Efecto de la textura del pistón en condiciones de trabajo de inclinación y excentricidad sobre las características de amortiguamiento de un amortiguador hidráulico - El lago de los cisnes Co., Ltd de Shijiazhuang

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 9807 (2022) Citar este artículo

719 Accesos

Detalles de métricas

Con el fin de predecir con precisión las características de amortiguamiento de un amortiguador hidráulico en condiciones de inclinación y excentricidad del pistón, especialmente, considerando los efectos de la construcción de la superficie del pistón. En el presente trabajo, teniendo en cuenta la ligera inclinación y excentricidad del pistón, se desarrolló un modelo matemático más detallado para estimar los efectos de la textura del pistón en las características de amortiguación. Basado en los modelos matemáticos del depósito y la carrera de compresión junto con la ecuación de Reynolds, se desarrolló un nuevo modelo de fuerza de amortiguación que analizó los efectos de la estructura del pistón en las características de amortiguación. Los modelos matemáticos de textura del pistón, ligera inclinación del pistón, excentricidad del pistón y combinaciones de tres casos se desarrollan para analizar en detalle los efectos de la textura del pistón en diferentes condiciones de trabajo sobre las características de amortiguación. Los resultados mostraron que la fuerza de fricción del pistón aumenta parabólicamente con el aumento de la relación de profundidad, y la del pistón aumenta linealmente con el aumento de la relación de área. Las texturas de los pistones tienen pocos efectos sobre las características de amortiguación en condiciones de parámetros estructurales específicos cuando el pistón funciona normalmente; sin embargo, las texturas de los pistones ligeramente inclinados y excéntricos tienen grandes efectos. Como resultado, las texturas de los pistones pueden causar una alta fuerza de amortiguación, destruyendo la comodidad y la seguridad. Por lo tanto, es necesario que los efectos de la construcción de la superficie del pistón se predijeran con precisión sobre las características de amortiguación en diferentes condiciones de trabajo. Los resultados podrían proporcionar una nueva perspectiva para el diseño de amortiguadores hidráulicos y la investigación de la dinámica del sistema del vehículo.

El amortiguador hidráulico de doble tubo se ha utilizado ampliamente en la suspensión de automóviles y en el sistema de suspensión de vehículos ferroviarios1,2 desde la tecnología madura y el costo moderado. La era contemporánea, en cuanto a automóviles y vehículos ferroviarios, se presta especial atención a la comodidad y la seguridad mientras se busca una mayor velocidad. Las características de amortiguación dinámica del amortiguador hidráulico tienen un gran impacto en el rendimiento dinámico de los vehículos3,4. Las características de amortiguación dinámica dependen de la estructura del amortiguador. Sin embargo, las estructuras se diseñan según el método de diseño tradicional que incluye la experiencia, luego se revisan y ajustan mediante la repetición de experimentos. Tomará un largo período y un alto costo. Las estructuras también se diseñan mediante el método de simulación numérica. Es preciso, rápido y conveniente. Sin embargo, el amortiguador suele funcionar en condiciones complejas. Es difícil obtener un rendimiento de amortiguación preciso en diferentes condiciones de trabajo complejas. Por lo tanto, es un enfoque de investigación importante predecir con precisión el rendimiento del amortiguador mediante el método de simulación numérica para diseñar estructuras óptimas adecuadas para condiciones de trabajo complejas.

Las estructuras del amortiguador tienen un gran impacto en las características de amortiguación dinámica. Duym5,6 y Yung7 establecieron modelos detallados que incluyen la estructura interna y el proceso de operación, analizaron el rendimiento de absorción de impactos en la estructura interna. Besinger8, Berger9 y Lion10 establecieron un modelo reológico que incluye amortiguador, resorte y fricción, y analizaron el efecto de los parámetros estructurales en las características de amortiguamiento. Czop11 formuló, derivó y validó el modelo no lineal de primer principio, investigó las vibraciones estructurales en las interacciones dinámicas entre los elementos de montaje, los sistemas de válvulas y el actuador hidráulico del amortiguador, y capturó las características dinámicas en un amplio rango operativo. Zhang12 elaboró el principio de funcionamiento de la doble cavidad membranosa basada en el amortiguador sensible a la amplitud (MASD), su modelo dinámico se derivó al combinar el modelado de primer principio de los componentes hidráulicos y el modelado empírico de la válvula membranosa. Al mismo tiempo, se analizó la influencia de la construcción del pistón y la válvula patrón en la amortiguación dinámica. Alireza Farjoud13 presentó un modelo no lineal de amortiguadores hidráulicos monotubo y enfatizó la estructura detallada de la pila de cuñas y sus efectos en el rendimiento general del amortiguador. Zhou14 estableció un modelo de mecánica de anillo de válvula reguladora flexible basado en principios mecánicos elásticos. Se investigó en profundidad el efecto de la superposición del grosor de las ranuras del acelerador en el tamaño de la abertura del acelerador. Wang15 estableció un nuevo modelo de parámetros completos y reveló las características dependientes del desplazamiento no lineal de los amortiguadores de pantógrafo de un tren de alta velocidad. Las características de amortiguamiento se analizan en las secciones transversales internas y las dimensiones de los orificios en la varilla por el modelo de parámetros completos. Farfan-Cabrera16 contribuyó con una revisión sobre el estado actual y las tendencias futuras de mejora para la optimización de componentes tribológicos críticos que se utilizan en vehículos, lo que permitió comprender los logros más recientes en términos de soluciones tribológicas aplicadas a los componentes críticos. La fricción entre el pistón y el cilindro del amortiguador hidráulico tiene un efecto crítico en las características de amortiguación del amortiguador, lo que proporciona una dirección importante para el modelado más fino y completo del amortiguador. Ji17 y Zhang18 establecieron un modelo sobre la fuerza de amortiguación que, considerando la fricción entre el pistón y el cilindro, analizó el rendimiento de amortiguación del amortiguador. Pero la fricción se calculó mediante una fórmula constante o empírica, que no podía reflejar completamente el efecto de la estructura del pistón (incluida la morfología de la superficie del pistón) en las características de amortiguación del amortiguador.

Sin embargo, es contacto de lubricación entre el pistón y el cilindro del amortiguador. el efecto de las estructuras superficiales es crucial para el rendimiento de fricción de los contactos de lubricación. Especialmente, la ecuación de Reynolds se usa ampliamente para resolver el análisis de fricción del cojinete de deslizamiento hidrodinámico19, el pistón y el cilindro del motor y el cilindro hidráulico20,21,22, y el efecto de la superficie del cojinete y la estructura del pistón podrían analizarse en detalle sobre la fricción. La condición y el principio de lubricación dinámica entre el pistón y el cilindro del amortiguador hidráulico de dos cilindros son los mismos que los del cojinete deslizante dinámico, el pistón y el cilindro del motor y el cilindro hidráulico. Con el rápido desarrollo del vehículo y el tren, la velocidad aumenta y se vuelve más y más alta, la comodidad del vehículo y el sistema del tren se vuelve más sensible a las variaciones de los parámetros de los componentes, especialmente al efecto de la fricción en la superficie del pistón. Por lo tanto, es imperativo establecer modelos más precisos sobre las características de amortiguamiento para investigar el efecto de la estructura de la superficie del pistón.

Las condiciones de trabajo del sistema de suspensión de automóviles y vehículos ferroviarios son complejas y variadas. La inclinación y la excentricidad del pistón se producen con frecuencia durante el funcionamiento a alta velocidad y a largo plazo, y tienen grandes efectos en las características de amortiguación, lo que hace que una fuerza de amortiguación alta destruya la comodidad y la seguridad. Wang23 abordó un modelo paramétrico no lineal más sutil y completo de un amortiguador de guiñada hidráulico de riel de alta velocidad, que predijo de manera precisa y robusta las características de amortiguación con un rango de velocidad extremadamente amplio. Alonso24 se ocupó de la modelización de los amortiguadores de guiñada y determinó la influencia de la modelización de este componente en los resultados obtenidos a la hora de predecir la estabilidad dinámica de un vehículo. Se verificó que el modelado preciso del amortiguador de derrape es crítico cuando se trata del desempeño dinámico del vehículo. Huang25 estableció un modelo simplificado del amortiguador de guiñada, analizó su desempeño dinámico en el rango de condiciones de operación, concluyó que la gran diferencia entre las condiciones dinámicas y estáticas fue causada por la flexibilidad interna del amortiguador bajo pequeñas amplitudes, lo que provocó la ocurrencia de fallas en condiciones especiales de trabajo. o el trabajo a largo plazo. Sun26 estudió las características de distorsión del amortiguador basándose en el método de la energía y obtuvo que la capacidad antidistorsión del amortiguador aumenta con el aumento de la presión de inflado. El espacio de cuña entre el pistón y el cilindro es generado por el pistón inclinado y excéntrico durante el funcionamiento, lo que provocó una gran fricción. Especialmente, la estructura de la superficie del pistón también tiene un gran efecto en la forma de la brecha de la cuña en condiciones de inclinación y excentricidad del pistón, lo que afecta las características de amortiguación. Sin embargo, los efectos de la textura del pistón sobre las características de amortiguación del amortiguador hidráulico en diferentes condiciones de trabajo son muy importantes y no se han investigado en detalle.

Para investigar los efectos de la estructura de la superficie del pistón en las características de amortiguación del amortiguador cuando el pistón está inclinado o excéntrico, en el presente trabajo, teniendo en cuenta la ligera inclinación y excentricidad del pistón, se desarrolla un modelo matemático más detallado para estimar el efecto del pistón. textura en las características de amortiguación dinámica de los amortiguadores. El trabajo actual demuestra las siguientes contribuciones nuevas: (1) Basado en los modelos matemáticos del depósito y la carrera de compresión junto con la ecuación de Reynolds, se desarrolló un nuevo modelo de fuerza de amortiguación, que analizó los efectos de la estructura de la superficie del pistón en las características de amortiguación. (2) La fuerza de amortiguamiento se analizó en detalle en diferentes condiciones de trabajo, incluida la textura del pistón, la excentricidad del pistón con la textura, la inclinación del pistón con la textura y la excentricidad del pistón más la inclinación con la textura. (3) Con el aumento de la relación de profundidad δ y la relación de área Sp de la textura del pistón, se investigó la forma creciente de la fuerza de fricción. Se analizó el efecto de la textura cilíndrica sobre la fuerza de fricción en el funcionamiento normal del pistón o en condiciones de pistón inclinado y excéntrico. Como resultado, los resultados de este estudio podrían proporcionar una nueva perspectiva para el diseño de amortiguadores hidráulicos y la investigación de la dinámica del sistema del vehículo.

La Figura 1 muestra el esquema estructural del amortiguador hidráulico de doble cilindro, refleja el proceso de trabajo de carrera de extensión y carrera de compresión. El aceite pasa a través del sistema de válvulas durante la carrera de extensión y la carrera de compresión, lo que produce una fuerza de amortiguación y reduce la energía de vibración. El amortiguador hidráulico de dos cilindros absorbe la energía de la vibración.

Amortiguador hidráulico.

El aceite pasa a través del orificio constante y la separación del pistón cuando la válvula de extensión no está abierta. QT es el caudal cuando el aceite pasa a través del orificio constante del conjunto del pistón. Qxl es el caudal cuando el aceite pasa a través del espacio del pistón. QT y Qxl se expresan de la siguiente manera:

donde Cq es el coeficiente de flujo del orificio constante del conjunto del pistón, AT es el área total del orificio constante del conjunto del pistón; \(\rho\) es la densidad del aceite, dh es el diámetro del pistón; \(\mu\) es la viscosidad dinámica del aceite; Ly es el ancho axial del pistón; h es el espesor real de la película de aceite entre el pistón y el cilindro; P1 es la presión de la cámara de extensión y P2 es la presión de la cámara de compresión.

El flujo total Qfh de aceite desde la cámara de extensión hacia la cámara de compresión se expresa de la siguiente manera:

El caudal total Qfh incluye el caudal QT del orificio constante del conjunto del pistón, el caudal Qxl del espacio del pistón y el caudal Qf del orificio de extensión cuando se abre la válvula de extensión. Como se muestra en la Fig. 1c, el caudal Qf del orificio de extensión incluye el caudal Qfc del orificio regulador de extensión y el caudal Qff de la ranura circular. Qfc y Qff están en serie, por lo tanto, Qfc = Qff.

donde \(\varepsilon_{fc}\) es el coeficiente de flujo del orificio del acelerador de extensión, Afc es el área total del orificio de la válvula de extensión, rbf es el radio exterior de la placa de la válvula de extensión y rkf es el radio de la muesca de la placa de la válvula de extensión. \(\delta_{rf} = f_{rf} - f_{rf0}\),\(f_{rf}\) es la deformación de la válvula de extensión y \(f_{rf0}\) es la deformación previa de la válvula de extensión.

El caudal Qyc del orificio constante del conjunto de la válvula de pie y el caudal Qyb de la válvula de retención se expresan de la siguiente manera:

donde \(\varepsilon_{yc}\) es el coeficiente de flujo del orificio constante del conjunto de la válvula de pie, Ayc es el área total del orificio constante del conjunto de la válvula de pie, P3 es la presión en la cámara del depósito, rbb es el radio exterior de la válvula de retención y rkb es el radio de muesca de la placa de la válvula de retención.\(\delta_{yb} { = }f_{ry} - f_{ry0}\), \(f_{ry}\) es la deformación de la válvula de retención y \(f_ {ry0}\) es pro-deformación de la válvula de retención.

La deformación de la placa de la válvula se expresa de la siguiente manera:

donde hffp es el espesor de la placa de la válvula y Grffp es el coeficiente de deformación de la placa de la válvula.

La deflexión de flexión del disco circular en un radio arbitrario r14 se expresa de la siguiente manera y como se muestra en la Fig. 2.

Curva de deformación del plato de válvula.

Cuando se abre la válvula de extensión, el caudal total Qfh de aceite desde la cámara de extensión hacia la cámara de compresión se expresa de la siguiente manera:

El caudal total Qyd de aceite desde la cámara del depósito hasta la cámara de compresión se expresa de la siguiente manera:

Suponiendo que el gas de la cámara del yacimiento es un gas ideal, y la expresión se puede dar como:

donde V0 es el volumen inicial de los gases en la cámara del depósito, P30 es la presión inicial de los gases en la cámara del depósito, V(t) es el volumen de los gases en la cámara del depósito, Y es el desplazamiento relativo del pistón y Ag es el área de la sección del vástago del pistón.

Suponiendo que se aplica una excitación sinusoidal al amortiguador, el desplazamiento relativo del pistón se expresa de la siguiente manera:

La carrera de compresión es similar a la carrera de extensión, por lo que no se duplica el trabajo de la carrera de compresión. La presión de la cámara de extensión P1, la presión de la cámara de compresión P2 y la presión de la cámara del depósito P3 se obtienen por la relación (13) entre el caudal de aceite que pasa a través del conjunto del pistón y el conjunto de la válvula de pie y la velocidad del pistón durante la carrera de extensión y la carrera de compresión.

donde U es la velocidad del pistón, Ah es el área de la sección transversal del pistón y Qyh es el flujo total de aceite desde la cámara de compresión hacia la cámara de extensión.

Para un pistón de amortiguador en condiciones estables de trabajo, la ecuación de Reynolds bidimensional se puede expresar de la siguiente forma19:

donde p es la presión de la película de aceite en un punto específico de la superficie del pistón.

La expresión del espesor real de la película de aceite h entre el pistón y el cilindro se puede obtener de la siguiente manera:

donde h0 es el espesor inicial de la película de aceite entre el pistón y el cilindro y hpi es el espesor de la película de aceite en la superficie exterior del pistón en diferentes casos.

La superficie del pistón tiene una textura superficial regular debido a la tolerancia de mecanizado y la precisión de mecanizado. Suponiendo que las texturas cilíndricas se distribuyen uniformemente sobre la superficie del pistón. La Figura 3a,b muestra un esquema de las texturas del pistón. Teniendo en cuenta la excentricidad y la inclinación del pistón, la figura 4 muestra un esquema de las texturas del pistón y el esquema de la excentricidad y la inclinación del pistón. La Figura 5 muestra la distribución del espesor de la película de aceite en la superficie exterior del pistón en diferentes casos: textura cilíndrica (Fig. 5a), excentricidad del pistón vs. excentricidad del pistón con textura (Fig. 5b vs. Fig. 5c), inclinación del pistón vs. inclinación del pistón con textura (Fig. 5d vs. Fig. 5e), y excentricidad del pistón más inclinación vs. excentricidad del pistón más inclinación con textura (Fig. 5f vs. Fig. 5g). Su espesor de película de aceite hpi21,27 bajo diferentes casos se expresa de la siguiente manera:

Esquema de la textura del pistón.

Esquema de excentricidad e inclinación del pistón.

Distribución del espesor de la película de aceite en la superficie exterior del pistón en diferentes casos.

donde e es la excentricidad de la sección central del pistón, θ es la coordenada angular a partir del eje z, φ es el ángulo entre OE2 y el eje z, γ es el ángulo de inclinación del pistón y β es el ángulo entre OE2 y E1E3.

El campo de flujo entre el pistón y el cilindro es un espacio de lubricación convergente, el límite de Reynolds se aplica en el proceso de modelado del pistón. El efecto de la cavitación no se incluye en el análisis, ni en términos del análisis monofásico utilizado ni en la aplicación de las condiciones de contorno, que se considera en el análisis del pistón20,21. P0 es la presión atmosférica. Las condiciones de contorno se expresan de la siguiente manera:

El proceso de trabajo del amortiguador hidráulico es un sistema fluido no lineal complejo. Las características de amortiguación del amortiguador se ven afectadas por muchos factores, como la temperatura, las propiedades del aceite y la precisión del ensamblaje de cada componente, entre otros. Algunos factores se ignoran en el modelo matemático detallado de investigación de las características de amortiguamiento, incluida la temperatura del aceite, la cavitación, el gas, la compresibilidad del aceite y la variación de la densidad del aceite. Un conjunto de suposiciones se muestra a continuación:

Asumiendo que se ignora la solubilidad del gas en el aceite, el gas no se disuelve en el aceite. La cavitación también se ignora.

Suponiendo que la temperatura del aceite se disipa por completo durante la operación del amortiguador. La temperatura del aceite permanece constante. Se ignoran las características de variación de temperatura del aceite. La viscosidad del aceite permanece constante. La temperatura ambiente es de 20 °C. Suponiendo que la temperatura del aceite y la temperatura ambiente sean las mismas.

Suponiendo que el aceite es incompresible. El aceite no se vaporizará debido a la temperatura.

Suponiendo que el gas de la cámara del yacimiento es gas ideal, su presión y volumen cambian de acuerdo con las leyes de la termodinámica.

Suponiendo que la presión del aceite en cada cámara de trabajo del amortiguador sea igual y que la presión varíe continuamente con el movimiento alternativo del pistón en la cámara.

Todas las partes del amortiguador están bien ensambladas.

En el plano xOy, la superficie del pistón está engranada en cuadrículas m y n a lo largo de las direcciones x e y. El método de diferencia de cinco puntos se utiliza para discreta Eq. (17). Se utiliza el método de sobre relajación simétrica sucesiva (SSOR) para resolver la ecuación algebraica discreta y se obtiene la presión p.

Capacidad de carga

La presión de la película de aceite calculada p se integra numéricamente en todo el dominio del fluido a lo largo de las direcciones x e y, y las capacidades de carga WN se pueden obtener de la siguiente manera:

Fuerza de fricción

El cálculo de la fuerza de fricción sobre el pistón es el siguiente:

Las características de amortiguación dinámica del amortiguador están determinadas principalmente por la fuerza de amortiguación Ff: La fuerza de amortiguación Ff se expresa de la siguiente manera:

donde Ah es la sección transversal del pistón, Ag es el área de la sección del vástago del pistón, Ffoil es la fuerza de fricción de la película.

Las presiones de la película de aceite en la superficie exterior del pistón se calculan en siete casos diferentes de la Fig. 5 resolviendo la ecuación de Reynolds. (17). La distribución de presiones en la superficie exterior del pistón se puede obtener en la Fig. 6. Como resultado, la tendencia de cambio de la presión de la película de aceite p y la del espesor real de la película de aceite h son consistentes. Las altas presiones de la película de aceite entre el pistón y el cilindro son inducidas por el aumento o la disminución del espesor de la película de aceite (formando un espacio de cuña) desde el efecto de cuña y el efecto de extrusión. Por lo tanto, la fuerza de fricción Ffoil de la película de aceite se genera cuando el pistón se mueve.

Distribución de la presión sobre la superficie exterior del pistón en diferentes casos.

Los parámetros de simulación numérica se proporcionaron en la Tabla 1 y de la siguiente manera:

Como se muestra en la Fig. 7, la fuerza de amortiguamiento-bucle de desplazamiento y la curva característica de fuerza-velocidad de amortiguamiento muestran los efectos de la amortiguación. La fuerza de amortiguación máxima Ff es 5559 N.

Resultados de la simulación de la característica de amortiguamiento.

La relación de profundidad δ se define por la relación entre la profundidad de la textura hp y el espesor inicial de la película de aceite h0 (δ = hp/h0). Las fuerzas de fricción Ffoil del pistón texturizado cilíndrico se muestran simulando con diferentes relaciones de profundidad δ de 0,01 a 0,14 en la Fig. 8a. La fuerza de fricción de la película Ffoil de la textura cilíndrica aumenta al aumentar la relación de profundidad δ. La fuerza de fricción Ffoil del pistón texturizado cilíndrico es de 38 N a una relación de profundidad δ de 0,14. La fuerza de fricción Ffoil y la relación de profundidad δ muestran una relación de curva parabólica con una relación de profundidad creciente δ de 0,01 a 0,14. Sin embargo, como se muestra en la Fig. 8b–e, el efecto de la fuerza de fricción Ffoil desde la textura cilíndrica sobre las características de amortiguamiento puede despreciarse, lo cual es consistente con los resultados en la literatura17. También se puede ver que la fuerza de amortiguamiento Ff (5600 N) del amortiguador con pistón cilíndrico texturizado aumenta en un 0,74% cuando la relación de profundidad δ aumenta a 0,14.

Efecto de la relación de profundidad δ de la textura cilíndrica sobre la característica de amortiguamiento.

Efecto de la relación de profundidad δ de la textura cilíndrica en la condición de pistón inclinado sobre la característica de amortiguamiento.

El pistón es excéntrico, la excentricidad e de la sección central del pistón es 0.6h0. La fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico y el pistón excéntrico de textura cilíndrica se muestran simulando con una relación de profundidad δ de 0,01 a 0,14 en la Fig. 10a, la diferencia ΔFfoil de la fuerza de fricción del pistón excéntrico de textura cilíndrica y el pistón excéntrico se muestra en la Fig. 10b. La fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico de textura cilíndrica aumenta al aumentar la relación de profundidad δ de 0,01 a 0,14. La fuerza de fricción Ffoil y la relación de profundidad δ muestran una relación de curva parabólica con una relación de profundidad creciente δ de 0,01 a 0,14. En comparación con la fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico (625,8 N), cuando la relación de profundidad δ aumenta a 0,14, la fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico texturizado cilíndrico (810,3 N) aumenta considerablemente en un 29,48 %. En la figura 10c-f, en comparación con la fuerza de amortiguación Ff del pistón excéntrico (6185 N), cuando la relación de profundidad δ aumenta a 0,14, la fuerza de amortiguación Ff del pistón excéntrico con textura cilíndrica (6347 N) aumenta considerablemente en un 0,27 %. Como se muestra en la Fig. 10e, el área del bucle fuerza-desplazamiento de amortiguamiento aumenta ligeramente al aumentar la relación de profundidad δ. Por lo tanto, se puede despreciar el efecto de la textura cilíndrica en la condición del pistón excéntrico sobre la fuerza de amortiguación. En comparación con la fuerza de amortiguación Ff del pistón (5559 N), cuando la relación de profundidad δ aumenta a 0,14 y la excentricidad e es 0,6h0, la fuerza de amortiguación Ff del pistón excéntrico texturizado cilíndrico (6185 N) aumenta considerablemente en un 11,26 %. Como resultado, la fuerza de fricción desde el pistón excéntrico de textura cilíndrica tiene grandes efectos sobre las características de amortiguación, como se muestra en las Figs. 7c y 10c, d.

Efecto de la relación de profundidad δ de la textura cilíndrica en la condición de pistón excéntrico sobre la característica de amortiguamiento.

El pistón es inclinado y excéntrico. La fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado y excéntrico y el pistón inclinado y excéntrico con textura cilíndrica se muestran simulando con la relación de profundidad δ de 0,01 a 0,14 en la Fig. 11a. La diferencia ΔFfoil de la fuerza de fricción del pistón inclinado y excéntrico de textura cilíndrica y el pistón inclinado y excéntrico se muestra en la Fig. 11b. La fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado y excéntrico de textura cilíndrica aumenta al aumentar la relación de profundidad δ de 0,01 a 0,14. La fuerza de fricción Ffoil y la relación de profundidad δ muestran una relación de curva parabólica con una relación de profundidad creciente δ de 0,01 a 0,14. En comparación con la fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado y excéntrico (930,3 N), cuando la relación de profundidad δ aumenta a 0,14, la fuerza de fricción Ffoil del pistón cilíndrico texturizado inclinado y excéntrico (1682 N) aumenta considerablemente en un 80,8 %. Como resultado, la textura cilíndrica en condiciones de pistón inclinado y excéntrico tiene grandes efectos sobre la fuerza de fricción Ffoil. Como se muestra en la Fig. 11c,d, en comparación con la fuerza de amortiguación Ff del pistón inclinado y excéntrico (6496 N), cuando la relación de profundidad δ aumenta a 0,14, la fuerza de amortiguación Ff del pistón inclinado y excéntrico de textura cilíndrica (7123 N) aumenta considerablemente en un 9,65%. Por lo tanto, vale la pena señalar que la excentricidad del pistón más la inclinación con textura cilíndrica tiene un gran efecto en la fuerza de amortiguación. Como se muestra en la Fig. 11e,f, el área del bucle fuerza-desplazamiento de amortiguamiento aumenta al aumentar la relación de profundidad δ. Como se muestra en las Figs. 7 y 11c,d, tomando la fuerza de amortiguación Ff del pistón (5559 N) como valor de referencia, cuando la relación de profundidad δ se incrementa a 0,14 y la excentricidad e es 0,6h0, la fuerza de amortiguación Ff del pistón cilíndrico texturizado inclinado y excéntrico (7123 N) aumenta considerablemente en un 28,13%. Como se muestra en las Figs. 9c,d, 10c,d y 11c,d, se puede concluir que, en comparación con el pistón inclinado con textura cilíndrica o el pistón excéntrico con textura cilíndrica, la fuerza de amortiguamiento Ff del pistón inclinado y excéntrico con textura cilíndrica no solo es mayor, pero también es mayor que la combinación de dos situaciones.

Efecto de la relación de profundidad δ de la textura cilíndrica en la condición de pistón inclinado y excéntrico sobre la característica de amortiguamiento.

La relación de áreas se define como \(S_{p} = \frac{{4n\pi R_{p}^{2} }}{{{2}\pi RL_{y} }}\), donde n es el número de texturas (n = 16), Rp es el radio de la textura del cilindro, R es el radio del pistón. Las fuerzas de fricción Ffoil del pistón cilíndrico texturizado se muestran simulando con diferentes relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18 en la Fig. 12. La fuerza de fricción de la película Ffoil de la textura cilíndrica aumenta al aumentar las relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18, y la fricción La fuerza Ffoil del pistón texturizado cilíndrico es de 23,8 N con relaciones de área Sp de 0,18. La curva Ffoil-Sp es aproximadamente lineal. Sin embargo, se puede despreciar el efecto de la fuerza de fricción debido a la textura cilíndrica sobre las características de amortiguamiento, lo cual es consistente con los resultados en la literatura17.

Efecto de la relación de área Sp de la textura cilíndrica sobre las fuerzas de fricción.

El pistón está inclinado en un ángulo de 7,15 × 10–4 rad, el ángulo β entre OE2 y E1 E3 es \(\frac{\pi }{{2}}\) rad, el ángulo φ entre OE2 y el eje Z es \(\frac{\pi }{{2}}\) rad. La fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado y el pistón inclinado de textura cilíndrica se muestran simulando con diferentes relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18 en la Fig. 13a, se muestra la diferencia ΔFfoil de la fuerza de fricción del pistón inclinado y el pistón inclinado de textura cilíndrica en la figura 13b. La fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado de textura cilíndrica aumenta al aumentar las relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18, y la fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado de textura cilíndrica es mayor que la del pistón inclinado. Las curvas de Ffoil-Sp son aproximadamente lineales. En comparación con la fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado (101,2 N), cuando las relaciones de área Sp aumentan a 0,18, la fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado con textura cilíndrica (154,1 N) aumenta considerablemente en un 52,27%. La textura cilíndrica en condición de pistón inclinado tiene grandes efectos sobre la fuerza de fricción. Cuando el pistón es excéntrico, la excentricidad e de la sección central del pistón es 0.6h0. La fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico y el pistón excéntrico de textura cilíndrica se muestran simulando con diferentes relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18 en la Fig. 13c, la diferencia ΔFfoil de la fuerza de fricción del pistón excéntrico de textura cilíndrica y el pistón excéntrico se muestra en Figura 13d. La fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico de textura cilíndrica aumenta al aumentar las relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18. Las curvas de Ffoil-Sp son aproximadamente lineales. En comparación con la fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico (625,8 N), cuando las relaciones de área Sp aumentan a 0,18, la fuerza de fricción Ffoil del pistón excéntrico texturizado cilíndrico (766,4 N) aumenta considerablemente en un 22,47 %. Por lo tanto, la textura cilíndrica en condición de pistón excéntrico tiene grandes efectos sobre la fuerza de fricción. Cuando el pistón está inclinado y excéntrico, la fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado y excéntrico y el pistón inclinado y excéntrico de textura cilíndrica se muestran simulando con diferentes relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18 en la Fig. 13e, la diferencia ΔFfoil de la fuerza de fricción de el pistón inclinado y excéntrico de textura cilíndrica y el pistón inclinado y excéntrico se muestran en la Fig. 13f. La fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado y excéntrico de textura cilíndrica aumenta al aumentar las relaciones de área Sp de 0,0003 a 0,18. Las curvas de Ffoil-Sp son aproximadamente lineales. En comparación con la fuerza de fricción Ffoil del pistón inclinado y excéntrico (930,3 N), cuando las relaciones de área Sp aumentan a 0,18, la fuerza de fricción Ffoil del pistón cilíndrico texturizado inclinado y excéntrico (1439 N) aumenta considerablemente en un 54,68 %. Como resultado, la textura cilíndrica en condiciones de pistón inclinado y excéntrico tiene grandes efectos sobre la fuerza de fricción Ffoil.

Efecto de la relación de área Sp de la textura cilíndrica en diferentes condiciones sobre las fuerzas de fricción.

Como resultado, los resultados de este estudio podrían proporcionar una nueva perspectiva para el diseño de amortiguadores hidráulicos y la investigación de la dinámica del sistema del vehículo. Dado que aguas arriba y aguas abajo del pistón pueden cambiar con frecuencia debido al movimiento alternativo del pistón, es necesario considerar la ley de conservación del flujo del lubricante, incluida la región de cavitación. La cavitación tiene grandes efectos sobre las características de amortiguamiento. Las desventajas de estos estudios teóricos también incluyen la falta de cambios en las propiedades termofísicas, principalmente el coeficiente de viscosidad dinámica, a partir de la temperatura, así como la determinación de los cambios de temperatura en las cavidades de trabajo del amortiguador. Sin embargo, es lamentable que sus efectos sean ignorados en esta investigación. Los trabajos futuros deben comprometerse a desarrollar un modelo detallado que incluya la temperatura del aceite y la cavitación para analizar características de amortiguamiento más detalladas.

En el presente trabajo, se desarrolló un modelo matemático más detallado para estimar los efectos de la textura del pistón en las características de amortiguación de los amortiguadores, que teniendo en cuenta la ligera inclinación y excentricidad del pistón, y la relación de profundidad δ de la textura del pistón y la relación de área Sp de la textura del pistón en Se analizaron en detalle la fuerza de fricción y las características de amortiguamiento en condiciones de ligera inclinación y excentricidad del pistón. Las conclusiones del trabajo actual se pueden extraer de la siguiente manera:

Basado en los modelos matemáticos de embalse y carrera de compresión junto con la ecuación de Reynolds, se desarrolla un nuevo modelo de fuerza de amortiguamiento. Se desarrollan los modelos matemáticos de textura del pistón, ligera inclinación del pistón, excentricidad del pistón y combinaciones de tres casos a su vez.

La textura cilíndrica del pistón tiene grandes efectos sobre la fuerza de fricción en tres condiciones diferentes. La fuerza de fricción del pistón aumenta parabólicamente al aumentar la relación de profundidad δ de la textura del pistón, y la del pistón aumenta linealmente al aumentar la relación de área Sp de la textura del pistón.

La textura cilíndrica del pistón tiene pocos efectos sobre las características de amortiguación en condiciones de parámetros estructurales específicos cuando el pistón funciona normalmente. La textura cilíndrica del pistón tiene un gran efecto sobre las características de amortiguación en condiciones de excentricidad e inclinación del pistón. La fuerza de amortiguación Ff del pistón excéntrico e inclinado con textura cilíndrica podría aumentar considerablemente bajo ciertos parámetros.

Yang, MJ, Yu, JQ & Guo, YB Situación actual y tendencia de desarrollo de los amortiguadores en las suspensiones de vehículos. Ing. Prueba 59(02), 96–103 (2019).

Google Académico

Gao, HX, Chi, MR, Dai, LC, Yang, JG & Zhou, XZ Modelado matemático y simulación computacional del amortiguador hidráulico durante la etapa de trabajo del orificio para vehículos ferroviarios. Matemáticas. Problema Ing. 1–23 (2020).

Lee, CT Estudio del modelo de simulación de un amortiguador sensible al desplazamiento de un vehículo considerando la fuerza del fluido. J. Automob. Ing. 219(8), 965–975 (2005).

Artículo Google Académico

Lee, CT & Moon, BY Simulación y validación experimental de las características dinámicas de los vehículos para amortiguadores sensibles al desplazamiento utilizando modelos de flujo de fluidos. mecánico sist. Proceso de señal. 20, 373–388 (2006).

Artículo ANUNCIOS Google Académico

Duym, S. & Reybrouck, K. Caracterización física de la dinámica de los amortiguadores no lineales. EUR. J. Mec. Reinar. Ing. 43, 18–188 (1998).

Google Académico

Duym, S. Herramientas de simulación, modelado e identificación de un amortiguador automotriz en el contexto de la dinámica del vehículo. Veh. sist. Din. 33, 261–285 (2000).

Artículo Google Académico

Yung, VYB & Cole, DJ Modelización del comportamiento de fuerzas de alta frecuencia de amortiguadores hidráulicos para automóviles. Veh. sist. Din. 44, 1–31 (2006).

Artículo Google Académico

Modelos Besinger, FH, Cebon, D. & Cole, DJ Damper para la dinámica de conducción de vehículos pesados. Veh. sist. Din. 24, 35–64 (1995).

Artículo Google Académico

Berger, H. Modelos de amortiguadores reológicos para su uso en simulación MBS. Tesis de diploma, (Universidad Tecnológica de Viena, 2002).

Lion, A. & Loose, S. Un modelo acoplado termomecánicamente para amortiguadores automotrices: Teoría, experimentos y simulaciones de vehículos en pistas de prueba. Veh. sist. Din. 37, 241–261 (2002).

Artículo Google Académico

Czop, P. & Slawik, D. Un modelo de primer principio de alta frecuencia de un amortiguador y probador servohidráulico. mecánico sist. Proceso de señal. 25, 1937-1955 (2011).

Artículo ANUNCIOS Google Académico

Zhang, Y., Guo, K., Li, SE, Xiong, S. y Zheng, M. Diseño de prototipos y validación experimental del amortiguador selectivo de amplitud basado en doble cavidad membranosa. mecánico sist. Proceso de señal. 76–77, 810–822 (2016).

Artículo ANUNCIOS Google Académico

Farjoud, A., Ahmadian, M., Craft, M. y Burke, W. Modelado no lineal y caracterización experimental de amortiguadores hidráulicos: Efectos de la pila de cuñas y los parámetros del orificio en el rendimiento del amortiguador. Din. no lineal. 67, 1437–1456 (2012).

Artículo Google Académico

Zhou, C. & Gu, L. Tamaño de las aberturas de los cortes del acelerador de superposición y prueba característica del amortiguador del telescopio. Mentón. J. Mec. Ing. 43(6), 210–215 (2007).

Artículo Google Académico

Wang, W., Zhou, Z., Zhang, W. & Iwnicki, SD Un nuevo modelo paramétrico dependiente del desplazamiento no lineal de un amortiguador hidráulico de pantógrafo ferroviario de alta velocidad. Veh. sist. Din. 58(2), 272–289 (2020).

Artículo Google Académico

Farfan-Cabrera, LI Tribología de vehículos eléctricos: Una revisión de componentes críticos, estado actual y tendencias futuras de mejora. Tribol. En t. 138, 473–486 (2019).

Artículo Google Académico

Ji, Y. Estudio sobre el modelado físico y el diseño de amortiguadores hidráulicos de doble tubo para automóviles, vol. 6, 11–21 (Universidad de Jilin, 2015).

Zhang, K. Simulación y estudio experimental sobre las características de amortiguación del amortiguador neumático monotubo, vol. 6, 18–33 (Universidad Zhenjiang Jiangsu, 2016).

Wang, J. et al. Estudio sobre el rendimiento de lubricación de cojinetes lisos con múltiples distribuciones de textura. aplicación ciencia 8, 244 (2018).

Artículo Google Académico

He, Z. Pérdida por fricción de la falda del pistón y análisis dinámico basados en el método FEM. Ind. Lubr. Tribol. 70(4), 656–672 (2018).

Artículo Google Académico

Mao, Y., Zeng, L. & Lu, Y. Modelado y optimización de la cavitación en una superficie cilíndrica texturizada junto con el efecto cuña. Tribol. En t. 104, 212–224 (2016).

Artículo CAS Google Académico

Yu, G., Zeng, L. y Mao, Y. Análisis del rendimiento de lubricación hidrodinámica de la microtextura en la superficie del pistón del cilindro hidráulico. mecánico ciencia Tecnología Ing. Aeroespacial 36(12), 1823–1829 (2017).

Google Académico

Wang, WL, Huang, Y., Yang, XJ & Xu, GX Modelado paramétrico no lineal de un amortiguador de guiñada hidráulico de carril de alta velocidad con juego y rigidez en serie. Din. no lineal. 65, 13–34 (2011).

Artículo Google Académico

Alonso, A., Giménez, JG & Gomez, E. Modelado de amortiguadores de guiñada y su influencia en la estabilidad dinámica ferroviaria. Veh. sist. Din. 49(9), 1367–1387 (2011).

Artículo ANUNCIOS Google Académico

Huang, C. & Zeng, J. Comportamiento dinámico de un amortiguador de guiñada hidráulico de tren de alta velocidad. Veh. sist. Din. 56(12), 1922–1944 (2018).

Artículo ANUNCIOS Google Académico

Sun, X., Tian, X., Bao, L. & Chen, S. Válvula abierta y características de distorsión del amortiguador inflable basado en el método de energía. Mentón. Hidráulica. Neumática 09, 33–37 (2017).

Google Académico

Él, Z. et al. Cavitación entre asperezas para el problema de lubricación del muñón de desalineación basado en un algoritmo de conservación de masa. Universidad de Zhejiang-Sci. Una aplicación física Eng 14(9), 642–656 (2013).

Artículo Google Académico

Descargar referencias

Los autores desean agradecer el apoyo financiero del Programa de Investigación Científica y Tecnológica de la Comisión de Educación Municipal de Tianjin (2019KJ152) y el Proyecto del Programa de Ciencia y Tecnología de Tianjin (20YDTPJC02020).

State Key Laboratory of Engine, Universidad de Tianjin, Tianjin, 300354, China

yangyang yu y junhong zhang

Universidad Tianjin Renai, Tianjin, 301636, China

Yangyang Yu, Junhong Zhang, Xiangde Meng, Dan Wang y Shasha Ma

Escuela de Ingeniería Civil, Universidad de Tianjin, Tianjin, 300354, China

Shasha Ma

También puede buscar este autor en PubMed Google Scholar

YY desarrolló los modelos de amortiguadores con texturas y realizó los análisis; SM escribió el artículo; JZ aportó herramientas de análisis; XM desarrolló el modelo de amortiguador de referencia; DW revisó el artículo.

Correspondencia a Junhong Zhang o Shasha Ma.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

Springer Nature se mantiene neutral con respecto a los reclamos jurisdiccionales en mapas publicados y afiliaciones institucionales.

Acceso abierto Este artículo tiene una licencia internacional Creative Commons Attribution 4.0, que permite el uso, el intercambio, la adaptación, la distribución y la reproducción en cualquier medio o formato, siempre que se otorgue el crédito correspondiente al autor o autores originales y a la fuente. proporcionar un enlace a la licencia Creative Commons e indicar si se realizaron cambios. Las imágenes u otro material de terceros en este artículo están incluidos en la licencia Creative Commons del artículo, a menos que se indique lo contrario en una línea de crédito al material. Si el material no está incluido en la licencia Creative Commons del artículo y su uso previsto no está permitido por la regulación legal o excede el uso permitido, deberá obtener el permiso directamente del titular de los derechos de autor. Para ver una copia de esta licencia, visite http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Reimpresiones y permisos

Yu, Y., Zhang, J., Meng, X. et al. Efecto de la textura del pistón en condiciones de trabajo de inclinación y excentricidad sobre las características de amortiguamiento de un amortiguador hidráulico. Informe científico 12, 9807 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-13721-0

Descargar cita

Recibido: 01 noviembre 2021

Aceptado: 26 de mayo de 2022

Publicado: 13 junio 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-13721-0

Cualquier persona con la que compartas el siguiente enlace podrá leer este contenido:

Lo sentimos, un enlace para compartir no está disponible actualmente para este artículo.

Proporcionado por la iniciativa de intercambio de contenido Springer Nature SharedIt

Al enviar un comentario, acepta cumplir con nuestros Términos y Pautas de la comunidad. Si encuentra algo abusivo o que no cumple con nuestros términos o pautas, márquelo como inapropiado.