李仲興，陳 鑫，宋鑫炎，薛紅濤

(江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

隨著《“十三五”國(guó)家科技創(chuàng)新規(guī)劃》和《汽車產(chǎn)業(yè)中長(zhǎng)期發(fā)展規(guī)劃》的推進(jìn)，推動(dòng)“純電驅(qū)動(dòng)”技術(shù)轉(zhuǎn)型，加快新能源汽車研發(fā)成為汽車發(fā)展的主要方向.輪轂直驅(qū)電動(dòng)汽車作為電動(dòng)汽車驅(qū)動(dòng)形式之一，具有控制靈活、傳動(dòng)高效、結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點(diǎn)，可有效降低車輛能耗[1]、提高整車的主動(dòng)安全性[2].但輪轂電動(dòng)機(jī)的應(yīng)用加劇了簧下部件的振動(dòng)，并加入了額外的高頻激勵(lì)源，尤其是在輪轂電動(dòng)機(jī)運(yùn)行過(guò)程中，因氣隙不均會(huì)導(dǎo)致電動(dòng)機(jī)產(chǎn)生不平衡電磁力[3-4].針對(duì)簧下質(zhì)量增大的問(wèn)題，童煒等[5]以參數(shù)匹配為目的，分析了簧下質(zhì)量與電動(dòng)機(jī)質(zhì)量比、阻尼比等參數(shù)對(duì)車輛振動(dòng)的影響.針對(duì)電動(dòng)機(jī)不良振動(dòng)問(wèn)題，A.KULKARNI等[6]分析了電動(dòng)機(jī)振動(dòng)對(duì)懸架的影響.然而，針對(duì)輪轂直驅(qū)電動(dòng)汽車簧下質(zhì)量增大和電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力2大問(wèn)題，在懸架參數(shù)變化時(shí)的系統(tǒng)特性研究卻很少見(jiàn).這對(duì)輪轂直驅(qū)懸架系統(tǒng)控制研究的深入開(kāi)展造成了一定的困難.

空氣懸架是一種典型的半主動(dòng)懸架，具有低振動(dòng)頻率和良好的隔振性能，并具有諸多的衍生結(jié)構(gòu).其中帶附加氣室的空氣懸架可實(shí)現(xiàn)調(diào)節(jié)空氣彈簧剛度的作用，在提升車輛乘坐舒適性和操縱穩(wěn)定性方面具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)[7].

筆者將輪轂直驅(qū)系統(tǒng)和空氣懸架系統(tǒng)2個(gè)相對(duì)獨(dú)立的系統(tǒng)進(jìn)行整合，構(gòu)建輪轂直驅(qū)空氣懸架(hub direct drive air suspension,HDD-AS)系統(tǒng)，通過(guò)動(dòng)力學(xué)模型研究路面隨機(jī)激勵(lì)與電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力耦合作用下輪轂電動(dòng)機(jī)與空氣懸架垂向振動(dòng)性能，分析電動(dòng)機(jī)偏心距、簧上質(zhì)量加速度、懸架動(dòng)行程、輪胎動(dòng)載荷和簧下質(zhì)量加速度在懸架參數(shù)改變時(shí)的時(shí)頻特性.

1 1/4HDD-AS系統(tǒng)模型

1.1 永磁無(wú)刷直流電動(dòng)機(jī)模型

根據(jù)試驗(yàn)電動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)與參數(shù)，建立極對(duì)數(shù)為23，槽數(shù)為51的永磁無(wú)刷直流電動(dòng)機(jī)模型作為輪轂電動(dòng)機(jī)模型，其額定功率為4 kW，額定電壓為72 V，電壓方程為

(1)

式中：ua、ub、uc分別為a、b、c三相電壓；Rm為相電阻；ia、ib、ic分別為a、b、c三相電流；L為繞組自感；M為繞組互感；pd為微分算子；ea、eb、ec分別為a、b、c三相反電動(dòng)勢(shì).

(2)

式中：kea、keb、kec分別為a、b、c三相的反電動(dòng)勢(shì)系數(shù)；ω為轉(zhuǎn)子角速度.

電動(dòng)機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩方程和電動(dòng)機(jī)機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程分別為

(3)

(4)

式中：Te為電磁轉(zhuǎn)矩；Jm為電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；μ為摩擦因數(shù)；TL為電動(dòng)機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩.

1.2 不平衡電磁力

不考慮永磁體布置不對(duì)稱及電樞繞組設(shè)計(jì)不合理等問(wèn)題，在隨機(jī)路面激勵(lì)下，外轉(zhuǎn)子永磁無(wú)刷直流電動(dòng)機(jī)定轉(zhuǎn)子產(chǎn)生偏心，引發(fā)電動(dòng)機(jī)氣隙不均，導(dǎo)致氣隙磁場(chǎng)的畸變，從而產(chǎn)生不平衡電磁力.

氣隙磁場(chǎng)包括永磁體磁場(chǎng)和電樞反應(yīng)磁場(chǎng)，忽略了飽和與漏磁效應(yīng)后，運(yùn)用線性疊加法將二者相加，獲得電動(dòng)機(jī)徑向氣隙磁場(chǎng)與電動(dòng)機(jī)切向氣隙磁場(chǎng)，結(jié)合由偏心距計(jì)算的磁導(dǎo)修正系數(shù)，計(jì)算電動(dòng)機(jī)偏心狀態(tài)下的不平衡電磁力.

假設(shè)永磁體磁化強(qiáng)度均勻，鐵芯磁導(dǎo)率無(wú)窮大，永磁體充磁方向?yàn)閺较虺浯?徑向氣隙磁場(chǎng)Ber和切向氣隙磁場(chǎng)Bet計(jì)算方法[8]如下：

Ber(r,α,t)=(Bmr(r,α,t)+Bar(r,α,t))εδ，

(5)

Bet(r,α,t)=(Bmt(r,α,t)+Bat(r,α,t))εδ，

(6)

式中：r為極坐標(biāo)系極徑；α為極坐標(biāo)系極角；Bmr為永磁體徑向磁場(chǎng)；Bar為電樞反應(yīng)徑向磁場(chǎng)；Bmt為永磁體切向磁場(chǎng)；Bat為電樞反應(yīng)切向磁場(chǎng)；εδ為磁導(dǎo)修正系數(shù).

由于電動(dòng)機(jī)定轉(zhuǎn)子間存在偏心而產(chǎn)生的垂向不平衡電磁力Fez與縱向不平衡電磁力Fex計(jì)算如下：

sinα+2Ber(r,α,t)Bet(r,α,t)cosα]dα，

(7)

cosα-2Ber(r,α,t)Bet(r,α,t)sinα]dα，

(8)

式中：ld為電動(dòng)機(jī)軸向長(zhǎng)度，ld=0.06 m；μ0為真空磁導(dǎo)率.

1.3 帶附加氣室空氣彈簧數(shù)學(xué)模型

帶附加氣室空氣彈簧由空氣彈簧、連接管路、附加氣室和電磁閥組成.將空氣彈簧視為變質(zhì)量開(kāi)口絕熱系統(tǒng)，其內(nèi)部氣體狀態(tài)方程為

(9)

式中：p、p0分別為空氣彈簧瞬時(shí)氣壓和空氣彈簧初始?xì)鈮?；V、V0分別為空氣彈簧瞬時(shí)體積和初始體積；m、m0為空氣彈簧瞬時(shí)氣體質(zhì)量和初始?xì)怏w質(zhì)量；k為等熵指數(shù)；const為常數(shù).

當(dāng)氣體流經(jīng)連接管路時(shí)，氣體被壓縮，因此管路的實(shí)際通流能力取決于氣體壓縮后的最小面積，意味著氣體交換時(shí)存在著節(jié)流效應(yīng).同時(shí)，因管路具有一定長(zhǎng)度，氣體交換存在時(shí)滯效應(yīng).

考慮連接管路節(jié)流效應(yīng)，管路中流經(jīng)的氣體質(zhì)量流量[9]為

(10)

式中：t為時(shí)間;Se為有效通流面積，Se=0.000 2 m2；λt為管路的阻力系數(shù)；Tup為氣壓為pmax端的氣體溫度;pmax為管路上游氣體氣壓；pmin為管路下游氣體氣壓.

考慮管路時(shí)滯效應(yīng)，管路中不同位置處的質(zhì)量流量為

(11)

式中：R為氣體常數(shù)；Tdn為氣壓為pmin端的氣體溫度；l為連接管路長(zhǎng)度，l=0.8 m;c為聲速.

附加氣室在運(yùn)行過(guò)程中為變質(zhì)量開(kāi)口絕熱定容系統(tǒng)，其數(shù)學(xué)模型[10]為

(12)

式中：pn為附加氣室內(nèi)氣體壓力；mn為附加氣室內(nèi)氣體質(zhì)量；constn為常數(shù).

1.4 三質(zhì)量系統(tǒng)模型

輪轂電動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示.三質(zhì)量系統(tǒng)模型如圖2所示.

圖1 輪轂電動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)

圖2 三質(zhì)量系統(tǒng)模型

以輪轂電動(dòng)機(jī)氣隙為分界面，拆分電動(dòng)機(jī)內(nèi)定子與外轉(zhuǎn)子，將傳統(tǒng)的1/4整車二自由度振動(dòng)模型轉(zhuǎn)化為1/4整車三自由度振動(dòng)模型.三質(zhì)量系統(tǒng)振動(dòng)微分方程[11]為

(13)

式中：ms為簧上質(zhì)量，ms=337.5 kg；zs為簧上質(zhì)量垂向位移；Fa為空氣彈簧力；cs為阻尼減振器阻尼系數(shù)；mur為輪胎與電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子質(zhì)量，mur=66.5 kg;mus為電動(dòng)機(jī)定子與剩余簧下質(zhì)量，mus=57.5 kg;zur、zus分別為mur、mus的垂向位移；kb為軸承剛度，kb=5×10-6N·m-1；kt為輪胎剛度，kt=250 kN·m-1；q為隨機(jī)路面輸入；Fez為垂向不平衡電磁力.

空氣彈簧力為

Fa=(p-pa)Aa-msg，

(14)

式中：pa為大氣壓；Aa為空氣彈簧有效面積；g為重力加速度.

電動(dòng)機(jī)定轉(zhuǎn)子間偏心距為

e=zus-zur.

(15)

以電動(dòng)機(jī)定轉(zhuǎn)子間偏心距與不平衡電磁力為紐帶，構(gòu)建成輪轂電動(dòng)機(jī)與空氣懸架耦合模型.HDD-AS系統(tǒng)模型結(jié)構(gòu)如圖3所示，其中：fd為懸架動(dòng)行程；n為電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速；vref為參考車速.

圖3 HDD-AS系統(tǒng)模型結(jié)構(gòu)

參考滾動(dòng)阻力計(jì)算方法，計(jì)算1/4HDD-AS系統(tǒng)實(shí)時(shí)滾動(dòng)阻力，作為電動(dòng)機(jī)運(yùn)行負(fù)載轉(zhuǎn)矩.滾動(dòng)阻力為

Ff=(ms+mus+mur)g(7.6×10-3+5.6×10-5v)，

(16)

式中：v為車速.

2 試驗(yàn)驗(yàn)證

基于INSTRON 8800單通道電液伺服系統(tǒng)、LMS SCADAS Mobile數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和知豆D1車載電動(dòng)機(jī)控制器，搭建試驗(yàn)臺(tái)架,試驗(yàn)設(shè)備如圖4所示.

圖4 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)臺(tái)簧上質(zhì)量以一根橫梁代替，橫梁下方為彈簧與阻尼減振器.阻尼減振器另一端與擺臂中部連接，連接處可產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，阻尼減振器與擺臂中部間裝有HD-YB-11LY型輪輻式拉壓力傳感器.擺臂與立柱采用螺栓鉸接，因此擺臂可上下進(jìn)行擺動(dòng).擺臂末端為輪轂電動(dòng)機(jī)與車輪，并設(shè)計(jì)有一方形平臺(tái)，用于搭載加速度傳感器.車輪置于雙滾筒上，接受單通道液壓激振臺(tái)所施加的激勵(lì).

根據(jù)試驗(yàn)臺(tái)架結(jié)構(gòu)與參數(shù)，搭建試驗(yàn)?zāi)Ｐ?該試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谢缮腺|(zhì)量位移鎖死，懸架也為被動(dòng)懸架，用以模擬試驗(yàn)實(shí)況，便于比對(duì)試驗(yàn)與仿真結(jié)果.

試驗(yàn)臺(tái)架如圖5所示.試驗(yàn)時(shí)，首先上升液壓激振臺(tái)，當(dāng)拉壓力傳感器所采集的壓力信號(hào)達(dá)到預(yù)定值(該預(yù)定值用于模擬車身垂向載荷)，啟動(dòng)輪轂電動(dòng)機(jī)，將其轉(zhuǎn)速提升至100 r·min-1.隨后利用單通道液壓伺服系統(tǒng)施加頻率為2 Hz，幅值為0.003 m的正弦激勵(lì)，采集輪轂電動(dòng)機(jī)相電流信號(hào)和簧下質(zhì)量加速度信號(hào)，與同等工況下的仿真結(jié)果對(duì)比，電動(dòng)機(jī)相電流試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖6所示，簧下質(zhì)量加速度頻域試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖7所示，其中f為頻率.

圖5 試驗(yàn)臺(tái)架

圖6 電動(dòng)機(jī)相電流對(duì)比

圖7 簧下質(zhì)量加速度頻域?qū)Ρ?/p>

從圖6可以看出：試驗(yàn)與仿真的電流周期相同，信號(hào)特征相符.從圖7可以看出：試驗(yàn)與仿真的簧下質(zhì)量加速度頻域成分大致相同；仿真中懸架振動(dòng)產(chǎn)生的低頻峰值所在頻域和電動(dòng)機(jī)振動(dòng)所產(chǎn)生的高頻峰值所在頻域與試驗(yàn)所得相同.這說(shuō)明所搭建的輪轂電動(dòng)機(jī)和電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力模型在懸架力與路面激勵(lì)共同作用下貼近實(shí)際情況，可以較為精準(zhǔn)地反映路面隨機(jī)激勵(lì)下電動(dòng)機(jī)因氣隙不均所產(chǎn)生的不平衡電磁力.在此基礎(chǔ)上，結(jié)合帶附加氣室空氣懸架模型，在隨機(jī)路面激勵(lì)與電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力耦合作用下，開(kāi)展HDD-AS系統(tǒng)特性研究.

3 1/4HDD-AS系統(tǒng)性能分析

選取C級(jí)路面，路面的不平度系數(shù)Gq(n0)=2.56×10-4m3，參考空間頻率n0=0.1 m-1，車速為40 km·h-1.

3.1 HDD-AS系統(tǒng)響應(yīng)均方根值分析

帶附加氣室空氣彈簧具有改變彈簧剛度的能力.通過(guò)開(kāi)啟附加氣室電磁閥，連通附加氣室與空氣彈簧，改變氣體動(dòng)態(tài)特性，達(dá)到改變空氣彈簧剛度的效果.空氣彈簧動(dòng)剛度k1隨附加氣室容積的變化曲線如圖8所示，改變附加氣室容積，空氣彈簧動(dòng)剛度發(fā)生相應(yīng)變化；附加氣室容積Vf在1、2、3 L時(shí)空氣彈簧動(dòng)剛度下降明顯，之后隨著附加氣室容積的變大，空氣彈簧動(dòng)剛度基本不變.

圖8 空氣彈簧動(dòng)剛度隨附加氣室容積的變化曲線

附加氣室容積與阻尼系數(shù)改變時(shí)電動(dòng)機(jī)偏心距、電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力、簧上質(zhì)量加速度、懸架動(dòng)行程、輪胎動(dòng)載荷Fd、簧下質(zhì)量加速度均方根值響應(yīng)曲線如圖9所示，其中‖·‖rms為均方根值.

圖9 HDD-AS系統(tǒng)參數(shù)均方根值響應(yīng)曲線

從圖9可以看出：在路面激勵(lì)與電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力耦合作用下，電動(dòng)機(jī)偏心距、電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力、懸架動(dòng)行程、輪胎動(dòng)載荷以及簧下質(zhì)量加速度隨阻尼系數(shù)的變化趨勢(shì)一致，即隨阻尼系數(shù)的增大而減??；簧上質(zhì)量加速度隨阻尼系數(shù)增大而增大.由此可知，增大阻尼系數(shù)可抑制電動(dòng)機(jī)偏心，降低不平衡電磁力，并減小懸架動(dòng)行程、輪胎動(dòng)載荷及簧下質(zhì)量加速度，但會(huì)使簧上質(zhì)量加速度增大.

從圖9還可以看出：電動(dòng)機(jī)偏心距、電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力以及輪胎動(dòng)載荷隨附加氣室容積增大而增大，輪胎動(dòng)載荷在附加氣室容積較大時(shí)有些降低，這是由于空氣彈簧動(dòng)剛度在附加氣室容積變大時(shí)存在回升，但動(dòng)剛度總體趨勢(shì)仍為下降；簧上質(zhì)量加速度、懸架動(dòng)行程以及簧下質(zhì)量加速度變化趨勢(shì)一致，即隨附加氣室容積增大而減小，其中，簧上質(zhì)量加速度、懸架動(dòng)行程在附加氣室容積為0～3 L時(shí)變化較其他區(qū)域明顯，這是由于在該區(qū)域內(nèi)空氣彈簧動(dòng)剛度變化較快.由此可知，適當(dāng)增加附加氣室容積可有效降低簧上質(zhì)量加速度、動(dòng)行程，但同時(shí)輪胎動(dòng)載荷、電動(dòng)機(jī)偏心距及不平衡電磁力會(huì)增大.

3.2 HDD-AS系統(tǒng)幅頻特性分析

電動(dòng)機(jī)偏心距、簧上質(zhì)量加速度、懸架動(dòng)行程、輪胎動(dòng)載荷以及簧下質(zhì)量加速度在不同附加氣室容積時(shí)對(duì)路面不平度的傳遞特性如圖10所示，其中G(·)為增益.

圖10 不同附加氣室HDD-AS系統(tǒng)響應(yīng)幅頻特性

從圖10可以看出：由于電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力的影響，HDD-AS系統(tǒng)幅頻特性在60～70 Hz區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)了共振峰，表明電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力對(duì)空氣懸架系統(tǒng)響應(yīng)在60～70 Hz頻段產(chǎn)生了較大的影響；電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力對(duì)輪胎動(dòng)載荷影響最大，降序依次為簧下質(zhì)量加速度、簧上質(zhì)量加速度，最后為懸架動(dòng)行程；隨著附加氣室容積的增加，空氣彈簧剛度下降，由于低頻時(shí)空氣彈簧與附加氣室氣體交換充分，高頻時(shí)氣體時(shí)滯特性凸顯，所以高頻段幅頻特性對(duì)帶附加氣室空氣彈簧剛度變化敏感性不高，低頻段幅頻特性卻較為敏感；電動(dòng)機(jī)偏心距、簧上質(zhì)量加速度、輪胎動(dòng)載荷幅頻特性低頻共振峰(1～2 Hz)振幅隨空氣彈簧剛度下降而減小，共振頻率向高頻方向移動(dòng)；頻率大于2 Hz時(shí)，其幅值變化趨勢(shì)相反，且在頻率逐漸變高時(shí)幅值趨于一致；懸架動(dòng)行程幅頻特性幅值在0.8 Hz前隨空氣彈簧動(dòng)剛度減小而增大；低頻共振峰(1～2 Hz)振幅隨空氣彈簧剛度下降而減小，共振頻率向高頻方向移動(dòng).由于簧下質(zhì)量共振峰共振頻率較高，空氣彈簧剛度變化對(duì)其幅頻特性影響不大.所以，適當(dāng)增加附加氣室容積可有效抑制電動(dòng)機(jī)低頻區(qū)域因路面激勵(lì)引起的振動(dòng)，并可提升空氣懸架在低頻激勵(lì)輸入時(shí)部分性能的表現(xiàn)，但會(huì)使輪胎動(dòng)載荷在低中頻共振峰間區(qū)域幅值增大.

電動(dòng)機(jī)偏心距、簧上質(zhì)量加速度、懸架動(dòng)行程、輪胎動(dòng)載荷以及簧下質(zhì)量加速度在不同阻尼系數(shù)時(shí)對(duì)路面不平度的傳遞特性如圖11所示.

從圖11a可以看出：隨著阻尼系數(shù)的增大，電動(dòng)機(jī)偏心距幅頻特性低頻共振峰(1～2 Hz)幅值減小，共振頻率向高頻區(qū)域移動(dòng)；中頻共振峰(6～8 Hz)幅值減小，共振頻率向低頻區(qū)移動(dòng)；高頻共振峰(60～70 Hz)幅值減小，共振頻率不變；低中頻間頻率區(qū)域、中高頻間頻率區(qū)域幅值變化趨勢(shì)與共振峰幅值變化趨勢(shì)相反，隨阻尼系數(shù)增大而增大.

從圖11b可以看出：隨著阻尼系數(shù)的增大，簧上質(zhì)量加速度幅頻特性低頻共振峰(1～2 Hz)幅值減小，共振頻率向高頻區(qū)域移動(dòng)；中頻共振峰(6～8 Hz)幅值基本不變，共振頻率向低頻區(qū)移動(dòng)；高頻共振峰(60～70 Hz)幅值增大，共振頻率不變，這表明阻尼系數(shù)的增大會(huì)使電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力對(duì)簧上質(zhì)量加速度的影響增大；低中頻間頻率區(qū)域、中高頻間頻率區(qū)域幅值隨阻尼系數(shù)增大而增大.

從圖11c可以看出：隨著阻尼系數(shù)的增大，懸架動(dòng)行程在全頻率段的幅頻特性幅值減小，低頻共振頻率向高頻方向移動(dòng)，高頻共振頻率向低頻方向移動(dòng).

從圖11d可以看出：隨著阻尼系數(shù)的增大，輪胎動(dòng)載荷幅頻特性低頻共振峰(1～2 Hz)幅值減小，共振頻率向高頻區(qū)域移動(dòng)；中頻共振峰(7～8 Hz)幅值減小，共振頻率基本不變；高頻共振峰(60～70 Hz)幅值減小，共振頻率不變；低中頻間頻率區(qū)域幅值隨阻尼系數(shù)增大而增大，中高頻間頻率區(qū)域隨阻尼系數(shù)增大而減小，并隨頻率增大逐漸趨于一致.

從圖11e可以看出：隨著阻尼系數(shù)的增大，簧下質(zhì)量加速度在全頻率段的幅頻特性幅值減小，第1個(gè)共振峰共振頻率(7～8 Hz)基本不變.

圖11 不同阻尼系數(shù)HDD-AS系統(tǒng)響應(yīng)幅頻特性

因此，增大空氣懸架阻尼系數(shù)可有效抑制電動(dòng)機(jī)偏心距產(chǎn)生，減小電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力，并減小懸架動(dòng)行程、簧下質(zhì)量加速度，但會(huì)使簧上質(zhì)量加速度變大，尤其會(huì)使簧上質(zhì)量加速度高頻共振峰幅值增加，增大了電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力對(duì)簧上質(zhì)量加速度的影響.

4 結(jié) 論

1)適當(dāng)增加附加氣室容積可有效降低簧上質(zhì)量加速度、動(dòng)行程，但同時(shí)輪胎動(dòng)載荷、電動(dòng)機(jī)偏心距及不平衡電磁力會(huì)增大；適當(dāng)增加附加氣室容積可有效抑制電動(dòng)機(jī)低頻區(qū)域因路面激勵(lì)引起的振動(dòng)，并可提升空氣懸架在低頻激勵(lì)輸入時(shí)部分性能的表現(xiàn)，但會(huì)使輪胎動(dòng)載荷在低中頻共振峰間區(qū)域幅值增大.

2)增大阻尼系數(shù)可抑制電動(dòng)機(jī)偏心，降低不平衡電磁力，并減小懸架動(dòng)行程、輪胎動(dòng)載荷以及簧下質(zhì)量加速度，但會(huì)使簧上質(zhì)量加速度增大；增大阻尼系數(shù)會(huì)使簧上質(zhì)量加速度高頻共振峰幅值增加，增大了電動(dòng)機(jī)不平衡電磁力對(duì)簧上質(zhì)量加速度的影響.