王鈴燕，丁渭平，劉叢志，向　偉，張聞見(jiàn)

（西南交通大學(xué) 汽車(chē)工程研究所，成都 610031）

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汽車(chē)減振器非圓截面節(jié)流孔節(jié)流特性分析

王鈴燕，丁渭平，劉叢志，向偉，張聞見(jiàn)

（西南交通大學(xué) 汽車(chē)工程研究所，成都 610031）

摘要：以某乘用車(chē)后懸架雙筒充氣式液壓減振器為研究對(duì)象，采用一維和三維仿真相結(jié)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(duì)減振器中存在的非圓截面節(jié)流孔在一維模型中的模擬進(jìn)行探討，同時(shí)探討閥片變形對(duì)閥片缺口節(jié)流特性的影響。通過(guò)仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)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(duì)減振器中非圓孔的節(jié)流特性進(jìn)行研究是切實(shí)可行的，所建立的雙筒充氣式液壓減振器精細(xì)化模型可很好地模擬減振器的動(dòng)態(tài)特性。

關(guān)鍵詞：振動(dòng)與波；減振器；AME Sim；精細(xì)化模型；非圓截面節(jié)流孔

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

為能較真實(shí)地模擬減振器動(dòng)態(tài)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(shí)，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(dǎo)入一維中定義非圓孔的方式和采用半經(jīng)驗(yàn)公式定義非圓孔的方式）的區(qū)別。同時(shí)探討了閥片變形對(duì)閥片缺口節(jié)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(duì)減振器動(dòng)態(tài)特性的影響，最終得到減振器的精細(xì)化仿真模型。

1　減振器結(jié)構(gòu)及工作原理

雙筒充氣式液壓減振器結(jié)構(gòu)如圖1所示，活塞總成由開(kāi)槽的流通閥、不等徑閥片疊加的復(fù)原閥和外圈四個(gè)矩形常通孔、內(nèi)圈4個(gè)復(fù)原圓孔的活塞組成，底閥總成由帶錐形彈簧的補(bǔ)償閥、開(kāi)槽且不等徑閥片疊加的壓縮閥和外圈4個(gè)矩形常通孔、內(nèi)圈4個(gè)壓縮圓孔的底閥組成，儲(chǔ)油腔中充入0.65 MPa的氮?dú)狻?/p>

圖1　雙筒充氣式液壓減振器結(jié)構(gòu)　

圖2　減振器中油液流向

復(fù)原過(guò)程中，油液分3部分流動(dòng)，一部分油液通過(guò)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(fù)原孔及復(fù)原閥開(kāi)閥形成的縫隙由上腔流入下腔，一部分油液通過(guò)導(dǎo)向座與活塞桿之間的縫隙由上腔流入儲(chǔ)油腔，另一部分油液通過(guò)底閥矩形常通孔和補(bǔ)償閥由儲(chǔ)油腔流入下腔，油液流向如圖2黑實(shí)線曲線所示；壓縮過(guò)程中，油液分3部分流動(dòng)，一部分油液通過(guò)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(kāi)閥形成的縫隙由下腔流入上腔，一部分油液通過(guò)導(dǎo)向座與活塞桿之間的縫隙由儲(chǔ)油腔流入減振器上腔，另一部分油液通過(guò)底閥壓縮孔及壓縮閥上缺口及壓縮閥開(kāi)閥形成的縫隙由下腔流入儲(chǔ)油腔油液流向如圖2黑色帶點(diǎn)虛線所示。

2　建模仿真與驗(yàn)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(shù)設(shè)置如表1所示。

表1　一維仿真模型主要參數(shù)表

模型中建立了減振器的上腔、下腔、儲(chǔ)油腔和各閥系模型，同時(shí)考慮了活塞與工作缸、活塞桿與導(dǎo)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(jìn)行模擬；LTFP、FYFP、YSFP、BCFP分別表示流通閥、復(fù)原閥、壓縮閥和補(bǔ)償閥，其中流通閥、壓縮閥、復(fù)原閥的剛度通過(guò)三維軟件ADINA獲得；補(bǔ)償閥為錐形彈簧，其剛度通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試獲取，CYQ表示減振器中的儲(chǔ)油腔，利用元件HA 000進(jìn)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(duì)于非圓孔節(jié)流特性的模擬方法有：

1)采用半經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行模擬；

2)采用三維仿真獲取壓降-體積流速文件進(jìn)行模擬；圖3為采用壓降-體積流速文件定義非圓孔節(jié)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(jīng)驗(yàn)公式的方法

由流體力學(xué)理論可知，油液流經(jīng)流通閥片缺口、壓縮閥片缺口、活塞上矩形孔及復(fù)原圓孔、底閥上矩形孔及壓縮圓孔屬于管嘴流動(dòng)，其節(jié)流壓降與體積流速的關(guān)系為其中Cq為流量系數(shù)，△P為壓降，ρ為油液密度，A為節(jié)流面積，具體計(jì)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(shí)的反映非圓孔的節(jié)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(dǎo)入一維AME Sim模型中進(jìn)行仿真。

圖4　非圓孔節(jié)流特性

表2　節(jié)流面積A的計(jì)算方法

當(dāng)閥片未變形時(shí)，油液流經(jīng)流通閥片缺口、壓縮閥片缺口、活塞上矩形孔（內(nèi)徑21.1 mm，外徑24 mm，寬5.5 mm，高6.5 mm）、底閥上矩形孔（內(nèi)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(jù)復(fù)原和壓縮過(guò)程分別對(duì)上下表面施加速度載荷進(jìn)行兩次計(jì)算，分別提取四個(gè)流體模型進(jìn)出口的壓降和入口矩形截面體積流速，整理得到相應(yīng)的壓降-體積流速曲線，如圖4所示。

當(dāng)閥片變形時(shí)，閥片缺口形成的流道也發(fā)生相應(yīng)變形，對(duì)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(huán)流體截面由矩形變?yōu)橹苯翘菪?，且梯形上底邊不變，下底邊等于未變形時(shí)的長(zhǎng)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(dāng)閥片缺口兩端的壓降10 bar時(shí)，閥片變形量對(duì)其節(jié)流特性影響很小，可用閥片未開(kāi)閥時(shí)得到的曲線定義其節(jié)流特性；當(dāng)壓降較大時(shí)，閥片變形量對(duì)其節(jié)流特性影響較大，且閥片由未變形到變形量達(dá)到0.1 mm過(guò)程中，體積流速逐漸增大；當(dāng)變形量超過(guò)0.1 mm時(shí)，隨著閥片變形量的增大，體積流速呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)。

圖5　閥片變形后閥片缺口流體模型

圖6　閥片缺口節(jié)流特性隨閥片變形的變化情況

由此說(shuō)明，當(dāng)閥片缺口兩端的壓降較大時(shí)，閥片變形對(duì)閥片缺口的節(jié)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(jié)流特性時(shí)，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(gòu)成的壓降-體積流速特性曲線以定義非圓孔的節(jié)流特性（如圖7所示）。同時(shí)也說(shuō)明，當(dāng)閥片缺口兩端壓降較大時(shí)，在理論計(jì)算過(guò)程中采用一個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)定義非圓孔節(jié)流特性是不準(zhǔn)確的。

圖7　多段曲線構(gòu)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(duì)比分析

由于非圓孔為常通孔，主要影響開(kāi)閥前阻尼力，因此，對(duì)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(jié)果進(jìn)行對(duì)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(jīng)驗(yàn)公式模擬非圓孔。

圖8　采用兩種不同形式等效矩形孔的結(jié)果對(duì)比

表3　矩形孔兩種模擬方法結(jié)果對(duì)比

通過(guò)這兩種模擬方法仿真得到的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試對(duì)比分析可知，方法一得到的示功圖與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)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(shí)際非圓孔結(jié)構(gòu)的節(jié)流特性，因此對(duì)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(jìn)行模擬。

2.5多工況-維仿真模型驗(yàn)證

一維仿真模型與臺(tái)架實(shí)驗(yàn)測(cè)試的輸入均依據(jù)減振器臺(tái)架實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)QC/T 545，采用正弦激勵(lì)進(jìn)行加載，利用MTS 850實(shí)驗(yàn)臺(tái)（圖9）對(duì)減振器4個(gè)工況分別進(jìn)行測(cè)試，對(duì)每個(gè)工況進(jìn)行3次測(cè)試，得到每個(gè)工況下仿真與實(shí)驗(yàn)的示功圖對(duì)比曲線（如圖10），選取仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合最好的一組數(shù)據(jù)，比較每個(gè)工況下復(fù)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(shí)驗(yàn)測(cè)試做功的誤差（見(jiàn)表4）。

圖9　實(shí)驗(yàn)測(cè)試實(shí)驗(yàn)臺(tái)

圖10　減振器示功圖仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

表4 減振器實(shí)驗(yàn)測(cè)試與仿真誤差分析

通過(guò)以上4個(gè)工況下仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比可知，每個(gè)工況下的仿真曲線與實(shí)驗(yàn)測(cè)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(guò)仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可知，所建立的模型仿真精度較高，由此表明：為較真實(shí)地模擬減振器動(dòng)態(tài)特性，在建立仿真模型時(shí)，需考慮減振器活塞與工作缸、活塞桿與導(dǎo)向座之間的泄漏、減振器摩擦力和橡膠襯套等細(xì)節(jié)因素，同時(shí)，采用三維仿真獲得的壓降-體積流速定義非圓孔的方法，對(duì)減振器中非圓孔的節(jié)流特性進(jìn)行研究是切實(shí)可行的。

3結(jié)　語(yǔ)

利用一維與三維結(jié)合的方法建立了雙筒液壓充氣式減振器的精細(xì)化仿真模型，通過(guò)研究得到以下結(jié)論：

(1)對(duì)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(jié)果精度高于直接采用經(jīng)驗(yàn)公式模擬的結(jié)果；

(2)當(dāng)閥片缺口兩端的壓降較大時(shí)，其節(jié)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(xiàn)出不一致的節(jié)流特性，因此在使用經(jīng)驗(yàn)公式或壓降-體積流速特性定義節(jié)流閥片缺口節(jié)流特性時(shí)需考慮閥片變形的影響。

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中圖分類號(hào)：U463；TB535；TH703.63

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)號(hào)：A

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

文章編號(hào)：1006-1355(2016)01-0204-05

收稿日期：2015-06-27

基金項(xiàng)目：四川省2015科技計(jì)劃項(xiàng)目資助(2015GZ0126)

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

通訊作者：丁渭平，男，碩士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)槠?chē)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)，車(chē)輛噪聲、振動(dòng)及舒適性。E-mail:dwpc@263.net的節(jié)流壓力產(chǎn)生，開(kāi)閥后阻尼力主要由油液流經(jīng)常通節(jié)流孔和節(jié)流縫隙的節(jié)流壓力產(chǎn)生，常通節(jié)流孔對(duì)減振器的特性起著關(guān)鍵性作用[3]。前人為了分析減振器中各個(gè)參數(shù)對(duì)其性能的影響，進(jìn)而準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)減振器性能，建立了各種仿真分析模型。對(duì)于減振器中存在的常通孔的節(jié)流特性一直沒(méi)有可直接使用的精確公式，為研究其節(jié)流特性前人大多采用實(shí)驗(yàn)方法、半經(jīng)驗(yàn)方法或三維CFD方法。實(shí)驗(yàn)測(cè)試手段主要獲取常通孔的流量系數(shù)并結(jié)合半經(jīng)驗(yàn)公式以描述其節(jié)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(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)階段；采用流量系數(shù)取常值的工程流體力學(xué)半經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)常通孔節(jié)流特性進(jìn)行估算的相關(guān)研究有：如周長(zhǎng)城所編寫(xiě)的書(shū)籍[7，8]及其他相關(guān)論文[9，10]對(duì)于常通節(jié)流孔均采用流量系數(shù)取定值的半經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)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(duì)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(jīng)驗(yàn)公式定義的元件對(duì)進(jìn)行模擬[11]。但根據(jù)文獻(xiàn)[12]中利用三維CFD方法對(duì)常通節(jié)流孔的節(jié)流特性進(jìn)行分析可知，對(duì)于節(jié)流閥片缺口形成的常通孔，未開(kāi)閥時(shí)刻和閥片處于最大開(kāi)閥位置時(shí)，流量系數(shù)Cq和指數(shù)n取值是不相同的；由此可知，在減振器運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，采用流量系數(shù)取定值的半經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)非圓孔節(jié)流特性進(jìn)行描述是不夠準(zhǔn)確的。為了更準(zhǔn)確地描述減振器中非圓孔的節(jié)流特性，有必要對(duì)其進(jìn)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