车辆全液压制动系统执行机构建模及仿真_程振东

1、第18卷第3期 系统 仿 真 学 报© Vol. 18 No. 32006年3月 Journal of System Simulation Mar.， 2006车辆全液压制动系统执行机构建模及仿真程振东1，田晋跃1，刘 刚2（1.江苏大学汽车与交通工程学院，江苏 镇江 212013；2.同济大学机械工程学院，上海 200433）摘 要：分析了全液压制动系统执行机构的动态性能，并建立了执行机构的数学模型。基于数学模型，应用Matlab/Simulink仿真程序，对执行机构的动态特性进行仿真。并将仿真结果与气压和气顶液制动执行机构进行了分析对比，证明全液压制动系统执行机构具有良好的制动性

2、能。同时讨论了影响执行机构制动性能的主要因素。关键词：全液压制动系统；执行机构；数学模型；动态特性；仿真中图分类号：TP271.31 文献标识码：A 文章编号：1004-731X (2006) 03-0778-03Modeling and Simulation of Actuator of Vehicle Hydraulic Brake SystemCHENG Zhen-dong1，TIAN Jin-yue1，LIU Gang2(1.School of Automobile and Traffic Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 21201

3、3, China；2.School of Mechanical Engineering, Tongji University, Shanghai 200433,China)Abstract: Dynamical performances of actuator of a full power hydraulic brake system were analyzed, and a mathematical model of actuator was set up. Based on the mathematical model, the dynamical performances of act

4、uator were simulated by Matlab/Simulink software. The simulation results were compared with the pneumatic brake system and pneumatic-hydraulic brake system. It shows that the actuator of hydraulic brake system has good performances of brake. Meanwhile the key factors affecting the dynamical performa

5、nces of actuator were discussed.Key words: full power hydraulic brake system; actuator; mathematical model; dynamical performance; simulation引 言制动性能是车辆的重要性能之一，良好的制动性能是汽车安全行驶的重要保障。目前，国内车辆制动系统多采用气压、气顶液的结构形式。近年来，车辆也趋于采用全液压制动的方式，其主要优点是系统的制动压力高，产生的制动力矩大，制动灵敏，且更便于实现电子控制。1 全液压制动系统概述1.1 系统组成及工作原理全液压制动系统一般是由

6、供能装置，传动装置，控制装置和制动执行元件四部分组成。供能装置通过液压泵，充液阀向蓄能器供油，积蓄能量；传动装置将制动踏板控制的动力源传递给制动执行元件；控制装置将驾驶员踩踏板的控制信号传到控制阀上；制动执行元件是装在车轮上的制动器，它将传动装置传来的动力变成摩擦力矩。图1所示是典型的车辆全液压制动系统的示意图。制动时，驾驶员踩下制动踏板，制动油液在蓄能器压力的作用下，进入制动油缸，产生制动效果。液压制动系统大多采用钳盘式或全盘式制动器。充液阀可以使蓄能器的内压保持在最低限度。当蓄能器的内压低于最低限度时，充液阀就会使泵向图1 车辆典型的全液压制动系统蓄能器充油，直至达到预制的压力上限。1.2

7、 执行机构动态特性分析简化，如图2所示。为便于分析，我们对全液压制动系统的执行机构进行了根据执行机构的工作过程，可以将其分为两个阶段：活塞运动阶段和制动油压建立阶段。活塞运动阶段：当踩下踏板阀，油路接通。蓄能器中的油液进入制动油缸，推动活塞移动，迅速消除制动器的制动间隙。整个运动阶段由踩下制动踏板开始，到制动衬块接触制动盘为止。收稿日期：2005-01-11 修回日期：2005-09-12作者简介：程振东（1981-），男，江苏南通人，硕士生，研究方向为车辆流体传动及控制；田晋跃（1958-），男，山西孝义人，教授，研究方向为工程车辆模块教学与科研。刘刚（1978-），男，江苏盐城人，博士生，

8、研究方向为机械设计理论。 778 第18卷第3期 Vol. 18 No. 3车辆全液压制动系统执行机构建模及仿真 Mar., 2006 2006年3月 程振东, 等：制动油压建立阶段：制动衬块碰到制动盘瞬间，会导致轮缸中油液冲击，并引起瞬间的压力升高。轮缸中油压在瞬间的压力波动之后，会迅速而平稳的增加，直至油压逐渐稳定。kc:流量-压力系数,m5/Ns；PL:踏板阀出口处的压力，Pa;xv:踏板阀位移，m。踏板阀的压力损失2：p=papL=qL2 (3)2CdA(式中：Cd:流量系数;A: 阀芯的有效面积；。活塞受力方程：dxpdxp+kBxp (4) AppL=m2+Bpdtdt图2 制动系

9、统示意图式中：m:液压缸所驱动的工作部件质量（包括活塞、制动衬块等），kg；kB:活塞密封圈对活塞的阻力系数（主要是弹性形变引起的），N/m；Bp：活塞的粘性阻尼系数，Ns/m；2 数学模型建立在全液压制动系统中：液压泵通过充液阀给蓄能器的充液过程很短，一般不超过2s。正常制动时，由蓄能器直接向制动油缸供油，蓄能器充液完毕后能单独为制动系统提供近11次的有效制动1。在对执行机构进行动态分析时，我们将不分析液压泵对执行机构的影响。建模的假设和简化：(1)考虑到制动过程中制动液流量较小、液压管路内壁比较光滑，可以忽略管路的沿程压力损失和局部压力损失；(2)忽略制动油管、油缸缸体的弹性变形；(3)不

10、考虑外界对系统的影响；(4)不考虑制动时驾驶员的反应时间，将紧急制动时，踏板阀阀芯的位移输入看作是阶跃信号；(5)不考虑制动衬块与制动盘接触瞬间，轮缸中油液的冲击。xp:活塞位移，m；Ap:活塞有效工作面积，m。式(1)、(2)、(3)和(4)构成了活塞运动阶段的数学模型。2.2 油压建立阶段数学模型建立轮缸工作腔的流量连续方程：qL=klpL+VdpL (5) Kdt式中：kl: 轮缸工作腔泄漏系数，m3Pa/s；K: 油液体积模量，Pa；V: 液压缸工作腔及进油管内的油液体积，m3。 式(1)、(2)、(3)和(5)构成了油压建立阶段的数学模型。2.1 活塞运动阶段数学模型建立蓄能器的动态

11、方程可以描述成：kq(s)2sspa(s)=(2a+1eL (1)aas3 动态特性仿真在确定了全液压制动系统执行机构的数学模型后，运用对某车辆的全液压制动系执行机Matlab/Simulink仿真程序，构进行仿真求解。式中:Pa: 蓄能器连接管口处压强, Pa;ke: 气室气囊的弹性系数,Pa/m3,k=e1; kava3.1 活塞运动阶段动态特性仿真某车辆执行机构的各有关仿真参数如表1所示：表1 仿真参数ka: 气体的压缩系数,m/N;3va: 蓄能器内气体体积, m; a: 蓄能器的固有角频率,rad/s, akq=0.004m2/s kc=3×1015m5/Ns ke=1&#

12、215;109Pa/m3=Aa; lkavaa=40rad/s V=3.15×103m3Ap=2.28×103m2a=0.7kl=9×1011m3Pa/sK=7×108Paxp=8.67×104m: 油液密度, kg/m3;l : 蓄能器连接管的长度, m;Aa:蓄能器连接短管截面积, m2; a:蓄能器的阻尼比,=RaakavaA； lm=5kgkB=0.2×106N/m C=0.7dA=6.25×103m2=900kg/m3由于制动器的间隙很小，因此活塞运动阶段的时间极短，一般液压制动系统执行机构的反应时间为0.0150

13、.035Ra：蓄能器连接短管的液阻,Ns/m5。踏板阀的流量方程：s3。为较清楚的反映活塞运动阶段活塞的速度和位移变化的趋势，我们先不考虑制动器间隙大小的限制。图3、图4分别是不考虑间隙限制时，活塞速度、位移的变化趋势图。图3、图4可以看出，该车的全液压制动系统在紧急制 779 qL=kqxvkcpL (2)式中：kq:流量放大系数，m2/s；第18卷第3期 Vol. 18 No. 3 2006年3月 系 统 仿 真 学 报 Mar., 2006动瞬间，活塞运动平稳，没有剧烈的振荡，说明此车制动执行机构的设计满足要求。出，制动器作用时间约为0.22s，压力建立的时间极短，且压力增长平稳。根据资

14、料56，气压制动系统制动器作用时间为0.30.9s，气顶液制动系统为0.30.6s，可见全液压制动系统制动器作用时间要远远小于气压及气顶液制动系。正常的制动压力约为9.3MPa，因此在制动时可以提供足够的制动力，以保证车辆的行驶安全。在持续制动阶段，虽然有油缸泄漏和油液压缩等因素的影响，但压力下降并不明显，油缸压力基本保持不变。制动系统可以为车辆提供稳定持久的制动力。图3 活塞运动阶段活塞速度变化趋势曲线图6 油压建立阶段油缸压力变化曲线3.3 仿真参数对动态特性的影响图4 活塞运动阶段活塞位移变化趋势曲线利用MATLAB/Simulink仿真程序来考察参数对全液压制动系统执行机构动态特性的影

15、响，为制动系统的设计提供依据。图7所示是工作腔泄漏系数变化对压力建立的响应特性。由图中可以看出，当泄漏系数较大时，压力建立的时间较短，但是稳态（kl=2×1010m3Pa/s）的制动压力较小，不能够提供足够大的制动压力；当泄漏系数较小时（kl=8×1011m3Pa/s），压力建立的时间相对较长，会影响制动的反应灵敏度。选择合适的泄漏系数对于整个制动系统的制动性能有很大的影响。图5 考虑了制动器间隙后活塞位移变化曲线图5是考虑了制动器间隙大小限制的活塞位移变化曲线。图中可以清楚的看出，活塞由开始运动至完全消除间隙，需要0.024s，即该车的制动系统反应时间为0.024s，时间

16、极短。根据相关资料3,5，一般气压制动系统反应时间为0.050.06s，气顶液制动系统为0.030.05s，由此可见，全液压制动执行机构反应更灵敏，能够有效的减小制动距离，提高行驶的安全性。受踏板阀响应能力、制动管路长度和压力波传播速度等因素的影响，在踩下踏板阀时，制动油缸的活塞对控制指令的响应存在一定的滞后。从图5可以看出，踩下制动的2ms以后，活塞才开始运动，踏板阀的切换滞后时间约为2ms。图8所示是当油液的体积模量不变时，系统容积对压力建立的响应特性。当容积越小，油压的建立时间越短，所以在设计全液压制动时，液压缸工作腔及进油管内油液体积应尽可能设计得小一些。但是当容积过小时(V=3.15

17、×104m3)，1:2×1010m3/Pas； 2:1×1010m3/Pas；3:9×1011m3/Pas； 4:8×1011m3/Pas。图7 工作腔泄漏系数对油缸制动压力建立的响应特性3.2 油压建立阶段动态特性仿真图6是油压建立阶段油缸压力变化曲线。图中可以看 780 （下转第793页）第18卷第3期 Vol. 18 No. 3 2006年3月 邹龙方, 等：线性光放大器交叉相位调制波长转换仿真研究 Mar., 2006International Journal of Optoelectronics(S0146-8030), 1995,

18、10(5): 325329. 3Durhuus T, Mikkelsen B, Joergensen C, et al. All-optical wavelength conversion by semiconductor optical amplifiers J. Journal of Lightwave Technology(S0733-8724), 1996, 14(6): 942-954.4 Francis D, DiJaili S P, Walker J D. A single-chip linear opticalamplifier R. Optical Fiber Communi

19、cation Conference and Exhibit, 2001, 4(PD13): 1-3. 5Oksanen J, Tulkki J. On crosstalk and noise in an optical amplifier with gain clamping by vertical laser field J. Journal of Lightwave Technology(S0733-8724), 2003, 21(9): 1914-1919. 6Leuthold J, Dreyer K. Linear all-optical wavelength conversion b

20、ased on linear optical amplifier R. Optical Fiber Communication Conference and Exhibit, 2002, ThDD56: 597-598. 7 8 9潘炜, 张晓霞, 罗斌, 等. DBR微腔激光器典型参数的开关调制响应及控制J. 通信学报, 2004, 25(9): 169-173.张晓霞, 潘炜, 刘永智, 等. 降低VCSELs激射阈值途径的理论研究J. 光电子·激光, 2002, 13(12): 1211-1213.潘炜, 张晓霞, 罗斌, 等. 垂直腔半导体光放大器双稳及逻辑特性的理论研究J.

21、 半导体学报, 2005, 26(2): 357-362.Quantum Electronics(S0018-9197), 1989, 25 (11): 2297-2306. 14 G P Agrawal. 非线性光纤光学原理及应用M.贾东方, 余震虹,等译, 北京: 电子工业出版社, 2002.附录 A啁啾表达式为=1d (A1) 2dt相位表达式为d1=g (A2) dz2将(A2)代入(A1)得=Ld1dgg+dz (A3) 04dtdt线宽增强因子的表达式为4dn/dN (A4) =dg/dN对t求导可得d4dndg=dtdNdN2d(dg/dN) (A5)dt增益表达式为g(,N)=

22、0(NN0)1(N)2+2(N)3 (A6)g对N求导得10 Chaoyuan J, Yongzhen H, Lijuan Y, et al. Detailed model andinvestigation of gain saturation and carrier spatial hole burning for a semiconductor optical amplifier with gain clamping by a vertical laser field J. IEEE J. Quantum Electronics(S0018-9197), 2004, 40(5): 513-

23、518. 11 Asghari M, White I H, Penty R V. Wavelength conversion usingsemiconductor optical amplifiers J. Journal of Lightwave Technology(S0733-8724), 1997, 15(7): 1181-1190.12 Yabin Y, Xiaoping Z, Hanyi Z. Study on the dynamic range of inputpower for wavelength converter based on cross-phase modulati

24、on in SOA J. Optics Communications(S0030-4018), 2001, 200: 349-354. 13 Agrawal G P, Olsson N A. Self-phase modulation and spectralbroadening of optical pulses in semiconductor laser amplifiers J. IEEE J.dg=a02k01(N)+3k02(N)2 (A7) dN(A7)对t求导得d(dg/dN)dNdN (A8) 22=2k01+6k02(N)dtdtdt由等式dgdgdN (A9)=dtdNdt可求出dg/dt。将(A7)和(A8)代入(A5)后，求出d/dt，代入(A3)；(A7)和(5)式代入(A9)后