基于多区域的油气悬架油液温度特性分析

工程科学学报，第37卷，第7期：950-954,2015年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.7:950-954,July 2015 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2015.07.018:http://journals.ustb.edu.cn 基于多区域的油气悬架油液温度特性分析 黄夏旭四，杨珏，申焱华，张文明 北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:solarl985@sina.com 摘要实际生产中油气悬架内部油液可能存在温度梯度，而目前油气悬架温升研究中多将其内部的油液整体作为一个研 究对象，这会导致对油气悬架系统温度变化的预测不准确.针对该问题，将油气悬架内部油液划分为多个区域，在油液多区 域的油气悬架的热力学模型中引入油液流动传质.通过仿真计算确定油液流动状态获取油液传质的量，分析油气悬架中各 个区域油液温度的变化趋势，并将模型计算与试验结果进行对比.结果表明，油气悬架内部油液存在温度梯度，将油液作为 整体对象进行研究会存在一定误差，将油液划分为多个区域后进行研究能较为精确地描述油气悬架内部油液温度变化规律. 关键词油气悬架：油液：温度梯度：集中参数模型 分类号TD57 Characteristic analysis of oil temperature in a hydropneumatic suspension based on multiple regions HUANG Xia-xu,YANG Jue,SHEN Yan-hua,ZHANG Wen-ming School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:solar1985@sina.com ABSTRACT Internal oil in a hydropneumatic suspension is treated as a research object in recent thermodynamic studies:in fact, there should be a temperature gradient in the oil,and this may result in inaccurate predictions of the temperature change of the suspen- sion.This paper outlines a method of dividing the internal oil into multiple regions to solve the problem.Firstly,a validation experi- ment was performed to test the temperature gradient in the oil.Then,a lumped parameter thermal model was established to describe the suspension used in the test.The most important is that mass transfer between the regions was taken into consideration in the model.Experimental results show that the temperature gradient exists in the internal oil.In other words,it is inaccurate to make the whole internal oil as a research object.Meanwhile,comparative results show that the proposed model can describe the temperature change regularity of the oil more accurately. KEY WORDS hydropneumatic suspensions:oil;temperature gradient:lumped parameter models 由于载重量较大而且路况比较恶劣，矿用自卸车 在油气悬架热力学研究方面，吴宏涛和张明四研 多使用被动形式的油气混合式油气悬架.油气悬架中 究了激励振幅、激励频率、温度变化等对油气悬架动态 的气体主要用来储存和释放部分振动能量.油液通过 特性的影响规律.陈轶杰等-习建立了油气悬架的自 阻尼孔时的节流效应将路面所传递振动的能量转换为 然对流热力学模型，并对不同的节流方式进行了研究. 油气悬架系统的热能.节流效应所产生的热量会导致Els和Grobbelaar0对油气悬架的传热效应进行了研 油气悬架系统的温度上升，继而影响油气悬架的响应 究，总结了油气悬架发热主要因素，归纳了热量对油气 特性。 悬架性能的影响。 收稿日期：201403-16

工程科学学报，第 37 卷，第 7 期: 950--954，2015 年 7 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 7: 950--954，July 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 07． 018; http: / /journals． ustb． edu． cn 基于多区域的油气悬架油液温度特性分析 黄夏旭，杨 珏，申焱华，张文明 北京科技大学机械工程学院，北京 100083  通信作者，E-mail: solar1985@ sina． com 摘 要 实际生产中油气悬架内部油液可能存在温度梯度，而目前油气悬架温升研究中多将其内部的油液整体作为一个研 究对象，这会导致对油气悬架系统温度变化的预测不准确． 针对该问题，将油气悬架内部油液划分为多个区域，在油液多区 域的油气悬架的热力学模型中引入油液流动传质． 通过仿真计算确定油液流动状态获取油液传质的量，分析油气悬架中各 个区域油液温度的变化趋势，并将模型计算与试验结果进行对比． 结果表明，油气悬架内部油液存在温度梯度，将油液作为 整体对象进行研究会存在一定误差，将油液划分为多个区域后进行研究能较为精确地描述油气悬架内部油液温度变化规律． 关键词 油气悬架; 油液; 温度梯度; 集中参数模型 分类号 TD57 Characteristic analysis of oil temperature in a hydropneumatic suspension based on multiple regions HUANG Xia-xu ，YANG Jue，SHEN Yan-hua，ZHANG Wen-ming School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: solar1985@ sina． com ABSTＲACT Internal oil in a hydropneumatic suspension is treated as a research object in recent thermodynamic studies; in fact， there should be a temperature gradient in the oil，and this may result in inaccurate predictions of the temperature change of the suspen￾sion． This paper outlines a method of dividing the internal oil into multiple regions to solve the problem． Firstly，a validation experi￾ment was performed to test the temperature gradient in the oil． Then，a lumped parameter thermal model was established to describe the suspension used in the test． The most important is that mass transfer between the regions was taken into consideration in the model． Experimental results show that the temperature gradient exists in the internal oil． In other words，it is inaccurate to make the whole internal oil as a research object． Meanwhile，comparative results show that the proposed model can describe the temperature change regularity of the oil more accurately． KEY WOＲDS hydropneumatic suspensions; oil; temperature gradient; lumped parameter models 收稿日期: 2014--03--16 由于载重量较大而且路况比较恶劣，矿用自卸车 多使用被动形式的油气混合式油气悬架． 油气悬架中 的气体主要用来储存和释放部分振动能量． 油液通过 阻尼孔时的节流效应将路面所传递振动的能量转换为 油气悬架系统的热能． 节流效应所产生的热量会导致 油气悬架系统的温度上升，继而影响油气悬架的响应 特性． 在油气悬架热力学研究方面，吴宏涛和张明［1］研 究了激励振幅、激励频率、温度变化等对油气悬架动态 特性的影响规律． 陈轶杰等［2--3］建立了油气悬架的自 然对流热力学模型，并对不同的节流方式进行了研究． Els 和 Grobbelaar［4］对油气悬架的传热效应进行了研 究，总结了油气悬架发热主要因素，归纳了热量对油气 悬架性能的影响．

黄夏旭等：基于多区域的油气悬架油液温度特性分析 951 上述研究在建立热力学模型时将不同腔的油液看 作是整体，计算所得结果不能体现内部油液的温度梯 度.由于油气悬架内部油液温度存在梯度，各个部分 油液的特性（如黏度）会不同，在计算阻尼力时会存在 偏差，进而导致对油气悬架特性的评估出现偏差 研究油液悬架系统的油液温度分布，为进一步准 10 11 12 13 确描述油气悬架系统响应特性奠定基础是本文研究的 1~7一温度传感器(1~7号)：8一气体（氮气）：9一活塞（杆）： 内容和目的.文中将油气悬架内部油液按区域分成多 10一单向阀（阻尼孔）：11一环形腔油液：12一工作腔油液： 个部分，考虑各个部分热容并引入油液流动传质，对油 13一缸简 图2油气悬架试验传感器安装位置及区域划分 气悬架油液温度分布进行研究 Fig.2 Sensor mounting location and region dividing of the hydro 1油气悬架试验平台 pneumatic suspension 为研究油气悬架内部油液温度分布规律，将油气 腔内油液所占容积划分为区域2~9，环形腔内油液所 悬架系统在台架上进行试验.试验台架为自行设 占容积划分为区域10.区域11、12为缸筒、活塞（活塞 计5，如图1所示.试验中将簧载质量和油气悬架构 杆)体积.上述区域中，区域1、2、10所占容积会随着 成一个振动系统，在油气悬架底部施加激励，使活塞和 油气悬架缸筒与活塞之间的相对运动发生变化，其他 缸筒（簧载质量）之间产生相对运动，进而引起悬架系 的区域容积为常量 统的温度发生变化，通过测量油液温度变化研究油气 依据油气悬架热量的交换途径及图2中划分的区 悬架系统内部油液温度分布的规律. 域，可得油气悬架的热量交换网络如图3所示.T,为 气体中心温度，T2~T,为缸筒工作腔区域2~9油液中 心温度，T。环形腔油液的中心温度，T,为缸筒的中心 0 温度，T2为活塞杆中心温度，T,为环境温度. 1一支架：2一油气悬架：3一传感器：4一电机，减速器：5一簧载质 13 量：6一采集系统 图1油气悬架试验台结构简图 Fig.I Structure of the test bench 图3油气悬架热传递网络 Fig.3 Heat transfer network of the hydro pneumatic suspension 试验中使用P100温度传感器测量工作腔油液温 度变化，量程为0~150℃，精度为0.1℃.由于油气悬 由于油液在工作腔和环形腔之间流动，故区域 2~11内的油液之间除了传热之外还应有传质效应. 架内部空间限制，传感器只安装在活塞杆内部.在油 气悬架活塞杆中心竖直方向上安装传感器，相邻两个 假设外界环境稳定，图中共有13个节点，油气悬架集 传感器之间垂直距离为80mm,传感器数量为7，从上 中参数热力学模型方程为 到下编号为1~7，如图2所示. (-T)=12..3. 2油气悬架多区域集中参数热力学模型 (1) 为保持油气悬架数学模型中的节点与试验中温度 式中：T:为节点温度，K;R为区域之间的热阻，KW: 测试点一致，依据温度传感器安装位置，尽量保证各个 心：为外界所做的功，W;m为单位时间内介质传质的 区域油液中心与传感器位置重合，将工作腔油液进行 量，kgs:h为单位介质的内能，Jkg:c:为各部分介 区域划分，如图2中1~12为所划分区域 质的热容，J·K.没有外界能量输入输出的节点，" 油气悬架内部氮气所占容积划分为区域1，工作 为零：油液流动速度为零的节点，m为零

黄夏旭等: 基于多区域的油气悬架油液温度特性分析 上述研究在建立热力学模型时将不同腔的油液看 作是整体，计算所得结果不能体现内部油液的温度梯 度． 由于油气悬架内部油液温度存在梯度，各个部分 油液的特性( 如黏度) 会不同，在计算阻尼力时会存在 偏差，进而导致对油气悬架特性的评估出现偏差． 研究油液悬架系统的油液温度分布，为进一步准 确描述油气悬架系统响应特性奠定基础是本文研究的 内容和目的． 文中将油气悬架内部油液按区域分成多 个部分，考虑各个部分热容并引入油液流动传质，对油 气悬架油液温度分布进行研究． 1 油气悬架试验平台 为研究油气悬架内部油液温度分布规律，将油气 悬架系 统 在 台 架 上 进 行 试 验． 试验台架为自行设 计［5--8］，如图 1 所示． 试验中将簧载质量和油气悬架构 成一个振动系统，在油气悬架底部施加激励，使活塞和 缸筒( 簧载质量) 之间产生相对运动，进而引起悬架系 统的温度发生变化，通过测量油液温度变化研究油气 悬架系统内部油液温度分布的规律． 1—支架; 2—油气悬架; 3—传感器; 4—电机，减速器; 5—簧载质 量; 6—采集系统 图 1 油气悬架试验台结构简图 Fig． 1 Structure of the test bench 试验中使用 Pt100 温度传感器测量工作腔油液温 度变化，量程为 0 ～ 150 ℃，精度为 0. 1 ℃ ． 由于油气悬 架内部空间限制，传感器只安装在活塞杆内部． 在油 气悬架活塞杆中心竖直方向上安装传感器，相邻两个 传感器之间垂直距离为 80 mm，传感器数量为 7，从上 到下编号为 1 ～ 7，如图 2 所示． 2 油气悬架多区域集中参数热力学模型 为保持油气悬架数学模型中的节点与试验中温度 测试点一致，依据温度传感器安装位置，尽量保证各个 区域油液中心与传感器位置重合，将工作腔油液进行 区域划分，如图 2 中 1 ～ 12 为所划分区域． 油气悬架内部氮气所占容积划分为区域 1，工作 1 ～ 7—温度传感器( 1 ～ 7 号) ; 8—气体( 氮气) ; 9—活塞( 杆) ; 10—单向 阀 ( 阻 尼 孔) ; 11—环 形 腔 油 液; 12—工 作 腔 油 液; 13—缸筒 图 2 油气悬架试验传感器安装位置及区域划分 Fig． 2 Sensor mounting location and region dividing of the hydro pneumatic suspension 腔内油液所占容积划分为区域 2 ～ 9，环形腔内油液所 占容积划分为区域 10． 区域 11、12 为缸筒、活塞( 活塞 杆) 体积． 上述区域中，区域 1、2、10 所占容积会随着 油气悬架缸筒与活塞之间的相对运动发生变化，其他 的区域容积为常量． 依据油气悬架热量的交换途径及图 2 中划分的区 域，可得油气悬架的热量交换网络如图 3 所示． T1为 气体中心温度，T2 ～ T9为缸筒工作腔区域 2 ～ 9 油液中 心温度，T10环形腔油液的中心温度，T11为缸筒的中心 温度，T12为活塞杆中心温度，T13为环境温度． 图 3 油气悬架热传递网络 Fig． 3 Heat transfer network of the hydro pneumatic suspension 由于油液在工作腔和环形腔之间流动，故 区 域 2 ～ 11内的油液之间除了传热之外还应有传质效应． 假设外界环境稳定，图中共有 13 个节点，油气悬架集 中参数热力学模型方程［9--11］为 ci dTi dt = 1 Ｒij ( Tj － Ti ) + wi + Σh m· i，i，j = 1，2，…，13． ( 1) 式中: Ti为节点温度，K; Ｒij为区域之间的热阻，K·W － 1 ; wi为外界所做的功，W; m · i 为单位时间内介质传质的 量，kg·s － 1 ; h 为单位介质的内能，J·kg － 1 ; ci为各部分介 质的热容，J·K － 1 ． 没有外界能量输入输出的节点，wi 为零; 油液流动速度为零的节点，m · i为零． · 159 ·

·952· 工程科学学报，第37卷，第7期 由流过阻尼孔的油液体积与活塞移动时环形腔内 油液的热导率为0.116~0.151W·m1.K1,如果 体积变化相等可得2国 区域3~5内油液之间换热途径为热传递，它们之间的 A,dx 温度梯度应与区域7~9内油液温度梯度类似，存在比 较大的差值，然而试验结果并非如此.究其原因，是油 [CaA +CaA (0.5+0.5sign () -IP:-P2l 气悬架内的油液同时存在传质与传热效应. (2) 拉伸过程中，环形腔内的油液流向工作腔，在耗散 式中：A2为环形腔面积，m2:C和C分别为阻尼孔和单 机械能生成热量的同时，环形腔流入工作腔的油液由 向阀过流系数：A和A,分别分阻尼孔和单向阀过流面 于传质也带入热量.油液具有一定动能，故在将热量 积，m;P:为工作腔压力，PaP2为环形腔压力，Pa;x为 带入阻尼孔附近区域的同时会引起附近区域油液产生 缸筒活塞相对位移，mp为油液密度，kg·m3.油液流 流动，从而导致阻尼孔附近区域的油液温度趋于一致. 经小孔产生的压力损失转化为热量，导致油气悬架的 在油液内部黏滞力的作用下，油液流动的速度会逐渐 温度升高. 降低，同时由于工作腔内部空间限制，从环形腔流入工 区域3、4和10内油液的由外界输入能量为 作腔内的油液所引起的扰动未传递到工作腔底部的区 p(A2)3 域内，如区域7~9.故而试验中测得的工作腔底部油 0-21C4+Ca40.5+0.5sig()]2 (3) 液温度与阻尼孔附近油液存在梯度.反之可得压缩过 式(1)~(3)即可描述油液热量的产生.油液传 程的状态.由结果及分析可知，将油气悬架内油液划 质的热量运输和热传递使得油气悬架内部油液的温度 分区域后进行研究是合理的. 呈现不同分布的现象 3.2油液流动状态 由于工作腔内部空间限制，油液流动的状态无法 3试验及多区域热力学模型仿真结果 测得.为计算油气悬架内各个区域之间传质的量，建 3.1油气悬架试验结果及分析 立工作腔三维模型，通过仿真计算获取油液流动状 试验时外界环境温度为25℃，持续正弦激励，激 态4.边界条件中，两个阻尼孔为速度入口，与气体 励幅值为5mm,频率为2Hz,数据采样频率为100Hz. 接触的界面为压力出口，其他为壁面. 试验过程中当油液温度达到45℃时停止试验，试验测 试验测得缸筒和活塞相对位移频率为2Hz,幅值 得油液温度结果如图4所示. 为4.5mm,可得缸筒与活塞（杆）之间相对速度最大值 55r 为0.057m·s.由油液的质量守恒，可得流经阻尼孔 口1号传感器 一2号传感器 油液的最大流速为40.8m·s.油液密度为950 50 0 3号传感器 kgm3,运动黏度为50×10-6m2·s1,考虑到相对速 4号传感器 45 合一5号传感器 度近似为正弦形式，取幅值的有效值28.9m·s作为 =0一6号传感器 -7号传感器 入口速度，持续时间为0.25s进行仿真计算. 40 在区域2至区域9界面及通过阻尼孔的轴向截面 35 30F 。。。。字之字言守才8 做切面，工作腔内油液的流动状态如图5所示 25d8$a60Rg绿9e日o。eooe8ee06060006 图5(a)中为流动速度不大于1m·s的区域，可 知流动较为剧烈的区域为阻尼孔附近的区域3和4， 而且由两个阻尼孔流出的油液产生碰撞，流速转变为 20%10020003000400050006000700080009000 垂直方向.其他区域流速远小于1m·s,故图中没有 时间s 显示流线. 图4试验测得油液温度 图5(b)中为流动速度不大于0.001m·s的区 Fig.4 Experimental results of oil temperature 域，区域5与区域6交界面的流速接近0.001m·s, 图4试验结果表明，在一定的激励下，工作腔内的 而区域内部流速接近零，可认为相对于壁面，区域7~ 油液从上到下存在温度梯度，而且梯度不均匀.1~3 9内油液处于静止状态 号传感器所测得的区域3~5内油液温度在整个试验 油液流动的仿真结果也验证了试验结果的正确 过程中都保持一致.4号传感器所测得的区域6内油 性.油液通过阻尼孔流入工作腔，在阻尼孔附近区域 液温度变化趋势与区域3~5内油液温度变化趋势接 发生碰撞，是动能转换为热能的主要区域。由于流速 近，但存在2~3℃的差值.5~7号传感器所测得的区 较高，故区域3~6内油液温度趋于一致，而且比其他 域7~9内油液温度与其他区域油液温度存在10~ 区域油液温度高.远离阻尼孔的区域7~9由于流速 15℃的差值. 很低，其温度升高所需热量主要由阻尼孔附近区域传

工程科学学报，第 37 卷，第 7 期 由流过阻尼孔的油液体积与活塞移动时环形腔内 体积变化相等可得［12--13］ A2 dx = ［CdAd + CchAch ( 0. 5 + 0. 5sign( x · ) ) ］ 2 ρ | p1 － p 槡 2 | ． ( 2) 式中: A2为环形腔面积，m2 ; Cd和 Cch分别为阻尼孔和单 向阀过流系数; Ad和 Ach分别分阻尼孔和单向阀过流面 积，m2 ; p1为工作腔压力，Pa; p2为环形腔压力，Pa; x 为 缸筒活塞相对位移，m; ρ 为油液密度，kg·m － 3 ． 油液流 经小孔产生的压力损失转化为热量，导致油气悬架的 温度升高． 区域 3、4 和 10 内油液的由外界输入能量为 w = ρ( A2 x ·) 3 2{ CdAd + CchAch［0. 5 + 0. 5sign( x ·) ］} 2 ． ( 3) 式( 1) ～ ( 3) 即可描述油液热量的产生． 油液传 质的热量运输和热传递使得油气悬架内部油液的温度 呈现不同分布的现象． 3 试验及多区域热力学模型仿真结果 3. 1 油气悬架试验结果及分析 试验时外界环境温度为 25 ℃，持续正弦激励，激 励幅值为 5 mm，频率为 2 Hz，数据采样频率为 100 Hz． 试验过程中当油液温度达到 45 ℃时停止试验，试验测 得油液温度结果如图 4 所示． 图 4 试验测得油液温度 Fig． 4 Experimental results of oil temperature 图 4 试验结果表明，在一定的激励下，工作腔内的 油液从上到下存在温度梯度，而且梯度不均匀． 1 ～ 3 号传感器所测得的区域 3 ～ 5 内油液温度在整个试验 过程中都保持一致． 4 号传感器所测得的区域 6 内油 液温度变化趋势与区域 3 ～ 5 内油液温度变化趋势接 近，但存在 2 ～ 3 ℃的差值． 5 ～ 7 号传感器所测得的区 域 7 ～ 9 内油液温度与其他区域油液温度存在10 ～ 15 ℃的差值． 油液的热导率为 0. 116 ～ 0. 151 W·m － 1·K － 1，如果 区域 3 ～ 5 内油液之间换热途径为热传递，它们之间的 温度梯度应与区域 7 ～ 9 内油液温度梯度类似，存在比 较大的差值，然而试验结果并非如此． 究其原因，是油 气悬架内的油液同时存在传质与传热效应． 拉伸过程中，环形腔内的油液流向工作腔，在耗散 机械能生成热量的同时，环形腔流入工作腔的油液由 于传质也带入热量． 油液具有一定动能，故在将热量 带入阻尼孔附近区域的同时会引起附近区域油液产生 流动，从而导致阻尼孔附近区域的油液温度趋于一致． 在油液内部黏滞力的作用下，油液流动的速度会逐渐 降低，同时由于工作腔内部空间限制，从环形腔流入工 作腔内的油液所引起的扰动未传递到工作腔底部的区 域内，如区域 7 ～ 9． 故而试验中测得的工作腔底部油 液温度与阻尼孔附近油液存在梯度． 反之可得压缩过 程的状态． 由结果及分析可知，将油气悬架内油液划 分区域后进行研究是合理的． 3. 2 油液流动状态 由于工作腔内部空间限制，油液流动的状态无法 测得． 为计算油气悬架内各个区域之间传质的量，建 立工作腔三维模型，通过仿真计算获取油液流动状 态［14--15］． 边界条件中，两个阻尼孔为速度入口，与气体 接触的界面为压力出口，其他为壁面． 试验测得缸筒和活塞相对位移频率为 2 Hz，幅值 为 4. 5 mm，可得缸筒与活塞( 杆) 之间相对速度最大值 为 0. 057 m·s － 1 ． 由油液的质量守恒，可得流经阻尼孔 油液 的 最 大 流 速 为 40. 8 m·s － 1 ． 油 液 密 度 为 950 kg·m － 3，运动黏度为 50 × 10 － 6 m2 ·s － 1，考虑到相对速 度近似为正弦形式，取幅值的有效值 28. 9 m·s － 1作为 入口速度，持续时间为 0. 25 s 进行仿真计算． 在区域 2 至区域 9 界面及通过阻尼孔的轴向截面 做切面，工作腔内油液的流动状态如图 5 所示． 图 5( a) 中为流动速度不大于 1 m·s － 1 的区域，可 知流动较为剧烈的区域为阻尼孔附近的区域 3 和 4， 而且由两个阻尼孔流出的油液产生碰撞，流速转变为 垂直方向． 其他区域流速远小于 1 m·s － 1，故图中没有 显示流线． 图 5( b) 中为流动速度不大于 0. 001 m·s － 1 的区 域，区域 5 与区域 6 交界面的流速接近 0. 001 m·s － 1， 而区域内部流速接近零，可认为相对于壁面，区域 7 ～ 9 内油液处于静止状态． 油液流动的仿真结果也验证了试验结果的正确 性． 油液通过阻尼孔流入工作腔，在阻尼孔附近区域 发生碰撞，是动能转换为热能的主要区域． 由于流速 较高，故区域 3 ～ 6 内油液温度趋于一致，而且比其他 区域油液温度高． 远离阻尼孔的区域 7 ～ 9 由于流速 很低，其温度升高所需热量主要由阻尼孔附近区域传 · 259 ·

黄夏旭等：基于多区域的油气悬架油液温度特性分析 ·953· 1×10P (a) 1×10-3 50 1号传感器 9x104 节点3 45 8x10H 7×10 7×10 40 6x10 6x10 35 5x10 5×10 4x105 4×104 30 2AB6 BEEREEEFE以 3x10 3x10 25 2x10 2×10尸 1x10 Ix10- 20610020003000400050006000700080009000 1×10-5 ■1×10 时间/ 图5工作腔油液速度云图.(a)油液流速不大于1m·s1的区 图6区域3油液试验温度与计算温度 域：()油液流速不大于0.001m的区域 Fig.6 Experimental and calculated oil temperature in Region 3 Fig.5 Velocity contours of oil in the working chamber:(a)area where the oil flow rate is less than 1 ms:(b)area where the oil 50 一·一2号传感器 flow rate is less than 0.001 m's-! 一节点4 45 递得到. 40 3.3多区域热力学模型仿真结果及分析 由图5可知，由环形腔流入工作腔的油液对撞后 获得沿轴线速度，然后沿轴线的流动速度会迅速衰减 直至油液流动达到静止.依据流动速度可计算各个相 邻区域之间单位时间内传质的量.以每个区域内油液 的质量为基准，区域3与区域4之间传质的量为6.25， 区域4与区域5之间传质的量为0.05，区域5与区域 0% 10002000300040005000600070008000g000 6之间传质的量为0.003.区域6至区域7~9内的油 时间/s 液流动速度接近零，故假定上述区域之间传质的量 图7区域4油液试验温度与计算温度 为零 Fig.7 Experimental and calculated oil temperature in Region 4 只考虑油液传质所包含的内能，将上述数据代入 50 式(1)，计算可得工作腔内各节点油液温度，并与传感 。3号传感器 器测得温度对比，结果如图所示.图中图例含义为：1 一节点5 45 号传感器测得温度为试验测得的区域3油液温度，节 点3计算所得温度为依据方程计算所得的区域3油液 40 温度，其他区域油液温度依次类推。 35 由图6~图9可知，引入油液传质后油气悬架区 域3~6内部油液的测试温度变化趋势和计算所得温度 D-QQ00000Q00000g0no00.a0npp0e0 30 变化趋势是较吻合的.图9和图10中所示区域7~9 中油液温度的试验值和计算值之间存在一定的差值. 25 计算结果中，工作腔内部油液的温度上升趋势与 试验所得结果基本一致，所得最高温度与试验所得也 20010020W03000400050w006000700080009000 时间 相差很小，可知区域划分油气悬架内部油液后使用集 图8区域5油液试验温度与计算温度 中参数热模型法，并引入油液流动传质，能比较精确地 Fig.8 Experimental and calculated oil temperature in Region 5 描述油气悬架内部油液的温度变化规律 计算结果与试验结果之间的差值可能是由于在计 流动状态的计算不够准确.因此，为准确预测油气悬 算油液流动状态时，模型中未考虑传感器对流场的影 架的热力学状态，精确计算油液流动状态，进而确定油 响，同时模型的边界条件与实际情况存在差距，导致对 液传质的量有待进一步的研究

黄夏旭等: 基于多区域的油气悬架油液温度特性分析 图 5 工作腔油液速度云图． ( a) 油液流速不大于 1 m·s － 1 的区 域; ( b) 油液流速不大于 0. 001 m·s － 1的区域 Fig． 5 Velocity contours of oil in the working chamber: ( a) area where the oil flow rate is less than 1 m·s － 1 ; ( b) area where the oil flow rate is less than 0. 001 m·s － 1 递得到． 3. 3 多区域热力学模型仿真结果及分析 由图 5 可知，由环形腔流入工作腔的油液对撞后 获得沿轴线速度，然后沿轴线的流动速度会迅速衰减 直至油液流动达到静止． 依据流动速度可计算各个相 邻区域之间单位时间内传质的量． 以每个区域内油液 的质量为基准，区域 3 与区域 4 之间传质的量为 6. 25， 区域 4 与区域 5 之间传质的量为 0. 05，区域 5 与区域 6 之间传质的量为 0. 003． 区域 6 至区域 7 ～ 9 内的油 液流动速度接近零，故假定上述区域之间传质的量 为零． 只考虑油液传质所包含的内能，将上述数据代入 式( 1) ，计算可得工作腔内各节点油液温度，并与传感 器测得温度对比，结果如图所示． 图中图例含义为: 1 号传感器测得温度为试验测得的区域 3 油液温度，节 点 3 计算所得温度为依据方程计算所得的区域 3 油液 温度，其他区域油液温度依次类推． 由图 6 ～ 图 9 可知，引入油液传质后油气悬架区 域3 ～ 6内部油液的测试温度变化趋势和计算所得温度 变化趋势是较吻合的． 图 9 和图 10 中所示区域 7 ～ 9 中油液温度的试验值和计算值之间存在一定的差值． 计算结果中，工作腔内部油液的温度上升趋势与 试验所得结果基本一致，所得最高温度与试验所得也 相差很小，可知区域划分油气悬架内部油液后使用集 中参数热模型法，并引入油液流动传质，能比较精确地 描述油气悬架内部油液的温度变化规律． 计算结果与试验结果之间的差值可能是由于在计 算油液流动状态时，模型中未考虑传感器对流场的影 响，同时模型的边界条件与实际情况存在差距，导致对 图 6 区域 3 油液试验温度与计算温度 Fig． 6 Experimental and calculated oil temperature in Ｒegion 3 图 7 区域 4 油液试验温度与计算温度 Fig． 7 Experimental and calculated oil temperature in Ｒegion 4 图 8 区域 5 油液试验温度与计算温度 Fig． 8 Experimental and calculated oil temperature in Ｒegion 5 流动状态的计算不够准确． 因此，为准确预测油气悬 架的热力学状态，精确计算油液流动状态，进而确定油 液传质的量有待进一步的研究． · 359 ·

·954· 工程科学学报，第37卷，第7期 50 modynamic model of hydro-pneumatic spring.J Syst Simul,2008, 44号传感器 20(15):4198 45 a…节点6 (陈铁杰，顾亮，官继富.油气弹簧自然对流热力学模型研 5号传感器 究.系统仿真学报，2008,20(15)：4198) 节点7 40 B]Chen Y J,Zhao B,Zhang X,et al.Research on the temperature rise of hydro-pneumatic suspension under the random power.J Mech Strength,2010.32(6):869 (陈铁杰，赵博，张旭，等.基于随机激励的油气悬挂温升现 30 象研究.机械强度，2010,32(6)：869) 4] Els P S,Grobbelaar B.Heat transfer effects on hydropneumatic suspension systems.J Terramech,1999,36(4):197 5 Zhang J W,Chen SZ,Wu ZC,et al.Design and test of a hydro 206 100020003000400050006000700080009000 pneumatic suspension with adjustable stiffness and damping.Chin 时间 J Automot Eng,2013,3(2):106 (张军伟，陈思忠，吴志成，等.刚度和阻尼均可调的油气悬 图9区域6、7油液试验温度与计算温度 架设计与试验.汽车工程学报，2013,3(2)：106) Fig.9 Experimental and calculated oil temperature in Regions 6 and 7 [6] Zhen L X,Zhang W M.Research on simulation and experiment of 40r hydro-pneumatic suspension with single gas cell.Chin Mech -日-一6号传感器 Eng,2009,45(5):290 节点8 (甄龙信，张文明.单气室油气悬架的仿真与试验研究.机械 35 一7号传感器 工程学报，2009,45(5)：290) 98a99g90.06600690060090 一节点9 ] Yang J,Chen S Z,Wu Z C.Design and testing on the hydro- pneumatic suspensions with controllable stiffness and damping. 30 Trans Chin Soc Agrie Mach,2008,39(10)20 (杨杰，陈思忠，吴志成.油气悬架可控刚度阻尼设计与试 验.农业机械学报，2008,39(10)：20) [8]Wang R C,Chen L,Zhang X L.et al.Design and test of semi- active air suspension system of vehicle.Trans Chin Soc Agric Mach,2012,43(4):6 200100020003000400050006000700080009000 (汪若尘，陈龙，张孝良，等.车辆半主动空气悬架系统设计 时间s 与试验.农业机械学报，2012,43(4)：6) [9]Lim C H,Airoldi G,Bumby J R.Experimental and CFD investi- 图10区域8、9油液试验温度与计算温度 gation of a lumped parameter thermal model of a single-sided,slot- Fig.10 Experimental and calculated oil temperature in Regions 8 and 9 ted axial flux generator.Int J Therm Sci,2010,49(9):1732 [10]Mellor P H,Roberts D.Lumped parameter thermal model for e- 4结论 lectrical machines of TEFC design.Electr Power Appl,1991, 138(5):205 (1)试验及计算结果表明，在一定激励下，油气悬 [11]Eyres R D,Champneys A.R,Lieven N A J.Modelling and dy- 架工作腔内油液存在温度梯度.梯度产生的原因是流 namic response of a damper with relief valve.Nonlinear Dyn, 2005,40(2):119 入工作腔油液在阻尼孔附近区域碰撞，耗散动能产生 [12]Mish A M.Discharge equations for uncalibrated sharp edged ori- 热能，使该区域油液温度升高.远离阻尼孔的区域油 fice plates.ISH J Hydraul Eng,006,12(1):1 液流动速度很低，通过传质传递的热量几乎为零，油液 [13]Tian J Y,Di Y,Xiang H R.Study on rigid property and damp- 温度上升主要依赖于热传导，而油液的热导率较低，因 ing capacity of HPS with isolated single-chamber.Trans Chin Soc 而温度上升缓慢 Agric Mach,2007,38(2):35 (田晋跃，狄勇，向华荣.油气分离式单气室悬架刚度与阻 (2)将油气悬架内部油液进行区域划分，在多区 尼性能研究.农业机械学报，2007,38(2)：35) 域热力学模型引入油液流动传质后能较精确的描述油 [14]Yuan S Q,Zhu X Y,Li H,et al.Numerical simulation of inner 气悬架内部油液温度变化规律，这为油气悬架热力学 flow for complete fluidic sprinkler using computational fluid dy- 分析提供了新的思路 namics.Trans Chin Soc Agric Mach,2005,36(10):46 (袁寿其，朱兴业，李红，等.全射流喷头内部流场计算流体 参考文献 动力学数值模拟.农业机械学报，2005,36(10)：46) Wu HT.Zhang M.Hydro-pneumatic spring thermal equilibrium [15]Zhao L,Chen Q,Quan L.Visualization analysis of the flow field simulation and test research.Veh Pouer Technol,2007(3):37 in a moving spool valve.Trans Chin Soc Agric Mach,2008,39 (吴宏涛，张明.油气弹簧热平衡仿真及试验研究.车辆与动 (11):142 力技术，2007(3)：37) (赵蕾，陈青，权龙.阀芯运动状态滑阀内部流场的可视化 2]Chen YJ,Gu L,Guan J F.Research on natural convection ther- 分析.农业机械学报，2008,39(11)：142)

工程科学学报，第 37 卷，第 7 期 图 9 区域 6、7 油液试验温度与计算温度 Fig． 9 Experimental and calculated oil temperature in Ｒegions 6 and 7 图 10 区域 8、9 油液试验温度与计算温度 Fig． 10 Experimental and calculated oil temperature in Ｒegions 8 and 9 4 结论 ( 1) 试验及计算结果表明，在一定激励下，油气悬 架工作腔内油液存在温度梯度． 梯度产生的原因是流 入工作腔油液在阻尼孔附近区域碰撞，耗散动能产生 热能，使该区域油液温度升高． 远离阻尼孔的区域油 液流动速度很低，通过传质传递的热量几乎为零，油液 温度上升主要依赖于热传导，而油液的热导率较低，因 而温度上升缓慢． ( 2) 将油气悬架内部油液进行区域划分，在多区 域热力学模型引入油液流动传质后能较精确的描述油 气悬架内部油液温度变化规律，这为油气悬架热力学 分析提供了新的思路． 参 考 文 献 ［1］ Wu H T，Zhang M． Hydro-pneumatic spring thermal equilibrium simulation and test research． Veh Power Technol，2007( 3) : 37 ( 吴宏涛，张明． 油气弹簧热平衡仿真及试验研究． 车辆与动 力技术，2007( 3) : 37) ［2］ Chen Y J，Gu L，Guan J F． Ｒesearch on natural convection ther￾modynamic model of hydro-pneumatic spring． J Syst Simul，2008， 20( 15) : 4198 ( 陈轶杰，顾亮，官继富． 油气弹簧自然对流热力学模型研 究． 系统仿真学报，2008，20( 15) : 4198) ［3］ Chen Y J，Zhao B，Zhang X，et al． Ｒesearch on the temperature rise of hydro-pneumatic suspension under the random power． J Mech Strength，2010，32( 6) : 869 ( 陈轶杰，赵博，张旭，等． 基于随机激励的油气悬挂温升现 象研究． 机械强度，2010，32( 6) : 869) ［4］ Els P S，Grobbelaar B． Heat transfer effects on hydropneumatic suspension systems． J Terramech，1999，36( 4) : 197 ［5］ Zhang J W，Chen S Z，Wu Z C，et al． Design and test of a hydro pneumatic suspension with adjustable stiffness and damping． Chin J Automot Eng，2013，3( 2) : 106 ( 张军伟，陈思忠，吴志成，等． 刚度和阻尼均可调的油气悬 架设计与试验． 汽车工程学报，2013，3( 2) : 106) ［6］ Zhen L X，Zhang W M． Ｒesearch on simulation and experiment of hydro-pneumatic suspension with single gas cell． Chin J Mech Eng，2009，45( 5) : 290 ( 甄龙信，张文明． 单气室油气悬架的仿真与试验研究． 机械 工程学报，2009，45( 5) : 290) ［7］ Yang J，Chen S Z，Wu Z C． Design and testing on the hydro￾pneumatic suspensions with controllable stiffness and damping． Trans Chin Soc Agric Mach，2008，39( 10) : 20 ( 杨杰，陈思忠，吴志成． 油气悬架可控刚度阻尼设计与试 验． 农业机械学报，2008，39( 10) : 20) ［8］ Wang Ｒ C，Chen L，Zhang X L，et al． Design and test of semi￾active air suspension system of vehicle． Trans Chin Soc Agric Mach，2012，43( 4) : 6 ( 汪若尘，陈龙，张孝良，等． 车辆半主动空气悬架系统设计 与试验． 农业机械学报，2012，43( 4) : 6) ［9］ Lim C H，Airoldi G，Bumby J Ｒ． Experimental and CFD investi￾gation of a lumped parameter thermal model of a single-sided，slot￾ted axial flux generator． Int J Therm Sci，2010，49( 9) : 1732 ［10］ Mellor P H，Ｒoberts D． Lumped parameter thermal model for e￾lectrical machines of TEFC design． Electr Power Appl，1991， 138( 5) : 205 ［11］ Eyres Ｒ D，Champneys A． Ｒ，Lieven N A J． Modelling and dy￾namic response of a damper with relief valve． Nonlinear Dyn， 2005，40( 2) : 119 ［12］ Mish A M． Discharge equations for uncalibrated sharp edged ori￾fice plates． ISH J Hydraul Eng，2006，12( 1) : 1 ［13］ Tian J Y，Di Y，Xiang H Ｒ． Study on rigid property and damp￾ing capacity of HPS with isolated single-chamber． Trans Chin Soc Agric Mach，2007，38( 2) : 35 ( 田晋跃，狄勇，向华荣． 油气分离式单气室悬架刚度与阻 尼性能研究． 农业机械学报，2007，38( 2) : 35) ［14］ Yuan S Q，Zhu X Y，Li H，et al． Numerical simulation of inner flow for complete fluidic sprinkler using computational fluid dy￾namics． Trans Chin Soc Agric Mach，2005，36( 10) : 46 ( 袁寿其，朱兴业，李红，等． 全射流喷头内部流场计算流体 动力学数值模拟． 农业机械学报，2005，36( 10) : 46) ［15］ Zhao L，Chen Q，Quan L． Visualization analysis of the flow field in a moving spool valve． Trans Chin Soc Agric Mach，2008，39 ( 11) : 142 ( 赵蕾，陈青，权龙． 阀芯运动状态滑阀内部流场的可视化 分析． 农业机械学报，2008，39( 11) : 142) · 459 ·