close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Плавность хода автомобиля повышенной проходимости с комбинированным управлением упругодемпфирующими элементами системы подрессоривания

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
ПОДЗОРОВ Алексей Валерьевич
ПЛАВНОСТЬ ХОДА АВТОМОБИЛЯ ПОВЫШЕННОЙ
ПРОХОДИМОСТИ С КОМБИНИРОВАННЫМ УПРАВЛЕНИЕМ
УПРУГОДЕМПФИРУЮЩИМИ ЭЛЕМЕНТАМИ
СИСТЕМЫ ПОДРЕССОРИВАНИЯ
05.05.03 – Колесные и гусеничные машины
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Волгоград – 2015
Работа выполнена на кафедре «Автомобиле- и тракторостроение» федерального
государственного
бюджетного
образовательного
учреждения
высшего
профессионального образования «Волгоградский государственный технический
университет».
Научный руководитель
доктор технических наук, профессор
Ляшенко Михаил Вольфредович.
Официальные оппоненты:
Котиев Георгий Олегович,
доктор технических наук, профессор,
Московский государственный технический
университет имени Н.Э. Баумана,
кафедра «Колесные машины», заведующий;
Гапич Дмитрий Сергеевич,
кандидат технических наук, доцент,
Волгоградский государственный аграрный
университет, кафедра «Ремонт машин и
технология конструкционных материалов»,
заведующий.
Ведущая организация
Нижегородский государственный
технический университет им. Р.Е. Алексеева.
Защита состоится "05" июня 2015 г. в 12 00 часов на заседании диссертационного
совета Д 212.028.03, созданного на базе Волгоградского государственного технического
университета, по адресу: 400005, г. Волгоград, просп. им. В.И. Ленина, 28, ауд. 209.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке и на сайте Волгоградского
по
ссылке
государственного
технического
университета
www.vstu.ru
http://www.vstu.ru/nauka/dissertatsionnye-sovety/zaschita/podzorov-aleksei-valerevich.html.
Автореферат разослан "30" апреля 2015 г.
Ученый секретарь
диссертационного совета
Ляшенко Михаил Вольфредович
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность темы исследования, степень ее разработанности. Пассивные
системы подрессоривания (СП), в которых во время движения автотранспортного
средства (АТС) упругие и демпфирующие характеристики остаются неизменными,
являются наиболее распространенными в настоящее время. Это обусловлено сравнительно простой и надежной конструкцией таких СП, а также отсутствием потребности во внешнем источнике энергии. Однако потенциальные возможности таких
систем в удовлетворении растущих требований к плавности хода АТС, особенно
автомобилей повышенной проходимости, предназначенных для движения в
различных дорожных условиях, в том числе по бездорожью, весьма ограниченны и
практически достигли своего предела. В связи с этим пассивные СП сдерживают
дальнейшее повышение виброзащиты водителя, пассажиров, перевозимых грузов,
собственных агрегатов АТС и как следствие препятствуют росту эксплуатационных
скоростей его движения.
Поэтому совершенствование СП, заключающееся в управлении ее упругодемпфирующими элементами во время движения АТС с целью повышения плавности
его хода, является актуальной проблемой.
В работах, посвященных исследованию управляемых СП, приводятся некоторые
варианты их исполнения, а также различные алгоритмы управления упругими и демпфирующими элементами, однако в большинстве своем изменение характеристик указанных элементов рассматривается лишь в пределах ограниченного набора режимов и
условий движения реального АТС. В основном эффективность работы управляемой
СП оценивается по улучшению показателей плавности хода, и не всегда рассматривается ее влияние на другие эксплуатационные свойства АТС, прежде всего связанные с
безопасностью движения. Зачастую используются модели динамики АТС, не учитывающие пространственный характер движения тел, кинематику СП, особенности
взаимодействия колес с опорной поверхностью, инерционность системы управления
подвеской и т.п. Как правило, управление упругими и демпфирующими элементами
СП рассматривается отдельно, без анализа их совместной работы. Поэтому вопрос об
эффективности работы тех или иных управляемых СП остается открытым.
Целью работы является решение проблемы повышения плавности хода автомобиля повышенной проходимости (АПП) путем комбинированного управления
упругодемпфирующими элементами системы подрессоривания.
Для достижения данной цели в работе были поставлены следующие основные
задачи:
1) разработать математическую модель динамики АПП;
2) провести проверку адекватности математической модели динамики АПП
реальному объекту на основе результатов дорожных испытаний АТС с пассивной СП;
3) разработать математическую модель динамики управляемой гидропневматической рессоры (ГПР) в составе модели динамики АПП, учитывающую инерционность системы управления подвеской;
4) разработать алгоритм комбинированного управления упругодемпфирующими элементами СП, обеспечивающий значительное повышение плавности хода АПП;
5) с помощью разработанных моделей провести комплексную оценку эффективности работы управляемой СП по критериям плавности хода, управляемости и
устойчивости движения АТС с учетом инерционности системы управления подвеской.
Автор выражает благодарность доктору технических наук, старшему научному сотруднику
А.С. Горобцову за научное консультирование
4
Научная новизна заключается в следующем:
1. Разработан алгоритм комбинированного управления упругодемпфирующими
элементами системы подрессоривания АПП, обеспечивающий значительное повышение плавности его хода при сохранении управляемости и устойчивости движения, что
было доказано с помощью методов имитационного моделирования. Особенностью
алгоритма является одновременное управление упругими и демпфирующими свойствами системы подрессоривания с учетом воздействия кинематического и динамического возмущений в широком спектре режимов и условий движения АПП.
2. Показано влияние инерционности системы управления подвеской на эффективность работы управляемой по предлагаемому алгоритму системы подрессоривания, и на
этой основе сформулированы технические требования к реальным системам управления.
Практическая значимость работы заключается в том, что предлагаемый
алгоритм комбинированного управления упругодемпфирующими элементами СП,
расчетная схема ГПР, а также результаты моделирования динамики автомобиля могут
служить основой для создания относительно простых управляемых СП, позволяющих
существенно повысить плавность хода АПП.
Методы исследования. В диссертации используются численные методы моделирования нелинейных динамических систем, методы теоретической механики, в
частности, теории колебаний, программирования, а также дорожные испытания АПП
с помощью современной контрольно-измерительной аппаратуры.
Положения, выносимые на защиту:
1) математическая модель динамики АПП;
2) методика и результаты проверки адекватности математической модели
динамики АПП реальному объекту с пассивной СП;
3) математическая модель динамики управляемой ГПР;
4) алгоритм комбинированного управления упругодемпфирующими элементами системы подрессоривания АПП;
5) результаты моделирования динамики АПП с управляемой СП.
Достоверность и обоснованность научных положений, выводов и результатов
базируется на накопленном опыте использования апробированного программного
комплекса инвариантного моделирования динамики систем тел ФРУНД, в котором
проводились все расчетные исследования в рамках данной работы, а также на экспериментальной проверке результатов моделирования динамики АПП, реализованной в
ходе дорожных испытаний объекта-оригинала с пассивной СП.
Апробация результатов. Основные положения работы докладывались на ежегодных научных конференциях ВолгГТУ (46-я – 51-я конференции) кафедры «Автомобиле- и тракторостроение» (г. Волгоград, 2009 – 2014 гг.), ежегодных XIV – XVII
региональных конференциях молодых исследователей Волгоградской области
(г. Волгоград, 2009 – 2012 гг.), международной конференции «Прогресс транспортных средств и систем-2009» (г. Волгоград, 2009 г.).
Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в одиннадцати
научных работах, среди которых восемь статей и три тезиса научных докладов. Пять
статей опубликовано в журналах, входящих в «Перечень ведущих рецензируемых
научных журналов и изданий, рекомендуемых для публикации основных научных
результатов диссертаций на соискание ученой степени кандидата наук».
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав,
заключения, списка сокращений, списка литературы, включающего 161 наименование,
и приложения. Работа изложена на 178 страницах, содержит 85 рисунков и 32 таблицы.
5
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность темы диссертации, определены цель и
задачи исследования, сформулированы научная новизна и практическая значимость
работы, отражены основные положения, выносимые на защиту.
В первой главе диссертации проанализирована история и современные тенденции развития СП. Рассмотрены работы, посвященные исследованию динамики колесных
и гусеничных машин, моделированию, разработке и испытанию элементов СП, таких
авторов, как Е.А. Чудаков, Я.М. Певзнер, Б.С. Фалькевич, А.А. Силаев, Р.В. Ротенберг,
А.А. Хачатуров, Н.Н. Яценко, И.Г. Пархиловский, А.Д. Дербаремдикер, Р.А. Акопян,
Й. Раймпель, А.А. Дмитриев, Н.А. Забавников, В.И. Колмаков, И.Б. Барский,
А.С. Литвинов, Я.Е. Фаробин, П.В. Аксенов, Д.А. Антонов, Б.Н. Белоусов, Г.О. Котиев,
Е.Б. Сарач, А.С. Горобцов, Р.П. Кушвид, С.К. Карцов, М.В. Ляшенко, И.В. Ходес,
D. Bastow, H.B. Pacejka, T.D. Gillespie, J.R. Ellis, J.C. Dixon и др. Анализ этих работ позволил выявить глубокую связь СП, ее кинематической схемы, рабочих характеристик,
конструктивного исполнения с основными эксплуатационными свойствами машин, показать ограниченные возможности традиционных (пассивных) СП в удовлетворении
постоянно ужесточающихся требований, предъявляемых к современным АТС, особенно внедорожным, а также обосновать целесообразность применения управляемых СП.
Среди существующих вариантов управляемых СП на сегодня наибольший
интерес представляют полуактивные системы, являющиеся наиболее оптимальными с
точки зрения повышения плавности хода, величины энергопотребления, сложности
конструктивного исполнения и безопасности использования.
Проведен обзор различных способов и алгоритмов управления характеристиками
полуактивных СП на основе результатов работ таких авторов, как И.М. Рябов, В.В. Новиков, М.М. Жилейкин, Б.А. Калашников, Р.Н. Хамитов, Г.С. Аверьянов, В.И. Чернышев,
К.В. Ченышов, А.С. Дьяков, А.В. Поздеев, D.С. Karnopp, R. Rajamani, E. Guglielmino,
D. Sammier, H. Sohn, M. Valasek, R. Isermann, S.M. Savaresi, M. Ahmadian и др.
Вторая глава посвящена разработке математических моделей динамики АПП
и управляемой ГПР, а также алгоритма комбинированного управления ГПР.
Для создания модели динамики АПП использовался апробированный программный комплекс инвариантного моделирования динамики систем тел ФРУНД, базирующийся на численных методах решения дифференциальных уравнений движения.
Общий вид расчетной схемы АПП для построения математической модели
представлен на рис.1. Автомобиль с колесной формулой 4x4 и массой с полной
нагрузкой 7 т имеет независимую подвеску передних и задних колес на поперечных
рычагах. Модель состоит из 35 абсолютно твердых тел: рамы 1, кабины 2, транспортного модуля 3, силового агрегата 4, колес 5 и др. Тела соединяются между собой
упругими и демпфирующими элементами, а также различными кинематическими
парами. Кинематическое возмущение от дороги 9 воспринимается через шины 6,
передающие три силы и один момент относительно вертикальной оси колеса 5, – так
называемый стабилизирующий момент шины. Модель точно воспроизводит геометрию передней и задней подвесок реального объекта со всеми степенями свободы и
связями. В качестве упругодемпфирующих элементов СП используются ГПР 8.
Основные допущения при моделировании динамики АПП: тела системы принимаются абсолютно твердыми; элементы трансмиссии отсутствуют; податливость
опорной поверхности с кусочно-линейным профилем неровностей не учитывается;
тела соединяются невесомыми и безынерционными связями; неуравновешенность и
гироскопические моменты вращающихся масс силового агрегата и колес равны нулю.
6
1 – рама; 2 – кабина; 3 – транспортный модуль; 4 – силовой агрегат; 5 – колесо; 6 – шина;
7 – опора кабины; 8 – ГПР; 9 – дорога
Рисунок 1 – Общий вид расчетной схемы АПП в программном комплексе ФРУНД
Объектом управления в системе подрессоривания АПП является ГПР, расчетная схема которой представлена на рис.2.
Рисунок 2 – Расчетная схема управляемой ГПР
ГПР содержит три газовые полости: одну основную и две дополнительные, реализующие ее упругие свойства. Дополнительные полости могут быть отключены приведением исполнительных устройств ИУP в состояние «закрыто». Тем самым изменяется жесткость ГПР. Демпфирующие свойства ГПР реализуются ИУR, позволяющим
варьировать свое гидравлическое сопротивление. Посредством ИУR и ИУP, в качестве
которых могут быть использованы регулируемые дроссели и запорные клапаны соответственно, обеспечивается изменение демпфирующей и упругой характеристик ГПР.
Математическое описание динамического поведения управляемой ГПР может
быть представлено следующими уравнениями:
7
Fi = Pi + Ri + Ti ,
(1)
k
⎛
⎞
Vst ∑ (Vst ∑ − S p λoff i (t ) − Voff i (t ))
, (2)
Pi (λi (t ), λoff i (t ),Voff i (t ), t ) = pst S p ⎜
⎜(Vst ∑ − S p λoff i (t ))(Vst ∑ − S p λi (t ) − Voff i (t ))⎟⎟
⎝
⎠
Voff i (t ) = −2πβ P (Voff i (t ) − Voff ni (t − τ P )),
(3)
Ri (λi (t ), ri (t ), t ) = ri (t )λi (t ),
(4)
ri (t ) = −2πβ R (ri (t ) − rni (t − τ R )),
(5)
⎧FC sgп(λi (t )), при λi (t ) ≥ λ0 ,
⎪
(6)
Ti (λi (t ), t ) = ⎨FC
(t ), при λ (t ) < λ ,
λ
i
0
⎪λ i
⎩ 0
где Fi , Pi , Ri ,Ti – суммарная, упругая, демпфирующая силы и сила трения i -ой ГПР, Н;
Voff i ,Voff ni – фактический и требуемый в соответствии с алгоритмом управления объем
отключаемой газовой полости i -ой ГПР, м3; ri , rn i – фактический и требуемый в соответствии с алгоритмом управления коэффициент гидравлического сопротивления i-ой ГПР,
Н·с/м; Voff i , ri – скорость изменения фактического объема отключаемой газовой полости
и фактического коэффициента гидравлического сопротивления i -ой ГПР, м3/с и Н/м;
τ R ,τ P – временная задержка приведения в действие исполнительных устройств ИУR и
ИУP, с; β R , β P – ширина диапазона частот работы ИУR и ИУP, Гц; λi , λi – деформация и
скорость деформации i-ой ГПР, м и м/с; λoff i – деформация i -ой ГПР, соответствующая
моменту начала отключения газовой полости, м; S p – площадь поршня ГПР, м2; pst – статическое давление в ГПР, Па; Vst ∑ – суммарный рабочий статический объем газовых полостей ГПР, м3; FC – кулоновская сила трения, Н; λ0 – граница участка вязкого сопротивления, м/с; k – показатель политропы; i – номер ГПР.
Основные допущения при моделировании динамики ГПР: принимается модель
идеального газа, работа которого подчиняется политропному термодинамическому
процессу с постоянным показателем политропы 1,28; рабочая жидкость принимается
несжимаемой; утечки рабочих сред отсутствуют; влияние нагрева рессоры на вид ее
упругой и демпфирующей характеристик не учитывается; сопротивления гидравлических линий приведены к дросселю; время выравнивания давления в газовых полостях
рессоры при их сообщении постоянно и равно 1/ β P ; трение в уплотнениях рессоры
учитывается постоянной величиной сухого трения, кроме участка вязкого сопротивления вблизи нулевой скорости ее деформации.
Уравнения (1), (2), (4) и (6) описывают усилие, возникающее в ГПР, как сумму
упругой, демпфирующей сил и силы трения. Формула для расчета упругой силы была
получена на основе уравнения политропного процесса в случае идеального газа применительно к многополостным пневматическим системам. Уравнения (3) и (5) описывают
скорость изменения параметров ri (t ) и Voff i (t ) , от которых зависит демпфирующая и упругая силы ГПР. Данные уравнения позволяют учитывать инерционность системы
управления подвеской, которая формируется двумя составляющими: временной задержкой приведения в действие исполнительных устройств ИУR и ИУP (τ R и τ P ), а также шириной диапазона частот работы ИУR и ИУP ( β R и β P ), определяющей минимальное
время перехода ИУR и ИУP в крайние состояния – «открыто» / «закрыто», равное 1/ β R и
1/ β P . Временная задержка включает время, необходимое на измерение входных пара-
8
метров, передачу данных котроллеру, расчет управляющих воздействий и их передачу
исполнительному устройству. Параметры β R и β P характеризуют быстродействие исполнительных устройств и позволяют учесть не мгновенность изменения характеристик
ГПР. Математическая модель динамики ГПР позволяет воспроизвести практически любой алгоритм управления, а также учесть инерционность системы управления подвеской.
Алгоритм комбинированного управления упругодемпфирующими элементами
СП АПП может быть представлен следующими системами неравенств:
⎧ rmаx1 zi
xс ≤ xс mаx ) и ( yс ≤ yс mаx ));
⎪− λ ∈ [rmin ; rmax1 ], при ( zi λi < 0) и (( i
⎪
⎪ rmax 2 zi
xс > xс mаx ) или ( yс > yс mаx ));
⎪− λ ∈ [rmin ; rmax 2 ], при ( zi λi < 0) и (( (7)
rni = ⎨
i
⎪r ,
при zi λi ≥ 0;
min
⎪
⎪ Rmаx
при ( Ri ≥ Rmаx );
⎪ λ ,
⎩ i
⎧⎛ Vst 0 + Vst 1 + Vst 2 ⎞
xс ≤ xс mаx ) и ( yс ≤ yс mаx ));
⎪⎜⎜
⎟⎟ , при ( zi λi < 0) и (( V
S
1/
3
λ
−
p off i ⎠
⎪⎝ st 2
⎪
⎪ ⎛ Vst 0 + Vst 1 + Vst 2 ⎞ , при ( z λ ≥ 0) и (( xс ≤ xс mаx ) и ( yс ≤ yс mаx ));
⎜
⎟
i i
0
⎛ Vst ∑ ⎞ ⎪⎪ ⎝
⎠
(8)
⎜⎜
⎟⎟ = ⎨
V
V
V
+
⎛
⎞
st 0
st 1
⎝ off n i ⎠ ⎪
xс > xс mаx ) или ( yс > yс mаx ));
⎪⎜⎜ V − 1/ 2 S λ ⎟⎟ , при ( zi λi < 0) и (( p off i ⎠
⎪⎝ st 1
⎪⎛ V + V ⎞
st 1
⎪⎜ st 0
при ( zi λi ≥ 0) и (( xс > xс mаx ) или ( yс > yс mаx ));
⎟,
0
⎪⎩⎝
⎠
где zi – вертикальная скорость рамы в точке крепления i-ой ГПР, м/с; rmin – минимальный коэффициент гидравлического сопротивления ГПР, Н·с/м; rmax1 , rmax 2 – максимальxс ≤ xс mаx и yс ≤ yс mаx) и
ный коэффициент гидравлического сопротивления ГПР при ( xс > xс mаx или yс > yс mаx), Н·с/м; xс , yс – текущее продольное и боковое ускорение
( 2
xс mаx , yс mаx – пороговое значение продольного и бокового усцентра тяжести рамы, м/с ; корения центра тяжести рамы, м/с2; Rmаx – модуль максимальной демпфирующей силы
ГПР, Н; Vst 0, Vst1, Vst 2 – статические объемы основной и дополнительных газовых полостей ГПР, м3; λi > 0 – сжатие, λi < 0 – отбой; zi > 0 – перемещение вверх, zi < 0 – вниз.
Основой управления демпфированием (система (7)) является версия известной
стратегии управления «инерциальный демпфер», рассмотренная в работах D. Sammier
и H. Sohn, особенностью которой является непрерывное (неступенчатое) изменение
гидравлического сопротивления демпфера от максимального до минимального в зависимости от знака произведения zi λi . Управление упругостью (система (8)) основывается на известных эффектах снижения вертикального ускорения подрессоренной
массы при изменении жесткости рессоры в определенные моменты цикла колебаний.
Изменение жесткости ГПР достигается за счет кратковременной коммутации (сооб-
9
щения и разобщения) пневматических полостей. В предлагаемом варианте закона
управления упругостью моменты коммутации определяются знаком произведения zi λi .
Алгоритмом управления работа ГПР предусматривается в двух режимах: режим повышения плавности хода АТС и режим обеспечения управляемости и устойчивости движения АТС. При первом режиме работы (1-е, 3-е неравенства системы (7)
и 1-е, 2-е неравенства системы (8)), когда продольное и боковое ускорения рамы
меньше пороговых значений, основное внешнее воздействие на АТС оказывает кинематическое возмущение со стороны дороги, и приоритетной задачей является повышение плавности хода АПП. При втором режиме работы (2-е, 3-е неравенства системы (7) и 3-е, 4-е неравенства системы (8)), помимо кинематического возмущения, существенное влияние на динамику АТС оказывают силы инерции, и на первое место
выходят требования по обеспечению управляемости и устойчивости движения АПП.
Поэтому характеристики ГПР принимаются более жесткими (рис.3).
Pi,[кН]
2
34
1
32
Ri,[кН]
44
3
1
2
30
1
28
-1
26
-2
0
-3
24
22
2
-4
-0.02 -0.01
0
а
0.01 0.02
0.02λi,[м]
-0.2
-0.1
0
0.1
б
.
0.2
0.2λi,[м/c]
1 – режим повышения плавности хода АТС;
2 – режим обеспечения управляемости и устойчивости движения АТС
Рисунок 3 – Упругая (а) и демпфирующая (б) характеристики управляемой ГПР
Независимо от режимов работы ГПР алгоритм ограничивает максимальную
демпфирующую силу в ГПР значением Rmаx (4-е неравенство системы (7)).
Как показывают результаты моделирования динамики АПП, предлагаемая комбинация управления упругими и демпфирующими свойствами ГПР обеспечивает оптимальный баланс между плавностью хода, управляемостью и устойчивостью движения АТС при воздействии кинематического и динамического возмущений.
В третьей главе приведены методика и результаты проверки адекватности разработанной математической модели динамики АПП реальному объекту. Для проверки
адекватности модели использовались результаты дорожных испытаний на плавность хода (по ОСТ 37.001.275-84) АПП с пассивной СП. Масса АПП с полной нагрузкой составляла 7 т. В качестве испытательных участков дорог использовались: цементобетонная
динамометрическая дорога (I), булыжная мощеная дорога без выбоин (II), булыжник с
выбоинами (III) и грунтовая дорога удовлетворительного состояния (IV) со средним
значением оценочного показателя дорог ΨΣ = 0,07 (ОСТ 37.001.520-96). Участки I, II и
III имели характеристики, соответствующие характеристикам испытательных участков
дорог автополигона НИЦИАМТ ФГУП «НАМИ». Скорость прямолинейного движения АПП по участкам I, II, III и IV была принята 100, 55, 30 и 60 км/ч соответственно.
10
В ходе каждого заезда производились замеры следующих параметров: скорости
движения, вертикального ускорения кабины под сиденьем водителя, вертикального
ускорения лонжерона рамы над задним левым колесом, относительного перемещения
штока и давления жидкости в поршневой полости каждой ГПР.
Сравнительный анализ непрерывных выборок (временных реализаций) соответствующих параметров, полученных в ходе расчета и эксперимента, осуществлялся
по алгоритму, включающему: предварительную обработку выборок (правило Томпсона), проверку выборок на соответствие закону нормального распределения (критерий Пирсона), проверку равенства дисперсий выборок (критерий Фишера), проверку
равенства математических ожиданий выборок (критерий Стьюдента), определение
относительной погрешности расчетных параметров по среднеквадратическим значениям (СКЗ) в широких диапазонах частот (0,2-80 и 0,7-22,4 Гц) и расчетного вертикального ускорения подрессоренных масс по СКЗ в 1/3-октавных полосах частот,
построение графиков спектральной плотности соответствующих параметров и СКЗ
вертикального ускорения подрессоренных масс в 1/3-октавных полосах частот. Некоторые результаты сравнительного анализа сведены в табл.1 и изображены на рис.4.
0,7-22,4 Гц
0,2-80 Гц
Таблица 1 – Сравнение результатов расчета и эксперимента по СКЗ соответствующих
параметров в широких диапазонах частот 0,2-80 и 0,7-22,4 Гц
Участок дороги
I
II
III
IV
Сравниваемый
параметр
экспер. ⎛ относительная погрешность СКЗ ⎞
⎜ расчетного параметра по отноше- ⎟
расчет ⎜⎝ нию к экспериментальному δ ,% ⎟⎠
Вертикальное ускорение кабины под 0,806 (4,8) 1,373 (8, 2) 1,554 (7,7) 2,787 (3,6)
1,435
2,686
0,767
1,261
сиденьем водителя, м/с2
Вертикальное ускорение лонжерона 1,658 (14,2) 3,419 (3,2) 3,751 (5,8) 6,009 (6,7)
3,311
3,533
5,605
рамы над задним левым колесом, м/с2 1,422
Относительное перемещение штока в 4,93 ( −1,8) 6,22 ( −5,3) 15,10 ( −6,0) 25,40 (5,5)
5,02
6,55
16,00
24,00
передней левой ГПР, мм
4,94
6,79
15,90
25,40
Относительное перемещение штока в
( −4,5)
( −0,6)
( −8,2)
(0,8)
5,16
6,83
17,20
25,20
задней левой ГПР, мм
417
643
1127
1647
Давление жидкости в поршневой
(2, 2)
(10, 7)
(2, 4)
(5, 5)
574
1100
1557
полости передней левой ГПР, кПа (изб.) 408
405
657
1123
1838
Давление жидкости в поршневой
( −5, 4)
(8,1)
(3, 2)
(6, 6)
604
1087
1716
полости задней левой ГПР, кПа (изб.) 427
Вертикальное ускорение кабины под 0,724 ( −2, 9) 1,238 (0,1) 1,431 (1, 5) 2,686 (2, 6)
0,745
2,616
1,237
1,410
сиденьем водителя, м/с2
Вертикальное ускорение лонжерона 1,410 (1, 4) 2,961 ( −0,1) 3,201 ( −5, 4) 5,351 (6, 7)
3,373
2,964
4,990
рамы над задним левым колесом, м/с2 1,390
6,08
14,80
23,30
Относительное перемещение штока в 4,51 (1, 6)
( −3, 8)
( −5, 4)
(5, 2)
4,44
6,31
22,10
15,60
передней левой ГПР, мм
Относительное перемещение штока в 4,81 ( −4, 2) 6,39 ( −0, 5) 15,80 ( −7, 6) 24,70 (0, 4)
5,01
6,42
17,00
24,60
задней левой ГПР, мм
386
622
1105
1520
Давление жидкости в поршневой
(0, 5)
(10, 5)
(2,1)
(3,8)
557
1082
1462
полости передней левой ГПР, кПа (изб.) 384
399
630
1112
1774
Давление жидкости в поршневой
( −5, 3)
(7, 6)
(3, 0)
(5, 4)
582
1079
1679
полости задней левой ГПР, кПа (изб.) 420
Для всех сравниваемых параметров, представленных в табл.1, была подтверждена сходимость расчетных и экспериментальных значений по критериям Фишера
11
S(az),
2
2 3
[м /c ]
10-1
10
1
-1
σ(a ),
z
[м/c2]
0.5
0.5
-2
10
0.4
10-3
0.3
10-4
0.2
10-5
0.1
10
-2
10
10
10
-3
-4
-5
10-6
10
-6
100
0
10
101
10
а
1
S(az),
2
2 3
[м /c ]
10-1
10
ω,[Гц]
1
-1
0
0
0.3
10-4
0.2
10-5
0.1
10
10
-3
-4
-5
10-6
10
-6
100
10
0
101
10
в
1
ω,[Гц]
15
ω,[Гц]
2020
15
ω,[Гц]
2020
[м/c2]
0.5
0.5
10-3
10
10
σ(a ),
z
0.4
-2
5
б
10-2
10
1 2
0
0
2
1
5
10
г
а, б – участок дороги II; в, г – участок дороги III; 1 – расчет; 2 – эксперимент
Рисунок 4 – Расчетные и экспериментальные спектральные плотности (а, в) и СКЗ (б, г)
вертикального ускорения кабины под сиденьем водителя
и Стьюдента для уровня значимости α = 0,05. Как видно из табл. 1, относительная погрешность СКЗ расчетных параметров в широких диапазонах частот 0,2-80 и 0,722,4 Гц не превышает 14,2 и 10,5 % соответственно. Относительная погрешность СКЗ
расчетного вертикального ускорения кабины по отдельным 1/3-октавным полосам
частот не превышает 15 % (рис.4, б, г). Графики спектральных плотностей (рис.4, а, в)
также демонстрируют хорошую сходимость расчетных и экспериментальных данных,
особенно в диапазоне частот 0,7-22,4 Гц. Внешние возмущения в данном частотном
диапазоне вносят основной вклад в вибрационный фон АТС, и его рассмотрения, как
правило, оказывается достаточно для оценки плавности хода. Более существенное
расхождение расчетных и экспериментальных данных вне этого диапазона обусловлено принятыми допущениями при разработке математической модели динамики
АПП, а также возможными различиями возмущающих воздействий в ходе экспериментального и расчетного исследований. Учитывая сложность динамической системы
АПП и стохастичность процессов, полученные результаты проверки адекватности
модели объекту-оригиналу можно считать приемлемыми.
Таким образом, можно заключить, что модель динамики АПП адекватно описывает поведение реального объекта с пассивной СП и может быть использована для
дальнейших расчетных исследований эффективности работы управляемой СП.
12
Четвертая глава содержит результаты расчетного исследования динамики
АПП с управляемой СП. Для получения первичной информации об эффективности
работы управляемой СП было проведено моделирование стационарных (прямолинейных с постоянной скоростью) режимов движения АПП по детерминированным профилям. Использовались гармонические профили и единичная неровность.
При движении АПП по гармоническим профилям в режимах, вызывающих резонансные вертикальные и угловые колебания подрессоренных масс в продольной и
поперечной плоскостях, в случае управляемой СП снижение амплитуды вертикального перемещения и ускорения рамы происходит в 3,0 и 2,7 раза, углового перемещения
и ускорения в продольной плоскости – в 3,2 и 2,7 раза, углового перемещения и ускорения в поперечной плоскости – в 1,7 и 1,5 раза соответственно. При преодолении единичной неровности на скорости 5 км/ч в случае управляемой СП максимальное вертикальное перемещение кабины снижается в 2,9 раза, ускорение – в 1,9 раза, на скорости
25 км/ч перемещение – в 2,6 раза, ускорение – в 1,5 раза, на скорости 50 км/ч перемещение – в 2,5 раза, ускорение – в 1,4 раза.
Для оценки влияния управляемой СП на плавность хода АПП было проведено
моделирование стационарных режимов движения АТС по стохастическим профилям.
Условия моделирования были аналогичны тем, что использовались при проверке
адекватности модели АПП реальному объекту. Некоторые результаты моделирования
сведены в табл.2 и изображены на рис.5.
0,7-22,4 Гц 0,2-80 Гц
Таблица 2 – Сравнение эффективности работы пассивной и управляемой СП по СКЗ
вертикального ускорения подрессоренных масс в широких диапазонах
частот 0,2-80 и 0,7-22,4 Гц
Участок дороги
I
II
III
IV
Сравниваемый
параметр
пассив.СП ⎛ относительное снижение СКЗ ⎞
⎜ параметра АПП,оснащенного ⎟
⎟
управ.СП ⎜⎝ управляемой СП δ ,%
⎠
Вертикальное ускорение кабины под 0,767 (39, 6) 1,261 (36, 5) 1,435 (36, 4) 2,686 (37, 3)
0,463
0,913
0,801
1,683
сиденьем водителя, м/с2
Вертикальное ускорение лонжерона 1,422 (32, 2) 3,311 (41, 8) 3,533 (46, 4) 5,605 (53, 7)
2,593
1,927
1,894
рамы над задним левым колесом, м/с2 0,964
0,745
1,237
1,410
2,616
Вертикальное ускорение кабины под
(39, 5)
(36,1)
(36,1)
(37, 5)
0,451
0,791
0,901
1,636
сиденьем водителя, м/с2
Вертикальное ускорение лонжерона 1,390 (38, 4) 2,964 (51,1) 3,373 (50,1) 4,990 (52, 8)
1,450
1,682
2,355
рамы над задним левым колесом, м/с2 0,856
Как видно из табл.2, относительное снижение СКЗ вертикального ускорения
подрессоренных масс в широких диапазонах частот 0,2-80 и 0,7-22,4 Гц в случае управляемой СП в зависимости от участка дороги составляет 32,2-53,7 и 36,1-52,8 % соответственно. Относительное снижение СКЗ вертикального ускорения кабины по отдельным 1/3-октавным полосам частот составляет 6,8-84,2 % (рис.5, б, г). Графики
спектральных плотностей (рис.5, а, в) также демонстрируют существенную эффективность работы управляемой СП с точки зрения повышения плавности хода АПП.
Для оценки влияния управляемой СП на управляемость и устойчивость движения
АПП было проведено моделирование нестационарных режимов движения АТС, таких
как «поворот RП = 35 м», «переставка SП = 20 м», регламентируемых ГОСТ 31507-2012,
а также «змейка», «торможение» и «разгон».
Испытания «поворот RП = 35 м» и «переставка SП = 20 м» проводят с целью оп-
13
S(az),
[м2/c3]
10-1
10
σ(a0.4
),
z
1 2
[м/c2]
-1
0.3
-2
10
10
1 2
-2
10-3
10
0.2
-3
10-4
10
-4
0.1
-5
10
10
-5
10-6
10
-6
100
0
10
S(az),
10
10
а
1
ω,[Гц]
0
0
[м/c2]
1
1.0
0
-1
10
0.8
10-2
0.6
10-3
0.4
10-4
0.2
10
-1
10
10
10
-2
-3
-4
10-5
100
0
10
101
10
в
5
σ(az),
1 2
[м2/c3]
100
10
101
1
ω,[Гц]
0
0
10
б
15
ω,[Гц]
2020
15
ω,[Гц]
2020
1 2
5
10
г
а, б – участок дороги I; в, г – участок дороги IV; 1 – пассивная СП; 2 – управляемая СП
Рисунок 5 – Расчетные спектральные плотности (а, в) и СКЗ (б, г) вертикального
ускорения кабины под сиденьем водителя
ределения показателей, характеризующих управляемость и устойчивость АТС в критических режимах движения. Испытание «поворот RП = 35 м» предназначено для определения максимальной скорости маневра при входе в поворот. Испытание «переставка SП = 20 м» предназначено для определения максимальной скорости маневра при
смене полосы движения на ограниченном участке пути. При совершении маневра не
должно быть выхода за пределы разметки и отрыва колес АТС от поверхности дороги.
Скорость совершения маневра не должна быть ниже нормативного значения. Результаты моделирования показали, что скорость совершения маневров «поворот RП = 35 м»
и «переставка SП = 20 м» (60 км/ч) превосходит нормативные значения (50 и 59 км/ч
соответственно) как в случае пассивной, так и управляемой СП. Во всех случаях отсутствуют выходы за пределы разметки и отрывы колес от поверхности дороги.
Испытание «змейка» позволяет оценить управляемость и устойчивость АТС, а
также плавность его хода в нестационарных режимах движения. Максимальная скорость
совершения маневра «змейка» в случае пассивной и управляемой СП составила 55 км/ч.
В обоих случаях отсутствуют выходы за пределы разметки и отрывы колес от поверхности дороги. При этом в случае управляемой СП максимальный поперечный крен рамы
снижается на 12,4 %, снижение СКЗ вертикального ускорения подрессоренных масс в
широких диапазонах частот 0,2-80 и 0,7-22,4 Гц составляет 16,4-20,1 и 16,2-24,3 % соот-
14
ветственно, а по отдельным 1/3-октавным полосам частот – 1,2-45,0 %.
В процессе исследования динамики АПП было оценено поведение автомобиля
при испытании «торможение» и «разгон». Торможение происходило с 36 до 0 км/ч,
при этом максимальное продольное ускорение центра тяжести рамы составило 6 м/с2.
Разгон происходил с 10 до 21 км/ч, при этом максимальное продольное ускорение
центра тяжести рамы составило 2,1 м/с2.
При испытании «торможение» и «разгон» в случае управляемой СП максимальное угловое перемещение рамы в продольной плоскости снижается на 27,0 и 19,0 %,
угловое ускорение – на 31,9 и 21,1 % соответственно.
В табл.3 представлены результаты оценки влияния параметров, характеризующих инерционность системы управления подвеской, на эффективность ее работы с
точки зрения повышения плавности хода АПП при движении по участку дороги I со
скоростью 100 км/ч.
Таблица 3 – Влияние параметров τ R , τ P , β R и β P на СКЗ вертикального ускорения
лонжерона рамы в широком диапазоне частот 0,2-80 Гц
σ (az ), м/с2
σ (az ), м/с2
σ (az ), м/с2
σ (az ), м/с2
τ R,
τ P,
βR ,
βP ,
(относительно
(относительно
(относительно
(относительно
мс
мс
Гц
Гц
τ R = 0, %)
τ P = 0, %)
β R → ∞ , %)
β P → ∞ , %)
0
5
10
15
20
0,930 (0,0)
0,964 (-3,7)
1,094 (-17,6)
1,310 (-40,9)
1,485 (-59,7)
0
5
10
15
20
0,954 (0,0)
0,964 (-1,1)
0,982 (-2,9)
0,993 (-4,1)
1,010 (-5,9)
∞
50
25
10
5
0,949 (0,0)
0,964 (-1,6)
1,029 (-8,4)
1,101 (-16,0)
1,207 (-27,2)
∞
50
25
10
5
1,196 (0,0)
1,070 (10,5)
0,998 (16,6)
0,964 (19,4)
1,003 (16,1)
Анализ данных, приведенных в табл.3, показывает, что эффективность работы
управляемой СП заметно снижается даже при относительно небольших значениях
временных задержек порядка 5...20 мс. Особенно сильно негативное влияние запаздывания сказывается на управлении демпфированием. При временной задержке τ R ,
равной 20 мс, СКЗ вертикального ускорения подрессоренной массы возрастает практически на 60 % относительно «идеальной системы» (τ R = 0), что сопоставимо с показателями, соответствующими пассивной СП, т.е. эффект от управления полностью
нивелируется. Негативное влияние запаздывания на управление упругостью существенно меньше. При изменении временной задержки τ P от 0 до 20 мс эффективность
управляемой СП снижается на 5,9 %. Быстродействие исполнительных устройств, характеризуемое параметрами β R и β P , существенным образом влияет на эффективность работы управляемой СП. Можно утверждать, что при ширине диапазона частот
работы исполнительного устройства ИУR, равной 50 Гц, СП сохранит свою эффективность. Повышение СКЗ вертикального ускорения подрессоренной массы составит не
более 1,6 % относительно «идеальной системы» (β R → ∞ ). В связи с тем, что управление упругостью носит ступенчатый характер, наибольшая эффективность СП достигается при неабсолютном быстродействии исполнительных устройств ИУP с шириной диапазона частот работы β P , равной 10 Гц.
Результаты моделирования динамики АТС позволили определить оптимальные
значения параметров ГПР и системы управления подвеской для АПП с колесной
формулой 4x4 и массой с полной нагрузкой 7 т по следующим критериям: снижение
15
вертикального ускорения подрессоренных масс, снижение поперечного и продольного крена при нестационарных режимах движения, повышение максимальной скорости
совершения маневров «поворот RП = 35 м», «переставка SП = 20 м», «змейка», снижение требуемого гидравлического сопротивления демпфера ГПР, техническая возможность достижения оптимальных значений параметров, влияние на габариты ГПР. Все
результаты исследования эффективности работы управляемой СП были получены для
значений параметров ГПР и системы управления подвеской, представленных в табл.4.
Таблица 4 – Оптимальные значения параметров ГПР и системы управления подвеской
rmin, rmax1 , rmax 2 , Rmаx, Vst 0· Vst1· Vst 2· τ R , τ P , β R , β P , xс mаx , yс mаx ,
мс
кН·с/м кН·с/м кН·с/м кН 10 -3 м3 10 -3 м3 10 -3 м3 мс
Гц
Гц
м/с2 м/с2
1,6
24
36
3,6 0,35* 0,3* 0,6*
5
5
50
10 2/1,5** 3
* Значения даны для статического давления в газовых полостях ГПР pst = 8,5 МПа (изб.)
** При замедлении / при ускорении
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1. Установлено, что одним из путей преодоления недостатков пассивных систем подрессоривания является применение управляемых систем, среди которых на
сегодня наибольший интерес представляют полуактивные системы подрессоривания,
являющиеся наиболее оптимальными с точки зрения повышения плавности хода,
величины энергопотребления, сложности конструктивного исполнения и безопасности использования. Эффективность работы управляемой системы подрессоривания во
многом определяется алгоритмом управления.
2. Разработана пространственная многомассовая математическая модель динамики АПП, которая включает основные узлы и агрегаты автомобиля, точно воспроизводит
геометрию передней и задней подвесок реального объекта. На основе результатов дорожных испытаний АПП с пассивной системой подрессоривания путем сравнения расчетных и экспериментальных динамических параметров автомобиля установлено, что
относительная погрешность моделирования не превышает 15 %. Для целей исследования
эффективности работы управляемой системы подрессоривания разработанную математическую модель динамики АПП следует считать адекватной объекту-оригиналу.
3. Разработана математическая модель динамики управляемой ГПР в составе
модели динамики АПП, позволяющая воспроизвести практически любой алгоритм
управления упругими и демпфирующими элементами системы подрессоривания, а
также учесть инерционность системы управления подвеской.
4. Доказано с помощью методов имитационного моделирования, что предлагаемый алгоритм комбинированного управления упругодемпфирующими элементами
системы подрессоривания обеспечивает повышение плавности хода АПП в зависимости от режимов и условий движения от 16,2 до 53,7 % при сохранении его управляемости и устойчивости. Особенностью алгоритма является одновременное управление
упругими и демпфирующими свойствами системы подрессоривания с учетом воздействия кинематического и динамического возмущений.
5. Путем математического моделирования динамики АТС с учетом комплекса
его эксплуатационных свойств были определены оптимальные значения параметров
ГПР и системы управления подвеской для АПП с колесной формулой 4x4 и массой с
полной нагрузкой 7 т, что позволило сформулировать технические требования к разрабатываемым управляемым системам подрессоривания.
16
Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:
1. Подзоров, Ал.В. The optimal control of the multidimensional system at stochastic
excitation / Ал.В. Подзоров, А.С. Горобцов, М.В. Ляшенко // Journal of KONES.
Powertrain and Transport (Poland). – 2009. – Vol. 16, № 1. – C. 411 – 418. – Англ.
2. Подзоров, Ал.В. Оптимальное управление подвеской транспортного средства
при случайном возмущении / Ал.В. Подзоров, А.С. Горобцов, М.В. Ляшенко //
Прогресс транспортных средств и систем-2009 : матер. междунар. н.-пр. конф., Волгоград, 13 – 15 окт. 2009 г. : в 2 ч. Ч. 2 / ВолгГТУ [и др.]. – Волгоград, 2009. – C. 58 – 59.
3. Подзоров, Ал.В. Управление упругими и демпфирующими элементами подвески транспортного средства / Ал.В. Подзоров, М.В. Ляшенко, А.С. Горобцов // XIV
региональная конференция молодых исследователей Волгоградской области (Волгоград,
10 – 13 нояб. 2009 г.) : тез. докл. / ВолгГТУ [и др.]. – Волгоград, 2010. – C. 68 – 70.
4. Подзоров, Ал.В. Математическая модель управляемой системы подрессоривания АТС / Ал.В. Подзоров, А.С. Горобцов, М.В. Ляшенко // Автомобильная промышленность. – 2010. – № 9. – C. 16 – 19.
5. Исследование управляемой системы подрессоривания автобуса посредством
пространственной математической модели / Ал.В. Подзоров, А.С. Горобцов,
М.В. Ляшенко, В.Н. Прытков // Изв. ВолгГТУ. Серия «Наземные транспортные системы». Вып. 3 : межвуз. сб. науч. ст. / ВолгГТУ. – Волгоград, 2010. – № 10. – C. 67 – 73.
6. Подзоров, Ал.В. Анализ эффективности полуактивной подвески транспортного средства / Ал.В. Подзоров, М.В. Ляшенко, А.С. Горобцов // XV региональная
конференция молодых исследователей Волгоградской области (Волгоград, 9 – 12 ноября 2010 г.) : тез. докл. / ВолгГТУ [и др.]. – Волгоград, 2011. – C. 67 – 69.
7. The Vehicle Ride Comfort Increase at the Expense of Semiactive Suspension System / Ал.В. Подзоров, В.Н. Прытков, Е.А. Черкашина, М.В. Ляшенко // Journal of
KONES. Powertrain and Transport. – 2011. – Vol. 18, № 1. – C. 463 – 470. – Англ.
8. Полуактивная система подрессоривания транспортного средства с управляемыми
гидропневматическими рессорами (ГПР) / Ал.В. Подзоров, А.С. Горобцов, М.В. Ляшенко,
Е.А. Черкашина, В.Н. Прытков // Изв. ВолгГТУ. Серия «Наземные транспортные системы». Вып. 4 : межвуз. сб. науч. ст. / ВолгГТУ. – Волгоград, 2011. – № 12. – C. 44 – 47.
9. Подзоров, Ал.В. Комбинированное управление упругими и демпфирующими
элементами системы подрессоривания транспортного средства [Электронный ресурс] /
Ал.В. Подзоров // Современные проблемы науки и образования. – 2011. – № 4. –
C. 1 – 6. – URL: http://www.science-education.ru/pdf/2011/4/20.pdf.
10. Подзоров, Ал.В. Полуактивная система подрессоривания АТС и плавность
его хода / Ал.В. Подзоров, М.В. Ляшенко, В.Н. Прытков // Автомобильная промышленность. – 2012. – № 7. – C. 24 – 27.
11. Combined control of hydropneumatic springs of the vehicle / М.В. Ляшенко,
Ал.В. Подзоров, В.В. Шеховцов, В.Н. Прытков, Е.А. Черкашина // Journal of KONES.
Powertrain and Transport. – 2011. – Vol. 18, № 4. – C. 229 – 234. – Англ.
Подписано в печать 10.03.2015. Заказ № ____. Тираж 100 экз. Формат 60 х 84 1/16.
Бумага офсетная. Печать офсетная. Усл. печ. л. 0,93.
Типография ИУНЛ ВолгГТУ.
400005, г. Волгоград, просп. им. В.И. Ленина, 28, корп. 7.
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа