潘道远，范 捷

(1.安徽工程大学 机械与汽车工程学院， 安徽 芜湖 241000;2.芜湖安普机器人产业技术研究院有限公司， 安徽 芜湖 241000；3.北京航天万源科技有限公司， 北京 100176)

液阻型悬置是连接汽车车架与动力总成的隔振元件，它是在橡胶型悬置的基础上增加了液体阻尼机构而形成的。液阻型悬置靠液体流经惯性通道的节流阻尼来衰减发动机振动。在低频时大阻尼特性能抑制振动位移，但高频时容易产生高频硬化。为了拓宽液阻型悬置在高频使用频率的范围，研究者对其结构进行了改进，在其基础上增加了解耦盘，形成解耦盘式液阻型悬置。目前，人们对解耦盘式液阻型悬置的动力学特性进行了大量的实验研究和仿真分析[1-16]。Colgate等研究了解耦盘式液阻型悬置在受到复合激励时的动态特性。Geisberger等建立解耦盘式液阻型悬置的集总参数模型用于分析其动力学特性，并设计了一套实验装置测试出集总参数模型所需的物理参数。上官文斌等[5]研究了在进行液阻型悬置动力学仿真时模型所需物理参数的识别方法。液阻型悬置的隔振性能取决于其内部液体的运动规律。大量研究侧重于解耦盘式液阻型悬置的动力学模型，但对其内部液体的运动规律涉及很少。为阐明解耦盘式液阻型悬置动态特性的作用机理，考虑到解耦盘的状态具有切换特性，将采用切换系统理论建立其非线性动力学模型，研究液阻型悬置内液体运动规律与其动态特性的关系。

1 解耦盘式液阻型悬置结构及工作原理

解耦盘式液阻型悬置结构如图1所示，主要由连接螺栓、橡胶主簧、金属骨架、上流道板、解耦盘、下流道板、橡胶底膜等组成。橡胶主簧与上流道板构成的空间为上液室；橡胶底膜与下流道板构成的空间为下液室。上、下流道板与解耦盘组合成解耦通道，其中解耦盘在解耦通道内由液体的推动作用而上下运动。悬置内液体经惯性通道或解耦通道在上、下液室之间流动。当悬置承受静载荷时，上、下液室之间无液体运动，解耦盘处于平衡状态；当悬置承受动载荷时，橡胶主簧会产生泵吸作用，迫使其内部液体在上、下液室之间往复流动。如果橡胶主簧被拉伸，上液室体积增大，压力降低，上液室压力小于下液室压力，下液室内液体经惯性通道或解耦通道被吸入上液室。如果橡胶主簧被压缩，上液室体积减小，压力升高，上液室压力大于下液室压力，迫使上液室内液体经惯性通道或解耦通道压入下液室。

1.连接螺栓；2.螺孔；3.金属骨架；4.上液室；5.惯性通道； 6.橡胶底膜； 7.下液室；8.与下液室相通的孔； 9.下流道板； 10.细长通道； 11.解耦盘；12.上流道板；13.与上液室相通的孔； 14.橡胶主簧

图1 解耦盘式液阻型悬置结构

解耦盘式液阻型悬置与发动机通过连接螺栓紧固，其螺孔固接在车架上，通过内部液体流动来衰减发动机振动向车架的传递。发动机振动一般分为低频、大振幅激励和高频、小振幅激励2种工况。当液阻型悬置受到低频、大振幅激励时，解耦盘的运动行程大于其自由行程，液体只流经惯性通道，容易在内部形成振动液柱。此时，为克服液柱惯性需要耗散大量的振动能量，从而达到衰减振动的目的。当液阻型悬置受到高频、小振幅激励时，解耦盘在自由行程内运动，解耦通道的阻尼远小于惯性通道的阻尼，大部分液体流向解耦通道，其内部液柱会与解耦盘高速振动，降低了液阻型悬置的动刚度，从而消除了高频动态硬化。

2 解耦盘式液阻型悬置动力学建模

解耦盘的引入虽解决了液阻型悬置高频动态硬化的问题，但导致其动力学模型具有严重的非线性。根据解耦盘的状态，基于切换系统理论，将解耦通道等效为切换开关，建立液阻型悬置切换系统动力学模型，如图2所示。图2中s为切换开关，其状态由解耦盘在解耦通道中的位置来确定。

图2 切换系统动力学模型

切换开关关闭时，其动力学方程组为

(1)

切换开关打开时，其动力学方程组为

(2)

式中：C1和P1分别为上液室的体积柔度和压力；Ap为橡胶主簧的等效面积；Xr为发动机振动位移激励；Qi为流经惯性通道的液体流量；C2和P2分别为下液室的体积柔度和压力；Ii为惯性通道内液体质量的惯性系数；Ri为惯性通道对其液体流动的阻尼系数；Qd为流经解耦通道的液体流量；Id为解耦通道内液体质量的惯性系数；Rd为解耦通道对其液体流动的阻尼系数。

由文献[6]可知:经过惯性通道与解耦通道液体流量之间的关系是液阻型悬置隔振的关键。当切换开关关闭时，惯性通道中液体的流量方程为

(3)

式中:K1=1/C1为上液室体积刚度;K2=1/C2为下液室的体积刚度。对式(3)进行拉斯变换，在零初始条件下，惯性通道中液体流量对发动机振动位移激励的传递函数为

(4)

将s=jω代入式(4)中，惯性通道中液体流量对发动机振动位移激励的频响函数为

(5)

当切换开关打开时，惯性通道和解耦通道中液体的流量方程分别为：

(6)

(7)

对式(6)和(7)进行拉斯变换，在零初始条件下，惯性通道中液体流量和解耦通道中液体流量对发动机振动位移激励的传递函数分别为:

(8)

(9)

将s=jω代入式(8)和(9)中，则惯性通道中液体流量和解耦通道中液体流量对发动机振动位移激励的频响函数分别为：

(10)

(11)

为进一步研究惯性通道中液体流量和解耦通道中液体流量之间的关系，由式(10)和(11)可得到解耦通道中液体流量对惯性通道中液体流量的频响函数为

(12)

3 液阻型悬置内液体运动特性分析

为阐明解耦盘式液阻型悬置动态特性的作用机理，揭示液阻型悬置内液体运动规律与其动态特性的关系，基于液阻型悬置切换系统动力学模型，编写Matlab计算程序对其运动特性进行分析。仿真参数如下：Ap= 1.5×10-3m2，C1= 2.234×10-11m5/N，C2= 2.825×10-9m5/N，Ii=4.196×10-6kg/m4，Ri= 2.924×108N·s/m5，Id=1.721×105kg/m4，Rd=6.242×107N·s/m5。解耦盘式液阻型悬置内液体运动特性如图3和4所示。

图3 液体流量频响特性

图3为惯性通道和解耦通道中液体流量频响特性。由图3(a)可知，液阻型悬置处于切换开关关闭时，惯性通道流量的峰值频率为16.5 Hz，而处于切换开关打开时，惯性通道和解耦通道流量的峰值频率出现在81 Hz左右。当激励频率大于20 Hz时，切换开关打开的流量远大于切换开关关闭的流量，说明解耦盘的加入能快速降低高频时液室内部的压力，从而降低液阻型悬置的动刚度。由图3(b)可知，切换开关关闭的液体流量相位小于切换开关打开时惯性通道和解耦通道的液体流量相位，说明切换开关关闭时液阻型悬置的阻尼力最大。

图4 解耦通道对惯性通道的流量频响特性

图4为切换开关打开时解耦通道对惯性通道的流量频响特性。由图4(a)可知：随着频率的升高，解耦通道的液体流量与惯性通道的液体流量的比值随之升高。当发动机振动位移激励频率为50 Hz时，解耦通道的液体流量是惯性通道的液体流量的8.7倍；当发动机振动位移激励频率为200 Hz时，解耦通道的液体流量是惯性通道的液体流量的 12.3倍。因此，当发动机振动激励为高频时，为了问题的简化，可以看成液体只经过解耦通道。由图4(b)可知：解耦通道的液体流量相位超前于惯性通道的液体流量相位，相位差在激励频率为28 Hz时达到最大值36.75°。

为提高液阻型悬置的隔振性能，探索了解耦盘式液阻型悬置的物理参数对其内部液体流动规律的影响。分析结果表明：上液室的体积柔度、解耦通道的液感和液阻对液体运动的峰值和峰值频率影响较大。解耦通道的液感和液阻与解耦盘的物理结构有关，受液阻型悬置本身空间所限，大幅度改变解耦盘的物理参数不可行，但调节橡胶主簧的材料性能能改变上液室体积柔度。上液室体积柔度对液体运动的影响如图5所示。

图5 上液室体积柔度对液体运动的影响

由图5可知：随着上液室体积柔度的增大，惯性通道流量在切换开关关闭时的峰值和峰值频率随之增大，解耦通道流量在切换开关打开时的峰值和峰值频率也随之增大；当上液室体积柔度从1.787×10-11m5/N上升到2.681×10-11m5/N时，解耦通道流量的峰值频率与惯性通道流量的峰值频率的差值由60 Hz上升到74 Hz。由此说明：拓宽液阻型悬置在高频使用频率的范围，提高上液室体积柔度是可行的。

4 结论

以解耦盘式液阻型悬置为研究对象，考虑其解耦盘的状态具有切换特性，基于切换系统理论，建立了液阻型悬置切换系统动力学模型，编写Matlab计算程序对其运动特性进行了分析，结论如下：

1) 当外界激励频率为高频时，切换开关打开的流量远大于切换开关关闭的流量，能快速降低液室内部的压力，从而降低液阻型悬置的动刚度。

2) 切换开关关闭的液体流量相位小于切换开关打开时惯性通道和解耦通道的液体流量相位，外界激励频率为低频时液阻型悬置的阻尼力最大。

3) 切换开关打开时，解耦通道的液体流量远大于惯性通道的液体流量，且随着外界激励频率的升高而上升，可以简化成液体只经过解耦通道。

4) 提高液阻型悬置的上液室体积柔度能拓宽在高频使用频率的范围。

上述结论证实了液阻型悬置内液体运动规律与其动态特性的关系，为精确设计解耦盘式液阻型悬置提供了理论依据。

[1] 幸付龙.动力总成磁流变弹性体悬置力学形成机制及控制方法研究[D].合肥：合肥工业大学，2017.

[2] 刘晓昂.基于整车振动控制的动力总成悬置系统设计方法[D].广州：华南理工大学，2017.

[3] 马天飞,胡杰宏,王登峰,等.液压悬置元件幅变特性的研究[J].汽车工程,2013,35(7):604-607.

[4] 潘道远,朱镇,高洪,等.一种挤压模式发动机磁流变悬置的设计与试验研究[J].机械科学与技术,2016,35(12):1919-1924.

[5] 潘孝勇,谢新星,上官文斌.变振幅激励下的液阻橡胶隔振器动态特性分析[J].振动与冲击,2012,31(1):144-149.

[6] BENJAMIN B,JASON T D,RAJENDRA S.Experimental study of hydraulic engine mounts using multiple inertia tracks and orifices:Narrow and broad band tuning concepts[J].Journal of Sound and Vibration,2012,331:5209-5223.

[7] 李林.液压衬套动力学特性实测与建模计算方法的研究[D].广州:华南理工大学,2013.

[8] 张翠翠,赵培涛,李扬,等.低速旋转盘腔内液体流动特性[J].过程工程学报,2014,14(5):751-757.

[9] 潘道远,高翔,朱镇,等.解耦盘式液压悬置动特性的切换系统模型与试验[J].机械科学与技术,2016,35(7):1120-1124.

[10] 陆黎明,夏长高,潘道远.基于特征点法的液阻悬置集总参数模型参数识别[J].机械科学与技术,2015,34(10):1580-1583.

[11] 赵良红.非线性震动对汽车液压悬置动态特性影响研究[J].科技通报,2013,29(8):204-206.

[12] 曾少波,曾发林.基于动力总成液阻悬置的参数识别[J].重庆理工大学学报(自然科学),2017(10):20-27.

[13] 张勇飞,陈艳君.车辆振动磁流变阻尼器的受力过程参数建模[J].科技通报,2014,30(12):187-189.

[14] 潘道远,朱镇,唐冶,等.磁流变半主动悬置系统与悬架系统微粒群优化集成控制[J].重庆理工大学学报(自然科学),2016,30(11):18-24.

[15] 杨杭旭,王瑞敏,刘冬梅.应用液力压电悬置实施发动机振动主动控制的研究[J].科技通报,2013,29(11):184-188.

[16] 吴群,夏长高.磁流变悬置参数对低频动特性的影响[J].重庆理工大学学报(自然科学),2015,29(2):12-18.