車輛電控空氣懸掛結構優化模型與優化設計方法研究

雷強順， 彭友余， 汪國勝， 王超， 宋慧新

(中國北方車輛研究所 底盤技術部, 北京 100072)

0 引言

相關研究與試驗表明：安裝電控空氣懸掛系統(ECASS)的輪式車輛或履帶車輛,其越野速度可提高2～3倍,明顯加快部隊的作戰節奏，顯著提高平臺穩定性、越野行駛時的操控性能,從而使武器發射地點更為靈活,并顯著提高武器系統的射擊精度；安裝ECASS能夠顯著吸收沖擊和震動能量,大幅度減小車輛的相對運動和振動，從而顯著提高可靠性,提高乘員工作效率以及車輛裝載能力和燃油經濟性等[1-4]。鑒于ECASS的優越性能，國內學者開展了相關研究[5-6]。但前期研究表明，按照原有的電控空氣懸掛結構參數進行分析，懸掛剛度曲線并不理想(見圖1)，導致車輛姿態不一、調節困難并易產生懸掛擊穿與脫帶現象[5-6]，難以滿足相關車輛的行動系統設計要求，因此必須對懸掛結構參數進行優化。

顯然，優化設計的前提是有一個明確的優化目標模型與相應的評價方法或評價模型。國內外對于車輛懸掛系統的優化研究主要集中在兩個方面：一是以提高車輛行駛平順性為目的的懸掛剛度與阻尼系數優化[7-9]；二是以提高輪式車輛操穩性為目的的懸掛結構參數優化[7,10-11]。對于車輛平順性評價方法，國內外學者進行了大量研究，提出了很多平順性評價方法與評價標準[11-16]，最典型的是國際ISO標準[14-15]、美國陸軍試驗規程[16]、我國國家軍用標準《裝甲車輛野外振動試驗規程》[17]等。但是這些評價方法主要是針對輪式車輛，且均是在試驗數據的基礎上進行的。到目前為止，在設計階段還沒有一個公認、統一、系統、與履帶車輛行駛平順性相關的懸掛設計標準或規則，國內外相關的評價指標體系與評價方法仍處于空白。

本文針對文獻[5-6]中所述的電控空氣懸掛結構設計過程中遇到的問題，在分析電控空氣懸掛特性指標、影響因素、約束條件基礎上建立了電控空氣懸掛結構及參數優化的目標模型，并對其結構及參數進行了優化設計研究，提出了系統的電控空氣懸掛結構優化規則與懸掛特性評價方法。

1 電控空氣懸掛結構及優化參數范圍

電控空氣懸掛機構簡圖如圖2所示，空氣彈簧結構簡圖如圖3所示。圖2和圖3中以及電控空氣懸掛相關尺寸幾何意義見表1和表2，其中活塞桿中空內腔直徑dpr,i、長度h、活塞桿外徑dpr,o、空氣彈簧內徑das,i、空氣彈簧外徑das,o等需要優化的電控空氣懸掛相關參數含義及尺寸范圍見圖3和表2.

表1 電控空氣懸掛結構參數表

表2 電控空氣懸掛結構優化參數及尺寸范圍表

2 電控空氣懸掛特性及評價指標

單個懸掛特性要求是在保證滿足總體結構參數與設計要求情況下，使懸掛剛度曲線形狀合理，懸掛的緩沖能力、減振設計與平衡肘受力效果均達到近似理想狀態。懸掛特性可以用以下4個評價指標來表達。

2.1 總緩沖勢量及總比位能

總緩沖勢量E可由(1)式表達：

(1)

式中：pi為空氣彈簧初始充氣壓力；Vi為空氣彈簧初始充氣時的氣體體積；V為任意位置時空氣彈簧內的壓縮氣體體積；Av為空氣彈簧活塞桿有效面積；s、ss和sd分別為空氣彈簧活塞行程、靜行程、動行程；τ為壓縮氣體的多變指數，τ=1.25.

總比位能[17]概念是針對整車的緩沖能力提出的，一般認為，其值越大，懸掛緩沖能力越強，懸掛發生懸掛擊穿的概率越小。對于裝備空氣彈簧的單個懸掛系統，總比位能λt為動比位能λd與靜比位能λs之和，λd、λs可分別通過(2)式、(3)式計算如下：

(2)

(3)

式中:Gk為第k個懸掛簧上質量；Fas,k為第k個懸掛空氣彈簧彈性支撐力。

2.2 垂直振動周期

文獻[18]與實車試驗實踐均表明，坦克裝甲車輛振動頻率越低，振幅越小，振動加速度和速度越小，則坦克裝甲車輛行駛的平穩性就越好。為此要求懸掛平均剛度要適當小一些(即懸掛稍軟一些)，z向垂直線振動周期Tz和繞橫軸y的縱向角振動周期Ty要適當大一些。垂直振動周期可由(4)式估計：

(4)

式中：m為整車簧上質量；Kk為第k個懸掛的垂直剛度；n為輪對數。

在行動總體參數沒有確定情況下，對于單個懸掛的設計，垂直振動周期可采用(5)式估計：

(5)

式中：mk為需要優化計算的第k個懸掛所承擔的負載質量。

由負重輪作用于平衡肘的支撐力Frb、空氣彈簧彈性支撐力Fas、平衡肘與車體之間的作用力Fbb關系，可推導電控空氣懸掛單個懸掛裝置的剛度K[6]為

(6)

式中：pi和Vi分別為初始安裝狀態下空氣彈簧內的壓力與容積；ps和Vs分別為靜平衡狀態下空氣彈簧內的壓力與容積；f為懸掛行程；

(7)

(8)

(9)

(10)

2.3 縱向角振動周期

縱向角振動周期Ty可由(11)式估計：

(11)

對于特定裝甲車輛，在車體質量與尺寸確定情況下，輪系布置變化不大，因此縱向角振動周期Ty變化不大，可優化的空間較小，在單個懸掛設計階段可不予考慮。

2.4 空氣彈簧作用于平衡肘的傳動角

除懸掛緩沖性能外，平衡肘受力效果對平衡肘自身及軸承壽命有較大影響。空氣彈簧作用于平衡肘的傳動角δ[6]越大，平衡肘受力效果越好。為考察空氣彈簧彈性支撐力作用效果與平衡肘的受力效果，需要考察空氣彈簧彈性支撐力Fas作用于平衡肘的傳動角。

由圖2所示幾何關系可知Fas作用于平衡肘的傳動角為

δ=β-ε，

(12)

式中：ε為OB力作用線與水平面的夾角，

ε=αtan(YB/XB),

(13)

XB和YB為B點坐標。

由于平衡肘工作在靜平衡狀態的工作概率最高，且在動行程末端其受力最惡劣，在這兩種狀態下靜傳動角δs與動傳動角δd均要考慮。

3 單個懸掛特性的結構影響因素

3.1 平衡肘長度

平衡肘長度Lb影響到懸掛的動行程、靜行程、懸掛空氣彈簧的內部壓強及懸掛剛度特性。增加平衡肘長度有利于避免懸掛零件之間的干涉，并改變空氣彈簧的工作傳動角δ.

如圖4所示，當XC=210 mm，YC=330 mm，das,i=56 mm，l=85 mm，r=50 mm，h=0 mm,Lb=400 mm時，在動行程的末端f=430 mm附近出現壓縮空氣體積V<0的情況，表明活塞已抵達缸筒底部且發生了嚴重干涉。

如圖5和圖6所示，當XC=210 mm，YC=330 mm，das,i=56 mm，l=85 mm，r=50 mm，h=0 mm，Lb=420 mm時，在動行程的末端雖然沒有發生干涉，但是由于懸掛在較短動行程內的空氣彈簧壓縮量較大，導致懸掛支撐力(實際為負重輪作用于平衡肘的力Frb)懸掛等效剛度Ke發生較大變化。顯然，這些情況對懸掛工作是不允許的。

從圖4～圖6可以看出，平衡肘長度對懸掛干涉及剛度特性影響確實較大。

3.2 彈簧上、下支點位置參數

如圖2所示，增加XC、YC或減小l、r，可減小空氣彈簧傾斜角度，有利于改善懸掛的受力效果。由于上支點距平衡肘在車體上的安裝點豎直距離YC受整個履帶環高度限制，不能增加太多。

3.3 空氣彈簧內徑與活塞桿中空內腔直徑及深度

當空氣彈簧內徑das,i=56 mm、其他參數在表2中的范圍內進行優化時，都會在動行程末端出現壓力超過密封壓力限值(40 MPa)的情況(見圖7)。因此，為避免彈簧在懸掛動行程末端內部壓力太大，根本的解決方法就是增大彈簧體積(內徑或深度)。由于增大直徑受車體側向布置空間限制，空氣彈簧內徑das,i不宜增加太多。為此，ECASS采取了中空活塞桿增加壓縮空氣體積的方案，其相應的參數有活塞桿中空內腔直徑dpr,i及長度h.

4 約束條件

在優化過程中發現：如果改變上支點位置，則會使彈簧行程減小，并會導致內部干涉；其次，平衡肘受力效果、懸掛特性也不會達到最優。因此，在對整個懸掛結構綜合優化之前，有必要分析約束條件。

4.1 彈簧與平衡肘大頭不干涉約束

如圖8所示，在下限位或初始安裝位置，空氣彈簧缸筒外表面與電磁致動器相切，過電磁致動器中心作空氣彈簧中心線的垂線，其垂足為Q，則OC與垂直線的夾角為

θ=αtan(XC/YC),

(14)

CQ與垂直線的夾角為

(15)

式中：da,o為電磁致動器外徑。則彈簧與平衡肘大頭不干涉約束為

ψ-θ>0°.

(16)

4.2 彈簧動、靜行程約束

如圖3所示的空氣彈簧內部結構，在懸掛處于最大動行程(對應上限位)狀態下，活塞端面幾乎抵至氣缸底部，設上安裝軸與氣缸底部距離為Lb,ua，氣缸口密封寬度為We,s，上安裝軸與氣缸口距離為Lua,e，活塞桿有效長度為Lpr，氣缸活塞寬度為Wp，此時空氣彈簧長度(上、下安裝軸距離)為Las. 為避免活塞與氣缸底部發生硬性碰撞(活塞端面至氣缸底部距離不小于Δs=10 mm)，其對應的動行程約束條件為

Las,u+Lb,ua-Lpr≥Δs,

(17)

式中：Las,u為空氣彈簧在上限位置時上、下安裝軸之間的距離。

當空氣彈簧處于自由充氣狀態下，平衡肘處于下限位，此時活塞相對氣缸的位置如圖8所示。為使活塞保持一定的導向長度，活塞右端面與氣缸口的距離必須大于活塞長度，此時靜行程約束為

(Lpr-Wp)-(Las,d-Lua,e+We,s)≥Δs,

(18)

式中：Las,d為空氣彈簧在下限位置時上、下安裝軸之間的距離。

4.3 彈簧內部壓力約束

當平衡肘處于上限位狀態下彈簧內部壓力才達到最大時，由于國內液壓動密封當前能達到40 MPa，彈簧內部壓力約束為

pd≤[pd]=40 MPa.

(19)

4.4 懸掛剛度

文獻[6]中的研究表明，如果結構設計得不好，則會出現圖1中剛度特性曲線所示的下凹現象，導致姿態不一，為此必須對剛度曲線形狀加以限制。避免這種現象出現的約束條件為

(20)

對于如圖1所示的擺動缸式空氣彈簧懸掛剛度特性曲線，其只能有一個上凹處。此時，(20)式所示的條件可簡化為

minK>0.

(21)

綜合上述各約束條件，可得總約束條件為

(22)

5 懸掛結構綜合優化

5.1 電控空氣懸掛結構優化目標模型

根據前文分析的懸掛特性評價指標與約束條件，可建立電控空氣懸掛結構優化目標函數為

(23)

式中：ks、kd、kz和kδ分別為與各項評價指標對應的評價權數；[λs]、[λd]和[Tz]分別表示相應指標對應的閾值。根據表1所示的行動總體設計參數，可取[λs]=fs=130 mm，[λd]=fd=300 mm；根據文獻[17]，其垂直振動周期與角振動周期分別要求不低于1.0 s與1.6 s，可取[Tz]=1.0 s，[Ty]=1.6 s，對于單個懸掛的評價，可忽略Ty對應的評價項。

因此，(23)式與(22)式一起構成了電控空氣懸掛結構優化的目標數學模型。

采用反復試湊法進行驗算，發現當ks=0.5，kd=3，kz=1，kδ=1時，其對應的懸掛特性曲線基本達到上述要求。

5.2 電控空氣懸掛結構優化分析

按照上述目標模型、優化方法與圖9所示的步驟進行結構優化，優化結果見表3及圖10～圖15.

表3 優化后電控空氣懸掛結構參數表

從表3及圖10～圖15中可見，經過結構優化后的電控空氣懸掛避免了結構干涉，且總比位能λt=607.1 mm與動比位能λd=489.2 mm均超過設計要求，懸掛具有較強的緩沖能力，在承擔對應的靜態質量載荷下，其靜態振動周期Tz=1.1 s，剛度特性曲線非常理想。無論緩沖可靠性還是減振性能均較好，滿足了前期懸掛設計與后期實車行駛的多方面要求。

6 結論

1)優化后的結構參數能滿足多重約束與多目標的行動系統設計要求，并使懸掛緩沖性能與平衡肘受力效果達到比較理想狀態。

2)電控空氣懸掛結構優化目標模型合理、科學，體現了前期懸掛設計與后期實車行駛的多方面要求，解決了工程設計中的結構設計問題。

3)基于多重約束、最大緩沖勢能、振動周期與平衡肘傳動效果加權值最大化的多目標結構優化設計方法是有效、科學的，能指導基于ECASS懸掛的結構設計與擺動缸式油氣懸掛的設計。

4)由于電控空氣懸掛結構與一般履帶車輛懸掛結構類似，本文所述的懸掛結構優化目標模型適用帶平衡肘的履帶式裝甲車輛懸掛結構優化，具有較強的通用性。