解耦盤式液阻型懸置內(nèi)液體流動特性分析

潘道遠(yuǎn)，范 捷

(1.安徽工程大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院， 安徽 蕪湖 241000;2.蕪湖安普機(jī)器人產(chǎn)業(yè)技術(shù)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(chǔ)上增加了液體阻尼機(jī)構(gòu)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(jī)振動。在低頻時(shí)大阻尼特性能抑制振動位移，但高頻時(shí)容易產(chǎn)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(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，在其基礎(chǔ)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(xué)特性進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)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(fù)合激勵(lì)時(shí)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(xué)特性，并設(shè)計(jì)了一套實(shí)驗(yàn)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(jìn)行液阻型懸置動力學(xué)仿真時(shí)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(nèi)部液體的運(yùn)動規(guī)律。大量研究側(cè)重于解耦盤式液阻型懸置的動力學(xué)模型，但對其內(nèi)部液體的運(yùn)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(jī)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(xué)模型，研究液阻型懸置內(nèi)液體運(yùn)動規(guī)律與其動態(tài)特性的關(guān)系。

1 解耦盤式液阻型懸置結(jié)構(gòu)及工作原理

解耦盤式液阻型懸置結(jié)構(gòu)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(gòu)成的空間為上液室；橡膠底膜與下流道板構(gòu)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(nèi)由液體的推動作用而上下運(yùn)動。懸置內(nèi)液體經(jīng)慣性通道或解耦通道在上、下液室之間流動。當(dāng)懸置承受靜載荷時(shí)，上、下液室之間無液體運(yùn)動，解耦盤處于平衡狀態(tài)；當(dāng)懸置承受動載荷時(shí)，橡膠主簧會產(chǎn)生泵吸作用，迫使其內(nèi)部液體在上、下液室之間往復(fù)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(nèi)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(nèi)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(xì)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(jié)構(gòu)

解耦盤式液阻型懸置與發(fā)動機(jī)通過連接螺栓緊固，其螺孔固接在車架上，通過內(nèi)部液體流動來衰減發(fā)動機(jī)振動向車架的傳遞。發(fā)動機(jī)振動一般分為低頻、大振幅激勵(lì)和高頻、小振幅激勵(lì)2種工況。當(dāng)液阻型懸置受到低頻、大振幅激勵(lì)時(shí)，解耦盤的運(yùn)動行程大于其自由行程，液體只流經(jīng)慣性通道，容易在內(nèi)部形成振動液柱。此時(shí)，為克服液柱慣性需要耗散大量的振動能量，從而達(dá)到衰減振動的目的。當(dāng)液阻型懸置受到高頻、小振幅激勵(lì)時(shí)，解耦盤在自由行程內(nèi)運(yùn)動，解耦通道的阻尼遠(yuǎn)小于慣性通道的阻尼，大部分液體流向解耦通道，其內(nèi)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。

2 解耦盤式液阻型懸置動力學(xué)建模

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(dǎo)致其動力學(xué)模型具有嚴(yán)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(guān)，建立液阻型懸置切換系統(tǒng)動力學(xué)模型，如圖2所示。圖2中s為切換開關(guān)，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(xué)模型

切換開關(guān)關(guān)閉時(shí)，其動力學(xué)方程組為

(1)

切換開關(guān)打開時(shí)，其動力學(xué)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(jī)振動位移激勵(lì)；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(nèi)液體質(zhì)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(nèi)液體質(zhì)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(xiàn)[6]可知:經(jīng)過慣性通道與解耦通道液體流量之間的關(guān)系是液阻型懸置隔振的關(guān)鍵。當(dāng)切換開關(guān)關(guān)閉時(shí)，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(jìn)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(jī)振動位移激勵(lì)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(jī)振動位移激勵(lì)的頻響函數(shù)為

(5)

當(dāng)切換開關(guān)打開時(shí)，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(jìn)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(jī)振動位移激勵(lì)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(jī)振動位移激勵(lì)的頻響函數(shù)分別為：

(10)

(11)

為進(jìn)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(guān)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)

3 液阻型懸置內(nèi)液體運(yùn)動特性分析

為闡明解耦盤式液阻型懸置動態(tài)特性的作用機(jī)理，揭示液阻型懸置內(nèi)液體運(yùn)動規(guī)律與其動態(tài)特性的關(guān)系，基于液阻型懸置切換系統(tǒng)動力學(xué)模型，編寫Matlab計(jì)算程序?qū)ζ溥\(yùn)動特性進(jìn)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(nèi)液體運(yùn)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(guān)關(guān)閉時(shí)，慣性通道流量的峰值頻率為16.5 Hz，而處于切換開關(guān)打開時(shí)，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(dāng)激勵(lì)頻率大于20 Hz時(shí)，切換開關(guān)打開的流量遠(yuǎn)大于切換開關(guān)關(guān)閉的流量，說明解耦盤的加入能快速降低高頻時(shí)液室內(nèi)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(guān)關(guān)閉的液體流量相位小于切換開關(guān)打開時(shí)慣性通道和解耦通道的液體流量相位，說明切換開關(guān)關(guān)閉時(shí)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(guān)打開時(shí)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(dāng)發(fā)動機(jī)振動位移激勵(lì)頻率為50 Hz時(shí)，解耦通道的液體流量是慣性通道的液體流量的8.7倍；當(dāng)發(fā)動機(jī)振動位移激勵(lì)頻率為200 Hz時(shí)，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(dāng)發(fā)動機(jī)振動激勵(lì)為高頻時(shí)，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(lì)頻率為28 Hz時(shí)達(dá)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(nèi)部液體流動規(guī)律的影響。分析結(jié)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(yùn)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(jié)構(gòu)有關(guān)，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(diào)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(yùn)動的影響如圖5所示。

圖5 上液室體積柔度對液體運(yùn)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(guān)關(guān)閉時(shí)的峰值和峰值頻率隨之增大，解耦通道流量在切換開關(guān)打開時(shí)的峰值和峰值頻率也隨之增大；當(dāng)上液室體積柔度從1.787×10-11m5/N上升到2.681×10-11m5/N時(shí)，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。

4 結(jié)論

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(xué)模型，編寫Matlab計(jì)算程序?qū)ζ溥\(yùn)動特性進(jìn)行了分析，結(jié)論如下：

1) 當(dāng)外界激勵(lì)頻率為高頻時(shí)，切換開關(guān)打開的流量遠(yuǎn)大于切換開關(guān)關(guān)閉的流量，能快速降低液室內(nèi)部的壓力，從而降低液阻型懸置的動剛度。

2) 切換開關(guān)關(guān)閉的液體流量相位小于切換開關(guān)打開時(shí)慣性通道和解耦通道的液體流量相位，外界激勵(lì)頻率為低頻時(shí)液阻型懸置的阻尼力最大。

3) 切換開關(guān)打開時(shí)，解耦通道的液體流量遠(yuǎn)大于慣性通道的液體流量，且隨著外界激勵(lì)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(jié)論證實(shí)了液阻型懸置內(nèi)液體運(yùn)動規(guī)律與其動態(tài)特性的關(guān)系，為精確設(shè)計(jì)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(xué)形成機(jī)制及控制方法研究[D].合肥：合肥工業(yè)大學(xué)，2017.

[2] 劉曉昂.基于整車振動控制的動力總成懸置系統(tǒng)設(shè)計(jì)方法[D].廣州：華南理工大學(xué)，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(yuǎn),朱鎮(zhèn),高洪,等.一種擠壓模式發(fā)動機(jī)磁流變懸置的設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù),2016,35(12):1919-1924.

[5] 潘孝勇,謝新星,上官文斌.變振幅激勵(lì)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(xué)特性實(shí)測與建模計(jì)算方法的研究[D].廣州:華南理工大學(xué),2013.

[8] 張翠翠,趙培濤,李揚(yáng),等.低速旋轉(zhuǎn)盤腔內(nèi)液體流動特性[J].過程工程學(xué)報(bào),2014,14(5):751-757.

[9] 潘道遠(yuǎn),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(yàn)[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù),2016,35(7):1120-1124.

[10] 陸黎明,夏長高,潘道遠(yuǎn).基于特征點(diǎn)法的液阻懸置集總參數(shù)模型參數(shù)識別[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù),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(bào),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(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)),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(bào),2014,30(12):187-189.

[14] 潘道遠(yuǎn),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(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)),2016,30(11):18-24.

[15] 楊杭旭,王瑞敏,劉冬梅.應(yīng)用液力壓電懸置實(shí)施發(fā)動機(jī)振動主動控制的研究[J].科技通報(bào),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(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)),2015,29(2):12-18.