（南京理工大學(xué)，南京 210094）

0 引言

發(fā)動(dòng)機(jī)是汽車上不可或缺的動(dòng)力源泉，但其自身的振動(dòng)會(huì)加劇車身的破壞，并且舒適性也會(huì)下降，使得對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行隔振的重要性凸顯出來[1,2]；然而對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的保護(hù)同樣不可忽視，這就凸顯出了懸置在對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行隔振和限位兩方面的重要性。發(fā)動(dòng)機(jī)自身和路面激勵(lì)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(jìn)行限位；2）高頻小位移進(jìn)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(shí)現(xiàn)上述特性的需要?；诔杀痉矫妫壳笆袌?chǎng)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(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)自身的隔振、限位、解耦等。液壓懸置通常用在發(fā)動(dòng)機(jī)的幾個(gè)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(duì)某液壓懸置進(jìn)行動(dòng)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。考慮到該模型底膜的體積剛度很低，相對(duì)于上液室?guī)缀鯙榱悖瑓⒖嘉墨I(xiàn)[1]中提到，在發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)載施加之后其內(nèi)部液體的壓強(qiáng)以及解耦膜的位移變化都很小。因此，可忽略發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)載對(duì)內(nèi)部液體壓力以及解耦膜位移的影響。

對(duì)該液壓懸置進(jìn)行了動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)并與仿真結(jié)果進(jìn)行了比對(duì)，驗(yàn)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(jìn)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(duì)該液壓懸置動(dòng)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(dòng)機(jī)和底座相連；動(dòng)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(dòng)緩解。

圖1 液壓懸置

2 仿真分析及試驗(yàn)驗(yàn)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(tái)對(duì)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(lì)以及對(duì)其進(jìn)行后處理。

圖2 液壓懸置仿真模型

進(jìn)行仿真時(shí)，通過激勵(lì)端施加位移和加速度的正玄波激勵(lì)，激勵(lì)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(xiàn)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(duì)較大，并將加速度激勵(lì)轉(zhuǎn)換為位移激勵(lì)施加。

為了得到激勵(lì)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(lì)，因此需要在MATLAB中編程對(duì)相位角進(jìn)行彌補(bǔ)。

2.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，對(duì)該液壓懸置進(jìn)行了相應(yīng)的試驗(yàn)。試驗(yàn)如圖3所示，仿真即為該試驗(yàn)的四分之一模型。

利用某數(shù)顯電動(dòng)彈簧拉壓試驗(yàn)機(jī)（設(shè)備型號(hào)：WDW-TLS2000）分別對(duì)四個(gè)編號(hào)為001、002、003、004的液壓懸置進(jìn)行靜剛度的測(cè)量，結(jié)果如表1所示。

表1 各懸置的靜剛度（單位：N/mm）

四個(gè)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(dòng)特性試驗(yàn)

該試驗(yàn)用到了電動(dòng)振動(dòng)試驗(yàn)系統(tǒng)（型號(hào)為DC-3200-36）、四個(gè)懸置、配重200kg、動(dòng)態(tài)分析儀以及加速度傳感器等。試驗(yàn)中四個(gè)懸置處于完全對(duì)稱狀態(tài)，因此上述建立的仿真模型即為該試驗(yàn)的四分之一模型。其中電動(dòng)振動(dòng)試驗(yàn)系統(tǒng)通過閉環(huán)控制，可有效保證臺(tái)面上各處激勵(lì)的一致性，通過動(dòng)態(tài)分析儀提取激勵(lì)和輸出加速度的時(shí)域信號(hào)，對(duì)輸出的四個(gè)通道取平均值，并對(duì)提取到的信號(hào)進(jìn)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(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖4、圖5所示。

圖4 加速度響應(yīng)的仿真與試驗(yàn)結(jié)果

圖5 加速度滯后角的仿真與試驗(yàn)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(yàn)值相差較大，并且試驗(yàn)值在18Hz處變化趨勢(shì)發(fā)生了不是很明顯的突變。而本試驗(yàn)中由位移到加速度激勵(lì)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(shì)也是較為平緩的，因此可以判斷在18～25Hz范圍內(nèi)的試驗(yàn)值是有一定誤差的。從整體看，在18～25Hz內(nèi)試驗(yàn)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(shì)基本一致，因此可認(rèn)為該仿真與試驗(yàn)結(jié)果吻合。從圖5中可以看出，在10～20Hz內(nèi)仿真和試驗(yàn)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(shì)以及數(shù)值誤差都是較小的，可認(rèn)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(yàn)?zāi)Ｐ臀呛隙容^高，可用于后續(xù)對(duì)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(duì)該懸置模型進(jìn)行參數(shù)研究分析。在初步仿真之后發(fā)現(xiàn)，動(dòng)剛度變化趨勢(shì)較大的部分處在22Hz之前，之后的變化趨勢(shì)都較為平緩，因此在仿真過程中為了節(jié)省時(shí)間，在動(dòng)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(dāng)加大。在±1mm的正玄位移激勵(lì)下的仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 激勵(lì)幅值為1mm的仿真結(jié)果

從該圖中可以看出動(dòng)剛度、滯后角（此處指激勵(lì)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(dòng)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(xiàn)發(fā)現(xiàn)：滯后角峰值頻率永遠(yuǎn)比動(dòng)剛度峰值頻率小，并且兩頻率較為靠近。

該仿真中的相角對(duì)動(dòng)剛度對(duì)其動(dòng)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(dòng)剛度將越大；相反，其角度越是靠近180°，其兩個(gè)力相互抵消程度就會(huì)越大，動(dòng)剛度將會(huì)越小。同時(shí)，動(dòng)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(lì)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(duì)解耦膜直徑為40mm、50mm、60mm的該懸置模型進(jìn)行仿真，得到動(dòng)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(dòng)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(dòng)剛度和阻尼滯后角的峰值以及峰值頻率的減小趨勢(shì)都較為明顯。其中，低頻階段動(dòng)剛度和滯后角的趨勢(shì)變化都不大，而高頻階段都有靠近的趨勢(shì)。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(dòng)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(zhǎng)度體積的變化所需的力，對(duì)液壓懸置的性能而言是一個(gè)非常重要的參數(shù)，其值可以通過試驗(yàn)或者有限元方法獲得，它的大小直接影響著高頻狀態(tài)時(shí)液體的走向，從而決定該懸置避免高頻動(dòng)態(tài)硬化的程度。

分別對(duì)解耦膜等效剛度為10N/mm、15N/mm、20N/mm的液壓模型進(jìn)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(dòng)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(dòng)剛度和滯后角的峰值及峰值頻率都有所增加；然而動(dòng)剛度在峰值頻率之前幾乎不受解耦膜剛度的影響，同時(shí)阻尼滯后角在峰值頻率之前以及在高頻階段亦不會(huì)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(dāng)于一個(gè)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(duì)氣室高度為3.5mm、5mm和6.5mm進(jìn)行仿真，得到了該液壓懸置的動(dòng)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(dòng)剛度和阻尼滯后角的峰值以及峰值頻率增大，并且動(dòng)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(dòng)剛度的變化趨勢(shì)剛好相反。在氣室高度為3.5mm時(shí)動(dòng)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(dòng)剛度應(yīng)盡量小，從而實(shí)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(duì)比三條曲線之間每?jī)蓷l曲線的間隔發(fā)現(xiàn)：動(dòng)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(shí)的動(dòng)剛度曲線

圖12 不同氣室高度時(shí)的阻尼滯后角曲線

3.4 激勵(lì)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(lì)位移下的動(dòng)剛度響應(yīng)。從圖中可以看出：峰值頻率17Hz與高頻40Hz的動(dòng)剛度曲率變化趨勢(shì)剛好相反，而動(dòng)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(dòng)剛度在不同頻率下都是隨著激勵(lì)位移的增加而增大的，這恰好滿足了液壓懸置對(duì)動(dòng)剛度的要求。

4 結(jié)論

圖13 不同頻率下的激勵(lì)位移響應(yīng)

1）對(duì)于涉及到機(jī)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(tái)為其建立模型，并能夠完美地模擬流體在內(nèi)部的運(yùn)動(dòng)情況。

2）對(duì)該液壓懸置對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)，通過與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比了滯后角（激勵(lì)加速度與響應(yīng)加速度的相角）和響應(yīng)加速度，驗(yàn)證了該仿真模型的準(zhǔn)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(shí)主要針對(duì)解耦膜、氣室的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：解耦膜等效直徑、氣室高度對(duì)液壓懸置的動(dòng)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(duì)其影響較小，但還是應(yīng)在可取值內(nèi)盡量??；從隔振與限位角度來講，動(dòng)剛度隨激勵(lì)位移的變化剛好滿足懸置對(duì)動(dòng)剛度的要求。

[1]史文庫,毛陽,姜雪,陳志勇,馬利紅,潘斌.發(fā)動(dòng)機(jī)半主動(dòng)液壓懸置的動(dòng)態(tài)特性及參數(shù)影響分析[J].西安交通大學(xué)學(xué)報(bào),2014,01:42-47,59.

[2]馬天飛,胡杰宏,王登峰,余衛(wèi),陳靜,喬雪冰.液壓懸置元件幅變特性的研究[J].汽車工程,2013,07:604-607,639.

[3]HU Jinfang,CHEN Wuwei,HUANG He. Dec- oupling Analysis for a Powertrain Mount- ing System with a Combination of Hydrau- lic Mounts[J].Chinese Journal of Mechan- ical Engineering,2013,04:737-745.

[4]呂振華,上官文斌,梁偉,羅捷.液阻懸置動(dòng)態(tài)特性實(shí)驗(yàn)方法及實(shí)測(cè)分析[J].中國機(jī)械工程,2004,02:90-94.

[5]MODELING AND EXPERIMENTAL STUDY OF A PASSIVE HYDRAULIC ENGINE MOUNT WITH INER- TIA AND DIRECT-DECOUPLER[J]. Chinese Jo- urnal of Mechanical Engineering,2008, 03:31-35.

[6]王敏.發(fā)動(dòng)機(jī)懸置系統(tǒng)解耦與新型半主動(dòng)液壓懸置設(shè)計(jì)的關(guān)鍵理論研究[D].吉林大學(xué),2014.