高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究.pdf

信息技术许强等高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究基金项目:国家自然科学基金资助项目()第一作者简介:许强()男江苏徐州人硕士研究生研究方向为高速列车系统动力学.:./.高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究许强罗仁黄彩虹石怀龙(西南交通大学 牵引动力国家重点实验室四川 成都)摘 要:针对高速列车油液单向流动式抗蛇行减振器考虑其节点和油液刚度、活塞质量、流量泄漏等问题采用静态试验获得阻尼阀卸荷特性根据油液的压力流量方程建立减振器非线性动态模型通过数值仿真和试验比较了减振器在不同激扰幅值和频率下的阻尼力、动态刚度和动态阻尼误差均在 以内研究了减振器静态阻尼力速度曲线与动态刚度、动态阻尼之间的关系实验结果表明:减振器静态阻尼曲线在卸荷点之前的非线性对动态参数影响显著激励幅值越小影响越大保持卸荷点前后阻尼不变增大卸荷速度能提高大激扰幅值和高激扰频率下的动态刚度和动态阻尼固定卸荷速度、增大卸荷力动态刚度和动态阻尼均增大关键词:高速列车 抗蛇行减振器油液单向流动静态阻尼曲线动态特性中图分类号:.文献标志码:文章编号:()():.:引言高速列车抗蛇行减振器安装于转向架和车体之间通过消耗转向架相对车体的摇头运动能量抑制蛇行运动从而提高蛇行运动临界速度又不过多影响曲线通过性能我国多种型号高速列车发生过车体抖动及车辆晃动等蛇行运动稳定性不足的问题都与抗蛇行减振器动态参数设置或蜕变有关这些现象严重降低了乘坐舒适性甚至给运营安全造成隐患 为了解决上述问题以及开展新型高速列车研制迫切需要建立计算效率和精度更高的抗蛇行减振器非线性模型用于车辆动力学研究车辆动力学仿真一般采用的抗蛇行减振器 模型忽略了减振器质量将线性弹簧与具有卸荷特性的阻尼串联缩短了计算时间且保持了减振器基本特性适用于常规车辆动力学仿真 但该模型对频变特性和幅变特性的描述过于粗糙与实际减振器动态特性差异较大 等考虑油液双向流动式液压减振器的内部结构和阀元件性能建立了复杂物理参数模型但该模型参数过多、计算效率低不适用于大量的车辆动力学仿真计算 王文林采用多段非线性拟合建立了可调式线性油压减振器的动态数学模型 徐高新、黄盈、秦剑生利用减振器阻尼阀模型和流量连续性方程建立了减振器非线性物理模型 等在复杂物理参数模型的基础上对阻尼阀和单向阀进行了合理简化极大地提高了计算效率适用于高速车辆动力学仿真本文基于减振器复杂物理参数模型、多级拟合阻尼系统模型和简化物理参数模型根据油液单向流动式抗蛇行减振器工作原理考虑节点和油液刚度、活塞质量、流量泄漏、阻尼阀卸荷特性建立了抗蛇行减振器非线性动态模型 利用该模型研究了抗蛇行减振器静态阻尼力速度特性曲线与动态刚度和动态阻尼的关系为车辆动力学参数优化提供参考信息技术许强等高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究 抗蛇行减振器非线性动态模型图 是油液单向流动式抗蛇行减振器结构示意图主要包括活塞、活塞杆、活塞杆导向座、活塞单向流通阀、底座单向流通阀以及安装在底部的阻尼阀系统 油腔包括工作腔和储油腔位于活塞两侧的工作腔分为复原腔和压缩腔 个腔室通过阻尼阀和单向流通阀互相连通以提供阻尼并平衡油压12567=/4=/8943活塞杆活塞杆导向装置复原腔()储油腔()活塞单向流通阀活塞压缩腔()底座单向流通阀阻尼阀图 油液单向流动式抗蛇行减振器结构示意图在压缩和复原阶段减振器输出力都是由活塞两侧腔室内的油液压强差产生各腔的压强与活塞运动速度和通过阻尼阀的油液流量相关 无论是压缩还是复原行程复原腔始终处于高压状态即油液总是从同一方向进入阻尼阀而产生阻尼力故称为油液单向流动式减振器 为了建立抗蛇行减振器物理参数模型首先分析各阀的压力流量特性建立阻尼阀和单向流通阀模型、油腔状态方程以及油液泄漏模型然后考虑减振器橡胶节点刚度和活塞质量建立描述减振器动态特性的非线性数学模型.阻尼阀简化模型液压减振器有多种结构一般在工作腔和储油腔之间安装阻尼阀系统由一系列固定孔和可开闭溢流阀组成 当减振器两端相对运动速度逐渐增大时阻尼阀系统的各个溢流阀依次开启油液流通面积增大从而改变阻尼特性 考虑阻尼阀开闭动作的物理模型本质上就是求解通过阻尼阀的流量 与阻尼阀两端腔室压强差 的对应关系需要实时计算振动速度、油液压强和阀开启高度虽然可以得到相对准确的模拟结果但耗费大量计算时间且该模型经过了大量简化并不能精确模拟实际系统所以不适用于车辆动力学仿真减振器静态特性试验可得到分段线性的阻尼力速度曲线该曲线涵盖了减振器工作状态下可能的状态 油液单向流动式抗蛇行减振器在压缩和复原阶段都只通过同一个阻尼阀产生阻尼作用静态阻尼曲线与阻尼阀压力流量关系之间存在必然关联 根据减振器几何参数考虑到减振器两端相对运动速度与阻尼阀流量之间、阻尼阀两侧压差与输出力之间都有确定对应关系可以将减振器静态阻尼曲线转换为阻尼阀压力流量曲线如图 所示经过上述转换简化物理模型巧妙地将求解减振器阻尼阀系统响应简化为插值运算便可获得压力流量关系在保证精度的基础上提高了动力学仿真效率00.050.100.150.200.2505101520253035E 00.000 10.000 20.000 30.000 40510152025#GQf(t)P(t)(a)F-V4(b)P-Qf4 Qf/(m3s-1)V/(ms-1)F/kNP/MPa图 减振器的阻尼曲线转换为阻尼阀的流量压力曲线.单向阀简化模型如图 所示减振器安装有两个单向流通阀分别位于活塞上和减振器底座 这两个单向阀都可以简化为被阀盘盖住的一个小孔阀盘则被弹簧固定在适当位置文献中给出了该类单向流通阀完整的压力流量方程(模型)但其求解过程需要执行大量判断语句耗费计算时间 文献中对其模型进行了简化(模型)仅将单向流通阀考虑为一个常通孔模型 压力流量公式如下()式中:为通过单向流通阀的油液流量 为油液密度为单向阀孔的流通面积为单向阀孔的流量系数为单向阀两端油液压差表 比较了多个激励频率工况下减振器采用两种单向阀模型的仿真时间及计算的动态刚度和动态阻尼模型 比模型 的仿真时间缩短了 到 两种模型的动态刚度和动态阻尼差异在.以内因此本文单向阀模型采用模型 表 采用两种单向阀模型的减振器仿真结果比较频率/仿真时间/模型 模型 动态刚度/()模型 模型 刚度差异/动态阻尼/()模型 模型 刚度差异/.信息技术许强等高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究.油液流量损失模型减振器工作过程中的油液损失主要包括两部分:油液压缩造成的流量损失和油液泄漏造成的流量损失 油液压缩流量损失一般表示为()式中:为工作腔瞬时容积为油液压强对时间的一阶导为包含一定溶解空气的油液有效体积弹性模量表示如下()式中:为油液体积弹性模量 为空气在油液中的溶解率 为工作腔中的油液压强油液泄漏通常发生在活塞与工作缸内壁之间以及活塞杆与活塞杆导向座之间可以用圆柱环形间隙流体方程进行表示()式中:是泄漏流量为活塞或活塞杆半径为泄漏流道长度为泄漏间隙为偏心量 为油液动力黏度 为泄漏两端油液压差.减振器动态模型复原腔、压缩腔以及储油腔的压力流量方程为:()()()()()式中:、为活塞位移和速度、分别为复原腔、压缩腔和储油腔的瞬时压强、分别为流入复原腔、压缩腔和储油腔的油液总流量为活塞面积为工作缸内壁与活塞杆之间的环形面积 为工作缸长度为储油腔总容积为储油腔内空气的瞬时压强、分别为减振器完全伸长时储油腔内空气体积和压强 为绝热常数实际流入 个腔室的总流量由通过各个阀的流量和泄漏流量组成表示为:()()()式中:为复原腔通过阻尼阀流向储油腔的有效流量为压缩腔通过活塞单向阀流向复原腔的油液流量为储油腔通过底座单向阀流向压缩腔的油液流量为复原腔通过活塞杆导向座间隙泄漏到储油腔的油液流量、为复原腔和压缩腔之间通过活塞和工作缸内壁间隙的泄漏流量减振器两端的橡胶节点具有刚度和阻尼工作缸中的油液也具有刚度节点与油液串联后将油液压缩通过阻尼阀从而实现刚度和阻尼串联的减振器工作机制 将油液刚度与节点刚度串联并考虑一定的阻尼与其并联建立减振器节点模型 完整减振器则模拟为工作缸部分与节点模型的串联模型之间通过活塞连接如图 所示PrebkattcattkoilPcommFaxu图 减振器动态模型示意图减振器输出力 等于节点力:()()()式中:为 激 扰 位 移 为 减 振 器 节 点 阻 尼/()为减振器串联刚度其中 为节点刚度为油液静态刚度设 为压缩腔和复原腔的名义长度减振器压缩行程中 可表示为()减振器复原行程中 可表示为()活塞杆的力平衡方程为()()式中:为活塞杆等效质量 为活塞杆加速度 结合式()和式()可将减振器激励与响应之间的关系表示为()()式()式()、式()即为描述减振器动态响应的状态方程 减振器模型的试验验证利用 液压测试系统开展某高速列车抗蛇行减振器的静态和动态试验分别对非线性简化物理模型的静、动态特性进行对比验证试验条件及方法参考/和 标准 静态试验激扰位移幅值 激扰频率.动态试验激 扰 位 移 幅 值 分 别 为.、.、.和.激扰频率 图()是静态试验每个频率的阻尼力平均幅值 与仿真结果的对比最大误差为.图()是动态试验每个组合工况下的动态阻尼值与仿真结果之间的相对误差最大误差为.这表明该减振器非线性简化物理模型具有足够的精确性信息技术许强等高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究0.100.200.250.320.641.2705101520253035BP-B012345(a)LFmean-B/%Fmean/kNN)/Hz(b)K,A/%54321021.51.00.50246810M()NN图 仿真与试验结果对比及相对误差 减振器静态阻尼曲线与动态特性的关系 选取合理的抗蛇行减振器动态参数是确保高速列车稳定运行的关键因素然而在减振器设计、生产过程中很难确定减振器静态参数对其动态性能的影响规律 本文基于所建立的油液单向流动式抗蛇行减振器非线性动态模型通过改变静态阻尼曲线的数据点个数、卸荷点位置、卸荷阻尼力分析减振动态参数变化规律建立静态和动态特性的关联 减振器动态特征主要考虑动态刚度 和动态阻尼 将减振器简化为弹簧和阻尼串联的 模型在给定激励频率和激扰幅值下、分别为:()()()式中:是相位角、分别为复原和压缩行程中减振器受到的最大阻尼力取其平均值为 为正弦激励的角速度.静态阻尼曲线数据点个数与动态参数的关系 试验获得的静态阻尼曲线由 个数据点组成卸荷前有 个数据点、卸荷后有 个数据点 如图 所示阻尼曲线在卸荷点 前后均可分别近似为直线关键数据点有 个:坐标原点、卸荷点 及速度最大点 在保留关键数据点的前提下分别采用 个、个、个数据点线性连接组成静态阻尼曲线 对减振器施加位移幅值为.、.和.、频率 的正弦激扰通过仿真与试验得到的动态刚度和动态阻尼如图 和图 所示00.050.100.150.2005101520253000.010.020.0305101520AABBVn%CFnV/(ms-1)F/kN图 采用不同数据点个数的静态阻尼特性曲线由图 和图 可知采用 个数据点的原始静态阻尼曲线动态特性仿真结果与试验结果最接近各个仿真工况下动态参数误差均小于 当静态阻尼曲线数据点减少到 个时仿真得到的动态参数相较于 个数据点时的误差仅增大不到 这是因为该曲线虽然减少了的中间数据点但几乎保留了卸荷前后完整的非线性特征将卸荷点前后的静态阻尼曲线完全线性化、仅保留 个关键数据点时虽然仿真的动态刚度 和动态阻尼随激励频率的变化趋势没有改变但动态阻尼误差明显增大且激励位移越小误差越大激励位移.下 和最大误差分别达.、.这主要是由于原始静态阻尼曲线卸荷前的非线性比卸荷后的更明显线性化后对主要工作在卸荷点前的小位移工况影响最大因而产生了激励位移越小误差越大的现象0246810124567891011 BP 12&7&3&0246810124567891011 BP 12&7&3&0246810124567891011 BP 12&7&3&N)/HzN)/HzN)/Hz/(MN/m)/(MN/m)/(MN/m)(a)/NN (b)/NN (c)/NN图 静态阻尼曲线数据点个数对动态刚度频变特性的影响信息技术许强等高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究024681012200300400500600700800 BP 12&7&3&024681012200300400500600700800 BP 12&7&3&024681012200300400500600700800 BP 12&7&3&L/(kNs/m)L/(kNs/m)L/(kNs/m)N)/HzN)/HzN)/Hz(a)/NN (b)/NN (c)/NN图 静态阻尼曲线数据点个数对动态阻尼频变特性的影响.卸荷点位置对动态参数的影响图 为基于试验获得的静态阻尼曲线 在不改变卸荷点前后阻尼非线性的基础上仅改变卸荷点位置将卸荷速度从./依次提前到./、./和./即从 点依次提前到、和 点 基于这 条静态阻尼曲线在幅值.、.和.、频率 的正弦激扰下动态参数仿真结果如图 和图 所示从图 和图 可见改变静态阻尼曲线卸荷点位置同时保留卸荷前后的非线性对不同激励幅值下动态参数频变特性产生了不同的影响:激励幅值.时随着卸荷点的提前卸荷速度 降低动态刚度 和动态阻尼几乎不发生改变因为该工况下减振器的工作区间主要集中在卸荷前的一小段范围内激励位移.下卸荷速度 降低到./时、才在激励频率 处开始减小且减幅随着频率递增较卸荷速度./时最大减幅达.最大减幅达.激励位移.下随着卸荷速度 的降低动态参数、依次从频率、和 处开始减小且减幅随着激励频率递增从./降低到./时和 的最大减幅分别达.和.综合来看随着卸荷点的提前动态参数减小且卸荷速度越低动态参数开始降低对应的频率越小00.050.100.150.200.250510152025303540DBCVn=0.04 m/sVn=0.03 m/sVn=0.02 m/sVn=0.01 m/sAV/(ms-1)F/kN图 采用不同卸荷点的静态阻尼特性曲线024681012567891011Vn=0.04 m/sVn=0.03 m/sVn=0.02 m/sVn=0.01 m/s02468101256789101111129.910.010.1Vn=0.04 m/sVn=0.03 m/sVn=0.02 m/sVn=0.01 m/s024681012567891011Vn=0.04 m/sVn=0.03 m/sVn=0.02 m/sVn=0.01 m/sN)/HzN)/HzN)/Hz/(MN/m)/(MN/m)/(MN/m)(a)/NN (b)/NN (c)/NN图 不同卸荷点位置下动态刚度频变特性对比0246810120100200300400500600700800900Vn=0.04 m/sVn=0.03 m/sVn=0.02 m/sVn=0.01 m/s02468101201002003004005006007008009001112380400Vn=0.04 m/sVn=0.03 m/sVn=0.02 m/sVn=0.01 m/s0246810120100200300400500600700800900Vn=0.04 m/sVn=0.03 m/sVn=0.02 m/sVn=0.01 m/sL/(kNs/m)L/(kNs/m)L/(kNs/m)N)/HzN)/HzN)/Hz(a)/NN (b)/NN (c)/NN图 不同卸荷点位置下动态阻尼频变特性对比信息技术许强等高速列车抗蛇行减振器动态模型及特性研究.卸荷阻尼力对动态参数的影响图 为基于 点静态阻尼曲线 固定卸荷速度为./仅将卸荷力 分别设置为、和从而改变卸荷前的阻尼 仿真分析减振器静态阻尼与动态参数之间的关系结果如图 和图 所示从图 和图 可见随着卸荷力 的增大动态刚度 和动态阻尼 在激励频率 前后呈现出不同的变化趋势:在 内随 的增大变化不明显增大在 内、随 的增大而显著增大随频率增加而单调递增则随频率增加单调递减 这主要是由于本工况并未改变卸荷后的静态阻尼特性但极大地改变了卸荷前的阻尼随着 从 增大到 卸荷前的静态阻尼增大了 倍使得 和 随着 的增大而增大 另一方面动态刚度 和动态阻尼 在大部分工况下均随卸荷力 递增且增幅基本不随激励频率发生改变但随着激励幅值的增大而逐渐增大:在激励幅值.下增大 倍时平均增幅达.、平均增幅达.在激励幅值.下增大 倍时平均增幅达.、平均增幅达.在激励幅值.下增大 倍时平均增幅达.、平均增幅达.00.10.2051015202530354045500.03V/(ms-1)F/kNFn=10 kNFn=15 kNFn=19 kNFn=25 kNFn=30 kN图 采用不同卸荷阻尼力的静态阻尼曲线02468101256789101112Fn=10 kNFn=15 kNFn=19 kNFn=25 kNFn=30 kN02468101256789101112Fn=10 kNFn=15 kNFn=19 kNFn=25 kNFn=30 kN02468101256789101112Fn=10 kNFn=15 kNFn=19 kNFn=25 kNFn=30 kNN)/HzN)/HzN)/Hz/(MN/m)/(MN/m)/(MN/m)(a)/NN (b)/NN (c)/NN图 卸荷阻尼力对动态刚度的影响02468101202004006008001 000Fn=10 kNFn=15 kNFn=19 kNFn=25 kNFn=30 kN02468101202004006008001 000Fn=10 kNFn=15 kNFn=19 kNFn=25 kNFn=30 kN02468101202004006008001 000Fn=10 kNFn=15 kNFn=19 kNFn=25 kNFn=30 kNN)/HzN)/HzN)/Hz(a)/NN (b)/NN (c)/NN/(MN/m)/(MN/m)/(MN/m)图 卸荷阻尼力对动态阻尼的影响 结语)建立了油液单向流动式抗蛇行减振器非线性动态模型采用静态阻尼曲线替代阻尼阀动态响应简化单向阀模型为常通孔并考虑了活塞等效质量以及橡胶节点串联刚度和阻尼不仅提高了计算效率、减少了模型参数而且仿真结果与试验误差不超过 模型考虑静态阻尼曲线、减振器几何参数和节点刚度能够准确模拟动态特性非常适用于高速列车动力学参数优化)减振器静态阻尼曲线在卸荷前的非线性特征明显对主要工作在卸荷点前区间的小位移工况影响显著忽略卸荷点前的拐点会使.激扰幅值下动态刚度和动态阻尼的最大误差从小于 分别增大到.和.)保持卸荷前后的静态阻尼曲线斜率不变随着卸荷速度增大大于某个激扰幅值和频率后动态刚度和动(下转第 页)信息技术周诗雨等几何因素对蜂窝夹层构件固化变形的影响研究较分析各几何因素对最大变形量的影响程度和趋势并获取最优几何参数组合根据表 中的 随着回弹角随各因素的变化趋势可知随着 的变化当蜂窝靠近 型构件的圆角时构件的回弹角较小 当蜂窝逐渐远离构件圆角时回弹角先增大后减小 随着 逐渐增大构件的回弹角逐渐减小 随着 逐渐增大构件的回弹角先逐渐增大后逐渐减小 结合表 中各几何因素对回弹角的影响程度比较选择最优几何参数组合为:蜂窝相对圆角的距离为 蜂窝倒角为 蜂窝厚度为 即为正交实验中的方案 结语)将蜂窝等效理论应用到复合材料蜂窝夹层构件的固化变形分析中通过有限元软件模拟了构件的固化成型过程该仿真结果与实验结果的最大误差为.平均误差为.)蜂窝倒角对 型蜂窝夹层构件固化变形具有显著影响 随着蜂窝位置逐渐远离圆角回弹角先增大后减小在 处最大随着蜂窝倒角逐渐增大回弹角逐渐减小参考文献:王梓桥王兆慧周秀燕等.民用飞机用蜂窝夹层结构及成型工艺发展现状.纤维复合材料():.程文礼袁超邱启艳等.航空用蜂窝夹层结构及制造工艺.航空制造技术():.花蕾蕾安鲁陵赵一鸣等.复合材料构件成型模具型板改进设计.机械制造与自动化():.郝新超胡杰.蜂窝夹层结构侧向变形机理及蜂窝稳定化.航空制造技术():.毕红艳段友社谢凯文.共固化成型蜂窝夹层结构缺陷分析及工艺改进.航空制造技术():.:.:.袁超.复合材料蜂窝夹层结构 形梁共固化成型技术研究.科技与创新():.杨稳张胜兰李莹.蜂窝夹层结构等效模型研究进展.复合材料科学与工程():.牛春匀(.)美.实用飞机复合材料结构设计与制造.程小全张纪奎译.北京:航空工业出版社.收稿日期:(上接第 页)态阻尼均会增大但低于该激扰频率和幅值时不受影响激扰幅值越大 受影响的频率范围越宽 激扰幅值.、卸荷速度从./增大到./时动态刚度和动态阻尼的最大差异分别增加.和.)保持卸荷速度不变增大静态阻尼曲线卸荷力动态阻尼显著增大激励频率大于 后动态刚度也明显增大且增幅随着激励幅值的增大而增大 卸荷力增大 倍时激励幅值.的动态刚度平均增幅.、动态阻尼平均增幅.激励幅值.时则分别达到.和.参考文献:.:():.杨国桢王福天.机车车辆液压减振器.北京:中国铁道出版社.黄彩虹曾京宋春元.高速列车抗蛇行减振器的简化物理参数模型.铁道学报():.():.王文林.高速列车可调式线性油压减振器的设计理论与应用研究.杭州:浙江大学.徐高新.高速列车油压减振器的参数化建模研究.南昌:南昌大学.黄盈.抗蛇行油行减振器的非线性服役模型及其对电力机车动力学性能的影响.南昌:南昌大学.秦剑生.基于物理参数的抗蛇行减振器力学模型研究.成都:西南交通大学.():.钱立新王成国等.铁道车辆液压减振器的工作原理和数值模型.铁道学报():.(/):.:():./机车车辆油压减振器技术条件.:.收稿日期: