裝甲車用雙氣室油氣彈簧剛度特性分析與研究

任 俠,邢永海,侯占威,高志遠(yuǎn),許 婷,李松梅

(青島科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,山東 青島 266061)

剛度特性是油氣彈簧懸架系統(tǒng)的重要性質(zhì),會直接影響車輛的平順性和駕駛?cè)藛T的安全性,因此對剛度特性的研究尤為重要[1]。

當(dāng)前,國內(nèi)外學(xué)者主要對單氣室油氣彈簧及油氣懸架系統(tǒng)進(jìn)行了剛度特性分析和非線性模型創(chuàng)建的研究[2-7],而對雙氣室油氣彈簧的研究不足,但單氣室油氣彈簧及其懸架系統(tǒng)并不能很好地滿足裝甲車輛的減震需求。為提高雙氣室油氣彈簧剛度特性,提高裝甲車輛在不同路面的行駛平順性和駕駛安全性,本研究以一種新型雙氣室油氣彈簧為研究對象,通過分析其工作原理建立出該油氣彈簧非線性剛度特性數(shù)學(xué)模型,求解并驗(yàn)證該模型的合理性,并在MATLAB軟件中分析各參數(shù)對其剛度特性的影響。

1 雙氣室油氣彈簧剛度模型建立

本研究改進(jìn)了傳統(tǒng)的雙氣室油氣彈簧將其中一個(gè)氣室內(nèi)置,設(shè)計(jì)出新型雙氣室油氣彈簧,既能方便安裝,減小安裝空間,又能提高油氣彈簧裝置的非線性特性。雙氣室油氣彈簧結(jié)構(gòu)如圖1所示。A 腔室為主腔室,充入油液并與蓄能器相連;B腔室為副腔室、C腔室為油腔,B腔室通過單向閥和阻尼孔與C腔室連接,D 腔室中充入高壓氣體。B、D 腔室中間細(xì)長管道既能充油液又能充氣體,管道內(nèi)先向B 腔室充入油液,油液流經(jīng)B腔室通過活塞的單向閥和阻尼孔把C腔室充滿,再向D 腔室充入氮?dú)?使氮?dú)馔Ａ粼贐腔室的油液與活塞中間。

圖1 雙氣室油氣彈簧結(jié)構(gòu)圖Fig. 1 Structure diagram of double chamber hydro-pneumatic spring

油氣彈簧需豎直安裝在車體上,上連接體與車架相連,下連接體與車橋相連?；钊蛏弦苿舆^程為油氣彈簧壓縮行程,A 腔室內(nèi)油液擠壓蓄能器內(nèi)氣體使油氣彈簧剛度增大,同時(shí)C 腔室容積增大,油液由B腔室向C腔室補(bǔ)充,B 腔室內(nèi)氣體壓力減小;活塞向下移動過程為油氣彈簧伸張行程,蓄能器內(nèi)氣體膨脹使油氣彈簧剛度減小,A 腔室內(nèi)油液回流,此時(shí)C腔室內(nèi)容積減小,油液經(jīng)阻尼孔回流至B腔內(nèi),

D 腔室內(nèi)氣體因受擠壓而氣壓增大。

圖2為雙氣室油氣彈簧的簡化模型。運(yùn)用矢量學(xué)方法建立數(shù)學(xué)模型,即運(yùn)動微分方程,定義其速度方向和位移方向,裝甲車平穩(wěn)行駛,油氣彈簧處于平穩(wěn)狀態(tài),當(dāng)油氣彈簧相對于穩(wěn)定位置向下移動時(shí),其位移方向?yàn)檎较颉?”,速度方向和活塞桿的作用力方向F均以向上為正方向。查閱相關(guān)文獻(xiàn),本研究選用油液密度為900 kg·m-3的不可壓縮油液[8]。

圖2 雙氣室油氣彈簧的簡化模型Fig. 2 Simplified model of double-chamber hydro-pneumatic spring

平衡位置時(shí),B腔室和D 腔室的壓力相等[9],不考慮阻尼影響,p1=pR,p4=p3=p2,活塞在平衡位置的平衡方程為

式(1)中:F為總的彈性力;p3為C腔氣體的工作壓力;S3為C 腔的環(huán)形面積;p1為A 腔氣體工作壓力;S1為A 腔面積。

D 腔內(nèi)的氣體狀態(tài)方程為[10]

式(2)中:p4為D 腔氣體工作壓力;V4為D 腔氣體體積;r為動態(tài)氣體多變指數(shù)。

蓄能器內(nèi)的氣體狀態(tài)方程為

式(3)中:pR為E 腔蓄能器氣體工作壓力;VR為E腔蓄能器氣體體積。

油氣彈簧穩(wěn)定時(shí)活塞處于靜平衡位置,設(shè)向上移動的距離為x,此時(shí)D 腔和E 腔內(nèi)的氣體工作體積如式(4)所示:

設(shè)簧上質(zhì)量為m,可得達(dá)到平衡時(shí)的蓄能器中的壓強(qiáng)為

綜合式(1)至式(5)得:

對彈性力F中的位移x求導(dǎo)可得剛度系數(shù):

2 剛度模型求解與驗(yàn)證

剛度特性是用油氣彈簧中活塞桿所受的彈性力與活塞相對于缸體位移之間的關(guān)系來表示[11],因此用剛度系數(shù)-位移特性曲線來描述其剛度特性。表1為本研究所設(shè)計(jì)油氣彈簧的具體參數(shù)。

表1 油氣彈簧具體參數(shù)Table 1 Specific parameters of oil-air spring

本研究采用的正弦信號如下[12]:

式(8)中:A表示該正弦信號的幅值,f表示該正弦信號的頻率。

采用前文所推導(dǎo)的剛度系數(shù)理論方程,在MATLAB/Simulink環(huán)境下編制程序,輸入表1中的具體參數(shù),取A=30 mm,f=2 Hz,求解得到雙氣室油氣彈簧剛度特性理論曲線如圖3所示。

圖3 剛度特性曲線對比Fig. 3 Comparison of stiffness characteristic curve

為驗(yàn)證所建立剛度模型的合理性,在電液伺服振動臺上搭建簡易試驗(yàn)臺進(jìn)行實(shí)驗(yàn),得出雙氣室油氣彈簧隨工作程變化的彈性力后進(jìn)一步得出其剛度特性曲線。將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果比對后發(fā)現(xiàn),在相同位移激勵(lì)下,兩組數(shù)據(jù)變化趨勢呈現(xiàn)出較好的一致性,且數(shù)值差距較小,故本研究所建立的雙氣室油氣彈簧剛度特性數(shù)學(xué)模型是合理的。

3 油氣彈簧參數(shù)對剛度特性的影響分析

從式(7)可以看出,影響雙氣室油氣彈簧剛度特性的工作參數(shù)有支撐重力、蓄能器初始?xì)怏w壓力、蓄能器初始?xì)怏w體積、反壓腔初始?xì)怏w壓力、反壓腔初始?xì)怏w體積,結(jié)構(gòu)參數(shù)有:主腔室面積、環(huán)形腔面積。本研究在MATLAB/Simulink模塊中采用控制變量法對所建立的雙氣室油氣彈簧剛度特性數(shù)學(xué)模型進(jìn)行求解,分析上述各參數(shù)對其剛度特性的影響規(guī)律。

3.1 支撐重力對剛度的影響

支撐重力對油氣彈簧剛度特性的影響,見圖4。由圖4看出,隨著支撐重力增加,在活塞桿與缸體相對位移增加的過程中,剛度系數(shù)的變化趨勢越來越大。

圖4 改變支撐重力對剛度特性的影響Fig. 4 Effect of support quality changing on stiffness characteristics

3.2 蓄能器初始?xì)怏w壓力對剛度的影響

圖5為蓄能器初始?xì)怏w壓力對剛度的影響。從圖5看出,隨著蓄能器初始?xì)怏w壓力的增加,在油氣彈簧由壓縮行程轉(zhuǎn)變至拉伸行程的過程中,剛度系數(shù)變化幅度也有明顯變大的趨勢。

圖5 改變蓄能器初始?xì)怏w壓力對剛度特性的影響Fig. 5 Effect of changing the initial gas pressure of the accumulator on the stiffness characteristics

3.3 蓄能器初始?xì)怏w體積對剛度的影響

圖6為蓄能器初始?xì)怏w體積對剛度的影響。

圖6 改變蓄能器初始?xì)怏w體積對剛度特性的影響Fig. 6 Effect of changing the initial gas volume of the accumulator on the stiffness characteristics

如圖6所示,隨著蓄能器初始?xì)怏w體積的增加,在油氣彈簧行程變化過程中,剛度系數(shù)的變化幅度越來越小。

3.4 反壓腔初始?xì)怏w壓力對剛度的影響

圖7為反壓腔初始?xì)怏w壓力對剛度的影響。

圖7 改變反壓腔初始?xì)怏w壓力對剛度特性的影響Fig. 7 Effect of changing the initial gas pressure of the back pressure chamber on the stiffness characteristics

從圖7可以看出,隨著反壓腔初始?xì)怏w壓力的增加,兩種行程下的剛度系數(shù)小幅增大,剛度系數(shù)的變化幾乎不受影響;可知適當(dāng)改變反壓腔初始?xì)怏w壓力不會對油氣彈簧剛度產(chǎn)生較大影響。

3.5 反壓腔初始?xì)怏w體積對剛度的影響

圖8為改變反壓腔初始?xì)怏w體積對剛度特性的影響。

圖8 改變反壓腔初始?xì)怏w體積對剛度特性的影響Fig. 8 Effect of changing the initial gas volume of the back pressure chamber on the stiffness characteristics

由圖8可以看出,反壓腔初始?xì)怏w體積由初始的2 L減小至1 L,壓縮行程剛度系數(shù)最大值和伸張行程最小值均增大,但剛度系數(shù)變化幅度呈現(xiàn)減小的趨勢;反壓腔初始?xì)怏w體積增大至3 L,壓縮行程剛度系數(shù)最大值和伸張行程最小值均減小,但剛度系數(shù)的變化幅度幾乎不受影響。

3.6 主腔室面積對剛度的影響

探究結(jié)構(gòu)參數(shù)中主腔室面積對油氣彈簧剛度特性的影響,結(jié)果見圖9。由圖9看出,隨著主腔室面積的增加,兩種行程下的剛度系數(shù)隨之增大,剛度系數(shù)的變化幅度也越來越大。

圖9 改變主腔室面積對剛度特性的影響Fig. 9 Effect of changing the area of the main chamber on the stiffness characteristics

3.7 環(huán)形腔面積對剛度的影響

探究結(jié)構(gòu)參數(shù)中環(huán)形腔面積對油氣彈簧剛度特性的影響,結(jié)果如圖10所示。圖10結(jié)果表明,剛度系數(shù)值會隨著環(huán)形腔面積的增加整體呈現(xiàn)減小的趨勢,剛度系數(shù)變化幅度也越來越小。

圖10 改變環(huán)形腔面積對剛度特性的影響Fig. 10 Effect of changing the area of the annular cavity on the stiffness characteristics

4 結(jié)論

1) 運(yùn)用達(dá)朗伯原理建立出雙氣室油氣彈簧剛度特性數(shù)學(xué)模型,在MATLAB/Simulink中求解得出其剛度特性理論曲線,通過振動臺架試驗(yàn)檢驗(yàn)了所建立模型的合理性,結(jié)果表明:所建立的剛度特性數(shù)學(xué)模型能較好地表征其實(shí)際工況,且油氣彈簧的剛度特性與輸入位移激勵(lì)是非線性的關(guān)系。

2) 通過控制變量法考察了各工作條件和結(jié)構(gòu)尺寸對雙氣室油氣彈簧剛度特性的影響,結(jié)果表明:支撐重力、蓄能器初始?xì)怏w壓力、主腔室面積的增加會使剛度系數(shù)值和剛度系數(shù)變化幅度增大;而蓄能器初始?xì)怏w體積、環(huán)形腔面積的增加會導(dǎo)致剛度系數(shù)值減小,同時(shí)其變化幅度也減小;反壓腔初始?xì)怏w體積的增加會導(dǎo)致剛度系數(shù)值減小,其變化幅度會小幅增大;而反壓腔初始?xì)怏w壓力的增加會導(dǎo)致剛度系數(shù)值小幅增加,但幾乎不會影響剛度系數(shù)變化趨勢。