獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車操穩(wěn)性分析*

謝 磊，杜忠華，王 騰，周光東

（南京理工大學機械工程學院，南京 210094）

0 引言

近年來，隨著通信技術(shù)和互聯(lián)網(wǎng)技術(shù)的迅速發(fā)展，全電驅(qū)動無人車輛領(lǐng)域應(yīng)運而生，各大車企包括涉及軍用車輛的軍工企業(yè)和高校紛紛投入研究［1］。三軸軍用全電驅(qū)動無人車輛一般以輪轂電機驅(qū)動，以蓄電池供電，與傳統(tǒng)車輛相比，其簧下質(zhì)量增加，驅(qū)動方式改變［2］。基于以上特點，其整車操縱穩(wěn)定性便成為研究重點。為了改善其操縱性能，四輪轉(zhuǎn)向技術(shù)是一種最常見的改善汽車操縱穩(wěn)定性的底盤控制技術(shù)［3］。隨著計算機控制技術(shù)的進步，線控轉(zhuǎn)向技術(shù)的開發(fā)與應(yīng)用正在成為現(xiàn)代汽車技術(shù)發(fā)展的重要方向［4］。為此，本文自行設(shè)計了一種基于蝸輪蝸桿傳動的一體化線控獨立轉(zhuǎn)向－懸架機構(gòu)系統(tǒng)［5］，可適用于各種獨立轉(zhuǎn)向的情況，轉(zhuǎn)向角范圍達±90°，可實現(xiàn)側(cè)向平移和原地旋轉(zhuǎn)等運動，運動輕便靈活。為了提高此無人裝甲車的操縱穩(wěn)定性能，利用虛擬樣機技術(shù)，基于多體系動力學理論，在ADAMS/Car中建立了線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車輛的各子系統(tǒng)模型，由相應(yīng)的通訊器建立整車動力學模型［6］。參照國家相關(guān)標準完成6項操縱穩(wěn)定性仿真試驗和實車試驗［7］，根據(jù)實車試驗數(shù)據(jù)驗證了仿真結(jié)果的正確性。然后，通過分析線性二自由度理論模型推出瞬態(tài)響應(yīng)影響因素并進行轉(zhuǎn)向盤角階躍輸入試驗對其定量分析［8］。最后，通過優(yōu)化后建立的新虛擬樣機模型對整車操縱穩(wěn)定性進行重新評價。結(jié)果表明優(yōu)化后在一定程度上改進了車輛的瞬態(tài)響應(yīng)特性，車輛的操縱性能得到相應(yīng)的提升。證明對線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車的瞬態(tài)響應(yīng)改進有效，仿真結(jié)果具有較高的可信度，為今后三軸輪式軍用車輛的瞬態(tài)響應(yīng)特性的改進提供參考。

1 整車虛擬樣機的建立

1.1 建立整車仿真模型

根據(jù)自行設(shè)計的一款線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車輛樣車數(shù)據(jù)，運用多體動力學軟件ADAMS/Car建立線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車輛整車虛擬樣機模型，其主要參數(shù)如表1所示。該整車動力學模型由車身子系統(tǒng)、懸架子系統(tǒng)、轉(zhuǎn)向子系統(tǒng)、輪胎子系統(tǒng)、動力傳動總成子系統(tǒng)等組成［9］。由于轉(zhuǎn)向系統(tǒng)蝸輪蝸桿式轉(zhuǎn)向機構(gòu)的蝸桿支座與車身固定連接，因此，必須在車身系統(tǒng)建立正確的通訊器，以確保車身子系統(tǒng)和轉(zhuǎn)向子系統(tǒng)正確裝配。懸架子系統(tǒng)中前、中、后懸架采用自主設(shè)計懸架，所建立的懸架子系統(tǒng)，如圖1所示。為了提高整車的操縱穩(wěn)定性能，在前軸、中軸和后軸中，通過蝸輪蝸桿實現(xiàn)全輪轉(zhuǎn)向，其中，蝸輪安裝在懸架減震器外軸上，蝸桿的支座固定在車身上，兩者嚙合實現(xiàn)全輪轉(zhuǎn)向。車輪轉(zhuǎn)角的大小是由相應(yīng)的轉(zhuǎn)向機構(gòu)中蝸輪蝸桿嚙合的線位移決定，其大小由不同的控制策略給定。在輪胎的屬性文件中改變輪胎的剛度屬性，從而建立符合條件的輪胎子系統(tǒng)。最后由相應(yīng)的通訊器建立整裝虛擬樣機，如圖2所示。

圖1 線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車輛懸架

圖2 線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車整車虛擬樣機模型

表1 裝甲車模型部分參數(shù)

1.2 模型仿真與樣車試驗驗證

基于無人裝甲車虛擬樣機模型，參照國家相關(guān)標準完成了6項操縱穩(wěn)定性試驗，并根據(jù)結(jié)果對其操縱穩(wěn)定性能進行評價［10］，最后將仿真結(jié)果與實際樣車試驗結(jié)果進行對比，如表2所示，仿真結(jié)果與試驗結(jié)果最大差別為5.2%，多體動力學仿真模型的精確度得到驗證。

表2 操縱穩(wěn)定性仿真結(jié)果與實際試驗結(jié)果

2 瞬態(tài)響應(yīng)影響因素的仿真試驗與分析

2.1 線性二自由度車輛模型

為了分析線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車轉(zhuǎn)向時的橫擺角速度瞬態(tài)響應(yīng)特性，建立其線性二自由度簡化模型［11］，如圖3所示。以整車的質(zhì)心為原點建立xyz-O笛卡爾坐標系，x軸平行于地面其正方向指向前進方向，y軸正方向指向駕駛員的左側(cè)，z軸通過質(zhì)心指向上方。假設(shè)裝甲車關(guān)于xOz平面對稱，O是裝甲車的瞬時轉(zhuǎn)向中心。模型有2個自由度：整車沿y軸的側(cè)向運動和繞z軸的橫擺運動。

經(jīng)分析得無人裝甲車二自由度運動微分方程：

圖3 無人裝甲車二自由度模型

式中，m為整車質(zhì)量；ν為質(zhì)心側(cè)向速度；μ為質(zhì)心前進速度；wr為橫擺角速度；Kα1、Kα2、Kα3分別為前輪、中輪和后輪綜合側(cè)偏剛度；β為質(zhì)心側(cè)偏角；a、b、c分別為質(zhì)心至前軸、中軸和后軸的距離；α1、α2、α3分別為前輪、中輪和后輪側(cè)偏角；δ1、δ2、δ3分別為前軸、中軸和后軸的轉(zhuǎn)角；Iz為繞z軸的轉(zhuǎn)動慣量；L1、L2為前中軸和中后軸的軸距；Fy1、Fy2、Fy3分別為前輪、中輪和后輪輪胎側(cè)向力。

2.2 影響瞬態(tài)響應(yīng)各因素仿真分析

根據(jù)式（1）分析，本款線控獨立轉(zhuǎn)向與驅(qū)動無人裝甲車軸距和輪胎側(cè)偏剛度是對整車操縱穩(wěn)定性影響較大的變量；此外整車輪距、質(zhì)心位置等參數(shù)也是影響整車操縱穩(wěn)定性的次要因素。在此不作分析。為分析無人裝甲車軸距和輪胎側(cè)偏剛度對瞬態(tài)響應(yīng)的具體影響，利用所建動力學模型進行仿真分析。仿真過程中無人裝甲車車速為80 km/h，在這個車速下側(cè)向加速度2 m/s2對應(yīng)的方向盤轉(zhuǎn)角為15°。

2.2.1 軸距變化對瞬態(tài)響應(yīng)的影響

如圖3所示，以無人裝甲車質(zhì)心為坐標原點，質(zhì)心與前軸的距離x1=1 600 mm，對無人裝甲車進行角階躍輸入下的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)仿真，表3中試驗1～9分別對應(yīng)圖4、圖5中曲線C1～C9。不同前中軸距對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線如圖4所示，不同中后軸距對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線如圖5所示。

圖4 不同L1對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線

圖5 不同L2對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線

從圖4中曲線C2與C1對比可以看出，質(zhì)心位于中軸與后軸之間時，橫擺角速度的穩(wěn)態(tài)值并沒有變化，但穩(wěn)定時間更短說明其轉(zhuǎn)向靈敏度相對提高。而曲線C3、C4、C5則說明質(zhì)心位于前軸與中軸之間時，前中軸距越長車身橫擺角速度的響應(yīng)穩(wěn)態(tài)值越小，從圖5中曲線可以看出中后軸軸距越大，橫擺角速度穩(wěn)態(tài)值越小。這一結(jié)論與二自由度模型的分析結(jié)果一致。為對比不同參數(shù)變化對響應(yīng)速度的影響分別計算橫擺角速度的響應(yīng)時間 、峰值響應(yīng)時間ε、穩(wěn)定時間σ、超調(diào)量ψ。得出不同軸距對應(yīng)的轉(zhuǎn)向盤階躍輸入響應(yīng)指標值如表3所示。

表3 軸距對轉(zhuǎn)向盤角階躍輸入橫擺角速度響應(yīng)的影響

2.2.2 輪胎剛度變化對瞬態(tài)響應(yīng)的影響

同樣對輪胎剛度變化對階躍輸入響應(yīng)的影響進行仿真計算，由于PAC2002輪胎模型［12］中利用垂向剛度以及輪胎特性曲線的特征系數(shù)來計算輪胎側(cè)向力。則用比例系數(shù)i來表示輪胎垂向剛度的變化，表4中試驗1～9分別對應(yīng)圖6、圖7中曲線Z1～Z9。不同前輪輪胎垂向剛度對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線如圖6所示，不同中后輪輪胎垂向剛度對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線如圖7所示。

圖6中曲線說明前輪垂向剛度減小，橫擺角速度穩(wěn)態(tài)值減小。圖7中曲線說明中后輪垂向剛度越大橫擺角速度響應(yīng)穩(wěn)態(tài)值越小，圖中穩(wěn)態(tài)響應(yīng)特性的相關(guān)參數(shù)如表4所示。

從表4中數(shù)據(jù)可以看出，輪胎垂向剛度變化對橫擺角速度響應(yīng)的影響不太明顯。但從圖6和圖7中可以看出基本符合前輪剛度越小后輪剛度越大，穩(wěn)態(tài)值越小的規(guī)律。

圖6 不同前輪輪胎垂向剛度對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線

圖7 不同中后輪輪胎垂向剛度對應(yīng)的橫擺角速度響應(yīng)曲線

表4 輪胎剛度對轉(zhuǎn)向盤角階躍輸入橫擺角速度響應(yīng)的影響

3 優(yōu)化后操縱穩(wěn)定性評價

綜合前面的分析結(jié)果，為提高車輛瞬態(tài)輸入響應(yīng)可以加大前中軸距，縮短中后軸距。而太大的后輪側(cè)偏剛度則會造成車輛的過多轉(zhuǎn)向，因此，前中軸軸距不能設(shè)計的過大。其次考慮到本車質(zhì)心位置相對居中，為避免三軸軸荷差別過大將前中軸軸距增大為2 000 mm，中后軸軸距縮短為1 600 mm，增大輪胎剛度為原來1.2倍。建立新的系統(tǒng)模型裝配到整車系統(tǒng)中進行仿真計算。為了方便對比優(yōu)化前后效果，對優(yōu)化后的虛擬樣機模型依次進行各項操縱穩(wěn)定性評價試驗，通過評分結(jié)果定量說明優(yōu)化的效果。

從下頁表5中可以看出，優(yōu)化方案對穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)、蛇形試驗評分的改進效果并不明顯。平均橫擺角速度峰值減小，評分有所提高，說明優(yōu)化在一定程度上改進了車輛的瞬態(tài)響應(yīng)特性。總的來說，根據(jù)分析結(jié)果優(yōu)化后車輛的操縱性能有了一定程度的提升，尤其是瞬態(tài)響應(yīng)性能有了明顯的提高，但在穩(wěn)態(tài)回轉(zhuǎn)、蛇形試驗等綜合工況下的性能沒有明顯提升。

表5 操縱穩(wěn)定性仿真結(jié)果優(yōu)化前后對比

4 結(jié)論

本文針對課題組預研項目某軍用全電獨立驅(qū)動無人裝甲車在實際研發(fā)過程中遇到的操縱穩(wěn)定性能欠佳問題進行改善優(yōu)化，提出了相應(yīng)的優(yōu)化方案，采用多體動力學方法，建立虛擬樣機仿真模型，并結(jié)合試驗驗證了優(yōu)化方案的可靠性。

1）自行設(shè)計了一種基于蝸輪蝸桿傳動的一體化線控獨立轉(zhuǎn)向－懸架機構(gòu)系統(tǒng)，實現(xiàn)全輪轉(zhuǎn)向，并基于ADAMS/Car建立其整車多體動力學仿真模型。

2）通過參數(shù)的靈活調(diào)整，找到影響瞬態(tài)響應(yīng)的敏感因素，并對影響參數(shù)進行定量分析，找出軸距與輪胎剛度變化對瞬態(tài)響應(yīng)影響規(guī)律。

3）綜合考慮各方面因素，增大輪胎剛度為原來1.2倍，前中軸軸距增大為2 000 mm，中后軸軸距縮短為1 600 mm，對優(yōu)化后的虛擬樣機模型依次進行各項操縱穩(wěn)定性評價試驗，通過評分結(jié)果定量說明優(yōu)化的效果。

此外，整車輪距、質(zhì)心位置等影響整車瞬態(tài)響應(yīng)的次要因素在本文未作深入分析，需進一步研究。