吳利廣,李廣,景立新,李飛,王振峰,李雪鵬

(1.中國(guó)汽車技術(shù)研究中心有限公司，天津 300300;2．中汽研(天津)汽車工程研究院有限公司，天津 300300)

0 引言

扭力梁懸架由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，且同時(shí)起到獨(dú)立懸架與非獨(dú)立懸架的部分作用，被廣泛應(yīng)用于車輛后懸架中。隨著扭力梁斷軸事件的增多，其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)引起汽車行業(yè)的普遍關(guān)注，通過(guò)優(yōu)化扭力梁結(jié)構(gòu)提升車輛操縱穩(wěn)定性、平順性成為目前一個(gè)重要研究方向[1～3]。因此研究扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于整車操縱穩(wěn)定性的影響具有重要意義。

目前，對(duì)于扭力梁懸架的研究均是基于懸架K&C特性的靈敏度分析、硬點(diǎn)優(yōu)化及扭力梁結(jié)構(gòu)應(yīng)力優(yōu)化方向進(jìn)行[4～6]，研究扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于整車操縱穩(wěn)定性的影響分析匱乏。吳利廣等[7～8]通過(guò)改變扭力梁結(jié)構(gòu)參數(shù)，研究了扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于懸架K&C特性的影響，結(jié)果表明，扭力梁橫梁位置、開口方向等因素對(duì)于懸架側(cè)傾中心高度及前束角變化影響較大；周兵等人[1]通過(guò)改變扭力梁結(jié)構(gòu)研究了橫梁結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)模態(tài)頻率的影響，結(jié)果表明扭力梁模態(tài)頻率隨著橫梁開口方向的改變其各階模態(tài)頻率呈正弦變化，但是沒有研究橫梁結(jié)構(gòu)對(duì)于懸架及整車性能的影響。高晉等人[9-11]研究了扭力梁扭轉(zhuǎn)剛度對(duì)于懸架K&C及整車操穩(wěn)的影響，但是沒有考慮橫梁開口方向、厚度、位置等參數(shù)對(duì)于操縱穩(wěn)定性的影響。研究扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于整車操縱穩(wěn)定性的影響，有助于底盤開發(fā)設(shè)計(jì)前期性能匹配及后期底盤零部件匹配。

通過(guò)HyperMesh軟件建立不同的橫梁開口方向、位置、厚度及襯套安裝角度的扭力梁柔性體，并導(dǎo)入Adams/Car軟件，聯(lián)合Matlab軟件進(jìn)行操縱穩(wěn)定性仿真分析，研究扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于整車操縱穩(wěn)定性的影響。

1 整車建模

1.1 扭力梁建模

基于某車型的扭力梁三維數(shù)模，通過(guò)更改橫梁開口方向、橫梁位置、橫梁厚度建立多個(gè)扭力梁，并導(dǎo)入HyperMesh軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分、定義材料、創(chuàng)建屬性等操作，如圖1所示。扭力梁參數(shù)見表1。

圖1 扭力梁三維模型及網(wǎng)格劃分

表1 不同扭力梁參數(shù)

由圖1可知，扭力梁懸架初始狀態(tài)為橫梁開口方向向下90°、橫梁距離后輪輪心260 mm、橫梁厚度29 mm，襯套安裝X方向(空心)為向整車坐標(biāo)ZX向-20°。在此基礎(chǔ)上進(jìn)行橫梁開口角度分別順時(shí)針旋轉(zhuǎn)90°、180°，橫梁位置分別前后移動(dòng)50 mm，橫梁厚度分別減小1、2 mm，襯套安裝角度分別逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)45°、90°、135°。

1.2 整車建模

將第1.1節(jié)中建立的扭力梁柔性體模型導(dǎo)入到Adams/Car建立的整車模型中，如圖2所示。整車參數(shù)見表2。

圖2 Adams/Car整車模型

表2 整車參數(shù)

通過(guò)Matlab與Adams/car聯(lián)合建立整車操縱穩(wěn)定性仿真的程序，通過(guò)聯(lián)合仿真程序進(jìn)行后續(xù)的仿真分析工作。聯(lián)合仿真程序設(shè)置如圖3所示。

圖3 聯(lián)合仿真程序設(shè)置

2 結(jié)果分析

文中采用第1節(jié)建立的包含不同扭力梁結(jié)構(gòu)的整車模型進(jìn)行操縱穩(wěn)定性仿真對(duì)比，選取與扭力梁結(jié)構(gòu)、襯套安裝角度相關(guān)性大的操縱穩(wěn)定性工況：穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)(定半徑)、角階躍、角脈沖進(jìn)行分析。仿真工況的方法采用國(guó)標(biāo)GB/T 6263—2014[12]。

2.1 穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)工況(定半徑)分析

不足轉(zhuǎn)向度與側(cè)傾梯度是評(píng)價(jià)車輛操縱穩(wěn)定性的重要指標(biāo)，在定半徑穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)工況中，不足轉(zhuǎn)向K指為保持車輛等半徑進(jìn)行穩(wěn)態(tài)行駛，單位側(cè)向加速度下的前輪轉(zhuǎn)向角的增量；側(cè)傾角梯度指單位側(cè)向加速度下車身側(cè)傾角的增量[13-14]。通過(guò)線性三自由整車操縱穩(wěn)定性模型進(jìn)行整車穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)向工況下的不足轉(zhuǎn)向度及側(cè)傾梯度分析。如圖4所示。

圖4 三自由度整車操縱穩(wěn)定性模型

整車的不足轉(zhuǎn)向度可以表示為：

K=Df-Dr+DbA

(1)

式中：Df為前懸架不足轉(zhuǎn)向柔度；Dr為后懸架不足轉(zhuǎn)向柔度；DbA為車身回正力矩轉(zhuǎn)向。

前、后懸架的不足轉(zhuǎn)向柔度可以通過(guò)輪胎變形角與側(cè)偏角為：

(2)

對(duì)前、后懸架的不足轉(zhuǎn)向柔度進(jìn)行求解：

Df,r=Dw,f,r+Dφs,f,r+Dys,f,r+Dsn,f,r+Dφc,f,r+Dyc,f,r+Dcn,f,r

(3)

側(cè)傾角梯度計(jì)算：

(4)

式中：ms為整車簧上質(zhì)量；hs為簧上質(zhì)心至側(cè)傾軸線的距離；Cφf(shuō)為前懸架側(cè)傾角剛度；Cφr為后懸架側(cè)傾角剛度。

(5)

式中：hsc為簧上質(zhì)量質(zhì)心高度，hrf、hrr分別為前懸架側(cè)傾中心高度；mf、mr分別為前后軸荷。

由式(1)—式(3)可知，不足轉(zhuǎn)向度主要受到前、后車輪轉(zhuǎn)角、外傾角變化、前、后輪胎的側(cè)偏角之差以及回正力矩影響，前、后懸架的前束角變化率匹配、側(cè)傾角剛度比都對(duì)整車的不足轉(zhuǎn)向產(chǎn)生較大影響，因此，需要設(shè)計(jì)一個(gè)合理的變化范圍。

由式(5)可知，車身側(cè)傾角梯度受懸架側(cè)傾中心高度、懸架側(cè)傾角剛度影響，后懸架側(cè)傾中心高度越大，側(cè)傾中心到質(zhì)心位置的距離越短，使側(cè)傾力臂和側(cè)傾力矩小，得到較小的車身側(cè)傾角。但如果側(cè)傾中心過(guò)高，導(dǎo)致車身發(fā)生側(cè)傾時(shí)輪距變化過(guò)大，加劇了輪胎磨損，導(dǎo)致汽車直線行駛性能降低；因此，懸架側(cè)傾中心高度應(yīng)在合理的范圍內(nèi)。后懸架側(cè)傾角剛度越大，側(cè)傾角梯度越小，但是前后懸架側(cè)傾角剛度比值應(yīng)該合理范圍內(nèi)，保證車輛的不足轉(zhuǎn)向特性。

采用定半徑進(jìn)行穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)工況仿真，仿真半徑為30 m，穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)工況指標(biāo)為不足轉(zhuǎn)向度、側(cè)傾角梯度。仿真結(jié)果如圖5—圖10所示。

圖5 不足轉(zhuǎn)向度(不同橫梁位置)

圖6 側(cè)傾角梯度(不同橫梁位置)

圖7 不足轉(zhuǎn)向度(不同開口方向)

圖8 側(cè)傾角梯度(不同開口方向)

圖9 不足轉(zhuǎn)向度(不同襯套角度)

圖10 側(cè)傾角梯度(不同橫梁厚度)

從圖5—圖10可知：橫梁位置、橫梁開口方向、襯套安裝角度對(duì)于穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)下的不足轉(zhuǎn)向度均有影響。橫梁開口方向、橫梁厚度對(duì)于側(cè)傾角梯度具有較大影響。扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)的影響結(jié)果見表3。

表3 穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)工況結(jié)果

隨著橫梁位置遠(yuǎn)離輪心，扭力梁懸架越接近獨(dú)立懸架的性能，反之，其性能越接近非獨(dú)立懸架性能，其橫梁位置前后移動(dòng)會(huì)影響懸架的側(cè)向力轉(zhuǎn)向，從而影響車輛的不足轉(zhuǎn)向特性；橫梁開口方向的變化對(duì)于后扭力梁懸架的輪跳轉(zhuǎn)向、側(cè)傾轉(zhuǎn)向以及側(cè)傾中心高度具有較大影響[15]，由圖7和圖8可知，橫梁開口方向向下時(shí)，其不足轉(zhuǎn)向度與側(cè)傾梯度明顯小于開口向前與向后方向的橫梁；橡膠襯套安裝角度的變化會(huì)影響后懸架的側(cè)傾轉(zhuǎn)向，從而影響車輛的不足轉(zhuǎn)向特性；隨著橫梁厚度的增加，后扭力梁懸架的側(cè)傾角剛度增加，側(cè)傾角梯度減小。

2.2 瞬態(tài)工況分析

車輛行駛過(guò)程中，駕駛員大部分處于瞬態(tài)操縱中，因此研究扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于車輛瞬態(tài)響應(yīng)具有重要意義。通過(guò)角階躍工況與角脈沖工況研究不同扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于瞬態(tài)響應(yīng)的影響，其指標(biāo)主要包括：角階躍工況下橫擺角速度變化、角脈沖下橫擺角速度的幅頻與相頻特性。仿真結(jié)果如圖11—圖16所示。

圖11 角階躍橫擺角速度(不同開口方向)

圖12 角階躍橫擺角速度(不同襯套角度)

圖13 角脈沖橫擺角速度幅頻特性(不同橫梁位置)

圖14 角脈沖橫擺角速度相頻特性(不同橫梁位置)

圖15 角脈沖橫擺角速度幅頻特性(不同橫梁開口方向)

圖16 角脈沖橫擺角速度相頻特性(不同橫梁開口方向)

車輛的瞬態(tài)特性主要受懸架阻尼、前后懸架側(cè)傾角剛度、前束角變化率、輪胎側(cè)偏剛度等因素的影響。研究扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于車輛瞬態(tài)特性的影響需考慮其K&C特性的變化，瞬態(tài)工況結(jié)果見表4。

表4 瞬態(tài)特性橫擺角速度結(jié)果

由圖11—圖16可知，扭力梁結(jié)構(gòu)中橫梁位置、開口方向?qū)τ谲囕v的瞬態(tài)響應(yīng)影響較大。

扭力梁橫梁的開口方向?qū)τ诮请A躍工況下的橫擺角速度影響較大，橫梁開口方向的變化對(duì)于后扭力梁懸架的側(cè)傾前束角變化以及側(cè)傾角剛度具有較大影響，當(dāng)開口方向向下時(shí)，橫擺角速度響應(yīng)時(shí)間、峰值響應(yīng)時(shí)間均小于開口向前及向后的橫梁，說(shuō)明橫梁開口方向向下設(shè)計(jì)有利于提高車輛的瞬態(tài)響應(yīng)，減小瞬態(tài)響應(yīng)時(shí)間。襯套安裝角度對(duì)于車輛橫擺角速度也有影響，但其影響效果較小。

橫梁距離輪心的位移及橫梁的開口角度對(duì)于角脈沖工況下的橫擺角速度幅頻特性及相頻特性有較大的影響。隨著橫梁遠(yuǎn)離輪心，扭力梁后懸架側(cè)傾角剛度逐漸減小，橫擺角速度的諧振峰水平逐漸變大，橫擺角速度的增幅比變大，諧振頻率增加，相位差減小，在車輛操縱穩(wěn)定性性能設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)設(shè)計(jì)增幅比小些；而諧振頻率增加，相位差減小有助于車輛的操縱穩(wěn)定性。當(dāng)橫梁開口方向向下時(shí)，扭力梁懸架側(cè)傾前束角變化大于開口向前與向后的橫梁，其諧振峰水平明顯小于開口向前與向后的橫梁，諧振頻率大于開口向前與向后的橫梁，有利于車輛的操縱穩(wěn)定性，但是其增幅比大于開口向前與向后的橫梁，0.5、1、2 Hz下的相位差小于開口向前與向后的橫梁，說(shuō)明扭力梁開口向下時(shí)，其橫擺角速度的滯后時(shí)間更短，車輛響應(yīng)更快，隨著頻率增加，其相位差逐漸減小。

3 結(jié)論

通過(guò)改變扭力梁結(jié)構(gòu)參數(shù)研究橫梁位置、橫梁開口方向、橫梁厚度、橡膠襯套安裝方向等參數(shù)對(duì)于整車操縱穩(wěn)定性的影響。研究結(jié)果表明：

(1)扭力梁結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于車輛穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)、角階躍工況、角脈沖工況具有較大影響。對(duì)于不足轉(zhuǎn)向度、側(cè)傾角梯度、橫擺角速度等影響較大。

(2)在車輛操穩(wěn)性能設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮車輛的穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)特性，扭力梁橫梁位置的選擇需要綜合考慮不足轉(zhuǎn)向與增幅比的影響。

(3)橫梁開口方向向下設(shè)計(jì)有利于提高車輛的操縱穩(wěn)定性。

通過(guò)以上研究結(jié)果，有利于指導(dǎo)車輛底盤性能的前期發(fā)開設(shè)計(jì)，但操縱穩(wěn)定性與平順性是相互耦合約束的關(guān)系，文中只研究了扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于操縱穩(wěn)定性的影響，沒有考慮對(duì)于平順性的影響。后期可以綜合考慮，研究扭力梁結(jié)構(gòu)對(duì)于車輛底盤性能的影響。