。阻尼可切換式減振器不但能有效改善汽車(chē)行駛平順性和操縱穩(wěn)定性，而且在成本方面相比電流變式、磁流變式減振器更具市場(chǎng)價(jià)值。目前國(guó)內(nèi)在阻尼可切換式減振器設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)方面的研究較少，因此，研究該類(lèi)減振器的阻尼切換原理、動(dòng)態(tài)特性及影響因素，對(duì)高性能減振器的開(kāi)發(fā)具有重要意義[2]。

根據(jù)某電動(dòng)汽車(chē)動(dòng)力總成懸置系統(tǒng)的設(shè)計(jì)要求，在防扭拉桿一側(cè)并聯(lián)安裝液壓減振器，要求其復(fù)原、壓縮時(shí)阻尼力大小基本相等，在發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)或熄火工況下阻尼力較大，在發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作時(shí)阻尼力要小。本文設(shè)計(jì)了一種半主動(dòng)液壓減振器，通過(guò)電磁閥實(shí)現(xiàn)對(duì)減振器的控制，使其具有兩級(jí)阻尼特性，并對(duì)其動(dòng)態(tài)特性(阻尼力-位移特性、阻尼力-速度特性)進(jìn)行了研究。

目前對(duì)減振器建模方法主要有：集總參數(shù)模型法和分布參數(shù)模型法[3]。集總參數(shù)模型的模型參數(shù)主要依賴于試驗(yàn)測(cè)試，且流體流量系數(shù)、壓力大小等關(guān)鍵參數(shù)均難以獲得。隨著有限元技術(shù)的發(fā)展，采用分布參數(shù)模型法在設(shè)計(jì)階段準(zhǔn)確預(yù)測(cè)減振器的動(dòng)態(tài)特性已成為可能。Herr等[4]采用CFD和FEM相結(jié)合的方法建立了第一個(gè)真正意義上的減振器預(yù)測(cè)分析模型，對(duì)減振器阻尼閥的穩(wěn)態(tài)特性進(jìn)行了分析。Tallec等[5]將他們自己開(kāi)發(fā)的流-固耦合算法嵌入到FIRE軟件中，對(duì)減振器節(jié)流閥的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行仿真分析，實(shí)現(xiàn)了真正意義上的流-固耦合仿真。Martins等[6]利用有限元分析軟件CFX，建立了減振器二維CFD分布參數(shù)計(jì)算模型，詳細(xì)分析了活塞與減振器缸筒之間的間隙對(duì)減振器阻尼力大小的影響。李世民等[7]采用有限元分析軟件ADINA，建立了較為完整的減振器流-固耦合有限元模型，并對(duì)減振器動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析。賀李平等[8]聯(lián)合CFD軟件CFX和FEA軟件ANSYS，建立了減振器流-固耦合模型，分析了減振器內(nèi)流場(chǎng)特性和閥片動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。于振環(huán)等[9]利用有限元軟件ADINA，建立了疊加節(jié)流閥片和流場(chǎng)有限元模型，并分析了減振器閥系動(dòng)態(tài)非線性特性。

雖然上述學(xué)者們?cè)跍p振器建模和流場(chǎng)分析方面做了很多研究，但他們的研究對(duì)象主要都是雙筒式液壓減振器，減振器阻尼不可切換，沒(méi)有對(duì)減振器內(nèi)部氮?dú)膺M(jìn)行建模處理，也缺乏對(duì)減振器阻尼力影響因素的分析。本文基于流-固耦合有限元分析的理論與方法，運(yùn)用ADINA仿真軟件建立了半主動(dòng)液壓減振器的流-固耦合有限元模型，計(jì)算分析了電磁閥通、斷電時(shí)減振器的動(dòng)態(tài)特性，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。結(jié)果證明了本文建模方法和計(jì)算方法的正確性，同時(shí)根據(jù)該方法分析了減振器關(guān)鍵參數(shù)對(duì)其阻尼力的影響。文中對(duì)半主動(dòng)液壓減振器的建模方法和試驗(yàn)方法，可為實(shí)際產(chǎn)品的開(kāi)發(fā)提供理論支持。

1 半主動(dòng)液壓減振器結(jié)構(gòu)及試驗(yàn)方法

1.1 半主動(dòng)液壓減振器的結(jié)構(gòu)

本文開(kāi)發(fā)的半主動(dòng)液壓減振器基本結(jié)構(gòu),如圖1所示。主要由缸筒、活塞、活塞桿、浮動(dòng)活塞、電磁閥等元件組成?；钊麑⒏淄卜譃閺?fù)原腔與壓縮腔，電磁閥安裝于兩腔之間，通過(guò)閥芯控制旁通流道的打開(kāi)與關(guān)閉?；钊捎贸Ｍ资剑菫榱耸沟脺p振器的復(fù)原力與壓縮力大小趨于一致。浮動(dòng)活塞將氣室與壓縮腔的油液隔開(kāi)，氣室內(nèi)充有高壓氮?dú)猓脕?lái)補(bǔ)償減振器工作過(guò)程中缸筒內(nèi)油液的體積變化，防止空程現(xiàn)象的發(fā)生，同時(shí)能起到降低噪音的作用。缸筒底端與活塞桿端部均設(shè)有吊耳，并裝有橡膠襯套。

1-缸筒;2-氣室;3-浮動(dòng)活塞;4-壓縮腔;5-旁通流道;6-電磁閥;7-閥芯;8-活塞;9-阻尼孔;10-復(fù)原腔;11-端蓋;12-活塞桿;13-橡膠襯套

圖1 半主動(dòng)液壓減振器結(jié)構(gòu)圖

Fig.1 Structure of semi-active hydraulic shock absorber

半主動(dòng)液壓減振器的阻尼切換原理如下：根據(jù)動(dòng)力總成的工況，通過(guò)控制電磁閥的通、斷電，改變減振器的阻尼力。發(fā)動(dòng)機(jī)在正常運(yùn)行時(shí)，電磁閥斷電，旁通流道將復(fù)原腔與壓縮腔連接，隨著活塞的運(yùn)動(dòng)，油液通過(guò)旁通流道在兩腔之間流動(dòng)，此時(shí)減振器阻尼力較小。發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)或熄火時(shí)，控制電磁閥通電，閥芯受電磁力作用頂下來(lái)封住旁通流道，此時(shí)油液只流經(jīng)活塞上的阻尼孔，減振器阻尼力較大。通過(guò)控制電磁閥的通、斷電，使半主動(dòng)液壓減振器能在不同工況下切換阻尼力，從而改善汽車(chē)行駛平順性。

1.2 試驗(yàn)方法

減振器動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)是在MTS831動(dòng)態(tài)儀上進(jìn)行的，試驗(yàn)系統(tǒng)布置,如圖2所示。減振器活塞桿頂端通過(guò)工裝與力傳感器相連，減振器的底端固定在液壓激振臺(tái)上，與位移傳感器連接。確保減振器沿鉛垂方向安裝，防止減振器在試驗(yàn)過(guò)程中產(chǎn)生偏磨。調(diào)整液壓激振缸的零位，使液壓缸在零位的時(shí)候，減振器活塞剛好位于其中間位置[10]。通過(guò)激振系統(tǒng)對(duì)減振器的活塞桿施加正弦波位移激勵(lì)，減振器力信號(hào)由力傳感器采集，活塞位移信號(hào)由位移傳感器獲得，所得到的力信號(hào)和位移信號(hào)通過(guò)控制系統(tǒng)最終到達(dá)信號(hào)采集處理系統(tǒng)中。在測(cè)試進(jìn)行前，由于高壓氮?dú)獾淖饔?，力傳感器?huì)采集到減振器初始彈性力的大小，記錄該力的具體數(shù)值，在最后試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理階段，將力傳感器的測(cè)量值減去該彈性力的數(shù)值，即得到減振器實(shí)際阻尼力的大小。

試驗(yàn)時(shí)，為了獲取較為可靠的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)減振器先進(jìn)行3個(gè)周期的預(yù)循環(huán)，然后采集第4、第5個(gè)周期的力、位移和速度信號(hào)，進(jìn)而得到減振器的力-位移、力-速度特性曲線。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng),如圖3所示。依據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)QC/T 545—1999和半主動(dòng)液壓減振器實(shí)際工況，制定試驗(yàn)工況見(jiàn)表1，試驗(yàn)時(shí)施加于活塞桿的振幅均為3 mm。本文所開(kāi)發(fā)的半主動(dòng)液壓減振器中橡膠襯套的靜剛度可達(dá)10 000 N/mm，減振器在行程較小時(shí)橡膠襯套對(duì)試驗(yàn)精度的影響較小，基本可以忽略。

表1 試驗(yàn)工況

圖2 試驗(yàn)系統(tǒng)布置圖Fig.2 Experimental system arrangement

圖3 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.3 Experimental scene

2 半主動(dòng)液壓減振器FSI模型建立

2.1 有限元模型

建立減振器固體部分1/2有限元模型與電磁閥通、斷電時(shí)流體部分1/2有限元模型，建立的模型,如圖4所示。在建模過(guò)程中，固體網(wǎng)格采用四面體單元和六面體單元混合模式，網(wǎng)格尺寸為1.5 mm，并對(duì)橡膠襯套、端蓋、活塞等部件進(jìn)行剛性連接處理。流體網(wǎng)格采用四面體單元，復(fù)原腔、壓縮腔和旁通流道網(wǎng)格尺寸為1.3 mm，阻尼孔流體部分網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處理，網(wǎng)格尺寸為0.2 mm。同時(shí)，為了減小計(jì)算量，在減振器建模時(shí)忽略了缸筒的變形和固體倒角部分，電磁閥通電時(shí)的流體模型忽略了其旁通流道中流體部分。模型的主要材料參數(shù)見(jiàn)表2和表3。

(a) 固體模型

(b) 電磁閥斷電流體模型

(c) 電磁閥通電流體模型

2.2 高壓氮?dú)獾刃Ｐ?/h3>

氣室內(nèi)的高壓氮?dú)馀c浮動(dòng)活塞在減振器工作過(guò)程中起到補(bǔ)償油液體積的作用，在建模過(guò)程中將其等效為一根彈簧，等效剛度可由下式求得[11]。其中，n為氮?dú)獾谋葻崛荼?大小為1.4)，Ar為活塞桿的截面積，P0為氮?dú)獾某跏級(jí)毫?，V0為氣室初始體積

表2 固體材料參數(shù)

表3 流體材料參數(shù)

(1)

如圖5所示，在浮動(dòng)活塞與缸筒底端剛性連接點(diǎn)之間定義等效彈簧，建立其單元組并設(shè)置彈簧剛度，約束彈簧除活塞移動(dòng)方向外所有的自由度，同時(shí)對(duì)浮動(dòng)活塞與氮?dú)饨佑|面施加初始?xì)鈮毫?.85 MPa。

2.3 邊界條件

圖5為固體邊界條件，對(duì)固體模型中活塞桿襯套中心施加正弦波位移激勵(lì)，持續(xù)三個(gè)周期，分別定義位移載荷與氮?dú)鈮毫d荷的時(shí)間函數(shù)。約束所有剛性連接點(diǎn)除活塞桿移動(dòng)方向外所有的自由度，并將缸筒質(zhì)量定義在其底端的剛性連接點(diǎn)處。固體模型與流體模型中的耦合面一一對(duì)應(yīng)，將其定義為流-固耦合面，約束除運(yùn)動(dòng)方向外所有的自由度。

圖5 固體邊界條件

圖6為電磁閥通電時(shí)流體邊界條件，流體假設(shè)為不可壓縮流體，不考慮熱傳遞。流體中的對(duì)稱(chēng)面定義為對(duì)稱(chēng)邊界，其它流體邊界定義為非滑移壁面，約束對(duì)稱(chēng)面的法向自由度，此外不施加任何約束。對(duì)所有流體表面施加初始氮?dú)鈮毫Γ?固耦合面處施加紊流載荷。電磁閥斷電時(shí)流體邊界條件與通電時(shí)一致，在此不再贅述。

圖6 電磁閥通電時(shí)流體邊界條件

3 半主動(dòng)液壓減振器動(dòng)態(tài)特性分析

3.1 半主動(dòng)液壓減振器動(dòng)態(tài)特性計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

減振器模型計(jì)算得到的力數(shù)據(jù)采集于位移載荷施加點(diǎn)，即固體模型中活塞桿襯套中心，該力為減振器靜態(tài)支撐力與實(shí)際阻尼力的合力。減振器靜態(tài)下的支撐力為高壓氮?dú)鈱?duì)活塞桿的作用力，可由下式求得

Fr=P0·Sr

(2)

式中:P0為氮?dú)獾某跏級(jí)毫?Sr為活塞桿的截面積。由于減振器實(shí)際工作過(guò)程中氮?dú)鈮毫ψ兓^小，在此假設(shè)其恒為初始?jí)毫?。將模型?jì)算得到的力減去減振器靜態(tài)支撐力，即得到模型實(shí)際阻尼力的數(shù)據(jù)。

圖7和圖8為半主動(dòng)液壓減振器在振幅3 mm頻率10 Hz工況下，電磁閥通、斷電時(shí)計(jì)算與試驗(yàn)的示功圖與速度特性曲線。

由圖8可知，兩種狀態(tài)下試驗(yàn)得到的速度特性曲線均存在遲滯現(xiàn)象，這種遲滯現(xiàn)象在示功圖中表現(xiàn)為左右圖形的不對(duì)稱(chēng)性。示功圖(見(jiàn)圖7)總體飽滿圓滑，沒(méi)有出現(xiàn)空程和畸變，說(shuō)明所研制的半主動(dòng)液壓減振器性能較好[12]。電磁閥兩種狀態(tài)下計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的曲線總體趨勢(shì)是一致的，證明了本文建模方法和計(jì)算方法的正確性。復(fù)原力和壓縮力大小基本相等，滿足設(shè)計(jì)要求。試驗(yàn)值較計(jì)算值略低，是由于未考慮油液的可壓縮性、環(huán)境溫度、系統(tǒng)相關(guān)的摩擦阻尼以及試驗(yàn)本身存在的誤差引起的。

表4列出了電磁閥在通、斷電時(shí)的阻尼力情況。由表4可知，各工況下阻尼力的試驗(yàn)值與計(jì)算值誤差均<15%，表明所建的計(jì)算模型精度較高。同一工況下，電磁閥通電時(shí)減振器的阻尼力明顯增大了，大小為斷電時(shí)的7倍，說(shuō)明半主動(dòng)液壓減振器具有良好的兩級(jí)阻尼特性，阻尼響應(yīng)迅速。

(a) 示功圖

(b) 速度特性曲線

(a) 示功圖

(b) 速度特性曲線

Tab.4Calculationandexperimentresultsofdampingforce(solenoidvalvepoweron/off)

激勵(lì)頻率/Hz斷電通電計(jì)算/N試驗(yàn)/N誤差/%計(jì)算/N試驗(yàn)/N誤差/%101381324．39629085．6111601506．2112010357．5121801686．7128511857．8132021886．91450130510142282107．91650144512．4

3.2 半主動(dòng)液壓減振器流場(chǎng)特性仿真結(jié)果

減振器內(nèi)部流場(chǎng)的試驗(yàn)測(cè)試與理論分析較為困難，采用本文的流-固耦合有限元分析，則可以很方便地獲得半主動(dòng)液壓減振器內(nèi)部流場(chǎng)的分布情況，可以直觀地得到減振器結(jié)構(gòu)變化對(duì)其性能的影響情況。

圖9為0.1 s時(shí)，電磁閥通、斷電時(shí)流體壓力場(chǎng)情況。從圖中可以看出：在電磁閥斷電時(shí)，由于旁通流道的存在，使得流體流通總面積增加，復(fù)原、壓縮兩腔壓力差距較小，阻尼孔處流體和旁通流道流體均有一定的壓力梯度，但梯度值很小，其余區(qū)域的壓力呈均勻分布。而電磁閥通電時(shí)，由于旁通流道截?cái)啵黧w結(jié)構(gòu)發(fā)生了改變，此時(shí)流體只由阻尼孔流動(dòng)，阻尼孔處流體壓力場(chǎng)急劇變化，壓力梯度增大，在入口兩側(cè)都存在小范圍的負(fù)壓區(qū)，復(fù)原、壓縮兩腔壓力差也明顯增大。

根據(jù)上述分析，分別提取電磁閥通、斷電時(shí)減振器復(fù)原、壓縮兩腔的壓力，得到相應(yīng)的壓力分布曲線,如圖10所示。由圖10可知,在兩種工況下，壓縮腔壓力均無(wú)明顯變化，壓力值與初始氮?dú)鈮毫?.85 MPa接近。因?yàn)樵跍p振器工作過(guò)程中，浮動(dòng)活塞補(bǔ)償了缸筒內(nèi)油液的體積變化，浮動(dòng)活塞處于一個(gè)相對(duì)平衡的狀態(tài)，使得浮動(dòng)活塞兩側(cè)壓力趨于一致。復(fù)原腔壓力均有一定的波動(dòng)，其中通電時(shí)復(fù)原腔壓力波動(dòng)幅值更大(斷電時(shí)波動(dòng)幅值為0.07 MPa，通電時(shí)波動(dòng)幅值為2.49 MPa)，這也表明通電時(shí)流體壓力變化更為劇烈，壓力梯度也更大。

圖11為電磁閥通、斷電時(shí)流體速度分布曲線。從圖11可知,在電磁閥斷電時(shí)，流體最大速度產(chǎn)生于旁通流道，大小為4.37 m/s，此時(shí)阻尼孔處的流體速度很小，只有1.26 m/s，旁通流道流速波動(dòng)較大。而電磁閥通電時(shí)，旁通流道截?cái)?，阻尼孔處流速達(dá)到了25.57 m/s，遠(yuǎn)大于斷電時(shí)旁通流道的流速，且此時(shí)阻尼孔流速波動(dòng)幅值更大，這也是由于二者在流體結(jié)構(gòu)上的差別造成的。

(a) 斷電

(b) 通電

4 半主動(dòng)液壓減振器阻尼力影響因素分析

對(duì)半主動(dòng)液壓減振器阻尼力產(chǎn)生影響的主要有兩方面因素：減振器結(jié)構(gòu)參數(shù)和油液參數(shù)?；谏衔膶?duì)該減振器的建模與計(jì)算方法，討論這兩方面參數(shù)對(duì)電磁閥通電時(shí)減振器阻尼力的影響。

4.1 充氣壓強(qiáng)的影響

圖12是充氣壓強(qiáng)分別為0.85 MPa、1.35 MPa、1.85 MPa時(shí)減振器的示功圖計(jì)算結(jié)果。由圖12可知，隨著充氣壓強(qiáng)的增大，減振器的阻尼力并無(wú)明顯變化，因此充氣壓強(qiáng)的影響基本可以忽略。

圖11為電磁閥通、斷電時(shí)流體速度分布曲線。

4.2 油液黏度的影響

油液黏度直接關(guān)系到減振器阻尼力的大小，圖13為油液黏度分別為10 mm2/s、15 mm2/s、20 mm2/s時(shí)減振器的示功圖計(jì)算結(jié)果。顯然，減振器阻尼力隨著油液黏度的增大而增大，油液黏度對(duì)減振器阻尼力的影響較大。

4.3 阻尼孔直徑的影響

阻尼孔直徑的大小影響阻尼孔處油液的壓力，從而影響減振器的阻尼力。圖14為阻尼孔直徑分別為1.3 mm、1.5 mm、1.7 mm時(shí)減振器的示功圖計(jì)算結(jié)果。可以看出，隨著阻尼孔直徑的增大，減振器阻尼力降低幅度很大，可見(jiàn)阻尼力對(duì)阻尼孔直徑非常敏感。

(a) 斷電

(b) 通電

圖11 電磁閥通、斷電時(shí)流體速度分布曲線

圖12 不同充氣壓強(qiáng)下的示功圖

圖13 不同油液黏度下的示功圖

圖14 不同阻尼孔直徑下的示功圖

4.4 活塞桿直徑的影響

圖15為活塞桿直徑分別為9 mm、11 mm、13 mm時(shí)減振器的示功圖計(jì)算結(jié)果。從圖15可知，隨著活塞桿直徑的增大，減振器阻尼力明顯降低，活塞桿直徑對(duì)減振器阻尼力的影響也較大。

圖15 不同活塞桿直徑下的示功圖

5 結(jié) 論

(1) 開(kāi)發(fā)了一種具有阻尼切換功能的兩級(jí)阻尼半主動(dòng)液壓減振器，并對(duì)其動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了研究。建立了該減振器的流-固耦合有限元模型，計(jì)算分析了其動(dòng)態(tài)特性，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證了本文建模方法和計(jì)算方法的正確性。

(2) 分析了電磁閥通、斷電時(shí)半主動(dòng)液壓減振器阻尼力變化情況和流體的流場(chǎng)特性。結(jié)果表明，該減振器具有良好的兩級(jí)阻尼特性，阻尼切換控制精準(zhǔn)。電磁閥通電后，流體結(jié)構(gòu)的改變明顯增大了減振器的阻尼力，且流體復(fù)原腔壓力場(chǎng)、速度場(chǎng)波動(dòng)也更為劇烈。

(3) 分析了充氣壓強(qiáng)、油液黏度、阻尼孔孔直徑等參數(shù)對(duì)半主動(dòng)液壓減振器阻尼力的影響。結(jié)果表明，提高油液粘度、減小阻尼孔直徑和活塞桿直徑均可以有效增加減振器的阻尼力。

(4) 本文所進(jìn)行的建模是基于諸多假設(shè)和簡(jiǎn)化條件下展開(kāi)的，有一些半經(jīng)驗(yàn)的因素在里面，在今后的研究中應(yīng)進(jìn)一步完善減振器的計(jì)算模型，采用更精確的方法預(yù)測(cè)減振器的動(dòng)態(tài)特性。

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