榮 兵, 肖 攀, 周建文

(中國(guó)汽車(chē)工程研究院股份有限公司， 重慶 401122)

載荷譜作為車(chē)輛結(jié)構(gòu)疲勞性能分析的基礎(chǔ)，按照其獲取的方式的不同大致可分為兩類(lèi)：① 實(shí)測(cè)載荷譜；②仿真載荷譜。由于六分力儀及載荷譜采集技術(shù)的發(fā)展，實(shí)測(cè)載荷已作為各車(chē)企研究疲勞性能的重要基礎(chǔ)數(shù)據(jù)而被熟知，且通過(guò)對(duì)試驗(yàn)場(chǎng)進(jìn)行載荷譜采集，也容易得到實(shí)測(cè)載荷譜[1]?；谠囼?yàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)載荷譜的車(chē)輛結(jié)構(gòu)件載荷分解、疲勞分析及優(yōu)化也得到了廣泛的應(yīng)用[2-5]。然而載荷譜采集卻受到較多的限制，需具備開(kāi)發(fā)車(chē)型的騾車(chē)，采集試驗(yàn)耗時(shí)較長(zhǎng)，成本較高，導(dǎo)致疲勞分析及優(yōu)化階段延后，在結(jié)構(gòu)件開(kāi)發(fā)前期無(wú)法有效地支持結(jié)構(gòu)疲勞性能的優(yōu)化。近年來(lái)，由于疲勞仿真輪胎模型和路面高程掃描技術(shù)的發(fā)展[6-7]，使得基于試驗(yàn)場(chǎng)虛擬路面獲得的疲勞仿真載荷譜的工程應(yīng)用價(jià)值越來(lái)越顯著，獲取仿真載荷譜的前提是必須具備與試驗(yàn)場(chǎng)一致的三維虛擬路面模型，以及精確的疲勞仿真輪胎模型，從而在研發(fā)前期運(yùn)用多體動(dòng)力學(xué)仿真技術(shù)，仿真獲得耐久性能分析的載荷譜，用于預(yù)測(cè)其疲勞壽命。

以某車(chē)型底盤(pán)疲勞性能對(duì)比分析為例，本文從以下幾方面開(kāi)展研究：①利用慣性基準(zhǔn)的道路幾何譜采集系統(tǒng)測(cè)得某試驗(yàn)場(chǎng)共振路2的中線軌跡數(shù)據(jù)和5路縱向高程數(shù)據(jù)，進(jìn)行3D虛擬路面的重構(gòu)；②建立該車(chē)型整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型，基于3D虛擬路面動(dòng)態(tài)仿真，獲取仿真載荷譜；③以實(shí)測(cè)載荷譜為基準(zhǔn)，將仿真軸頭載荷譜與實(shí)測(cè)軸頭載荷譜在時(shí)域、頻域和損傷3個(gè)方面進(jìn)行對(duì)比；④基于實(shí)測(cè)載荷和仿真載荷譜對(duì)底盤(pán)疲勞進(jìn)行仿真分析及對(duì)比，最終驗(yàn)證了基于虛擬路面仿真載荷譜的精確性，及較高的工程應(yīng)用價(jià)值。

1 共振路2虛擬路面建立

1.1 路面高程的采集及處理

路面高程采集設(shè)備為中國(guó)汽研自主研發(fā)的慣性基準(zhǔn)的道路幾何譜采集系統(tǒng)。該系統(tǒng)的核心部件為激光檢測(cè)梁，安裝于采集車(chē)輛前部，如圖1所示。該梁中集成了加速度傳感器與激光位移傳感器，可測(cè)試出5個(gè)激光頭下在路面縱斷面上的局部幾何輪廓特征曲線，激光傳感器具體布置詳，如圖2所示。該系統(tǒng)的具體測(cè)試原理在文獻(xiàn)[8-9]中已有詳細(xì)的說(shuō)明。該系統(tǒng)的采樣頻率為22 kHz，有效地保證了在20～100 km/h的采集速度下，最小采用間距為1 mm，同時(shí)系統(tǒng)中集成了GPS系統(tǒng)，同步對(duì)行駛軌跡進(jìn)行記錄，采樣頻率為20 Hz。

圖1 慣性基準(zhǔn)的道路幾何譜采集系統(tǒng)Fig.1 Road geometry spectrum acquisition system based on inertial reference

圖2 激光傳感器布置圖Fig.2 Laser sensor arrangement

對(duì)國(guó)內(nèi)某試驗(yàn)場(chǎng)路面高程進(jìn)行掃描，其中部分路面高程數(shù)據(jù)如圖3所示。其中包括6個(gè)通道數(shù)據(jù)，1通道～5通道為測(cè)試的5個(gè)激光傳感器位置的路面縱向高程曲線，6通道為路面的縱向距離，結(jié)合5個(gè)高程曲線即反饋出路面在縱斷面方向上的5個(gè)剖面圖，其次由GPS系統(tǒng)采集的路面軌跡，如圖4所示。

圖3 路面高程數(shù)據(jù)Fig.3 Pavement elevation data

圖4 路面軌跡Fig.4 Road track

由于文中僅對(duì)共振路2進(jìn)行研究，圖5為依據(jù)路面輪廓特征的共振路面高程分割示意圖。其次，基于采集時(shí)間同步原則，得到的共振路軌跡曲線，如圖6所示。

圖5 共振路2高程分割Fig.5 Resonance 2 elevation segmentation

圖6 共振路2軌跡曲線Fig.6 Track of resonance 2

分割后的數(shù)據(jù)按照虛擬路面縱向分辨率要求，進(jìn)行路面高程數(shù)據(jù)的等距離抽樣。對(duì)于共振路2，縱向采用5 mm等間距分辨率，對(duì)其局部輪廓特征已經(jīng)能夠全面反映。再將路面軌跡數(shù)據(jù)由經(jīng)緯度轉(zhuǎn)化為平面坐標(biāo)的X值、Y值，由于其采集頻率較低，在此不進(jìn)行等距抽樣，需擬合后，再與高程數(shù)據(jù)同步等距抽樣。

1.2 3D虛擬路面的建立

由于采集高程數(shù)據(jù)在橫向僅為5組數(shù)據(jù)，不足以構(gòu)建3D虛擬路面，需要在路面橫向按相應(yīng)的分辨率進(jìn)行插值。對(duì)共振路2的橫向特征進(jìn)行分析可知：該路面左右側(cè)橫向幾何特征在縱向90°夾角方向一致(見(jiàn)圖7)，根據(jù)該特點(diǎn)，共振路2橫向幾何特征可采用線性插值得到，其線性插值示意是如圖8所示。以路面左側(cè)插值為例進(jìn)行說(shuō)明，由于橫向幾何特征與路面中線成90°夾角，則可依據(jù)左側(cè)激光頭1和激光頭2同步采集的數(shù)據(jù)H(1,n)和H(2,n)線性插值出橫斷面上任意位置的高程數(shù)據(jù)H(c,n)，其中H(1,n)中數(shù)字1表示第1個(gè)激光傳感器采集的數(shù)據(jù)，n表示第n個(gè)采集點(diǎn)，同理H(2,n)為第2個(gè)激光傳感器采集的第n個(gè)高程，H(c,n)中的c表示第c條插值曲線[10]。

圖7 共振路2特征示意圖Fig. 7 Characteristic sketch map of resonance 2

圖8 共振路2橫向插值圖解Fig. 8 Horizontal interpolation diagram for resonance 2

其次，虛擬路面要實(shí)際反映路面的軌跡信息，故再根據(jù)采集的GPS信息進(jìn)行路面中心軌跡復(fù)原。由于路面的GPS軌跡數(shù)據(jù)精度較低，利用matlab的3次樣條插值復(fù)原路面軌跡中線[11]，其中圖9為GPS數(shù)據(jù)與擬合數(shù)據(jù)的對(duì)比圖，實(shí)線為GPS數(shù)據(jù)，虛線為擬合的路面軌跡。在動(dòng)力學(xué)仿真中，虛擬路面的起始點(diǎn)，及路面方向需與整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型原點(diǎn)，及行進(jìn)方向一致，故對(duì)于擬合后的路面中線軌跡，需按照動(dòng)力學(xué)仿真軟件中的方向進(jìn)行坐標(biāo)轉(zhuǎn)換，其原理如圖10所示。以路面中線起始點(diǎn)作為新坐標(biāo)系原點(diǎn)，前進(jìn)方向作為新坐標(biāo)系的X方向，則圖中X′OY′坐標(biāo)系統(tǒng)為新的坐標(biāo)系。新坐標(biāo)系確認(rèn)后，計(jì)算出新舊坐標(biāo)系中橫軸之間的夾角α，依據(jù)式(1)和式(2)計(jì)算出新坐標(biāo)系下路面中線坐標(biāo)值。

圖9 GPS數(shù)據(jù)與擬合數(shù)據(jù)對(duì)比圖Fig.9 Comparison of GPS data and fitting data

圖10 路面中線坐標(biāo)轉(zhuǎn)化原理Fig.10 Principle of the road line coordinate transformation

(1)

(2)

式中：X′n，Y′n為新坐標(biāo)系下第n點(diǎn)的坐標(biāo)值；Xn，Yn為舊坐標(biāo)系下第n點(diǎn)的坐標(biāo)值。實(shí)線為轉(zhuǎn)換后的路面軌跡，虛線為轉(zhuǎn)換前路面軌跡，如圖11所示。

圖11 路面軌跡轉(zhuǎn)換前后對(duì)比圖Fig.11 Comparison of road track conversion before and after

最后結(jié)合虛擬路面格式的要求，利用matlab編制實(shí)現(xiàn)對(duì)共振路2的三維虛擬路面重構(gòu)，如圖12所示。

圖12 共振路2虛擬路面Fig.12 3D virtual road of resonance 2

2 實(shí)測(cè)載荷譜與仿真載荷譜的對(duì)比

2.1 實(shí)測(cè)載荷譜的獲取

實(shí)測(cè)載荷譜采用六分力傳感器進(jìn)行采集，傳感器參數(shù)，如表1所示。共振路2下，該車(chē)輛前左輪的六分力采集數(shù)據(jù)，如圖13所示。

表1 六分力傳感器參數(shù)說(shuō)明

圖13 六分力采集數(shù)據(jù)Fig.13 The load data from wheel force transducer

2.2 整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型建立

在耐久仿真的整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型搭建過(guò)程中，為確保整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型與實(shí)車(chē)在外部激勵(lì)下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的一致性，在保證懸架系統(tǒng)準(zhǔn)靜態(tài)K&C特性一致的前提下，還需注意一下幾個(gè)方面：①襯套參數(shù)的調(diào)整，包括剛度曲線延伸，襯套阻尼設(shè)置；②柔性體部件的選擇，以及柔性體部件的阻尼設(shè)置；③各部件質(zhì)心、質(zhì)量和慣量參數(shù)設(shè)置。

考慮整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型中彈性元件參數(shù)時(shí)，在結(jié)合實(shí)測(cè)參數(shù)數(shù)據(jù)的同時(shí)，需根據(jù)其結(jié)構(gòu)特征對(duì)其極限范圍進(jìn)行擬合，以及實(shí)車(chē)裝配狀態(tài)下的限制，對(duì)各參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，從而達(dá)到仿真模型與實(shí)車(chē)的一致性，且保證模型在高載荷區(qū)域的適用性。考慮到實(shí)車(chē)裝配限制的參數(shù)調(diào)整，如圖14所示。由于在試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行襯套Z向剛度測(cè)試時(shí)，沿Z向的平動(dòng)沒(méi)有受到限制故Z向位移到達(dá)±40 mm(見(jiàn)調(diào)整前曲線)。當(dāng)裝配到實(shí)車(chē)上時(shí)，Z向平動(dòng)受到副車(chē)架板件的限制Z向位移僅在±8 mm內(nèi)(見(jiàn)圖15)，故考慮到其安裝位置的限制，對(duì)于襯套的阻尼可來(lái)源于實(shí)測(cè)值，或者通過(guò)線性剛度值的0.5%來(lái)估算。

圖14 擺臂前襯套Z向線剛度Fig.14 Z direction stiffness for arm front bushing

圖15 擺臂前襯套實(shí)車(chē)裝配圖Fig.15 The assembly drawing of arm front bushing

針對(duì)車(chē)型的懸架形式，選擇變形部件進(jìn)行柔性體建模，該車(chē)型中柔性體建模部件為前穩(wěn)定桿和后扭力梁。其次，影響動(dòng)態(tài)仿真載荷的參數(shù)還包括車(chē)輛各部件的慣量、重量和質(zhì)心等物理參數(shù)。開(kāi)發(fā)中的車(chē)型，利用3D設(shè)計(jì)模型或有限元模型均可得到比較準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)。最終依據(jù)該車(chē)型的參數(shù)信息、裝配關(guān)系，搭建的整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型，如圖16所示。包括前后懸架、動(dòng)力總成、轉(zhuǎn)向、輪胎和車(chē)身系統(tǒng)，模型中輪胎采用動(dòng)力學(xué)軟件集成的Ftire_205/55R16輪胎模型。

2.3 仿真載荷譜獲取

在建立了虛擬試驗(yàn)場(chǎng)和整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型的基礎(chǔ)上，如果要提取虛擬路面的耐久動(dòng)態(tài)載荷，還需具備相應(yīng)的事件文件，用于驅(qū)動(dòng)整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型按照試驗(yàn)場(chǎng)規(guī)范在虛擬路面上進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真。事件文件的實(shí)質(zhì)同驅(qū)動(dòng)控制文件dcf一樣是仿真管制核心文件，由于事件文件是XML格式，為了便于閱讀、修改和新建，MSC公司在ADAMS/Car中集成了一個(gè)名為事件建造器(Event Building)的工具[12]。

根據(jù)載荷譜采集過(guò)程中車(chē)輛速度、檔位信息，以及建立的3D虛擬路面的中線軌跡數(shù)據(jù)編制事件文件，從而驅(qū)動(dòng)整車(chē)模型在3D虛擬路面上的動(dòng)力學(xué)仿真，車(chē)輛的仿真行駛狀態(tài)與實(shí)車(chē)采集行駛狀態(tài)完全一致，如圖17所示。仿真完成后，即可提取車(chē)輛軸頭的六分力和各部件接口點(diǎn)的動(dòng)態(tài)載荷。

圖16 整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型Fig.16 Vehicle multi-body dynamics model

圖17 整車(chē)動(dòng)力學(xué)仿真Fig. 17 Vehicle dynamics simulation

2.4 實(shí)測(cè)與仿真載荷譜的軸頭力對(duì)比分析

將基于3D虛擬路面仿真獲取的左前車(chē)輛軸頭力數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行時(shí)域?qū)Ρ确治?，圖18～圖20分別為縱向力FX、側(cè)向力FY和垂向力FZ的時(shí)域曲線對(duì)比(虛線為仿真數(shù)據(jù)，實(shí)線為實(shí)測(cè)數(shù)據(jù))。由此可見(jiàn)，3個(gè)方向力的趨勢(shì)及大小基本一致，其中X向仿真數(shù)據(jù)在正值區(qū)域略大于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，然而在負(fù)值區(qū)域卻略小于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，Y向仿真數(shù)據(jù)略大于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，Z向仿真數(shù)據(jù)略小于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，分析原因在于輪胎模型并沒(méi)有按照實(shí)際輪胎性能進(jìn)行參數(shù)辨識(shí)，所以在剛度上存在一定的偏差。仿真中采用輪胎型號(hào)為205/55R16，實(shí)際輪胎型號(hào)為195/60R16，仿真輪胎模型胎寬比實(shí)際輪胎較大，也是造成仿真?zhèn)认蛄Y較大的原因之一。

圖18 左前輪FX時(shí)域?qū)Ρ菷ig. 18 Time domain comparison for left front wheel X direction force

圖19 左前輪FY時(shí)域?qū)Ρ菷ig.19 Time domain comparison for left front wheel Y direction force

圖20 左前輪FZ時(shí)域?qū)Ρ菷ig.20 Time domain comparison for left front wheel Z direction force

進(jìn)一步從頻域?qū)S頭力進(jìn)行對(duì)比，圖21～圖23分別為縱向力FX、側(cè)向力FY和垂向力FZ的頻域曲線對(duì)比(虛線為仿真數(shù)據(jù)，實(shí)線為實(shí)測(cè)數(shù)據(jù))。從圖中分析可知，在車(chē)輛姿態(tài)頻域段(約5 Hz)和彎曲扭轉(zhuǎn)頻域段(約20～30 Hz)，仿真的數(shù)據(jù)的幅值均大于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，主要是由于多體模型中車(chē)身采用剛體單元模擬與實(shí)車(chē)的振動(dòng)特性存在一定的差異造成；在路面垂向激勵(lì)頻域階段(約10～15 Hz)，X和Y方向的仿真與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的幅值基本一致，而Z方向上實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的幅值大于仿真數(shù)據(jù)，主要是Z向載荷受路面垂向激勵(lì)影響較大，且實(shí)車(chē)采集過(guò)程中質(zhì)心隨著配載物體的移動(dòng)導(dǎo)致載荷會(huì)發(fā)生一定的轉(zhuǎn)移，故而導(dǎo)致仿真與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的偏差?？傮w上看，頻域曲線也驗(yàn)證了FY的時(shí)域仿真數(shù)據(jù)略大于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，F(xiàn)X和FZ的時(shí)域仿真和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)基本一致的情況。其次雖然3個(gè)力信號(hào)的頻域曲線存在一定差異，但激勵(lì)頻域段都介于0～60 Hz，車(chē)輛結(jié)構(gòu)件疲勞分析主要采用準(zhǔn)靜態(tài)疲勞分析方法，故頻域曲線的一定偏差對(duì)疲勞分析結(jié)構(gòu)影響可以忽略，而疲勞性能的主要影響因素還是考慮時(shí)域下的變化趨勢(shì)和幅值大小，通常用偽損傷對(duì)比可以得到量化，實(shí)測(cè)與仿真軸頭力的偽損傷對(duì)比詳見(jiàn)表2，其中相差最大為Y向，比值為2.95，相差最小為Z向，比值為0.70。該比值范圍也進(jìn)一步驗(yàn)證了仿真與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的一致性，以及仿真數(shù)據(jù)的有效性和實(shí)用性。其后對(duì)底盤(pán)的疲勞分析及對(duì)比也驗(yàn)證了以上觀點(diǎn)的正確性。

圖21 左前輪FX頻域?qū)Ρ菷ig.21 Frequency domain comparison for left front wheel X direction force

圖22 左前輪FY頻域?qū)Ρ菷ig.22 Frequency domain comparison for left front wheel Y direction force

圖23 左前輪FZ頻域?qū)Ρ菷ig.23 Frequency domain comparison for left front wheel Z direction force

前左輪軸頭力偽損傷實(shí)測(cè)仿真比值FX1.59 1.47 0.93 FY0.05 0.14 2.95 FZ9.99 6.94 0.70

3 底盤(pán)部件的疲勞仿真分析及對(duì)比

考慮到底盤(pán)的不同部件主要承受作用力的不同，為全面地對(duì)比兩種載荷譜下疲勞性能的差異，故選擇擺臂和轉(zhuǎn)向節(jié)進(jìn)行疲勞分析對(duì)比，擺臂主要承受X和Y向力作用，轉(zhuǎn)向節(jié)同時(shí)承受3個(gè)方向的力作用。

按照疲勞分析建模要求建立擺臂和轉(zhuǎn)向節(jié)的有限元分析模型(見(jiàn)圖24和圖25)。擺臂焊縫采用節(jié)點(diǎn)耦合的方式模擬，且為了避免局部應(yīng)力集中，焊縫單元全部采用四邊形單元模擬，并根據(jù)各焊縫的類(lèi)型在疲勞分析時(shí)進(jìn)行相應(yīng)的設(shè)置。轉(zhuǎn)向節(jié)采用四面體單元模擬，為提高模擬精度，單元進(jìn)行二次節(jié)點(diǎn)處理。

圖24 擺臂有限元模型Fig.24 Finite element model of arm

圖25 轉(zhuǎn)向節(jié)有限元模型Fig. 25 Finite element model of knuckle

采用慣性釋放的方法，分別計(jì)算部件連接點(diǎn)各方向單位載荷的應(yīng)力。結(jié)合各方向的單位載荷應(yīng)力和基于仿真載荷譜與實(shí)測(cè)載荷譜獲得的疲勞分析動(dòng)態(tài)載荷，計(jì)算有限元模型中各節(jié)點(diǎn)的時(shí)域應(yīng)力數(shù)據(jù)，其次采用雨流計(jì)數(shù)法對(duì)應(yīng)力循環(huán)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)[13]，應(yīng)用Goodman曲線進(jìn)行應(yīng)力修正，結(jié)合材料的S-N曲線，計(jì)算單次循環(huán)損傷，在利用Miner法則進(jìn)行疲勞損傷累計(jì)[14-15]，最終兩種載荷譜下的擺臂疲勞分析結(jié)果，如圖26和圖27所示，轉(zhuǎn)向節(jié)疲勞分析結(jié)果，如圖28和圖29所示。由于轉(zhuǎn)向節(jié)在單次共振路2作用下?lián)p傷很小，故進(jìn)行了1010倍的放大。

為了更好的對(duì)疲勞結(jié)果分布區(qū)域和疲勞損傷大小進(jìn)行對(duì)比，在部件中各取3個(gè)區(qū)域進(jìn)行對(duì)比，擺臂3處的節(jié)點(diǎn)號(hào)分別為15 445，13 591和6 676，其中節(jié)點(diǎn)15 445處為疲勞損傷最大處，各具體位置，見(jiàn)圖26和圖27。對(duì)比結(jié)果，如表3所示。所選擇的3個(gè)對(duì)比點(diǎn)，仿真與實(shí)測(cè)載荷的疲勞分析結(jié)果比值范圍為1.71～1.79，差異僅0.08，說(shuō)明兩者的疲勞分析結(jié)果分布趨勢(shì)的一致性很好，該結(jié)論從圖26和圖27的損傷云圖也能得到很好的驗(yàn)證。其次節(jié)點(diǎn)13 591處損傷比值最大為1.79，兩者的損傷結(jié)果偏差還不及2倍，說(shuō)明兩者的疲勞分析結(jié)果的一致性也很好。其次由于擺臂疲勞損傷主要受FX和FY的影響，在表2軸頭力對(duì)比中FX與FY偽損傷比值分別為0.93和2.95，均值為1.94，與疲勞分析損傷比值也基本一致。

圖26 實(shí)測(cè)載荷譜擺臂疲勞分析結(jié)果Fig.26 Fatigue analysis results of measured load for arm

圖27 仿真載荷譜擺臂疲勞分析結(jié)果Fig. 27 Fatigue analysis results of simulated load for arm

對(duì)比節(jié)點(diǎn)損傷實(shí)測(cè)仿真比值15 4452.263 7E-0054.019 4E-0051.78 13 5911.400 0E-0092.500 0E-0091.79 6 6762.250 4E-053.853 8E-051.71

圖28 實(shí)測(cè)載荷譜轉(zhuǎn)向節(jié)疲勞分析結(jié)果Fig. 28 Fatigue analysis results of measured load for knuckle

圖29 仿真載荷譜轉(zhuǎn)向節(jié)疲勞分析結(jié)果Fig. 29 Fatigue analysis results of simulated load for knuckle

轉(zhuǎn)向節(jié)中疲勞對(duì)比的3個(gè)區(qū)域節(jié)點(diǎn)號(hào)分別為12 287，99 653和14 550，其中節(jié)點(diǎn)12 287處為疲勞損傷最大處，各具體位置可詳見(jiàn)圖28和圖29。對(duì)比結(jié)果，如表4所示。所選擇的3個(gè)對(duì)比點(diǎn)，仿真與實(shí)測(cè)載荷的疲勞分析結(jié)果比值介于0.43～2.43，總體而言，兩者的疲勞分析結(jié)果及分布趨勢(shì)的一致性較好。其中最大比值點(diǎn)位于轉(zhuǎn)向節(jié)與擺臂的連接區(qū)域主要承受X和Y向力，故該區(qū)域疲勞損傷比值與表2中FX和FY軸頭力偽損傷比值的均值基本一致。其余兩個(gè)節(jié)點(diǎn)處由于受Y向力影響較小，仿真載荷下的損傷較實(shí)測(cè)載荷的要小，與表2中FX和FZ軸頭力偽損傷比值趨勢(shì)一致。

表4 轉(zhuǎn)向節(jié)疲勞分析結(jié)果對(duì)比

綜上所述，虛擬路面仿真載荷譜和實(shí)測(cè)載荷對(duì)底盤(pán)部件的疲勞分析結(jié)論一致性很好，驗(yàn)證了3D虛擬路面建模和整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型建模的準(zhǔn)確性，以及較高的工程應(yīng)用價(jià)值。

4 結(jié) 論

由于疲勞仿真輪胎模型和路面高程掃描技術(shù)的發(fā)展，使得基于試驗(yàn)場(chǎng)虛擬路面獲得的疲勞仿真載荷譜的工程應(yīng)用價(jià)值越來(lái)越顯著。文中先建立某試驗(yàn)場(chǎng)的共振路2的3D虛擬路面和某車(chē)型的整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型，利用3D虛擬路面和多體動(dòng)力學(xué)模型仿真得到仿真載荷譜，并通過(guò)試驗(yàn)獲取該車(chē)型在共振路2上的實(shí)測(cè)載荷譜，在時(shí)域、頻域和偽損傷方面對(duì)兩種載荷譜進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了兩者的一致性，進(jìn)而對(duì)該車(chē)型底盤(pán)的疲勞性能進(jìn)行分析對(duì)比，驗(yàn)證了兩種載荷譜對(duì)疲勞分析結(jié)果在分布及大小上均存在很好的一致性。

通過(guò)對(duì)比分析，也進(jìn)一步驗(yàn)證了3D虛擬路面的建模方法，整車(chē)動(dòng)力學(xué)模型建模方法的精確性，以及基于試驗(yàn)場(chǎng)3D虛擬路面提取的疲勞載荷譜的精確性。但從影響仿真載荷譜的因素來(lái)分析，以下兩方面還有待于在今后的研究中得以提升：

(1)整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型中，車(chē)身柔性體的應(yīng)用。采用一般的柔性化方法，車(chē)身柔性體占用計(jì)算資源較大，且會(huì)導(dǎo)致仿真無(wú)法進(jìn)行，故后期應(yīng)在考慮車(chē)身柔性體的同時(shí)，進(jìn)行相應(yīng)的簡(jiǎn)化。

(2)整車(chē)多體動(dòng)力學(xué)模型中，輪胎模型的應(yīng)用。對(duì)輪胎進(jìn)行測(cè)試，辨識(shí)出載荷譜采集時(shí)輪胎的Ftire模型。

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