油氣彈簧連通形式對其系統(tǒng)動態(tài)特性的影響

張軍偉，閆惠東，魏 朔，陳志韜，于 斌

(北京航天發(fā)射技術(shù)研究所，北京 100076)

油氣彈簧的一大優(yōu)勢是可以通過不同的連通結(jié)構(gòu)實現(xiàn)抗側(cè)傾、抗俯仰、平衡軸荷等功能，獲得較好的行駛平順性和操縱穩(wěn)定性[1-5]。

近年來，國內(nèi)外相關(guān)領(lǐng)域的學者對連通式油氣彈簧進行了研究。Felez等[6]針對輪式起重機的抗側(cè)傾式油氣彈簧進行了研究，采集左右側(cè)油缸上腔的壓力差作為電磁閥的控制信號，用于控制車身側(cè)傾姿態(tài)，通過仿真表明，垂向運動沒有明顯的改善，但車輛的抗側(cè)傾能力得到了較大提高。Crolla[7]針對農(nóng)用車輛設(shè)計了一種具有抗側(cè)傾、抗俯仰的油氣彈簧，通過整車7自由度模型的仿真表明，油缸的交叉連通結(jié)構(gòu)增大了車輛的側(cè)傾剛度和俯仰剛度，整車平順性和自平衡性能得到了提高。Cao Dongpu[8]對連通式油氣彈簧的性能進行了研究，并引入性能指標來評估抑制車身垂向運動、側(cè)傾、俯仰的作用效果，研究結(jié)果表明，連通式油氣彈簧的抗側(cè)傾、抗俯仰剛度和阻尼更大一些，另外，車輛的平順性也得到了改善。

以上文獻中，一般是針對某一種連通形式的油氣彈簧進行研究，目前對油氣彈簧連通形式的對比研究還比較少。而連通式油氣彈簧，每條油路中都裝有阻尼閥和蓄能器，阻尼閥的非線性、蓄能器內(nèi)氣體狀態(tài)變化的非線性、各油路之間交叉連通的非線性，造成連通式油氣彈簧是一個非常復雜的系統(tǒng)[9-11]，因此很有必要對不同連通形式下的油氣彈簧系統(tǒng)動態(tài)特性進行對比研究，為油氣彈簧總體方案設(shè)計提供理論支持。

1 結(jié)構(gòu)原理

用于某多軸重型車輛的油氣彈簧，其單側(cè)連通結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 半車連通式油氣彈簧結(jié)構(gòu)示意圖

由圖1可知，該車輛所使用的油氣彈簧同側(cè)4個油缸對應(yīng)連通，4個油缸共用一個蓄能器。分析可知，同側(cè)油缸連通，可以實現(xiàn)均衡軸荷的功能，避免車輛行駛過程中某些軸過載某些軸空轉(zhuǎn)的情況，起到平衡懸架的作用。

系統(tǒng)中的阻尼閥是采用內(nèi)置閥，內(nèi)置于油缸缸體和活塞，油缸結(jié)構(gòu)如圖2所示。由圖2可知，油缸由缸體、活塞、單向閥總成、節(jié)流孔組成。油缸共有3個容腔，容腔1上部通過油路與蓄能器連通，下部通過單向閥總成與容腔2連通，容腔1的容積隨著油缸活塞相對位移的變化而變化；容腔2為固定容積腔，上部通過單向閥總成與容腔1連通，側(cè)面通過4個節(jié)流孔與容腔3連通；容腔3為環(huán)形腔，通過4個節(jié)流孔與容腔2連通，容腔3的容積隨著油缸活塞相對位移的變化而變化。

壓縮行程，活塞上移，容腔1受壓縮，容腔1內(nèi)的油液一部分流入蓄能器，另一部分通過單向閥總成流入容腔2；容腔2的容積不變，但由于容腔3的容積增大，容腔2內(nèi)的油液流入容腔3給其補油。伸張行程，活塞下移，容腔3受壓縮，容腔3內(nèi)的油液流入容腔2，由于容腔1容積增大，容腔2內(nèi)的油液和蓄能器內(nèi)的油液給容腔1補油。單向閥總成由兩個單向閥和兩個節(jié)流孔組成，在壓縮行程單向閥全開，在伸張行程單向閥關(guān)閉，保證伸張行程阻尼大于壓縮行程阻尼。

圖2 連通式油氣彈簧油缸結(jié)構(gòu)示意圖

2 建模及驗證

由于四軸連通式油氣彈簧油缸數(shù)較多，無法用臺架試驗驗證模型的準確性，因此，首先建立兩軸連通式油氣彈簧模型，然后經(jīng)臺架試驗驗證模型的準確性，進而建立四軸連通式油氣彈簧模型。

2.1 兩軸連通式油氣彈簧模型

通過對連通式油氣彈簧系統(tǒng)及單個油缸結(jié)構(gòu)的分析，得到兩軸連通式油氣彈簧結(jié)構(gòu)原理如圖3所示。其中，由于兩油缸與蓄能器連通油路較長，且存在一些拐角，會對油液流動產(chǎn)生一定的阻尼，因此，可以將兩油缸與蓄能器之間的油管阻力等效為2個節(jié)流孔。

圖3 兩軸連通式油氣彈簧結(jié)構(gòu)原理框圖

根據(jù)結(jié)構(gòu)原理框圖，在AMESim中建立兩軸連通式油氣彈簧模型，系統(tǒng)中的節(jié)流閥、單向閥、蓄能器、油缸、油管等，都可以用AMESim軟件中現(xiàn)成的液壓元件模塊來搭建，容腔1和3的容積與油缸活塞位移有關(guān)，容腔2是固定容積，可以由液壓容積模塊來建模，兩軸連通式油氣彈簧AMESim模型如圖4所示。

各個閥的參數(shù)、蓄能器參數(shù)、油缸參數(shù)、油管參數(shù)根據(jù)實際系統(tǒng)的參數(shù)來設(shè)定，載荷譜采用一定頻率和幅值的正弦信號，基于此模型，可以對系統(tǒng)動態(tài)特性進行仿真分析。

圖4 兩軸連通式油氣彈簧AMESim模型示意圖

2.2 臺架試驗

將兩個油氣彈簧分別裝夾在兩個激振臺上，兩個油氣彈簧以油管連通，油氣彈簧油路內(nèi)裝有阻尼閥和蓄能器，兩軸連通式油氣彈簧臺架試驗現(xiàn)場如圖5所示。

圖5 兩軸連通式油氣彈簧臺架試驗現(xiàn)場

給系統(tǒng)加入1.0 Hz/30 mm的正弦信號，二軸相對一軸的相位差分別為0°、45° 、90°、135°、180°，分別得到油氣彈簧輸出力仿真曲線與試驗曲線如圖6所示。

圖6 輸出力仿真曲線與試驗曲線

由圖6可知，在1.0 Hz/30 mm正弦信號激勵下，輸出力仿真曲線峰值及相位與臺架試驗輸出力曲線比較吻合；在二軸與一軸相位差為135°情況下，二軸輸出力的仿真曲線波谷數(shù)值比試驗數(shù)值小一些，但誤差在10%范圍內(nèi)；在二軸與一軸相位差為180°情況下，一軸和二軸的輸出力仿真曲線峰值較試驗數(shù)值小一些，但誤差也在12%范圍內(nèi)。

綜上分析可知，所建立的AMESim模型是比較準確的，可以擴展用于下一步對四軸連通式油氣彈簧系統(tǒng)特性研究。

2.3 四軸連通式油氣彈簧模型

由兩軸連通式油氣彈簧臺架試驗可知，所建立的兩軸連通式油氣彈簧模型是比較準確的，進而說明各部件模型也是正確的。基于兩軸連通式油氣彈簧模型，建立四軸連通式油氣彈簧模型。

以4種典型的四軸連通結(jié)構(gòu)形式為例，分析連通結(jié)構(gòu)形式對油缸輸出力和蓄能器內(nèi)氣體壓力的影響。4種連通結(jié)構(gòu)形式為：① 4個油缸只是上腔連通，記為連通結(jié)構(gòu)1；② 4個油缸上腔全部連通，下腔全部連通，記為連通結(jié)構(gòu)2；③一軸和二軸上下腔交叉連通，三軸和四軸上下腔交叉連通，記為連通結(jié)構(gòu)3；④ 一軸和二軸上下腔交叉連通，三軸和四軸上下腔交叉連通，且一二軸與三四軸之間也連通，記為連通結(jié)構(gòu)4。

在AMESim中建立連通結(jié)構(gòu)1的模型如圖7所示。由圖7可知，四個油缸上腔全部連通，共用一個蓄能器，蓄能器的容積為12L。

圖7 連通結(jié)構(gòu)1的AMESim模型示意圖

在AMESim中建立連通結(jié)構(gòu)2的模型如圖8所示。由圖8可知，4個油缸上腔全部連通，共用1個蓄能器，4個油缸的下腔也全部連通，共用一個蓄能器，上腔油路的蓄能器容積為12 L，下腔油路中的蓄能器容積為3 L。

圖8 連通結(jié)構(gòu)2的AMESim模型示意圖

在AMESim中建立連通結(jié)構(gòu)3的模型如圖9所示。由圖9可知，一軸與二軸油缸上下腔交叉連通，三軸與四軸油缸上下腔也交叉連通，一二軸與三四軸之間相互獨立，將每個蓄能器的容積為3 L。

圖9 連通結(jié)構(gòu)3的AMESim模型示意圖

在AMESim中建立連通結(jié)構(gòu)4的模型如10所示。由圖10可知，不僅一二軸油缸上下腔交叉連通、三四軸油缸上下腔交叉連通，并且一二軸與三四軸之間也連通，這里每個蓄能器的容積設(shè)定為6 L。

圖10 連通結(jié)構(gòu)4的AMESim模型示意圖

3 仿真分析

對于連通式油氣彈簧，希望在受到相同路面激勵時，各軸油氣彈簧的輸出力盡量小，即減振性能；各軸油氣彈簧的輸出力差值盡量小，即平衡軸荷性能；各軸油氣彈簧的輸出力相位差盡量小，即連通的各油氣彈簧運動的協(xié)調(diào)性。蓄能器也具有類似的性能要求。因此，針對不同連通結(jié)構(gòu)形式的油氣彈簧，對比分析的性能指標如表1所示。

表1 連通式油氣彈簧對比分析性能指標

3.1 油氣彈簧輸出力

給系統(tǒng)加入2 Hz/30 mm的正弦激勵信號，二軸、三軸、四軸與一軸的激勵信號相位差依次為45°、90°、135°，對4種連通結(jié)構(gòu)下的油缸輸出力、蓄能器內(nèi)氣體壓力進行對比分析，總結(jié)不同連通結(jié)構(gòu)形式對系統(tǒng)動態(tài)特性的影響。

油缸輸出力如圖11所示。由圖11(a)知，在依次45°相位差2 Hz/30 mm正弦信號激勵下，連通結(jié)構(gòu)1的一到四軸油缸輸出力依次增大，各軸油氣彈簧的輸出力差別較大，四軸與一軸輸出力峰值差為40 kN；四軸油缸輸出力最大，范圍為20～120 kN；但相位基本同步。由圖11(b)知，連通結(jié)構(gòu)2的一到四軸油缸輸出力也是依次增大，四軸與一軸輸出力峰值差為25 kN；四軸油缸輸出力最大，范圍為30～100 kN；但各軸油缸輸出力相位同步性很好。由圖11(c)知，連通結(jié)構(gòu)3的三四軸油缸輸出力明顯大于一二軸，四軸與一軸輸出力峰值差為25 kN；一二軸輸出力范圍為27～105 kN，三四軸油缸輸出力范圍為30～130 kN；一二軸油缸輸出力相位基本同步，三四軸油缸輸出力相位基本同步，但三四軸與一二軸油缸輸出力存在嚴重的相位差。由圖11(d)知，連通結(jié)構(gòu)4的一軸到四軸輸出力依次增大，四軸油缸輸出力最大，四軸與一軸輸出力峰值差為30 kN；四軸油缸輸出力范圍為27～110 kN，各軸油缸輸出力相位基本同步。

4種連通結(jié)構(gòu)下的油氣彈簧輸出力如表2所示。由表2可知，連通結(jié)構(gòu)1的輸出力范圍和峰值居中，各軸輸出力相位基本同步，但各軸油氣彈簧的輸出力差值較大；連通結(jié)構(gòu)2的輸出力范圍和峰值最小，各軸油氣彈簧的輸出力差值最小，且各軸輸出力相位同步性最好，在平衡軸荷方面起到了較好的作用；連通結(jié)構(gòu)3的輸出力范圍較大，峰值也較大，且三四軸油缸輸出力與一二軸油缸輸出力有嚴重的相位差；連通結(jié)構(gòu)4的輸出力范圍較小，峰值也較小，4個油缸輸出力相位基本同步。

圖11 4種連通結(jié)構(gòu)下的油缸輸出力曲線

表2 4種連通結(jié)構(gòu)下的油氣彈簧輸出力情況

分析可知，連通結(jié)構(gòu)2的各軸油氣彈簧輸出力峰值和變化范圍最小，各軸油氣彈簧的輸出力差值最小，且輸出力之間的相位同步性最好，因此，建議采用連通結(jié)構(gòu)2型，即四軸油缸上腔全部連通、下腔全部連通結(jié)構(gòu)形式。

3.2 蓄能器壓力

蓄能器內(nèi)氣體壓力如圖12所示。

由圖12(a)可知，連通結(jié)構(gòu)1的蓄能器內(nèi)氣體壓力變化范圍為5.7～11.7 MPa。由圖12(b)可知，連通結(jié)構(gòu)2的蓄能器內(nèi)氣體壓力變化范圍為6～10.8 MPa，油缸上腔油路中的蓄能器和下腔油路中的蓄能器壓力相同，且相位同步。由圖12(c)可知，連通結(jié)構(gòu)3的蓄能器內(nèi)氣體壓力變化范圍為5～16 MPa，一二軸蓄能器壓力相位同步，三四軸蓄能器壓力相位同步，但三四軸蓄能器與一二軸蓄能器壓力不同步，存在相位差。由圖12(d)可知，連通結(jié)構(gòu)4的蓄能器內(nèi)氣體壓力變化范圍為5.7～11.7 MPa，且蓄能器內(nèi)氣體壓力變化是同步的。

對4種連通結(jié)構(gòu)下的蓄能器內(nèi)氣體壓力如表3所示。

圖12 4種連通結(jié)構(gòu)下的蓄能器內(nèi)氣體壓力曲線

表3 4種連通結(jié)構(gòu)下的蓄能器內(nèi)氣體壓力

由表3可知，連通結(jié)構(gòu)2的蓄能器內(nèi)氣體壓力變化范圍最小，峰值也最小，為10.8 MPa；連通結(jié)構(gòu)3的蓄能器內(nèi)氣體壓力變化范圍最大，峰值也最大，為16 MPa，且三四軸油路中的蓄能器與一二軸油路中的蓄能器壓力變化不同步，存在相位差。

根據(jù)對4種連通結(jié)構(gòu)下的油氣彈簧輸出力、蓄能器內(nèi)氣體壓力變化情況進行對比分析可知，連通結(jié)構(gòu)2，即4個油缸上腔全部連通、下腔也全部連通結(jié)構(gòu)下的系統(tǒng)動態(tài)特性最優(yōu)；連通結(jié)構(gòu)3，即一二軸油缸上下腔交叉連通、三四軸油缸交叉連通結(jié)構(gòu)下的系統(tǒng)動態(tài)特性最差；因此，建議采用連通結(jié)構(gòu)2型。

4 結(jié)論

1) 根據(jù)兩軸連通式油氣彈簧實際結(jié)構(gòu)原理，在AMESim中分別建立各部件模型，例如油缸模型、蓄能器模型、阻尼閥模型、油管模型等，建立兩軸連通式油氣彈簧模型。

2) 通過臺架試驗，驗證了所建立的兩軸連通式油氣彈簧模型及各部件模型正確性，將其擴展為四軸連通式油氣彈簧模型。

3) 連通結(jié)構(gòu)2(即四軸油缸上、下腔都對應(yīng)連通)，各軸油氣彈簧輸出力峰值和范圍最小，各軸油氣彈簧的輸出力差值最小，且輸出力的相位同步性最好。各指標對應(yīng)于車輛性能，體現(xiàn)出良好的減振性能、平衡軸荷性能、油氣彈簧運動協(xié)調(diào)性。