楊超峰， 周云郊， 黃翔龍， 李 鋒， 李有意， 劉霏霏

(1.華東交通大學(xué) 機(jī)電與車輛工程學(xué)院，南昌 330013; 2.安徽中鼎減震橡膠技術(shù)有限公司，安徽 寧國 242300; 3.華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣州 510640; 4.中國第一汽車集團(tuán)有限公司研發(fā)總院，長春 130013)

車輛底盤系統(tǒng)一般通過修改懸架襯套動力學(xué)特性對懸架側(cè)振傳遞函數(shù)進(jìn)行調(diào)整[1]。為控制來自路面、底盤結(jié)構(gòu)局部共振、車輪擺振及輪胎空腔諧振等干擾激勵引起的振動及噪聲，封裝液體剛度可變的橡膠襯套在底盤懸架、副車架及扭力梁等與車身的連接中得到了廣泛的應(yīng)用[2-4]。液阻襯套(hydraulically damped bushings，HDB)的外部動力學(xué)特性是橡膠高分子材料的力學(xué)特性、液體壓強(qiáng)、液體流阻及液體流動速度的耦合動力學(xué)特性的集中表現(xiàn)。研究不同結(jié)構(gòu)液阻襯套外部動力學(xué)隨不同加載頻率及振幅的變化與液阻襯套內(nèi)部特性的耦合響應(yīng)關(guān)系，有助于闡釋液阻襯套工作過程中內(nèi)特性非穩(wěn)態(tài)動力學(xué)特性的作用機(jī)理。

Chai等[5]采用集總參數(shù)模型的方法對一種雙工作懸置主簧結(jié)構(gòu)式液阻裝置的動特性進(jìn)行了分析，并采用曲線擬合及奈奎斯特圖分析的方法進(jìn)行了模型參數(shù)的提取。Singh等[6]及Geisberger等[7]采用試驗(yàn)的方法對液阻懸置的體積剛度、慣性通道內(nèi)的阻尼特性及流量阻尼系數(shù)進(jìn)行了測試。Shangguan等[8]采用流-固耦合(fluid structure ineraction,FSI)的方法對液阻懸置的主要物理參數(shù)進(jìn)行了計(jì)算分析。Fredette等[9-10]采用多參數(shù)集總參數(shù)模型及試驗(yàn)對比的方法，建立一種液阻襯套非線性流阻辨識參數(shù)模型，并對變幅頻正弦及階躍激勵下模型的動特性進(jìn)行了計(jì)算分析。因液阻襯套與懸置作用機(jī)理不同，懸置模型不能直接應(yīng)用于液阻襯套的分析[11-12]。液阻襯套的內(nèi)特性如液室的壓強(qiáng)與流速與襯套的結(jié)構(gòu)密切相關(guān)，內(nèi)特性的變化直接影響液阻襯套薄泵液膜片變形量、泄流閥片開閉時刻及密封筋滲流等關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)，對襯套的動力學(xué)特性及耐久性能有重要影響?，F(xiàn)有文獻(xiàn)對液阻襯套結(jié)構(gòu)改變下的內(nèi)特性與動力學(xué)耦合影響研究較少。

本文采用計(jì)算與試驗(yàn)對比的方法對不同結(jié)構(gòu)式液阻襯套進(jìn)行分析，首先設(shè)計(jì)并制作了多種結(jié)構(gòu)類型液阻襯套的樣本，測試得到液阻襯套的靜、動特性的變化特性，驗(yàn)證了不同結(jié)構(gòu)液阻襯套樣本性能的一致性，并測試了液阻襯套內(nèi)特性在不同振幅及頻率激振下的響應(yīng)。建立了一個統(tǒng)一的多慣性通道-多節(jié)流孔式液阻襯套的參數(shù)模型，推導(dǎo)得到內(nèi)特性的統(tǒng)一表達(dá)式，采用計(jì)算與試驗(yàn)對比的方法驗(yàn)證了模型的正確性。最后采用直接耦合方法(也稱為雙向流固耦合法[13])計(jì)算得到不同結(jié)構(gòu)式液阻襯套的內(nèi)特性能變化的結(jié)果，并對不同振幅、不同頻率激振下不同結(jié)構(gòu)液阻襯套的液室平均壓力波動量、不同結(jié)構(gòu)液體通道內(nèi)的平均壓力波動、不同結(jié)構(gòu)液體通道內(nèi)的液體的流動速度及不同結(jié)構(gòu)液體通道內(nèi)的流量等參數(shù)進(jìn)行了量化對比分析。試驗(yàn)及理論分析進(jìn)行對比，驗(yàn)證了計(jì)算的正確性，闡釋了多慣性通道-多節(jié)流孔式液阻襯套的作用機(jī)理，為液阻襯套的前期設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 不同結(jié)構(gòu)液阻襯套動態(tài)特性及內(nèi)特性的測試結(jié)果與分析

1.1 不同結(jié)構(gòu)液阻襯套樣本

某車輛控制臂液阻襯套的剖解結(jié)構(gòu)，如圖1所示。金屬外管與金屬內(nèi)管之間的橡膠主簧與金屬外管之間形成兩個液室，液室內(nèi)充滿配比液體。上、下兩液室通過慣性通道或節(jié)流孔口道相連接。流道板與金屬外管通過鉚接密封形成慣性通道或圖2中的孔口通道。

圖1 液阻襯套的剖面圖Fig.1 Sectional view of HDB

圖2 液阻襯套的流道板Fig.2 Runner plate of HDB

為得到液阻襯套的不同結(jié)構(gòu)，通過改變流道板的不同組合形式，制作了15個樣件，編號采用HDB1～HDB5進(jìn)行描述，HDB1～HDB5每種樣本做了同樣3個，HDB1～HDB5放掉阻尼液體得到結(jié)構(gòu)HDB6。對應(yīng)樣本的結(jié)構(gòu)組合如表1所示。

表1 HDB樣本的不同結(jié)構(gòu)組合Tab.1 Different structural combinations of HDB samples

單慣性通道HDB1為堵塞一邊慣性通道流道板式的液體流道；雙慣性通道HDB2為對稱安裝兩個液體通道式的流道板；無通道HDB3為堵塞兩邊流道板的液體通道；慣性通道+節(jié)流孔式HDB4為一邊安裝慣性通道式的流道板，對稱安裝孔口式的流道板；節(jié)流孔+節(jié)流孔式HDB5為對稱安裝兩個孔口式的流道板；橡膠主簧HDB6為放掉對應(yīng)液阻襯套內(nèi)的液體。

采用MTS831彈性動態(tài)特性振動試驗(yàn)臺測試不同結(jié)構(gòu)HDB的動態(tài)特性，動特性采用動剛度及滯后角進(jìn)行表征。

液壓襯套的結(jié)構(gòu)及材料參數(shù)尺寸，如表2所示。

表2 液壓襯套的結(jié)構(gòu)及材料參數(shù)尺寸Tab.2 Geometric and material parameters of HDB

1.2 液阻襯套內(nèi)特性測試

制作測試內(nèi)特性的試驗(yàn)夾具，定制壓力傳感器，彈性振動試驗(yàn)臺MTS831與eDAQ進(jìn)行數(shù)據(jù)傳輸。采用Somat 軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)的提取及處理。試驗(yàn)測試如圖3所示。

圖3 內(nèi)特性的測試Fig.3 Test of internal characteristics

1.3 液阻襯套動特性的實(shí)測結(jié)果與分析

不同結(jié)構(gòu)HDB在387 N相同預(yù)載荷下的平均靜剛度測試值在463±10 N/mm內(nèi)。表明不同結(jié)構(gòu)HDB的性能具有一致性，所以在實(shí)測結(jié)果的對比研究中，同一種結(jié)構(gòu)的HDB僅展示出一個樣本的測試結(jié)果。

不同結(jié)構(gòu)HDB的動特性如圖4所示， HDB1～ HDB5的動剛度-頻率曲線都具有隨激振的不同頻率及振幅變化的特性，HDB1與HDB2分別具有不變特征點(diǎn)M1及M2，M1及M2隨激振振幅的變化，基本位置不變。隨頻率的增加，HDB4與HDB5也具有不變特征點(diǎn)。具有不變特征點(diǎn)是液阻型橡膠隔振器各個參數(shù)調(diào)整到最優(yōu)的一個表征。

當(dāng)激振頻率大于60 Hz后，HDB1，HDB2，HDB3與HDB6的滯后角類似，與HDB3實(shí)測數(shù)據(jù)結(jié)果對比，表明激振頻率下大于82 Hz后，HDB1，HDB2的動特性能與HDB3重合，表明流道“鎖止”。

1.4 液阻襯套內(nèi)特性的實(shí)測結(jié)果與分析

液阻襯套內(nèi)特性的測試結(jié)果如圖5所示。測試的激勵振幅PP=0.1 mm，PP=0.3 mm，PP=0.6 mm及PP=1.0 mm，激振頻率范圍為0～50 Hz。

圖5 HDB內(nèi)特性的測試結(jié)果Fig.5 Test results of internal characteristics of HDB

由圖5可見，液室內(nèi)的壓力-頻率曲線隨激振振幅的增大，液室內(nèi)壓力增加。隨激振頻率的增加，液室內(nèi)的壓力增加，達(dá)到峰值，而后逐漸減小。結(jié)果表明，在液柱共振頻率段附近，由于液阻的影響，液體通道內(nèi)流液體流量減少。導(dǎo)致液室內(nèi)壓力值達(dá)到最大。

2 不同結(jié)構(gòu)多通道式液阻襯套動力學(xué)特性及內(nèi)特性的集總參數(shù)模型

2.1 動力學(xué)特性的集總參數(shù)模型

由于集總參數(shù)模型中的物理參數(shù)可清晰對應(yīng)表征HDB具體的物理意義，工程上多采用集總參數(shù)模型對HDB實(shí)物性能進(jìn)行快速分析。本文推導(dǎo)了一種統(tǒng)一的多慣性通道-多節(jié)流孔式的集總參數(shù)模型對HDB1～ HDB5的性能及內(nèi)特性進(jìn)行描述。

統(tǒng)一的多慣性通道-多節(jié)流孔式的集總參數(shù)模型，如圖6所示。Kr，Br分別為HDB橡膠主簧的動剛度(N/m)及阻尼系數(shù)(N·s/m)，Kr等于Kr1與Kr2之和；Br等于Br1與Br2之和；Ap1，Ap2分別為兩液室的等效活塞面積，m2；P1(t)，P2(t)分別為兩液室內(nèi)的平均壓力波動量, (N/m2)；兩液室的體積變形量分別用體積剛度K1及K2(N/m5)表征，液室體積柔度C1和C2的倒數(shù)分別為K1及K2；Qi(t)，Qo(t) 分別為流經(jīng)不同通道的液體流量,(m3/s)[14]。

圖6 統(tǒng)一的多慣性通道-多節(jié)流孔式HDB的集總參數(shù)模型Fig.6 The unified multi-inertial channel-multi-orifice HDB lumped parameter model

模型通道假設(shè)一列由n1個相同的慣性通道構(gòu)成，其長度與面積定義為li及Ai；慣性通道內(nèi)液體流動的慣性系數(shù)采用Ii表示；Ri1與Ri2分別為由于慣性液柱在通道內(nèi)流動的沿程損失所產(chǎn)生的線性與非線性的流量阻尼系數(shù)；另一列由n2個相同的節(jié)流孔口型液體通道構(gòu)成，其長度與面積定義為lo及Ao；Io為孔口通道中液體質(zhì)量的慣性系數(shù)；R01與R02分別為由于液柱在孔口流動的局部損失所產(chǎn)生的線性及非線性阻尼系數(shù)。xi(t)為液柱相對通道壁面移動的位移,m；正弦位移激勵xr(t)=Xrsin(ωt)加載在內(nèi)套管上；外管響應(yīng)力值為FT(t)。

依據(jù)假設(shè)，取系統(tǒng)的狀態(tài)變量為XT=(x1,x2,x3,x4)= (P1,P2,Qi,Qo)，系統(tǒng)的狀態(tài)方程為

(1)

式中，A與B的表達(dá)分別為

(2)

(3)

傳遞到外管的力為FT(t)

(4)

(5)

其中，

M=Ap1K1+Ap2K2,Zi=Iis+Ri1,

Zo=Ios+Ro1,K=K1+K2

(6)

2.2 HDB內(nèi)特性的集總參數(shù)模型

由圖6可得，液體通道內(nèi)液柱運(yùn)動位移與流量的關(guān)系方程式為

(7)

統(tǒng)一的多慣性通道-多節(jié)流孔式HDB液體通道內(nèi)流量-位移響應(yīng)量的傳遞方程分別為

(8)

(9)

(10)

統(tǒng)一的多慣性通道-多節(jié)流孔式HDB兩液室內(nèi)壓強(qiáng)-位移響應(yīng)量的傳遞方程表達(dá)式

(11)

(12)

3 液阻襯套動力學(xué)特性及內(nèi)特性的模型驗(yàn)證

3.1 HDB動力學(xué)特性的模型驗(yàn)證

準(zhǔn)確的模型參數(shù)的提取是有效驗(yàn)證集總參數(shù)模型的基礎(chǔ)。模型參數(shù)的提取一般有4種方法：①曲線擬合及奈奎斯特圖；②試驗(yàn)方法，因HDB結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，測試密封難以保證，采用試驗(yàn)方法進(jìn)行模型參數(shù)的辨識較為困難；③不變特征點(diǎn)進(jìn)行液阻襯套參數(shù)的辨識，具體可參考文獻(xiàn)[15]；④FSI計(jì)算方法。

本文綜合采用不變特征點(diǎn)及直接流-固耦合方法得到的模型參數(shù)，采用不變特征點(diǎn)及FSI計(jì)算辨識得到的主要參數(shù)(Ap1，Ap2，K1及K2)對比，如表3所示。具體參數(shù)辨識方法可參考文獻(xiàn)[16]。采用不同計(jì)算方法得到參數(shù)差別小于10%，適于工程應(yīng)用。

表3 辨識參數(shù)的對比Tab.3 Comparison of identification parameters

采用FSI計(jì)算得到不同HDB結(jié)構(gòu)慣性系數(shù)及流量阻尼系數(shù)的對比，如表4所示。

表4 不同HDB結(jié)構(gòu)慣性系數(shù)及流量阻尼系數(shù)的對比Tab.4 Comparison of inertia coefficient and flow damping coefficient of different HDB structures

計(jì)算得到的HDB1的動力學(xué)特性與試驗(yàn)值的對比曲線，如圖7所示。由圖7可見，對比結(jié)果驗(yàn)證了參數(shù)辨識的有效性。

圖7 HDB1動力學(xué)特性的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對比Fig.7 Comparison of calculation and experiment of kinetic characteristics of HDB1

3.2 HDB內(nèi)特性的模型驗(yàn)證

由式(8)～式 (12)，依據(jù)計(jì)算方法辨識得到的參數(shù)，采用Laplace變換，計(jì)算的內(nèi)特性與試驗(yàn)值的對比，如圖8所示。由圖8可見，計(jì)算分析與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合性較好。

圖8 HDB內(nèi)特性計(jì)算與試驗(yàn)的對比Fig.8 Comparison of HDB internal characteristic calculation and experiment

4 不同結(jié)構(gòu)及幅頻激振下液阻襯套內(nèi)特性的計(jì)算分析

4.1 不同結(jié)構(gòu)HDB的壓力與流速分布分析

以HDB1與HDB2為例，計(jì)算采用均勻分布壓力對不同結(jié)構(gòu)HDB模型兩液室內(nèi)的液室與液體通道內(nèi)液體的平均壓力分布進(jìn)行分析。不同加載時刻t下，加載激振振幅PP=1.2 mm，加載激振頻率為20 Hz，對比兩種結(jié)構(gòu)液體的壓力分布如圖9所示。由圖9可見，在不同加載時間，不同流道結(jié)構(gòu)下兩液室的壓力分布不均勻波動較小。表明HDB兩液室泵液所排開及吸入的液體被同步排入或被吸入另一個液室，并沒有引起兩液室間的平均壓力有較大的變化。但正弦加載激勵下，液體通道內(nèi)液體流動方向及狀態(tài)隨加載方向改變，通道內(nèi)壓力的分布波動較大。

圖9 不同流道結(jié)構(gòu)下液室與液體通道內(nèi)液體的壓力對比Fig. 9 Comparison of the pressure of the liquid in the liquid chamber and the liquid channel under different flow channel structures

加載激振振幅PP=1.2 mm，加載激振頻率為20 Hz，對比不同流道結(jié)構(gòu)下液體通道內(nèi)液體的流動速度的變化，如圖10所示。

由圖10可見，在不同加載時間，液柱在慣性通道內(nèi)來回流動。Y向內(nèi)管激振加載點(diǎn)的最大平均流速為75.2 mm/s，HDB1與HDB2液體通道橫截面Y向的平均最大流速分別為1 945.4 mm/s及1 584.3 mm/s。由于通道不同，HDB1通道內(nèi)的液體平均最大流速比HDB2大18%。與加載點(diǎn)平均速度相比較，HDB1與HDB2液體通道內(nèi)液體流速被放大的倍數(shù)分別為26及21。所以HDB可被稱為“流速度放大型吸振器”。

圖10 不同流道結(jié)構(gòu)下液體通道內(nèi)液體流動速度的變化對比Fig.10 Comparison of changes in liquid flow velocity in liquid channels under different flow channel structures

不同結(jié)構(gòu)液室平均壓力最大值及通道內(nèi)最大流速最大值的對比，如表5所示。由表5可見，HDB1的液室最大平均壓力最大，而HDB5最大壓力最小，相對應(yīng)，不同結(jié)構(gòu)通道內(nèi)液體的最大流速HDB1最大，而HDB5最小。表明一定情況下液室泵液量隨液體通道內(nèi)單位時間內(nèi)通道橫截面積的增加，液體流動速度減弱。分析結(jié)果符合伯努利定理。

表5 不同結(jié)構(gòu)下最大平均壓力與最大流速的對比Tab.5 Comparison of maximum average pressure and flow velocity under different structures

4.2 同頻不同振幅激振下HDB內(nèi)特性的分析

以HDB2為例，加載激振頻率為20 Hz，振幅分別為PP=0.3 mm及PP=1.2 mm工況下，在不同時刻t，上、下兩液室的壓力的變化，如圖11所示。由圖11可見，隨激振振幅的增加，兩液室內(nèi)的壓力變大。兩液室內(nèi)的壓力值對應(yīng)方向相反，大小相等，計(jì)算分析結(jié)果與式(11)及式(12)的理論分析相一致。

圖11 HDB2液室內(nèi)壓力的變化Fig.11 The change of pressure in HDB2 liquid chamber

通道內(nèi)液體的平均速度隨加載時間的變化，如圖12所示。由圖12可見，兩液體通道內(nèi)液體的平均速度大小相同，表明兩液體通道內(nèi)的流動狀態(tài)相同。隨振幅的增加，通道內(nèi)液體的平均速度增大。由于通道的橫截面積相同，隨振幅的增大，通道內(nèi)通過液體的流量也增大。

圖12 HDB2液體平均流度的變化Fig.12 Changes in the average fluidity of HDB2 liquid

HDB2在不同振幅激振下液室平均壓力最大值及通道內(nèi)平均流速最大值的對比，如表6所示。由表6可見，相同結(jié)構(gòu)下(HDB2)，隨振幅的增加，液室泵液量增多，液體通道內(nèi)流量的增加，通道內(nèi)液體平均流速最大值上升。表明，隨激振振幅增大，液阻襯套漏液的風(fēng)險(xiǎn)也增大。

表6 不同振幅下最大平均壓力與流速的對比Tab.6 Comparison of maximum average pressure and flow velocity under different amplitudes

4.3 同幅不同頻率激振下HDB內(nèi)特性的分析

以HDB2為例，加載振幅PP=0.3 mm，頻率分別為20 Hz，120 Hz與300 Hz，在不同時刻，上、下兩液室的壓力隨加載時間的變化，如圖13所示。由圖13可見，隨激振頻率的增加，單位時間內(nèi)激振次數(shù)較多，液體質(zhì)量由于慣性在通道內(nèi)來不及轉(zhuǎn)向流動，而“鎖止”，產(chǎn)生流動延遲，導(dǎo)致上、下兩液室內(nèi)的壓力及壓力差變大。同激振頻率下，兩液室內(nèi)的壓力的值對應(yīng)方向相反，大小相等。計(jì)算結(jié)果與理論分析一致。

圖13 HDB2液室內(nèi)壓力的變化Fig.13 The change of pressure in HDB2 liquid chamber

隨加載時間，通道內(nèi)液體的平均速度變化，如14所示。由圖14可見，隨激振頻率的增加，慣性通道內(nèi)液體的平均流動速度減少，表明慣性液體通道趨于“鎖止”。同幅激振工況下，20 Hz激振下的液體速度與300 Hz激振下的液體平均速度之比大于1.7。

圖14 HDB2液體平均流度的變化Fig.14 The change of the average fluidity of HDB2 liquid

振幅相同，不同激振下液室平均壓力最大值及通道內(nèi)平均流速最大值的對比，如表7所示。由表7可見，相同結(jié)構(gòu)下，隨頻率的增加，液體通道內(nèi)流速減小，引起通道的“鎖止”，液室內(nèi)的平均壓力上升。表明，隨激振頻率增大，液阻襯套漏液的風(fēng)險(xiǎn)增大。

表7 不同頻率下最大平均壓力與流速的對比Tab.7 Comparison of maximum average pressure and flow velocity under different frequencies

4.4 結(jié)構(gòu)不同對HDB內(nèi)特性影響的分析

對HDB1，HDB2，HDB4，HDB5及單節(jié)流孔口通道式HDB等不同結(jié)構(gòu)為分析對象。加載激振頻率為20 Hz，振幅PP=1.2 mm。在不同時刻，液室的壓力變化如圖15所示。由圖15可見，HDB1液室內(nèi)的壓力值最大；HDB2液室內(nèi)的壓力值次之；單節(jié)流孔口通道HDB液室內(nèi)的壓力值與HDB4液室內(nèi)的壓力值接近；HDB5液室內(nèi)的壓力值最小。由于液體通道橫截面積Ai及長度li的改變，液體通道內(nèi)液柱質(zhì)量及局部損失所產(chǎn)生的線性及非線性阻尼的不同引起。

圖15 不同結(jié)構(gòu)HDB液室內(nèi)壓力的變化Fig.15 Pressure changes in HDB chambers of different structures

加載激振頻率為20 Hz，振幅PP=1.2 mm。在不同時刻，不同液體通道內(nèi)流量的變化，如圖16所示。由圖16可見，單節(jié)流孔口通道內(nèi)液體流量值最大，流量值與HDB4節(jié)流孔口通道內(nèi)的流量值相接近，HDB4慣性通道內(nèi)的流量最小，表明HDB4液室內(nèi)的液體主要通過節(jié)流孔口通道來回震蕩產(chǎn)生大阻尼，其動特性與具有單節(jié)流孔口通道式HDB類同。由于通道數(shù)目的不同，與單孔口通道相比，HDB5節(jié)流孔口通道內(nèi)液體的流量較?。粚Ρ菻DB1，HDB2與HDB4慣性通道內(nèi)液體的流量，HDB1通道內(nèi)液體的流量最大。

圖16 不同結(jié)構(gòu)HDB液體通道內(nèi)流量的變化Fig.16 Changes in flow rate in HDB liquid channels with different structures

加載激振頻率為20 Hz，振幅PP=1.2 mm時。在不同時刻，不同液體通道內(nèi)的平均壓力變化，如圖17所示。由圖17可見，HDB1慣性通道內(nèi)的平均壓力波動量最大，HDB2液體通道內(nèi)的平均壓力波動量次之，但由于慣性通道內(nèi)流阻的影響，HDB1與HDB2液體通道內(nèi)的平均壓力波動并不呈正弦分布，平均壓力波動響應(yīng)量有一定的滯后。HDB4節(jié)流孔口通道內(nèi)的平均壓力的變化與單節(jié)流孔口式HDB液體通道內(nèi)平均壓力的變化類似，由于液體分流作用，值較小。HDB4孔口通道內(nèi)平均壓力波動量的值最小。結(jié)果表明，HDB1慣性通道內(nèi)液體的平均壓力波動較小。

不同結(jié)構(gòu)液室液室平均壓力最大值及通道內(nèi)最大流速最大值的對比，如表8所示。由表8可見，HDB1液室最大平均壓力最大，HDB1次之。主要由于長慣性通道的流阻影響，慣性通道內(nèi)流量與單節(jié)流孔HDB的流量相比較小約3.5倍；HDB4慣性通道內(nèi)流量與其節(jié)流孔流量相比較少了近9倍，表明在此加載工況下，液體主要通過節(jié)流孔進(jìn)行流動，長慣性通道流過的液體較少。表明相同載荷下，液體通道的結(jié)構(gòu)改變對液阻襯套的內(nèi)特性有較大影響。

5 結(jié) 論

(1) 對不同結(jié)構(gòu)式液阻襯套在不同振幅及頻率下的靜、動特性及內(nèi)特性進(jìn)行了測試。結(jié)果表明，液體通道的結(jié)構(gòu)、加載振幅及頻率對液阻襯套的動特性及內(nèi)特性都有較大影響。隨頻率的增加，液阻襯套液室內(nèi)的壓力波動先增大，后有平穩(wěn)降低；隨激振振幅的增加，液阻襯套液室內(nèi)的壓力波動具有增大趨勢。

(2) 推導(dǎo)了一個可對不同結(jié)構(gòu)進(jìn)行描述的統(tǒng)一的多慣性通道-多節(jié)流孔式液阻襯套的集總參數(shù)模型。采用FSI計(jì)算及不變特征點(diǎn)相結(jié)合的方法得到計(jì)算的參數(shù)，驗(yàn)證了模型的正確性。

(3) 采用計(jì)算與試驗(yàn)對比的方法，對不同結(jié)構(gòu)在不同振幅及頻率激振下的內(nèi)特性進(jìn)行了分析，表明液阻襯套在激振下，液體通道內(nèi)的液體速度被放大；相同頻率下，隨激振振幅的增加，通道內(nèi)通過液體的流量增大；增加激振振幅及頻率，液室內(nèi)壓強(qiáng)增加，液阻襯套漏液風(fēng)險(xiǎn)增大；相同載荷下，結(jié)構(gòu)改變對液阻襯套的內(nèi)特性有較大影響。