减振器冲击响应及破坏的仿真研究

液压与气动 Nhomakorabea95
在不影响精度的基础上， 为减少计算量， 做了以下 ： 简化 （ 1 ） 不考补偿阀的节流作用； （ 2 ） 将节流通道 1 上的常通孔转移到复原阀的节 流片上； （ 3 ） 不考虑活塞缝隙节流； （ 4 ） 不考虑活塞外圈孔洞等与拉伸节流相关性不 大的结构或部件； 由前期减振器瞬态双向耦合仿真系统阻尼力仿真 设计研究， 发现该系统能准确预测低速下阻尼力值 ； 在 较高速下， 阻尼力值偏高， 但误差在 10% 以内 （ 图 2 ） 。 从而， 验证了这些简化措施的合理性。
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减振器冲击响应及破坏的仿真研究
1， 2 吴英龙 ，赵 1 华 ，王 1 2 萌 ，张国刚
Simulation of Absorber Impact Response and Its Destruction
{
}
（ 8） 由于在式 （ 6 ） 中单元面处使用线性化的权值， 这 Riemann 。 个流动求解方案称为近似 方案 这个人工因 素不满足熵不平衡， 它使得该方案能捕获物理上不可 即数学上的声音， 如膨胀冲击。为了将膨 能的不连续， 胀不连续性分解为物理上正确的膨胀激励 ， 引入熵工 具 Ψ 来修复。 熵工具 Ψ（ z） 等于在声波点、 冲击、 接触不连续处 加入一些数值粘性或耗散 （ 只在这些特 征 值 不 存 在 处） 。
1 1 （ 1 － κ ） ·（ r R ） + （ 1 + κ ） ·r R · R 2 r q i +1 － q i q i +2 － q i +1
[
( )]
rR = 其中，
Superbee 限定为 （ r ） = 对于迎风方案， κ = － 1， max［ 0， min（ 2 r， 1） ， min（ r， 2） ］ 。 2 ） 流固耦合计算过程 Dytran 流固耦合计算的方法主要有一般耦合和 ALE 耦合。当欧拉网格平行于笛卡尔坐标系时， 可应 用快速耦合法， 使计算速度提高 50% － 70% 。 由于减 振器流体域形状复杂， 使用快速耦合法会使耦合面过 进而使得计算低效； 阀片的开闭会使欧拉网格畸 多， 变， 造成 ALE 耦合分析的时间步非常小。 因此， 本研 究使用一般耦合法。该法的流体单元计算域由单元面 和切割该单元的耦合面组成。拉格朗日网格不需与欧 拉网格边界吻合， 这使得网格的划分非常方便。 耦合 ， 计算时 首先计算流场对耦合面的压强， 然后计算相应 最后计算新流场边界下的流场。 的固体域变形， 1． 2 模型的简化和修正 在压缩阶段， 车辆主要将振动能量转化为弹簧的 势能； 在复原阶段， 减振器消耗振动能量， 因此， 复原阻 尼力比压缩阻尼力大很多。又由于裂纹等缺陷在复原 阶段易扩展， 因此， 只研究复原阶段的冲击响应。 图 1 为复原行程的节流通路。
［14 ］
；
对液压气穴产生机理
对具有不同节流参数的减振器开展实验
［5 － 8 ］
提出了减小气穴产生的阀系结构设计措 进行了研究， 施； 通过对活塞杆进行断口失效分析和有限元应力分 析， 王侃
［15 ］
研究， 并采用了形式上适当的数学函数表达式研究了 减振器内外特性的关系； 李世民等 应用了有限元 软件对减振器进行了分步间接流固耦合仿真设计。 由于 matlab 等数学仿真工具进行阻尼力预测需要一 些经验的流体参数， 使其应用上有很大局限性。同时， 值得指出的是， 这些数学模型大都基于稳态流体力学 公式， 因此， 不能用于分析冲击波、 机械迟滞等动态效 应明显的冲击过程。试验虽最接近现实， 但是投入大， 可移植性差， 且对减振器本质属性的认识能力有限。
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情况及破坏有很大的出入。 因此， 亟需从完善活塞杆 ， 的受力出发 深入研究减振器的冲击响应及破坏 。 为研究减振器在冲击载荷下的阻尼力性能、 疲劳破 坏和异响， 依据前期开发的筒式减振器流固耦合有限元 系统， 建立了筒式减振器冲击响应有限元系统， 以期进 行流固耦合冲击响应仿真研究和冲击破坏仿真分析。 1 1． 1 仿真模型的构建 显式流固耦合计算理论 得名义 Riemann 问题： 珓 ） 珓 f（ q q （ 4） + = 0 珓 t x 流动的初始边界条件为： L 珓 珓 q x ≤0 珓 q （ x， 0） = （ 5） R 珓 x 珓 q ≥0 单元面上的流动 f（ q） 导致了单元状态的变化。
（ 10a）
1 1 L （ 1 － κ ） ·（ r L ） + （ 1 + κ ） ·r L · L Ψ = 2 r q i +1 － q i rL = 其中， q i － q i －1 qR i +1 / 2 = q i +1 －
R Ψ =
[
( )]
（ 10b）
1 R Ψ ·（ q i +2 － q i +1 ） 2
d ij
Ψ（ z ） = （ 3） 其中， δ1 = δ ·
(
{
z （z +δ ） 2 δ1 珓 v + 珘 a
2 2 1
z ≥ δ1 （ 9） z ≤ δ1 珘 w +1 珘 a
珘 u + 珘 a
)
v、 w 为油液在 x、 y、 z 方向上 其中， ρ 为当地油液密度； u、 的网速度； E 为总能量； p 为压强； ρ c 为临界密度； p c 为
6 dq i 1 q R ） ·A n = － ∑ fR （ qL ， dt Vi n = 1
（ 6）
使用流动差分方案， 则流动方程可写为： 1 1 fR （ qL ， q R ） = ｛ f（ q L ） +f（ q R ） ｝ － ｛ Δf + － Δf － ｝ 2 2 流动差分项 + L q R ） － f（ q L ） ， Δf = f R （ q ，
{
本研究使用显式算法进行流固耦合冲击响应仿 ［17 － 19 ］ 。使用 ROE 欧拉求解器进行欧拉域求解， 真 在 以避免低阶算法在 空间域及时间域上使用高阶算法， 流体高度不连续的地方出现本来没有的震荡现象 。 1 ） 欧拉域求解 对无粘流体， 欧拉运动方程可写为为： q f（ q） g（ q） h（ q） + + + = 0 t x y z ρ ρu ρu ρu2 + p q = ρv f（ q） = ρuv w uw ρ ρ E （ E + p） u ρv ρuv g （ q ） = ρu2 + p ρuw （ E + p） v ρw ρuw h（ q） = ρvw 2 w + p ρ （ E + p） w （ 1）
2 WU Yinglong1， ，ZHAO Hua1 ，WANG Meng1 ，ZHANG Guogang2
（ 1． 西南交通大学 力学与工程学院，四川 成都 610031 ； 2． 四川宁江精密机械有限公司 基础研究所，四川 成都 610101 ）
要： 为提高减振器在冲击载荷下的阻尼力性能 及 防止 活塞杆、 阀 片 的冲击 疲劳破坏， 建立 了 瞬 态双 向流固耦合冲击响应有限元系统， 开展了冲击响应及破坏仿真研究。深入研究了 ROE 欧拉求解器 对数 值 振 摘 荡的控制及流固耦合显式算法， 并讨论 了多 种 降 低 流 固 耦 合 仿真 计 算 规 模、 提 高计 算 精 度和稳 定计 算 的 方 。 ， 法 以实车路试冲击加速度信号为激励 完成了减振器在冲击载荷下流固耦合的仿真， 并获得了上腔流场压 力历程曲线。依据流场压力、 加速度信号， 考虑固定环压装过程， 获得了减振器在冲击下的阻尼力性能， 并获 得了切槽处冲击应力的分布。结果显示: 在冲击载荷下， 减振器的阻尼力上升更快、 波动更剧烈、 最大值也更 大， 活塞杆在冲击载荷下的最大应力为 96. 4 MPa， 具有较好的抗冲击疲劳断裂能力。 关键词： 冲击; 减振器; 流固耦合; 压装 中图分类号： TH137 ； U464． 33 O322 引言 随着汽车质量提高， 行驶速度加快， 易出现乘员在 较高车速下 （ 频率高、 行程短 ） 的不舒适性， 这不同于 行程长 ） 。 减振器活塞杆 减振器的一般性能（ 频率低， 在正常工况下应力非常低， 不易引起疲劳断裂。 而冲 击作用往往时间短、 加速度大， 易造成活塞杆冲击疲劳 损伤， 甚至断裂。同时， 冲击下， 减振器易产生流致振 换向冲击、 共振等易引起异响的现象。 对此， 国内 动、 外学者做了以下相关研究。 在减振器阻尼力性能的预测上， 周长城等根据节 流部位的流体力学公式， 建立了各节流部位的数学模 型， 并利用 matlab 等迭代计算获得了阻尼力曲线 吕振华等
指出未进行圆角过渡是造成断裂的原因；
［16 ］
陈轶杰建立了阀门水击力数学模型， 并编程研究了叠 加阀片厚度对水击力的影响规律 。 这些研究工作 都对边界条件做了较大的假设， 与减振器的实际受力
0726 收稿日期： 2012基金项目： 国家自然科学基金资助项目（ 11172249 ） 作者简介： 吴英龙（ 1984 —） ， 男， 浙江富阳人， 博士研究生， 主 要研究方向为流固耦合仿真 。
［3 － 4 ］ ［1 － 2 ］
文献标志码： B
4858 （ 2013 ） 01009307 文章编号： 1000-
流固耦合仿真则计算理论成熟， 适用性强， 能获得比较 好的结果。 GONDEK 在减振器的冲击响应和疲劳破坏上，
［9 ］
利用 Dyran 流固耦合分析了减振器在爆炸冲击下的响 应， 为气体压缩室的优化设计提供了指导意见； 杨基 忠
d a1 、 临界压强； a0 、 γ 为油液常数； s ij 为偏应力张量； e ij 为 偏应变张量； μ 为动力黏度。