曹源文，陳 作，趙 江，張曉強，鄭婷婷

(1.重慶交通大學 機電與車輛工程學院，重慶 400074；2.西南交通建設集團有限公司，云南 昆明 650000；3.河南鄭州路橋建設集團，河南 鄭州 450000；4.重慶海德世拉索(控制)系統(tǒng)有限公司，重慶 400074)

0 引 言

輪式裝載機是工作在復雜路況條件下的重要施工機械，其行駛穩(wěn)定性對工程生產(chǎn)安全起著重要作用。輪式裝載機的行駛穩(wěn)定性主要是指行駛過程中車身平穩(wěn)、不傾翻的能力，良好的穩(wěn)定性可以直接保障生產(chǎn)安全提高生產(chǎn)率。從20世紀七八十年代，學者就開始對車輛行駛穩(wěn)定性進行研究，并針對行駛過程中的動態(tài)特性進行了仿真試驗分析。近年來，李剛炎等[1]通過MATLAB/Simulink仿真研究了車輛質心變化對側傾穩(wěn)定性的影響規(guī)律，得出了速度-轉向角的安全臨界曲線；郭健等[2]研究發(fā)現(xiàn)，車速的改變，對危化品罐式半掛運輸車輛發(fā)生側滑風險的影響最為顯著；杜鵬等[3]通過MATLAB仿真試驗，驗證了提高車輛抗側傾性能夠提高車輛行駛穩(wěn)定性；徐向陽等[4]基于動態(tài)橫向轉移載荷，研究了橫向坡度角、動臂質量、舉升角以及轉彎速度，對輪式裝載機行駛穩(wěn)定性有很大影響；朱曉基等[5]從懸架參數(shù)出發(fā)，研究了車輛的行駛穩(wěn)定性。但是，目前大多數(shù)研究都是基于某一特定工況或者車輛具體參數(shù)值的變化對穩(wěn)定性的影響，而多路況下的裝載機的行駛穩(wěn)定性的研究涉及不多。筆者根據(jù)輪式裝載機穩(wěn)定度的計算方法，建立裝載機的動力學模型，然后計算輪式裝載機在縱橫斜坡上多路況下的穩(wěn)定度和失穩(wěn)角。利用ADAMS建立傾翻試驗臺架模型，參考相關試驗標準，仿真模擬了多路況下輪式裝載機的行駛穩(wěn)定性，得到了對應的失穩(wěn)角，并根據(jù)失穩(wěn)角的大小判斷出了各種危險工況。通過對計算和試驗得到的失穩(wěn)角進行誤差分析，驗證仿真結果和實際失穩(wěn)現(xiàn)象的一致性。

1 輪式裝載機穩(wěn)定性計算

1.1 縱橫坡道上穩(wěn)定度受力

通過將穩(wěn)定度轉換為失穩(wěn)角，可直接判斷行駛穩(wěn)定性。筆者選用穩(wěn)定度作為縱橫坡道上輪式裝載機行駛穩(wěn)定性的評判標準。

1.1.1 縱向坡道上穩(wěn)定度受力

載機在縱、橫向坡道上的受力如圖1。輪式裝載機在縱向坡道上的穩(wěn)定度如式(1)：

圖1 裝載機在縱、橫向坡道上受力

(1)

式中：i1為裝載機縱向穩(wěn)定度；β1為最大坡度角；l1、l2為前、后輪輪心與裝載機重心位置的水平距離；h1為裝載機車架與坡道的垂直距離；δ1為斜坡位置的前輪胎變形與水平位置的前輪胎變形之差；δ2為水平位置的后輪胎變形。

當裝載機發(fā)生側傾且側傾軸線與斜坡成θ1角時受力如圖2，此時失穩(wěn)角β2的穩(wěn)定度計算如式(2)：

圖2 傾翻軸與底線夾角為θ1時受力

(2)

1.1.2 橫向坡道上穩(wěn)定度受力

當裝載機行駛在橫向坡道上，后橋以橋殼軸線上中心銷為基準，橫向擺動一定角度時，會立即產(chǎn)生側翻失穩(wěn)現(xiàn)象。輪式裝載機的橫向失穩(wěn)現(xiàn)象可以據(jù)此劃分為一級失穩(wěn)和二級失穩(wěn)狀態(tài)。筆者研究輪式裝載機的橫向穩(wěn)定度為一級穩(wěn)定度，橫向穩(wěn)定度由圖3得到式(3)。

圖3 一級穩(wěn)定度

(3)

1.2 縱橫坡道穩(wěn)定度與失穩(wěn)角

為了計算輪式裝載機在縱橫坡道上的穩(wěn)定度和失穩(wěn)角，綜合考慮輪胎變形對穩(wěn)定性的影響，筆者根據(jù)某輪式裝載機的尺寸參數(shù)和輪胎型號，選用ADAMS中的UA輪胎為解析模型并建立了輪式裝載機的動力學模型。

確定動力學模型，在縱向斜坡上4種不同工況下的質心位置和橫向斜坡上空載與滿載工況的重心位置，利用式(1)～式(3)計算縱向斜坡工況和橫向斜坡工況的穩(wěn)定度，并將穩(wěn)定度轉換成失穩(wěn)角β，得到輪式裝載機在縱橫向斜坡上不同工況下的穩(wěn)定度和失穩(wěn)角，如表1、表2。

表1 裝載機在縱向斜坡上不同工況下的穩(wěn)定度和失穩(wěn)角

表2 裝載機在橫向斜坡上不同工況下的穩(wěn)定度和失穩(wěn)角

2 傾翻試驗臺架模型

輪式裝載機的整車質量與車身質心的位置變化影響著行駛過程中的穩(wěn)定性。在輪式裝載機的穩(wěn)定性仿真試驗中，假定鏟斗舉升并裝滿貨物時的整車質量為5 t，在ADAMS中自動確定車身質心并對其參數(shù)化處理。

利用ADAMS建立傾翻試驗臺架，設置試驗臺架與地面之間為旋轉副約束、輪式裝載機與臺架之間為碰撞約束，并設定摩擦系數(shù)大于1以避免裝載機在臺架上發(fā)生側滑。當試驗臺架在翻轉過程中，臺架與傾翻側輪胎接觸力瞬變?yōu)?時的試驗臺轉角，為輪式裝載機斜坡上的最大失穩(wěn)角。

3 多路況下穩(wěn)定性

3.1 縱向坡道

3.1.1 上坡空載

根據(jù)GB/T14172—93《汽車靜側翻穩(wěn)定性臺架試驗方法》試驗要求，側翻試驗臺9°/min的速度勻速翻轉。輪式裝載機空載上坡時，車身重心隨著翻轉角的逐漸增大而后移，直到前后輪依次離地。由于前側2輪先后離地，后側輪胎幾乎同時離開。提取前側2輪與臺架接觸力，后側一輪與臺架的接觸力。圖4為前后輪跟試驗臺的接觸力，臺架旋轉角度與時間的關系曲線。

圖4 上坡空載工況下的穩(wěn)定性仿真關系曲線

由圖4(a)可知，前側輪1和輪2接觸力隨著時間的增長減小為0，瞬變?yōu)?的時間點分別為238和253 s。由圖4(b)分析得出，后側輪胎接觸力沒有減小，反而隨著時間越長逐漸上升，說明最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在前輪。前輪1接觸力比前輪2先瞬變?yōu)?，所以最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在238 s時刻。由圖4(c)可知，238 s時對應的試驗臺架旋轉角度37°，對比1.2節(jié)中，空載上坡失穩(wěn)角39°，誤差率5.13%。

3.1.2 上坡滿載

輪式裝載機滿載上坡時，車身重心也隨翻轉角增大而后移，直到前后輪依次離地。由于前側2輪先后離地，后輪幾乎同時離開。提取前側2輪與臺架接觸力，后側一輪與臺架接觸力。圖5為前后輪跟試驗臺的接觸力，臺架旋轉角度與時間的關系。

圖5 上坡滿載工況下的穩(wěn)定性仿真關系

由圖5(a)可知，前側輪1和輪2接觸力隨著時間的增長減小為0，瞬變?yōu)?的時間點分別為264和278 s。由圖5(b)分析得出，滿載上坡的后側輪胎的接觸力沒有減小，反而隨著時間越長也呈現(xiàn)曲線上升，說明最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在前輪。前輪1接觸力比前輪2先瞬變?yōu)?，所以最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在264 s時刻。由圖5(c)可知，264 s時對應的試驗臺架旋轉角度40°，對比1.2節(jié)中滿載上坡失穩(wěn)角42°，誤差率4.76%。

3.1.3 下坡空載

輪式裝載機空載下坡時，車身重心隨著翻轉角逐漸增大而前移，后輪先離地，前輪后離地。由于后側2輪先后離地，前側輪胎幾乎同時離開。提取后側2輪與臺架接觸力，前側一輪與臺架的接觸力。圖6為前后輪跟試驗臺的接觸力，臺架旋轉角度與時間的關系。

圖6 下坡空載工況下的穩(wěn)定性仿真關系

由圖6(a)可知，后側輪1和輪2接觸力隨著時間的增長減小為0，瞬變?yōu)?的時間點分別為235和244 s。由6圖(b)分析得出，空載下坡的前側輪胎的接觸力沒有減小，隨著時間越長呈現(xiàn)曲線上升，說明最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在后輪。后輪1接觸力比輪2先瞬變?yōu)?，所以最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在235 s時刻。由圖6(c)可知，235 s時對應的試驗臺架旋轉角度36°，對比1.2中空載下坡失穩(wěn)角37°，誤差率2.71%。

3.1.4 下坡滿載

滿載下坡時，裝載機車身重心隨著翻轉角的逐漸增大而前移，后輪先離地，前輪后離地。由于后側2輪先后離地，前側輪胎幾乎同時離開。提取后側2輪與臺架接觸力，前側一輪與臺架的接觸力。圖7為前后輪跟試驗臺的接觸力，臺架旋轉角度與時間的關系。

圖7 下坡滿載工況下的穩(wěn)定性仿真關系曲線

由圖7(a)可知，后側輪1和輪2接觸力隨著時間的增長減小為0，瞬變?yōu)?的時間點分別為215和225 s。由圖7(b)分析可得，滿載下坡的前側輪胎的接觸力隨著時間越長呈現(xiàn)曲線上升，說明最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在后輪。后輪1接觸力比輪2先瞬變?yōu)?，所以最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在215 s時刻。由圖7(c)可知，215 s時對應的試驗臺架旋轉角度34°，對比1.2節(jié)中空載下坡失穩(wěn)角36°，誤差率5.56%。

3.2 橫向坡道上的穩(wěn)定性

3.2.1 空 載

輪式裝載機在橫向斜坡上空載行駛時，車身隨著翻轉角的逐漸增大而繞著外側車輪與臺架的接觸線側翻，外側前后輪依次離地。提取傾翻外側前后輪與臺架接觸力。圖8為前后輪跟試驗臺的接觸力，臺架旋轉角度與時間的關系。

由圖8(a)可知，側傾一側前后兩輪接觸力隨著時間的增長減小為0，瞬變?yōu)?的時間點分別為138和152 s。前輪接觸力比后輪先瞬變?yōu)?，所以最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在前輪接觸力瞬變?yōu)?時刻。由圖8(b)可知，138 s時對應的試驗臺架旋轉角度20°，對比1.2節(jié)中空載下坡失穩(wěn)角23°，誤差率13.04%。

圖8 空載工況下的穩(wěn)定性仿真關系

3.2.2 滿 載

輪式裝載機在橫向斜坡上滿載行駛時，鏟斗處于舉升狀態(tài)，整車質量為5 t。車身隨著翻轉角的逐漸增大而繞著外側車輪與臺架的接觸線側翻，外側后輪比前輪先離地。提取傾翻外側前后輪與臺架接觸力。圖9為前后輪跟試驗臺的接觸力，臺架旋轉角度與時間的關系。

圖9 滿載工況下的穩(wěn)定性仿真關系

由圖9(a)可知，側傾一側前后兩輪接觸力隨著時間的增長減小為0，瞬變?yōu)?的時間點分別為138和152 s。前輪接觸力比后輪先瞬變?yōu)?，所以最大失穩(wěn)角出現(xiàn)在前輪接觸力瞬變?yōu)?時刻，由圖9(b)可知，138 s時對應的試驗臺架旋轉角度20°。對比1.2節(jié)中空載下坡失穩(wěn)角19°，誤差率10.53%。

3.3 縱橫坡道上危險工況

3.3.1 縱向上坡空載

縱向坡道上空載和滿載上坡行駛，2種工況的最大失穩(wěn)角分別為37°和40°。顯然滿載上坡的最大失穩(wěn)角要大，說明在縱向坡道上，滿載上坡行駛過程中更不容易發(fā)生傾翻事故。這是因為空載爬坡的輪式裝載機重心更靠后。

3.3.2 縱向下坡滿載工況

縱向坡道上空載和滿載下坡行駛，2種工況的最大失穩(wěn)角分別為36°和34°。空載下坡的最大失穩(wěn)角要大，說明在縱向坡道上，空載下坡行駛過程中更不容易發(fā)生傾翻事故。這是因為滿載下坡的輪式裝載機重量更大導致重心更靠前。

3.3.3 橫向坡道滿載工況

橫向坡道上空載和滿載行駛，2種工況的最大失穩(wěn)角分別為20°和17°。滿載行駛的最大失穩(wěn)角要小，說明在橫向坡道上，行駛滿載行駛過程中更容易發(fā)生傾翻事故。其原因在于滿載行駛時，整車質量較大且鏟斗向上舉升，導致裝載機重心偏高。

4 結 語

1)筆者根據(jù)穩(wěn)定度的計算方法計算分析了輪式裝載機在縱橫向坡道上的不同工況的穩(wěn)定度，得到了不同工況下的最大失穩(wěn)角；

2)建立傾翻試驗臺架，模擬仿真了輪式裝載機在縱向坡道上的上坡空載、上坡滿載、下坡空載、下坡滿載工況和橫向坡道上的空載行駛、滿載行駛工況下的行駛過程，得到了相應的最大失穩(wěn)角；對比分析計算結果和試驗結果誤差率為：5.13%、4.76%、2.71%、5.56%、13.04%、10.53%；誤差率在合理范圍內，驗證了仿真結果的可靠性；

3)通過對各個工況失穩(wěn)角的分析可知，縱向坡道上空載上坡、滿載下坡和橫向坡道上滿載工況為傾翻事故多發(fā)危險工況。