半主动减振器工作原理和控制方式.docx
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半主动减振器工作原理和控制方式
半主动减振器工作原理及控制方式
丁问司
1．控制规则
1．1悬挂系统分类
悬挂系统从振动控制的角度来说可分为主动悬挂与被动悬挂，其中主动悬挂按其是否需要外界能量的供应可分为有源主动悬挂和无源主动悬挂。
有源主动悬挂也称全主动悬挂，通常由产生主动力或主动力矩的装置（油缸、气缸、伺服电机、电磁铁）、测量元件（加速度传感器、速度传感器、力传感器等）和反馈控制系统等几部分及一个能连续供应能量的动力源组成。
无源主动悬挂也称作半主动悬挂。
由无能源输入但可进行控制的阻尼元件和弹性元件组成，其减振方式和工作原理与被动悬挂相似，不同的是悬挂参数可在一定的范围内任意调节，以获得最佳的减振效果。
半主动悬挂与全主动悬挂的区别是前者只能调节阻尼力的大小，而后者则可同时控制阻尼力的大小方向。
半主动悬挂的核心实际上是一种可调阻尼减振器，其阻尼力大小一般通过调振节流孔开度来获得，而对阻尼力的约束条件是：
系统振动时联系于阻尼器的能量全部耗散掉。
1．2列车半主动控制原理
悬架系统的半主动控制原理在七十年代由美国人Karnopp提出，旨在以接近被动悬挂的造价和复杂程度来提供接近主动悬挂的性能。
其基本思想是根据激励和系统的状态调节悬挂系统中的刚度和阻尼，以使某个性能指标达到最优。
由于在半主动状态下改变系统的刚度非常困难，目前的研究实际上仅限于对悬挂系统阻尼的控制。
多年研究使得半主动悬架控制系统衍生了多种控制方式，其中包括：
慢速控制、天棚控制、相对控制、最优控制、预测控制、自适应控制、神经网络控制等。
从工程实践的情况来看目前只有天棚控制方式取得了较好的效果，并已运用到成熟的产品中。
日本KYB公司与铁道总研联合研制的列车横向半主动减振器及是运用了天棚（SkyHook）控制原理。
列车天棚原理的基本控制逻辑是被称为“天棚悬架”的数学模型，如图1所示。
假设列车是沿一道虚拟的刚性墙移动，在虚拟墙与车体之间通过一虚拟减振器的作用来减小车体振动，此虚拟减振器称天棚减振器。
按照天棚原理，列车运行时理想的状况是天棚减振器始终处于工作状态以提供减振力。
由于天棚减振器是虚拟的，则其应提供的减振力实际上由安装于车体与转向架间的横向减振器模拟提供。
假设车体的绝对速度X1为正（设向右为正），相对速度也为正时（车体相对转向架向右运动），虚拟的“天棚减振器”应产生一向左的力，实际中的横向减振器也产生一向左的力，此两力的方向相同，则Fr=Fs。
仍假设车体的绝对速度X1为正，而相对速度为负时（车体相对转向架向左运动），虚拟的“天棚减振器”应产生一向左的力，但实际中横向减振器却产生一向右的力，希望值与实际值方向相反。
若此时仍让横向减振器提供向右的力，则会加速车体的振动。
可见，这种情况下则不能实现天棚原理，最好的方法是将横向减振器的切换为关状态——不提供减振力，使其值为零。
同样可推理车体在绝对速度X1为负时的两种状态。
图1天棚减振控制原理
由上可知，对于可调阻尼的横向减振器的基本控制逻辑是要求减振器提供的阻尼力满足下式：
Fr=-CsX1当X1（X1-X2）＞0时（a）
Fr=0当X1（X1-X2）≤0时（b）（1-1）
按照这种逻辑设计的半主动悬挂系统称“连续变化式半主动悬架”，这是因为实际中减振器能提供的阻尼力为Cr*（X1-X2），而要达到的“天棚减振器”的阻尼力为Cs*X1，由于X1和X1-X2是连续变化的，所以实际减振器的阻尼系数Cr也要连续变化，使得Cr=CsX1/（X1-X2）。
但当X1-X2趋向零时，要求Cr趋于无穷大，这是这种控制方式的缺陷之一，也是这种减振器不能达到理想悬挂性能的原因之一。
对此问题的一般解决方法是限制Cr的大小，使其不超过上限值Cmax和下限值Cmin的范围。
CmaxCsX1/（X1-X2）＞Cmax
Cr=CsX1/（X1-X2）Cmin＜CsX1/（X1-X2）＜Cmax（1-2）
CminCsX1/（X1-X2）＜Cmin
由于天棚原理半主动悬挂以牺牲一定的行车安全裕度为前提（全主动悬挂亦是如此），所以有必要保留悬挂质量与非悬挂质量间的常规阻尼，且阻尼应比被动悬挂的略小。
除“连续变化式半主动悬架”外，目前还有一种“开/关式半主动悬架”，其目的是将“连续变化式半主动悬架”简化。
方法是取消阻尼孔（阻尼系数）连续的变化，仅用固定大小的阻尼孔产生阻尼力，其控制逻辑如下：
Fr=-Cs（X1-X2）当X1（X1-X2）＞0时（a）
Fr=0当X1（X1-X2）≤0时（b）（1-3）
这种减振器的阻尼系数Cr与天棚减振器的阻尼系数Cs是相同的，为定值。
此类半主动减振器的优点是实现结构较简单，但在高频时它比连续变化的减振器的减振效果要差，在低频时则反之。
2．工作原理
2．1半主动减振器结构原理
图2半主动减振器结构原理图
图2为半主动减振器结构原理图，由图可看出半主动减振器较被动式减振器不同之处在于多了一套控制系统，此控制系统由加速度传感器、控制器、两个电磁阀和一个电液比例安全阀及相应的油路组成。
天棚控制所需提供减振力的大小、方向及状态的转换均是由电磁阀和电液比例安全阀通过不同的状态组合而得到的。
图中所示为各阀非控制（失效）状态的情形。
2．2半主动悬挂系统配置
半主动悬挂系统的配置形式如图3所示，每个转向架上对称布置两个半主动减振器，每个转向架上方安置一个加速度传感器。
一台车配置四个减振器、两个加速度传感器和一台控制器。
图3半主动悬挂系统的配置形式
2．3半主动悬挂系统工作原理分析
2．3．1天棚减振力方向的控制
图4X1＞0、X1－X2=X3＞0时半主动减振器工作状态
如图4所示，半主动减振器A、B作用在车体与转向架之间，其对应的控制阀分别为A1、A2、A3、A4、A5、A6、B1、B2、B3、B4、B5、B6。
当X1＞0、X1－X2=X3＞0时，阀A1、B2得电动作，其对应的控制油路被接通。
此时减振器A的活塞相对缸体向右运动（拉出），其右腔油液通过节流阀A4和电液比例溢流阀A5流向左腔。
同时，油箱中储蓄的油液流进左腔，用于补偿有杆腔（右腔）对无杆腔（左腔）在运动时体积差而所带来的供油流量不足。
由于A4、A5具有节流作用，因此，此时右腔为高压腔、左腔为低压腔（压力约为0）。
减振器A的活塞承受的合力FrA向右，此力作用在车体上，阻止车体向右运动。
同时，减振器B的活塞相对缸体向左运动（收缩），由于单向阀B5的截止作用，右腔油液只能通过阀B6流入左腔，并通过节流阀B4和电液比例溢流阀B5流向油箱，并产生高压，此时回路中的流量等于无杆腔（右腔）对有杆腔（左腔）在运动时产生的体积差。
由于提动阀B2得电打开，使得减振器B的左、右腔的压力相等，均为高压腔（压力为PBH），而右腔（无杆腔）活塞有效面积为左腔（有杆腔）活塞有效面积的两倍，所以，液压力作用在活塞上的合力FrB向左，并与FrA一起作用在车体上，阻止车体向右运动。
当X1＞0、X1－X2=X3＜0时，各阀的状态保持不变，如图5所示。
图5X1＞0、X1－X2=X3＜0时半主动减振器工作状态
减振器A活塞相对缸体向左运动（收缩），左腔的油液分两路流动，一路通过阀A6流入右腔，补充活塞移动带来的油腔体积增大；多余的油量通过另一油路由提动阀A1流向油箱。
由于单向阀A6和提动阀A1不产生流动阻力，油路及左、右腔均不产生压力，活塞所受的合力FrA为0。
此状态下减振器A不提供减振力。
同时，减振器B活塞相对缸体向左运动（拉出），由于单向阀B6的截止作用，左腔油液只能通过阀B2流入右腔，其不足部分由油箱供油来补充。
由于提动阀B1不产生流动阻力，油路及左、右腔均不产生压力，活塞所受的合力FrB为0。
此状态下减振器B也不提供减振力。
由以上分析可知，当X1＞0、X1－X2=X3＞0时减振器A、B可提供向左的减振力，实施减振作用；当X1＞0、X1－X2=X3＜0时减振器A、B不提供减振力。
从而可在X1＞0时实现天棚原理对减振力方向的控制要求。
同理，可推出当X1＜0、X3＜0时减振器A、B可提供向右的减振力，当X1＜0、X3＞0时减振器A、B不提供减振力。
由此也可在X1＜0时实现天棚原理对减振力方向的控制要求。
表1不同速度状况下，各阀的动作状态
A1
A2
A3
A4
A5
A6
B1
B2
B3
B4
B5
B6
X1＞0
X3＞0
通︵得电︶
断︵失电︶
通︵得电调整︶
通︵产生阻尼︶
通
断
断︵失电︶
通︵得电︶
通︵得电调整︶
通︵产生阻尼︶
断
通︵连通左右︶
X3＜0
通︵得电︶
断︵失电︶
无效
无效
断
通
断︵失电︶
通︵得电︶
无效
无效
通
断
X1＜0
X3＞0
断︵失电︶
通︵得电︶
无效
无效
通
断
通︵得电︶
断︵失电︶
无效
无效
断
通
X3＜0
断︵失电︶
通︵得电︶
通︵得电调整︶
通︵产生阻尼︶
断
通︵连通左右︶
通︵得电︶
断︵失电︶
通︵得电调整︶
通︵产生阻尼︶
通
断
2．3．2天棚减振器减振力幅值的控制
天棚阻尼器减振力的幅值大小是通过调整节流阀和比例安全阀的参数来实现的。
节流阀工作时流量与压力的关系可表示为式2-1，成指数关系，其特性曲线如图6所示。
2-1
图6节流阀的流量特性曲线图7电液比例安全阀的特性曲线
电液比例安全阀的工作特性曲线如图7所示，当油路中的压力高于某一设定压力时，安全阀开启。
开启后，由于存在调压偏差，被控压力随流量的增加而略有上升。
电液比例安全阀的安全压力设定值可由电压信号成比例的控制，所以，其特性曲线为相互平行的一族曲线。
图8基于节流阀与电液比例安全阀组合控制油路的工作特性曲线
天棚阻尼器在实际控制时是由节流阀与安全阀组合控制的，其组合后系统压力控制特性可由图8来表示。
理论上，在曲线与水平轴间的任一位置对应的压力均可通过改变阀的参数而获得，实现系统压力的无级调节。
在图8中，若改变节流阀的孔径大小，可使得指数曲线变得陡峭或平缓，从而使得整个曲线左右移动。
若改变电液比例阀的开启压力设定值可使得整个曲线上下移动。
由于组合阀的过流量与活塞的运动速度成比例关系，所以图8也可以理解为活塞速度与减振力的关系图。
减振器工作时大多数情况下，安全阀处于开启状态，如何调整电压（电流）从而调整开启点、控制输出压力是控制过程中十分重要的问题。
通过理论推导和实验可获得在不同活塞运动速度下的控制电流与减振力的关系图。
图9为某一减振器活塞速度为5cm/s时的电流—减振力图。
图9某减振器电流—减振力关系（活塞速度为5cm/s）
对应于不同的活塞速度，可获得相应的一族曲线。
由此可得到相应的函数关系式或表格，并储存于芯片中以备控制时计算或查询。
在实施半主动控制过程中，为了获得理想的减振力FR，须先根据FR=CsX1计算出其理想值（Cs为预先计算好的优化值、X1可由对车体加速度的积分获得），并依此计算值和车体速度来查询（计算）电流—减振力表格（函数），得到相应的电流值，再依此电流值来设定安全阀的驱动电流，即得到所需要的减振力。
2．4失效状态下半主动减振器的工作原理
一般认为失效状态下，半主动减振器转换成被动减振器，各阀状态如图2。
图10某半主动减振器特性曲线
由于结构上的不同，失效状态的半主动减振器与普通的被动式减振器的控制方式存在差别。
图10为某一半主动减振器的控制特性，其中B、C、E、F为非失效状态下比例阀设定电压为5V、4V、2.9V、1.5V时的特性曲线，而D为被动状态下的特性曲线。
图中可见，曲线D被设定在各正常控制曲线族的中间。
它在安全阀打开时仍可根据不同速度进行减振力的调整，但普通被动式减振器仅用节流阀来调整压力，除非过载情况下，一般状况下安全阀不打开。
由于被动式控制曲线被设定在各正常控制曲线的中间（），使得在图2中采用普通的电液比例阀不能满足要求，需采用较为特殊的电液比例阀。
这种特殊电液比例阀的功能要求可分为两部分：
普通电液比例安全阀和普通安全阀。
正常控制时，普通电液比例阀起作用、普通安全阀不起作用（关闭）；失效状态时，普通安全阀起作用（开启）、普通电液比例阀不起作用（失效）。
由于减振器的体积、安装空间、油路的限制要求将此两部分功能集中于同一比例安全阀中，这种特殊结构要求的电液比例阀有待于进一步的研究。
2．5控制系统流程
半主动控制系统中加速度仪起到测量车体振动加速度的作用，控制器则将加速度信号处理后变成各控制信号用于控制相应的阀的动作。
车体横向加速度包括离心加速度，由于它的影响，用于控制振动的曲线阶段的绝对速度会出现较大偏差，这种偏差有损于减振，必需消除此偏差。
系统中通过对速度的平均及利用滤波器的频率特性来消除。
图11为控制器流程图。
图11半主动系统控制器流程图
3．相关注意事项及需进一步研究的问题
1）系统中加速度器以5ms的采样速率进行采样，另有资料介绍采样周期为10ms。
2）速度信号获得后须对其进行低通滤波，允许通过的频率范围是0~40Hz。
滤波过程是通过硬件（芯片或电路）来完成的。
3）对加速度的积分是采用编程计算（软件）的方式来完成的，这样可以解决采用硬件（积分芯片）带来的零点漂移、系统复位难及低频段误差等问题。
但采用软件积分的一个最大缺点是运算速度较硬件积分慢。
4）从加速度器采集完信号到电液比例阀根据此信号作出调整得到相应的减振力之间的时间间隔（或称延时、滞后时间）约为3ms（日方提供）。
5）半主动减振器通过对两个电磁开关阀状态的控制来控制减振力的方向，如果两个电磁开关阀同时打开，则阻尼力会很小，这种情况对列车的安全运行非常危险，所以必须在两个开关阀驱动器上设置联锁电路。
6）加速度器的量程范围为±2g，其精度和量程不随列车速度的提高而提高。
在国内已查到有类似产品出售（航空类军用品）。
测量范围：
±2g灵敏度：
833mV/g
噪声：
0.6mgrms频响：
800Hz
输入电源：
3.3～5.0VDC输出信号：
0.5～4.5VDC
工作温度：
-40～125℃
冲击：
6000g振动：
20grms
内置温度传感器
图12某型加速度减振器外观图
7）在活塞振动速度低、比例阀未打开的情况下，减振器工作在开/关式半主动控制状态，其节流阀的阻尼Cr应设计的与虚拟的天棚器的阻尼Cs相同。
8）在活塞振动速度高、比例阀打开的情况下，减振器工作在连续半主动控制状态。
此时，由于没有测试相对运动速度X1-X2，只能以车体速度X1通过电流—减振力图（图9）来查询或计算比例阀的控制电流值，因此，实际能产生的控制力F´s与理想的天棚控制力Fs是有误差的。
当X1为正、X2也为正时，实际控制电流I´比理想控制电流I大，此时实际产生的控制力F´s比理想天棚控制力Fs要小；当X1为正、X2为负时，实际控制电流I´比理想控制电流I小，此时实际产生的控制力F´s比理想天棚控制力Fs要大。
同理可获得X1为负时力的状况。
为减小以X1替代X1-X2所带来的误差必须尽量减小它们本身的误差。
由此可推断，日本半主动减振器球关节中橡胶的刚度远大于一般被动式减振器的原因即是如此。
但由于橡胶刚度增大，使得其吸收高频振动的能力有所降低。
日本半主动减振器采用X1替代X1-X2进行计算的另一个主要依据是转向架的振动频率比车体的振动的频率要高。
9）半主动减振器根据车体的绝对速度决定控制力，而不管转向架状况，这对转向架的稳定性是不利的。
但半主动悬挂系统起阻尼器的作用，与常显示负阻尼系数的主动悬挂对照，它的阻尼系数是正的。
这就是说，半主动悬挂破坏转向架的稳定性。
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