李勝琴，譚麗軍

(東北林業(yè)大學(xué) 交通學(xué)院， 哈爾濱 150040)

基于垂向載荷轉(zhuǎn)移率的微型客車側(cè)傾敏感性研究

李勝琴，譚麗軍

(東北林業(yè)大學(xué) 交通學(xué)院， 哈爾濱 150040)

在Matlab/Simulink軟件環(huán)境下建立某微型客車三自由度側(cè)傾模型，分析車輛結(jié)構(gòu)參數(shù)、道路輸入?yún)?shù)及駕駛員輸入?yún)?shù)對(duì)車輛側(cè)傾傾向性的影響。利用干路面蛇形試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)所建立的仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證，通過(guò)J-turn試驗(yàn)和魚鉤仿真試驗(yàn)(fish-hook)分析車速、轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角對(duì)車輛側(cè)向加速度、車身側(cè)傾角等側(cè)向穩(wěn)定性輸出參數(shù)的影響。同時(shí)提出動(dòng)態(tài)垂向載荷轉(zhuǎn)移率(VTRd)作為側(cè)傾敏感性因數(shù)，分析車輛結(jié)構(gòu)及運(yùn)行參數(shù)對(duì)微型客車側(cè)傾敏感性的影響。結(jié)果表明：懸架側(cè)傾剛度對(duì)側(cè)傾敏感性影響最為明顯；結(jié)合駕駛員對(duì)轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角的輸入，車輛的側(cè)傾變化趨勢(shì)對(duì)車速的變化比較敏感，當(dāng)車速增加到80 km/h以上時(shí)，較小的轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角變化就會(huì)使車輛發(fā)生側(cè)傾。

微型客車；動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率；側(cè)傾敏感性；單參數(shù)；虛擬試驗(yàn)

美國(guó)國(guó)家公路交通安全管理局(NHTSA)2012年的報(bào)告指出:在美國(guó)全部的單車交通事故中，側(cè)翻只占約5%，所占的比重比較小，但由側(cè)翻引起的死亡率卻高達(dá)35%，在車內(nèi)乘員都正確使用安全帶的前提下，也會(huì)有約75%的致死率是由側(cè)翻導(dǎo)致的[1]。由于客車側(cè)傾事故的高致死率，美國(guó)國(guó)會(huì)通過(guò)法案，要求車輛出廠前必須進(jìn)行動(dòng)態(tài)抗側(cè)傾評(píng)價(jià)試驗(yàn)，并將其作為車輛評(píng)估的重要指標(biāo)。因此，對(duì)汽車的側(cè)傾問(wèn)題進(jìn)行分析研究、從車輛部件特性入手提高汽車的抗側(cè)傾能力，減少側(cè)傾事故的發(fā)生，是車輛操縱穩(wěn)定性研究的焦點(diǎn)之一[2-4]。

在車輛轉(zhuǎn)向行駛時(shí)，在離心力的作用下車身會(huì)發(fā)生一定程度的側(cè)傾，隨著側(cè)向加速度的增大，車身側(cè)傾的程度會(huì)變大，而車身側(cè)傾會(huì)加劇垂直載荷在內(nèi)外兩側(cè)車輪上的轉(zhuǎn)移，進(jìn)而使外側(cè)車輪的垂直載荷增大、內(nèi)側(cè)車輪的垂直載荷減小，當(dāng)內(nèi)側(cè)車輪的垂直反力減小為0，即內(nèi)側(cè)車輪離開了地面時(shí)，若車身有繼續(xù)側(cè)傾的趨勢(shì)，車輛就有可能會(huì)發(fā)生側(cè)翻[5]。導(dǎo)致車輛發(fā)生側(cè)翻事故的原因有許多，包括車輛結(jié)構(gòu)參數(shù)因素和一些隨機(jī)因素[6-7]。車輛結(jié)構(gòu)參數(shù)是指與車輛設(shè)計(jì)參數(shù)有關(guān)的一些因素，比如其重心高度、輪距、懸架和輪胎特性等；隨機(jī)因素是指隨車輛行駛而變動(dòng)、不在車輛設(shè)計(jì)范圍內(nèi)的因素，比如路面的附著系數(shù)、道路上是否有障礙物、駕駛員對(duì)車輛的操縱方式等。

近年來(lái)，為提高車輛防側(cè)翻能力，進(jìn)一步改善主動(dòng)安全性，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者和汽車生產(chǎn)商針對(duì)整車側(cè)翻控制問(wèn)題進(jìn)行了廣泛的研究，且均取得了一定的成果。 Jangyeol Yoon等[8]采用一種側(cè)翻指標(biāo)值作為側(cè)翻危險(xiǎn)的判斷，并通過(guò)該指標(biāo)決定控制模式設(shè)計(jì)了一種統(tǒng)一底盤控制系統(tǒng)，用來(lái)預(yù)防車輛發(fā)生側(cè)翻，并改善車輛操縱穩(wěn)定性和側(cè)向穩(wěn)定性。Seongjin Yim[9]提出差動(dòng)制動(dòng)與主動(dòng)懸架系統(tǒng)聯(lián)合控制車輛的質(zhì)心高度和行駛速度，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)車輛側(cè)傾穩(wěn)定性控制。李靜等[10]針對(duì)輕型汽車神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)非線性解耦底盤集成控制，重點(diǎn)研究了主動(dòng)轉(zhuǎn)向和主動(dòng)制動(dòng)系統(tǒng)的非線性解耦集成控制。上海交通大學(xué)喻凡教授課題組[11-12]對(duì)轉(zhuǎn)向系統(tǒng)與 ABS、主動(dòng)懸架和 ABS 以及底盤動(dòng)力學(xué)集成控制等進(jìn)行了研究，提出了許多關(guān)于底盤集成控制的新思路和方法，并取得了一定的研究成果。

微型客車由于其自身結(jié)構(gòu)及裝載方式的不同，使得其質(zhì)心位置偏高，因此在轉(zhuǎn)向時(shí)容易產(chǎn)生較大的車身側(cè)傾角以及垂向載荷轉(zhuǎn)移，而當(dāng)側(cè)向加速度和車身側(cè)傾角的大小超過(guò)輪胎垂向載荷轉(zhuǎn)移所能補(bǔ)償?shù)臉O限時(shí)，即當(dāng)內(nèi)側(cè)車輪的垂直載荷為0時(shí)，側(cè)傾就很有可能發(fā)生[13]。但是由于微型客車結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單、成本低，兼具載貨及載客的功能，目前在大部分城市及城郊地區(qū)仍然廣泛使用，因此有必要進(jìn)行微型客車防側(cè)傾穩(wěn)定性的研究，尤其需要研究微型客車本身結(jié)構(gòu)及裝載方式對(duì)側(cè)傾穩(wěn)定性的影響。

本文主要針對(duì)微型客車進(jìn)行車輛側(cè)傾敏感性研究，建立三自由度車輛側(cè)傾運(yùn)動(dòng)學(xué)模型，進(jìn)行虛擬試驗(yàn)，研究車輛結(jié)構(gòu)參數(shù)、行駛參數(shù)以及裝載方式等對(duì)微型客車側(cè)傾穩(wěn)定性的影響，為微型客車側(cè)傾穩(wěn)定性研究提供理論基礎(chǔ)。

1 動(dòng)力學(xué)模型

利用車輛標(biāo)準(zhǔn)坐標(biāo)系，對(duì)車輛進(jìn)行合理簡(jiǎn)化，得到一個(gè)包含車輛側(cè)向運(yùn)動(dòng)、橫擺運(yùn)動(dòng)以及側(cè)傾運(yùn)動(dòng)的3個(gè)自由度的動(dòng)力學(xué)模型[14]。在建立動(dòng)力學(xué)模型之前，需進(jìn)行如下假設(shè)：

1) 在行駛過(guò)程中，車身不會(huì)發(fā)生繞x軸的俯仰運(yùn)動(dòng)，且沿x軸勻速前進(jìn)；

2) 忽略空氣動(dòng)力學(xué)產(chǎn)生的影響；

3) 假設(shè)車輛左右關(guān)于x軸對(duì)稱，正常行駛狀態(tài)下兩側(cè)車輪的受力相同；

4) 忽略車輛轉(zhuǎn)向系、輪胎及懸架等非線性因素對(duì)車輛側(cè)傾穩(wěn)定性的影響；

5) 假設(shè)輪胎的參數(shù)不變，兩個(gè)前側(cè)及兩個(gè)后側(cè)輪胎的運(yùn)動(dòng)軌跡相同，同軸的內(nèi)外側(cè)輪胎有相同的轉(zhuǎn)角和側(cè)傾角；

1.1 動(dòng)力學(xué)模型

根據(jù)以上假設(shè)建立三自由度簡(jiǎn)化模型，如圖1所示。

圖1 三自由度簡(jiǎn)化模型

設(shè)縱向速度恒定，忽略側(cè)傾與橫擺方向的轉(zhuǎn)動(dòng)慣性積的影響，以及非簧載質(zhì)量以及前后軸不同運(yùn)動(dòng)特性對(duì)側(cè)傾的影響，考慮前輪轉(zhuǎn)角影響以及簧載質(zhì)量在側(cè)傾時(shí)的作用，將車輛行駛過(guò)程中車輛側(cè)向、橫擺及側(cè)傾運(yùn)動(dòng)的方程表達(dá)如下：

(1)

aFyfcosδw-bFyr

(2)

(3)

忽略輪胎側(cè)向力的非線性影響，定義前后車輪的等效側(cè)偏剛度分別為Cαf、Cαr、，αf、αr分別為前輪和后輪的側(cè)偏角，車輛前后輪的線性側(cè)向力表達(dá)如式(4)(5)所示。

(4)

(5)

將式(4)(5)代入式(1)～(3)，最終得到三自由度側(cè)傾運(yùn)動(dòng)方程，如式(6)所示。

(6)

1.2模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的有效性，在Simulink環(huán)境下進(jìn)行干路面蛇形輸入仿真，模擬轉(zhuǎn)向盤輸入來(lái)自實(shí)車試驗(yàn)，車輛前進(jìn)速度為60 km/h。圖2為仿真與實(shí)車試驗(yàn)所獲得的車輛橫擺角速度曲線對(duì)比?？梢钥闯觯悍抡媲€與試驗(yàn)曲線吻合程度較高，仿真所得車輛橫擺角速度稍小于試驗(yàn)值，主要由于建模過(guò)程中的車輛結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化以及簧上簧下質(zhì)量分配可能存在誤差。但仿真曲線整體趨勢(shì)與試驗(yàn)曲線一致，能夠用于進(jìn)行車輛側(cè)傾敏感性的仿真分析。

圖2 蛇形輸入下車輛仿真與試驗(yàn)曲線對(duì)比

2 虛擬試驗(yàn)

目前，國(guó)內(nèi)外嚴(yán)格針對(duì)車輛側(cè)傾的評(píng)估試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)還沒(méi)有頒布，現(xiàn)在比較通用的對(duì)汽車穩(wěn)定性進(jìn)行評(píng)價(jià)的試驗(yàn)有J-turn試驗(yàn)和魚鉤(fish-hook)試驗(yàn)。本文按照上述2個(gè)試驗(yàn)的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行仿真，仿真試驗(yàn)中設(shè)定路面譜的附著系數(shù)為0.9，微型客車重心高度為800 mm。

J-turn試驗(yàn)和魚鉤試驗(yàn)共同點(diǎn)是需要提前確定轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角的基準(zhǔn)。首先，進(jìn)行汽車側(cè)向性能特征測(cè)試。汽車以80 km/h的速度直線行駛，在整個(gè)轉(zhuǎn)向過(guò)程中，駕駛員通過(guò)調(diào)節(jié)加速踏板保持車速不變，即轉(zhuǎn)向盤開始勻速轉(zhuǎn)動(dòng)，角速度為13.5 (°)/s，轉(zhuǎn)角一直增大到270 °，然后在270 °的位置保持2 s，之后經(jīng)過(guò)4 s勻速回到0 °。試驗(yàn)分左右兩個(gè)方向，各進(jìn)行3次。畫出側(cè)向加速度隨時(shí)間變化曲線。對(duì)其加速度曲線的線性區(qū)進(jìn)行線性擬合，擬合范圍在0.1～ 0.4 g，用側(cè)向加速度曲線與轉(zhuǎn)向輸入曲線找到0.3 g對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角位置A′，對(duì)6次測(cè)試結(jié)果的A′取平均值為A0。A0將用于J-彎試驗(yàn)和魚鉤試驗(yàn)的轉(zhuǎn)角輸入值的確定。利用前述模型進(jìn)行仿真試驗(yàn)，所得A0為27.5 °。

2.1 魚鉤試驗(yàn)

汽車直線行駛，初始車速為75 km/h，司機(jī)松開加速踏板，0時(shí)刻觸發(fā)自動(dòng)轉(zhuǎn)向機(jī)，并在0時(shí)刻前開始采集數(shù)據(jù)，自動(dòng)轉(zhuǎn)向機(jī)使轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角按圖3變化，即轉(zhuǎn)角以720(°)/s勻速增大，當(dāng)轉(zhuǎn)角增大到6.5A0時(shí)保持0.25 s，然后用720(°)/s勻速反向轉(zhuǎn)動(dòng)到-A，保持3 s，再勻速(速度隨意)回到0°。由于所建立的三自由度模型輸入為前輪轉(zhuǎn)角，需要將轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角除以本車轉(zhuǎn)向系統(tǒng)角傳動(dòng)比15.6。模擬所得車輛側(cè)向加速度及車身側(cè)傾角曲線如圖4所示。

圖3 魚鉤試驗(yàn)轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角輸入

由圖4可以看出：側(cè)向加速度與轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角曲線變化趨勢(shì)相近，方向相反，在急轉(zhuǎn)彎的過(guò)程中側(cè)向加速度最大值達(dá) 0.87g。車身側(cè)傾角變化趨勢(shì)與轉(zhuǎn)向盤輸入變化趨勢(shì)一致，最大車身側(cè)傾角達(dá)0.27 rad，達(dá)到了側(cè)傾極限。此階段轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角變化速度較大，同時(shí)車輛行駛速度較高，兩者同時(shí)疊加影響了車輛側(cè)傾敏感性。

2.2 J彎試驗(yàn)

轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角輸入如圖5所示，汽車直線行駛，初始車速為80 km/h，司機(jī)松開加速踏板，t=1 s時(shí)刻觸發(fā)自動(dòng)轉(zhuǎn)向機(jī)，并在0時(shí)刻開始采集數(shù)據(jù)，自動(dòng)轉(zhuǎn)向機(jī)使轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角按圖7變化，即轉(zhuǎn)角以1 000(°)/s勻速增大，增大到A=8A0，當(dāng)轉(zhuǎn)角增大到A時(shí)保持4 s，然后用2 s的時(shí)間勻速回到0°。由于所建立的三自由度模型輸入為前輪轉(zhuǎn)角，需要將轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角除以本車轉(zhuǎn)向系統(tǒng)角傳動(dòng)比15.6。模擬所得車身側(cè)傾角及側(cè)向加速度曲線，如圖6所示。

圖4 魚鉤試驗(yàn)所得車身側(cè)傾角及車輛側(cè)向加速度曲線

圖5 NHTSA J-彎試驗(yàn)轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角輸入

由圖6可知：轉(zhuǎn)向盤開始反向轉(zhuǎn)向時(shí)，車輛側(cè)向加速度迅速增大，最大值達(dá)0.68g。同時(shí)，車身側(cè)傾角最大值達(dá)到0.35 rad，車輛處于失穩(wěn)臨界狀態(tài)。隨著轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角的變化，車輛重新回到穩(wěn)定狀態(tài)。主要因?yàn)榇舜文M試驗(yàn)初始車速增加到了80 km/h，說(shuō)明隨著車速的增加，轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角或轉(zhuǎn)角速度對(duì)車輛側(cè)傾影響的敏感性增加。

圖6 NHTSA J-彎模擬試驗(yàn)所得車身側(cè)傾角及車輛側(cè)向加速度曲線

3 單參數(shù)影響敏感度分析

本文分析車輛結(jié)構(gòu)參數(shù)、路面參數(shù)及駕駛員輸入對(duì)車輛側(cè)傾穩(wěn)定型的影響，因此假設(shè)車輛質(zhì)心高度不變，分別選取懸架側(cè)傾剛度、車速、轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角，考查某一參數(shù)變化對(duì)車輛側(cè)傾運(yùn)動(dòng)輸出參數(shù)的影響。

依據(jù)當(dāng)前美國(guó)側(cè)傾法規(guī)49CRF Part 575的規(guī)定，無(wú)論是靜態(tài)測(cè)試還是動(dòng)態(tài)測(cè)試均以車輪輪胎有無(wú)離開地面為判斷依據(jù)，本文選定車輛動(dòng)態(tài)垂向載荷轉(zhuǎn)移率(VTRd)作為評(píng)價(jià)指標(biāo)。

車輛動(dòng)態(tài)垂向載荷轉(zhuǎn)移率是指車輛的左、右車輪垂直載荷之差與其之和的比值，定義為車輛橫向載荷轉(zhuǎn)移率，其表達(dá)式如式(7)所示。

(7)

式中：FL為車輛左側(cè)前后車輪垂直載荷之和；FR為車輛右側(cè)前后車輪垂直載荷之和。

依據(jù)三自由度車輛運(yùn)動(dòng)方程(6)，車身繞位于地面上的輪距中心點(diǎn)的受力平衡方程為：

hr2sinφ+gsinφ)=0

則有

hr2sinφ+gsinφ)

(8)

(9)

由式(9)可以看出：車輛側(cè)傾穩(wěn)定性指標(biāo)可以根據(jù)車輛運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)實(shí)時(shí)計(jì)算，由此可以作為是否發(fā)生側(cè)傾的判斷依據(jù)，VTRd的絕對(duì)值越大，車輛越容易發(fā)生側(cè)翻。

3.1 側(cè)傾剛度的影響

圖7為魚鉤輸入下改變懸架等效側(cè)傾剛度所獲得的動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率對(duì)比，可以看出：車輛動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率隨著懸架等效側(cè)傾剛度的增加而減小，車輛側(cè)傾趨勢(shì)減小。當(dāng)懸架等效側(cè)傾剛度小于10 kN·m/rad時(shí)，其對(duì)動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率的影響較大，而當(dāng)懸架等效側(cè)傾剛度值大于10 kN·m/rad時(shí)，其變化對(duì)動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率的影響差別不是很大，這是因?yàn)楫?dāng)懸架等效側(cè)傾剛度增加到一定值以后，簧上質(zhì)量與簧下質(zhì)量近似一個(gè)剛體，此時(shí)影響車輛側(cè)傾的主要因素變成了車輛質(zhì)心高度，因此動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率差別較小。

3.2 車速變化影響

動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率隨車速的變化如圖8所示，可以看出：動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率最大值隨著車速的增加而增加。其他因素不變，當(dāng)車速增加到80 km/h時(shí)，動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率最大值達(dá)到-1，車輛處于失穩(wěn)狀態(tài)。隨著轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角的回正，車輛恢復(fù)到穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。因此可以認(rèn)為：當(dāng)車輛處于急轉(zhuǎn)彎狀態(tài)時(shí)，車速越高，車輛發(fā)生側(cè)傾的危險(xiǎn)性越大。

圖7 懸架等效側(cè)傾剛度對(duì)動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率的影響

圖8 車速對(duì)動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率最大值的影響

3.3 轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角變化影響

固定車速輸入為50 km/h時(shí)，改變轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角階躍輸入，分析車輛動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率的變化趨勢(shì)，如圖9所示。由于本文所建立的模型為車輛前輪轉(zhuǎn)角輸入，此處描述為車輛前輪轉(zhuǎn)角與動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率之間的變化關(guān)系?？梢钥闯觯寒?dāng)前輪轉(zhuǎn)角在15°以下時(shí)，車輛能夠保持穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)，但當(dāng)前輪偏轉(zhuǎn)角超過(guò)15°時(shí)，動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率最大值則容易超過(guò)穩(wěn)定范圍(一般認(rèn)為動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率超過(guò)±0.8時(shí)，車輛處于側(cè)傾失穩(wěn)門限)，車輛易于發(fā)生側(cè)傾失穩(wěn)。說(shuō)明在車輛轉(zhuǎn)彎狀態(tài)下，需要減小轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角或者減小轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角速度，以維持車輛的穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。

圖9 前輪轉(zhuǎn)角對(duì)動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率的影響

4 結(jié)論

本文利用Matlab/Simulink建立車輛三自由度側(cè)傾模型，進(jìn)行虛擬蛇形及階躍轉(zhuǎn)向試驗(yàn)，用于分析車輛側(cè)傾失穩(wěn)對(duì)車輛本身及外界參數(shù)變化的敏感度。

1) 建立某微型客車的三自由度側(cè)傾動(dòng)力學(xué)模型，并利用干路面蛇形試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)所建立的模型進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果表明：該三自由度模型可以用來(lái)進(jìn)行車輛轉(zhuǎn)彎過(guò)程中側(cè)傾穩(wěn)定敏感性的研究。

2) 利用J彎及魚鉤試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)行車輛模擬試驗(yàn)，對(duì)兩種典型輸入下車輛的側(cè)向加速度和車身側(cè)傾角進(jìn)行分析，得出結(jié)論認(rèn)為車速及轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)動(dòng)速度對(duì)車輛側(cè)傾運(yùn)動(dòng)輸出參數(shù)的影響較大。

3) 提出動(dòng)態(tài)載荷轉(zhuǎn)移率，結(jié)合車輛運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，對(duì)側(cè)傾敏感性進(jìn)行分析。確定懸架等效側(cè)傾剛度、車速及轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角3個(gè)參數(shù)，進(jìn)行車輛側(cè)傾敏感度分析，其中車速本身對(duì)車輛側(cè)傾失穩(wěn)的影響不大，但結(jié)合轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角之后，對(duì)車輛的側(cè)傾趨勢(shì)影響增大，當(dāng)車速增加到80 km/h以上時(shí)，較小的轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角變化就會(huì)使車輛發(fā)生側(cè)傾。

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(責(zé)任編輯劉 舸)

StudyofLightVehicleRolloverTendencyBasedonVertical-LoadTransferRate

LI Shengqin， TAN Lijun

(Traffic College, Northeast Forest University， Harbin 150040， China)

Taking a mini-bus as the research object, a three degree freedom multi-body dynamics model is developed using Matlab/Simulink to analyze mini-bus dynamics and sharp turn stability. Using the J-turn and NHTSA Fish-hook virtual tests, the influence of vehicle velocity and steering angle on the vehicle lateral acceleration and vehicle body rollover angle are analyzed. The influences of mini-bus structure, traffic conditions, and external conditions on the rollover tendency were also analyzed in single-factor experiments. A correlation between the vehicle parameter of center of gravity location and rollover propensity is found, and the results show that the vehicle center of gravity is the most important parameter which influenced the rollover tendency of mini-bus, and combined of the vehicle velocity, the steering velocity also has some influence on the rollover stability of mini-bus. The results can be used to improve mini-bus redesigns, to improve risk prediction, and to reduce the incidence of traffic accidents.

mini-bus; vertical-load transfer rate ; rollover tendency; single parameter; virtual test

2017-05-20

黑龍江省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2016003)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(DL13CB07)

李勝琴(1976—)，女，黑龍江哈爾濱人，博士，副教授，主要從事車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)及控制研究，E-mail:lishengqin@126.com。

李勝琴，譚麗軍.基于垂向載荷轉(zhuǎn)移率的微型客車側(cè)傾敏感性研究[J].重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué))，2017(11):9-15.

formatLI Shengqin，TAN Lijun.Study of Light Vehicle Rollover Tendency Based on Vertical-Load Transfer Rate[J].Journal of Chongqing University of Technology(Natural Science)，2017(11):9-15.

10.3969/j.issn.1674-8425(z).2017.11.002

U461.6

A

1674-8425(2017)11-0009-07