Методология прогнозирования управляемости колесной машины тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.05.03, доктор технических наук Ходес, Иосиф Викторович

• Ходес, Иосиф Викторович
• доктор технических наук
• 2006

Оглавление диссертации доктор технических наук Ходес, Иосиф Викторович

ВВЕДЕНИЕ.

1. УПРАВЛЯЕМОСТЬ ТЯГОВО-ТРАНСПОРТНОЙ 14 МАШИНЫ ПРИ ИЗМЕНЕНИИ КУРСОВОГО НАПРАВЛЕНИЯ.

1.1. Основные определения, законодательные и потребительские 14 свойства.

1.2. Расчетно-теоретическое прогнозирование параметров управляе- 23 мости транспортной машины (автомобиля).

1.3. Расчетно-теоретическое прогнозирование параметров управляе- 33 мости тяговой машины.

1.4. Проблемы улучшения качества управляемости.

2. СТАБИЛИЗАЦИЯ ДВИЖЕНИЯ.

2.1. Качение колеса при боковой нагрузке, коэффициенты бокового 45 увода и жесткости.

2.2. Параметры установки управляемых колес УК.

2.3. Стабилизирующие свойства управляемой оси машины.

2.4. Статистические характеристики параметров установки УК.

2.5. Стабилизирующие и дестабилизирующие свойства УК.

3. КОРРЕКТИРОВКА ПРЯМОЛИНЕЙНОГО НАПРАВЛЕНИЯ 80 (ПОДРУЛИВАНИЕ) И КИНЕМАТИКА ДВИЖЕНИЯ ПРИ УПРАВЛЯЮЩИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ.

3.1. Аппроксимация отклонения УК функцией синуса. Вариант 1.

3.2. Аппроксимация поперечного смещения функцией синуса. 85 Вариант 2.

3.3. Аппроксимация курсового отклонения функцией синуса. Вариант 3.

3.4. Аппроксимация поперечного смещения кубической параболой. 92 Вариант 4.

3.5 Аппроксимация поворота УК функцией параболического синуса. 94 Вариант 5.

4. ДИНАМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ ПЕРИОДИЧЕСКИХ 97 ЗНАКОПЕРЕМЕННЫХ КИНЕМАТИЧЕСКИХ И СИЛОВЫХ ВОЗМУЩЕНИЯХ.

4.1. Аппроксимация возмущающего фактора при «синусоидальных» 97 колебаниях и переходные процессы.

4.2. Центробежная сила при статическом соотношении боковой силы 104 и угла увода.

4.3. Центробежная сила с учетом динамического соотношения боко- 115 вой силы и угла увода по М.В. Келдышу.

4.4. Центробежная сила в неустановившемся режиме движения ма- 125 шины с подруливанием.

4.5. Возмущающий кинематический момент в горизонтальной плос- 136 кости.

4.6. Колебания в поперечном линейном направлении и угловые в го- 138 ризонтальной плоскости с определением поперечных реакций на опорных осях.

4.7. Колебания угловые в поперечной вертикальной плоскости.

5. РАСЧЕТНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГРАНИЧНЫХ УСЛОВИЙ 169 УПРАВЛЯЕМОСТИ В РЕЖИМЕ КОРРЕКТИРОВКИ ПРЯМОЛИНЕЙНОГО ДВИЖЕНИЯ (ПОДРУЛИВАНИЙ).

5.1. Описание физической картины условий движения и последова- 170 тельности определения граничных условий.

5.2. Динамическая модель и дифференциальные уравнения.

5.3 Обоснование возмущающего кинематического воздействия.

5.4. Углы увода.

5.5. Центробежная сила.

5.6. Боковые реакции на опорных осях и коэффициент усиления от 184 колебаний.

5.7. Угловые поперечные колебания и нормальные реакции колесных 185 опор.

5.8. Коэффициенты бокового увода и жесткости.

5.9. Обоснование и оценка параметров управляемости.

6. КИНЕМАТИЧЕСКАЯ НЕОПРЕДЕЛЕННОСТЬ РУЛЕВОГО 205 ПРИВОДА.

6.1. Статическая неопределенность.

6.2. Динамическая неопределенность.

7. АНАЛИЗ И РЕЗУЛЬТАТЫ ЧИСЛЕННЫХ ОПРЕДЕЛЕНИЙ 228 ПАРАМЕТРОВ УПРАВЛЯЕМОСТИ.

7.1. Формирование блока исходных величин.

7.2. Анализ соотношений для определения центробежной силы ЦС в 234 конечных квадратурах.

7.3 Анализ ЦС в зависимости от продольного смещения центра 238 масс.

7.4. Поперечные реакции на опорных осях и коэффициент усиления 242 от колебаний.

7.5. Коэффициент усиления от поперечных угловых колебаний.

7.6. Нормальные реакции на опорных колесах.

7.7. Численный расчет и оценка управляемости автомобиля «Renault 248 Laguna II».

8. РАСЧЕТНО-ТЕСТОВАЯ ОЦЕНКА УПРАВЛЯЕМОСТИ.

8.1. Описание физической картины тестовой оценки.

8.2. Расчет коэффициентов увода, боковой жесткости осей машины, 259 центробежной силы и боковых реакций.

8.3. Оценка граничных условий управляемости.

8.4. Оценка управляемости в режиме подруливаний.

8.5. Примерный тестовый расчет управляемости автомобиля «Niva 265 Chevrolet» и «Renault Cangoo».

9. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ.

9.1. Объекты исследований.

9.2. Определение боковой жесткости шин.

9.3. Статистическая характеристика угловых перемещений рулевого 283 колеса.

9.4. Тензометрическое определение силового нагружения рулевых тяг

9.5. Сопоставление результатов теоретических и экспериментальных 308 исследований.

10. КОНСТРУКТИВНЫЕ МЕРОПРИЯТИЯ ПО УЛУЧШЕНИЮ 316 ПАРАМЕТРОВ УПРАВЛЯЕМОСТИ.

10.1 Стендовая установка для селективного подбора схождения.

10.2. Адаптивная подвеска передних управляемых колес.

10.3 Формирование свойств управляемости на стадии проектирования 320 11. СПРАВОЧНЫЙ ПЕРЕЧЕНЬ РАСЧЕТНО

ТЕОРЕТИЧЕСКИХ СООТНОШЕНИЙ ДЛЯ ОЦЕНКИ

ПАРАМЕТРОВ УПРАВЛЯЕМОСТИ.

ВЫВОДЫ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Методология прогнозирования управляемости колесной машины»

В ряду эксплуатационных свойств тягово - транспортных систем ТТС (преимущественно автомобилей и тракторов) управляемость является важнейшим показателем качества, определяющим безопасность движения на транспортных операциях и агротехнические требования в составе тракторного агрегата. Эти свойства ТТС обеспечивают уверенность водителя в реализации задаваемого режима движения, исключает самопроизвольное возникновение опасного отклонения от него и сохраняет возможность быстрой корректировки с последующей стабилизацией того же режима.

По данным ОГИБДЦ Волгоградской области (отчёты ГИБДД по форме №5 о ДТП за 12 месяцев 1992-2002) ежегодно в среднем 24% (около 400) всех ДТП связано с потерей управляемости на прямолинейном участке, в том числе в процессе манёвра "переставка" по причинам психоэмоционального состояния водителя, метеоусловий, состояния дорожного покрытия, разъезда со встречным транспортом, а также нарушения технических и потребительских правил эксплуатации, например, значительных отклонений давления в шинах, использования различных типов шин, неэффективного распределения массы по салону и багажнику, нарушение углов установки и т.д.

При этом взаимодействуют три фактора: внешняя среда, машина, водитель. Обычно внешняя среда считается инертной и мало изменяющейся по времени (хотя это утверждение не бесспорно: порывы ветра, участки скользкой дороги). Существенным считается влияние психомоторных свойств водителя. Однако последние неоднозначны. И даже состояние одного и того же водителя зависит от дорожной обстановки, усталости, эмоционального состояния.

Именно неустойчивость внешней обстановки вынуждает водителя более Г ряжённо отслеживать движение машины с учётом допустимой скорости запаздывания управляющего сигнала. Вредна и избыточная устойчивость, так как ограничиваются маневренные возможности, что приводит, опять же, к повышенной напряжённости внимания водителя. Поэтому предполагается, что устойчивость движения должна обеспечиваться конструктивными параметрами самой машины, стабилизируя заданный режим или позволяя быстрый и уверенный переход к другому в зависимости от управляющего сигнала водителя.

Стабилизация и управляемость КМ в совокупности должны обеспечить уверенность водителя в реализации задаваемого режима движения, исключить самопроизвольное возникновение опасного отклонения от него и сохранить возможность быстрой корректировки с последующей стабилизацией того же режима. Управление КМ с недостаточными указанными свойствами затруднительно, так как машина "рыскает" или уклоняется в сторону и для поддержания необходимого направления движения требует постоянной корректировки, увеличивая нервное напряжение с приложением дополнительных усилий особенно при толчках и ударах со стороны дороги. Вредна и избыточная устойчивость, так как ограничиваются маневренные возможности, уменьшается чувствительность рулевого управления, а также притупляется так называемое "ощущение дороги", что также приводит к повышенной напряжённости внимания водителя.

С точки зрения практических целей при разработке новых КМ, модернизации существующих, а также при выработке рациональных эксплуатационных параметров важнее становится не только причина нарушения управляемости, а реакция КМ на неё и поведение, в том числе, после управляющих воздействий водителя на рулевой механизм с последующей корректировкой и стабилизацией направления движения.

Поэтому предполагается, что стабилизация и управляемость движения КМ должны обеспечиваться конструктивными параметрами самой машины, стабилизируя заданный режим или позволяя быстрый и уверенный переход к другому режиму в зависимости от действия водителя, как управляющего звена, которое при математическом анализе можно аппроксимировать упрощённой моделью возмущающей функции.

Движение КМ сопровождается чередующимися с разным периодом, амплитудой и скважностью корректирующими воздействиями водителя на управляемые колёса (УК) через рулевой механизм для поддержание прямолинейной траектории, искажаемой от действия внешних и внутренних конструктивных факторов. При этом речь не идёт о каком-то конкретном эксплуатационном режиме, а подразумевается весь их возможный спектр, включая криволинейное движение со значительным поворотом рулевого колеса, манёвр "переставка", прямолинейное движение и др.

Вопросам устойчивости и управляемости в настоящее время уделяется всё большее внимание в литературе. Ряд исследований [28, 36, 47, 50, 52, 64, 71, 82, 85, 91, 97], показывают, что строго прямолинейного движения не существует, имеют место «виляние» УК, вызывающее поперечные колебания КМ и изменение направления. Даже интуитивно мы понимаем, что движение по прямой сопровождается постоянной корректировкой для восстановления заданного курса, отклонение от которого может вызывать масса причин. Если рассматривать современные интенсивные потоки движения КМ по дорогам общего пользования с их постоянными вынужденными "переставками", то вопрос о возможности быстрой корректировки прямолинейного курса после переезда на соседнюю полосу движения становится особенно актуальным.

Итак, очевидно, что обычное прямолинейное движение является неустановившимся режимом и наилучшим образом характеризуется присущими ему периодическими знакопеременными отклоненими УК около своего нейтрального положения. Обосновывая, таким образом, расчётно - теоретические показатели, связанные с указанной особенностью, мы можем давать более точную оценку именно качества управляемости современной КМ, а специальным введением такого режима при больших амплитудах и меньших периодах, имитируя "переходный" режим, связанный с увеличением фактического коридора движения по сравнению с задаваемой кинематикой через рулевой механизм, возможно определение граничных параметров корректирующих воздействий по условиям безопасности или Правил Дорожного Движения (ПДД). Рассмотрев основные конструктивные факторы, способствующие стабилизации движения, к которым, прежде всего, следует отнести геометрические установочные параметры подвески УК, и факторы дестабилизации, которые, как будет показано, являются следствием несоответствия этих же параметров на левой и правой сторонах, возможны рекомендации по повышению управляемости, прежде всего, прямолинейного движения, как наиболее типичного режима с характерным проявлением явления периодических отклонений УК.

При этом следует неоднозначное толкование различными авторами определений устойчивости, управляемости, стабилизации, манёвренности ТТС и выделение оценочных показателей для численных характеристик перечисленных свойств. Учитывая и признавая безусловно научную значимость указанных свойств ТТС в приводимом перечне литературы, в первую очередь, следует учитывать Правила Европейской Экономической Комиссии ООН (ЕЭКООН), которые содержат единообразные предписания к конструктивным элементам ТТС и перечню их свойств, предусмотренных для движения по транспортным магистралям с обеспечением безопасного использования. К указанным Правилам присоединились Япония, США, Канада и другие (всего 33) страны, что в перспективе может привести к выработке единых международных требований в рамках ООН. Наша страна в 1987 году объявила о присоединении, в 1993 году утверждён ГОСТ Р "Система сертификации механических транспортных средств и прицепов" и с 1 июля 2000 года в форме ГОСТ Р серии 44 объявлен документом прямого действия на территории страны [143], а в последующем ГОСТ 52302-2004.

Наряду с привлечением известного материала, упомянутого выше, изложены собственные разработки, связанные с исследованием управляемости в режиме периодического знакопеременного отклонения управляемых колёс УК, присущего обычному прямолинейному движению или специальному введению такого режима при больших амплитудах и меньших периодах для оценки качества управляемости, связанного с увеличением фактического коридора движения по сравнению с задаваемой кинематикой через рулевой механизм. При этом определение поперечной силовой нагрузки ведётся с учётом бокового увода за счёт податливости эластичных опорных колёс и, кроме того, с учётом возникающих колебаний в горизонтальном поперечном направлении с возможным резонансным режимом за счёт той же податливости колёс. При этом отмеченная податливость оценивается их боковой жёсткостью и демпфированием за счёт гистерезисных потерь в материале пневмо-шины и деталях подвески (реактивные поперечные штанги, сайлентблоки рычагов и др.). Изложен оригинальный подход к определению (в конечных квадратурах) центробежной силы в режиме изменения радиуса движения машины с учётом боковой эластичности пневмошин и прочих массо-геометрических характеристик. При этом показана необходимость учёта изменений коэффициента бокового увода опорных колёс, различая его для колеса и опорной оси, в дополнении к уточнениям по Д.А. Антонову в зависимости от нормальной, тангенциальной нагрузки, условий сцепления и пр. [1].

Величина центробежной силы самодостаточна для нахождения боковых реакций на опорных осях и выявлению предельных условий по устойчивости (занос, опрокидывание) в режиме входа в поворот. Но при периодических знакопеременных отклонениях УК возникают колебания в поперечном горизонтальном направлении. И центробежная сила входит в дифференциальные уравнения колебаний возмущающим фактором. Кроме того, следует учитывать и неустановившийся характер центробежного усилия, что проявляется в боковом уводе на основе уравнения М.В. Келдыша.

При этом учитываются поперечные угловые колебания, в которых проявляется динамическая составляющая поперечного момента с учетом высоты оси крена, обусловленного схемой и параметрами подвески. Проявляемый динамический момент вызывает перераспределение опорных реакций на колесах и влияет, с свою очередь на боковой увод и параметры поперечных линейных колебаний и боковые реакции колес, обуславливающих граничные условия управляемости и изменение коридора движения за счет указанных факторов.

Дополнительно к этому изложен расчетный метод определения боковых смещений машины из особенностей проявления кинематической неопределенности связи рулевого механизма с управляемыми колесами УК и динамического проявления упругих отклонений УК в зависимости от управляющих воздействий и параметров упругой связи.

Одновременное проявление указанных ситуаций (неустановившийся увод и колебания) следует учитывать в результирующей боковой нагрузке, влияющей на безопасность движения по боковой устойчивости. Считаю указанное направление по одновременному учёту влияния неустановившегося увода и колебаний на поперечную устойчивость перспективным с целью обоснования прогнозируемого комплекса расчётно-теоретических показателей управляемости машин ТТС как наиболее соответствующего оценки именно качества управляемости.

Результаты расчетных определений позволяют рекомендовать блок оценочных показателей, по которым можно иметь объективное суждение о важнейшем качестве автомобиля - управляемости.

Заключение диссертации по теме «Колесные и гусеничные машины», Ходес, Иосиф Викторович

Выход i I—

ПЗУ ; | f ;

МП

11 ЭВМ ■ I | Принтерный порт "LPT"

Мультиплексор -1h

Усилитель 1

Вход 1

АЦП

Усилитель 2

Л ]|

II

I I

Вход 2 | -----Г' I

ПЗУ - "Винчестер"

Программа обработки данных -1

Графическое и численное представление результатов

Рис.9.10. Структурная схема исследовательского оборудования

--жёсткая связь; ---- - кинематическая жёсткая связь; • — шины данных; . - шины управляющих сигналов

R?

Рис.9.11. Схема измерительного тензомоста

Итак, при реальной работе моста, то есть при условиях <т>0; t>0 и МИ31>0:

R,+AR)(R3+AR)>R2R4 => иизм>0.

Для сохранения работоспособности датчиков при наклейке при относительно большом диаметре тяг (16 мм), их база выбрана в 5 мм (ширина 5 мм). Провода, идущие от датчиков обеих тяг, для защиты от электромагнитных волн экранированы с "заземлением" на минус.

Ниже приведён сопутствующий расчёт тензомоста с определением выходных параметров, учитывая, что сопротивление датчиков Ri=R2=R3=R4= =R®179 Ом; сопротивление моста RM=(R1+R4)(R2+R3)/(R1+R2+R3+R4)=R; модуль продольной упругости стали (модуль Юнга) Е=0.21х106 Мпа [102]; количество рабочих плеч п=2; напряжение питания игшт=15 В; максимальные напряжения сг, возникающие в тягах, и частота их изменения f- неизвестны.

В литературе точных данных о максимальных напряжениях ст нет, хотя иногда приводятся из возможные величины. Так Й.Раймпель [64] приводит следующий диапазон сил при реально действующих нагрузках на управляемые колёса: от ±100 до ±1400 Н, которые при ударе могут возрасти до ±9000 Н. И.П.Чайковский [100] даёт несколько иной диапазон: от ±1000 до ±2000 Н. Ударные же нагрузки, по его мнению, вызывают меньшие усилия в тягах: максимум до ±4600 Н. На основании приведённых данных считаем, что при прямолинейном движении усилие в тягах не будет превышать ±2000 Н.

Рулевой приво;

Рис.9.12. Место и положение датчиков при наклейке

Прибор "АЗУ ТеК" включает в себя электронную схему, выполненную на двух платах, питающуюся от автономного источника питания. Так как процессор способен работать только с цифровыми сигналами, а с датчиков поступают аналоговые, то их следует преобразовать. Это осуществляет ана-логово-цифровой преобразователь АЦП. В данной конструкции применена наиболее известная стандартная АЦП - микросхема К1113ПВ1, имеющая пределы оцифровки ±5 В. Последняя рассчитана на роботу только с одним сигналом, тогда как нам необходима обработка двух. Поэтому, чтобы не усложнять схему, перед АЦП включаем стандартный мультиплексор К561КП2, назначение которого состоит в последовательном переключении двух каналов входа с одним каналом выхода. То есть, если первый сигнал пройдёт в АЦП с левой тяги, то второй уже - с правой. Третий - снова с левой и так далее. Напряжение в измерительной диагонали - милливольты слишком мало для обработки их даже специализированным АЦП преобразователем, диапазон воспринимаемых напряжений которого измеряется вольтами. Поэтому перед мультиплексором включён усилитель напряжения. Усилитель выполнен по стандартной схеме на трёх микросхемах КР140УД20, имеющих ограничение по напряжению от - 3.9В до +4.2В, и позволяет усиливать каждый канал отдельно.

Алгоритм обработки цифровых сигналов, поступивших с АЦП задаёт программа, "зашитая" в микросхему с постоянной памятью ПЗУ КС573РФ2 и реализует микропроцессор МП фирмы Intel 80СЗ IN. Непосредственно запись сигналов осуществляется в оперативную кэш-память ОЗУ UM61256K-25, имеющую способность к сверхскоростной записи. В целях упрощения электронной схемы применены только две упомянутые микросхемы, память каждой их которых составляет 32 Кбайт. Следовательно, с выбранной частотой дискретизации 100 Гц запись будет идти 16x1024x2/100=327.68«328 секунд или 5 минут 28 секунд. При скорости, например, 80 км/ч машина проедет 80x1000x328/3600^7 км. Для анализа силового нагружения в направлении поворота УК это более чем достаточно. Однако, чтобы иметь возможность вести запись не так долго при тестовых заездах, а также при обширном плане исследований и отсутствии длинных прямолинейных полигонов, целесообразно иметь второй - более короткий режим записи. Увеличим частоту дискретизации в десять раз, то есть до 1000 Гц («6283 с"1). Тогда время записи будет в десять раз меньше и составит всего примерно 33 секунды. Соотношение количества сигналов, записанных за известное время, определят отметки времени при расшифровке информации.

Следует указать, что перед каждым новым испытанием желательно сбалансировать тензомосты. Для этого к гнёздам "балансируемое напряжение" на задней панели подключается цифровой вольтметр, способный воспринимать милливольты. Ручками "балансировка" балансируют оба канала, а именно добиваются нулевых значений балансируемого напряжения. Так как последнее снимается после усилителей, то понятно, что настроить его может оказаться достаточно сложной задачей, потому что повышенная чувствительность электронной схемы улавливает даже незначительные наводки.

Тарировка датчиков и оценка точности измерений исследуемых параметров. В случае использования тензодатчиков для повышения точности желательно тарировать непосредственно рабочий узел. Для этой цели была собрана конструкция, на которой с помощью промежуточных согласующих элементов последовательно были закреплены по очереди обе рулевые тяги и образцовый динамометр типа ДОСМ-О.З с индикатором №352, работающий на сжатие и имеющий пределы измерения 30.300 кгс. Для включения используемого динамометра сжатия в цепь растяжения для него был сконструирован и сварен специальный "переходник".

Для определения связи параметра исследования, то есть получаемой в результате эксперимента величины усилий растяжения-сжатия, возникающих в рулевых тягах, с определяемым параметром - суммарным дестабилизирующем моментом на управляемых колёсах применим упрощённую расчётную схему [41], показанную на рисунке 9.13. Видим, что N = MCT/hTp = FcyMRB/hTp. Тогда абсолютная разница стабилизирующего момента на левом и на правом колёсах |МСТЛ-МСТП| даст нам суммарный дестабилизирующий момент SAM:

EAM=hTp|Nn-Nn|, где hTp=0.15 м для ВАЗ-2106.

R„ сум тр N

Рис.9.13. Упрощённая расчётная схема: RB- плечо возмущения; hTp - высота рулевой трапеции; V - вектор скорости; FcyM - суммарная продольная сила; N - осевое усилие в боковой тяге.

Результаты экспериментальных исследований. Представление всей 33-х секундной записи процесса колебаний усилий в левой и правой тягах в табличном или удобном для последующего анализа графическом виде займёт достаточно много места. Таким образом, для визуального представления ограничимся лишь несколькими отрезками графической интерпретации в разные моменты времени длинной, не превышающей трёх-четырёх периодов колебаний. На рисунке 58 показаны пять отрезков по 0.3 секунды записи: 00.3 с; 7.0-7.3 с; 15.0-15.3 с; 22.0-22.3 с; 30.0-30.3 с.

На общем координатном рисунке наложены две координатные сетки с общей осью ординат. Одна, с нижней осью абсцисс - для описания процесса колебаний усилий в тягах. Другая, с осью абсцисс посередине сетки - для описания процесса колебаний суммарного усилия. Две оси абсцисс целесообразны для наглядности, так как суммарное усилие может принимать значения как больше, так и меньше нуля. Оси абсцисс являются осями времени с 30-ю делениями по 0.01 с. Ось ординат является осью усилий в тягах с 28 (или ±14) делениями по 230 Н.

Анализ результатов экспериментальных исследований. На основании экспериментальных данных определим следующие характеристики: 1) Качественное подтверждение наличия колебаний УК в горизонтальной поперечной плоскости; 2) Средняя частота колебаний левого и правого колёс; 3) Средняя частота суммарного дестабилизирующего момента; 4) Средняя амплитуда колебаний суммарного дестабилизирующего момента влево и вправо; 5) Средняя амплитуда суммарного дестабилизирующего момента; 6) Максимальные и минимальные значения амплитуды суммарного дестабилизирующего момента влево и вправо; 7) Боковое смещение автомобиля.

Из графиков (рис.9.14) видим, что усилие на тягах в процессе движения постоянно изменяется от нуля до какой-то максимальной величины с периодической сменой знака. То есть имеют место колебания, причём случайного вида с разной по времени частотой и со сдвигом фаз между левым и правым колёсами. При отсутствии прочих внешних возмущений это объясняется, прежде всего, нерегулярным микропрофилем дорожного покрытия. Итак, по результатам испытаний можно качественно подтвердить наличие при движе

Рис.9.14. Усилие в рулевых тягах (левая тяга; ираная тяга; суммарное усилие) в течение пяти промежутков времени по 0.3 с и масштабе по оси ординат - 230 Н

304 нии автомобиля ВАЗ-2106 с кинематически неподвижным ("закреплённым") рулевым колесом в своём нейтральном положении, соответствующем прямолинейному движению, колебаний усилий в рулевых тягах, что однозначно указывает на виляния (а не колебания, так как они случайны и несимметричны) УК в горизонтальной поперечной плоскости.

Средние частоты колебаний усилий в левой и правой тягах соответственно 10.943 Гц и 10.442 Гц. Средняя частота проявления суммарного дестабилизирующего момента - 10.741 Гц. Для процессов, происходящих в механических системах автомобиля это достаточно высокие частоты и как показано в главе 1.1.2, именно на них возможны автоколебания, диапазон существования которых лежит в пределах 10-15 Гц. Таким образом, можно утверждать факт проявления "шимми". Однако следует уточнить, что указанный суммарный дестабилизирующий момент является результатом сложения постоянной систематической составляющей, способной вызывать только смещение КМ в сторону или дестабилизирующего момента (см. гл.2.3) с изменяемой величиной "гиромомента". Отделить эти моменты друг от друга или выявить их относительную весомость в общей картине представляется достаточно сложной задачей. Имея для конкретного автомобиля теоретически рассчитанное по приведённой в главе 2.3 методике значение дестабилизирующего момента, такая оценка возможна.

Эксперимент показал, что усилия в левой и правой рулевых тягах со знаком минус, то есть являются сжимающими и не опускаются ниже 1700 слева и 1300 Н справа. Это очевидно, так как испытуемый автомобиль ВАЗ-2106 с заднеприводной компоновкой и продольные силы на передних УК -это силы сопротивления перекатыванию, которые всегда направлены против направления движения колёс. Под действием указанных сил последние стремятся повернуться вокруг своих осей поворота, чем вызывают именно сжимающие усилия в тягах, что продиктовано особенностями кинематики рулевого привода. Таким образом, даже при отсутствии колебаний УК определённые усилия должны присутствовать всегда, что и подтвердилось экспериментально.

Колебания усилий в левой и правой рулевых тягах лежат соответственно в пределах от -1725±51 до -4715+51 Н и от -1380+51 до -4830+51 Н. То есть усилия не превышают -5000 Н. Напомним, что испытания проводились при прямолинейном движении машины. При повороте же усилия в тягах возрастут на порядок [83]. Это лишний раз указывает на актуальность повышенных требований к рулевому управлению и в частности к рулевым тягам.

Конечной целью эксперимента являются не сами величины усилий в рулевых тягах во время движения, а изменение момента £ДМ. Диапазон амплитудных значений суммарного дестабилизирующего момента влево и вправо лежит соответственно в пределах 17.6.426.3 Нм и 34.5.444.9 Нм. Расчёты показали, что математическое ожидание амплитуды суммарного дестабилизирующего момента влево и вправо составляют соответственно 223.45±3.35 Нм и 242.20±3.66 Нм. Таким образом, предполагая, что при отсутствии внешних силовых воздействий и абсолютно одинаковых параметрах подвески левой и правой сторон передней оси явление "шимми" будет идентично проявляться для обоих УК. То есть разница суммарного дестабилизирующего момента на левом и правом колёсах покажет ту часть, которая вызвана несовершенством конструкции или конструкционный дестабилизирующий момент. Помимо этого больший момент укажет на направление его действия.

Итак, расчётный по экспериментальным данным конструкционный дестабилизирующий момент равен 18.75±0.56 Нм с действием вправо. В то время как расчётная величина - 17.01 Нм. Расхождение с экспериментом лежит в пределах от 6.49 до 11.9 %. Согласно математической статистике величина искомого дестабилизирующего момента будет тем точнее, чем большее время проводился эксперимент, однако указанную сходимость считаем приемлемой для доказательства достоверности расчётных выражений для определения конструкционной дестабилизации.

Боковое смещение за время заезда составило около 2 (1.84) метров вправо, то есть автомобиль сместился на указанное расстояние в бок с незначительным курсовым поворотом в том же направлении, то есть отклонился от прямолинейного направления движения. Только с целью проверки возможного влияния поперечного уклона дороги на смещение автомобиля в сторону от прямолинейного курса при движении был проведён дополнительный заезд по тому же участку, но в обратном направлении. Увод машины состоялся также вправо на расстояние около 2 (1.92) метров. Смещение в том же направлении относительно направления движения исключает указанное влияние внешнего возмущения, в частности уклона дорожного полотна.

Итак, прямолинейное движение автомобиля ВАЗ-2106 с "закреплённым" рулевым колесом сопровождается высокочастотным вилянием УК имея, судя по всему, природу явления "шимми", а также боковым смещением с отклонением от прямолинейного курса, природой которого являются, скорее всего, конструкционные дестабилизирующие факторы, образующие в совокупности дестабилизирующий момент, действующий всегда в одну сторону. Аналитическая связь указанного момента с величиной бокового смещения КМ на заданном расстоянии пока не установлена и во многом определится спецификой конкретной машины, а, значит, должна анализироваться, прежде всего, по результатам экспериментальных исследований, направленных специально на выявление этой связи. Это является отдельной задачей, которая в данной работе не ставилась.

9.5. Сопоставление результатов теоретических и экспериментальных исследований

Определение боковой жёсткости шин. Сопоставим экспериментальные значения боковой жёсткости шин с теоретическими, определёнными по выражению (98). Как известно, для расчёта коэффициента увода шин не существует единого выражения, употребимого всеми без исключения авторами. Предлагается множество вариантов как теоретических, так и эмпирических соотношений. Считаем уместным использовать три известных выражения для коэффициента увода легковых шин Кк для адаптации с теоретическими данными и проверки, тем самым, их справедливости: 1) Кк =0.78(ёш +2ВШХ100РШ +98)ВШ, [75];

2) Кк =145

0.7- К«

D,. г

Р D ш ш

В,

-2.032

R„

D„

Р D

V ш ш В ш у при ^ < 0,088 [91];

3)К =20.492R к 3f-2.2RK-^V, -<0,088 [91]. > к £) р D D ш

Результаты сравнения приведены в таблице 9.5. Видим, что если за достаточную сходимость результатов эксперимента и теории принять 20 %, то единственным, отвечающем такой точности (не более 6%) является выражение для расчёта коэффициента увода Кк шин 3). Расчёт по выражениям 1) и 2) для половины автомобилей показал ошибку более 20 %.

Итак, для теоретических расчётов коэффициента увода шин рекомендуется использовать только выражение 3), а соотношение (98) показало достаточную сходимость с экспериментальными данными, то есть является достоверным и также рекомендуется к использованию.