郭家田 ，金永興

（1.天津職業(yè)技術(shù)師范大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津300222；2.山東科技職業(yè)學(xué)院汽車工程系，山東濰坊261053；3.沃爾沃汽車技術(shù)中心主動(dòng)安全與底盤試驗(yàn)室，上海201807）

影響汽車操縱穩(wěn)定性的因素主要有轉(zhuǎn)向、制動(dòng)、懸架性能等因素[1-3]。對(duì)汽車操縱穩(wěn)定性的建模仿真分析常運(yùn)用 ADAMS/Car軟件[4]，常用的仿真試驗(yàn)主要有穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)試驗(yàn)[5]、轉(zhuǎn)向盤角階躍試驗(yàn)和轉(zhuǎn)向盤角脈沖輸入試驗(yàn)[6]。純電動(dòng)高空作業(yè)車是在純電動(dòng)貨車底盤上加裝液壓升降平臺(tái)制成，若不對(duì)純電動(dòng)貨車底盤加以優(yōu)化設(shè)計(jì)，純電動(dòng)高空作業(yè)車的操縱穩(wěn)定性將會(huì)發(fā)生變化。本文采集純電動(dòng)高空作業(yè)車加裝液壓升降平臺(tái)前后的相關(guān)數(shù)據(jù)，建立整車仿真模型。

1 純電動(dòng)高空作業(yè)車仿真建模

純電動(dòng)高空作業(yè)車的建模以整車前懸架總成的參考系為坐標(biāo)，前輪輪心連線的中點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，汽車行駛的正前方為X軸，汽車的左側(cè)為Y軸，垂直向上的方向?yàn)閆軸。獲取各個(gè)子系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)參數(shù)、幾何參數(shù)、物理參數(shù)和力學(xué)特性參數(shù)，運(yùn)用ADAMS/Car軟件，根據(jù)懸架和轉(zhuǎn)向系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)建立模板文件并轉(zhuǎn)化成子系統(tǒng)文件，將各子系統(tǒng)文件通過子系統(tǒng)間的通訊接口建立起整車模型文件。建立的懸架和轉(zhuǎn)向系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1～圖3所示。

圖1 麥弗遜式前懸架拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 McPherson front suspension topology

圖2 鋼板彈簧式后懸架拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Leaf spring rear suspension topology

圖3 轉(zhuǎn)向器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.3 Steering topology

運(yùn)用ADAMS/Car軟件完成子系統(tǒng)和測(cè)試平臺(tái)的裝配，調(diào)試通信器，得到整車仿真模型（見圖4），液壓升降平臺(tái)質(zhì)量反映在整車質(zhì)量屬性上的改變。在仿真模型中，通過改變整車質(zhì)量、質(zhì)心位置和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量等參數(shù)體現(xiàn)。

圖4 整車仿真模型Fig.4 Vehicle simulation model

2 仿真試驗(yàn)

（1）穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)試驗(yàn)的評(píng)價(jià)采用計(jì)分的方式[7]。中性轉(zhuǎn)向點(diǎn)側(cè)向加速度an的評(píng)價(jià)計(jì)分值為

式中：an為中性轉(zhuǎn)向點(diǎn)側(cè)向加速度值的試驗(yàn)值，m/s2；an60為中性轉(zhuǎn)向點(diǎn)側(cè)向加速度的下限值，m/s2；an100為中性轉(zhuǎn)向點(diǎn)側(cè)向加速度的上限值，m/s2。an60取 5.00 m/s2，an100取 9.8 m/s2。

不足轉(zhuǎn)向度U的評(píng)價(jià)計(jì)分值為

式中：U為不足轉(zhuǎn)向度的試驗(yàn)值，（°）（/m·s-2）；λ為根據(jù)U60與U100的比值計(jì)算的系數(shù)；U60為不足轉(zhuǎn)向度的下限值，（°）（/m·s-2）；U100為不足轉(zhuǎn)向度的上限值，（°）（/m·s-2）。

車身側(cè)傾度Kφ的評(píng)價(jià)計(jì)分值為

式中：Kφ60為車身側(cè)傾度的下限值，（°）（/m/s2）；Kφ100為車身側(cè)傾度的上限值，（°）（/m·s-2）；Kφ為車身側(cè)傾度的試驗(yàn)值，（°）（/m·s-2）。此處，Kφ60取1.20（°）（/m·s-2），Kφ100取0.70（°）（/m·s-2）。

穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)仿真試驗(yàn)的綜合評(píng)價(jià)計(jì)分值為

（2）轉(zhuǎn)向盤角階躍試驗(yàn)的評(píng)價(jià)包括橫擺角速度、側(cè)向加速度、橫擺角速度峰值的響應(yīng)時(shí)間及橫擺角速度超調(diào)量和質(zhì)心側(cè)傾角。

（3）轉(zhuǎn)向盤角脈沖輸入試驗(yàn)的評(píng)價(jià)包括諧振頻率fp，諧振峰水平D，f=0.1Hz時(shí)的相位滯后角∠Φf=0.1，f=1.0Hz時(shí)的相位滯后角∠Φf=1.0。

由表1～表3的仿真結(jié)果可知，加裝液壓升降平臺(tái)后該車的中性轉(zhuǎn)向點(diǎn)的側(cè)向加速度an降低了25%，不足轉(zhuǎn)向度U增加了110%，車身側(cè)傾度Kφ增加了74.2%，橫擺角速度峰值響應(yīng)時(shí)間延長(zhǎng)了41.2%，橫擺角速度超調(diào)量增大了91.86%，質(zhì)心側(cè)偏角峰值增大了143%，側(cè)向加速度響應(yīng)時(shí)間延長(zhǎng)了22%，諧振頻率降低了10%，諧振峰水平升高了177%，相位滯后角明顯增大。從仿真結(jié)果可以看出，加裝液壓升降平臺(tái)后汽車的操縱穩(wěn)定性明顯變差。

表1 穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)試驗(yàn)仿真結(jié)果Tab.1 Simulation results of steady static circular test

表2 角階躍試驗(yàn)仿真結(jié)果Tab.2 Simulation results of angular step test

表3 角脈沖試驗(yàn)仿真結(jié)果Tab.3 Simulation results of angular pulse test

3 高空作業(yè)車優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 質(zhì)心位置對(duì)操縱穩(wěn)定性影響

將質(zhì)心位置向水平方向和在豎直方向移動(dòng)進(jìn)行仿真試驗(yàn)，仿真結(jié)果如圖5～圖7所示。圖中，Original為原質(zhì)心位置，F(xiàn)ront為質(zhì)心前移，Below為質(zhì)心下沉。為使試驗(yàn)結(jié)果表征明顯，質(zhì)心移動(dòng)距離選擇150 mm。

圖5 側(cè)向加速度響應(yīng)曲線Fig.5 Lateral acceleration response curve

由仿真結(jié)果可知，高空作業(yè)車質(zhì)心位置前移或質(zhì)心位置下移能夠改善純電動(dòng)高空作業(yè)車的操縱穩(wěn)定性。向前移動(dòng)質(zhì)心位置能夠提高作業(yè)車的瞬態(tài)響應(yīng)性能；向下移動(dòng)質(zhì)心位置能夠降低車身轉(zhuǎn)向側(cè)傾，提高整車瞬態(tài)響應(yīng)性能。將液壓舉升平臺(tái)的安裝位置向車前方移動(dòng)或?qū)⑿铍姵匕惭b位置前移，都能起到使質(zhì)心前移的效果，縮短升降平臺(tái)桅桿的長(zhǎng)度能夠使平臺(tái)落座高度降低，達(dá)到降低質(zhì)心的效果。

2.2 懸架剛度對(duì)操縱穩(wěn)定性的影響

圖6 橫擺角速度響應(yīng)曲線Fig.6 Yaw rate response curve

圖7 側(cè)傾角響應(yīng)曲線Fig.7 Roll Angle response curve

修改仿真模型參數(shù)，為使仿真結(jié)果表征明顯，設(shè)定懸架剛度增加或減小20%，分別進(jìn)行前后懸架的角階躍仿真試驗(yàn)。圖8～圖10為前懸架剛度不變、增加和減小三個(gè)狀態(tài)的仿真結(jié)果對(duì)比曲線圖。為了更加清晰地反映出曲線變化趨勢(shì)，圖8～圖10均采用了局部放大處理，圖中，Original為前懸架剛度不變，Increase為前懸架剛度增加，Decrease為前懸架剛度減小。

圖8 側(cè)向加速度響應(yīng)曲線Fig.8 Lateral acceleration response curve

圖9 橫擺角速度響應(yīng)曲線Fig.9 Yaw rate response curve

由仿真結(jié)果可看出：增加前懸架剛度，各參數(shù)的超調(diào)量、反應(yīng)時(shí)間、穩(wěn)定時(shí)間、穩(wěn)態(tài)值均有所增大，這些都說明操縱穩(wěn)定性變差；反之適度減小前懸架剛度，各參數(shù)的超調(diào)量、反應(yīng)時(shí)間、穩(wěn)定時(shí)間、穩(wěn)態(tài)值均有所降低，操縱穩(wěn)定性提高。適度減小前懸架剛度，可以提升整車操縱穩(wěn)定性能。

圖11～圖13為后懸架剛度不變、增加和減小三個(gè)狀態(tài)的仿真結(jié)果對(duì)比曲線圖。為了更加清晰地反映出曲線變化趨勢(shì)，以下各圖均采用了局部放大處理，圖中，Original為后懸架剛度不變，Increase為后懸架剛度增加，Decrease為后懸架剛度減小。

圖11 側(cè)向加速度響應(yīng)曲線Fig.11 Lateral acceleration response curve

圖12 橫擺角速度響應(yīng)曲線Fig.12 Yaw rate response curve

圖13 側(cè)傾角響應(yīng)曲線Fig.13 Roll Angle response curve

由仿真結(jié)果可以知：增加后懸架剛度，側(cè)向加速度、橫擺角速度、側(cè)傾角的超調(diào)量、反應(yīng)時(shí)間、穩(wěn)定時(shí)間、穩(wěn)態(tài)值均顯著降低，汽車操縱穩(wěn)定性得到了提升；反之，減小后懸架剛度，側(cè)向加速度、橫擺角速度、側(cè)傾角的超調(diào)量、反應(yīng)時(shí)間、穩(wěn)定時(shí)間、穩(wěn)態(tài)值均明顯增加，操縱穩(wěn)定性變差。選用片數(shù)更多的鋼板彈簧以增加后懸架剛度，適當(dāng)增加后懸架剛度能夠提升整車操縱穩(wěn)定性，減小轉(zhuǎn)向時(shí)的車身側(cè)偏角。

2.3 輪胎對(duì)操縱穩(wěn)定性的影響

輪胎的側(cè)偏剛度對(duì)整車操縱穩(wěn)定性具有一定的影響[8]。單獨(dú)增加前輪輪胎或者后輪輪胎的側(cè)偏剛度，分別進(jìn)行角階躍仿真試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖14～圖16所示。圖中，Original為輪胎側(cè)偏剛度不變，Enhance_front_tire為增加前輪胎側(cè)偏剛度，Enhance_rear_tire為增加后輪胎側(cè)偏剛度。

圖14 側(cè)向加速度響應(yīng)曲線Fig.14 Lateral acceleration response curve

圖15 橫擺角速度響應(yīng)曲線Fig.15 Yaw rate response curve

圖16 側(cè)傾角響應(yīng)曲線Fig.16 Roll Angle response curve

由仿真結(jié)果可以看出：?jiǎn)为?dú)增加前輪輪胎或者后輪輪胎的側(cè)偏剛度，表征操縱穩(wěn)定性的各個(gè)參數(shù)的變化趨勢(shì)比較一致。增加前輪胎側(cè)偏剛度，側(cè)向加速度、橫擺角速度、側(cè)傾角的超調(diào)量、反應(yīng)時(shí)間、穩(wěn)定時(shí)間、穩(wěn)態(tài)值均顯著增加，瞬態(tài)響應(yīng)性能變差；反之，增加后輪胎側(cè)偏剛度，側(cè)向加速度、橫擺角速度、側(cè)傾角的超調(diào)量、反應(yīng)時(shí)間、穩(wěn)定時(shí)間、穩(wěn)態(tài)值均明顯降低，瞬態(tài)響應(yīng)性能提高。適度增加后輪輪胎側(cè)偏剛度，有利于提升整車操縱穩(wěn)定性。

3 結(jié)語

運(yùn)用穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)試驗(yàn)、轉(zhuǎn)向盤角階躍試驗(yàn)和轉(zhuǎn)向盤角脈沖輸入試驗(yàn)，對(duì)整車操縱穩(wěn)定性改進(jìn)方案進(jìn)行分析驗(yàn)證。通過向車前方移動(dòng)液壓舉升平臺(tái)或蓄電池的安裝位置，縮短升降平臺(tái)桅桿的長(zhǎng)度，適度減小前懸架剛度，增加后懸架剛度，增加后輪胎側(cè)偏剛度等措施，提升了純電動(dòng)高空作業(yè)車的操縱穩(wěn)定性，為車輛改進(jìn)提供理論依據(jù)。