趙金龍, 童劍銘， 曲金亮

(中國重型汽車集團有限公司， 濟南 030051)

懸架的側傾中心同時影響懸掛和非懸掛質量的運動狀態(tài)，從而影響車輛的轉向性能。乘坐側傾角剛度過小的汽車，易缺乏舒適感和安全感；若側傾角剛度過大，當車輛發(fā)生側翻時乘客無法提前感知危險的發(fā)生，過大的側傾角剛度也會使輪胎側偏角增大[1]。三軸客車側傾中心的設計及校核相對傳統(tǒng)兩軸客車較為復雜。本文就以已交付客戶的18 m低入口雙源無軌電車為例，依據(jù)懸架結構的各個參數(shù)確定懸架的側傾中心，同時提出合并第二軸和第三軸，將三軸車簡化為兩軸傳統(tǒng)車型，并通過確定等效側傾中心軸線來驗證車輛的行駛穩(wěn)定性是否可靠；依托比較計算和實際驗證，為多軸車輛提供一種側傾校核的簡化計算方法。

1 空氣懸架剛度計算

整車滿載總質量ma=28 000 kg，前軸軸載質量m1=6 500 kg，支撐軸軸載質量m2=10 000 kg，后軸軸載質量m3=11 500 kg。第一軸至第二軸軸距L1=5 900 mm，第二軸至第三軸軸距L2=6 100 mm。前橋輪距B1=2 103 mm，支撐橋輪距B2=1 890 mm，后橋輪距B3=1 872 mm。車輪靜載半徑R=446 mm，滿載時整車重心高度hg=1 150 mm。前空氣懸架簧下質量m1d=991.2 kg，支撐橋空氣懸架簧下質量m2d=1 525.4 kg，后空氣懸架簧下質量m3d=1 567.4 kg。

空氣彈簧剛度C=K(P+P1)×A2/V+P×δA/δs[2-3]

空氣彈簧相對內壓P=G/A

式中：K為多變指數(shù)，一般情況下K=1.33；A為單個氣囊有效面積；G為單個氣囊的簧上載荷；P1為大氣壓，通常取0.1 N/mm2。

本文所用的氣囊均為康迪泰克715 N膜式氣囊，活塞座為圓柱形。對于膜式空氣彈簧，當活塞座為圓柱形時，δA/δs=0。查715 N氣囊曲線圖可知，在氣囊內壓P0=7 bar時，氣囊彈力F=35 kN，則氣囊的有效面積A=F/P0=50 000 mm2。在設計高度時，氣囊的有效容積V1=9.6×106mm3，V2=V3=1.1×107mm3。

將上述數(shù)值帶入公式，計算得：

C1=221.7 N/mm,f1=1.43 Hz

C2=157.2 N/mm,f2=1.37 Hz

C3=178.3 N/mm,f3=1.35 Hz

2 側傾校核

2.1 側傾中心確定

本文校核整車在給定側向加速度下做穩(wěn)態(tài)轉向的側傾情況[4]。由于前軸作為轉向軸，所以本文提出將第二、第三軸等效為一軸的方案。由于所參考車型為低入口結構，前橋及支撐橋采用門式車橋，所以這兩處側傾中心很低，而由于后橋采用傳統(tǒng)驅動橋，所以后懸處的側傾中心高度較高。各懸架均為直推力桿+V型推桿式四連桿結構。找到V型推力桿的交點，即為各懸架的側傾中心點。分別確定三軸車第一軸與第二軸之間的側傾軸線O1O2，以及第二軸與第三軸懸架之間的側傾軸線O2O3，如圖1所示。圖中O1為前懸架側傾中心，距前軸距離L3=22 mm，離地高度h1=200 mm；O2為支撐橋懸架側傾中心，距支撐軸距離L4=3 mm，離地高度h2=211 mm；O3為后懸架側傾中心，距后軸距離L5=144.5 mm，離地高度h3=613 mm；O′為第二軸和第三軸擬合后的側傾力矩中心，通過O′將三軸車側傾軸線擬合成兩軸等效側傾軸線O1O′。

h′=h2+(h3-h2)·L′/L2

L′=m3u·L2/(m2u+m3u)

式中：h′為第二軸和第三軸擬合后的側傾中心高度；L′為第二軸和第三軸擬合的側傾中心到第二軸的距離；m2u、m3u分別為第二軸、第三軸簧上質量。

帶入數(shù)據(jù)可算出：h′=428.5 mm，L′=3292 mm。

圖1 等效懸架側傾軸線示意圖

2.2 等效側傾力臂計算

根據(jù)懸架的結構布置，可算出整車的簧載質心高度S為：

S=(ma·hg-md·R)/mu=1 270 mm

式中：mu為簧上質量，mu=m1u+m2u+m3u;md為簧下質量，md=m1d+m2d+m3d。

整車的簧載質心距第一軸水平距離a為：

a=(m2uL1+m3u(L1+L2))/mu=7 074 mm

則等效側傾力臂h為：

h=S-h1-(a+L3)/(L1+L′+L3)(h′-h1)=894 mm

2.3 側傾角剛度計算

1) 穩(wěn)定桿側傾角剛度[5]。取穩(wěn)定桿襯套影響系數(shù)為0.9，通過計算得知，前懸架橫向穩(wěn)定桿側傾角剛度Cs1=2.18×105N·m/rad,支撐橋懸架橫向穩(wěn)定桿側傾角剛度Cs2=1.07×105N·m/rad，后懸架橫向穩(wěn)定桿側傾角剛度Cs3=0.95×105N·m/rad。

2) 高度閥失效時整車的側傾角剛度。前空氣懸架左右氣囊采用單高度閥控制，支撐橋及后橋空氣懸架采用雙高度閥分別控制左右側氣囊高度。當高度閥失效不起作用時，前空氣懸架左右氣囊管路是連通的，即前懸架空氣彈簧的側傾角剛度為0[6-8]。此時的整車側傾角剛度Cφ1為：

式中：支撐橋懸架左右氣囊中心距離D2=1 562 mm；后懸架左右氣囊中心距離D3=1 410 mm。

通過計算可知，Cφ1=7.89×105N·m/rad。

3) 高度閥正常工作時整車的側傾角剛度Cφ2為：

式中：前懸架左右氣囊中心距離D1=1 285 mm。

通過計算可知，Cφ2=9.72×105N·m/rad。

2.4 側傾角校核結果

本文取整車穩(wěn)定轉向時向心加速度為0.3g，側傾角φ為：

式中：V2/R=0.3g,Gs=23 916 kg

則φ1=6.2°;φ2=4.7°。

即在整車滿載情況下，當高度閥失效時整車側傾角約為6.2°，當高度閥正常工作時整車側傾角約為4.7°。由此可知該車型在轉彎行駛時，車身側傾角的計算值能滿足要求[9]。

2.5 側傾結果校驗

參考文獻[1]中的計算方法，通過代入數(shù)據(jù)計算及畫圖得出h=872 mm，則φ1=6°;φ2=4.6°。

通過算法比較可知，本文提出的擬合第二、第三軸將三軸車簡化為兩軸傳統(tǒng)車型的方案具有一定的可行性。

3 結束語

本文通過計算，校核了該車型懸架設計方案在理論上的可行性。經(jīng)客戶實際運行路線驗證，該車型的行駛及操縱穩(wěn)定性、舒適性都得到了客戶的認可，也同時驗證了該簡化算法的合理性。

參考文獻：

[1] 任文社.三軸客車側傾中心線的確定及影響[J].客車技術與研究，2009，31(4)：19-20.

[2] 羅凱杰.客車空氣懸架剛度與阻尼匹配研究[D].合肥：合肥工業(yè)大學，2011.

[3] 郭延輝.低地板城市客車空氣懸架設計[J].客車技術與研究,2008,30(6):15-17.

[4] Thomas D.Gillespie.車輛動力學基礎[M].趙六奇，金達鋒，譯.北京:清華大學出版社,2006.

[5] 許榮洲.互聯(lián)空氣懸架橫向穩(wěn)定桿特性研究與參數(shù)優(yōu)化[D].鎮(zhèn)江：江蘇大學，2016.

[6] 楊國庫.客車空氣懸架高度控制閥種類及布置[J].客車技術與研究,2010,32(5):42-43.

[7] 翟維麗, 楊兆升, 張廣世.汽車空氣懸架高度控制閥動力學模型的研究 [J].汽車技術，2006，37(5)：12-15.

[8] 琚龍玉，任世恒，周揚揚，等．橫向互聯(lián)空氣懸架車身高度調節(jié)模糊控制[J]．重慶理工大學學報(自然科學版)，2016,30(9):3-9.

[9] 劉惟信.汽車設計[M].北京:清華大學出版社,2001.