汽車發(fā)動機(jī)磁流變懸置動特性研究

王小娥， 陳作越

（樂山職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)電工程系，四川樂山614000）

0 引言

汽車發(fā)動機(jī)既是一個振源，又是一個被隔振的對象，其振動具有頻帶寬、振源復(fù)雜的特性［1］。該振動會引起零部件疲勞損壞，大大降低了汽車的使用壽命；并且也會增大駕駛室內(nèi)振動和噪聲，降低了乘客的乘坐舒適性和車輛行駛安全性能。理想的懸置元件應(yīng)具有大剛度和大阻尼的特性；同時，為了隔離高頻發(fā)動機(jī)激振力向車身的傳遞，改善乘坐舒適性和減小車內(nèi)噪聲，理想的懸置元件應(yīng)具有小剛度和小阻尼的特性。因此，汽車發(fā)動機(jī)動力總成懸置元件的理想動特性為：低頻、大振幅下，懸置具有大剛度大阻尼；高頻、小振幅域下，具有小剛度小阻尼［2-4］。

目前，絕大多數(shù)商用車及部分低檔乘用車均采用被動式橡膠懸置進(jìn)行隔振，而中、高檔乘用車則采用被動式液壓懸置進(jìn)行隔振。因被動式橡膠懸置在高頻小振幅激振時出現(xiàn)動態(tài)硬化，導(dǎo)致動剛度增加，使其高頻隔振效果不佳。被動式液壓懸置在一定程度上改善了懸置的高頻隔振性能，但是液壓懸置的液體黏度相對較低，低頻振動下不能提供較高的懸置剛度和阻尼，在一定程度上影響了液壓懸置的隔振效果。此外，兩者均為被動懸置，剛度和阻尼特性不能根據(jù)發(fā)動機(jī)的振動情況進(jìn)行實時調(diào)節(jié)。上述因素使被動式橡膠懸置和液壓懸置的隔振性能均不甚理想，制約了汽車的乘座舒適性的提高［5-7］。

因此，設(shè)計和研究阻尼可控、寬頻隔振性能的懸置新型結(jié)構(gòu)具有重要的工程應(yīng)用價值。本文提出具有可控阻尼通道-解耦膜磁流變懸置新型結(jié)構(gòu)，建立其集總參數(shù)模型，利用鍵合圖理論推導(dǎo)該懸置的狀態(tài)方程，對其獨特性能進(jìn)行仿真分析，重點研究其寬頻隔振性能。

1 磁流變懸置結(jié)構(gòu)設(shè)計

磁流變液是由高磁導(dǎo)率、低磁滯性的微小軟磁性顆粒和非導(dǎo)磁性液體混合而成的懸浮體。由于磁流變液在磁場作用下的流變是瞬間的、可逆的，而且其流變后的剪切屈服強(qiáng)度與磁場強(qiáng)度具有穩(wěn)定的對應(yīng)關(guān)系，因此是一種用途廣泛、性能優(yōu)良的智能材料［8］。

基于磁流變液的流變特性，可設(shè)計阻尼可調(diào)的磁流變懸置［9］。本文提出磁流變懸置新型結(jié)構(gòu)如圖1所示。該磁流變懸置的工作模式為流動模式，主要由橡膠主簧10、導(dǎo)磁體5、線圈座6、阻尼通道3，解耦膜2及底膜7等組成。

圖1 磁流變懸置結(jié)構(gòu)圖

低頻、大振幅激振時，磁流變懸置上液室體積發(fā)生變化，迫使磁流變液流經(jīng)可控阻尼通道。根據(jù)發(fā)動機(jī)的振動情況實時地調(diào)節(jié)激勵線圈中的電流大小，改變可控阻尼通道處的磁場強(qiáng)度，調(diào)節(jié)可控阻尼通道的液阻，即可實時地調(diào)節(jié)懸置動特性。高頻、小振幅激振時，不施加電流或者施加小電流，液體流經(jīng)解耦膜［10］，延緩了懸置的高頻動態(tài)硬化，使其高頻動特性得到改善。

2 磁流變懸置力學(xué)模型

2.1 磁流變懸置集總參數(shù)模型

磁流變懸置的集總參數(shù)模型如圖2所示。在模型中，X（t）表示發(fā)動機(jī)激振幅值；F（t）為發(fā)動機(jī)傳遞到車身的傳遞力；Ap為橡膠主簧的等效泵液面積；P1（t）為上液室的壓力；P2（t）為下液室的壓力；Kr為橡膠主簧的剛度值；Br為橡膠主簧的阻尼值；C1為上液室的體積柔度；C2為下液室體積柔度；Im為阻尼通道的液感；Id為解耦膜及其附帶液體的液感，Rm為阻尼通道的液阻；Rd為解耦膜液阻；Qm（t）為通過阻尼通道的液體流量；Qd（t）為通過解耦膜的液體流量。

圖2 磁流變懸置集總參數(shù)模型

圖3 磁流變懸置鍵合圖

2.2 磁流變懸置集總參數(shù)模型

根據(jù)圖2所示的磁流變懸置集總參數(shù)模型，可建立其鍵合圖模型，如圖3所示。

當(dāng)懸置處于低頻大振幅激振時，解耦膜將＂阻斷＂解耦器，使流經(jīng)解耦器的流量極少［11］，可不予考慮，則系統(tǒng)狀態(tài)方程可表示為：

高頻小振幅激振時，阻尼通道幾乎沒有液體流經(jīng)，部分液體通過解耦器流向下液室，懸置高頻動態(tài)硬化得到了有效的緩解。則系統(tǒng)狀態(tài)方程可表示為：

則可定義在低頻大振幅激振時懸置的動剛度KdL、阻尼滯后角θL，在高頻小振幅激振時懸置的動剛度KdH、阻尼滯后角θH，分別如式（5）～式（8）：

式中：KL1、KH1分別表示低頻和高頻復(fù)剛度實部；KL2、KH2分別表示低頻和高頻復(fù)剛度虛部。

3 集總參數(shù)辨識

3.1 橡膠主簧等效泵液面積

在懸置工作過程中，橡膠主簧受軸向力作用而上下運(yùn)動時，起到泵液的作用。圖4為泵液過程中橡膠主簧示意圖。

如圖4所示，當(dāng)橡膠主簧的底部下移y0時，其掃過的體積為

經(jīng)過推導(dǎo)可得

從整句看，這是對比的最佳使用：當(dāng)聽者沉浸于對秀才的失利的嘆息，詞作者卻將筆鋒一轉(zhuǎn)，畫面切換到秀才與妻子相處的畫面。“風(fēng)雪之中咳嗽/依偎在她胸口”既是寫夫妻情誼，又是貧賤夫妻身份的交代。至此“離開清貧如水巷口便不再回頭”的種子在秀才心中扎根，而妻子仍等在原處。丈夫的“動”與妻子的“靜”形成對比；但同時“她立春/她立秋/她人比黃花瘦/霜白了頭”，可見妻子也是動態(tài)的。這樣動與靜的二人之間的對比、靜中有動的妻子主觀“不動”但客觀卻老去的對比可以說幾乎是完美顯現(xiàn)了兩者之間的區(qū)別，也預(yù)示了悲劇的必然性。

式中，d1、d2表示橡膠主簧與磁流變液接觸面的結(jié)構(gòu)尺寸，具體尺寸標(biāo)注如圖4所示。

圖4 橡膠主簧示意圖

3.2 阻尼通道液阻和液感

阻尼通道液感

式中：l為流道有效長度，Am為流道截面積。

為獲得可控阻尼通道的非線性液阻Rm，本文采用有限元法對其進(jìn)行辨識。在不同激勵電流下，對可控阻尼通道內(nèi)磁流變液的磁感應(yīng)強(qiáng)度進(jìn)行有限元仿真，再利用該通道液阻的計算式進(jìn)行辨識。可推導(dǎo)出可控阻尼通道的非線性液阻Rm的計算式為

式中：ρ為磁流變液體密度；τy為有效磁極對應(yīng)處磁流變液的剪切屈服應(yīng)力，它是該處磁感應(yīng)強(qiáng)度的非線性函數(shù)；L為阻尼通道長度；b為線圈座長度；R1、R2分別為阻尼通道的內(nèi)外半徑；Qm為通過可控阻尼通道的流量。

利用ANSYS軟件建立磁流變懸置的磁芯組件及磁流變液的有限元模型，單元為三維磁場分析專用8節(jié)點六面體單元（Solid96），在激勵線圈上施加不同的電流密度，即可獲得磁流變液在有效磁極對應(yīng)處的磁感應(yīng)強(qiáng)度。激勵電流最大允許值為1.5 A時，磁芯部分磁場強(qiáng)度分布如圖5所示。

圖5 可控阻尼通道磁流變液的磁場強(qiáng)度分布

根據(jù)可控阻尼通道的非線性液阻Rm的計算式（11），可獲得可控阻尼通道的的液阻Rm與激勵電流之間的關(guān)系曲線，如圖6所示。

圖6 液阻Rm與激勵電流I的關(guān)系曲線

3.3 解耦膜液阻及液感

解耦膜液感Ij和液阻Rj：

式中：Cd為解耦膜的阻尼；Aj為解耦膜的有效面積；mj為解耦膜處液體質(zhì)量。

4 磁流變懸置動特性仿真計算

4.1 懸置低頻動特性

磁流變懸置非線性模型隨激勵電流變化的低頻動特性曲線，如圖7和圖8所示。

由仿真結(jié)果可知，低頻、大振幅激振時磁流變懸置隨著激勵電流的增大，動剛度逐漸增大動剛度峰值發(fā)生頻率減小，動剛度峰值隨電流的變化率 ?Kd/?I變小。在激振頻率為20 Hz時，磁流變懸置的動剛度由零電流時的300N/mm增加到1.5A時的550 N/mm，增幅達(dá)83%。

圖7 低頻時不同激勵電流動剛度曲線

圖8 低頻時不同激勵電流阻尼滯后角曲線

由圖8磁流變懸置低頻阻尼滯后角可知：阻尼滯后角的峰值及峰值發(fā)生頻率隨激勵電流的增大而減小，阻尼角峰值頻率由零電流時的28 Hz降至1.5 A時的3 Hz。

4.2 懸置高頻動特性

磁流變懸置非線性模型高頻、小振幅激振時的動特性曲線，如圖9和圖10所示。

圖9 磁流變懸置高頻動剛度

圖10 磁流變懸置高頻阻尼滯后角

由仿真結(jié)果及圖9磁流變懸置高頻動剛度可知，動剛度隨激振頻率的增大呈先增后減再增的變化趨勢；由圖10磁流變懸置高頻阻尼滯后角可知，阻尼滯后角隨激振頻率的增大呈先減后增的變化趨勢。

5 磁流變懸置性能測試

磁流變懸置的性能測試工作是在CRIMS減振器電液伺服疲勞試驗系統(tǒng)上完成的，該試驗系統(tǒng)主要由液壓功能單元、電液伺服激振臺、控制臺、傳感器及各種夾具組成，施加于磁流變懸置上的激勵電流源為直流穩(wěn)壓電源，其最大輸出電流為3.0 A，針對懸置低頻范圍1～50 Hz的懸置動剛度進(jìn)行了試驗驗證。

根據(jù)實驗測試的數(shù)據(jù)，可由式（5）和式（6）計算不同激振頻率、激勵電流下的懸置動特性，如圖11、圖12所示。

由圖11可知，在各激振頻率下，磁流變懸置的實測動剛度均隨激勵電流的增大而增大：在激勵電流分別為0 A、0.5 A、1.0 A時，隨激振頻率的增加，實測動剛度分別由初始的208N/mm、213N/mm、220N/mm持續(xù)增加到30Hz的438 N/mm、487 N/mm、541 N/mm；在激勵電流為1.5 A時，隨激振頻率的增加，實測動剛度先由初始的230 N/mm增加到10 Hz左右時的520 N/mm，再緩慢地增至30 Hz時的558 N/mm，與仿真結(jié)果的趨勢一致。

由圖12可知，在激勵電流分別為0 A、0.5 A時，隨激振頻率的增加，實測阻尼滯后角分別由1 Hz時的6.868°、7.279°持續(xù)增加到 30 Hz時的 41.91°、32.11°；在激勵電流分別為 1.0 A、1.5 A時，隨激振頻率的增加，實測阻尼滯后角分別由1 Hz時的7.725°、9.361°增加到7 Hz時的 30.50°、6 Hz時的 28.31°；再分別遞減到30 Hz時的 9.873°、6.797°。

圖11 磁流變懸置動剛度

圖12 磁流變懸置阻尼滯后角

由于實測動特性與仿真動特性具有較為接近的變化規(guī)律，說明本文所建立的磁流變懸置理論模型能較好地反映實際懸置特性。

6 結(jié)論

考慮可控阻尼通道液阻參數(shù)的非線性，本文建立了流動模式磁流變懸置的集總參數(shù)力學(xué)模型，并對磁流變懸置的動態(tài)性能進(jìn)行了仿真分析與試驗驗證。仿真結(jié)果與試驗測試基本一致。其結(jié)果表明：低頻、大振幅下，磁流變懸置具有大剛度、大阻尼的特性，此時可根據(jù)發(fā)動機(jī)的激振情況實時地調(diào)節(jié)磁流變懸置的激勵電流，使懸置獲得理想的低頻動特性，解決普通液壓懸置低頻時剛度和阻尼不可調(diào)的問題；在高頻小振幅激振時磁流變懸置具有較低動剛度和阻尼，且有效緩解了其高頻動態(tài)硬化問題，表明解耦膜、零磁場時低液阻可控阻尼通道結(jié)構(gòu)對懸置高頻動特性有較大的改善作用。

［1］ 王雪婧.磁流變半主動發(fā)動機(jī)懸置隔振性能與控制方法研究［D］.長春：吉林大學(xué)，2011.

［2］ Yu Y，Naganathan N G，Dukkipati R V，A literature review of automobile engine mounting systems ［J］.Mechanism and Machine Theory，2001，36（1）：123-142.

［3］ Corcoran P E，Ticks G H.Hydraulic Engine Mount Characteristics［C］.SAE Paper，840407，1984.

［4］ Truong T Q，Ahn K K.A new type of semi-active hydraulic engine mount using controllable area of inertia track ［J］.Journal of Sound and Vibration，2010，329（1）：247-260.

［5］ 范讓林，呂振華.三代液阻懸置非線性動特性的試驗研究及其參數(shù)識別方法［J］.機(jī)械工程學(xué)報，2006，42（5）：174-181.

［6］ 李塹.汽車發(fā)動機(jī)液阻懸置動態(tài)特性與參數(shù)辨識研究［D］.上海：上海交通大學(xué)，2007.

［7］ Nader V，Saunders L，Lauderbaugh K.High frequency testing of rubber mounts［J］.ISA Transactions，2002，41（2）：145-154.

［8］ Golnaraghi M F，Jazar G N.Development and Analysis of a Simplified Nonlinear Model of a Hydraulic Engine Mount［J］.Journal of Vibration and Control，2001（7）：495-526.

［9］ Hong S R，Choi S B.Vibration Control of a Structural System Using Magneto-Rheological Fluid Mount［J］.Journal of Intelligent Material Systems and Structures，2005，16（11-12）：931-936.

［10］ Golfdsz J，Sapinski B.Modeling of magnetorheological mounts in various operation modes［J］.Acta Mechanica et Automatica，2011，5（4）：29-39.

［11］ Geisberger A A.Hydraulic Engine Mount Modeling Parameter Identification and Experimental Validation ［D］.Ontario：University of Waterloo，2000.