3.1復合材料板簧的試驗模態(tài)分析

為了獲取復合材料板簧樣件的模態(tài),通過剛度可忽略不記的橡皮繩對復合材料板簧樣件進行整體懸掛,如圖4所示。復合材料板簧的尺寸較小,且根據(jù)KRALLS和ZEMANNR的研究結(jié)果,錘擊法可更準確地測試復合材料板簧的模態(tài),因此采用錘擊法來對復合材料板簧樣件進行試驗模態(tài)分析。試驗采用LMSTEST.LAB測試系統(tǒng)和B&K/PCB公司的三向振動加速度傳感器。傳感器布置位置和錘擊點分別如圖5所示,其中橢圓標示為力錘錘擊點,立方體標示為傳感器布置位置。為了更合理地展示復合材料板簧的試驗模態(tài)振型,傳感器的布置位置參考了計算模態(tài)分析的結(jié)果,將傳感器都布置在復合材料板簧的上表面,分兩排沿簧身縱向均勻布置。由于復合材料板簧中部需要預留錘擊區(qū)域,且端部的金屬接頭表面與簧身上表面不共面,布置傳感器比較困難,因此未在復合材料板簧中部和端部布置加速度傳感器,但不影響試驗模態(tài)振型的展示。由于三向振動加速度傳感器數(shù)量有限,利用同一組三向振動加速度傳感器分別采集不同布置區(qū)域的試驗信號,再利用LMS軟件對試驗信號進行合成處理。試驗照片如圖6所示。

利用LMSTEST.LAB軟件的Polymax模塊對試驗數(shù)據(jù)進行后處理,得到的試驗模態(tài)分析結(jié)果如圖7所示。試驗過程如下:首先在LMSTEST.LAB軟件中建立包含測點坐標等幾何元素的幾何模型,并在通道設置界面設置相關參數(shù),讀取傳感器靈敏度并建立測點和通道之間的關聯(lián)。然后進行錘擊示波設置通道量程,并通過錘擊試驗設置觸發(fā)級、帶寬、加窗及驅(qū)動點,其中帶寬設置為1024Hz。最后,在Measure模塊進行測試并采集試驗信號。

3.2模態(tài)預測方法及模型正確性的驗證

有限元模型的外形相對逼真,通過計算模態(tài)分析能夠更加形象地展示復合材料板簧的模態(tài),并從理論角度預測復合材料板簧的模態(tài),但可信度較低。而試驗模態(tài)分析采集的測點有限,導致模型的外形與樣件實際外形有顯著的差別,但可信度較高。因此,計算模態(tài)分析和試驗模態(tài)分析的結(jié)果可以相互驗證,并取長補短,最終確定復合材料板簧的模態(tài)。

分別通過計算模態(tài)分析預測和試驗模態(tài)分析獲得的復合材料板簧各階模態(tài)頻率的對比如表2所示。

根據(jù)表2,各關鍵模態(tài)的預測頻率與試驗頻率之間的誤差均低于6%。對比圖3和圖7,各關鍵模態(tài)的預測振型與試驗振型基本吻合。因此,模態(tài)預測結(jié)果基本上反映了復合材料板簧樣件的真實模態(tài),說明忽略復合材料的非線性特性對復合材料板簧計算模態(tài)分析結(jié)果的準確性影響不大,且復合材料板簧的有限元模型是正確的。復合材料板簧的計算模態(tài)分析早于試驗模態(tài)分析,可同時證明復合材料板簧樣件的模態(tài)得到了準確的預測。

4復合材料板簧動態(tài)性能的評價和模態(tài)影響因素分析

4.1復合材料板簧動態(tài)性能的評價

評價復合材料板簧動態(tài)性能的目的是考察復合材料板簧的模態(tài)能否避開外界激勵的頻率范圍,最終避免復合材料板簧與外界激勵耦合發(fā)生共振。由于復合材料板簧服役過程中的外界激勵主要為低頻激勵,因此評價復合材料板簧動態(tài)性能的好壞主要看其低階模態(tài),尤其是一階模態(tài)。根據(jù)復合材料板簧的試驗模態(tài)分析結(jié)果,其前三階振型的固有頻率分別為38.39Hz、107.31Hz和217.61Hz。

 汽車在行駛過程中與板簧有關的振動激勵分為路面激勵、車輪不平衡激勵、發(fā)動機激勵及傳動軸不平衡激勵。下面分別進行分析:

 (1)路面激勵:由道路條件及車速決定。當汽車在較好路面上正常行駛時,激勵頻率多為1～3Hz;在高速公路上高速行駛時,路面激勵可達到15Hz左右。復合材料板簧的一階模態(tài)頻率遠高于15Hz,因此不存在與路面激勵耦合發(fā)生共振的可能性。

 (2)車輪不平衡激勵:因車輪不平衡引起的激勵頻率一般低于11Hz,遠低于復合材料板簧的一階模態(tài)頻率,因此不存在與車輪不平衡激勵耦合發(fā)生共振的可能性。

 (3)發(fā)動機激勵:此激勵對復合材料板簧影響較大。四沖程發(fā)動機激振頻率計算公式為:f=Mn/120式中,M為發(fā)動機的氣缸數(shù)目,n為發(fā)動機轉(zhuǎn)速(r/min)。某輕型客車采用四缸發(fā)動機,怠速轉(zhuǎn)速為800r/min,按式(1)計算出激振頻率為26.7Hz;空調(diào)開啟時,怠速轉(zhuǎn)速為850r/min,則激振頻率為28.3Hz。復合材料板簧的一階模態(tài)頻率遠高于28.3Hz,因此復合材料板簧與發(fā)動機激勵耦合的可能性很小。

(4)傳動軸不平衡激勵:參考某輕型客車傳動軸的模態(tài)試驗結(jié)果,傳動軸的一階固有頻率在100Hz以上,且復合材料板簧的模態(tài)頻率均避開了傳動軸的固有頻率。因此,不存在復合材料板簧與傳動軸不平衡激勵耦合發(fā)生共振的可能性。

除了避開外界激勵的頻率范圍,還應使復合材料板簧的模態(tài)頻率避開簧載質(zhì)量及非簧載質(zhì)量的固有頻率,以防止其耦合發(fā)生共振。試驗測得滿載狀態(tài)下某輕型客車后懸架簧載質(zhì)量偏頻為1.72Hz,非簧載質(zhì)量偏頻為12.12Hz,空載狀態(tài)下對應的偏頻稍高,但均遠低于復合材料板簧的一階模態(tài)頻率。因此不存在復合材料板簧與簧載質(zhì)量和非簧載質(zhì)量耦合發(fā)生共振的可能性。

 綜上所述,某輕型客車的復合材料板簧不存在與外界激勵及其他零部件發(fā)生共振的可能性,動態(tài)性能良好。

4.2復合材料板簧模態(tài)影響因素分析

 雖然某輕型客車的復合材料板簧不存在發(fā)生共振的可能性,但在其他車型的復合材料板簧開發(fā)后期,若復合材料板簧的一階模態(tài)頻率過低并導致共振的現(xiàn)象,將嚴重威脅復合材料板簧的實際應用,導致研發(fā)周期和成本急劇上升。為了避免這一現(xiàn)象,除了需要在開發(fā)初期準確預測及評價復合材料板簧設計方案的模態(tài)性能外,還需要在設計過程中規(guī)避對復合材料板簧模態(tài)不利的設計因素,防止共振的發(fā)生。因此,本節(jié)對復合材料板簧一階模態(tài)的影響因素進行了系統(tǒng)分析。

根據(jù)模態(tài)分析理論,復合材料板簧的模態(tài)從根本上取決于復合材料板簧的結(jié)構(gòu)、質(zhì)量和剛度等固有特性。結(jié)構(gòu)方面,為了保證與鋼板彈簧的互換性及本身的可靠性,復合材料板簧的主要結(jié)構(gòu)及尺寸不宜變動。質(zhì)量方面,在結(jié)構(gòu)及尺寸不變的情況下,主要取決于復合材料的密度。剛度方面,在結(jié)構(gòu)及尺寸不變的情況下,主要取決于復合材料板簧的鋪層方案,包括鋪層角度的選擇、纖維體積含量及鋪層數(shù)量的確定。然而,除了模態(tài)之外,復合材料板簧的性能指標還包括強度、剛度等。鋪層數(shù)量對復合材料板簧的剛度、強度等性能指標有非常顯著的影響,應主要由復合材料板簧的剛度匹配目標來決定;小部分鋪層中鋪層角度的改變對復合材料板簧的剛度、強度等性能指標也有一定的影響,但影響作用有限,這種小幅度的性能波動在工程上是可以接受的。纖維體積含量方面,纖維體積含量越高,纖維增強復合材料的力學性能越好。但纖維體積含量越高,對模具及工藝的要求就越高,應主要由工藝及生產(chǎn)條件確定,所以纖維體積含量只能進行小幅度的調(diào)整。綜上所述,考慮到工程實際,雖然影響復合材料板簧模態(tài)的因素很多,但大部分影響因素主要基于復合材料板簧其他性能及工藝條件來考慮,可以單獨考慮的設計變量只有復合材料密度、鋪層角度及纖維體積含量,且需在設計初期就加以確定。由于復合材料板簧一階模態(tài)頻率的高低在很大程度上決定了復合材料板簧與外界激勵耦合發(fā)生共振的概率,且上述復合材料板簧有限元模型的正確性已經(jīng)得到驗證,因此可通過調(diào)整模型中的相關參數(shù)并進行計算模態(tài)分析的方法來研究相關設計因素對復合材料板簧一階模態(tài)頻率的影響。下面分別予以說明: