洪 昊，王孝鵬,2，劉建軍

（1.三明學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院，福建 三明 365004；2.機(jī)械現(xiàn)代設(shè)計(jì)制造技術(shù)福建省高校工程研究中心，福建 三明 365004；）

1 引言

對(duì)于懸架系統(tǒng)與車身的連接，一般會(huì)考慮副車架框架，將懸架與副車架連接，再將副車架與車身連接，這種方式連接主要是從車身與底盤的裝配工藝考慮；針對(duì)此問題，提出一種集成式變剛度懸架下控制臂與副車架一體化設(shè)計(jì)，集成式副車架采用彈簧鋼材料制作，通過更改限位孔位置可以改變控制臂的長度，控制臂的長度改變會(huì)導(dǎo)致下控制臂的剛度產(chǎn)生改變；此種設(shè)計(jì)懸架零部件數(shù)量極大程度減小，將三個(gè)部件合為一體，同時(shí)可以更改底盤剛度特性，缺點(diǎn)式集成式下控制前期生產(chǎn)制造成本大（主要是摸具因素）。變剛度集成式懸架模型，如圖1所示。一體式下控制臂，如圖2所示。近些年文獻(xiàn)對(duì)懸架的結(jié)構(gòu)研究較少，研究的熱點(diǎn)主要集中于半主動(dòng)，主動(dòng)、磁流變及不同控制算法與主動(dòng)懸置系統(tǒng)的匹配等方向[1~7]。文獻(xiàn)[8]研究的是橫置變剛度板簧懸架模型，板簧兩端與左右下控制臂柔性襯套連接，中間部分與車身連接，板簧只起到彈簧的特性，并沒有考慮到副車架及下控制臂特性。文獻(xiàn)[9]研究了橫置板簧懸架車輪跳動(dòng)時(shí)四輪定位參數(shù)的變化特性，沒有考慮橫置板簧的變剛度特性及懸架與整車的匹配問題。文獻(xiàn)[10]主要介紹了采用剛?cè)狁詈霞夹g(shù)（離散梁）建立橫置板簧懸架模型，通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證懸架模型（主要是板簧剛度）準(zhǔn)確性，此種建模方法建模速度較慢，建模過程中需要建立大量的約束保證板簧模型的正確性，同時(shí)很難確定簧片間的摩擦系數(shù)；集成式下控制臂模型采用有限元方法精確建模，通過模態(tài)分析制作柔性體反映彈簧的本質(zhì)屬性；建立好的前后懸架與整車匹配，高低剛度模式下FSAE賽車所表現(xiàn)出來的性能有所不同，針對(duì)振動(dòng)過大問題提出輔助避震器設(shè)計(jì)思路與設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)，改善振動(dòng)特性；對(duì)集成式下控制的安全特性進(jìn)行分析，符合安全要求。

2 集成式變剛度懸架設(shè)計(jì)

目前絕大數(shù)車輛底盤與車身的連接方式為：懸架上下控制臂與副車架連接，副車架在與車身鏈接；此連接方式主要從裝配工藝方向考慮，模塊化后較為方便裝配，缺點(diǎn)是對(duì)應(yīng)的零部多及連接點(diǎn)過程中的定位點(diǎn)過多；針對(duì)此問題，設(shè)計(jì)處一種副車架與變剛度板簧集成化一體式懸架；設(shè)計(jì)好的集成式懸架模型，如圖1所示。下控制臂與副車架設(shè)計(jì)為一體式，下控制臂采用彈簧鋼或玻璃纖維制作，具有彈簧的特性；通過改變與車身的連接位置，可以快速改變懸架的剛度特性。

圖1 變剛度板簧與副車架集成式推桿懸架Fig.1 Variable Stiffness Seafspring and Subframe Integrated Iush Rod Suspension

2.1 集成式柔性控制臂設(shè)計(jì)

集成式下控制臂采用彈簧鋼制作，要實(shí)現(xiàn)集成式下控制臂的彈簧（柔性體特性，剛體部件不可變形）特性，需要對(duì)其進(jìn)行有限元模態(tài)分析，對(duì)控制臂模態(tài)計(jì)算輸出結(jié)果通過接口程序編制成中性文件建立集成式懸架多柔體模型，如圖5所示。在ABAQUS軟件中提取集成式下控制臂的前10階頻率，如表1所示。

表1 集成式下控制臂模態(tài)參數(shù)Tab.1 Modal Parameters of Integrated Lower Control Arm

2.2 變剛度原理設(shè)計(jì)

集成式下控制臂變剛度原理設(shè)計(jì)，如圖2所示。在控制臂上設(shè)計(jì)9個(gè)定位或連接孔，模型整體上左右對(duì)稱；RP?1與RP?2分別與轉(zhuǎn)向主銷通過球形副約束連接；RP?3與RP?4與車身固定副連接，真實(shí)的物理車輛大多采用橡膠襯套柔性連接；RP?6與RP?10、RP?7與RP?11與車身固定副連接后，此時(shí)集成式懸架的處于低剛度工作模式。

圖2 集成式下控制臂Fig.2 Integrated Lower Control Arm

改變連接位置為RP?5與RP?9、RP?8與RP?12，此時(shí)板簧的臂長變短，剛度增加，此時(shí)集成式懸架處于高剛度工作模式，高速過彎、起步加速及制動(dòng)對(duì)于車身的穩(wěn)定控制有顯著的改善。集成式下控制臂設(shè)計(jì)最大的優(yōu)點(diǎn)是可以將多個(gè)零部件集成為一個(gè)部件，通過與車身連接位置的不同改變整車的底盤特性；采用彈簧鋼制作重量為12kg左右，采用玻璃纖維材料制作重量不到1kg；缺點(diǎn)是制造工藝相對(duì)復(fù)雜，成本高。

2.3 集成式懸架變剛度測(cè)試

集成式下控制柔性體制作完成后，對(duì)其進(jìn)行虛擬剛度測(cè)試，剛度測(cè)試模型，如圖3所示。

圖3 集成式懸架剛度測(cè)試（低剛度）Fig.3 Integrated Suspension Stiffness Tes（tLow Stiffness）

低剛度測(cè)試約束：RP?3、RP?4、RP?6、RP?7、RP?10、RP?11連接孔與大地固定約束，RP?1與RP?2與大地通過移動(dòng)副約束；高剛度測(cè)試約束：RP?3、RP?4、RP?5、RP?9、RP?8、RP?12連接孔與大地固定約束，RP?1與RP?2與大地通過移動(dòng)副約束；設(shè)定移動(dòng)的速度為每秒5mm，方向分別為上下垂向（Z軸正負(fù)方向）運(yùn)動(dòng)，計(jì)算時(shí)間為5s，板簧上下移動(dòng)的總距離分別為25mm（方程式賽車要求輪胎跳動(dòng)距離在22mm內(nèi)），通過計(jì)算集成式下控制臂在不同的連接位置其剛度曲線，如圖4所示。S1與S2為低剛度模式下正負(fù)Z軸的變化特性，剛度為294.52N/mm；S3與S4為高剛度模式下正負(fù)Z軸的變化特性，剛度為952.62N/mm。

圖4 剛度特性曲線Fig.4 Stiffness Characteristic Curve

3 集成式變剛度懸架性能測(cè)試

3.1 集成式變剛度懸架C特性

對(duì)架模型進(jìn)行低高不同剛度模式下的C特性分析，如圖5所示。四輪定位參數(shù)會(huì)影響到懸架及整車的穩(wěn)定性及輪胎磨損程度等，因此要保證定位變化在合理的范圍內(nèi)，同時(shí)變化過程中要趨緩穩(wěn)定，不能波動(dòng)過大；車輪外傾角與主銷內(nèi)傾角在不同剛度模式下曲線的重合度高，前輪前束角與主銷后傾角在不同剛度模式下曲線變化相對(duì)較大，如圖6、圖7所示。

圖5 雙輪同向跳動(dòng)仿真（高剛度模型）Fig.5 Simulation of Two Wheels Running Out in the Same Direction（High Stiffness Model）

圖6 前束角（右側(cè)車輪）Fig.6 Toe（Right Wheel）

圖7 主銷后傾角（左側(cè)車輪）Fig.7 Caste（rLeft Wheel）

PT1曲線為低剛度模型參數(shù)變化曲線，PT2線為高剛度模型參數(shù)變化曲線；前束角在低剛度模式下角度變化范圍為：?0.44~1.64，高剛度模式下角度變化范圍為：?0.56~1.75；主銷后傾角低剛度模式下角度變化范圍為：3.18E?4~.94E?4，主銷后傾角高剛度模式下角度變化范圍為：2.32E?4~0.0011；從曲線變化特性看，低剛度模式參數(shù)變化范圍小，相對(duì)與高剛度模式更符合評(píng)價(jià)預(yù)期。

3.2 集成式變剛度懸架穩(wěn)定性測(cè)試

懸架性能測(cè)試需要在整車平臺(tái)下進(jìn)行，以集成式懸架為底盤的FSAE整車模型，如圖8所示。前后懸架均采用集成式下控制臂，整車模型為剛?cè)狁詈隙囿w系統(tǒng)模型，整車包含198個(gè)自由度；由于整車自由度較多，模型中包含集成式下控制臂有限元柔體模型，建模采用配置高電腦或工作站計(jì)算；仿真時(shí)間為10s，步數(shù)為1000步，方向盤轉(zhuǎn)動(dòng)角度為200°，從第4s 開始轉(zhuǎn)動(dòng)方向盤，持續(xù)時(shí)間為2s，第6s 轉(zhuǎn)向結(jié)束，車速為60Km/h，擋位為5檔，低高剛度模式分別計(jì)算完成后與車身有關(guān)的穩(wěn)定性參數(shù)A、B曲線，如圖9~圖14所示。A曲線為低剛度模式，B曲線為高剛度模式；

圖8 整車模型（集成式底盤）Fig.8 Vehicle Mode（lintegrated chassis）

圖9 俯仰角加速度（60km/h）Fig.9 Pitch Angular Acceleration（60km/h）

圖10 俯仰角Fig.10 Pitch Angle

俯仰角加速度計(jì)算結(jié)果顯示，低高兩種模式下最大值與有效值分別為：6.53、2.82，4.63、1.94；最大值性能改善29.09%：有效值性能改善31.20%：角位移計(jì)算結(jié)果顯示，高剛度模式下俯仰角度提升明顯；

側(cè)傾角加速度計(jì)算結(jié)果，如圖11、圖12所示。分別截取兩個(gè)時(shí)間段參數(shù)，低高兩種模式下最大值與有效值分別為：4.17、1.78，3.44、1.38；最大值性能改善17.50%：有效值性能改善22.47%：側(cè)傾角位移變化，如圖13所示。高剛度模式下整體范圍內(nèi)變化角??；橫擺角加速度計(jì)算結(jié)果，如圖14所示。低高兩種模式下最大值與有效值分別為：91.92、21.45，92.80、21.80；最大值性能改善?0.96%：有效值性能改善?1.63%：高剛度模式下性能變差，單數(shù)值較小。

圖11 側(cè)傾角加速度（0~0.6秒）Fig.11 Roll Angle Acceleration（0~0.6s）

圖12 側(cè)傾角加速度（3.5~7.0秒）Fig.12 Roll Angle Acceleration（3.5~7.0s）

圖13 側(cè)傾角Fig.13 Roll Angle

圖14 橫擺角加速度（50km/h）Fig.14 Yaw Acceleration（50km/h）

4 集成式變剛度懸架優(yōu)化

4.1 輔助避震系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)

對(duì)于穩(wěn)定仿真，結(jié)果顯示高剛度模式下整車的穩(wěn)定性明顯提升，但對(duì)于FSAE賽車而言，需要進(jìn)一步提升車身穩(wěn)定性，使車身在較小范圍內(nèi)有變化的趨勢(shì)但又要抑制振動(dòng)保持車身平穩(wěn)（類似于剛性連接但不等價(jià)于剛性連接）；針對(duì)此問題提出輔助避震系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案，如圖15所示。設(shè)計(jì)思路為在旋轉(zhuǎn)支架擺臂反方向增加輔助避震系統(tǒng)，通過限制旋轉(zhuǎn)支架擺臂轉(zhuǎn)動(dòng)幅值的幅值進(jìn)而限制車身的振動(dòng)幅值及振動(dòng)趨勢(shì)；同時(shí)此種設(shè)計(jì)還可以起到橫向穩(wěn)定桿的作用，高速彎道工況下外側(cè)車輪壓縮關(guān)聯(lián)內(nèi)測(cè)車輪同向壓縮，減小車身的側(cè)角位移及側(cè)傾角加速度，提升整車穩(wěn)定性；圖15中A為輔助避震器，B為旋轉(zhuǎn)支架擺臂與避震器基座間的連桿部件，C為避震器基座部件，D為避震器下部連桿部件，E為旋轉(zhuǎn)支架擺臂；重復(fù)穩(wěn)定性仿真，保持仿真參數(shù)不變，計(jì)算結(jié)果如圖13~圖18中C、D曲線所示；C曲線為考慮輔助避震系統(tǒng)后的低剛度模式，D曲線為考慮輔助避震系統(tǒng)后的高剛度模式。

圖15 考慮輔助避震器的懸架模型Fig.15 Suspension Model Considering Auxiliary Shock Absorber

俯仰角加速度計(jì)算結(jié)果顯示，低高兩種模式下最大值與有效值分別為：3.23、1.28，3.34、1.29；考慮輔助避震系統(tǒng)后低高剛度兩種模式的穩(wěn)定性參數(shù)變化不大，但相對(duì)于A、B曲線，性能進(jìn)一步大幅度提升；相對(duì)B曲線參數(shù)，考慮輔助避震系統(tǒng)的低剛度（C曲線）模式的最大值與有效值性能分別提升30.24%、34.02%，高剛度（D曲線）模式性能分別提升27.86%，33.51%；俯仰角位移進(jìn)一步減小，穩(wěn)定下提升明顯。

側(cè)傾角加速度計(jì)算結(jié)果顯示，低高兩種模式下最大值與有效值分別為：2.66、1.23，3.08、1.27；相對(duì)B曲線參數(shù)，考慮輔助避震系統(tǒng)的低剛度（C曲線）模式的最大值與有效值性能分別提升22.67%、10.87%，高剛度（D曲線）模式性能分別提升10.47%，7.97%；側(cè)傾角位移C曲線幅值最大，D曲線幅值變化平緩且幅值最小；橫擺角加速度計(jì)算結(jié)果顯示，低高兩種模式下最大值與有效值分別為：93.84、21.65，93.93、21.80；相對(duì)B曲線參數(shù)，考慮輔助避震系統(tǒng)后，性能變化微小，可忽略；

4.2 集成式下控制臂安全分析

對(duì)前后懸架的集成式下控制臂RP?1與RP?2處提取各項(xiàng)載荷譜，其中前懸架的RP?2處的X、Y方向載荷最大，后懸架的RP?2 處的Z方向載荷最大；X、Y、Z方向最大載荷數(shù)值分別為：3275.8N、2945.8N、1286.5N。

以各向最大載荷對(duì)稱施加到集成式下控制臂RP?1與RP?2處，低剛度模式下分析集成式下控制臂的應(yīng)力與應(yīng)變特性，如圖16、圖17所示。集成式下控制臂的最大應(yīng)力為243MPa，最大應(yīng)變?yōu)?3.46mm（小于22mm）；彈簧鋼的抗拉強(qiáng)度為1270MPa，經(jīng)計(jì)算，集成式下控制臂的安全系數(shù)為5.23，符合安全設(shè)計(jì)要求。

圖16 集成式下控制臂應(yīng)力圖Fig.16 Stress Diagram of Integrated Lower Control Arm

圖17 集成式下控制臂應(yīng)變圖Fig.17 Strain Diagram of Integrated Lower Control Arm

5 結(jié)論

（1）設(shè)計(jì)一種集成式下控制臂變剛度懸架模型，為實(shí)現(xiàn)板簧的變剛度特性，對(duì)集成是下控制臂做柔性體模態(tài)計(jì)算處理并編制中性文件，剛度測(cè)試表明：通過改變與車身的連接位置，剛度分別為294.52N/mm，952.62N/mm；

（2）集成式懸架變剛度C特性計(jì)算表明：前束角與主銷后傾角在車輪上下跳動(dòng)20mm范圍內(nèi)相對(duì)變化較大，主銷內(nèi)傾角與車輪外傾角曲線變化重合度高；

（3）穩(wěn)定性仿真表明：相對(duì)于低剛度模式，高剛度模式下整車的穩(wěn)定性指標(biāo)提升明顯；俯仰角加速度最大值性能改善29.09%：有效值性能改善31.20%：側(cè)傾角加速度最大值性能改善17.50%：有效值性能改善22.47%：橫擺角加速度最大值性能改善?0.96%：有效值性能改善?1.63%，性能略微變差；

（4）針對(duì)俯仰角與側(cè)傾角抑制問題，提示輔助避震系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，計(jì)算表明考慮輔助避震系統(tǒng)后，俯仰角加速度（C曲線相對(duì)B曲線）最大值與有效值性能進(jìn)一步提升30.24%、34.02%；側(cè)傾角加速度（C曲線相對(duì)B曲線）最大值與有效值性能進(jìn)一步提升22.67%、10.87%；

（5）提取穩(wěn)定仿真工況下的載荷譜，以各向最大值作為載荷分析集成式下控制臂應(yīng)力應(yīng)變特性，最大應(yīng)力為243MPa，最大應(yīng)變?yōu)?3.46mm，計(jì)算安全系數(shù)為5.23，符合安全設(shè)計(jì)要求。