雷盼飛+朱強+周良生

摘要：軍用運輸車輛上裝載荷大，在行駛過程中由于行駛條件差，上裝的運動會對駕駛室的平順性產(chǎn)生影響。本文在建立整車多體動力學(xué)模型的基礎(chǔ)上，對不同較大載荷下的上裝振動水平對駕駛室平順性的影響進行了分析。結(jié)果表明：隨著上裝振動水平的降低，其對駕駛室的影響也降低，在一定程度上提高了駕駛室平順性。

Abstract： The load on the military transport vehicles is large. Due to the poor driving conditions during the driving process， the movement of the upper part will have an impact on the ride comfort of the cab. Based on the establishment of the multi-body dynamic model of the vehicle， the paper analyzes the influence of the vibration level of the upper part on the ride comfort of the cab under different large loads. The results show that as the vibration level of the top coat decreases， the impact on the cab also reduces， which improves the ride comfort of the cab to a certain extent.

關(guān)鍵詞：軍用運輸車輛；平順性；駕駛室；上裝

Key words： military transport vehicles；ride comfort；cab；upper part

中圖分類號：U463.81 文獻標(biāo)識碼：A 文章編號：1006-4311（2018）04-0110-02

0 引言

對軍用車輛而言，由于其行駛條件較差、上裝載荷較大，因此由上裝運動導(dǎo)致的駕駛室振動也必須考慮在內(nèi)。本文基于整車多體動力學(xué)模型，采用仿真的手段，針對不同載荷，分析上裝振動水平對駕駛室平順性的影響。

1 整車多體動力學(xué)模型建立

文章選取某型重型越野運輸車輛為試驗樣車，其驅(qū)動形式為6×6，軸距（前/后）為3375/1400mm，輪距為2072mm，整備質(zhì)量為10230kg，額定載荷為10000kg，非簧載質(zhì)量（前/后橋）為1480/2740kg，最高車速為80km/h，前懸架形式為非獨立式縱置板簧式，前懸架阻尼器為雙向筒式液力減振器，后懸架形式為鋼板彈簧平衡懸架。

根據(jù)研究內(nèi)容對車輛進行簡化，并定義車輛坐標(biāo)系Oxyz，原點O位于前軸軸線中心處，xy平面平行于水平地面，x軸垂直于前軸指向車輛后方，y軸平行于前軸指向駕駛員右側(cè)，z軸服從右手定則。在ADAMS/Chassis中建立前后懸架鋼板彈簧模型，在ADAMS/View中建立其它構(gòu)件，通過運動副裝配成整車多體動力學(xué)模型。根據(jù)GB/T12538-2003和GB/T4783-1984在空載狀態(tài)下對整車質(zhì)心位置及懸掛系統(tǒng)固有頻率及阻尼比進行試驗測量，并與模型參數(shù)進行對比驗證了模型的正確性。

2 車輛載荷分析

軍用車輛作為運輸車輛，在使用過程中會裝載不同的貨物，因此其所承載的載荷是不同的。對于散裝貨物而言，由于其質(zhì)量一般不大，而且無規(guī)律，其運動過程中對駕駛室產(chǎn)生的影響較小，因此不予以研究。軍用車輛更為常見的是作為一種通用化運輸平臺，在使用過程中根據(jù)不同的用途及任務(wù)對其進行改裝，從而滿足不同的用途。較為常見的是將其改裝為各種不同用途的廂式車輛，例如加裝衛(wèi)生裝備方倉、后勤保障方倉等，或者將其改裝為雷達車、指揮通信車等。在這種狀況下，一般可以達到車輛較大載荷甚至滿載的狀況，而且在這種情況下其載荷一般分布均勻。

基于上述，本文主要考慮半載、3/4載荷和滿載三種工況下的上裝振動水平對駕駛室平順性的影響。

3 影響分析

3.1 初始狀態(tài)下上裝振動水平及駕駛室平順性評價

根據(jù)前期工作結(jié)果，對車輛加裝多點懸置系統(tǒng)，才采用8點懸置，并將中部懸置點向內(nèi)靠攏160mm的布置方案。根據(jù)上裝載荷及相關(guān)經(jīng)驗，選取上裝前、后位置懸置點的剛度在滿載狀態(tài)為150N/mm，在3/4載荷狀態(tài)為112.5N/mm，半載狀態(tài)為75N/mm；中部兩懸置點的剛度在滿載狀態(tài)為300N/mm，在3/4載荷狀態(tài)為225N/mm，在半載狀態(tài)為150N/mm。

參照ISO2631-1：1997（E）與GB/T4970-2009，在仿真期間記錄上裝質(zhì)心處三向振動加速度均方根值（RMS）及其側(cè)傾、俯仰角加速度RMS，其中將質(zhì)心處垂向加速度RMS替換為上裝左前處、質(zhì)心處、右后處垂向加速度RMS的算術(shù)平均值，這樣形成上裝振動水平的評價函數(shù)為：

A1={Rx2+Ry2+[（R左前+Rz+R右后）/3]2+（0.63×1000Rrx）2+（0.4×1000Rry）2}1/2 （1）

對駕駛室平順性的評價，同樣選取駕駛員座椅處三向加速度RMS為評價指標(biāo)，并取側(cè)向加速度RMS的權(quán)重為1.4，因此駕駛室平順性評價函數(shù)為：

A2=1.4×Rx+1.4×Ry+Rz （2）

在D級仿真路面40km/h下，對整車進行仿真分析，得到上裝振動水平在滿載狀態(tài)為3701.1mm/s2，在3/4載荷狀態(tài)為3623.4mm/s2，半載狀態(tài)為3597.6mm/s2；駕駛室平順性評價函數(shù)在滿載狀態(tài)為5190.0mm/s2，在3/4載荷狀態(tài)為4629.3mm/s2，在半載狀態(tài)為3035.7mm/s2。endprint

3.2上裝振動水平的優(yōu)化

優(yōu)化目標(biāo)的選取應(yīng)考慮研究目標(biāo)和效率等多個因素，本次優(yōu)化的目標(biāo)是降低車輛上裝振動水平，因此選取表征上裝振動水平的函數(shù)作為優(yōu)化目標(biāo)。為提高計算效率，選取上裝質(zhì)心處x、y、z三個方向的振動加速度RMS加權(quán)和作為評價指標(biāo)，其水平方向權(quán)重取為1.4，垂直方向權(quán)重取為1。以左前處、質(zhì)心處和右后處的垂向加速度RMS算術(shù)均值代替上述z向振動加速度RMS，具體如下式：

A3=1.4×Rx+1.4×Ry+（R左前+Rz+R右后）/3 （3）

選取懸置元件的剛度參數(shù)作為優(yōu)化變量，取值范圍為其初始值的±50%，限制上裝運動幅值不宜過大，利用序列二次規(guī)劃算法（SQP）進行優(yōu)化計算。

優(yōu)化后的各懸置元件的剛度：在滿載狀態(tài)下，各懸置點的最優(yōu)剛度由前至后依次為76.44N/mm、152.55N/mm、199.34N/mm和72.2N/mm；在3/4載荷狀態(tài)下，依次為53.98N/mm、75N/mm、175.56N/mm和55.33N/mm；在半載狀態(tài)下，依次為34.08N/mm、45.09N/mm、91.93N/mm和30.43N/mm。

優(yōu)化后上裝振動水平在滿載狀態(tài)為2201.2mm/s2，在在3/4載荷狀態(tài)為2155.9mm/s2，半載狀態(tài)為1956.8mm/s2；駕駛室平順性評價函數(shù)在滿載狀態(tài)為4884.8mm/s2，在3/4載荷狀態(tài)為3643.0mm/s2，在半載狀態(tài)為1439.9mm/s2。

3.3上裝振動水平對駕駛室平順性的影響

根據(jù)上述優(yōu)化結(jié)果及初始狀態(tài)下上裝振動水平與駕駛室平順性評價函數(shù)的結(jié)果，可以看出隨著上裝振動水平的降低，駕駛室振動水平也降低，其平順性有所提高。而在不同載荷狀態(tài)下這種影響趨勢并未改變，而且隨著上裝載荷的降低，其振動水平的降低所帶來的駕駛室振動水平降低的幅度也在增大。

4 總結(jié)

本文通過建立整車多體動力學(xué)模型，在分析車輛載荷的基礎(chǔ)上，對不同載荷下上裝振動水平對駕駛室平順性的影響進行分析。發(fā)現(xiàn)上裝載荷較大的情況下，上裝振動水平對駕駛室平順性有明顯影響，而且隨著上裝振動水平的降低，其對駕駛室的影響也降低，在一定程度上提高了駕駛室平順性，而且隨著上裝載荷的降低，其振動水平的降低所帶來的駕駛室振動水平降低的幅度也在增大。

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