油液體積模量對(duì)液壓機(jī)械全功率換段中目標(biāo)段建壓時(shí)間的影響

鮑永，鐘再敏，楊樹(shù)軍，張璐

(1.同濟(jì)大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804；2.燕山大學(xué) 河北省特種運(yùn)載裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 秦皇島 066004)

0 引言

液壓機(jī)械無(wú)級(jí)傳動(dòng)(HMT)是由液壓流和機(jī)械流組成的雙功率流傳動(dòng)[1]，能實(shí)現(xiàn)大功率無(wú)級(jí)變速，傳動(dòng)效率高[2-4]。美國(guó)M2戰(zhàn)車、日本10式坦克等均裝備了液壓機(jī)械[5-6]。

在苑士華等[7]、杜玖玉等[8]、徐立友等[9]、張明柱等[10]、王光明等[11]的努力下，國(guó)內(nèi)研究機(jī)構(gòu)掌握了系統(tǒng)的HMT設(shè)計(jì)理論和特性分析方法。Zhang等[12]、Liu等[13]、Kan等[14]研究了HMT優(yōu)化方法。魏超等[15]、胡紀(jì)濱等[16]、王光明等[17]研究了段內(nèi)速比跟蹤控制方法。但HMT換段品質(zhì)差，制約了其在國(guó)內(nèi)的工程應(yīng)用[18]。苑士華等[19-20]指出液壓機(jī)械換段時(shí)存在轉(zhuǎn)速波動(dòng)、壓力沖擊、動(dòng)力中斷等問(wèn)題。魏超等[21]、倪向東等[22]、王光明等[23-25]分析了液壓機(jī)械換段品質(zhì)的影響因素。液壓機(jī)械常規(guī)換段中，目標(biāo)段建壓過(guò)程是在換段進(jìn)入目標(biāo)段后完成的，屬于被動(dòng)建壓過(guò)程。該被動(dòng)過(guò)程對(duì)建壓時(shí)間要求不高，因此楊樹(shù)軍等[26]指出油液含氣后的正割體積模量可以用來(lái)對(duì)液壓機(jī)械常規(guī)換段進(jìn)行定性分析。

Hu等[27]研究了液壓機(jī)械制動(dòng)器接合重疊的可行性。楊樹(shù)軍等[28]和Yang等[29]提出了液壓機(jī)械全功率換段方法，在雙制動(dòng)器接合重疊的動(dòng)力換段中，通過(guò)調(diào)節(jié)變排量液壓元件的排量比，主動(dòng)控制閉式液壓回路目標(biāo)段建壓過(guò)程，將建壓過(guò)程變?yōu)橹鲃?dòng)可控過(guò)程。楊樹(shù)軍等[30]研究了全功率換段時(shí)機(jī)的非對(duì)稱偏差特性。全功率換段的目標(biāo)段建壓時(shí)間直接影響了制動(dòng)器接合重疊時(shí)間。因此，在全功率換段中，要求對(duì)建壓過(guò)程進(jìn)行精準(zhǔn)的定量分析，以準(zhǔn)確控制制動(dòng)器接合重疊時(shí)間，縮短換段時(shí)間。油液特性與建壓過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性和建壓時(shí)間密切相關(guān)。油液含氣時(shí)的體積模量對(duì)目標(biāo)段建壓時(shí)間的影響規(guī)律尚未研究。

本文研究含氣量對(duì)油液正切體積模量的影響規(guī)律。在液壓機(jī)械全功率換段方法的基礎(chǔ)上，建立某兩段等差式液壓機(jī)械功率過(guò)渡階段的目標(biāo)段建壓子過(guò)程模型。通過(guò)仿真分析與試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，研究不同油液體積模量對(duì)目標(biāo)段建壓時(shí)間的影響規(guī)律。結(jié)果表明：當(dāng)研究液壓機(jī)械全功率換段的目標(biāo)段建壓時(shí)間時(shí)，必須考慮油液含氣量對(duì)建壓時(shí)間的影響，且應(yīng)采用油液正切體積模量；油液含氣量越大，油液正切體積模量越小，目標(biāo)段建壓時(shí)間越長(zhǎng)。

1 油液體積模量模型與試驗(yàn)

1.1 油液體積模量的數(shù)學(xué)模型

油液體積模量表征了油液的壓縮特性。如果忽略含氣量和壓力變化對(duì)油液體積模量的影響，則油液體積模量一直為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下純油液的體積模量。對(duì)于HM-32液壓油，體積模量的值Ef=1 800 MPa.

溶解在油液中的空氣對(duì)油液體積模量無(wú)影響，故忽略不計(jì)，僅考慮懸浮于油液中的空氣對(duì)油液體積模量的影響[26]。定義含氣量Cu為懸浮于油液中的空氣體積比：

(1)

式中：Va為懸浮于油液中的空氣體積(m3)；Vt為油液的總體積(m3)。

油液正割體積模量[26,31]為

(2)

(3)

式中：δ0為油液本生系數(shù)；p0、p分別為油液初始和當(dāng)前壓力(MPa)；T0、T分別為油液初始溫度和當(dāng)前溫度(K)；n為氣體多變指數(shù)；Ef為純油液的體積模量，

(4)

Vf為純油液的體積(m3)。(4)式的微分方程解為

Vf=Vf0e-(p-p0)/Ef，

(5)

式中：Vf0為純油液的初始體積(m3)。

假定油液中的氣泡在壓縮過(guò)程中遵循如下氣體狀態(tài)方程：

(6)

式中：Va0為油液中氣體的初始體積(m3)。則油液的總體積為

(7)

正切體積模量Et[32-33]的定義為

(8)

由(4)式、(7)式和(8)式，可得油液的正切體積模量為

(9)

在閉式液壓回路中，由于p-p0?Ef，可得

e-(p-p0)/Ef≈1，

(10)

于是正切體積模量可簡(jiǎn)化為

(11)

用標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)的壓力pSTP、溫度TSTP代替(11)式中的p0、T0，得正切體積模量模型為

(12)

同理，含氣油液的綜合密度為

(13)

式中：ρa(bǔ)STP、ρfSTP分別為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)時(shí)空氣和純油液密度(kg/m3)。

圖1所示為溫度為60 ℃時(shí)，油液正切體積模量與油液含氣量、壓力的關(guān)系曲線。由圖1可見(jiàn)，油液含氣量從0.001變化至0.03，壓力從0.1 MPa變化至30 MPa，油液正切體積模型隨壓力增大而增大，隨含氣量增大而減小。

圖1 60 ℃時(shí)油液正切體積模量與油液含氣量、壓力的關(guān)系曲線Fig.1 Relation between the oil tangent bulk modulus with the oil gas content and pressure at 60 ℃

1.2 油液正切體積模量的試驗(yàn)研究

文獻(xiàn)[26]已經(jīng)對(duì)油液含氣時(shí)的正割體積模量進(jìn)行了試驗(yàn)研究。本文對(duì)油液正切體積模量進(jìn)行試驗(yàn)研究，對(duì)液壓油攪拌不同的時(shí)間，測(cè)量油液含氣量和正切體積模量，研究二者之間的關(guān)系。

油液含氣量和體積模量測(cè)量裝置如圖2所示。圖2中：平底燒瓶、真空泵和恒溫槽用來(lái)測(cè)量油液含氣量；壓力傳感器、直線位移傳感器、單活塞桿液壓缸、加載用千斤頂和支架用來(lái)測(cè)量油液正切體積模量。

圖2 油液含氣量及體積模量測(cè)量裝置Fig.2 Measurement devices of oil gas content and tangent bulk modulus

根據(jù)亨利定律原理來(lái)測(cè)量油液含氣量。測(cè)量過(guò)程中：將裝有攪拌后液壓油的平底燒瓶在80 ℃恒溫槽中保溫，并抽真空，靜置 2 h；測(cè)量液面高度的初始值和終了值。油液體積的減少量與初始體積之比，即為含氣量。油液正切體積模量測(cè)量時(shí)，將與測(cè)量含氣量相同的液壓油裝滿液壓缸，安裝好傳感器后用千斤頂加載，記錄壓力和位移。根據(jù)(8)式計(jì)算不同壓力下的油液正切體積模量。

圖3所示為溫度為20 ℃、含氣量分別為0.010和0.017時(shí)正切體積模量隨壓力變化的理論曲線和試驗(yàn)曲線。

圖3 正切體積模量隨壓力變化的曲線Fig.3 Relation between tangent bulk modulus and pressure

由圖3可知：在0～20 MPa范圍內(nèi)，油液正切體積模量的理論結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致；在0～2.5 MPa范圍內(nèi)，試驗(yàn)結(jié)果和理論結(jié)果稍有偏差，這與氣體溶解、測(cè)量誤差等因素有關(guān)。而HMT閉式液壓回路的最低工作壓力為2.55 MPa，可以認(rèn)為不受0～2.5 MPa結(jié)果偏差的影響。在20～30 MPa范圍內(nèi)，試驗(yàn)結(jié)果稍高于理論值，含氣量為0.01時(shí)最大偏差為7.17%，含氣量為0.017時(shí)最大偏差為8.06%. 由此可見(jiàn)，本文所提油液正切體積模量模型能夠用于表征液壓機(jī)械閉式液壓回路的油液正切體積模量。

2 全功率換段的目標(biāo)段建壓模型

2.1 全功率換段目標(biāo)段建壓原理

兩段等差式液壓機(jī)械傳動(dòng)原理如圖4所示。圖4中：變排量液壓元件P和定排量液壓元件M組成液壓路；行星排K1、K2、K3和制動(dòng)器CH、CL組成機(jī)械路及匯流排；ni、no分別代表輸入和輸出轉(zhuǎn)速(r/min)。其工作段及工作部件如表1所示。

圖4 兩段等差式液壓機(jī)械傳動(dòng)原理圖Fig.4 Schematic diagram of two-range arithmetic HMT

表1 HMT工作段及工作部件Tab.1 Ranges of HMT and working parts

全功率換段中，通過(guò)調(diào)節(jié)變排量液壓元件的排量，主動(dòng)控制目標(biāo)段建壓過(guò)程的完成。目標(biāo)段建壓過(guò)程是在雙制動(dòng)器接合重疊時(shí)完成的。雙制動(dòng)器接合重疊時(shí)，若保持輸入轉(zhuǎn)速不變，則兩液壓元件轉(zhuǎn)速恒定。

圖5 液壓傳動(dòng)單元模型的組成Fig.5 Composition of hydraulic transmission unit model

目標(biāo)段建壓模型主要是液壓傳動(dòng)單元模型，其組成如圖5所示。圖5中：V1、V2分別為2個(gè)閉式容腔；p1、p2分別為2個(gè)閉式容腔內(nèi)的壓力；np和nm分別為兩個(gè)液壓元件的轉(zhuǎn)速；Tp和Tm分別為兩個(gè)液壓元件的轉(zhuǎn)矩；qpi和qpo分別為變排量液壓元件的輸入流量和輸出流量；qmi和qmo分別為定排量液壓元件的輸入流量和輸出流量。液壓傳動(dòng)單元建模時(shí)，忽略管路的沿程損失，將高低壓回路簡(jiǎn)化為兩個(gè)閉式容腔V1和V2.

目標(biāo)段建壓模型的原理圖如圖6所示。圖6中，質(zhì)量流量模型和容腔壓力模型構(gòu)成了液壓管路容腔模型。

圖6 目標(biāo)段建壓模型的原理圖Fig.6 Schematic diagram of target range pressure building-up model

目標(biāo)段為H段時(shí)，變排量液壓元件驅(qū)動(dòng)定排量液壓元件，即變排量液壓元件出口和定排量液壓元件入口與高壓側(cè)容腔連通；目標(biāo)段為HM段時(shí)，定排量液壓元件驅(qū)動(dòng)變排量液壓元件，即定排量液壓元件出口和變排量液壓元件入口與高壓側(cè)容腔連通。

2.2 液壓元件轉(zhuǎn)速模型

在雙制動(dòng)器接合重疊時(shí)，變排量液壓元件的轉(zhuǎn)速為

(14)

式中：i1為從輸入軸至液壓傳動(dòng)單元的傳動(dòng)比。

在雙制動(dòng)器接合重疊時(shí)，定排量液壓元件的轉(zhuǎn)速為

(15)

式中：k1、k2、k3分別為行星排K1、K2、K3的特征參數(shù)；i2為從輸入軸至機(jī)械傳動(dòng)單元的傳動(dòng)比。

2.3 容腔質(zhì)量流量模型

目標(biāo)段不同時(shí)，液壓傳動(dòng)單元的質(zhì)量流量模型也不同。

2.3.1 目標(biāo)段為H段

變排量液壓元件的輸入質(zhì)量流量即理論質(zhì)量流量為

(16)

式中：ρ2為容腔V2中的油液密度(kg/m3)；ε為變排量液壓元件的排量比；Vg為變排量液壓元件最大工作排量(m3/r)。

兩液壓元件均等效簡(jiǎn)化為外泄漏方式，其泄漏量[26,34]為

(17)

式中：

μ=μc(1+0.015Cu)exp[αp-β(T-T0)]，

(18)

μc為純油液動(dòng)力黏度(N·s/m2)，α為油液黏壓系數(shù)(m2/N)，β為油液黏溫系數(shù)(K-1)；Cs為液壓元件漏損系數(shù)；Vc為液壓元件工作排量(m3/r)；ph為液壓元件高壓側(cè)壓力(MPa)；Ek為油液體積模量，表示純油液體積模量Ef、油液含氣時(shí)正割體積模量Es和正切體積模量Et，即k=f，s,t.

變排量液壓元件泄漏的質(zhì)量流量為

(19)

式中：ρ1為容腔V1中的油液密度(kg/m3)；Δqp為變排量液壓元件的泄漏流量(m3/s)；Vp為變排量液壓元件的實(shí)際工作排量(m3/r)。

變排量液壓元件的輸出質(zhì)量流量為

qMpo=qMpi-ΔqMp.

(20)

定排量液壓元件的輸出質(zhì)量流量、泄漏質(zhì)量流量和輸入質(zhì)量流量分別為

(21)

(22)

qMmi=qMmo+ΔqMm，

(23)

式中：Δqm為定排量液壓元件的泄漏流量(m3/s)。

2.3.2 目標(biāo)段為HM段

變排量液壓元件的輸出質(zhì)量流量、泄漏質(zhì)量流量和輸入質(zhì)量流量分別為

(24)

(25)

qMpi=qMpo+ΔqMp.

(26)

定排量液壓元件的輸入質(zhì)量流量、泄漏質(zhì)量流量和輸出質(zhì)量流量分別為

(27)

(28)

qMmo=qMmi-ΔqMm.

(29)

2.4 容腔壓力模型

考慮液壓管路的彈性變形，則油液在液壓管路內(nèi)的有效體積模量為

(30)

式中：Ew為液壓管路的體積模量(MPa)。

由于換段時(shí)間短，油液溫度幾乎無(wú)變化，考慮油液在液壓管路內(nèi)的有效體積模量和密度的變化，則容腔內(nèi)壓力模型為

(31)

式中：qMi、qMo為容腔的輸入和輸出質(zhì)量流量(m3/s)；V為容腔體積(m3)。

目標(biāo)段為H段時(shí)V1為高壓腔，容腔壓力模型為

(32)

目標(biāo)段為HM段時(shí)V2為高壓腔，容腔壓力模型為

(33)

在Simulink軟件中搭建的目標(biāo)段建壓模型如圖7所示。

圖7 Simulink軟件中的目標(biāo)段建壓模型Fig.7 Model of target range pressure building-up in software Simulink

3 不同油液體積模量對(duì)建壓時(shí)間的仿真分析

液壓機(jī)械輸入軸轉(zhuǎn)速為1 000 r/min、負(fù)載轉(zhuǎn)矩為300 N·m，在H段時(shí)高壓側(cè)壓力p1=8.15 MPa，在HM段時(shí)高壓側(cè)壓力p2=6.7 MPa. 閉式液壓回路低壓側(cè)的壓力為2.55 MPa. 換段時(shí)，變排量液壓元件的排量比均由當(dāng)前段的排量比階躍變化為目標(biāo)段的理想排量比。在整個(gè)建壓過(guò)程中，保持目標(biāo)段的理想排量比不變。

根據(jù)上述目標(biāo)段建壓模型及仿真參數(shù)，設(shè)置油液含氣量為0.017，油液體積模量Ek取值分別為純油液體積模量Ef、油液含氣時(shí)的正割體積模量Es和正切體積模量Et，仿真分析不同油液體積模量對(duì)全功率換段中建壓時(shí)間的影響。

為方便對(duì)比，將不同體積模量的建壓過(guò)程仿真結(jié)果在時(shí)間軸上平移，使建壓過(guò)程的起始時(shí)間在0.5 s處對(duì)齊。

3.1 H段向HM段換段建壓時(shí)間分析

由H段向HM段換段，目標(biāo)段為HM段，其高壓側(cè)的建壓過(guò)程如圖8所示。

圖8 由H段向HM段換段的目標(biāo)段壓力仿真結(jié)果Fig.8 Simulated results of target range pressure for shifting from H range to HM range

由圖8可知：由H段向HM段換段，對(duì)于模型中采用純油液體積模量、正割體積模量和正切體積模量，均可以描述全功率換段中目標(biāo)段的建壓過(guò)程，可用于建壓過(guò)程的定性分析；但定量研究中3種體積模量的建壓時(shí)間的定量研究時(shí)結(jié)果存在差別，目標(biāo)段壓力分別在0.845 s、0.913 s和2.513 s達(dá)到目標(biāo)壓力的95%. 即達(dá)到目標(biāo)壓力的95%所需時(shí)間分別為0.345 s、0.413 s和2.013 s.

3.2 HM段向H段換段建壓時(shí)間分析

由HM段向H段換段，目標(biāo)段為H段，其高壓側(cè)的建壓過(guò)程如圖9所示。

圖9 由HM段向H段換段的目標(biāo)段壓力仿真結(jié)果Fig.9 Simulated results of target range pressure for shifting from HM range to H range

由圖9可知：由HM段向H段換段，對(duì)于模型中采用純油液體積模量、正割體積模量和正切體積模量，均可以描述全功率換段中目標(biāo)段的建壓過(guò)程，可用于建壓過(guò)程的定性分析；但定量研究中3種體積模量的建壓時(shí)間存在差別，目標(biāo)段壓力分別在0.854 s、0.909 s和2.341 s達(dá)到目標(biāo)壓力的95%. 即達(dá)到目標(biāo)壓力的95%所需時(shí)間分別為0.354 s、0.409 s和1.841 s.

4 全功率換段的目標(biāo)段建壓試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)設(shè)備

全功率換段的目標(biāo)段建壓試驗(yàn)，在如圖10所示的臺(tái)架上進(jìn)行。該臺(tái)架為電封閉式傳動(dòng)臺(tái)架，參數(shù)詳見(jiàn)文獻(xiàn)[26]。

圖10 HMT試驗(yàn)臺(tái)架圖片F(xiàn)ig.10 Test bench for HMT

4.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)時(shí)，輸入轉(zhuǎn)速保持1 000 r/min不變，負(fù)載轉(zhuǎn)矩為300 N·m，分別進(jìn)行由H段向HM段換段、由HM段向H段換段的全功率換段試驗(yàn)。

4.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.3.1 H段向HM段換段

輸入轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩為300 N·m，由H段向HM段全功率換段的試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖11所示。

圖11 由H段向HM段全功率換段的試驗(yàn)與仿真結(jié)果Fig.11 Test and simulated results of shift from H range to HM range

由圖11可見(jiàn)，由H段向HM段換段時(shí)，排量控制電流從549 mA減小至512 mA，對(duì)應(yīng)排量比約為從0.92減小為0.83. H段的高壓側(cè)壓力為8.3 MPa，換段后HM段的高壓側(cè)壓力為6.8 MPa. 換段前后，定排量液壓元件轉(zhuǎn)速基本維持在837 r/min，輸出轉(zhuǎn)速基本維持在236 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩基本維持在300 N·m.

對(duì)比圖8和圖11可知，由H段向HM段換段，對(duì)于模型中采用純油液體積模量、正割體積模量和正切體積模量，均可以描述全功率換段中目標(biāo)段的建壓過(guò)程，可用于建壓過(guò)程的定性分析。由圖11可知，由H段向HM段換段，建壓過(guò)程中采用正切體積模量的目標(biāo)段壓力值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致；其最大偏差為0.34 MPa. 但定量研究中3種體積模量的建壓時(shí)間存在差別。達(dá)到目標(biāo)壓力的95%所需時(shí)間，采用純油液體積模量的結(jié)果為0.345 s，采用正切體積模量的結(jié)果為0.413 s，而采用正割體積模量的結(jié)果大于1 s，偏差較大。純油液體積模量與正切體積模量仿真結(jié)果的偏差為(0.413-0.345)/0.413=16.5%.

4.3.2 HM段向H段換段

圖12 由HM段向H段全功率換段的試驗(yàn)與仿真結(jié)果Fig.12 Test and simulated results of shift from HM range to H range

輸入轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩為300 N·m，由HM段向H段全功率換段的試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖12所示。由圖12可見(jiàn)，由HM段向H段換段時(shí)，排量控制電流從515 mA增大至546 mA，對(duì)應(yīng)排量比約從0.83增大為0.92. HM段的高壓側(cè)壓力為6.6 MPa，換段后H段的高壓側(cè)壓力為8.0 MPa. 換段前后，定排量液壓元件轉(zhuǎn)速基本維持在837 r/min，輸出轉(zhuǎn)速基本維持在236 r/min，輸出轉(zhuǎn)矩基本維持在300 N·m.

對(duì)比圖9和圖12可知，由HM段向H段換段，對(duì)于模型中采用純油液體積模量、正割體積模量和正切體積模量，均可以描述全功率換段中目標(biāo)段的建壓過(guò)程，可用于建壓過(guò)程的定性分析。由圖12可知，由HM段向H段換段，建壓過(guò)程中采用正切體積模量的目標(biāo)段壓力值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，其最大偏差為0.62 MPa. 但定量研究中3種體積模量的建壓時(shí)間存在差別。達(dá)到目標(biāo)壓力的95%所需時(shí)間，采用純油液體積模量的結(jié)果為0.354 s，采用正切體積模量的結(jié)果為0.409 s，而采用正割體積模量的結(jié)果大于1 s，偏差較大。純油液體積模量與正切體積模量仿真結(jié)果的偏差為(0.409-0.354)/0.409=13.5%.

綜上所述，當(dāng)對(duì)液壓機(jī)械全功率換段的目標(biāo)段建壓過(guò)程進(jìn)行定性分析時(shí)，純油液體積模量、正切體積模量和正割體積模量均可以采用。因此，對(duì)液壓機(jī)械全功率換段的目標(biāo)段建壓時(shí)間進(jìn)行定量分析時(shí)，必須考慮油液含氣量對(duì)油液體積模量和建壓時(shí)間的影響，且宜采用正切體積模量。

5 不同含氣量對(duì)建壓時(shí)間的影響

采用油液正切體積模量，對(duì)含氣量Cu分別為0、0.01、0.02和0.03情況進(jìn)行全功率換段目標(biāo)段建壓時(shí)間的仿真分析，其仿真結(jié)果如圖13所示。

圖13 不同含氣量時(shí)的建壓時(shí)間仿真結(jié)果Fig.13 Simulated results of pressure building-up for different air contents

由圖13(a)可知，由H段向HM段全功率換段，變排量液壓元件的排量比由當(dāng)前段的排量比階躍變化為目標(biāo)段的理想排量比，目標(biāo)段壓力為6.7 MPa，含氣量Cu分別為0、0.01、0.02和0.03時(shí)，目標(biāo)段壓力分別在0.845 s、0.884 s、0.925 s和0.968 s達(dá)到目標(biāo)壓力的95%，即達(dá)到目標(biāo)壓力的95%所需時(shí)間分別為0.345 s、0.384 s、0.425 s和0.468 s. 與純油液相比，含氣量Cu分別為0.01、0.02和0.03，建壓時(shí)間分別增加了11.3%、23.2%和35.7%.

由圖13(b)可知，由HM段向H段全功率換段，變排量液壓元件的排量比由當(dāng)前段的排量比階躍變化為目標(biāo)段的理想排量比，目標(biāo)段壓力為8.15 MPa，含氣量Cu分別為0、0.01、0.02和0.03時(shí)，目標(biāo)段壓力分別在0.854 s、0.886 s、0.919 s和0.954 s達(dá)到目標(biāo)壓力的95%，即達(dá)到目標(biāo)壓力的95%所需時(shí)間分別為0.354 s、0.386 s、0.419 s和0.454 s. 與純油液相比，含氣量Cu分別為0.01、0.02和0.03，建壓時(shí)間分別增加了9.0%、18.4%和28.3%.

綜上所述，在全功率換段中，含氣量越大，目標(biāo)段的建壓時(shí)間越長(zhǎng)。

6 結(jié)論

本文采用仿真分析與試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，研究了油液體積模量對(duì)液壓機(jī)械全功率換段目標(biāo)段建壓時(shí)間的影響規(guī)律。得到如下主要結(jié)論：

1)含氣量越大，油液正切體積模量越小。在0～20 MPa范圍，油液正切體積模量的理論結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本一致；在20～30 MPa范圍，試驗(yàn)結(jié)果稍高于理論值，含氣量為0.01時(shí)，最大偏差為7.17%，含氣量為0.017時(shí)，最大偏差為8.06%.

2)HMT全功率換段是雙制動(dòng)器接合重疊時(shí)的主動(dòng)建壓過(guò)程，建壓時(shí)間直接影響了換段時(shí)間，必須考慮油液含氣量對(duì)油液體積模量和建壓時(shí)間的影響，且應(yīng)采用油液正切體積模量。變排量液壓元件的排量比由當(dāng)前段的排量比階躍變化為目標(biāo)段的理想排量比，由H段向HM段全功率換段，目標(biāo)段壓力為6.7 MPa時(shí)，建壓過(guò)程中目標(biāo)段壓力仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大偏差為0.34 MPa；由HM段向H段全功率換段，目標(biāo)段壓力為8.15 MPa時(shí)，建壓過(guò)程中目標(biāo)段壓力仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大偏差為0.62 MPa.

3)液壓機(jī)械全功率換段中，油液含氣量越大，目標(biāo)段建壓時(shí)間越長(zhǎng)。與純油液相比，含氣量Cu分別為0.01、0.02和0.03時(shí)，變排量液壓元件的排量比由當(dāng)前段的排量比階躍變化為目標(biāo)段的理想排量比，由H段向HM段全功率換段，目標(biāo)段壓力為6.7 MPa時(shí)，建壓時(shí)間分別增加了11.3%、23.2%和35.7%；由HM段向H段全功率換段，目標(biāo)段壓力為8.15 MPa時(shí)，建壓時(shí)間分別增加了9.0%、18.4%和28.3%.