基于改進(jìn)動(dòng)力學(xué)方程的輪式裝載機(jī)行駛失穩(wěn)閾值分析

曹源文,周世華,梅宇航,謝利丹,宋書彬

(1. 重慶交通大學(xué) 機(jī)電與車輛工程學(xué)院,重慶 400074; 2. 浙江美通筑路機(jī)械股份有限公司,浙江 海寧 314400;3. 河南鄭州路橋建設(shè)投資集團(tuán)有限公司,河南 鄭州 450006)

0 引 言

車輛失穩(wěn)現(xiàn)象是指車輛在行駛中因外部作用影響而發(fā)生的側(cè)滑、失控、傾翻等行為,這是一種十分嚴(yán)重的安全事故。輪式裝載機(jī)的工作環(huán)境相對(duì)惡劣,工作時(shí)外界沖擊較大,整車質(zhì)心會(huì)發(fā)生較大偏移,這就導(dǎo)致輪式裝載機(jī)相對(duì)于其他類型車輛而言更容易發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象[1-2]。R.CLARKE等[3]通過對(duì)美國工程機(jī)械事故統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn):傾翻事故在工程機(jī)械事故中的占比高達(dá)56.7%,其中有10%左右的事故造成了車毀人亡。目前,針對(duì)車輛穩(wěn)定性研究主要集中于公路車輛穩(wěn)定性和安全控制兩個(gè)方面。

在公路車輛穩(wěn)定性研究方面:S.RAKHEJA等[4]提出:可將側(cè)向加速度閾值作為判斷車輛是否失穩(wěn)的一個(gè)因子,并進(jìn)行預(yù)警;D.HYUN等[5]定義了橫向載荷轉(zhuǎn)移率(LTR),并用于描述車輛出現(xiàn)側(cè)翻的可能性,通過建立重型半掛工程車的動(dòng)態(tài)模型,提出了一種預(yù)測車輛LTR與發(fā)生傾翻危險(xiǎn)之間聯(lián)系的新方法。在非公路車輛穩(wěn)定性研究方面:A.REHNBERG等[6-7]設(shè)計(jì)了一種較為適用的輪式裝載機(jī)械懸架系統(tǒng),并分析了該系統(tǒng)在行駛時(shí)的橫向穩(wěn)定性與鉸接點(diǎn)處阻尼大小及扭轉(zhuǎn)剛度之間的關(guān)系,指出非公路車輛的輪胎(尤其是大尺寸輪胎),其動(dòng)態(tài)性能對(duì)車身橫向穩(wěn)定性影響是不確定的,并討論了動(dòng)態(tài)性能對(duì)車輛橫向穩(wěn)定性影響的重要程度;張玉新[8]從輪式裝載機(jī)的操縱和結(jié)構(gòu)參數(shù)入手,深入研究了其對(duì)裝載機(jī)傾翻穩(wěn)定性的影響;李剛炎等[9]對(duì)車輛質(zhì)心與側(cè)傾穩(wěn)定性變化之間的關(guān)系進(jìn)行了仿真,分析了前者對(duì)后者的影響規(guī)律。由此可見:雖然針對(duì)非公路車輛穩(wěn)定性的研究在逐漸增多,但針對(duì)非公路車輛領(lǐng)域特別是鉸接式車輛運(yùn)動(dòng)中的失穩(wěn)閾值分析尚不多見。

傳統(tǒng)輪式裝載機(jī)模型不能實(shí)時(shí)反映工作中的運(yùn)行狀態(tài)和輪胎受力。筆者為了能準(zhǔn)確描述輪式裝載機(jī)(以下簡稱“裝載機(jī)”)前、后車體動(dòng)態(tài)行駛軌跡和輪胎實(shí)時(shí)受力情況,對(duì)傳統(tǒng)輪式裝載機(jī)模型進(jìn)行了改進(jìn),建立起了能反映改進(jìn)后的裝載機(jī)行駛中實(shí)時(shí)動(dòng)力學(xué)模型和方程?；谘b載機(jī)在不同路況下,前、后車體實(shí)時(shí)受力情況及橫向載荷轉(zhuǎn)移率,對(duì)裝載機(jī)失穩(wěn)影響因素閾值進(jìn)行了分析。

1 改進(jìn)后的動(dòng)力學(xué)方程建立

1.1 系統(tǒng)自由度解析

裝載機(jī)由前、后兩個(gè)車體及后橋組成。這3個(gè)部分各有6個(gè)自由度,如圖1。由圖1可知:前、后車體之間由鉸接相連,限制這兩者的是除繞z軸轉(zhuǎn)向外的其他5個(gè)自由度;同理,后車體與后橋的鉸接亦如此。若將鉸接轉(zhuǎn)向角作為輸入值,則此時(shí)系統(tǒng)自由度變?yōu)?個(gè)。

圖1 輪式裝載機(jī)自由度解析Fig. 1 Analytical diagram of the degree of freedom of the wheel loader

圖1中:o_xyz、o1_x1y1z1、o2_x2y2z2、o3_x3y3z3分別對(duì)應(yīng)地面、前車體、后車體和后橋的參考坐標(biāo)系。利用坐標(biāo)系o0_x0y0z0對(duì)前、后車體的鉸接點(diǎn)進(jìn)行描述,顯然o0_x0y0z0相對(duì)于o_xyz具有6個(gè)自由度。對(duì)于裝載機(jī)而言,這6個(gè)自由度可認(rèn)為是其相對(duì)與地面3個(gè)方向的位移:x為縱向位移,y為橫向位移,z為垂向位移;3個(gè)方向的轉(zhuǎn)動(dòng):繞x的側(cè)傾角θ,繞y的俯仰角ψ,繞z的橫擺角φ,此時(shí)剩余一個(gè)獨(dú)立自由度為后橋繞擺動(dòng)橋的側(cè)傾運(yùn)動(dòng)θ1。

1.2 實(shí)時(shí)行駛動(dòng)力學(xué)方程

基于上述自由度解析,筆者建立了裝載機(jī)傳統(tǒng)行駛動(dòng)力學(xué)模型。該模型表達(dá)了裝載機(jī)行駛中的側(cè)傾角度、位移等自由度變化情況,但局限之處在于無法描述出行駛中前、后車輪的運(yùn)行軌跡。裝載機(jī)失穩(wěn)研究不僅需要考慮其在行駛中的穩(wěn)定性,還要考慮車身受力變化情況及前、后車體運(yùn)行軌跡,因此筆者建立了能反映裝載機(jī)在行駛中的實(shí)時(shí)動(dòng)力學(xué)模型,如圖2。

圖2 輪式裝載機(jī)行駛動(dòng)力學(xué)模型Fig. 2 Driving dynamics model of wheel loader

假定裝載機(jī)時(shí)始終保持勻速,Oj為裝載機(jī)前車體和后車體鉸接點(diǎn),β為轉(zhuǎn)向時(shí)裝載機(jī)鉸接點(diǎn)Oj處折腰角。裝載機(jī)轉(zhuǎn)向時(shí)由轉(zhuǎn)向力矩M1和前輪橫向力矩Mq共同作用進(jìn)行控制,Mq的作用是使前輪在轉(zhuǎn)向時(shí)在側(cè)向上不會(huì)產(chǎn)生滑移,M1的作用是使裝載機(jī)轉(zhuǎn)向角能達(dá)到輸入的轉(zhuǎn)向角。將折腰角β、轉(zhuǎn)向角α及后車體質(zhì)心位移這3個(gè)變量作為對(duì)象進(jìn)行研究。

依據(jù)上述分析并結(jié)合牛頓歐拉方程,建立裝載機(jī)轉(zhuǎn)向?qū)崟r(shí)行駛動(dòng)力學(xué)方程:

(1)

行駛過程中最大位移約束:

(2)

前后車身質(zhì)心處的加速度關(guān)系:

(3)

根據(jù)虛位移法,可得前車俯仰角:

(4)

(5)

后車俯仰角:

(6)

Δyq=Δθq(L2-X2)

(7)

(8)

求解裝載機(jī)右后輪反力F4的計(jì)算如式(9):

(9)

式中:Δy4為右后輪虛位移;θ為質(zhì)心Oj處俯仰角;Δyq為前車體虛位移;Δyh為后車體虛位移;H2為后車體質(zhì)心高度。

同理,左后輪反力F3的計(jì)算如式(10):

F3Δy3=m1gcosθΔyq+m1gcosθΔyh-m2(a2+

gsinθcosγ)H2Δy3/B

(10)

左前輪反力F1的計(jì)算如式(11):

F1Δy1=m1gcosθΔyq+m1gcosθΔyh+m1(a1+

gsinθcos(γ+θ))H2Δy4/B

(11)

右前輪反力F2的計(jì)算如式(12):

F2Δy2=m1gcosθΔyq+m1gcosθΔyh-m1(a1+

gsinθcos(γ+θ))H2Δy4/B

(12)

相對(duì)于傳統(tǒng)模型,筆者所建立的模型能表達(dá)出在轉(zhuǎn)向過程中裝載機(jī)車體載荷受力情況及前后車輪的運(yùn)動(dòng)軌跡。由于微分方程的復(fù)雜性,筆者將行駛轉(zhuǎn)向角、斜面坡度角和裝載機(jī)質(zhì)量特性參數(shù)等作為輸入變量,利用MATLAB中的ode15i作為解算指令,對(duì)運(yùn)動(dòng)微分方程進(jìn)行求解。

1.3 輪胎實(shí)時(shí)受力分析

輪胎與地面的接觸合力按照產(chǎn)生作用可分解為:法向力Fz、橫向力Fy、縱向力Fx和回正力矩Tz。在常用的輪胎模型中,Fiala輪胎模型不僅綜合考慮了輪胎的橫向力、側(cè)向力、側(cè)偏角、回正力矩及外傾角這4者之間的關(guān)系影響,同時(shí)還考慮了輪胎因受力而產(chǎn)生的復(fù)雜變形。故筆者將Fiala輪胎模型作為裝載機(jī)的輪胎模型進(jìn)行受力分析。

1.3.1 輪胎法向力

輪胎法向力Fz的計(jì)算如式(13):

(13)

式中:Kz為輪胎垂直剛度;MT為輪胎質(zhì)量;Cz為輪胎垂直阻尼系數(shù);δT為輪胎變形量。

1.3.2 輪胎縱向力

輪胎縱向力Fx與Fiala輪胎模型縱向滑移率的臨界值有關(guān)。

Fx=-Ks×Ss

(14)

(15)

Fiala輪胎縱向滑移率的臨界值:

(16)

式中:μs為靜摩擦系數(shù);μd為動(dòng)摩擦系數(shù);vx為前進(jìn)速度;vy為橫向速度;Ks為縱滑剛度。

1.3.3 輪胎橫向力

輪胎橫向力與輪胎的法向力、輪胎側(cè)偏角及摩擦系數(shù)有關(guān)。

(17)

式中:Kα為輪胎側(cè)偏剛度。

當(dāng)輪胎為彈性變形時(shí),|α|<αc,則有:

(18)

當(dāng)輪胎為滑動(dòng)時(shí),|α|>αc,則有:

Fy=μ×|Fz|× sign(α)

(19)

1.3.4 輪胎回正力矩

當(dāng)輪胎為彈性變形時(shí),|α|<αc,則有:

Tz=(2×μ×|Fz|×r2)×(1-H)×

H3× sign(α)

(20)

當(dāng)輪胎為滑動(dòng)時(shí),|α|>αc,則有:

Tz=0

(21)

2 穩(wěn)定性評(píng)價(jià)指標(biāo)和影響因素

2.1 評(píng)價(jià)指標(biāo)選取

橫向載荷轉(zhuǎn)移率(LTR)是一項(xiàng)用于反映裝載機(jī)發(fā)生傾翻危險(xiǎn)可能性的評(píng)價(jià)指標(biāo),且只與車輛在行駛過程中所受到的垂直載荷有關(guān),因此可將行駛過程中由其他干擾因素排除,獲得準(zhǔn)確的車輛行駛穩(wěn)定狀態(tài)。筆者選取RLTR作為裝載機(jī)行駛時(shí)是否穩(wěn)定的評(píng)價(jià)指標(biāo),如式(22):

(22)

式中:Fli為第i根車軸左側(cè)輪胎上的垂直載荷;Fri為第i根車軸右側(cè)輪胎上的垂直載荷;n為車軸總數(shù)。

由式(22)可知:RLTR介于0～1,當(dāng)RLTR=0時(shí),車輛各軸左右輪胎法向力大小分布都非常對(duì)稱,車輛行駛較為平穩(wěn);當(dāng)RLTR=1時(shí),此時(shí)車輛某一側(cè)車輪法向反力為0,即車輪將要離開地面或已經(jīng)離開地面,車輛已處于側(cè)翻危險(xiǎn)狀態(tài)。為了安全考慮,筆者將RLTR的安全閾值定為0.9,即在裝載機(jī)行駛中:若RLTR<0.9,裝載機(jī)正常穩(wěn)定行駛;若RLTR>0.9,裝載機(jī)發(fā)生傾翻。

2.2 影響因素分析

裝載機(jī)行駛中的速度、斜坡坡度角、轉(zhuǎn)向速度、行駛轉(zhuǎn)向角等主要參數(shù)變化將會(huì)導(dǎo)致行駛穩(wěn)定性發(fā)生改變,這些參數(shù)都存在一個(gè)閾值范圍,當(dāng)裝載機(jī)工作參數(shù)不在此范圍內(nèi)時(shí)就會(huì)發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象。

此外,由于裝載機(jī)工作時(shí)通常是在平直、斜坡、彎道及斜坡彎道等復(fù)雜路況之間連續(xù)不斷的來回行駛。不同路況對(duì)裝載機(jī)行駛穩(wěn)定性造成的影響也有所區(qū)別:當(dāng)在斜坡上行駛時(shí),坡度角會(huì)對(duì)車輛穩(wěn)定性具有一定影響;在彎道上行駛時(shí),由于存在曲率半徑帶來的彎道角影響,加之行駛過程中車輛需要進(jìn)行轉(zhuǎn)彎操作,因此容易引起轉(zhuǎn)彎失穩(wěn);而斜坡彎道兼具上述兩者影響,在坡度角及彎道角共同影響下,對(duì)車輛行駛穩(wěn)定性要求進(jìn)一步提高。

3 裝載機(jī)行駛失穩(wěn)閾值分析

裝載機(jī)主要質(zhì)量特性參數(shù)如表1。

表1 裝載機(jī)主要質(zhì)量特性參數(shù)Table 1 The main quality characteristic parameters of wheel loader

3.1 速度對(duì)穩(wěn)定性影響及失穩(wěn)閾值分析

將裝載機(jī)設(shè)置為在滿載狀態(tài)下行駛,速度取v=5～30 km/h。分析其在水平、斜坡、彎道及斜坡彎道上行駛時(shí)RLTR隨時(shí)間變化的趨勢,如圖3。由圖3可知:裝載機(jī)速度小于20 km/h時(shí),各路況下的RLTR均小于0.9,處于安全閾值范圍內(nèi);當(dāng)速度為20 km/h時(shí)發(fā)現(xiàn):斜坡彎道下的RLTR=1.38,這說明此時(shí)裝載機(jī)已發(fā)生失穩(wěn),如圖3(d);當(dāng)速度增大至25 km/h時(shí)發(fā)現(xiàn):斜坡下的RLTR>1,存在失穩(wěn)側(cè)傾風(fēng)險(xiǎn),如圖3(b);當(dāng)速度增大到30 km/h時(shí)發(fā)現(xiàn):在平直路況下轉(zhuǎn)向和彎道上的RLTR無限趨于1,會(huì)發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象,如圖3(a)、圖3(c)。

為了得到裝載機(jī)行駛速度在不同路況下的最大失穩(wěn)閾值,將圖3各路況下的不同速度RLTR最大值進(jìn)行連接,如圖4,其中水平紅線為安全閾值RLTR=0.9。圖4中:各線段與水平紅線交點(diǎn)即為所對(duì)應(yīng)路況下的速度最大閾值。即:裝載機(jī)在平直、彎道路況下的速度最大閾值均為28 km/h;在斜坡路況下的速度最大閾值為22 km/h;在斜坡彎道下的速度最大閾值為15 km/h。

圖4 最大RLTR隨行駛速度變化對(duì)比Fig. 4 Comparison of the maximum RLTR changing with driving speed

3.2 斜坡坡度角對(duì)穩(wěn)定性影響及失穩(wěn)閾值分析

將裝載機(jī)設(shè)置為在滿載狀態(tài)下行駛,設(shè)定以v=20 km/h勻速行駛,斜面坡度角為γ=5°～30°。由于已存在坡度角,故研究其在斜坡和斜坡彎道路況下的RLTR隨時(shí)間變化趨勢,如圖5。由圖5可知:當(dāng)坡度角小于15°時(shí),裝載機(jī)的RLTR最大值均小于0.9,處于安全閾值范圍內(nèi);當(dāng)坡度角增大至20°時(shí),在斜坡彎道下的RLTR最大值超過了0.9達(dá)到1以上,存在失穩(wěn)側(cè)傾危險(xiǎn),如圖5(b);當(dāng)坡度角增大至25°時(shí),在斜坡路況下的RLTR也超過了閾值0.9,發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象,如圖5(a)。

圖5 不同路況、不同角度時(shí)RLTR隨時(shí)間變化曲線Fig. 5 Variation curve of RLTR changing with time under different road conditions and angles

同理,將圖5中各路況下的RLTR最大值進(jìn)行連接,如圖6。圖6中:裝載機(jī)在斜坡和斜坡彎道路況下行駛時(shí),隨著坡度角逐漸增大,裝載機(jī)RLTR最大值也隨之逐漸增大,當(dāng)坡度角大于15°后,RLTR最大值超過了其在斜坡路況下的RLTR最大值,極其容易發(fā)生失穩(wěn)。圖6中各線與水平紅線交點(diǎn)即為對(duì)應(yīng)路況下的坡度角最大閾值,即裝載機(jī)在斜坡路況下的坡度角最大閾值為22°;在斜坡彎道路況下的坡度角最大閾值為17.5°。

圖6 最大RLTR隨路面角度變化對(duì)比Fig. 6 Comparison of the maximum RLTR changing with road angle

3.3 轉(zhuǎn)向速度對(duì)穩(wěn)定性影響及失穩(wěn)閾值分析

將裝載機(jī)設(shè)置為在滿載狀態(tài)下行駛,速度取v=20 km/h,轉(zhuǎn)向速度為裝載機(jī)在6～7 s、6～8 s、6～9 s、6～10 s內(nèi)完成20°轉(zhuǎn)向,在平直和斜坡路況轉(zhuǎn)向過程中,采用不同轉(zhuǎn)向速度的RLTR隨時(shí)間變化的趨勢,如圖7。由圖7可知:裝載機(jī)在平直路況下(時(shí)間間隔為1、2、3、4 s)完成轉(zhuǎn)向的RLTR變化差異較小,最大值均為0.5,即都能保證安全穩(wěn)定行駛;在斜坡路況下(時(shí)間間隔為1、2、3、4s)完成轉(zhuǎn)向的RLTR最大值隨轉(zhuǎn)向時(shí)間間隔增大(即轉(zhuǎn)向速度減少)而減小,其中在間隔為1s內(nèi)完成轉(zhuǎn)向時(shí),其RLTR最大值大于閾值0.9,裝載機(jī)已經(jīng)發(fā)生了失穩(wěn)現(xiàn)象。

圖7 不同速度轉(zhuǎn)向時(shí)RLTR隨時(shí)間變化曲線Fig. 7 Variation curve of RLTR changing with time when turning at different steering speeds

將圖7各路況下的不同轉(zhuǎn)向速度RLTR最大值進(jìn)行連接,如圖8。圖8中:各線與水平紅線交點(diǎn)即為對(duì)應(yīng)路況下轉(zhuǎn)向所需的最小時(shí)間間隔閾值,即最大轉(zhuǎn)向速度。故裝載機(jī)在斜坡路況下的轉(zhuǎn)向時(shí)間間隔最小閾值為1.45 s。

圖8 最大RLTR隨轉(zhuǎn)向速度變化對(duì)比Fig. 8 Comparison of the maximum RLTR changing with steering speed

3.4 行駛轉(zhuǎn)向角對(duì)穩(wěn)定性影響及失穩(wěn)閾值分析

將裝載機(jī)設(shè)置為在滿載高速狀態(tài)下行駛,行駛轉(zhuǎn)向角變化范圍為15°～40°。研究裝載機(jī)在水平、斜坡、彎道和斜坡彎道路況下的RLTR隨時(shí)間變化趨勢,如圖9。由圖9可知:當(dāng)裝載機(jī)轉(zhuǎn)向角小于20°時(shí),各路況下的RLTR都小于0.9,處于安全閾值范圍內(nèi);當(dāng)轉(zhuǎn)向角達(dá)到25°時(shí),在斜坡彎道路況下的RLTR最大值超過0.9,說明裝載機(jī)此時(shí)已發(fā)生了失穩(wěn),如圖9(d);當(dāng)轉(zhuǎn)向角增大至30°時(shí),在斜坡路況下的RLTR最大值超過了閾值0.9,也存在失穩(wěn)側(cè)傾危險(xiǎn),如圖9(c);當(dāng)轉(zhuǎn)向角增大至40°時(shí),在平直和彎道路況下的RLTR最大值無限趨近于1,發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象,如圖9(a)、圖9(b)。

圖9 不同轉(zhuǎn)向角轉(zhuǎn)向時(shí)RLTR隨時(shí)間的變化曲線Fig. 9 Variation curve of RLTR changing with time when steering at different driving angles

將圖9各路況下的不同轉(zhuǎn)向角RLTR最大值進(jìn)行連接,如圖10。圖10中:各線與水平紅線交點(diǎn)即為對(duì)應(yīng)路況下的速度最大閾值。即:裝載機(jī)在平直和彎道路況下的行駛轉(zhuǎn)向角最大閾值均為37°;在斜坡路況下的行駛轉(zhuǎn)向角最大閾值為24°;在斜坡彎道路況下的行駛轉(zhuǎn)向角最大閾值為23°。

圖10 最大RLTR隨行駛轉(zhuǎn)向角變化對(duì)比Fig. 10 Comparison of the maximum RLTR changing with driving steering angle

3.5 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

由于實(shí)車試驗(yàn)的危險(xiǎn)性以及成本太過高昂,不具備可行性,又由于通過比例模型樣機(jī)試驗(yàn)?zāi)軌虻玫脚c實(shí)車試驗(yàn)相近的驗(yàn)證效果,所以筆者利用吉林大學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室輪式裝載機(jī)等比例縮小模型樣機(jī)對(duì)裝載機(jī)在平直路況下轉(zhuǎn)向以及斜坡路況下轉(zhuǎn)向兩種工況的情景進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證,其工況如下:

① 平直路況下轉(zhuǎn)向:分別以速度v=0.7、1.0 m/s在水平路面行駛一段時(shí)間,當(dāng)速度穩(wěn)定后的2 s左右進(jìn)行轉(zhuǎn)向操作。② 斜坡路況下轉(zhuǎn)向:分別在坡度角γ=7.8°、10.4°的斜坡路面行駛一段時(shí)間,當(dāng)速度穩(wěn)定后的2 s左右進(jìn)行轉(zhuǎn)向操作。試驗(yàn)結(jié)果如圖11。

圖11 水平和斜坡路況下轉(zhuǎn)向的RLTR變化Fig. 11 Variation curve of RLTR when steering under horizontal road conditions and slope road conditions

圖11(a)為在水平路況下,當(dāng)速度分別為0.7、1 m/s時(shí)進(jìn)行轉(zhuǎn)向操作時(shí)裝載機(jī)RLTR隨時(shí)間變化情況。與圖3(a)對(duì)比發(fā)現(xiàn):試驗(yàn)和理論的RLTR變化趨勢幾乎一致,區(qū)別在于轉(zhuǎn)向操作開始的時(shí)間不同。

圖11(b)為在斜坡路況下,坡度角不同進(jìn)行轉(zhuǎn)向操作時(shí)裝載機(jī)RLTR隨時(shí)間變化情況。與圖5(a)對(duì)比發(fā)現(xiàn):試驗(yàn)和理論的RLTR變化趨勢幾乎一致。

4 結(jié) 論

1)基于傳統(tǒng)動(dòng)力模型進(jìn)行改進(jìn),并對(duì)裝載機(jī)行駛動(dòng)力學(xué)模型的運(yùn)動(dòng)微分方程進(jìn)行了計(jì)算求解。模型能反映裝載機(jī)前后鉸接兩車實(shí)時(shí)運(yùn)動(dòng)軌跡和輪胎實(shí)時(shí)受力情況。

2)根據(jù)裝載機(jī)行駛失穩(wěn)的主要影響因素,分別以行駛速度、斜面坡度角、轉(zhuǎn)向速度、行駛轉(zhuǎn)向角作為變量,得到了多路況下RLTR隨時(shí)間變化的規(guī)律曲線,并進(jìn)行了失穩(wěn)閾值對(duì)比分析。結(jié)果表明:① 針對(duì)不同路況,裝載機(jī)失穩(wěn)閾值建議值為:平直路況下,行駛速度閾值為0～28 km/h,斜坡路況下不超過22 km/h,斜坡彎道路況下不超過15 km/h;坡度角閾值為0～22°,斜坡彎道路況下不超過17.5°;轉(zhuǎn)向速度閾值應(yīng)大于1.45 s;行駛轉(zhuǎn)向角閾值為0～37°,斜坡路況下不超過24°,斜坡彎道路況下不超過23°;② 裝載機(jī)行駛速度和轉(zhuǎn)向速度的增加、斜面坡度角和行駛轉(zhuǎn)向角的增大,會(huì)嚴(yán)重加劇裝載機(jī)傾翻失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn);③ 基于最大RLTR變化曲線,RLTR隨行駛速度和行駛轉(zhuǎn)向角曲線變化率時(shí)最快,這一結(jié)論說明行駛速度和行駛轉(zhuǎn)向角相對(duì)于其他參數(shù)而言對(duì)行駛穩(wěn)定性的影響最為嚴(yán)重。