本發(fā)明涉及車輛懸架板簧，特別是基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法。

背景技術(shù)：

為了滿足在不同載荷下的車輛行駛平順性，可將原一級漸變剛度板簧的主簧和副簧分別拆分為兩級，即采用三級漸變剛度板簧；同時，為了滿足主簧的應力強度，通常通過主簧和三級副簧初始切線弧高及三級漸變間隙，使三級副簧適當提前承擔載荷，從而降低主簧的應力，即采用非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架，其中，懸架系統(tǒng)在不同載荷下的偏頻特性，不僅與板簧夾緊剛度、漸變夾緊剛度和載荷有關(guān)，而且還與各次接觸載荷有關(guān)，并且影響車輛行駛平順性和安全性。然而，由于受非等偏頻型三級漸變剛度板簧在不同載荷下的夾緊剛度計算和接觸載荷仿真計算問題的制約，據(jù)所查閱資料可知，先前國內(nèi)外一直未給出基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法，不能滿足非等偏頻型三級漸變剛度板簧設計及CAD軟件開發(fā)要求。隨著車輛行駛速度及其對平順性要求的不斷提高，對漸變剛度板簧懸架提出了更高要求，因此，必須建立一種精確、可靠的基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法，為基于偏頻仿真的非等偏頻型三級漸變剛度板簧接觸載荷調(diào)整設計提供可靠的技術(shù)方法，滿足車輛行業(yè)快速發(fā)展、車輛行駛平順性及對非等偏頻型三級漸變剛度板簧的設計要求，提高產(chǎn)品的設計水平、質(zhì)量和性能及車輛行駛平順性和安全性；同時，降低設計及試驗費用，加快產(chǎn)品開發(fā)速度。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

針對上述現(xiàn)有技術(shù)中存在的缺陷，本發(fā)明所要解決的技術(shù)問題是提供一種簡便、可靠的基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法，其調(diào)整設計流程如圖1所示。三級漸變剛度板簧的一半對稱結(jié)構(gòu)如圖2所示，是由主簧1、第一級副簧2和第二級副簧3和第三級副簧4所組成的，三級漸變剛度板簧的總跨度的一半等于主簧首片的一半作用長度L_1T，騎馬螺栓夾緊距的一半為L₀，鋼板彈簧的寬度為b，彈性模量為E，最大許用應力[σ]。其中，主簧片數(shù)n片，主簧各片的厚度為h_i，一半作用長度為L_iT，一半夾緊長度L_i＝L_1iT-L₀/2，i＝1,2,…,n。第一級副簧片數(shù)為n₁，第一級副簧各片的厚度為h_A1j，一半作用長度為L_A1jT，一半夾緊長度L_A1j＝L_A1jT-L₀/2，j＝1,2,…,n₁。第二級副簧片數(shù)為n₂，第二級副簧各片的厚度為h_A2k，一半作用長度L_A2kT，一半夾緊長度L_A2k＝L_A2kT-L₀/2，k＝1,2,…,n₂。第三級副簧片數(shù)為n₃，第三級副簧各片的厚度為h_A3l，一半作用長度L_A3lT，一半夾緊長度L_A3l＝L_A3lT-L₀/2，l＝1,2,…,n₃。通過主簧和各級副簧的初始切線弧高，在主簧1的末片下表面與第一級副簧2的首片上表面之間設置有第一級漸變間隙δ_MA1；第一級副簧2的末片下表面與第二級副簧3的首片上表面之間設置有第二級漸變間隙δ_A12；第二級副簧3的末片下表面與第三級副簧4的首片上表面之間設置有第三級漸變間隙δ_A23，以滿足漸變剛度板簧的接觸載荷、漸變剛度、應力強度、懸架偏頻及車輛行駛平順性和安全性的設計要求，即非等偏頻型三級漸變剛度板簧。根據(jù)主簧各片和各級副簧的結(jié)構(gòu)參數(shù)，彈性模量，騎馬螺栓夾緊距，主簧夾緊剛度及主簧與各級副簧的復合夾緊剛度，初始切線弧高，空載載荷和額定載荷，在各次接觸載荷和懸架系統(tǒng)偏頻仿真計算的基礎(chǔ)上，以在各次接觸載荷下的懸架偏頻設計要求值為目標，對非等偏頻型三級漸變剛度板簧接觸載荷進行調(diào)整設計。

為解決上述技術(shù)問題，本發(fā)明所提供的基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法，其特征在于采用以下調(diào)整設計步驟：

(1)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的主簧和各級副簧的初始曲率半徑的計算：

I步驟：第一級主簧末片下表面初始曲率半徑R_M0b計算

根據(jù)主簧片數(shù)n，主簧各片的厚度h_i，i＝1,2,…,n；主簧首片的一半夾緊長度L₁，主簧的初始切線弧高H_gM0，對主簧末片下表面初始曲率半徑R_M0b進行計算，即

II步驟：第一級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A10a計算

根據(jù)第一級副簧首片的一半夾緊長度L_A11，第一級副簧的初始切線弧高H_gA10，對第一級副簧末片上表面初始曲率半徑R_A10a進行計算，即

III步驟：第一級副簧末片下表面初始曲率半徑R_A10b計算

根據(jù)第一級副簧片數(shù)n₁，第一級副簧各片的厚度h_A1j，j＝1,2,…,n₁；II步驟中計算得到的R_A10a，對第一級副簧末片下表面初始曲率半徑R_A10b進行計算，即

IV步驟：第二級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A20a的計算

根據(jù)第二級副簧首片的一半夾緊長度L_A21，第二級副簧的初始切線弧高H_gA20，對第二級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A20a進行計算，即

V步驟：第二級副簧首片下表面初始曲率半徑R_A20b的計算

很據(jù)第二級副簧片數(shù)n₂，第二級副簧各片的厚度h_A2k，k＝1,2,…,n₂，及IV步驟所確定的R_A20a，對第二級副簧首片下表面初始曲率半徑R_A20b進行計算，即

VI步驟：第三級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A30a的計算

根據(jù)第三級副簧首片的一半夾緊長度L_A31，第三級副簧的初始切線弧高H_gA30，對第三級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A30a進行計算，即

(2)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的各次接觸載荷的仿真計算：

A步驟：主簧及其與各級副簧的根部重疊部分等效厚度的計算

根據(jù)主簧片數(shù)n，主簧各片的厚度h_i，i＝1,2,…,n；第一級副簧的片數(shù)n₁，第一級副簧各片的厚度h_A1j，j＝1,2,…,n₁；第二級副簧的片數(shù)n₂，第二級副簧各片的厚度h_A2k，k＝1,2,…,n₂；第三級副簧的片數(shù)n₃，第三級副簧各片的厚度h_A3l，l＝1,2,…,n₃；對主簧根部重疊部分等效厚度h_Me及主簧與各級副簧的根部重疊部分等效厚度h_MA1e、h_MA2e和h_MA3e分別進行計算，即

B步驟：第1次開始接觸載荷P_k1的仿真計算

根據(jù)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的寬度b，彈性模量E；主簧首片的一半夾緊跨長度L₁，步驟(1)中計算得到的R_M0b和R_A10a，A步驟中計算得到的h_Me，對第1次開始接觸載荷P_k1進行仿真計算，即

C步驟：第2次開始接觸載荷P_k2的仿真計算

根據(jù)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的寬度b，彈性模量E；主簧首片的一半夾緊跨長度L₁，步驟(1)中計算得到的R_A10b和R_A20a，A步驟中計算得到的h_MA1e，及B步驟中仿真計算得到的P_k1，對第2次開始接觸載荷P_k2進行仿真計算，即

D步驟：第3次開始接觸載荷P_k3的仿真計算

根據(jù)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的寬度b，彈性模量E；主簧首片的一半夾緊跨長度L₁，步驟(1)中計算得到的R_A20b和R_A30a，A步驟中計算得到的h_MA2e，及C步驟中仿真計算得到的P_k2，對第3次開始接觸載荷P_k3進行仿真計算，即

E步驟：第3次完全接觸載荷P_w3的仿真計算

根據(jù)C步驟中仿真計算得到的P_k2，D步驟中仿真計算得到的P_k3，對非等偏頻型三級漸變剛度板簧的第3次完全接觸載荷P_w3進行仿真計算，即

(3)非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架系統(tǒng)在不同載荷下的偏頻特性的仿真計算：

根據(jù)主簧的夾緊剛度K_M，主副簧的總復合夾緊剛度K_MA3，空載載荷P₀，額定載荷P_N，步驟(2)中仿真計算得到的P_k1，P_k2，P_k3和P_w3，對非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架系統(tǒng)在不同載荷P下的偏頻特性進行仿真計算，即

式中，g為重力加速度，g＝9.8m/s²；其中，在P₀、P_k1、P_k2、P_k3、P_w3和P_N載荷下的懸架系統(tǒng)偏頻仿真計算值分別為和

(4)基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧各次接觸載荷的調(diào)整設計：

根據(jù)在各次接觸載荷下的懸架偏頻f_0k1，f_0k2，f_0k3和f_0w3的仿真計算結(jié)果，及在相應接觸載荷下的懸架偏頻設計要求值f_0k1I，f_0k2I，f_0k3I和f_0w3I，如果懸架偏頻的仿真值大于設計要求值，則根據(jù)主簧夾緊剛度，主簧與各級副簧的復合夾緊剛度，以各次接觸載荷下的懸架偏頻設計要求值為目標，對非等偏頻型三級漸變剛度板簧的接觸載荷進行調(diào)整設計，即

本發(fā)明比現(xiàn)有技術(shù)具有的優(yōu)點

由于受非等偏頻型三級漸變剛度板簧在不同載荷下的夾緊剛度計算和接觸載荷仿真計算問題的制約，先前國內(nèi)外一直未給出基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法，不能滿足非等偏頻型三級漸變剛度板簧設計及CAD軟件開發(fā)要求。本發(fā)明可根據(jù)主簧各片和各級副簧的結(jié)構(gòu)參數(shù)，彈性模量，騎馬螺栓夾緊距，主簧夾緊剛度及其與各級副簧的復合夾緊剛度，初始切線弧高，空載載荷和額定載荷，在接觸載荷及懸架系統(tǒng)偏頻仿真計算的基礎(chǔ)上，以各次接觸載荷下的懸架偏頻設計要求值為目標，對非等偏頻型三級漸變剛度板簧接觸載荷進行調(diào)整設計。通過樣機臺架試驗和車載行駛平順性試驗可知，本發(fā)明所提供的基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法是正確的，為非等偏頻型三級漸變剛度板簧的接觸載荷調(diào)整設計提供了可靠的技術(shù)方法。利用該方法可確保板簧懸架偏頻特性滿足設計要求，提高產(chǎn)品設計水平、質(zhì)量和性能及車輛行駛平順性和安全性；同時，降低設計及試驗費用，加快產(chǎn)品開發(fā)速度。

附圖說明

為了更好地理解本發(fā)明，下面結(jié)合附圖做進一步的說明。

圖1是基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計流程圖；

圖2是非等偏頻型三級漸變剛度板簧的一半對稱結(jié)構(gòu)示意圖；

圖3是實施例的原接觸載荷下的非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架偏頻f₀隨載荷P變化的特性曲線；

圖4是實施例的接觸載荷調(diào)整設計之后的非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架偏頻f₀隨載荷P變化的特性曲線。

具體實施方案

下面通過實施例對本發(fā)明作進一步詳細說明。

實施例：某非等偏頻型三級漸變剛度板簧的寬度b＝63mm，騎馬螺栓夾緊距的一半L₀＝50mm，彈性模量E＝200GPa。主簧與各級副簧的總片數(shù)N＝5，其中，主簧片數(shù)n＝2,主簧各片的厚度h₁＝h₂＝8mm；各片的一半作用長度L_1T＝525mm，L_2T＝900mm；一半夾緊長度L₁＝L_1T-L₀/2＝500mm，L₂＝L_2T-L₀/2＝425mm。第一級副簧的片數(shù)n₁＝1，厚度h_A11＝8mm，一半作用長度為L_A11T＝350mm，一半夾緊長度為L_A11＝L_A11T-L₀/2＝325mm。第二級副簧的片數(shù)n₂＝1,厚度h_A21＝13mm，一半作用長度為L_A21T＝250mm，一半夾緊長度為L_A21＝L_A11T-L₀/2＝225mm。第三級副簧的片數(shù)n₃＝1，厚度h_A31＝13mm，一半作用長度為L_A31T＝150mm，一半夾緊長度為L_A31＝L_A31T-L₀/2＝125mm。主簧的夾緊剛度K_M＝51.43N/mm，主簧與第一級副簧的復合夾緊剛度K_MA1＝75.4N/mm；主簧與第一級副簧和第二級副簧的復合夾緊剛度K_MA2＝144.5N/mm，主副簧的總復合夾緊剛度K_MA3＝172.9N/mm。主簧的初始切線弧高H_gM0＝102.3mm，第一級副簧的初始切線弧高H_gA10＝18.8mm，第二級副簧的初始切線弧高H_gA20＝6mm，第三級副簧的初始切線弧高H_gA30＝1.6mm。懸架系統(tǒng)的空載載荷P₀＝1715N，額定載荷P_N＝7227N。懸架系統(tǒng)在漸變載荷下的偏頻設計要求值f_0k1I＝f_0k2I＝f_0k3I＝f_0w3I≤3.0Hz。根據(jù)主簧各片和各級副簧的結(jié)構(gòu)參數(shù)，彈性模量，騎馬螺栓夾緊距，主簧夾緊剛度及主簧與各級副簧的復合夾緊剛度，各級板簧的初始切線弧高，懸架系統(tǒng)的空載載荷和額定載荷，在懸架偏頻仿真計算的基礎(chǔ)上，以在漸變載荷下的偏頻設計要求值為目標，對該非等偏頻型三級漸變剛度板簧的接觸在載荷進行調(diào)整設計。

本發(fā)明實例所提供的基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法，其調(diào)整設計流程如圖1所示，具體調(diào)整設計步驟如下：

(1)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的主簧和各級副簧的初始曲率半徑的計算：

I步驟：第一級主簧末片下表面初始曲率半徑R_M0b計算

根據(jù)主簧片數(shù)n＝2，主簧各片的厚度h_i＝8mm，i＝1,2,…,n；主簧首片的一半夾緊長度L₁＝500mm，主簧的初始切線弧高H_gM0＝102.3mm，對主簧末片下表面初始曲率半徑R_M0b進行計算，即

II步驟：第一級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A10a計算

根據(jù)第一級副簧首片的一半夾緊長度L_A11＝325mm，第一級副簧的初始切線弧高H_gA10＝18.8mm，對第一級副簧末片上表面初始曲率半徑R_A10a進行計算，即

III步驟：第一級副簧末片下表面初始曲率半徑R_A10b計算

根據(jù)第一級副簧片數(shù)n₁＝1，厚度h_A11＝8mm；II步驟中計算得到的R_A10a＝2818.6mm，對第一級副簧末片下表面初始曲率半徑R_A10b進行計算，即

R_A10b＝R_A10a+h_A11＝2826.6mm；

IV步驟：第二級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A20a的計算

根據(jù)第二級副簧首片的一半夾緊長度L_A21＝225mm，第二級副簧的初始切線弧高H_gA20＝6.0mm，對第二級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A20a進行計算，即

V步驟：第二級副簧首片下表面初始曲率半徑R_A20b的計算

很據(jù)第二級副簧片數(shù)n₂＝1，厚度h_A21＝13mm，及IV步驟所確定的R_A20a＝4221.8mm，對第二級副簧首片下表面初始曲率半徑R_A20b進行計算，即

R_A20b＝R_A20a+h_A21＝4234.8mm；

VI步驟：第三級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A30a的計算

根據(jù)第三級副簧首片的一半夾緊長度L_A31＝125mm，第三級副簧的初始切線弧高H_gA30＝1.6mm，對第三級副簧首片上表面初始曲率半徑R_A30a進行計算，即

(2)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的各次接觸載荷的仿真計算：

A步驟：主簧及其與各級副簧的根部重疊部分等效厚度的計算

根據(jù)主簧片數(shù)n＝2，主簧各片的厚度h₁＝h₂＝8mm；第一級副簧的片數(shù)n₁＝1，厚度h_A11＝8mm；第二級副簧的片數(shù)n₂＝1，厚度h_A21＝13mm；第三級副簧的片數(shù)n₃＝1，厚度h_A31＝13mm；對主簧根部重疊部分等效厚度h_Me及主與各級副簧的根部重疊部分等效厚度h_MA1e、h_MA2e和h_MA3e分別進行計算，即

B步驟：第1次開始接觸載荷P_k1的仿真計算

根據(jù)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的寬度b＝63mm，彈性模量E＝200GPa；主簧首片的一半夾緊跨長度L₁＝500mm，步驟(1)中計算得到的R_M0b＝1289mm和R_A10a＝2818.6mm，及A步驟中計算得到的h_Me＝10.1mm，對第1次開始接觸載荷P_k1進行仿真計算，即

C步驟：第2次開始接觸載荷P_k2的仿真計算

根據(jù)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的寬度b＝63mm，彈性模量E＝200GPa；首片主簧的一半夾緊跨長度L₁＝500mm，步驟(1)中計算得到的R_A10b＝2826.6mm和R_A20a＝4221.8mm，A步驟中計算得到的h_MA1e＝11.5mm，及B步驟中仿真計算得到的P_k1＝1810N，對第2次開始接觸載荷P_k2進行仿真計算，即

D步驟：第3次開始接觸載荷P_k3的仿真計算

根據(jù)非等偏頻型三級漸變剛度板簧的寬度b＝63mm，彈性模量E＝200GPa；主簧首片的一半夾緊跨長度L₁＝500mm，步驟(1)中所計算得到的R_A20b＝4234.8mm和R_A30a＝4883.6mm，A步驟中計算得到的h_MA2e＝15.5mm，及C步驟中驗算得到的P_k2＝2565N，對第3次開始接觸載荷P_k3進行仿真計算，即

E步驟：第3次完全接觸載荷P_w3的仿真計算

根據(jù)C步驟中仿真計算得到的P_k2＝2565N，D步驟中仿真計算得到的P_k3＝3057N，對該非等偏頻型三級漸變剛度板簧的第3次完全接觸載荷P_w3進行仿真計算，即

(3)非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架系統(tǒng)在不同載荷下的偏頻特性的仿真計算：

根據(jù)主簧夾緊剛度K_M＝51.43N/mm，主簧與第一級副簧的復合夾緊剛度K_MA1＝75.4N/mm，主簧與第一級、第二級副簧的復合夾緊剛度K_MA2＝144.5N/mm，主副簧的總復合夾緊剛度K_MA＝172.9N/mm；空載載荷P₀＝1715N，額定載荷P_N＝7227N，步驟(2)仿真計算得到的P_k1＝1810N，P_k2＝2565N，P_k3＝3057N和P_w3＝3643N，對該非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架系統(tǒng)在不同載荷P下的偏頻特性進行仿真計算，即

式中，g為重力加速度，g＝9.8m/s²。

利用Matlab計算程序，仿真計算所得到的給非等偏頻型三級漸變剛度板簧懸架系統(tǒng)偏頻f₀隨載荷P變化的特性曲線，如圖3所示，其中，可知，在P₀＝1715N時，懸架系統(tǒng)偏頻f₀₀＝2.73Hz；在P_k1＝1810N、P_k2＝2565N、P_k3＝3056N、P_w3＝3643N和P_N＝7227N情況下的懸架系統(tǒng)偏頻分別為f_0k1＝2.656Hz，f_0k2＝2.70Hz，f_0k3＝3.4Hz、f_0w3＝3.43Hz和f_0N＝2.43Hz。

(4)基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧各次接觸載荷的調(diào)整設計：

根據(jù)懸架偏頻仿真計算結(jié)果，可知該三級漸變剛度板簧懸架系統(tǒng)在額定載荷情況下的偏頻最小，即在額定載荷情況下的車輛行駛平順性最佳。但是在P_k3和P_w3范圍時，偏頻較高，大于的偏頻設計要求值f_0k3I＝f_0w3I≤3.0Hz，因此，根據(jù)K_MA2＝144.5N/mm和K_MA3＝172.9N/mm，以漸變載荷下的懸架偏頻設計要求值f_0k3I和f_0w3I為目標，對第3次開始接觸載荷P_k3和第3次完全接觸載荷P_w3進行調(diào)整設計，即：

利用Matlab仿真計算程序，仿真計算所得到的接觸載荷調(diào)整設計之后的該三級漸變剛度板簧懸架的偏頻f₀隨載荷P變化的特性曲線，如圖4所示，其中，接觸載荷調(diào)整設計之后，懸架偏頻f₀在[2.44,3.0]Hz范圍之內(nèi)，滿足車輛懸架偏頻f_0k3I＝f_0w3I≤3.0Hz的設計要求。

通過樣機臺架試驗和車載行駛平順性試驗可知，本發(fā)明所提供的基于偏頻仿真的三級漸變剛度板簧接觸載荷的調(diào)整設計法是正確的，為非等偏頻型三級漸變剛度板簧的接觸載荷調(diào)整設計提供了可靠的技術(shù)方法。利用該方法可確保板簧滿足懸架偏頻特性設計要求，提高產(chǎn)品設計水平、質(zhì)量和性能及車輛行駛平順性和安全性；同時，降低設計及試驗費用，加快產(chǎn)品開發(fā)速度。