（南京理工大學(xué)，南京 210094）

0 引言

發(fā)動機是汽車上不可或缺的動力源泉，但其自身的振動會加劇車身的破壞，并且舒適性也會下降，使得對發(fā)動機進行隔振的重要性凸顯出來[1,2]；然而對發(fā)動機的保護同樣不可忽視，這就凸顯出了懸置在對發(fā)動機進行隔振和限位兩方面的重要性。發(fā)動機自身和路面激勵的頻率范圍較廣[3]，因而主要解決的問題主要有：1）低頻大位移進行限位；2）高頻小位移進行隔振。

液壓懸置的出現(xiàn)剛好解決了這一問題，其參數(shù)完美地匹配可以實現(xiàn)上述特性的需要。基于成本方面，目前市場上的汽車基本上都是通過液壓懸置和普通橡膠懸置的混合使用，實現(xiàn)發(fā)動機自身的隔振、限位、解耦等。液壓懸置通常用在發(fā)動機的幾個主要振型方向上，而其它的一些輔助方向便由普通橡膠懸置頂替。

本文主要通過AMESim軟件對某液壓懸置進行動態(tài)特性研究，通過建立相應(yīng)模型來模擬該液壓懸置內(nèi)部結(jié)構(gòu)的工作情況?？紤]到該模型底膜的體積剛度很低，相對于上液室?guī)缀鯙榱悖瑓⒖嘉墨I[1]中提到，在發(fā)動機預(yù)載施加之后其內(nèi)部液體的壓強以及解耦膜的位移變化都很小。因此，可忽略發(fā)動機預(yù)載對內(nèi)部液體壓力以及解耦膜位移的影響。

對該液壓懸置進行了動態(tài)特性試驗并與仿真結(jié)果進行了比對，驗證了該模型的正確性。此外，該液壓懸置模型利用了解耦膜與氣室的配合進行解耦，因此本文利用建立的模型主要分析了解耦膜及氣室的一些重要參數(shù)對該液壓懸置動特性的影響。

1 該液壓懸置的結(jié)構(gòu)和工作原理

某液壓懸置的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1(a)所示，懸置分別通過連接螺栓1和6分別與發(fā)動機和底座相連；動力總成連接螺栓1、橡膠主簧2、解耦膜8和慣性通道主體4圍成了上液室V1，解耦膜8和慣性通道主體4圍成了氣室V2，慣性通道下蓋9、慣性通道主體4和橡膠底膜底膜5圍成了下液室V3。慣性通道如圖1(b)所示，為螺旋形。上液室的壓力可以通過解耦膜的變形緩解，也可以通過液體在慣性通道流動緩解。

圖1 液壓懸置

2 仿真分析及試驗驗證

2.1 仿真模型的建立

根據(jù)液壓懸置的內(nèi)部結(jié)構(gòu)和工作原理，利用AMESim多領(lǐng)域仿真平臺對其建立模型，如圖2所示。通過與MATLAB的聯(lián)合仿真，在MATLAB中編程控制AMESim模型的前端激勵以及對其進行后處理。

圖2 液壓懸置仿真模型

進行仿真時，通過激勵端施加位移和加速度的正玄波激勵，激勵頻率范圍為5～50Hz，其中在5～16Hz范圍內(nèi)施加0.25mm的振幅，16～50Hz范圍內(nèi)施加0.25g的加速度。在以往文獻中顯示出液壓懸置在高頻階段性能變化都較為緩和，因此頻率間隔可相對較大，并將加速度激勵轉(zhuǎn)換為位移激勵施加。

為了得到激勵加速度與響應(yīng)加速度之間的相角，而在仿真中只能是位移激勵，因此需要在MATLAB中編程對相位角進行彌補。

2.2 試驗驗證

為了驗證模型的準確性，對該液壓懸置進行了相應(yīng)的試驗。試驗如圖3所示，仿真即為該試驗的四分之一模型。

利用某數(shù)顯電動彈簧拉壓試驗機（設(shè)備型號：WDW-TLS2000）分別對四個編號為001、002、003、004的液壓懸置進行靜剛度的測量，結(jié)果如表1所示。

表1 各懸置的靜剛度（單位：N/mm）

四個懸置的平均剛度為162.825N/mm，于是得到了仿真模型中主簧的靜剛度。

圖3 液壓懸置的動特性試驗

該試驗用到了電動振動試驗系統(tǒng)（型號為DC-3200-36）、四個懸置、配重200kg、動態(tài)分析儀以及加速度傳感器等。試驗中四個懸置處于完全對稱狀態(tài)，因此上述建立的仿真模型即為該試驗的四分之一模型。其中電動振動試驗系統(tǒng)通過閉環(huán)控制，可有效保證臺面上各處激勵的一致性，通過動態(tài)分析儀提取激勵和輸出加速度的時域信號，對輸出的四個通道取平均值，并對提取到的信號進行濾波、傅里葉變換，得到輸入輸出的加速度值以及相位差（加速度與加速度）。

將仿真得到的加速度響應(yīng)和阻尼角曲線與試驗結(jié)果進行對比，如圖4、圖5所示。

圖4 加速度響應(yīng)的仿真與試驗結(jié)果

圖5 加速度滯后角的仿真與試驗結(jié)果

從圖4中可以看出，峰值頻率的差異較小，仿真值在18～25Hz范圍內(nèi)與試驗值相差較大，并且試驗值在18Hz處變化趨勢發(fā)生了不是很明顯的突變。而本試驗中由位移到加速度激勵的轉(zhuǎn)變是完美銜接的，從仿真曲線可以看出其在16Hz左右變化趨勢也是較為平緩的，因此可以判斷在18～25Hz范圍內(nèi)的試驗值是有一定誤差的。從整體看，在18～25Hz內(nèi)試驗與仿真的誤差基本都在15%以內(nèi)，而其他頻率段的數(shù)值及趨勢基本一致，因此可認為該仿真與試驗結(jié)果吻合。從圖5中可以看出，在10～20Hz內(nèi)仿真和試驗的滯后角誤差稍大，其與頻率階段都不較小的誤差。但從整體角度出發(fā)可以看出其整體變化趨勢以及數(shù)值誤差都是較小的，可認為其在誤差允許范圍內(nèi)。

從以上分析可以總結(jié)出：建立的該模型與試驗?zāi)Ｐ臀呛隙容^高，可用于后續(xù)對該懸置的參數(shù)分析。

2.3 初步仿真分析

基于上述結(jié)論，將圖2所示模型中質(zhì)量部分用固定端代替，以此對該懸置模型進行參數(shù)研究分析。在初步仿真之后發(fā)現(xiàn)，動剛度變化趨勢較大的部分處在22Hz之前，之后的變化趨勢都較為平緩，因此在仿真過程中為了節(jié)省時間，在動剛度較為敏感的頻域內(nèi)，仿真頻率間隔設(shè)置間隔較小，22Hz之后的仿真間隔適當加大。在±1mm的正玄位移激勵下的仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 激勵幅值為1mm的仿真結(jié)果

從該圖中可以看出動剛度、滯后角（此處指激勵位移與響應(yīng)力之間的相角，一般稱為阻尼滯后角）、相角（此處指主簧力與液壓力之間的相角）三者之間的變化關(guān)系。從圖中可以看出動剛度峰值頻率在18Hz左右，阻尼滯后角的峰值頻率大約在14Hz。結(jié)合圖中兩者并聯(lián)系以往的參考文獻發(fā)現(xiàn)：滯后角峰值頻率永遠比動剛度峰值頻率小，并且兩頻率較為靠近。

該仿真中的相角對動剛度對其動剛度將有著直接的關(guān)聯(lián)。在主簧力和液壓力幅值確定條件下，該角度越是靠近0°，其合力峰值越是靠近兩力峰值之和，動剛度將越大；相反，其角度越是靠近180°，其兩個力相互抵消程度就會越大，動剛度將會越小。同時，動剛度因主簧力和液壓力幅值大小而受影響，其中主簧力主要受到激勵位移的影響，而液壓力在同等位移條件下是隨著頻率增加而增大的。

3 液壓懸置的參數(shù)影響分析

3.1 解耦膜的等效直徑

解耦膜是液壓懸置中關(guān)鍵部件，其大小直接影響到流體作用到解耦膜上的力值，也就影響到了高頻隔振性能。分別對解耦膜直徑為40mm、50mm、60mm的該懸置模型進行仿真，得到動剛度和阻尼滯后角的曲線，如圖7、圖8所示。

圖7 不同解耦膜等效直徑的動剛度曲線

圖8 不同解耦膜等效直徑的阻尼滯后角曲線

從上圖可以看出，隨著液壓懸置解耦膜直徑的增大，動剛度和阻尼滯后角的峰值以及峰值頻率的減小趨勢都較為明顯。其中，低頻階段動剛度和滯后角的趨勢變化都不大，而高頻階段都有靠近的趨勢。因此，解耦膜的直徑過小不利于隔振，其值應(yīng)在可取范圍內(nèi)盡可能大，以消除高頻動態(tài)硬化問題。

3.2 解耦膜等效剛度

解耦膜的等效剛度是指造成解耦膜變形從而使氣室產(chǎn)生單位長度體積的變化所需的力，對液壓懸置的性能而言是一個非常重要的參數(shù)，其值可以通過試驗或者有限元方法獲得，它的大小直接影響著高頻狀態(tài)時液體的走向，從而決定該懸置避免高頻動態(tài)硬化的程度。

分別對解耦膜等效剛度為10N/mm、15N/mm、20N/mm的液壓模型進行仿真，仿真結(jié)果如圖9、圖10所示。

圖9 不同解耦膜剛度的動剛度曲線

圖10 不同解耦膜剛度的阻尼滯后角曲線

圖中仿真曲線表明：隨著解耦膜剛度的增加，動剛度和滯后角的峰值及峰值頻率都有所增加；然而動剛度在峰值頻率之前幾乎不受解耦膜剛度的影響，同時阻尼滯后角在峰值頻率之前以及在高頻階段亦不會因解耦膜剛度變化而受影響。因此為了在高頻階段更高地隔振，解耦膜剛度應(yīng)在可取范圍內(nèi)偏小。

3.3 氣室的高度

本文中的液壓懸置模型最重要的部件是解耦膜與氣室的配合，此處該氣室的模型就相當于一個空氣彈簧。在該氣室的等效直徑確定情況下，氣室的高度將直接決定氣室的體積，而氣室的體積越小，其響應(yīng)力的非線性程度就越高。分別對氣室高度為3.5mm、5mm和6.5mm進行仿真，得到了該液壓懸置的動剛度和阻尼角曲線，如圖11、圖12所示。

從仿真曲線可以看出：隨著氣室高度的減小，動剛度和阻尼滯后角的峰值以及峰值頻率增大，并且動剛度在高于峰值頻率的頻域內(nèi)有所增大，約在12～16Hz內(nèi)動剛度的變化趨勢剛好相反。在氣室高度為3.5mm時動剛度的峰值頻率已經(jīng)快接近20Hz，而懸置一般在17Hz以后的頻域內(nèi)在初始位移段的動剛度應(yīng)盡量小，從而實現(xiàn)隔振。因此，氣室的高度不宜選取太小。

另外，在氣室高度間隔選取一致的情況下，對比三條曲線之間每兩條曲線的間隔發(fā)現(xiàn)：動剛度曲線所表現(xiàn)出的非線性特性較為明顯，這是由氣室的非線性特性造成的。

圖11 不同氣室高度時的動剛度曲線

圖12 不同氣室高度時的阻尼滯后角曲線

3.4 激勵位移

為了在小位移隔振、大位移限位，要求液壓懸置具有小位移小剛度、大位移大剛度的特性[5,6]。如圖13所示為17Hz、40Hz條件下，不同激勵位移下的動剛度響應(yīng)。從圖中可以看出：峰值頻率17Hz與高頻40Hz的動剛度曲率變化趨勢剛好相反，而動剛度的非線性主要是由氣室的非線性特性引起的；從總體而言，動剛度在不同頻率下都是隨著激勵位移的增加而增大的，這恰好滿足了液壓懸置對動剛度的要求。

4 結(jié)論

圖13 不同頻率下的激勵位移響應(yīng)

1）對于涉及到機械、流體領(lǐng)域的液壓懸置，AMESim提供了有效、高效的多領(lǐng)域平臺為其建立模型，并能夠完美地模擬流體在內(nèi)部的運動情況。

2）對該液壓懸置對其進行了試驗，通過與仿真數(shù)據(jù)對比了滯后角（激勵加速度與響應(yīng)加速度的相角）和響應(yīng)加速度，驗證了該仿真模型的準確性。

3）該懸置的新穎之處在于解耦膜與氣室的配合，因此在分析參數(shù)時主要針對解耦膜、氣室的相關(guān)參數(shù)進行了分析，結(jié)果表明：解耦膜等效直徑、氣室高度對液壓懸置的動態(tài)特性影響較大；從隔振角度出發(fā)，解耦膜直徑和氣室高度都應(yīng)盡量大，雖解耦膜的剛度對其影響較小，但還是應(yīng)在可取值內(nèi)盡量?。粡母粽衽c限位角度來講，動剛度隨激勵位移的變化剛好滿足懸置對動剛度的要求。

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