汽車減振器非圓截面節流孔節流特性分析

王鈴燕，丁渭平，劉叢志，向　偉，張聞見

（西南交通大學 汽車工程研究所，成都 610031）

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汽車減振器非圓截面節流孔節流特性分析

王鈴燕，丁渭平，劉叢志，向偉，張聞見

（西南交通大學 汽車工程研究所，成都 610031）

摘要：以某乘用車后懸架雙筒充氣式液壓減振器為研究對象，采用一維和三維仿真相結合的方法建立考慮減振器摩擦力、橡膠襯套和減振器泄漏等因素的減振器性能分析模型。對減振器中存在的非圓截面節流孔在一維模型中的模擬進行探討，同時探討閥片變形對閥片缺口節流特性的影響。通過仿真結果與實驗結果的對比可知，采用三維仿真獲得的壓降-體積流速定義非圓孔的方法，對減振器中非圓孔的節流特性進行研究是切實可行的，所建立的雙筒充氣式液壓減振器精細化模型可很好地模擬減振器的動態特性。

關鍵詞：振動與波；減振器；AME Sim；精細化模型；非圓截面節流孔

減振器是車輛懸架系統的重要組成部分之一，其性能直接影響車輛的操穩性與行駛平順性[1，2]。對于目前應用最為廣泛的雙筒式液壓減振器，開閥前阻尼力主要由油液流經流通閥、活塞、底閥及壓縮閥片上的常通節流孔（包含圓孔與非圓截面節流孔）

為能較真實地模擬減振器動態特性，利用一維軟件AME Sim建立雙筒充氣式液壓減振器的仿真模型時，探討了非圓孔在一維模型中兩種等效方法（即采用三維仿真獲取非圓孔壓降—體積流速特性，并將其導入一維中定義非圓孔的方式和采用半經驗公式定義非圓孔的方式）的區別。同時探討了閥片變形對閥片缺口節流特性的影響。一維模型還考慮了橡膠襯套、摩擦力、油液泄漏等因素對減振器動態特性的影響，最終得到減振器的精細化仿真模型。

1　減振器結構及工作原理

雙筒充氣式液壓減振器結構如圖1所示，活塞總成由開槽的流通閥、不等徑閥片疊加的復原閥和外圈四個矩形常通孔、內圈4個復原圓孔的活塞組成，底閥總成由帶錐形彈簧的補償閥、開槽且不等徑閥片疊加的壓縮閥和外圈4個矩形常通孔、內圈4個壓縮圓孔的底閥組成，儲油腔中充入0.65 MPa的氮氣。

圖1　雙筒充氣式液壓減振器結構　

圖2　減振器中油液流向

復原過程中，油液分3部分流動，一部分油液通過活塞與工作缸的間隙、流通閥缺口及活塞上矩形常通孔、活塞復原孔及復原閥開閥形成的縫隙由上腔流入下腔，一部分油液通過導向座與活塞桿之間的縫隙由上腔流入儲油腔，另一部分油液通過底閥矩形常通孔和補償閥由儲油腔流入下腔，油液流向如圖2黑實線曲線所示；壓縮過程中，油液分3部分流動，一部分油液通過活塞與工作缸的間隙及活塞矩形常通孔、流通閥缺口及流通閥開閥形成的縫隙由下腔流入上腔，一部分油液通過導向座與活塞桿之間的縫隙由儲油腔流入減振器上腔，另一部分油液通過底閥壓縮孔及壓縮閥上缺口及壓縮閥開閥形成的縫隙由下腔流入儲油腔油液流向如圖2黑色帶點虛線所示。

2　建模仿真與驗證

2.1利用AME Sim建立減振器性能分析模型

在一維仿真軟件AME Sim中建立減振器仿真模型如圖3所示，模型中涉及的主要參數設置如表1所示。

表1　一維仿真模型主要參數表

模型中建立了減振器的上腔、下腔、儲油腔和各閥系模型，同時考慮了活塞與工作缸、活塞桿與導向座之間的泄漏，油液的摩擦力、橡膠襯套及氣體作用的影響。其中HSYK、YSYK分別表示活塞上圓孔和底閥上圓孔，利用短孔元件BHO 013進行模擬；LTFP、FYFP、YSFP、BCFP分別表示流通閥、復原閥、壓縮閥和補償閥，其中流通閥、壓縮閥、復原閥的剛度通過三維軟件ADINA獲得；補償閥為錐形彈簧，其剛度通過試驗測試獲取，CYQ表示減振器中的儲油腔，利用元件HA 000進行模擬；減振器中存在兩種類型的非圓孔：流通閥片和壓縮閥片缺口形成的非圓孔，活塞和底閥上的矩形孔，其中LTFK、HSFK、YSFK、BCFK分別表示流通閥片上缺口、活塞上矩形孔、壓縮閥片上缺口、底閥上矩形孔，在一維模型中對于非圓孔節流特性的模擬方法有：

1)采用半經驗公式進行模擬；

2)采用三維仿真獲取壓降-體積流速文件進行模擬；圖3為采用壓降-體積流速文件定義非圓孔節流特性的仿真模型，橢圓中的元件表示非圓孔。

圖3　減振器一維仿真模型

2.2采用半經驗公式的方法

由流體力學理論可知，油液流經流通閥片缺口、壓縮閥片缺口、活塞上矩形孔及復原圓孔、底閥上矩形孔及壓縮圓孔屬于管嘴流動，其節流壓降與體積流速的關系為其中Cq為流量系數，△P為壓降，ρ為油液密度，A為節流面積，具體計算方法如表2所示。

2.3采用三維仿真獲取壓降-體積流速的方法

為能較真實的反映非圓孔的節流特性，采用有限元分析方法，在三維軟件ADINA中獲取非圓孔的壓降-體積流速特性，并將得到的壓降-體積流速特性文件導入一維AME Sim模型中進行仿真。

圖4　非圓孔節流特性

表2　節流面積A的計算方法

當閥片未變形時，油液流經流通閥片缺口、壓縮閥片缺口、活塞上矩形孔（內徑21.1 mm，外徑24 mm，寬5.5 mm，高6.5 mm）、底閥上矩形孔（內徑20 mm，外徑24.8 mm，寬7.7 mm，高5.4 mm）的情況，在ADINA中分別建立流體模型，根據復原和壓縮過程分別對上下表面施加速度載荷進行兩次計算，分別提取四個流體模型進出口的壓降和入口矩形截面體積流速，整理得到相應的壓降-體積流速曲線，如圖4所示。

當閥片變形時，閥片缺口形成的流道也發生相應變形，對閥片變形量分別為0.03 mm、0.08 mm、0.1 mm、0.2 mm、0.3 mm、0.35 mm的情況下，在ADINA中建立變形后的閥片缺口流體模型如圖5所示，隨著閥片變形量的增大，圓環流體截面由矩形變為直角梯形，且梯形上底邊不變，下底邊等于未變形時的長度與閥片變形量之和。提取閥片各變形情況下的壓降-體積流速特性曲線，如圖6所示。

由圖6可知，當閥片缺口兩端的壓降10 bar時，閥片變形量對其節流特性影響很小，可用閥片未開閥時得到的曲線定義其節流特性；當壓降較大時，閥片變形量對其節流特性影響較大，且閥片由未變形到變形量達到0.1 mm過程中，體積流速逐漸增大；當變形量超過0.1 mm時，隨著閥片變形量的增大，體積流速呈現逐漸減小的趨勢。

圖5　閥片變形后閥片缺口流體模型

圖6　閥片缺口節流特性隨閥片變形的變化情況

由此說明，當閥片缺口兩端的壓降較大時，閥片變形對閥片缺口的節流特性存在較大影響，利用壓降-體積流速曲線定義閥片缺口節流特性時，需綜合考慮閥片不同變形情況下的壓降-體積流速特性，最終得到一條多段曲線構成的壓降-體積流速特性曲線以定義非圓孔的節流特性（如圖7所示）。同時也說明，當閥片缺口兩端壓降較大時，在理論計算過程中采用一個經驗公式來定義非圓孔節流特性是不準確的。

圖7　多段曲線構成的閥片缺口壓降-體積流速特性曲線

2.4　兩種模擬方法的對比分析

由于非圓孔為常通孔，主要影響開閥前阻尼力，因此，對這兩種模擬方法所建立的一維仿真模型，在速度為0.05 m/s工況下得到的仿真結果進行對比（如圖8），其中方法一表示采用壓降-體積流速方法模擬非圓孔；方法二表示采用經驗公式模擬非圓孔。

圖8　采用兩種不同形式等效矩形孔的結果對比

表3　矩形孔兩種模擬方法結果對比

通過這兩種模擬方法仿真得到的結果與實驗測試對比分析可知，方法一得到的示功圖與實驗測試結果吻合較好，且最大阻尼力值誤差比方法二的誤差要小很多，由此可知采用壓降體積流量文件定義的非圓孔更貼近實際非圓孔結構的節流特性，因此對本文研究的雙筒充氣式液壓減振器存在的非圓孔采用壓降-體積流速的方法進行模擬。

2.5多工況-維仿真模型驗證

一維仿真模型與臺架實驗測試的輸入均依據減振器臺架實驗標準QC/T 545，采用正弦激勵進行加載，利用MTS 850實驗臺（圖9）對減振器4個工況分別進行測試，對每個工況進行3次測試，得到每個工況下仿真與實驗的示功圖對比曲線（如圖10），選取仿真結果與實驗結果吻合最好的一組數據，比較每個工況下復原和壓縮最大阻尼力的誤差，以及減振器一維仿真做功（示功圖圍成的面積）與實驗測試做功的誤差（見表4）。

圖9　實驗測試實驗臺

圖10　減振器示功圖仿真結果與實驗結果對比

表4 減振器實驗測試與仿真誤差分析

通過以上4個工況下仿真結果與實驗結果的對比可知，每個工況下的仿真曲線與實驗測試曲線幾乎重合，減振器最大阻尼力的誤差最大為8.1%，最小誤差為0.1%，減振器做功的誤差均小于3%。

通過仿真結果與實驗結果對比可知，所建立的模型仿真精度較高，由此表明：為較真實地模擬減振器動態特性，在建立仿真模型時，需考慮減振器活塞與工作缸、活塞桿與導向座之間的泄漏、減振器摩擦力和橡膠襯套等細節因素，同時，采用三維仿真獲得的壓降-體積流速定義非圓孔的方法，對減振器中非圓孔的節流特性進行研究是切實可行的。

3結　語

利用一維與三維結合的方法建立了雙筒液壓充氣式減振器的精細化仿真模型，通過研究得到以下結論：

(1)對于減振器中存在的非圓孔，采用壓降-體積流速的方法模擬得到的結果精度高于直接采用經驗公式模擬的結果；

(2)當閥片缺口兩端的壓降較大時，其節流特性受閥片變形的影響較大，隨著閥片變形的增大，閥片缺口表現出不一致的節流特性，因此在使用經驗公式或壓降-體積流速特性定義節流閥片缺口節流特性時需考慮閥片變形的影響。

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中圖分類號：U463；TB535；TH703.63

文獻標識號：A

DOI編碼：10.3969/j.issn.1006-1335.2016.01.043

文章編號：1006-1355(2016)01-0204-05

收稿日期：2015-06-27

基金項目：四川省2015科技計劃項目資助(2015GZ0126)

作者簡介：王鈴燕（1988-），女，福建三明人，碩士，主要研究方向：車輛聲振舒適性。E-mail:719626534@qq.com

通訊作者：丁渭平，男，碩士生導師，主要研究方向為汽車系統動力學，車輛噪聲、振動及舒適性。E-mail:dwpc@263.net的節流壓力產生，開閥后阻尼力主要由油液流經常通節流孔和節流縫隙的節流壓力產生，常通節流孔對減振器的特性起著關鍵性作用[3]。前人為了分析減振器中各個參數對其性能的影響，進而準確地預測減振器性能，建立了各種仿真分析模型。對于減振器中存在的常通孔的節流特性一直沒有可直接使用的精確公式，為研究其節流特性前人大多采用實驗方法、半經驗方法或三維CFD方法。實驗測試手段主要獲取常通孔的流量系數并結合半經驗公式以描述其節流特性[4–6]，該方法可獲得較高精度，但卻不適用于減振器設計開發階段；采用流量系數取常值的工程流體力學半經驗公式對常通孔節流特性進行估算的相關研究有：如周長城所編寫的書籍[7，8]及其他相關論文[9，10]對于常通節流孔均采用流量系數取定值的半經驗公式進行估算；馬天飛等利用一維仿真軟件AME Sim建立的雙筒疊加閥片充氣式減振器仿真模型，對于減振器中存在的非圓孔（閥片缺口及底閥矩形孔）同樣采用半經驗公式定義的元件對進行模擬[11]。但根據文獻[12]中利用三維CFD方法對常通節流孔的節流特性進行分析可知，對于節流閥片缺口形成的常通孔，未開閥時刻和閥片處于最大開閥位置時，流量系數Cq和指數n取值是不相同的；由此可知，在減振器運動過程中，采用流量系數取定值的半經驗公式對非圓孔節流特性進行描述是不夠準確的。為了更準確地描述減振器中非圓孔的節流特性，有必要對其進行深入研究。

Analysis of Throttling Characteristics of Non-circular Throttling Orifice of Vehicle’s ShockAbsorbers

WANG Ling-yan,DING Wei-ping,LIU Cong-zhi, XIANGwei,ZHANG Wen-jian

(Institute ofAutomotive Engineering,Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031,China)

Abstract:With the dual-sleeve hydraulic shock absorber in rear suspension of a passenger car as the object,the performance analysis model of the shock absorber was built by using the combination of 1D and 3D simulations.Several physical phenomena,such as the static and viscous frictions,elastic deformation of the solid boundaries and specific leakages,were considered.The simulation methods of the non-circular throttling orifices(i.e.rectangular orifices of piston and bottom valve and valve gaps of circulation valves,compression valves etc.)in 1D model were discussed.And the effects of deformation of throttling valves on the throttling characteristics of the valve gaps were analyzed.It is shown that the simulation accuracy of using the flow-pressure characteristic obtained by 3D simulation to define the non-circular orifices is higher than that of using empirical formula.The valve gaps show different throttling characteristics with the different valve deformation.Comparison of simulation results with experimental results shows that the error of simulation results is nearly 6%at the speed of 0.05,0.1,0.6,and 1.0m/s,which indicates that the simulation of the non-circular orifices is correct and feasible.It also shows that the refined model of the shock absorber can accurately replicate the dynamic characteristics of the shock absorbers.

Key words:vibration and wave;shock absorber;AME Sim;refined model;non-circular throttling orifice