車輛液壓減振器生熱機(jī)理分析研究

陳齊平，吳明明，康 盛，魏佳成

（華東交通大學(xué)載運(yùn)工具與裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330013）

1 引言

隨著汽車工業(yè)的不斷發(fā)展，汽車乘坐舒適性的要求也在不斷的提高［1］。減振器主要安裝在車體和車輪之間，是車輛懸架系統(tǒng)和轉(zhuǎn)向系統(tǒng)的重要部件[2]，它直接對(duì)車輛的整車性能產(chǎn)生影響。目前廣泛使用的液壓減振器其阻尼的產(chǎn)生主要來(lái)自流體的小孔節(jié)流[3]，產(chǎn)生的阻尼力可以衰減車輪與車身之間的振動(dòng)，可以緩和由不平路面所引起的車身振動(dòng)和沖擊，從而提高汽車乘坐的舒適性。然而液壓減振器振動(dòng)能量主要是轉(zhuǎn)化為熱能而散發(fā)[4]，當(dāng)減振器長(zhǎng)期處于高溫度的環(huán)境當(dāng)中時(shí)，會(huì)加速密封元件的老化，容易引發(fā)減振器漏油甚至失效等問(wèn)題[5]。因此對(duì)液壓減振器的生熱機(jī)理進(jìn)行深入研究具有重要的意義。

對(duì)液壓減振器內(nèi)部溫度的分布情況進(jìn)行研究是減振器可靠性設(shè)計(jì)中不可忽略的一個(gè)環(huán)節(jié)，國(guó)內(nèi)外已經(jīng)開展了大量的研究，文獻(xiàn)[6]中建立了具有較高精度的1/4封閉流場(chǎng)網(wǎng)格模型，仿真得到了減振器油液的熱量產(chǎn)生過(guò)程和溫度場(chǎng)分布情況，但缺少分析油液參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)和減振器熱平衡溫度的影響；文獻(xiàn)[7]中通過(guò)計(jì)算機(jī)仿真對(duì)液壓減振器在衰減懸架系統(tǒng)振動(dòng)過(guò)程中的發(fā)熱問(wèn)題進(jìn)行了初步的研究，但此研究只在一種高速工況下進(jìn)行了仿真和驗(yàn)證；文獻(xiàn)[8]中應(yīng)用CFD數(shù)值方法建模，計(jì)算出工作缸管內(nèi)強(qiáng)迫對(duì)流換熱的傳熱過(guò)程，然而此研究沒(méi)有進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證；文獻(xiàn)[9]中根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算了不同粘度流體對(duì)溫度的敏感程度，但此研究缺少仿真數(shù)據(jù)的支持。文獻(xiàn)[10]中設(shè)計(jì)并制作了減振器試驗(yàn)臺(tái)，對(duì)減振器不同工作溫度下的力-變形特性進(jìn)行了研究，然而此研究沒(méi)有得到具體的溫度場(chǎng)分布情況；文獻(xiàn)[11]中確定了不同溫度條件下的減振器阻尼特性，給出了減振器阻尼特性隨溫度變化的規(guī)律，但此研究未建立減振器的生熱量模型且實(shí)驗(yàn)復(fù)雜、設(shè)備昂貴。

針對(duì)上述液壓減振器內(nèi)部溫度分布研究存在的問(wèn)題，基于CFD的數(shù)值方法對(duì)液壓減振器的生熱機(jī)理進(jìn)行研究，建立減振器生熱量模型和較高精度的減振器三維流體模型，在FLUENT流體軟件中進(jìn)行仿真分析，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

2 理論分析

2.1 減振器結(jié)構(gòu)

減振器內(nèi)部結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，具體的液壓減振器結(jié)構(gòu)，如圖1所示。由圖1可知，減振器由活塞缸、活塞和底閥組成，這些部分將減振器分為上腔、下腔和貯油腔。其中，主要的阻尼部件是活塞上的復(fù)原閥和流通閥，復(fù)原閥用于緩解減振器拉伸過(guò)程中的振動(dòng)，流通閥主要實(shí)現(xiàn)減振器壓縮過(guò)程中油液的流動(dòng)［12］。

圖1 液壓減振器結(jié)構(gòu)Fig.1 Hydraulic Shock Absorber Structure

2.2 建立減振器生熱量模型

液壓減振器由于油液的阻尼力的作用，內(nèi)部將會(huì)產(chǎn)生大量的熱量，熱量的來(lái)源主要有兩個(gè)部分：摩擦生熱和油液阻尼生熱［13］。其中的摩擦生熱主要由減振器內(nèi)部的活塞桿與活塞、導(dǎo)向座與導(dǎo)向座密封圈、油封與導(dǎo)向座之間的相互摩擦而產(chǎn)生，油液阻尼生熱主要是由于油液通過(guò)節(jié)流小孔而產(chǎn)生。液壓減振器的摩擦生熱一般遠(yuǎn)小于油液的阻尼生熱，只有在減振器工作在惡劣環(huán)境中摩擦生熱才有一定的數(shù)值，因此在建立減振器生熱量模型時(shí)可忽略摩擦生熱的影響，此時(shí)減振器工作時(shí)的阻尼力為：

式中：C—阻尼系數(shù)；V1—復(fù)原閥上端的流速；V2—復(fù)原閥下端的流速。

查資料得：減振器阻尼系數(shù)范圍為（0～5000）N·s/m，油液阻尼系數(shù)選為2500N.s/m。減振器在低速工況下工作時(shí)，復(fù)原閥下端流速很小，可以忽略，復(fù)原閥上端流速大致為0.05m/s，此時(shí)可計(jì)算得阻尼力Fd=C(V1-V2)=2500（0.05-0）=125N；當(dāng)減振器在高速工況下工作時(shí)，由于溫度影響，阻尼系數(shù)會(huì)下降，此處為2000N·s/m，復(fù)原閥下端流速大致為0.3m/s，復(fù)原閥上端流速大致為1m/s，計(jì)算可得阻尼力Fd=C(V1-V2)=2000（1-0.3）=1400N。

油液的瞬時(shí)功率為：

因此：當(dāng)減振器在低速工況下工作時(shí)，油液瞬時(shí)功率Pd=Fd(V1-V2)2=125（0.05-0）2=0.05W；當(dāng)減振器在高速工況下工作時(shí)，油液瞬時(shí)功率Pd=Fd(V1-V2)2=1400（1-0.3）2=686 W。

積分（2）式可得到減振器油液的生熱量：

減振器工作時(shí)間為0.15s，因此，當(dāng)減振器在低速工況下工作時(shí)，減振器油液的生熱量Qd=∫Fd(V1-V2)2dt=0.15×0.05=7.5×10-3J；當(dāng)減振器在高速工況下工作時(shí)，減振器油液的生熱量Qd=∫Fd(V1-V2)2dt=0.15×686=102.9J。

3 建模分析

3.1 模型假設(shè)與簡(jiǎn)化

考慮到減振器三維流體模型計(jì)算量龐大，因此，在不偏離實(shí)際運(yùn)用的基礎(chǔ)上，對(duì)減振器流體模型進(jìn)行了假設(shè)和簡(jiǎn)化，具體的簡(jiǎn)化措施為：

（1）忽略減振器內(nèi)部油液的可壓縮性［14］。

（2）忽略一些對(duì)減振器阻尼特性影響不大的結(jié)構(gòu)，如：墊片、密封環(huán)和螺母等。

（3）減振器儲(chǔ)油筒和工作缸做剛體處理，采用減振器的1/4模型進(jìn)行仿真[15]。

3.2 減振器復(fù)原閥流體模型

建立的復(fù)原閥流體模型，如圖2所示。由圖2可知，根據(jù)復(fù)原閥流場(chǎng)特點(diǎn)，該模型由上油腔、核心腔和下油腔構(gòu)成[16]，將模型的對(duì)稱工具面設(shè)置為了流體的對(duì)稱面，復(fù)原閥流體模型的上油腔為流體的入口，下油腔為流體的出口，核心腔為油液沖擊復(fù)原閥片的開閥區(qū)域，周圍壁面設(shè)置為無(wú)滑移的壁面。

圖2 復(fù)原閥流體模型Fig.2 Fluid Model of Recovery Valve

3.3 減振器復(fù)原閥網(wǎng)格模型

減振器復(fù)原閥網(wǎng)格的模型，如圖3所示。此流體網(wǎng)格模型在ICEM中進(jìn)行劃分。由圖3可知，液壓減振器核心腔流場(chǎng)變化劇烈，因此減振器的核心腔劃分為致密的四面體網(wǎng)格；上油腔和下油腔流場(chǎng)變化平緩，為了減少計(jì)算量，上油腔和下油腔被劃分為六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量合計(jì)為584271 個(gè)；為了仿真結(jié)果更加精確，在活塞和復(fù)原閥片之間添加預(yù)留液體間隙層[17]。減振器油液的所有的變量建立在拐點(diǎn)節(jié)點(diǎn)處，計(jì)算數(shù)值準(zhǔn)確，計(jì)算變量插值時(shí)具有較好的二階精度。

圖3 復(fù)原閥流體網(wǎng)格Fig.3 Recovery Valve Fluid Mesh

3.4 材料和邊界條件設(shè)置

在FLUENT 流體軟件中進(jìn)行減振器內(nèi)部流場(chǎng)分析，所用的減振器油液的運(yùn)動(dòng)粘度為13.05mm2/s，密度為870kg/m3，粘度指數(shù)為198；設(shè)定參考?jí)簭?qiáng)為0MPa，求解方法采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ω模型，開啟能量energy開關(guān)，其他選項(xiàng)保持默認(rèn)值；采用速度型流體入口和壓力型流體出口，其中，環(huán)境溫度設(shè)定為25℃，減振器壁面設(shè)為對(duì)流散熱壁面；使用UDF（用戶自定義函數(shù)）中的動(dòng)網(wǎng)格宏對(duì)疊加閥片進(jìn)行自定義編程，同時(shí)使用UDF來(lái)控制入口速度隨時(shí)間變化的函數(shù)[18]，減振器油液速度隨時(shí)間變化曲線，如圖4所示。由圖4 可知在計(jì)算過(guò)程前0.005s，施加載荷為零，以得到動(dòng)態(tài)分析的初始條件，在t=0.15s時(shí)速度達(dá)到最大，此時(shí)復(fù)原閥片完全開啟。

圖4 入口速度與時(shí)間曲線Fig.4 Inlet Velocity and Time Curve

3.5 CFD求解設(shè)置

為了縮短仿真時(shí)間，同時(shí)得到更加準(zhǔn)確的流體仿真結(jié)果，有必要對(duì)在FLUENT中進(jìn)行仿真計(jì)算的求解設(shè)置。

（1）為了仿真可以更好的收斂，同時(shí)兼顧仿真的準(zhǔn)確性，取松弛因子為0.65。

（2）采用適用于瞬態(tài)流體分析的PISO算法對(duì)仿真進(jìn)行求解，提高仿真結(jié)果的精確性[19]。

（3）仿真總時(shí)間設(shè)置為0.15s，時(shí)間步長(zhǎng)取為0.001s，總仿真步數(shù)為150步。

4 仿真結(jié)果分析

4.1 減振器內(nèi)部溫度場(chǎng)分析

當(dāng)t=0.01s，v=0.05m/s 時(shí)，液壓減振器內(nèi)部具體的溫度場(chǎng)云圖，如圖5所示。由圖5可知，此時(shí)復(fù)原閥未開閥，減振器內(nèi)部溫度較低，溫度場(chǎng)分布較均勻；同時(shí)油液從上腔流向活塞孔和復(fù)原閥片的過(guò)程中溫度逐漸增大，由復(fù)原閥片流向下腔的過(guò)程中油液溫度逐漸降低，最低溫度為所設(shè)定的環(huán)境溫度25℃；高溫度場(chǎng)主要分布在減振器活塞孔和復(fù)原閥片周圍，并逐步向下腔蔓延。當(dāng)t=0.15s，v=1m/s時(shí)，此時(shí)復(fù)原閥片完全開閥，具體的溫度場(chǎng)云圖，如圖6所示。由圖6可知隨著減振器活塞運(yùn)動(dòng)的速度加快，此時(shí)油液流動(dòng)變?yōu)橥牧鳎鸵簻囟容^高，節(jié)流通道溫度場(chǎng)變得紊亂，溫度場(chǎng)梯度變化明顯；由于油液通過(guò)節(jié)流孔后渦旋運(yùn)動(dòng)劇烈，導(dǎo)致油液分子之間碰撞加劇，進(jìn)而使減振器活塞孔和復(fù)原閥附近的溫度迅速上升；距離復(fù)原閥片越遠(yuǎn)，溫度就越低，但出口溫度始終大于入口的溫度。通過(guò)仿真，減振器內(nèi)部的溫度變化曲線圖，如圖7所示，由圖7可知，隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，溫度升高并漸趨于熱平衡狀態(tài)。

圖5 復(fù)原閥未開閥的溫度云圖（t=0.01s，v=0.05m/s）Fig.5 Temperature Cloud of Unopened Recovery Valve（t=0.01s，v=0.05m/s）

圖6 復(fù)原閥開閥時(shí)的溫度云圖（t=0.15s，v=1m/s）Fig.6 Temperature Cloud of Opened Recovery Valve（t=0.15s，v=1m/s）

圖7 溫度變化曲線圖Fig.7 Temperature Change Curve

4.2 油液參數(shù)對(duì)熱平衡溫度的影響分析

4.2.1 油液密度對(duì)熱平衡溫度的影響

當(dāng)油液密度ρ分別為830 kg/m3，870 kg/m3和900 kg/m3，初始溫度為25 ℃時(shí)，得到的開閥前后溫度場(chǎng)變化云圖，如圖8、圖9所示。由圖8、圖9可知，液壓減振器在不同工況下工作時(shí)，熱平衡溫度隨著油液密度的增大而升高，而且溫度場(chǎng)分布得更加紊亂。主要原因是由于隨著油液密度的增大，減振器的阻尼力也會(huì)相應(yīng)增大，則產(chǎn)生的熱量也就越多，同時(shí)油液密度越大，則液壓減振器的平衡壓力也會(huì)越大［20］。油液在不同密度下的熱平衡溫度變化曲線圖，如圖10所示。由圖10可知，油液密度越大，液壓減振器的平衡溫度也越大。

圖8 未開閥時(shí)減振器溫度場(chǎng)隨油液密度變化的溫度云圖Fig.8 Temperature Cloud of Shock Absorber Temperature Field Varying with Oil Density when the Valve is not Opened

圖9 開閥后減振器溫度場(chǎng)隨油液密度變化的溫度云圖Fig.9 Temperature Cloud of Shock Absorber Temperature Field Varying with Oil Density when the Valve is Opened

圖10 不同油液密度下的熱平衡溫度曲線Fig.10 Thermal Equilibrium Temperature Curves at Different Oil Density

4.2.2 導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)熱平衡溫度的影響

當(dāng)油液導(dǎo)熱系數(shù)λ分別為0.135W/（m·k），0.155W/（m·k）和0.175W/（m·k），初始溫度都為25 ℃時(shí)，得到的開閥前后溫度場(chǎng)變化云圖，如圖11、圖12所示。由圖11、圖12可知，在液壓減振器在不同工況下工作時(shí)隨著導(dǎo)熱系數(shù)的增加，減振器所達(dá)到的熱平衡溫度越低，由于油液導(dǎo)熱系數(shù)增加則加快了油液的散熱。進(jìn)而導(dǎo)致油液熱平衡溫度降低。減振器在不同油液導(dǎo)熱系數(shù)下的熱平衡溫度變化曲線圖，如圖13所示。由圖13同樣驗(yàn)證了：油液導(dǎo)熱系數(shù)越大，液壓減振器的平衡溫度也越低。

圖11 未開閥時(shí)減振器溫度場(chǎng)隨油液導(dǎo)熱系數(shù)變化的溫度云圖Fig.11 Temperature Cloud of Shock Absorber Temperature Field Varying with Oil Thermal Conductivity when the Valve is not Opened

圖12 開閥時(shí)減振器溫度場(chǎng)隨油液導(dǎo)熱系數(shù)變化的溫度云圖Fig.12 Temperature Cloud of Shock Absorber Temperature Field Varying with Oil Thermal Conductivity when the Valve is Opened

圖13 不同油液導(dǎo)熱系數(shù)下的熱平衡溫度曲線Fig.13 Thermal Equilibrium Temperature Curve under Different Oil Thermal Conductivity

5 試驗(yàn)結(jié)果分析

5.1 液壓減振器溫度檢測(cè)試驗(yàn)

為了驗(yàn)證FLUENT 溫度場(chǎng)仿真的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了液壓減振器溫度檢測(cè)試驗(yàn)，為了更好的檢測(cè)減振器上下腔和核心腔的溫度變化情況，在減振器的上腔和下腔分別布置一個(gè)溫度傳感器1和溫度傳感器3，同時(shí)在活塞孔和復(fù)原閥片附近也布置一個(gè)溫度傳感器2，溫度傳感器具體的布置情況，如圖14所示。通過(guò)溫度傳感器記錄液壓減振器表面的溫度值，常溫設(shè)置為25℃，所測(cè)總時(shí)間0.15s，得到減振器溫度隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù)，如表1所示。由表1可知，位于活塞孔和復(fù)原閥片附近的溫度傳感器2所測(cè)溫度明顯高于位于減振器的上腔和下腔溫度減振器1和溫度傳感器3所測(cè)溫度；溫度傳感器3所測(cè)溫度始終略大于溫度傳感器1所測(cè)溫度；隨著時(shí)間增加，減振器活塞速度加快，減振器內(nèi)部溫度逐漸變大并趨于穩(wěn)定。由此可證明：高溫度場(chǎng)主要分布在減振器活塞孔和復(fù)原閥周圍；隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，減振器活塞速度變大，減振器內(nèi)部溫度逐漸升高并趨于熱平衡狀態(tài)；同時(shí)減振器出口處溫度始終大于入口處溫度。

圖14 溫度傳感器布置圖Fig.14 Temperature Ensor Layout

表1 減振器所測(cè)溫度隨時(shí)間變化情況Tab.1 Temperature Variation with Time Measured by Shock Absorber

同時(shí)試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果仍然具有一定的誤差，例如：當(dāng)t=0.01s 時(shí)，減振器上腔、核心腔和下腔仿真的溫度平均值大約為26.2℃、33.8℃和27.5℃，而試驗(yàn)結(jié)果分別為25.6℃、32.5℃和26.1℃，產(chǎn)生誤差的主要原因是：減振器溫度檢測(cè)試驗(yàn)是在通風(fēng)的室內(nèi)完成，空氣的流動(dòng)會(huì)帶走減振器的一部分熱量，而仿真結(jié)果不會(huì)受到氣體流動(dòng)的影響，因此溫度試驗(yàn)結(jié)果會(huì)略小于溫度仿真結(jié)果；當(dāng)t=0.15s時(shí)，減振器上腔、核心腔和下腔仿真的溫度平均值大約為31.2℃、50℃和33.8℃，而試驗(yàn)結(jié)果分別為30.3℃、49.1℃和32.6℃，此時(shí)可忽略室內(nèi)氣體流動(dòng)性帶來(lái)的溫度誤差，但由于減振器溫度檢測(cè)試驗(yàn)中溫度上升會(huì)導(dǎo)致減振器油液阻尼系數(shù)下降，使得產(chǎn)生的熱量減少，而仿真時(shí)油液阻尼系數(shù)保持不變，因此溫度試驗(yàn)結(jié)果會(huì)略小于溫度仿真結(jié)果。

綜上所述，液壓減振器溫度檢測(cè)試驗(yàn)驗(yàn)證了上述FLUENT溫度場(chǎng)仿真的準(zhǔn)確性。

5.2 減振器示功試驗(yàn)

由理論得：其他條件一定的情況下，溫度越高，油液阻尼力就越小，則減振器示功圖面積越小；反之，溫度越低，油液阻尼力就越大，則減振器示功圖面積越大。由此為了驗(yàn)證油液參數(shù)對(duì)減振器熱平衡溫度的影響，同時(shí)為了驗(yàn)證FLUENT溫度場(chǎng)仿真的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了減振器示功試驗(yàn)。

試驗(yàn)設(shè)備為上海交通大學(xué)儀器工程系生產(chǎn)的型號(hào)為QJ-4A-10的減振器伺服示功機(jī)，為了減少試驗(yàn)誤差，試驗(yàn)結(jié)果采用多個(gè)減振器試驗(yàn)的平均值，本試驗(yàn)DELL Precision T3620工作站上進(jìn)行計(jì)算，具體的實(shí)驗(yàn)設(shè)備，如圖15所示。液壓減振器在油液密度分別為830kg/m3，870kg/m3、900kg/m3和930kg/m3下的示功圖，如圖16所示。由圖16可知，當(dāng)油液密度830kg/m3為時(shí)，示功圖面積最大，說(shuō)明此密度下液壓減振器內(nèi)部溫度最低；當(dāng)油液運(yùn)動(dòng)粘度為930kg/m3時(shí)，示功圖面積最小，說(shuō)明此時(shí)液壓減振器內(nèi)部溫度最高。因此驗(yàn)證了：油液密度越大，液壓減振器的平衡溫度也越大。液壓減振器在油液導(dǎo)熱系數(shù)分別為0.135W/（m·k），0.155W/（m·k）、0.175W/（m·k）和0.195W/（m·k）下的示功圖，如圖17 所示。由圖17 可知，當(dāng)油液傳導(dǎo)系數(shù)為0.135W/（m·k）時(shí)，示功圖面積最小，說(shuō)明此傳熱系數(shù)下液壓減振器內(nèi)部溫度最高；當(dāng)油液傳導(dǎo)系數(shù)為0.195W/（m·k）時(shí)，示功圖面積最大，說(shuō)明此傳熱系數(shù)下液壓減振器內(nèi)部溫度最低。因此驗(yàn)證了：油液導(dǎo)熱系數(shù)越大，液壓減振器的平衡溫度也越低。

圖15 減振器伺服示功機(jī)Fig.15 Shock Absorber Servo Dynamometer

圖16 減振器在不同油液密度下的示功圖Fig.16 Indicator Diagram of Shock Absorber at Different Oil Density

圖17 減振器在不同油液導(dǎo)熱系數(shù)下的示功圖Fig.17 Indicator Diagram of Shock Absorber at Different Oil Thermal Conductivity

同時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果具有一定的誤差，例如：當(dāng)油液密度為900kg/m3和930kg/m3時(shí)，示功圖面積波動(dòng)最大，說(shuō)明在這兩個(gè)油液密度下溫度梯度變化很大，而在仿真圖中，任一兩個(gè)油液密度下溫度梯度變化較小，主要原因是：隨著溫度的上升，油液密度越高，則減振器阻尼系數(shù)下降的越快，從而導(dǎo)致密度為900kg/m3和930kg/m3時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果溫度梯度變化很大，而仿真中油液阻尼系數(shù)保持不變，從而溫度梯度變化較小。

綜上所述，減振器示功試驗(yàn)驗(yàn)證了上述FLUENT 油液參數(shù)對(duì)熱平衡溫度影響仿真的準(zhǔn)確性。

6 結(jié)論

（1）建立了液壓減振器的生熱量參數(shù)模型，搭建了較高精度的減振器三維流體模型，獲得了液壓減振器在不同工況下的溫度場(chǎng)分布云圖，分析研究了不同油液參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

（2）高溫度場(chǎng)主要分布在減振器活塞孔和復(fù)原閥周圍，且距離越遠(yuǎn)，溫度越低；其他因素不變，減振器活塞速度越大，減振器內(nèi)部溫度越高，且減振器出口處溫度始終大于入口處溫度；低密度和高傳熱系數(shù)的油液可以有效降低減振器內(nèi)部油液平衡溫度。

（3）采用CFD數(shù)值方法可以得到液壓減振器不同工況下的溫度場(chǎng)分布云圖，同時(shí)可以分析不同油液參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響，對(duì)明確液壓減振器內(nèi)部溫度的分布和抑制液壓減振器高溫漏油和失效等問(wèn)題具有重要的實(shí)際參考價(jià)值。