王連東，丁明慧，肖 超

(燕山大學車輛與能源學院，秦皇島 066004)

2016021

脹壓成形汽車橋殼性能的有限元模擬與試驗*

王連東，丁明慧，肖 超

(燕山大學車輛與能源學院，秦皇島 066004)

以某5.5t載貨車的橋殼為例，介紹了脹壓成形的工藝過程。用ABAQUS軟件進行了成形過程的數(shù)值模擬，得到了橋殼的壁厚分布曲線和變形強化效果云圖與殘余應力云圖。結果表明，橋殼的壁厚分布符合使用要求。將壓制成形后的殘余應力作為初始條件施加到橋殼上，進行最大垂向力工況下的強度剛度模擬，找出軸向應力較大的危險區(qū)域，得到橋包部分的單位輪距最大變形為1.27mm/m，符合國家標準。用Nsoft軟件對脹壓成形橋殼進行疲勞壽命分析，得到各危險區(qū)域的疲勞壽命。最后對脹壓成形橋殼樣件進行了臺架疲勞試驗。結果表明，橋殼本體各危險區(qū)域的疲勞壽命均高于153.8萬次。

汽車橋殼；脹壓成形；殘余應力；強度；剛度；疲勞壽命

前言

汽車橋殼屬異型截面復雜管類件，要求具有較高的強度、剛度和足夠的疲勞壽命。文獻[1]中通過有限元仿真和臺架試驗研究了沖壓焊接橋殼的結構形式、焊接工藝中的殘余應力、焊接缺陷等因素對橋殼壽命的影響，明確了焊接殘余應力和焊接缺陷是車橋在三角板焊趾處出現(xiàn)經(jīng)常性疲勞破壞的原因。文獻[2]中利用臺架試驗和有限元模擬對某沖壓焊接橋殼進行疲勞試驗及壽命預測，表明用有限元方法可以獲得與實際臺架試驗基本一致的結果，并可較準確預測疲勞失效的位置。文獻[3]中建立了沖壓焊接橋殼有限元模型，并進行了靜強度仿真計算，在此基礎上對橋殼焊縫進行疲勞壽命預估，結果表明三角塊和后蓋與橋殼本體頂部相連處的焊縫接頭容易發(fā)生失效。文獻[4]中針對載重0.75t液壓脹形橋殼模擬樣件，利用有限元分析軟件ANASYS分析了其強度和剛度，并預測了疲勞壽命。

文獻[5]和文獻[6]中提出了鋼管脹壓成形汽車橋殼工藝：選擇合適尺寸的無縫鋼管作坯料，先將其兩端部縮徑、中間部分液壓脹形為一定形狀的預成形管坯，再對其內部充液并用模具壓制成形為帶有后蓋和附加前蓋的橋殼管件，制件無焊縫、輪廓清晰，成形過程所需的液體壓力較傳統(tǒng)液壓脹形降低60%以上。圖1為某承載5.5t的貨車橋殼脹壓成形工藝簡圖，選取初始外徑180mm、壁厚8mm的Q345B無縫鋼管，經(jīng)過縮徑、液壓脹形和壓制成形后得到橋殼管件，切割附加前蓋后便得到橋殼制件。該橋殼的板簧座中心距890mm。

圖1 某中型貨車橋殼脹壓成形工藝

無縫管坯成形為異型截面橋殼的過程中，材料得到強化，成形后管件各處的壁厚不同，內部存在復雜的殘余應力，使脹壓成形橋殼與傳統(tǒng)方法生產(chǎn)的橋殼在性能上存在很大的不同。本文中將揭示脹壓成形橋殼的壁厚分布和預成形管坯壓制成形后的變形強化效果及其內部殘余應力的分布，分析其強度、剛度和疲勞壽命，為脹壓成形橋殼的推廣應用提供重要依據(jù)。

1 脹壓成形有限元模擬

1.1 預成形管坯成形模擬

由于預成形管坯為軸對稱回轉體，成形過程數(shù)值模擬時選擇1/4模型。初始管坯材料Q345B，彈性模量E=2.1×105MPa，密度ρ=7 800kg/m3，泊松比μ=0.3，硬化指數(shù)n=0.2，屈服極限為345MPa，強度極限為510MPa。材料的真實應力σ-應變ε的關系由式(1)確定，對應的真實強度極限為612MPa。

σ=900ε0.2

(1)

針對初始的無縫鋼管(圖2)，利用有限元分析軟件ABAQUS進行縮徑和液壓脹形模擬，得到軸對稱形狀的預成形管坯，如圖3所示。

圖2 初始管坯

圖3 預成形管坯

1.2 預成形管坯逆向處理

利用軟件CATIA對1/4的預成形管坯進行逆向處理[7]，經(jīng)過處理點云數(shù)據(jù)和創(chuàng)建管坯曲面等操作后得到管坯的整體幾何模型，如圖4所示。

圖4 預成形管坯整體幾何模型

1.3 建立壓制成形有限元模型

采用ABAQUS軟件對預成形管坯劃分網(wǎng)格和壓制模型，如圖5所示。預成形管坯單元類型為C3D8R，網(wǎng)格總數(shù)為117 648個，截面突變處網(wǎng)格大小為2mm，其它處網(wǎng)格長度為7mm。預成形管坯壓制前需進行退火處理，仍選為初始管坯的材料屬性。壓制過程中，管坯內部充液壓力為7MPa，壓制后內壓增加至60MPa進行校形。

圖5 預成形管坯壓制模擬有限元模型

1.4 壓制結果分析

1.4.1 橋殼壁厚分布

經(jīng)過多步進給模擬后，得到脹壓成形橋殼的幾何模型，該幾何模型繼承了橋殼加工過程的壁厚變化。將壓制成形后的管件沿水平縱截面和軸向對稱橫截面剖切，得到其1/4部分，如圖6所示。

圖6 橋殼壓制后1/4部分

沿著路徑1和路徑2所示的箭頭方向，在橋殼管件邊緣每隔3個單元測量壁厚，得到管件剖切面上的壁厚分布曲線，如圖7所示。由路徑1上的壁厚分布曲線可知，橋梁部分的壁厚較后蓋和附加前蓋的壁厚值大，橋梁與后蓋和附加前蓋處的過渡處的壁厚分別為7.22和7.35mm，較初始壁厚8mm分別減薄9.75%和8.13%；后蓋最高點的壁厚最薄，其值為6.43mm，較初始壁厚減薄19.63%。

圖7 橋殼壁厚值沿路徑分布曲線

由路徑2上的壁厚分布曲線可知，與初始管坯壁厚相比，中間橋包部分的壁厚減薄，壁厚最小值為6.43mm，減薄19.63%；外側直臂部分的壁厚為10.3mm，增厚28.75%；端部的壁厚達到11.4mm。

結合橋殼的形狀特征和承載受力情況可知，直臂部分受到的應力較大，為危險區(qū)；橋包部分受到的應力較小，為安全區(qū)。脹壓成形橋殼危險區(qū)壁厚值較大、安全區(qū)壁厚值較小的壁厚分布更合理，使橋殼趨近于等強度梁。

1.4.2 橋殼變形強化效果

壓制成形后，橋殼管件的等效應力分布云圖如圖8所示。兩側直臂部分(區(qū)域I)截面過渡圓角處、直臂部分與橋包的過渡部分(區(qū)域II)、中間橋包橋梁以及橋梁與后蓋、附加前蓋的過渡圓角處等效應力值較大，強化效果明顯。最大等效應力值為707.6MPa，發(fā)生在橋殼橋梁與附加前蓋的過渡圓角處，經(jīng)測量該區(qū)的平均等效應力值為692MPa，故要求該區(qū)域的強度極限應大于692MPa。

圖8 橋殼壓制變形等效應力云圖

根據(jù)經(jīng)驗可知，汽車橋殼使用中易破壞部位為鋼板彈簧座根部的直臂部分(區(qū)域I)和直臂與橋包過渡部分(區(qū)域II)。經(jīng)測量，區(qū)域I除橫截面過渡圓角外其它單元的等效應力均低于真實強度極限612MPa；區(qū)域II內部危險處的等效應力平均值為618MPa，相應的強度極限應大于618MPa。

1.4.3 橋殼殘余應力分布

壓制成形工序撤模后，橋殼管件內部仍保留一定的殘余應力，其分布如圖9所示。橋殼管件內殘余應力關于XY平面對稱分布，由于橋殼前后蓋大小不同，殘余應力對XZ平面不完全對稱。在區(qū)域I、區(qū)域II、中間橋包橋梁部分以及橋梁與后蓋和附加前蓋的過渡處，殘余應力較大。

圖9 橋殼壓制后殘余應力云圖

最大殘余應力值為607.3MPa，發(fā)生在橋包橋梁與附加前蓋的過渡圓角處，即圖10所示的區(qū)域III。在區(qū)域I內，橫截面過渡圓角處殘余應力值達到400MPa，平面中間區(qū)域的殘余應力很小，數(shù)值僅為10MPa。在區(qū)域II內，殘余應力分布不均勻，在內壁處的殘余應力值較大，為427.8MPa，其它部分殘余應力值較小，如圖11所示。

圖10 區(qū)域III局部放大圖

圖11 區(qū)域II局部放大圖

2 脹壓成形橋殼強度剛度分析

2.1 橋殼有限元模型的建立

將橋殼壓制后包含殘余應力的Job文件作為初始條件施加到橋殼強度剛度分析有限元模型上，如圖12中橋殼本體部分所示。

圖12 橋殼強度剛度有限元分析模型

半軸套管的材料為40Cr，材料的彈性模量E=2.1×105MPa，密度ρ=7850kg/m3，泊松比μ=0.3，調質處理后的屈服極限為σs=785MPa。鋼板彈簧座的材料采用Q345B。在模擬分析時，假設材料是均勻的，并且具有各向同性。橋殼本體與半軸套管及鋼板彈簧座之間的焊接關系采用Tie聯(lián)接，即假設橋殼各個焊接部位的焊縫處于理想狀態(tài)。

最大垂向力工況下，橋殼承受2.5倍標準載荷，即橋殼兩側鋼板彈簧座處各施加67 375N的垂直載荷。約束半軸套管與輪轂軸承的接觸面，其長度為26mm，左側約束面上約束X、Y、Z3個方向的平動自由度和繞Y、Z軸的轉動自由度，右側約束面上約束Y、Z方向的平動自由度和繞Y、Z軸的轉動自由度，兩側半軸套管約束面的中心距離為該車的輪距1 600mm。

2.2 強度結果分析

軸向拉應力是引起橋殼破壞的主要應力，橋殼沿X軸的應力分布如圖13所示。板簧座根部內側(區(qū)域I)的最大應力為505MPa，直臂與橋包過渡處(區(qū)域II)的最大應力為416MPa，橋包橋梁與附加前蓋過渡圓角處(區(qū)域III)的最大應力為433MPa，但最大應力分布的面積均較小。區(qū)域I、區(qū)域II、區(qū)域III均為危險區(qū)域。

圖13 橋殼軸向應力分布圖

橋殼本體與半軸套管焊接處(區(qū)域IV)受到的軸向拉應力較小，在焊接狀況較好的情況下該區(qū)域不易發(fā)生破壞。半軸套管本體上外力施加處的軸向拉應力值最大，其值為550.2MPa。

無初始殘余應力時，橋殼本體在最大垂向力工況下沿X軸的應力如圖14所示。區(qū)域I、II和III的最大應力分別為253，179和97MPa。經(jīng)測量統(tǒng)計，上述3個危險區(qū)域最大應力處截面上各單元的平均應力分別為158.7，146.4和70.1MPa。

結合圖13和圖14可知，壓制過程中產(chǎn)生的殘余應力對橋殼的強度影響很大。

圖14 無殘余應力時橋殼本體軸向應力分布圖

2.3 剛度結果分析

脹壓成形橋殼在最大垂向力工況下，Z方向的變形如圖15所示。橋殼本體在Z方向的最大變形量為2.04mm，位于橋殼中部，單位輪距的最大變形f=1.27mm/m，符合《QC/T 533—1999汽車驅動橋臺架試驗方法》[8]中評價指標的要求，即滿載軸荷下1m輪距最大變形小于1.53mm。

圖15 橋殼本體在Z方向的變形云圖

3 脹壓成形橋殼疲勞壽命分析

利用Nsoft軟件對脹壓成形橋殼進行了疲勞壽命數(shù)值模擬，模擬前需先確定危險截面處的尺寸修正因子、應力集中系數(shù)等初始條件。

3.1 影響疲勞壽命初始條件的確定

3.1.1 尺寸修正因子

根據(jù)Shigley經(jīng)驗公式[9]求得尺寸修正因子為

Csize=1.189d-0.097

(2)

式中d為零件直徑，8mm

尺寸修正后的構件疲勞極限為

Sf2=CsizeSf1

(3)

式中：Sf1為構件疲勞壽命理論值；Sf2為構件疲勞壽命修正值。

橋殼可以簡化為空心簡支梁，橋殼直臂部分的橫截面積為3 390.5mm2，將其轉換為同等面積的實心圓軸，則圓軸的直徑d=65.72mm，由式(2)計算得Csize=0.79。同理，計算出橋包部分中間橫截面的尺寸修正因子Csize=0.77。

3.1.2 應力集中系數(shù)

應力集中系數(shù)Kf用敏感系數(shù)法確定，即

Kf=1+q(Kt-1)

(4)

式中：Kt為理論應力集中系數(shù)；q為疲勞缺口敏感系數(shù)。

q主要由構件的材料確定，查《機械疲勞與可靠性設計》可知，對于材料Q345B，q=0.58。

Kt主要由構件的形狀決定，故計算時不需要考慮初始殘余應力。由圖14測得區(qū)域I、區(qū)域II、區(qū)域III內最大軸向應力所處截面上最大應力與平均應力的比值，即為理論應力集中系數(shù)Kt。由Kt和q求得各危險區(qū)域應力集中系數(shù)，如表1所示。

表1 橋殼易破壞區(qū)域應力集中系數(shù)

3.2 脹壓成形橋殼疲勞壽命分析

利用Nsoft軟件進行脹壓成形橋殼疲勞壽命數(shù)值模擬的步驟如下。

(1) 數(shù)據(jù)轉換 把橋殼的強度剛度分析結果導入Nsoft軟件，利用數(shù)據(jù)接口將通用FE文件轉換為FES文件。重新生成的模型中包含了橋殼強度剛度分析結果和殘余應力作用的結果。

(2) 數(shù)據(jù)篩選 過濾掉強度分析結果中鋼板彈簧座與半軸套管的數(shù)據(jù)，只留下橋殼本體數(shù)據(jù)。

(3) 施加載荷 按文獻[8]中的要求進行加載：最大垂向力工況下，橋殼受到的載荷最大值為2.5倍標準載荷，最小值為0.5倍標準載荷，即循環(huán)范圍為0.2～1倍的最大載荷，并按正弦波循環(huán)加載。

(4) 賦予材料強度極限 材料的強度極限σb對疲勞壽命的影響很大，預成形管坯壓制時各部分的變形強化效果不同。針對位置不同的危險截面，分別賦予不同的強度極限。

(5) 施加初始條件 把影響橋殼疲勞壽命的各個因素作為初始條件施加到有限元模型上。

3.3 脹壓成形橋殼疲勞壽命結果分析

對于橋包橋梁與附加前蓋過渡處(區(qū)域III)，Kf=1.23，Csize=0.77，強度極限σb=692MPa，該區(qū)域的最低疲勞壽命為270萬次，結果如圖16所示。

圖16 橋殼本體疲勞破壞云圖

對于橋殼直臂板簧座根部內側(區(qū)域I)，Kf=1.34，Csize=0.79，σb=612MPa，最低疲勞壽命為192萬次，發(fā)生在橫截面過渡圓角處，如圖17所示。對于直臂與橋包過渡部分(區(qū)域II)，Kf=1.12，Csize=0.79，σb=618MPa，最低疲勞壽命為191萬次，發(fā)生在橫截面的內壁處，如圖18所示。

圖17 局部區(qū)域I放大圖

圖18 局部區(qū)域II放大圖

橋殼本體與半軸套管焊接處(區(qū)域IV)的實際疲勞壽命很高，接近無限壽命。

在不同的初始條件下，脹壓成形橋殼易破壞區(qū)域疲勞壽命匯總如表2所示。

表2 橋殼易破壞區(qū)域疲勞壽命

結合壓制成形中橋殼的強化效果和表2所示的模擬結果，可知承載5.5t的脹壓成形橋殼按文獻[8]中的要求進行加載時，區(qū)域I、區(qū)域II和區(qū)域III的最低壽命均高于國家標準要求的中值疲勞壽命80萬次的指標。

4 脹壓成形橋殼疲勞壽命臺架試驗

根據(jù)圖1所示的脹壓成形工藝，制造出承載5.5t的整體式橋殼管件，測量其壁厚分布，與模擬結果基本吻合。切除附加前蓋后得到橋殼樣件，如圖19所示。

圖19 脹壓成形橋殼樣件

裝焊加強圈、左右半軸套管、鋼板彈簧座等附件后，再裝配主減速器總成，根據(jù)文獻[8]中的要求對橋殼樣件進行疲勞壽命臺架試驗，如圖20所示。

臺架試驗中，橋殼夾持固定位置為左右半軸套管與輪轂軸承接觸處，夾持面寬度為26mm，即為該輪轂軸承面的實際寬度，夾持面中心距離為輪距1 600mm。載荷循環(huán)頻率為3Hz。

脹壓成形橋殼經(jīng)過臺架試驗中連續(xù)正弦波載荷的作用后，其疲勞壽命值為153.8萬次，破壞部位發(fā)生在橋殼端部與半軸套管的焊接處，如圖21所示。而數(shù)值模擬時，半軸套管與橋殼端部之間的焊接關系采用Tie聯(lián)接，疲勞壽命接近無限壽命。試驗結果與模擬結果相差甚遠，說明半軸套管與橋殼端部的焊接關系對實際壽命影響很大。

圖20 橋殼疲勞壽命試驗

圖21 橋殼臺架試驗破壞部位

臺架試驗結果表明，數(shù)值模擬中橋殼本體上可能發(fā)生疲勞破壞的3個區(qū)域，即板簧座根部內側、直臂與橋包過渡處和橋包橋梁與附加前蓋過渡處的疲勞壽命均高于153.8萬次，與疲勞分析結果相符，比國家標準要求的80萬次壽命高92.25%。

5 結論

(1) 通過對承載5.5t橋殼脹壓成形過程的有限元模擬，揭示了壁厚的分布規(guī)律。結果表明，脹壓成形橋殼的壁厚分布更符合橋殼的使用要求。

(2) 將橋殼整體壓制后的殘余應力作為初始條件，進行最大垂向力工況下的強度剛度分析，結果表明，直臂部分鋼板彈簧座根部、直臂與橋包過渡處、橋包橋梁與后蓋及附加前蓋過渡處受到的軸向應力較大，均為危險區(qū)域，橋殼本體沿X軸方向最大拉應力為505MPa；橋包中間橫截面沿Z方向的單位輪距最大變形為1.27mm/m，符合國家標準。

(3) 承載5.5t的脹壓成形橋殼按文獻[8]中的規(guī)定進行模擬，結果表明，板簧座根部內側的最低壽命不低于192萬次，直臂與橋包過渡處的疲勞壽命不低于191萬次，橋包橋梁與附加前蓋過渡圓角處的疲勞壽命不低于270萬次；臺架試驗結果證實，橋殼本體各區(qū)域的疲勞壽命均高于153.8萬次，比國家標準要求的80萬次壽命高92.25%。

橋殼端部與半軸套管的裝焊關系對該處的疲勞壽命影響大，今后將系統(tǒng)研究橋殼端部與半軸套管的裝配關系和焊接質量對壽命的影響。

[1] 文凌波,王會義,宋健,等.某型驅動橋殼疲勞壽命的仿真與實驗分析[J].現(xiàn)代設計技術,2006,35(13):49-57.

[2] 謝峰,張婷.驅動橋橋殼疲勞壽命預測與試驗[J].機械設計與制造,2010(10):186-188.

[3] 李亮,宋健,文凌波,等.商用車驅動橋殼疲勞壽命的有限元仿真與試驗分析[J].機械強度,2008,30(3):503-507.

[4] 崔亞平,王連東,高鵬飛.液壓脹形汽車橋殼強度分析[J].汽車工程,2006,28(7):692-695.

[5] 王連東,楊東峰,崔亞平,等.預成形管坯壓制成形汽車橋殼的變形分析[J].中國機械工程,2013,24(19):2670-2674.

[6] 崔亞平,王連東,楊立云,等.脹-壓復合成形汽車橋殼預成形管坯的設計及成形試驗[J].中國機械工程,2012,23(21):2577-2580.

[7] 林清福.CATIA V5R13逆向工程產(chǎn)品設計[M].北京:科學出版社,2007:34-238.

[8] QC/T 533—1999汽車驅動橋臺架試驗方法[S].中華人民共和國機械工業(yè)部標準,1999.

[9] 王國軍,胡仁喜.Nsoft疲勞分析理論與應用實例指導教程[M].北京:機械工業(yè)出版社,2007:81-84.

The Finite Element Simulation and Test on the Performance ofBulging-pressing Formed Vehicle Axle Housing

Wang Liandong, Ding Minghui & Xiao Chao

CollegeofVehiclesandResource,YanshanUniversity,Qinhuangdao066004

With the axle housing of a 5.5t truck as example, the bulging-pressing forming process is presented. ABAQUS software is applied to the numerical simulation on the bulging deforming process, and the distribution curves of housing wall thickness and the nephograms of deformation strengthening effect and residual stress are obtained, with a result showing that the wall thickness distribution of axle housing meets operation requirements. With the residual stress remained after pressing forming as the initial condition applied to axle housing, a strength / stiffness simulation is conducted under maximum vertical force condition, and the dangerous areas with larger axial stress are found with the maximum deformation per unit wheel track located in the middle part of housing to be 1.27mm/m, being up to the national standard. Then a fatigue life analysis is performed on the bulging formed axle housing with software Nsoft and the fatigue lives of each dangerous area are obtained. Finally, the bench fatigue test is carried out on the sample part of bulging formed axle housing, and the results indicate that the fatigue lives in each dangerous areas of axle housing all higher than 1.538 million cycles.

automotive axle housing; bulging-pressing forming; residual stress; strength; stiffness; fatigue life

*河北省自然科學基金項目(E2012203022)資助。

原稿收到日期為2014年5月22日，修改稿收到日期為2014年8月9日。