基于ADAMS的長(zhǎng)頭卡車駕駛室懸置振動(dòng)特性研究

葉明松　許恩永

【摘 要】客戶反饋某長(zhǎng)頭卡車在70 km/h車速存在前后、上下耦合的共振，平順性較差。采用測(cè)試與Adams/Vibration仿真相結(jié)合的方法研究了該車駕駛室懸置的振動(dòng)特性，發(fā)現(xiàn)其“固定”式駕駛室懸置存在5.5 Hz共振點(diǎn)導(dǎo)致平順性異常，并發(fā)現(xiàn)采用“半浮”式駕駛室結(jié)構(gòu)具有較好的平順性。同時(shí)，采用仿真的手段對(duì)“半浮”式的剛度、阻尼和尺寸進(jìn)行參數(shù)匹配和改進(jìn)設(shè)計(jì)，最終消除了共振現(xiàn)象，且利用該設(shè)計(jì)方案降低了生產(chǎn)成本。

【關(guān)鍵詞】駕駛室懸置；Adams/Vibration；平順性；振動(dòng)特性；隔振

【中圖分類號(hào)】U469.2 【文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼】A 【文章編號(hào)】1674-0688（2018）03-0075-04

0 引言

駕駛室懸置是影響卡車平順性的一個(gè)極其重要的零部件[1]，目前其結(jié)構(gòu)形式主要有“固定”式和“半浮”式2種：“固定”式[如圖1（a）所示]出現(xiàn)在較早的車型中，其駕駛室直接安裝在車架上，其懸置系統(tǒng)被設(shè)計(jì)成硬橡膠墊固定結(jié)構(gòu)，由于懸置的剛度大，阻尼比小，所以會(huì)將車輛行駛的振動(dòng)直接傳遞到駕駛室[2]。某“固定”式長(zhǎng)頭牽引車在實(shí)際的路況中，行駛速度為70 km/h左右時(shí)，駕駛室會(huì)出現(xiàn)明顯的前后、上下耦合的振動(dòng)，其頻率在5.5 Hz左右時(shí)人體較為敏感[3]。“固定”式平順性能較差，但由于其成本低，在生產(chǎn)中還被較多采用?！鞍敫　笔絒如圖1（b）所示]目前已被大多數(shù)廠家應(yīng)用，其結(jié)構(gòu)由彈簧或氣囊與阻尼減振器組成，隔振效果得到提升[4]。但由于國內(nèi)卡車設(shè)計(jì)企業(yè)對(duì)于該懸置主要以經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)為主導(dǎo)，或者參考相關(guān)競(jìng)品車的懸置參數(shù)，常使被動(dòng)懸架與主動(dòng)懸架匹配不好，所以同樣導(dǎo)致隔振效果不理想[5]。

針對(duì)長(zhǎng)頭卡車駕駛懸置的優(yōu)化設(shè)計(jì)問題，本文采用多體動(dòng)力學(xué)軟件ADAMS中的振動(dòng)分析模塊Vibration，結(jié)合車輪徑向跳動(dòng)工況，研究了駕駛懸置的結(jié)構(gòu)形式、參數(shù)設(shè)置對(duì)平順性的影響，主要包括以下2個(gè)方面的內(nèi)容：？譹？訛對(duì)比分析“固定”式與“半浮”式2種結(jié)構(gòu)在平順性效果上的差異；？譺？訛“半浮”式懸置系統(tǒng)參數(shù)對(duì)平順性能的影響，并在此基礎(chǔ)上給出了合理的優(yōu)化設(shè)計(jì)建議。

1 整車動(dòng)力學(xué)模型建立

汽車震動(dòng)系統(tǒng)非常復(fù)雜，根據(jù)汽車?yán)碚摰难芯糠椒?，在建模時(shí)需要對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行簡(jiǎn)化[6]。本文研究的長(zhǎng)頭牽引車結(jié)構(gòu)基本為左右對(duì)稱結(jié)構(gòu)，由底盤和駕駛室組成：？譹？訛底盤的前、中、后橋均為鋼板彈簧非獨(dú)立懸架，將整車的重量（除駕駛室）分配到各個(gè)橋上；？譺？訛駕駛室懸置采用“固定”式和“半浮”式構(gòu)成二級(jí)隔振系統(tǒng)，即駕駛室通過前后左右4組彈簧、阻尼元件與車架相連，MC為駕駛室的質(zhì)量，建模時(shí)還要輸入XC、YC、ZC表示駕駛室質(zhì)心相對(duì)于駕駛室兩前懸中點(diǎn)的坐標(biāo)值，IX、IY、IZ 3個(gè)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，Kcfx、Kcfy、Kcfz3個(gè)方向的剛度，ζcfx、ζcfy、ζcfz分別為前懸減振器（若無則為橡膠墊的阻尼比），駕駛室后懸的設(shè)置同前懸。

通過臺(tái)架試驗(yàn)及三維設(shè)計(jì)軟件計(jì)算得到整車的建模參數(shù)，在Adams/View中得到簡(jiǎn)化后的整車模型（如圖2所示）。

2 仿真與分析

2.1 “固定”式與“半浮”式懸置振動(dòng)特性對(duì)比分析

實(shí)車振動(dòng)測(cè)試發(fā)現(xiàn)，采用“固定”式懸置的駕駛室會(huì)在行駛速度為70 km/h左右時(shí)出現(xiàn)明顯的前后、上下耦合振動(dòng)，此時(shí)車輪轉(zhuǎn)數(shù)頻率為5.5 Hz，由加速傳感器振動(dòng)電測(cè)得到的傳遞路徑頻譜分析（如圖3所示）可以看到：？譹？訛后橋由于沒有阻尼減振器，在Z方向5.5 Hz時(shí)，簧上比簧下振動(dòng)存在明顯的放大；？譺？訛在前橋、中橋的駕駛懸置附近，懸置下的車架X方向5.5 Hz的振動(dòng)很小，但傳遞到駕駛懸置以上時(shí)振動(dòng)放大較多，同時(shí)Z方向也存在較大的振動(dòng)。由此振動(dòng)傳遞路徑可看出，后輪5.5 Hz的徑向跳動(dòng)被后板簧系統(tǒng)放大，再經(jīng)過駕駛室懸置后，振動(dòng)方向變?yōu)榍昂骕方向與上下Z方向的耦合，所以造成人體明顯的俯仰振動(dòng)感覺。

為了更好地從理論上解釋上述現(xiàn)象，找到合適的解決方案，本文將分2步進(jìn)行研究。

第一步，本文對(duì)“固定”式和“半浮”式駕駛室懸置模型，在ADAMS/Vibration模塊中進(jìn)行模態(tài)分析，2種懸置結(jié)構(gòu)形式的動(dòng)力學(xué)模型如圖2所示，懸置參數(shù)設(shè)置見表1。觀察2種結(jié)構(gòu)的模態(tài)振型可得到以下結(jié)論：？譹？訛在5.5 Hz時(shí)，“固定”式駕駛室存在“俯仰運(yùn)動(dòng)”的模態(tài)振型，產(chǎn)生的該模態(tài)是由于“固定”式懸置所采用的橡膠墊結(jié)構(gòu)在X方向上的剛度較小。？譺？訛“半浮”式懸置結(jié)構(gòu)的前懸為內(nèi)置橡膠襯套的鉸鏈，后懸為“彈簧+阻尼減振器”結(jié)構(gòu)，模態(tài)分析結(jié)果表明在5.5 Hz時(shí)駕駛懸置已經(jīng)沒有了“俯仰運(yùn)動(dòng)”振型。所以，對(duì)于車輪的徑向跳動(dòng)，“半浮”式的隔振效果優(yōu)于“固定”式。

第二步，本文還利用Adams/Vibration的受迫振動(dòng)功能，對(duì)比分析“固定”式與“半浮”式駕駛室座椅位置三方向合成的振動(dòng)加速度在不同激振頻率下的響應(yīng)[7]。即，在后橋車輪加上了周期性的位移激勵(lì)，模擬后輪的徑向跳動(dòng)，激勵(lì)函數(shù)如下：

D=Asin（2πft+φ）

式中：D為激勵(lì)位移；A為位移幅值，取2 mm；f為激勵(lì)頻率，范圍為0.1～10 Hz，可以模擬115 km/h以下的車輪轉(zhuǎn)數(shù)；φ為相位角，取0。

分析圖4得到以下結(jié)論：？譹？訛在5.7 Hz時(shí)，“固定”式有較大峰值，振型為“俯仰”運(yùn)動(dòng)?！鞍敫　笔皆诖祟l率下無峰值，振型為輕微“前后”運(yùn)動(dòng)，說明“半浮”式對(duì)車輪徑向跳動(dòng)可以起到有效的隔振作用。？譺？訛在3.0 Hz時(shí)，存在第2個(gè)峰值，2個(gè)模型的振型都是中板簧的垂直振動(dòng)。從圖4中看出“半浮”式由于后懸有減振器，減振效果好。

可見，“半浮”式的減振效果明顯優(yōu)于“固定”式，在滿足生產(chǎn)成本的前提下，應(yīng)優(yōu)先采用“半浮”式駕駛懸置結(jié)構(gòu)。

2.2 “半浮”式懸置參數(shù)影響分析

“半浮”式懸置有“彈簧”和“氣囊”2種構(gòu)件可以選擇，有2個(gè)問題需要考慮：？譹？訛前者的成本比后者低，但前者的剛度大，平順性效果不一定能滿足要求。？譺？訛懸置的哪些參數(shù)對(duì)平順性的影響比較大，該長(zhǎng)頭車駕駛室懸置的剛度、阻尼、尺寸參數(shù)應(yīng)該怎么取值。所以，下文將結(jié)合3種情況，比較懸置中不同的參數(shù)對(duì)平順性的影響。

（1）后懸置垂直剛度影響。改變后懸的垂直剛度見表2，其他參數(shù)不變（表1中的“半浮”式）。

對(duì)3種剛度情況進(jìn)行受迫振動(dòng)分析，工況設(shè)置同“2.1節(jié)”，得到頻域下的響應(yīng)曲線（如圖5所示）。

結(jié)果表明：？譹？訛后懸剛度增大，平順性變差。？譺？訛“彈簧”式后懸對(duì)應(yīng)的是“原方案”曲線，“氣囊”式后懸對(duì)應(yīng)“垂直剛度減小”曲線，可見，剛度減小到一定程度，平順性并沒有得到很大改進(jìn)，但是成本增加較多。所以，建議采用“彈簧”式的后懸結(jié)構(gòu)。

（2）前懸徑向剛度的影響。“半浮”式的前懸為鉸鏈結(jié)構(gòu)，只用設(shè)置徑向剛度。改變前懸的徑直剛度（見表3），其他參數(shù)不變（表1中的“半浮”式）。

按照相同工況，對(duì)3種剛度情況進(jìn)行受迫振動(dòng)分析，得到頻域下的響應(yīng)曲線（如圖6所示）。

結(jié)果表明：？譹？訛將前懸徑向剛度減小到300 N/mm，與“固定”式的值相同時(shí)，會(huì)在5.8 Hz左右出現(xiàn)峰值，振型為“俯仰”運(yùn)動(dòng)，但由于后懸有減振器，幅值較小。？譺？訛取原方案剛度700 N/mm時(shí)，會(huì)在8.3 Hz出現(xiàn)一個(gè)峰值，振型為“前后”竄動(dòng)，但幅值較小。？譻？訛將前懸徑向剛度增大到1 400 N/mm時(shí)，“前后”竄動(dòng)振型出現(xiàn)在13.5 Hz，對(duì)應(yīng)車速高于160 km/h，所以不會(huì)出現(xiàn)前后竄動(dòng)的現(xiàn)象。建議前懸徑向剛度取值大于700 N/mm，后懸減振器的阻尼比取0.3。

（3）前后懸距離的影響。改變前后懸的距離L（見表4），其他參數(shù)不變（表1中的“半浮”式）。

按照相同工況，對(duì)3種距離進(jìn)行受迫振動(dòng)分析，得到頻域下的響應(yīng)曲線（如圖7所示）。

結(jié)果表明：前后懸距離增大到1 335 mm，在3.0 Hz中橋板簧共振時(shí)，隔振效果沒有原方案好，而且增加、減小前后懸置要改動(dòng)駕駛底板結(jié)構(gòu)，成本較高，所以建議維持原方案。

3 結(jié)語

通過ADAMS/Vibration模塊，對(duì)“固定”式與“半浮”式駕駛懸置進(jìn)行了模態(tài)對(duì)比分析、受迫振動(dòng)對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，“半浮”式駕駛懸置對(duì)車輪徑向跳動(dòng)的隔振效果明顯優(yōu)于“固定”式；進(jìn)一步分析“半浮”式駕駛懸置的剛度、阻尼、尺寸參數(shù)時(shí)，確定采用后懸“彈簧”式，其剛度取28 N/mm、前懸徑向剛度大于700 N/mm、前后懸距離不用改動(dòng)這個(gè)方案，按照這種方式調(diào)整生產(chǎn)成本較低，且能夠滿足平順性要求，為該車型的定型提供參考。

由于本文的動(dòng)力學(xué)模型沒有考慮懸架系統(tǒng)（如板簧、駕駛懸置）的動(dòng)剛度、阻尼非線性，因此下一步工作將進(jìn)一步完善模型，用動(dòng)力學(xué)仿真與樣車測(cè)試相結(jié)合的方法來優(yōu)化整車動(dòng)力學(xué)性能，獲得較準(zhǔn)確的仿真結(jié)果，為該車型正向開發(fā)提供依據(jù)。

參 考 文 獻(xiàn)

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[責(zé)任編輯：鐘聲賢]