劉歡 1 李韶華 1，? 張培強(qiáng)

（1.石家莊鐵道大學(xué)省部共建交通工程結(jié)構(gòu)力學(xué)行為與系統(tǒng)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，石家莊 050043）

（2.石家莊鐵道大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，石家莊 050043）

前言

基于ADAMS等軟件的虛擬樣機(jī)技術(shù)發(fā)展，通過(guò)整車建模及動(dòng)力學(xué)仿真可以使設(shè)計(jì)人員在設(shè)計(jì)之初就對(duì)車輛性能全面分析和優(yōu)化，使之能縮短開發(fā)周期、降低成本［1］.特種車輛因其特殊性，經(jīng)常行駛于具有障礙路面的越野環(huán)境中，因此研究特種車輛通過(guò)障礙路面時(shí)的動(dòng)態(tài)性能，并設(shè)計(jì)優(yōu)化方案，不僅可以提高車輛平順性、減小人員健康隱患［2］，而且可以提高作戰(zhàn)能力.

目前，對(duì)于車輛行駛平順性的研究，正在從隨機(jī)路面、勻速直線行駛工況擴(kuò)展到凸臺(tái)、凹坑、變速等越野極限工況；研究對(duì)象也從汽車本身擴(kuò)展到特種車輛.董明明［3］建立了8×8越野車模型，利用遺傳算法對(duì)懸架剛度和阻尼進(jìn)行了匹配優(yōu)化，有效提高了越野車輛的平順性；秦偉［4］建立了某車載火箭炮車輛模型，對(duì)該車通過(guò)垂直路障、壕溝進(jìn)行了計(jì)算，通過(guò)仿真分析研究了該車的越障能力；程康［5］建立了某越野車剛?cè)狁詈夏Ｐ?，?duì)該車平順性進(jìn)行了仿真分析評(píng)分評(píng)價(jià)，并研究了越野車通過(guò)垂直臺(tái)階、陡坡路面時(shí)的動(dòng)力學(xué)性能；王欽龍［6］建立了某型6×6輪式越野車輛多剛體動(dòng)力學(xué)模型，分析了其振動(dòng)固有特性和頻響特性，并利用多剛體動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行了隨機(jī)路面勻速行駛的動(dòng)力學(xué)仿真.謝潤(rùn)［7］建立了某火炮特種車輛，進(jìn)行了不同隨機(jī)路面工況下車輛和炮管發(fā)射時(shí)的動(dòng)態(tài)性能研究.洪劉生［8］以改善某輕型越野車平順性為目的，建立路面-車輛動(dòng)力學(xué)模型，將響應(yīng)面法、神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型、克里格方法應(yīng)用到近似建模中，應(yīng)用多目標(biāo)粒子群優(yōu)化算法對(duì)懸架系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化.但是以上研究主要關(guān)注車輛本身的動(dòng)力學(xué)性能，對(duì)于炮管的振動(dòng)沖擊進(jìn)行分析的文獻(xiàn)，尚不多見.

本文利用ADAMS軟件建立了具有雙橫臂獨(dú)立懸架、柔性炮管的剛?cè)狁詈咸胤N車輛模型，并與帶有剛性炮管的整車進(jìn)行對(duì)比分析.考慮通過(guò)障礙的能力不同，計(jì)算了該整車模型通過(guò)凸臺(tái)障礙路面的極限高度，并建立了不同參數(shù)的凸臺(tái)障礙路面，研究了特種車輛的越障行駛動(dòng)力學(xué)性能.最后通過(guò)懸架參數(shù)的優(yōu)化，提高了整車在障礙路面下的平順性.研究結(jié)果可為特種車輛研發(fā)提供理論依據(jù).

1 特種車輛剛?cè)狁詈夏Ｐ偷慕?/h2>

利用ADAMS/Car軟件建立特種車輛整車模型，考慮到建模過(guò)程的便捷性，充分利用樣板模型進(jìn)行修改.為提高整車模型的準(zhǔn)確性，對(duì)彈性變形大的炮管進(jìn)行柔性化處理.

1.1 雙橫臂獨(dú)立懸架模型的建立

懸架是車身與輪胎之間力傳遞的橋梁，可以緩沖不平路面?zhèn)鹘o車架和車身的沖擊力，減小由此引起的振動(dòng)，保證車輛平順行駛［9］.雙橫臂懸架具有橫向剛度大，抗側(cè)傾性能優(yōu)異，抓地性能好.適合于運(yùn)動(dòng)速度快、重量大、行駛環(huán)境惡劣的軍用特種車輛［8］.因此本文利用ADAMS軟件中的雙橫臂獨(dú)立懸架樣板，根據(jù)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)依次進(jìn)行硬點(diǎn)及方向、通訊器的修改匹配［10］.建立的雙橫臂懸架模板如圖1所示，從左到右依次為前懸架、中懸架、后懸架.

圖1 雙橫臂獨(dú)立懸架Fig.1 Double wishbone independent suspension

1.2 柔性炮管的建立

在ADAMS/Flex中用有限元法處理柔性多體動(dòng)力學(xué)，將柔性體用離散化的若干個(gè)單元的有限個(gè)節(jié)點(diǎn)自由度來(lái)表示物體的無(wú)限多個(gè)自由度.這些單元的彈性變形可近似用少量模態(tài)線性組合表示［11］.本文首先生成炮管.MNF中性文件，導(dǎo)入ADAMS/Car并替換剛性炮管，并利用BUISHING建立剛體、柔體之間的連接.

對(duì)于實(shí)際工程有意義的模態(tài)多為低頻部分，因此選取炮管前20階低頻模態(tài)計(jì)算響應(yīng)，并根據(jù)各階模態(tài)質(zhì)量、慣矩在總模態(tài)所占份額，將1-6階剛性模態(tài)失效.最終用于計(jì)算分析的模態(tài)、頻率如表1所示.

表1 被激活的炮管模態(tài)階數(shù)與頻率Table1 Modal order and frequency of the activated barrel

1.3 整車模型的建立

利用模板依次建立各個(gè)子系統(tǒng)，即可組裝剛?cè)狁詈险嚹Ｐ?，如圖2所示.整車質(zhì)量取為1.5×104kg，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量取為Ixx：1.3×1010，Iyy：4.42×1010，Izz：3.72×1010（kg·mm2）.

圖2 組裝后的剛?cè)狁詈险嚹Ｐ虵ig.2 Rigid-flexiblecoupled vehicleafter assembling

1.4 剛?cè)狁詈辖?duì)炮管響應(yīng)的影響

考慮到特種車輛惡劣行駛環(huán)境，利用輪廓生成器（Road-Profile Generation）來(lái)生成了B級(jí)隨機(jī)路面，如圖3所示.

圖3 B級(jí)隨機(jī)路面的生成Fig.3 Generation of Class BRandom Pavement

為了進(jìn)行對(duì)比，另外建立了帶剛性炮管的整車模型.使剛性車和剛?cè)狁詈险嚪謩e以30km/h速度勻速通過(guò)前面生成的B級(jí)隨機(jī)路面，得到兩種炮管的炮口垂向和水平方向位移、速度、角速度，如圖4所示.從圖4可以看出：

圖4 剛、柔炮管響應(yīng)曲線對(duì)比Fig.4 Comparison of Response Curves of Rigid and Flexible Gun Barrels

（1）在整個(gè)行駛過(guò)程中，炮口垂向位移、速度的幅值要小于炮口水平方向上位移、速度幅值.這是由于在隨機(jī)路面工況下，左右輪受力不均勻，導(dǎo)致車身不穩(wěn)定，進(jìn)而傳遞給炮管.

（2）在整個(gè)行駛過(guò)程中，柔性炮管炮口垂向及方向上的位移、速度、角速度等參量較剛性炮管炮口的響應(yīng)較明顯，且波動(dòng)相對(duì)于剛性炮管較劇烈.原因是柔性化炮管振動(dòng)不僅受路面影響，而且柔性化炮管的離散單元在整個(gè)仿真過(guò)程中受自身彈性變形影響，而剛性炮管更多的是作為車身的部件，僅由路面狀況決定.

（3）同工況下行駛時(shí)，柔性炮管的振動(dòng)頻率較大，且與剛性炮管振動(dòng)頻率成倍數(shù)關(guān)系.說(shuō)明在分析炮管動(dòng)態(tài)性能時(shí)，柔性化的模型對(duì)測(cè)試結(jié)果影響明顯，炮管彈性變形不可忽視.

綜上分析得出，炮管的彈性變形對(duì)炮口垂直方向參量（線位移、線速度、角速度）、炮口的水平方向參量（線位移、線速度、角速度）影響顯著.因此帶有柔性炮管的剛?cè)狁詈险囋谛旭傊信诳诘膭?dòng)態(tài)性能更符合實(shí)車動(dòng)態(tài)性能，其建模精度更高.

2 障礙路面下整車的行駛動(dòng)力學(xué)

車輛行駛時(shí)，對(duì)路面不平度的隔振特性，稱為車輛的行駛平順性.行駛在惡劣路面環(huán)境時(shí)，路面的不平會(huì)激起整車的振動(dòng)［12］，振動(dòng)達(dá)到一定程度時(shí)，會(huì)對(duì)車輛產(chǎn)生很大的沖擊，不僅影響駕駛員的乘坐舒適性和射擊時(shí)的精度，而且會(huì)縮短車輛的使用壽命.下面通過(guò)建立障礙路面來(lái)分析整車的動(dòng)態(tài)響應(yīng).

2.1 垂直凸臺(tái)障礙路面極限高度的確定

車輛超越垂直凸臺(tái)障礙的能力主要取決其所能克服的垂直障礙的極限高度h.整車模型在前輪剛接觸凸臺(tái)障礙時(shí)的狀態(tài)圖和受力圖，如圖5、圖6所示.

圖5 前輪駛?cè)霑r(shí)狀態(tài)圖Fig.5 Statediagram when thefront wheel drivesin

圖6 前輪駛?cè)霑r(shí)受力圖Fig.6 Force diagramwhen thefront wheel drivesin

整車垂直方向、水平方向的力平衡方程式以及前軸的力矩平衡方程式：

其中，N1、N2分別為地面對(duì)前、后車輪的反作用力，uN1、uN2分別為前、后車輪與地面接觸點(diǎn)處的推力，u取0.8，m為整車重量，α為前輪上的反作用力與水平面的夾角，h為垂直臺(tái)階的高度，h0為車重心到車軸平面的垂直距離，a為前軸至車重心的水平距離，r為車輪半徑，l為前后車軸距.具體參數(shù)如表2所示.

表2 整車參數(shù)Table 2 Vehicle Parameters

由式（1）可解得h的極限高度為330mm.因此下面仿真試驗(yàn)時(shí)所建立的凸臺(tái)障礙高度應(yīng)在330mm以下.

2.2 通過(guò)凸臺(tái)障礙路面時(shí)特種車輛動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析

通過(guò)凸臺(tái)障礙路面時(shí)，如果車速過(guò)高，容易造成整車跳動(dòng)和偏移，引起較大的測(cè)量誤差，因此速度不宜過(guò)高.車輛以20km/h速度，雙側(cè)六輪通過(guò)高100mm垂直凸臺(tái)時(shí)，整車和炮管的垂向加速度、側(cè)向加速度、橫擺角速度，如圖7～圖9所示.由圖7可知，在行駛到3.5s時(shí)，整車開始接觸垂直凸臺(tái)障礙，此時(shí)整個(gè)系統(tǒng)的垂向加速度發(fā)生突變，整車質(zhì)心垂向加速度突變?yōu)?.5g，炮管突變?yōu)?.5g，且在整個(gè)障礙路面沖擊作用下，整車質(zhì)心垂向加速度峰值為1.5g，炮管為4g，相差三倍多.這是由于柔性炮管的彈性變形，導(dǎo)致其垂向加速度大于整車質(zhì)心垂向加速度.當(dāng)通過(guò)凸臺(tái)后，垂向加速度均能快速穩(wěn)定下來(lái).且從圖8可知，在整個(gè)障礙路面行駛過(guò)程中，整車和炮管側(cè)向加速度峰值僅為0.02g、0.05g，側(cè)向加速度在障礙路面下均不大.說(shuō)明整車在遇到障礙路面時(shí)受到的垂向沖擊較大，但其行駛中仍具有較好的穩(wěn)定性.

圖7 垂向加速度Fig.Vertical acceleration

圖8 側(cè)向加速度Fig.Lateral acceleration

圖9 橫擺角速度Fig.Yaw rate

由圖9可知，在駛?cè)胝系K路面時(shí)，炮管的橫擺角速度無(wú)論是大小范圍還是波動(dòng)情況均明顯大于整車質(zhì)心，炮管的橫擺角速度在此障礙路面行駛中的峰值為25deg/sec；在駛出障礙路面時(shí)，兩者的橫擺角速度均能夠快速穩(wěn)定下來(lái).這是因?yàn)檎嚲哂休^好的越障能力，而炮管作為大長(zhǎng)徑比的彈性部件，其通過(guò)沖擊路面時(shí)，橫擺運(yùn)動(dòng)相對(duì)較為劇烈.

2.3 工況參數(shù)對(duì)整車行駛動(dòng)力學(xué)的影響

2.3.1 車速的影響

設(shè)置路面的凸臺(tái)障礙高度為200mm，車輛分別以20km/h、30km/h、40km/h速度勻速通過(guò)凸臺(tái)障礙，計(jì)算得到整車和炮管的垂向、側(cè)向加速度，如圖10所示.由圖10（a）可知，整車以不同速度通過(guò)障礙路面時(shí)，垂向加速度均發(fā)生突變，其峰值分別為1.2g、3.5g、5g.同時(shí)由圖10（c）可知，炮管的垂向加速度峰值在不同速度下分別為5g、5.5g、6g，三種速度下差距不大，且均大于整車質(zhì)心的垂向加速度.整車和炮管在低速通過(guò)障礙路面后垂向加速度均能夠快速穩(wěn)定下來(lái).由圖10（b）和11（d）可知，三種速度下整車的側(cè)向加速度最大峰值僅為0.1g，炮管的峰值最大值為0.7g.

圖10 不同速度下整車和炮管動(dòng)力學(xué)響應(yīng)Fig10 Dynamic responseof vehicleand barrel at different speeds

可見，隨著速度的增大，整車通過(guò)凸臺(tái)障礙路面時(shí)，受到的沖擊性會(huì)變大，炮管的垂向振動(dòng)會(huì)加劇.但車速低于一定速度通過(guò)凸臺(tái)路面時(shí)，車輛的穩(wěn)定性較好.因此，當(dāng)通過(guò)凸臺(tái)路面時(shí)，應(yīng)適當(dāng)降低車速，以減少路面對(duì)車輛的沖擊，減小炮管的振動(dòng)，提高車輛的行駛平順性和安全性.

2.3.2 凸臺(tái)高度的影響

車輛以30km/h速度，分別通過(guò)100mm、200mm、300mm高度的凸臺(tái)障礙路面，計(jì)算得到的整車和炮管垂向、側(cè)向加速度，如圖11所示.由圖11（a）可知，整車以同一速度通過(guò)不同高度的凸臺(tái)路面時(shí)，垂向加速度均發(fā)生突變，其峰值分別為1.5g、3.5g、4g.同時(shí)由圖11（c）可知，炮管的垂向加速度峰值在不同凸臺(tái)高度下分別為5g、7g、10g，均大于整車質(zhì)心的垂向加速度.整車和炮管在通過(guò)障礙路面后，垂向加速度均能夠快速穩(wěn)定下來(lái).由圖11（b）和11（d）可知，100mm、200mm障礙高度下，整車和炮管的側(cè)向加速度不大，而通過(guò)300mm障礙高度時(shí)，整車側(cè)向加速度峰值突變?yōu)?.45g，炮管峰值突變?yōu)?g.

綜合分析可知，隨著凸臺(tái)障礙高度的增大，整車通過(guò)凸臺(tái)路面時(shí)，受到的沖擊會(huì)變大，炮管的垂向振動(dòng)會(huì)加劇.當(dāng)凸臺(tái)高度為300mm，接近極限高度時(shí)，車輛的穩(wěn)定性開始變差.因此，在通過(guò)較高凸臺(tái)障礙時(shí)，應(yīng)低速謹(jǐn)慎駕駛，以防止較大的沖擊對(duì)整車的安全性、穩(wěn)定性造成影響.

2.3.3 單側(cè)車輪、雙側(cè)車輪駛過(guò)障礙的影響

設(shè)置車速20km/h，凸臺(tái)高度200mm，使車輛分別以左側(cè)單側(cè)車輪和左右雙側(cè)車輪通過(guò)凸臺(tái)障礙路面，兩種情況下的整車和炮管響應(yīng)，如圖12所示.由圖12（a）可知，以同一速度通過(guò)同一高度的障礙路面時(shí)，當(dāng)雙輪同時(shí)駛過(guò)時(shí)整車垂向加速度峰值為3g，而單輪通過(guò)時(shí)峰值僅為1.5g，減小了50%.而由圖12（c）可知，炮管的垂向加速度峰值在單、雙輪通過(guò)時(shí)分別為5g、5.2g，相差不大，但均大于整車質(zhì)心的垂向加速度.在通過(guò)障礙路面后，整車和炮管垂向加速度，均能夠快速穩(wěn)定下來(lái).由圖12（b）和圖11（d）可知，整車的側(cè)向加速度，在雙側(cè)輪通過(guò)障礙時(shí)峰值僅為0.05g，而單側(cè)輪峰值高達(dá)1g.炮管的側(cè)向加速度，當(dāng)雙側(cè)輪通過(guò)時(shí)峰值為0.5g，單輪峰值高達(dá)4g，相差8倍.

圖11 不同凸臺(tái)高度下整車和炮管動(dòng)力學(xué)響應(yīng)Fig.11 Dynamic response of vehicle and barrel at different obstacle heights

圖12 單側(cè)輪、雙側(cè)輪通過(guò)凸臺(tái)障礙路面時(shí)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)Fig.12 Dynamic response of single wheel and double wheel passing through convex obstacle Road

因此，在車速和凸臺(tái)高度相同的情況下，單側(cè)輪通過(guò)凸臺(tái)時(shí)整車受到的沖擊性遠(yuǎn)大于雙側(cè)輪，但對(duì)于炮管的垂向振動(dòng)影響不大，且單側(cè)輪通過(guò)時(shí)車輛的穩(wěn)定性會(huì)變差.所以，在通過(guò)障礙路面時(shí)，以單側(cè)輪駛?cè)肟梢詼p小路面對(duì)整車沖擊，以雙側(cè)輪駛?cè)肟梢蕴岣咝旭偡€(wěn)定性，減小炮管的水平方向振動(dòng).

3 懸架的優(yōu)化設(shè)計(jì)

在優(yōu)化過(guò)程中使用的是ADAMSInsight模塊，該模塊可以進(jìn)行分組實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)，通過(guò)篩選試驗(yàn)將最靈敏的參數(shù)選出，從而得到優(yōu)化結(jié)果.

3.1 優(yōu)化目標(biāo)和參數(shù)選擇

研究障礙路面下整車平順性的主要目的是使整車在各種工況下的垂向振動(dòng)處在合理范圍.選取整車在20km/h速度通過(guò)高度100mm的垂直凸臺(tái)障礙路面時(shí)的垂向加速度為目標(biāo)函數(shù)，并使之最小.選取前中后懸架彈簧的剛度、減振器阻尼這六個(gè)懸架物理特性參數(shù)作為待優(yōu)化參數(shù).設(shè)定各優(yōu)化參數(shù)在整車允許條件下的變化范圍如下；

0.9K≤K≤1.1K

0.9C≤C≤1.1C

3.2 優(yōu)化結(jié)果分析

ADAMSInsight模塊可以進(jìn)行分組實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)，通過(guò)篩選試驗(yàn)將最靈敏的參數(shù)選出，從而得到優(yōu)化結(jié)果.本節(jié)在Insight軟件中生成64種試驗(yàn)組合，運(yùn)行后返回ADAMS/Car主頁(yè)面依次仿真.通過(guò)優(yōu)化過(guò)程，可顯示出各優(yōu)化參數(shù)對(duì)目標(biāo)的影響情況，如圖13所示.由圖13可知：對(duì)垂向加速度的影響大小依次為中懸架剛度、后懸架剛度、前懸架剛度、前懸架阻尼；中懸架對(duì)目標(biāo)值垂向加速度是正影響，后懸架是負(fù)影響.

圖13 各變量對(duì)目標(biāo)的影響大小Fig13 Impact of each variableon thetarget

根據(jù)影響目標(biāo)值的大小對(duì)原懸架剛度和阻尼進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化前后參數(shù)如表3所示.在ADAMS/car中對(duì)剛度、阻尼特性文件進(jìn)行修改，依次替換原剛度、阻尼特性文件，對(duì)優(yōu)化后的車輛動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行重新仿真計(jì)算.仍以20km/h速度通過(guò)高度100mm的凸臺(tái)障礙為例，得到優(yōu)化后的整車和炮管的垂向加速度，并與優(yōu)化前進(jìn)行對(duì)比，如圖14所示.

表3 優(yōu)化前后設(shè)計(jì)變量的對(duì)比Table 3 Comparison of design variables before and after optimization

圖14 優(yōu)化前后整車和炮管垂向加速度對(duì)比Fig.14 Comparison of vertical acceleration of vehicle and barrel beforeand after optimization

由圖14可知，優(yōu)化前整車通過(guò)障礙路面時(shí)的垂向加速度峰值為1.5g，優(yōu)化后為1.2g，減小了20%；優(yōu)化前炮管垂向加速度峰值為4g，優(yōu)化后為3.5g，減小了12.5%.由此可知，經(jīng)過(guò)懸架優(yōu)化后，車輛和炮管垂向加速度峰值均明顯減小，車輛通過(guò)凸臺(tái)障礙時(shí)的平順性得到有效提高.

4 結(jié)論

建立了帶有柔性炮管的剛?cè)狁詈咸胤N車輛動(dòng)力學(xué)模型，仿真了整車和炮管在含凸臺(tái)障礙路面下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，分析了工況參數(shù)對(duì)整車和炮管動(dòng)態(tài)性能的影響，并通過(guò)ADAMS/Insight和ADAMS/Car的聯(lián)合仿真，以平順性為目標(biāo)對(duì)懸架參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化.研究結(jié)果表明：

（1）炮管彈性變形對(duì)車輛和炮管響應(yīng)的影響不容忽視，有必要考慮炮管柔性建立剛?cè)狁詈宪囕v模型，以提高仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性.

（2）該特種車輛駛過(guò)含凸臺(tái)障礙路面時(shí)會(huì)受到較大的沖擊，但具有較好的穩(wěn)定性，且在各種工況下炮管的垂向振動(dòng)都比車體振動(dòng)更加劇烈.

（3）適當(dāng)降低車速可以減少障礙對(duì)車輛的沖擊、從而減小炮管的振動(dòng)，有利于提高車輛平順性；凸臺(tái)高度越大，對(duì)車輛的沖擊越大，會(huì)影響整車的安全性和穩(wěn)定性；單側(cè)輪通過(guò)障礙可以減小路面對(duì)整車沖擊，雙側(cè)輪通過(guò)障礙可以提高車輛穩(wěn)定性，同時(shí)減小炮管的振動(dòng).

（4）懸架參數(shù)優(yōu)化后，整車垂向加速度峰值減小20%，炮管垂向加速度峰值減小12.5%，可有效改善車輛通過(guò)障礙路面時(shí)的平順性.