周 瑾 紀(jì)金亮

（鄭州日產(chǎn)汽車有限公司技術(shù)中心，河南 鄭州 450016）

汽車前副車架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與強(qiáng)度對(duì)比分析

周 瑾 紀(jì)金亮

（鄭州日產(chǎn)汽車有限公司技術(shù)中心，河南 鄭州 450016）

本文以麥弗遜式前懸架系統(tǒng)中的副車架為研究對(duì)象，利用有限元分析方法，分析了因底盤結(jié)構(gòu)布置的影響，設(shè)計(jì)的兩種不同加強(qiáng)管梁結(jié)構(gòu)的副車架總成的強(qiáng)度和模態(tài)對(duì)比分析。包括在兩種制動(dòng)工況和兩種側(cè)向力工況下的強(qiáng)度分析對(duì)比，以及分別在自由模態(tài)和約束模態(tài)下的頻率分析與振型分布對(duì)比，為副車架的后續(xù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與改進(jìn)提供了理論依據(jù)。

麥弗遜式懸架；副車架；強(qiáng)度；模態(tài)

1 概述

在汽車麥弗遜式前懸架系統(tǒng)中，副車架起著重要的作用。主要是通過很好的懸掛連接剛度，阻隔振動(dòng)和噪聲，減小振動(dòng)直接進(jìn)入車廂，從而帶來較好的舒適性。另一方面副車架還是重要的承載元件，連接發(fā)動(dòng)機(jī)懸置、轉(zhuǎn)向器、穩(wěn)定桿等零部件[1]。因此，在副車架設(shè)計(jì)開發(fā)時(shí)必須考慮其總成中各零部件的強(qiáng)度、剛度及模態(tài)等結(jié)構(gòu)特性，以便在安全壽命時(shí)間內(nèi)，保證其正常功效的發(fā)揮。在前副車架的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中，因?yàn)檎嚿先绨l(fā)動(dòng)機(jī)懸置系統(tǒng)、轉(zhuǎn)向系統(tǒng)等相關(guān)系統(tǒng)的空間布置要求，有時(shí)需要對(duì)副車架進(jìn)行一定程度的結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)。在某車型麥弗遜式前懸架系統(tǒng)設(shè)計(jì)過程中，因發(fā)動(dòng)機(jī)后懸置的布置需要，變更了副車架總成中的加強(qiáng)管梁，為此，利用有限元法對(duì)兩種不同加強(qiáng)管梁結(jié)構(gòu)的副車架在各工況下的強(qiáng)度、模態(tài)進(jìn)行分析并詳細(xì)對(duì)比，以便了解加強(qiáng)管梁結(jié)構(gòu)型式的不同對(duì)副車架強(qiáng)度及模態(tài)的影響情況，為副車架的后續(xù)設(shè)計(jì)改進(jìn)提供理論依據(jù)。

2 模型描述

2.1 副車架總成結(jié)構(gòu)數(shù)模

根據(jù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的不同，提出了兩種副車架的方案，兩種方案區(qū)別在于：一是方案1具有整體式橫向加強(qiáng)管梁，方案2采取兩端分段式管梁，并分別對(duì)副車架左右兩側(cè)進(jìn)行加強(qiáng)；二是與方案1相比，方案2副車架本體形狀發(fā)生變化；三是方案2安裝平面下降約37mm，發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝方式改變，副車架上板開挖懸置安裝Ⅰ型避讓孔。詳見方案1與方案2模型圖1與圖2細(xì)節(jié)比較。

圖 1 副車架方案1數(shù)模

圖 2 副車架方案2數(shù)模

2.2 副車架總成結(jié)構(gòu)有限元模型

以兩種方案副車架總成CAD數(shù)模為基礎(chǔ)，在Hypermesh中創(chuàng)建有限元模型[2]。其中主要部件有：副車架上板焊接總成、副車架下板焊接總成、橫向加強(qiáng)管梁、下擺臂等等。方案2副車架有限元模型如圖3所示，其中副車架上下焊接總成、橫向加強(qiáng)管梁及各螺栓孔管柱用殼單元進(jìn)行離散模擬，下擺臂用六面體單元進(jìn)行離散模擬。根據(jù)要求控制單元質(zhì)量，并把三角形殼單元數(shù)量控制總體殼單元數(shù)量的5%以內(nèi)。副車架總成坐標(biāo)系的建立和副車架在整車數(shù)模中的坐標(biāo)系方向一致，即：以整車前輪中心為坐標(biāo)原點(diǎn)，整車前后方向?yàn)閄向，以前輪中心連線為Y向，鉛垂方向?yàn)閆向，建立整車坐標(biāo)系，各種工況的載荷的施加方向按照整車坐標(biāo)系。

圖 3 方案2有限元模型

2.3 分析工況

進(jìn)行強(qiáng)度分析時(shí)，確定邊界條件及載荷時(shí)，約束副車架與車身四個(gè)安裝點(diǎn)六個(gè)方向自由度。副車架總成有限元強(qiáng)度分析共分為四個(gè)工況[3]，分別按照副車架焊接總成臺(tái)架試驗(yàn)方法所規(guī)定的試驗(yàn)工況進(jìn)行加載，工況設(shè)置如下：制動(dòng)力工況一(兩下擺臂加載點(diǎn)施加向前的制動(dòng)力，大小為22500N，方向?yàn)閄負(fù)向)、制動(dòng)力工況二（兩下擺臂加載點(diǎn)施加向后的制動(dòng)力，大小為22500N，方向?yàn)閄正向）、側(cè)向力工況一（右邊下擺臂加載點(diǎn)施加向外的側(cè)向力，大小為18000N，方向?yàn)閅正向）、側(cè)向力工況二（右邊下擺臂加載點(diǎn)施加向內(nèi)的側(cè)向力，大小為18000N，方向?yàn)閅負(fù)向），副車架總成邊界條件如圖4所示。

剛度分析時(shí)，約束副車架與車身四個(gè)安裝點(diǎn)六個(gè)方向自由度，分別在三個(gè)不同參考點(diǎn)（詳見圖4點(diǎn)2、3、4）Z方向施加1000N的力，以考察橫向管梁對(duì)副車架的影響，并以此將剛度分析分為三個(gè)工況。

模態(tài)分析時(shí)，分別對(duì)副車架自由模態(tài)及約束模態(tài)進(jìn)行了計(jì)算，其中自由模態(tài)無邊界條件及載荷。約束模態(tài)約束位置及約束自由度為：約束副車架總成與車身安裝螺栓孔六個(gè)方向自由度，其約束方式和強(qiáng)度分析方式一致。對(duì)副車架總成有限元模型不施加任何載荷，副車架總成邊界條件如圖4所示。

圖 4 副車架總成邊界條件

3 分析結(jié)果

3.1 各工況下方案1與方案2強(qiáng)度分析結(jié)果云圖對(duì)比如下圖5～圖18所示：

3.1.1 制動(dòng)力工況一（制動(dòng)力向后，大小為22500N，方向?yàn)閄正向）強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果：

圖 5 應(yīng)力分布云圖（方案1）

圖6 應(yīng)力分布云圖（方案2）

3.1.2 制動(dòng)力工況二（制動(dòng)力向前，大小為22500N，方向?yàn)閄負(fù)向）強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果：

圖 7 應(yīng)力分布云圖（方案1）

圖 8 應(yīng)力分布云圖（方案2）

圖 9 應(yīng)力分布云圖（方案1）

圖 10 位移分布云圖（方案2）

3.1.3 側(cè)向力工況一（側(cè)向力向外，大小為18000N，方向?yàn)閅正向）強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果：

圖 11 應(yīng)力分布云圖（方案1）

圖 12 應(yīng)力分布云圖（方案2）

3.1.4 側(cè)向力工況二（側(cè)向力向內(nèi)，大小為18000N，方向?yàn)樨?fù)向）強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果：

圖 13 位移分布云圖（方案1）

圖 14 位移分布云圖（方案2）

圖15 應(yīng)力分布云圖（方案1）

圖 16 應(yīng)力分布云圖（方案2）

圖 17 位移分布云圖（方案1）

圖 18 位移分布云圖（方案2）

由強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果表明，方案1與方案2副車架焊接總成的變形量小于副車架焊接總成靜強(qiáng)度試驗(yàn)所規(guī)定的變形量（≤5mm）標(biāo)準(zhǔn)。變形量變化百分比如表1所示。

表1 變形量匯總

剛度計(jì)算工況下加載點(diǎn)位移計(jì)算結(jié)果及剛度結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

表 2 副車架總成剛度分析結(jié)果

3.2 對(duì)副車架總成有限元模型采用Lanczos法進(jìn)行模態(tài)分析，提取了兩種方案自由模態(tài)與約束模態(tài)各前5階固有頻率。

3.2.1 兩種方案自由模態(tài)前5階固有頻率及其相應(yīng)頻率振型如表3及表4所示。

表 3 自由模態(tài)頻率分析結(jié)果

3.2.2 兩種方案約束模態(tài)前5階固有頻率及其相應(yīng)頻率振型如表5及表6所示。

表 4 方案1與方案2總成自由模態(tài)振型分布云圖（左為方案1，右為方案2）

4 分析結(jié)論

4.1 由總成強(qiáng)度分析結(jié)果可知：①在向前或向后的制動(dòng)力工況中，方案2參考點(diǎn)最大變形量小于方案1。②在向外或向內(nèi)的側(cè)向力工況中，方案2最大變形量大于方案1，但總體位移量較小。③兩種方案總成的最大變形量符合其靜強(qiáng)度試驗(yàn)所規(guī)定的不大于5mm試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定。④兩種方案最大應(yīng)力如圖5～圖18所示，其最大應(yīng)力分別低于其材料的強(qiáng)度極限。

4.2 方案2自由模態(tài)低于方案1，模態(tài)頻率如表3所示；約束模態(tài)第一階固有頻率及第二階固有頻率分別為：一階彎曲振型及一階扭轉(zhuǎn)振型模態(tài)頻率分別為203.09Hz、279.00Hz與195.48Hz、284.74Hz，方案2第一階約束模態(tài)有所降低。

[1]蔡興旺.汽車構(gòu)造與原理（下）[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2010，88-120.

[2]張勝蘭，鄭冬黎，郝琪，等.基于Hyperworks的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)技術(shù)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2008，125-146.

[3]葉寅，劉新田，等.轎車后副車架有限元分析[J].上海：上海工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，308-311.

U463

A

1671-0037（2014）07-68-3

周瑾（1973.11-），女，碩士研究生，工程師，研究方向：車輛工程，車輛設(shè)計(jì)。