潘道遠,范 捷
(1.安徽工程大學 機械與汽車工程學院, 安徽 蕪湖 241000;2.蕪湖安普機器人產業(yè)技術研究院有限公司, 安徽 蕪湖 241000;3.北京航天萬源科技有限公司, 北京 100176)
液阻型懸置是連接汽車車架與動力總成的隔振元件,它是在橡膠型懸置的基礎上增加了液體阻尼機構而形成的。液阻型懸置靠液體流經(jīng)慣性通道的節(jié)流阻尼來衰減發(fā)動機振動。在低頻時大阻尼特性能抑制振動位移,但高頻時容易產生高頻硬化。為了拓寬液阻型懸置在高頻使用頻率的范圍,研究者對其結構進行了改進,在其基礎上增加了解耦盤,形成解耦盤式液阻型懸置。目前,人們對解耦盤式液阻型懸置的動力學特性進行了大量的實驗研究和仿真分析[1-16]。Colgate等研究了解耦盤式液阻型懸置在受到復合激勵時的動態(tài)特性。Geisberger等建立解耦盤式液阻型懸置的集總參數(shù)模型用于分析其動力學特性,并設計了一套實驗裝置測試出集總參數(shù)模型所需的物理參數(shù)。上官文斌等[5]研究了在進行液阻型懸置動力學仿真時模型所需物理參數(shù)的識別方法。液阻型懸置的隔振性能取決于其內部液體的運動規(guī)律。大量研究側重于解耦盤式液阻型懸置的動力學模型,但對其內部液體的運動規(guī)律涉及很少。為闡明解耦盤式液阻型懸置動態(tài)特性的作用機理,考慮到解耦盤的狀態(tài)具有切換特性,將采用切換系統(tǒng)理論建立其非線性動力學模型,研究液阻型懸置內液體運動規(guī)律與其動態(tài)特性的關系。
解耦盤式液阻型懸置結構如圖1所示,主要由連接螺栓、橡膠主簧、金屬骨架、上流道板、解耦盤、下流道板、橡膠底膜等組成。橡膠主簧與上流道板構成的空間為上液室;橡膠底膜與下流道板構成的空間為下液室。上、下流道板與解耦盤組合成解耦通道,其中解耦盤在解耦通道內由液體的推動作用而上下運動。懸置內液體經(jīng)慣性通道或解耦通道在上、下液室之間流動。當懸置承受靜載荷時,上、下液室之間無液體運動,解耦盤處于平衡狀態(tài);當懸置承受動載荷時,橡膠主簧會產生泵吸作用,迫使其內部液體在上、下液室之間往復流動。如果橡膠主簧被拉伸,上液室體積增大,壓力降低,上液室壓力小于下液室壓力,下液室內液體經(jīng)慣性通道或解耦通道被吸入上液室。如果橡膠主簧被壓縮,上液室體積減小,壓力升高,上液室壓力大于下液室壓力,迫使上液室內液體經(jīng)慣性通道或解耦通道壓入下液室。
1.連接螺栓;2.螺孔;3.金屬骨架;4.上液室;5.慣性通道; 6.橡膠底膜; 7.下液室;8.與下液室相通的孔; 9.下流道板; 10.細長通道; 11.解耦盤;12.上流道板;13.與上液室相通的孔; 14.橡膠主簧
圖1 解耦盤式液阻型懸置結構
解耦盤式液阻型懸置與發(fā)動機通過連接螺栓緊固,其螺孔固接在車架上,通過內部液體流動來衰減發(fā)動機振動向車架的傳遞。發(fā)動機振動一般分為低頻、大振幅激勵和高頻、小振幅激勵2種工況。當液阻型懸置受到低頻、大振幅激勵時,解耦盤的運動行程大于其自由行程,液體只流經(jīng)慣性通道,容易在內部形成振動液柱。此時,為克服液柱慣性需要耗散大量的振動能量,從而達到衰減振動的目的。當液阻型懸置受到高頻、小振幅激勵時,解耦盤在自由行程內運動,解耦通道的阻尼遠小于慣性通道的阻尼,大部分液體流向解耦通道,其內部液柱會與解耦盤高速振動,降低了液阻型懸置的動剛度,從而消除了高頻動態(tài)硬化。
解耦盤的引入雖解決了液阻型懸置高頻動態(tài)硬化的問題,但導致其動力學模型具有嚴重的非線性。根據(jù)解耦盤的狀態(tài),基于切換系統(tǒng)理論,將解耦通道等效為切換開關,建立液阻型懸置切換系統(tǒng)動力學模型,如圖2所示。圖2中s為切換開關,其狀態(tài)由解耦盤在解耦通道中的位置來確定。
圖2 切換系統(tǒng)動力學模型
切換開關關閉時,其動力學方程組為
(1)
切換開關打開時,其動力學方程組為
(2)
式中:C1和P1分別為上液室的體積柔度和壓力;Ap為橡膠主簧的等效面積;Xr為發(fā)動機振動位移激勵;Qi為流經(jīng)慣性通道的液體流量;C2和P2分別為下液室的體積柔度和壓力;Ii為慣性通道內液體質量的慣性系數(shù);Ri為慣性通道對其液體流動的阻尼系數(shù);Qd為流經(jīng)解耦通道的液體流量;Id為解耦通道內液體質量的慣性系數(shù);Rd為解耦通道對其液體流動的阻尼系數(shù)。
由文獻[6]可知:經(jīng)過慣性通道與解耦通道液體流量之間的關系是液阻型懸置隔振的關鍵。當切換開關關閉時,慣性通道中液體的流量方程為
(3)
式中:K1=1/C1為上液室體積剛度;K2=1/C2為下液室的體積剛度。對式(3)進行拉斯變換,在零初始條件下,慣性通道中液體流量對發(fā)動機振動位移激勵的傳遞函數(shù)為
(4)
將s=jω代入式(4)中,慣性通道中液體流量對發(fā)動機振動位移激勵的頻響函數(shù)為
(5)
當切換開關打開時,慣性通道和解耦通道中液體的流量方程分別為:
(6)
(7)
對式(6)和(7)進行拉斯變換,在零初始條件下,慣性通道中液體流量和解耦通道中液體流量對發(fā)動機振動位移激勵的傳遞函數(shù)分別為:
(8)
(9)
將s=jω代入式(8)和(9)中,則慣性通道中液體流量和解耦通道中液體流量對發(fā)動機振動位移激勵的頻響函數(shù)分別為:
(10)
(11)
為進一步研究慣性通道中液體流量和解耦通道中液體流量之間的關系,由式(10)和(11)可得到解耦通道中液體流量對慣性通道中液體流量的頻響函數(shù)為
(12)
為闡明解耦盤式液阻型懸置動態(tài)特性的作用機理,揭示液阻型懸置內液體運動規(guī)律與其動態(tài)特性的關系,基于液阻型懸置切換系統(tǒng)動力學模型,編寫Matlab計算程序對其運動特性進行分析。仿真參數(shù)如下:Ap= 1.5×10-3m2,C1= 2.234×10-11m5/N,C2= 2.825×10-9m5/N,Ii=4.196×10-6kg/m4,Ri= 2.924×108N·s/m5,Id=1.721×105kg/m4,Rd=6.242×107N·s/m5。解耦盤式液阻型懸置內液體運動特性如圖3和4所示。
圖3 液體流量頻響特性
圖3為慣性通道和解耦通道中液體流量頻響特性。由圖3(a)可知,液阻型懸置處于切換開關關閉時,慣性通道流量的峰值頻率為16.5 Hz,而處于切換開關打開時,慣性通道和解耦通道流量的峰值頻率出現(xiàn)在81 Hz左右。當激勵頻率大于20 Hz時,切換開關打開的流量遠大于切換開關關閉的流量,說明解耦盤的加入能快速降低高頻時液室內部的壓力,從而降低液阻型懸置的動剛度。由圖3(b)可知,切換開關關閉的液體流量相位小于切換開關打開時慣性通道和解耦通道的液體流量相位,說明切換開關關閉時液阻型懸置的阻尼力最大。
圖4 解耦通道對慣性通道的流量頻響特性
圖4為切換開關打開時解耦通道對慣性通道的流量頻響特性。由圖4(a)可知:隨著頻率的升高,解耦通道的液體流量與慣性通道的液體流量的比值隨之升高。當發(fā)動機振動位移激勵頻率為50 Hz時,解耦通道的液體流量是慣性通道的液體流量的8.7倍;當發(fā)動機振動位移激勵頻率為200 Hz時,解耦通道的液體流量是慣性通道的液體流量的 12.3倍。因此,當發(fā)動機振動激勵為高頻時,為了問題的簡化,可以看成液體只經(jīng)過解耦通道。由圖4(b)可知:解耦通道的液體流量相位超前于慣性通道的液體流量相位,相位差在激勵頻率為28 Hz時達到最大值36.75°。
為提高液阻型懸置的隔振性能,探索了解耦盤式液阻型懸置的物理參數(shù)對其內部液體流動規(guī)律的影響。分析結果表明:上液室的體積柔度、解耦通道的液感和液阻對液體運動的峰值和峰值頻率影響較大。解耦通道的液感和液阻與解耦盤的物理結構有關,受液阻型懸置本身空間所限,大幅度改變解耦盤的物理參數(shù)不可行,但調節(jié)橡膠主簧的材料性能能改變上液室體積柔度。上液室體積柔度對液體運動的影響如圖5所示。
圖5 上液室體積柔度對液體運動的影響
由圖5可知:隨著上液室體積柔度的增大,慣性通道流量在切換開關關閉時的峰值和峰值頻率隨之增大,解耦通道流量在切換開關打開時的峰值和峰值頻率也隨之增大;當上液室體積柔度從1.787×10-11m5/N上升到2.681×10-11m5/N時,解耦通道流量的峰值頻率與慣性通道流量的峰值頻率的差值由60 Hz上升到74 Hz。由此說明:拓寬液阻型懸置在高頻使用頻率的范圍,提高上液室體積柔度是可行的。
以解耦盤式液阻型懸置為研究對象,考慮其解耦盤的狀態(tài)具有切換特性,基于切換系統(tǒng)理論,建立了液阻型懸置切換系統(tǒng)動力學模型,編寫Matlab計算程序對其運動特性進行了分析,結論如下:
1) 當外界激勵頻率為高頻時,切換開關打開的流量遠大于切換開關關閉的流量,能快速降低液室內部的壓力,從而降低液阻型懸置的動剛度。
2) 切換開關關閉的液體流量相位小于切換開關打開時慣性通道和解耦通道的液體流量相位,外界激勵頻率為低頻時液阻型懸置的阻尼力最大。
3) 切換開關打開時,解耦通道的液體流量遠大于慣性通道的液體流量,且隨著外界激勵頻率的升高而上升,可以簡化成液體只經(jīng)過解耦通道。
4) 提高液阻型懸置的上液室體積柔度能拓寬在高頻使用頻率的范圍。
上述結論證實了液阻型懸置內液體運動規(guī)律與其動態(tài)特性的關系,為精確設計解耦盤式液阻型懸置提供了理論依據(jù)。
[1] 幸付龍.動力總成磁流變彈性體懸置力學形成機制及控制方法研究[D].合肥:合肥工業(yè)大學,2017.
[2] 劉曉昂.基于整車振動控制的動力總成懸置系統(tǒng)設計方法[D].廣州:華南理工大學,2017.
[3] 馬天飛,胡杰宏,王登峰,等.液壓懸置元件幅變特性的研究[J].汽車工程,2013,35(7):604-607.
[4] 潘道遠,朱鎮(zhèn),高洪,等.一種擠壓模式發(fā)動機磁流變懸置的設計與試驗研究[J].機械科學與技術,2016,35(12):1919-1924.
[5] 潘孝勇,謝新星,上官文斌.變振幅激勵下的液阻橡膠隔振器動態(tài)特性分析[J].振動與沖擊,2012,31(1):144-149.
[6] BENJAMIN B,JASON T D,RAJENDRA S.Experimental study of hydraulic engine mounts using multiple inertia tracks and orifices:Narrow and broad band tuning concepts[J].Journal of Sound and Vibration,2012,331:5209-5223.
[7] 李林.液壓襯套動力學特性實測與建模計算方法的研究[D].廣州:華南理工大學,2013.
[8] 張翠翠,趙培濤,李揚,等.低速旋轉盤腔內液體流動特性[J].過程工程學報,2014,14(5):751-757.
[9] 潘道遠,高翔,朱鎮(zhèn),等.解耦盤式液壓懸置動特性的切換系統(tǒng)模型與試驗[J].機械科學與技術,2016,35(7):1120-1124.
[10] 陸黎明,夏長高,潘道遠.基于特征點法的液阻懸置集總參數(shù)模型參數(shù)識別[J].機械科學與技術,2015,34(10):1580-1583.
[11] 趙良紅.非線性震動對汽車液壓懸置動態(tài)特性影響研究[J].科技通報,2013,29(8):204-206.
[12] 曾少波,曾發(fā)林.基于動力總成液阻懸置的參數(shù)識別[J].重慶理工大學學報(自然科學),2017(10):20-27.
[13] 張勇飛,陳艷君.車輛振動磁流變阻尼器的受力過程參數(shù)建模[J].科技通報,2014,30(12):187-189.
[14] 潘道遠,朱鎮(zhèn),唐冶,等.磁流變半主動懸置系統(tǒng)與懸架系統(tǒng)微粒群優(yōu)化集成控制[J].重慶理工大學學報(自然科學),2016,30(11):18-24.
[15] 楊杭旭,王瑞敏,劉冬梅.應用液力壓電懸置實施發(fā)動機振動主動控制的研究[J].科技通報,2013,29(11):184-188.
[16] 吳群,夏長高.磁流變懸置參數(shù)對低頻動特性的影響[J].重慶理工大學學報(自然科學),2015,29(2):12-18.