楊飛雪 康紹鵬 劉凱磊 強紅賓 吳 昊

(江蘇理工學(xué)院機械工程學(xué)院，江蘇 常州 213001)

軸線車以其模塊化組合、大載重量和高速運輸?shù)忍攸c在大型特種過程運輸領(lǐng)域中有著較為廣泛的應(yīng)用。但軸線車在行駛過程中，由于存在轉(zhuǎn)向精度不高、轉(zhuǎn)向不夠穩(wěn)定等問題，會影響軸線車的行駛安全[1]，引發(fā)嚴重的交通事故。相較于其他轉(zhuǎn)向機構(gòu)，連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)由于其能承受更高的載重和更快的速度，而且價格較便宜等優(yōu)點，適合作為軸線車的轉(zhuǎn)向機構(gòu)。

目前常用的多剛體系統(tǒng)動力學(xué)的建模方法主要有牛頓-歐拉法、拉格朗日方程法以及凱恩法[2-4]。周春國[5]等人利用對稱性將六連桿機構(gòu)轉(zhuǎn)化為以四連桿機構(gòu)為主并建立了相關(guān)數(shù)學(xué)模型；陳國強[6]等人通過牛頓-歐拉法建立了3-PRS并聯(lián)機構(gòu)動力學(xué)模型并分析了機構(gòu)關(guān)節(jié)處的摩擦力；王殿軍[7]等人采用拉格朗日法對六自由度搬運機器人進行了動力學(xué)分析并通過Adams仿真得了轉(zhuǎn)動關(guān)節(jié)的力矩曲線；王冰冰[8]等人從能量的角度出發(fā)，利用拉格朗日方程法建立卡登園行星機構(gòu)的動力學(xué)模型，分析出了機構(gòu)的運動規(guī)律；楊文斌[9]等人采用凱恩法建立了三柱塞式乳化液泵的動力學(xué)模型，分析了曲柄與連桿的長度比λ、曲軸驅(qū)動角速度ω對連桿慣性力的影響。

相較于其他建模方法，牛頓-歐拉法原理明朗且能夠較為清晰地描述三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)，本文使用牛頓-歐拉方法對三軸線運輸車連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)進行數(shù)學(xué)建模并通過Simulink與Adams對其進行優(yōu)化以減少軸線車的轉(zhuǎn)角誤差，提高轉(zhuǎn)向的穩(wěn)定性。

1 連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)的數(shù)學(xué)建模

1.1 數(shù)學(xué)建模原理

牛頓-歐拉法是多剛體動力學(xué)領(lǐng)域使用較為廣泛的建模方法，它首先需要建立慣性坐標系和機體坐標系[10]，再分別對多剛體系統(tǒng)的各個桿件進行受力分析[11]，列寫力和力矩方程，最后結(jié)合運動學(xué)方程得到完整的動力學(xué)模型。以下式(1)中兩個等式分別為Newton和Euler方程：

(1)

1.2 運動學(xué)模型

如圖1所示，三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)中每個軸線有兩個輪胎組，共計24個輪胎。從左到右分別為第一軸線、第二軸線和第三軸線。其中，由鉸接在車架上的液壓缸的伸縮帶動轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)動一定的角度，然后帶動鉸接在轉(zhuǎn)向臂上的兩個橫拉桿運動，而橫拉桿推動車輪上方的懸掛機構(gòu)，懸掛機構(gòu)帶動輪胎的轉(zhuǎn)動從而實現(xiàn)車輪按一定的角度進行轉(zhuǎn)向。與此同時，轉(zhuǎn)向臂的轉(zhuǎn)動還會帶動縱拉桿完成下一軸線的轉(zhuǎn)向臂的轉(zhuǎn)動，實現(xiàn)軸線車的整體轉(zhuǎn)向。圖1中鉸接點位Bi、Ei、Fi、Gi、Hi、Ji、Ii、Ki(i=1,2)是三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)數(shù)學(xué)建模以及仿真優(yōu)化研究的關(guān)鍵點位。

圖2為三軸線車在道路上轉(zhuǎn)向行駛示意圖，三軸線車沿車速v的方向行駛，并在行駛過程中轉(zhuǎn)向。根據(jù)阿克曼理論，三軸線車在轉(zhuǎn)向時第三軸線輪胎不轉(zhuǎn)動，以三軸線車在開始位置和終點位置的第三軸線交點為坐標原點，建立如圖2所示的Oxy坐標系。三軸線車在轉(zhuǎn)向行駛過程中轉(zhuǎn)動θ。

在圖2所示的轉(zhuǎn)向過程中，可以求得Bi、Ei、Fi、Gi、Hi、Ji、Ii、Ki(i=1,2)等關(guān)鍵點位在Oxy坐標系下的坐標。車輛在行駛狀態(tài)下直接求各個關(guān)鍵點位在Oxy坐標系下的坐標比較困難，可以先以三軸線車的第三軸線的轉(zhuǎn)向臂中心(E3)為原點建立如圖3所示的E3xy坐標系，求得各點位在E3xy坐標系下的坐標A，然后求得E3xy坐標系相對于Oxy坐標系的變動B,最后求得各點在Oxy坐標系下的坐標C。其中：

C=A·B

液壓缸的動力輸出取決于車輛的目標轉(zhuǎn)角，本文中用液壓缸伸縮桿的長度變化來描述液壓缸動力輸出。設(shè)定第一軸線外側(cè)的轉(zhuǎn)角α11范圍為0～40°，轉(zhuǎn)角加速度為a=2°/s，則α11=0.5×a×t2，時間t為0～6.3 s。根據(jù)阿克曼原理[12]可以逆推到轉(zhuǎn)向臂此時的理論轉(zhuǎn)角為：

β=arctan(3.1/(3.1/tan(α)-0.91))

(2)

根據(jù)此時的轉(zhuǎn)向臂理論轉(zhuǎn)角可以繼續(xù)逆推到液壓缸伸縮桿的變化量。將液壓缸(AB1)到轉(zhuǎn)向臂之間的桿件(B1E1)進行簡化，如圖4所示，根據(jù)其矢量關(guān)系建立方程并將其分解到x軸和y軸上，建立如式(3)所示的方程組。

(3)

式中：E為液壓缸的鉸接點到轉(zhuǎn)向臂中心的鉸接點的橫向距離，E=1.18 m；F為液壓缸的鉸接點到轉(zhuǎn)向臂中心的鉸接點的縱向距離，F(xiàn)=0.15 m。

對式(3)求解可得液壓缸(AB1)的長度，可進一步求得液壓缸在軸線車逆時針轉(zhuǎn)動上的伸長量l：

(4)

在完成以上的反解后再進行正向建模，根據(jù)圖3求得正解后的轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)角β1：

β1=arccos((l×sin(α)+0.152)/0.23)

(5)

三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)第一軸線外側(cè)的連桿機構(gòu)，簡化示意圖如圖4所示，由轉(zhuǎn)向臂的外側(cè)邊(E1F1)、轉(zhuǎn)向橫拉桿(F1H1)和懸掛機構(gòu)(H1I1)的簡化桿件組成。E1F1為主動桿件，帶動F1H1的轉(zhuǎn)動，然后推動H1I1繞I1點轉(zhuǎn)動。

對如圖5所示的連桿機構(gòu)進行運動學(xué)分析，可以得到式(6)：

(6)

式中：γ11為懸掛機構(gòu)與過I1點的縱向中心線之間的夾角；β11為轉(zhuǎn)向臂外側(cè)邊與過E1點縱向中心線之間的夾角；D為懸掛機構(gòu)中心到轉(zhuǎn)向臂中心的橫向距離，D=0.91 m;C為懸掛機構(gòu)中心到轉(zhuǎn)向臂中心的縱向距離，C=0.45 m。

對式(6)求解可以求得γ11與β11的關(guān)系，進一步求得第一軸線外側(cè)輪胎轉(zhuǎn)角與轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)角的關(guān)系。

同理，對第一軸線內(nèi)側(cè)、第二軸線外側(cè)和第二軸線內(nèi)側(cè)的連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)進行運動學(xué)分析可得第一軸線內(nèi)側(cè)懸掛機構(gòu)轉(zhuǎn)角與第一軸線轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)角，第二軸線外側(cè)懸掛機構(gòu)轉(zhuǎn)角與第二軸線轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)角，第二軸線內(nèi)側(cè)懸掛機構(gòu)轉(zhuǎn)角與第二軸線轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)角之間的關(guān)系。

1.3動力學(xué)模型

通過牛頓-歐拉法建立動力學(xué)模型需要將三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)拆分為單獨的構(gòu)件，然后對其構(gòu)件進行逐個分析。將圖5所示的第一軸線外側(cè)連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)簡化示意圖進行分解，對其中轉(zhuǎn)向臂的外側(cè)邊(E1F1)、轉(zhuǎn)向橫拉桿(F1H1)和懸掛機構(gòu)(H1I1)的簡化桿件進行單獨受力分析。圖6為桿件E1F1的受力分析圖，對其構(gòu)建如式(7)所示的動力學(xué)方程。

(7)

式中：FE1X是車架施加在轉(zhuǎn)向臂中心上的約束反力的X分量；FF1X是轉(zhuǎn)向橫拉桿施加在轉(zhuǎn)向臂上的約束反力的X分量；mE1F是轉(zhuǎn)向臂的質(zhì)量；FE1Y是車架施加在轉(zhuǎn)向臂中心上的約束反力的y分量；FF1Y是轉(zhuǎn)向橫拉桿施加在轉(zhuǎn)向臂上的約束反力的y分量；M1是轉(zhuǎn)向臂的主動轉(zhuǎn)向力矩；JO1是主動杠的轉(zhuǎn)動慣量。

對轉(zhuǎn)向橫拉桿(F1H1)的受力分析如圖7所示，對其構(gòu)建如式(8)所示的動力學(xué)方程。

(8)

式中：FF1X′是轉(zhuǎn)向臂施加在轉(zhuǎn)向橫拉桿上的約束反力的X分量；FH1X是懸掛機構(gòu)施加在轉(zhuǎn)向橫拉桿上的約束反力的X分量；mF1H1是轉(zhuǎn)向橫拉桿的質(zhì)量；FF1Y′是轉(zhuǎn)向臂施加在轉(zhuǎn)向橫拉桿上的約束反力的Y分量；FH1Y是懸掛機構(gòu)施加在轉(zhuǎn)向橫拉桿的約束反力的Y分量；ω1是轉(zhuǎn)向橫拉桿的轉(zhuǎn)動角速度；JO1是轉(zhuǎn)向橫拉桿的轉(zhuǎn)動慣量。

對轉(zhuǎn)向橫拉桿(H1I1)的受力分析如圖8所示，對其構(gòu)建如式(9)所示的動力學(xué)方程。

(9)

式中：FH1X′是轉(zhuǎn)向橫拉桿施加在懸掛機構(gòu)上的約束反力的X分量；FI1X是地面施加在懸掛機構(gòu)上的約束反力的X分量；mF1H1是懸掛機構(gòu)的質(zhì)量；FH1Y?是轉(zhuǎn)向橫拉桿施加在懸掛機構(gòu)上的約束反力的Y分量；FI1Y是地面施加在懸掛機構(gòu)上的約束反力的Y分量；JO3是懸掛機構(gòu)的轉(zhuǎn)動慣量。M2是輪胎的回正力矩。

在以上的動力學(xué)模型中，Oi(i=1,2,3)分別是桿件E1F1、F1H1、和H1I1的質(zhì)心，坐標分別為(E1+F1)/2，(F1+H1)/2和(H1+I1)/2。vOi(i=1,2,3)為Oi(i=1,2,3)的速度，其中Oi(i=1,2,3)點的速度、加速度可以通過對Oi(i=1,2,3)點的坐標進行一階導(dǎo)、二階導(dǎo)求得。對于各點的受力F和F′是一對反作用力，F(xiàn)′=-F。對于ω1可以通過如下的方法用轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)角與輪胎轉(zhuǎn)角來表達。

如圖9所示，將E1F1、I1H1反向延長交于一點Z,可求得∠ZI1Z1=π-γ11，∠I1E1Z=π-β11，∠I1ZZ1=β11+γ11-π。根據(jù)正弦定理

(10)

由等式(10)可以求得F1Z的長度。在圖9中的第一軸線外側(cè)連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)中，簡化桿件E1F1為主動桿件，在液壓缸的推動下繞轉(zhuǎn)向臂中心(E1)作圓周運動，懸掛機構(gòu)簡化桿件(I1H1)繞懸掛機構(gòu)中心(I1)作圓周運動，可以求得:

(11)

vF1=F1Z×ω1

(12)

由等式(11)、(12)可求得第一軸線外側(cè)連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)的轉(zhuǎn)向橫拉桿的轉(zhuǎn)動角速度ω1。

之后的第一軸線內(nèi)側(cè)、第二軸線外側(cè)和第二軸線內(nèi)側(cè)的動力學(xué)建模與之相似。根據(jù)阿克曼理論，該三軸線車的第一軸線的輪胎在轉(zhuǎn)向時轉(zhuǎn)角最大，第二軸線輪胎轉(zhuǎn)角較小，第三軸線輪胎不轉(zhuǎn)向。

2 仿真與優(yōu)化

對三軸線連桿轉(zhuǎn)向系統(tǒng)的模型通過MATLAB搭建相應(yīng)的Simulink模型[13]，同時在Adams中搭建相應(yīng)的動力學(xué)模型，其具體點位如表1所示。在該模型中，轉(zhuǎn)向連桿材料為Q345鋼，連桿鉸接處的運動副有潤滑處理，其摩擦系數(shù)取0.07，間隙配合選用H9/f9。其中轉(zhuǎn)向臂上的孔位初始坐標如表2所示，通過Simulink進行仿真得到如圖10所示的第一軸線與第二軸線的輪胎轉(zhuǎn)角變化圖。其中，γ11是三軸線運輸車逆時針轉(zhuǎn)向時第一軸線外側(cè)輪胎轉(zhuǎn)角，γ12是第一軸線內(nèi)側(cè)輪胎轉(zhuǎn)角，γ21是第二軸線外側(cè)輪胎轉(zhuǎn)角，γ22是第二軸線內(nèi)側(cè)輪胎轉(zhuǎn)角。

表1 Adams模型點位表

表2 轉(zhuǎn)向臂上的孔位初始數(shù)據(jù)

基于上述條件，通過Adams動力學(xué)模型進行仿真得到各輪的實際轉(zhuǎn)角，將該實際轉(zhuǎn)角與符合阿克曼理論的理論轉(zhuǎn)角進行對比，如圖11所示，可以看出各軸線上的輪胎的實際轉(zhuǎn)角與理論轉(zhuǎn)角存在著較大的誤差。第一軸線的內(nèi)外側(cè)輪胎轉(zhuǎn)角誤差分別為27.5°、32.5°，第二軸線的內(nèi)外側(cè)輪胎轉(zhuǎn)角曲線則較為接近，誤差分別為5.9°、11.51°，第一軸線外側(cè)、第一軸線內(nèi)側(cè)、第二軸線外側(cè)、第二軸線內(nèi)側(cè)的連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)上的各鉸接點的受力情況分別如圖12所示。

針對4組轉(zhuǎn)向輪胎轉(zhuǎn)角誤差較大的情況，對其進行優(yōu)化，優(yōu)化目標為理論轉(zhuǎn)角與實際轉(zhuǎn)角的差在優(yōu)化范圍內(nèi)取得最小值，并且優(yōu)化后的差值小于2.5°。通過數(shù)學(xué)模型分析，三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)中的4組轉(zhuǎn)向輪胎轉(zhuǎn)角受連桿的角度和長度影響較大，而連桿角度和長度由第一軸線和第二軸線的轉(zhuǎn)向臂與內(nèi)外側(cè)轉(zhuǎn)向橫拉桿的鉸接點空間位置所決定。因此，將第一軸線和第二軸線轉(zhuǎn)向臂上的4個鉸接點(F1點、G1點、F2點和G2點)孔位坐標值作為優(yōu)化對象，并進行參數(shù)化，通過Simulink與Adams聯(lián)合仿真對4個鉸接點的坐標進行優(yōu)化[14-16]，其優(yōu)化范圍為各鉸接點x坐標絕對值上增加0到420個單位，y坐標絕對值上增加0到200個單位。

將Simulink模型中的第一軸線轉(zhuǎn)向臂轉(zhuǎn)角作為驅(qū)動輸入，對4個鉸接點坐標值進行優(yōu)化，其結(jié)果如表3所示。將點位優(yōu)化后的各輪實際轉(zhuǎn)角與理論轉(zhuǎn)角進行對比，如圖13所示。

表3 轉(zhuǎn)向臂上的孔位優(yōu)化后數(shù)據(jù)

由圖13的各輪的理論轉(zhuǎn)角與優(yōu)化后的實際轉(zhuǎn)角對比可以看出，各軸線的轉(zhuǎn)向臂上的點位采用如表2的優(yōu)化后的點位后與遵循阿克曼原理的理論轉(zhuǎn)角之間的最大誤差小于2.5°，第一軸線內(nèi)外側(cè)以及第二軸線外側(cè)的輪胎轉(zhuǎn)角誤差較小，最大為1.2°左右，最大的轉(zhuǎn)角誤差出現(xiàn)在第二軸線內(nèi)側(cè)輪胎，最大為2.2°左右，但仍在誤差允許的范圍內(nèi)。經(jīng)過優(yōu)化后各點位的受力與優(yōu)化前的對比如圖14所示。

將圖12和圖14進行對比可以看出經(jīng)過優(yōu)化后，各鉸接點受力相較于優(yōu)化前會更穩(wěn)定，尤其是第一軸線外側(cè)的各點不僅受力更小，且受力的穩(wěn)定性提高較為明顯。

3 結(jié)語

(1) 使用牛頓-歐拉法對三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)進行數(shù)學(xué)建模，得到了連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)的位置、轉(zhuǎn)角速度以及轉(zhuǎn)角加速度的方程。

(2) 使用MATLAB中的Simulink功能與Adams對三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)搭建運動學(xué)和動力學(xué)模型。

(3) 通過Simulink與Adams對三軸線連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)的模型進行聯(lián)合仿真，優(yōu)化了轉(zhuǎn)向機構(gòu)的轉(zhuǎn)角精度，將最大轉(zhuǎn)角誤差降低到2.2°以下。

(4) 通過比較優(yōu)化前后的鉸接點位的約束力，驗證了機構(gòu)優(yōu)化對于提升連桿轉(zhuǎn)向機構(gòu)的轉(zhuǎn)向穩(wěn)定性的有效性。