隋景玉 王海龍 劉繼英 喬嚴(yán)磊

山東蓬翔汽車有限公司 山東蓬萊 265607

影響橋殼承載能力的因素分析

隋景玉 王海龍 劉繼英 喬嚴(yán)磊

山東蓬翔汽車有限公司 山東蓬萊 265607

1 前言

某公司近期研制了一款輕量化重型汽車沖焊橋殼，該橋殼在原橋殼基礎(chǔ)上進(jìn)行了結(jié)構(gòu)和尺寸改進(jìn)，實(shí)現(xiàn)了單根減重15 kg?？墒窃趯?duì)橋殼以高于國家標(biāo)準(zhǔn)（疲勞壽命100萬次）的要求下進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)時(shí)，橋殼斷裂失效問題多次發(fā)生，橋殼試驗(yàn)斷裂情況如圖1所示。經(jīng)分析總結(jié)，發(fā)現(xiàn)導(dǎo)致橋殼承載失效的原因較多，因此本文從橋殼的失效模式出發(fā)，對(duì)影響橋殼承載能力的多個(gè)因素進(jìn)行分析研究，以便提出有效的解決方案。

2 橋殼強(qiáng)度計(jì)算

為了研究橋殼在典型工況下的受力強(qiáng)度，選擇顛簸路面行駛、轉(zhuǎn)彎、緊急制動(dòng)和加速上坡4種典型工況進(jìn)行計(jì)算，以確定其在4種典型工況下的受力情況。

橋殼受力如圖2所示，計(jì)算時(shí)，將橋殼看作一根梁，板簧座附近是一個(gè)危險(xiǎn)斷面。

2.1 顛簸路面行駛工況

此工況下車輛左右輪垂直力最大。重型汽車高速通過顛簸路面時(shí)，橋殼在豎直方向受力最大，一般為載荷的2.5倍，板簧座處的彎曲應(yīng)力公式為：

式中， σ顛為板簧座處的彎曲應(yīng)力； WV為抗彎截面系數(shù)； FVm為輪胎垂直力，取橋殼額定載荷的2.5倍；b為車輪中心到板簧座中心距離，輪距為1 860 mm，板簧距為1 035 mm。

2.2 轉(zhuǎn)彎工況

此工況下側(cè)向力最大。重型汽車受側(cè)向力達(dá)到路面最大附著力，汽車將要發(fā)生側(cè)滑，車軸全部載荷由側(cè)滑側(cè)車輪承受，另一側(cè)為零，橋殼板簧座處斷面彎曲應(yīng)力公式為：

式中， s轉(zhuǎn)為橋殼板簧座處斷面彎曲應(yīng)力； rr為車輪滾動(dòng)半徑；FLm為側(cè)向力，路面附著系數(shù)取0.8。

2.3 緊急制動(dòng)工況

此工況下制動(dòng)力最大。車輛滿載時(shí)緊急制動(dòng)，輪胎為純滑動(dòng)，受到水平方向的力最大，制動(dòng)力方向與車輛運(yùn)行方向相反。此時(shí)橋殼受到的慣性沖擊很大，則板簧座處斷面彎曲應(yīng)力和扭轉(zhuǎn)應(yīng)力公式：

式中， σ緊為板簧座處斷面彎曲應(yīng)力； τ緊為扭轉(zhuǎn)應(yīng)力； WV、 Wh分別為垂直平面、水平平面抗彎截面系數(shù)； WT為抗扭截面系數(shù)； FVm為 垂直力； FB額 制動(dòng)力，路面附著系數(shù)取0.8。

2.4 加速上坡工況

此工況下驅(qū)動(dòng)力最大，汽車滿載時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)牽引力最大，牽引力方向與車輛運(yùn)動(dòng)方向相反，車輪除受垂直向下的力和地面反作用力外，還受到水平方向的最大牽引力作用，則板簧座處斷面的彎曲應(yīng)力和扭轉(zhuǎn)應(yīng)力公式：

式中，σ坡為板簧座處斷面的彎曲應(yīng)力；τ坡為扭轉(zhuǎn)應(yīng)力； FA為驅(qū)動(dòng)力，發(fā)動(dòng)機(jī)傳動(dòng)效率取0.9。

經(jīng)多次理論計(jì)算和實(shí)際使用結(jié)果表明，以上4種工況中，顛簸路面行駛工況為最惡劣工況，因此，橋殼臺(tái)架試驗(yàn)?zāi)M該工況下的橋殼表現(xiàn)[3]，有限元分析亦模擬此工況。

3 有限元分析

由于橋殼在車輛行駛過程中時(shí)刻處于振動(dòng)狀態(tài)，共振對(duì)橋殼的損害很大，因此還需對(duì)橋殼進(jìn)行動(dòng)態(tài)特性的模態(tài)分析[4]。

3.1 靜力學(xué)分析

輕量化半橋殼尺寸如圖3所示，與原橋殼相比，其殼體厚度由16 mm減小至14 mm，方形截面由150 mm×160 mm減小為135 mm×150 mm，橋殼大肚寬度保留為150 mm，故大肚兩側(cè)形成圓角過渡區(qū)域。在臺(tái)架試驗(yàn)中，此橋殼過渡區(qū)多次出現(xiàn)裂紋，故此區(qū)域?yàn)橛邢拊攸c(diǎn)關(guān)注區(qū)。

根據(jù)橋殼尺寸和材質(zhì)，模擬實(shí)際承載工況建立有限元模型。該車額定載荷為13 t，垂直載荷為13 t×2.5 =32.5 t，半殼材質(zhì)為Q460C，橋殼應(yīng)力分析結(jié)果如圖4所示。去除約束點(diǎn)和施力點(diǎn)這些必然應(yīng)力集中點(diǎn)，得到最大應(yīng)力點(diǎn)在大肚兩側(cè)過渡區(qū)位置（與試驗(yàn)結(jié)果一致），最大應(yīng)力不足350 MPa，遠(yuǎn)小于橋殼Q460C的屈服極限460 MPa，故此工況下，橋殼結(jié)構(gòu)能夠滿足車輛使用要求。

根據(jù)QC/T 534，橋殼剛性判斷標(biāo)準(zhǔn)為滿載情況下，軸荷每米輪距最大變形不超1.5 mm[5]。經(jīng)有限元分析可知，最大變形為1.86 mm。由于橋殼輪距為1 860 mm，則1.86mm/1.86=1mm＜1.5mm。橋殼變形結(jié)果如圖5所示?？梢?，橋殼的剛性能夠滿足使用要求。

3.2 模態(tài)分析

模態(tài)分析首先設(shè)定橋殼參數(shù)，然后導(dǎo)入模型，設(shè)定固定約束，再設(shè)定模態(tài)階數(shù)12階，最后分析求解得出橋殼前6階振型圖[6]，如圖6～11所示。

a. 第1階橋殼振動(dòng)為兩端固定，整個(gè)模型以橋殼大肚為首在水平面方向前、后擺動(dòng)，最大相對(duì)振幅為2.94 mm，對(duì)應(yīng)固有頻率為129.64 Hz。

b. 第2階振動(dòng)情況為兩端固定，整個(gè)模型以橋殼大肚為首在豎直平面方向上、下擺動(dòng)，最大相對(duì)振幅為4.11 mm，對(duì)應(yīng)固有頻率為156.58 Hz。

c. 第3階振動(dòng)情況為兩端固定，整個(gè)模型以橋殼大肚為首，以X軸為軸線前、后擺扭，最大相對(duì)振幅為4.97 mm，對(duì)應(yīng)固有頻率為210.26 Hz。

d. 第4階振動(dòng)情況為兩端固定，整個(gè)模型以橋殼大肚為首，以Y軸為軸線前、后擺扭，最大相對(duì)振幅為4.36 mm，對(duì)應(yīng)固有頻率為369.71 Hz。

e. 第5階振動(dòng)情況為兩端固定，整個(gè)模型以橋殼大肚為首，以Z軸為軸線上、下擺扭，最大相對(duì)振幅3.85 mm，對(duì)應(yīng)固有頻率429.99 Hz。

f. 第6階振動(dòng)情況為兩端固定，整個(gè)模型以橋殼大肚為首，沿X軸方向左、右伸縮，最大相對(duì)振幅為3.61 mm，對(duì)應(yīng)固有頻率為693.63 Hz[7]。

因中重型汽車行駛過程中，受路面和發(fā)動(dòng)機(jī)激勵(lì)頻率為0～50 Hz，模態(tài)分析的前6階均不在此范圍內(nèi)，故橋殼滿足動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)要求。同時(shí)，隨著階數(shù)的增加，固有頻率也在增加，但相對(duì)振幅變化不大，還有下降的趨勢(shì)。

4 生產(chǎn)實(shí)際因素分析

由于理論分析與具體的生產(chǎn)實(shí)際相比仍然存在很多未考慮因素，因此必須進(jìn)行實(shí)際要素分析。

4.1 軸頭焊接工藝影響

與整體鑄造式橋殼不同，沖焊橋殼由鋼板等多個(gè)制件焊接而成，因此必須考慮焊接工藝影響。橋殼試驗(yàn)中，幾次出現(xiàn)在軸頭焊縫處斷裂，如圖12所示。經(jīng)對(duì)斷口取樣，測(cè)得焊縫寬19.2 mm，余高3.5 mm，環(huán)縫焊開坡口焊接存在根部未焊透缺陷，甚至個(gè)別件襯環(huán)與母材直接脫落，不滿足工藝上側(cè)壁熔深不小于1 mm的要求，焊縫斷口如圖13所示。

針對(duì)上述問題對(duì)焊接工藝進(jìn)行改進(jìn)，將根部間隙加大至6 mm，第二層單側(cè)擺幅加大至3 mm，第三層單側(cè)擺幅加大至12 mm，最終焊縫成形好，襯環(huán)熔深超過1 mm，側(cè)壁熔深較理想，焊縫余高低，無焊趾，去除了應(yīng)力集中危害，軸頭焊縫質(zhì)量得到較大提高。

4.2 凸輪軸支架墊板焊縫影響

因車軸匹配需要，沖焊橋殼上需焊接凸輪軸支架墊板。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，焊接或不焊接墊板對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響很大，橋殼在墊板處開裂如圖14所示。

對(duì)斷裂位置觀測(cè)分析，此凸輪軸支架墊板焊縫已到了橋殼外圓角位置，此位置正是橋殼截面變化的過渡區(qū)域，易發(fā)生應(yīng)力集中，與焊縫造成的應(yīng)力集中疊加后，加大了橋殼結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中的影響。并且，橋殼受載后，不焊接墊板時(shí)，橋殼從兩頭到中部均為大小近似的變形，可是焊接墊板后，原來的均勻變形在墊板處終止，可變形的鋼板尺寸數(shù)量減少，于是產(chǎn)生應(yīng)力集中，發(fā)生斷裂。

為消除焊接應(yīng)力，提高橋殼承載，經(jīng)過分析及多次試驗(yàn)采用如下方法，改良效果明顯：

a. 對(duì)墊板采用U型焊接，過橋殼中心20 mm以下不焊接，減少多余焊接應(yīng)力；

b. 嚴(yán)格控制焊縫起弧、收弧點(diǎn)位置，躲開外圓角位置，消除殘余焊接應(yīng)力影響。

4.3 沖壓鋼板本身缺陷影響

沖壓鋼板自身缺陷也會(huì)降低橋殼使用壽命。經(jīng)對(duì)裂紋源位置即過渡區(qū)的內(nèi)圓角根部取樣檢測(cè)，在高倍放大鏡下可以看到明顯裂紋缺陷，如圖15所示。測(cè)得兩段較長裂紋分別為119 μm和178 μm。因此，必須重視對(duì)橋殼板材的質(zhì)量檢測(cè)，否則劣質(zhì)的橋殼鋼板將成為橋殼承載失效的重要導(dǎo)火索。

4.4 拋丸的影響

焊接殘余應(yīng)力與變形是直接影響構(gòu)件結(jié)構(gòu)性能與安全可靠性的重要因素，它在一定條件下會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的斷裂特性、疲勞強(qiáng)度和形狀尺寸精度等產(chǎn)生不利的影響[9]。某試驗(yàn)橋殼因焊法蘭盤后未進(jìn)行拋丸處理，導(dǎo)致在法蘭盤處發(fā)生斷裂，如圖16所示。作為橋殼焊接后第一道工序，拋丸這一冷處理過程不僅去除焊接表面氧化皮提高外觀質(zhì)量，還改變工件的焊接拉應(yīng)力為壓應(yīng)力，提高零件疲勞斷裂抗力，防止疲勞失效、塑性變形與脆斷，提高疲勞壽命。除此，通過提高工件表面粗糙度，還提高了工件后續(xù)噴漆的漆膜附著力。所以橋殼生產(chǎn)線上任何一道工序都不可忽視，均會(huì)對(duì)橋殼承載產(chǎn)生重大影響。

4.5 熱處理影響

為提高橋殼抗疲勞能力，期間也對(duì)橋殼嘗試進(jìn)行熱處理，以獲得預(yù)期組織和性能[10]。橋殼采用Q460C材質(zhì)，抗拉強(qiáng)度達(dá)730 MPa，延伸率為14%～16%，硬度為260 HB，沖擊功為270 J。即先將橋殼加熱至910℃～930℃，保溫30 min，然后在40℃水溫下淬火，如圖17所示。隨后在近600℃下回火處理。幾次的實(shí)際試驗(yàn)嘗試，雖然經(jīng)測(cè)得熱處理材質(zhì)性能可得到20%的提高，可是對(duì)橋殼抗疲勞能力的提升并不明顯，疲勞壽命在60萬次左右。

4.6 焊接細(xì)節(jié)

此外，因沖焊橋殼本身存在多條焊縫，在實(shí)際生產(chǎn)中，焊縫融合差、焊縫下端存在尖點(diǎn)包括焊豆去除不凈等，一旦焊豆飛濺并殘留于橋殼敏感區(qū)，如圖18所示，就會(huì)對(duì)微裂紋起到促進(jìn)作用，削弱橋殼承載能力。

5 結(jié)語

橋殼的疲勞斷裂、承載失效往往包含多種因素，需從多方面進(jìn)行深入細(xì)致的分析研究。首先，橋殼的結(jié)構(gòu)尺寸和材質(zhì)的選擇是影響橋殼承載能力的核心要素，在完成橋殼設(shè)計(jì)后必須建立三維模型進(jìn)行有限元分析；其次，由于沖焊橋殼是由沖壓鋼板與后蓋、軸頭以及多個(gè)鑄造小件經(jīng)焊接拼制而成，因此沖焊橋殼的軸頭、焊接、焊接以及各種墊板等小件的焊接時(shí)，一旦焊接工藝或細(xì)節(jié)處理不當(dāng)，將對(duì)橋殼承載強(qiáng)度產(chǎn)生較大影響，必須選擇合理的焊接參數(shù)，保證焊縫飽滿，保證焊透，達(dá)到足夠的焊件熔深；同時(shí)，對(duì)易引起焊接應(yīng)力的復(fù)雜外形焊縫，要區(qū)別對(duì)待，如不采用環(huán)周滿焊而采用U形焊接等，并且對(duì)待拋丸以及去焊豆等必要工序務(wù)必認(rèn)真執(zhí)行，盡最大可能去除焊接應(yīng)力殘余；此外，劣質(zhì)的橋殼鋼板始終是橋殼承載失效的一個(gè)重要導(dǎo)火索，對(duì)鋼板的質(zhì)量檢測(cè)力度不得有絲毫放松；最后，試驗(yàn)表明，通過熱處理對(duì)橋殼抗疲勞能力的提升效果并不明顯。影響橋殼承載能力的其他因素還有很多，需要廣大設(shè)計(jì)人員繼續(xù)研究探索，才能找到更多的影響因素,以避免橋殼斷裂情況的發(fā)生。

[1] 王霄鋒.汽車底盤設(shè)計(jì)[D].清華大學(xué)出版社,2010.

[2] 胡鵬.重型汽車車橋結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[D].重慶理工大學(xué),2014.

[3] 徐文濤.微型汽車驅(qū)動(dòng)橋殼的結(jié)構(gòu)分析以及疲勞壽命預(yù)測(cè)研究[D].武漢理工大學(xué),2013.

[4] 吳仲輝.A450型叉車驅(qū)動(dòng)橋有限元分析及輕量化研究[D].浙江大學(xué),2013.

[5] 齊東東.CA1091型載重貨車驅(qū)動(dòng)橋殼結(jié)構(gòu)分析及輕量化研究[D].太原理工大學(xué),2013.

[6] 孫輝,王吉忠,沙德文,夏波.微型車驅(qū)動(dòng)橋殼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與模態(tài)分析[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與制造,2011(08):219-221.

[7] 李麗云.汽車驅(qū)動(dòng)橋殼的力學(xué)性能仿真分析[D].湖南大學(xué),2012.

[8] 趙正彩.汽車焊接橋殼成型工藝的分析對(duì)比[J].重型汽車,2009(03):18-21.

[9] 周杰.焊接殘余應(yīng)力對(duì)構(gòu)架疲勞強(qiáng)度的影響[D].西南交通大學(xué),2010.

[10] 黃啟賢,廖躍軍,許第文,彭鐵生,鐘玉祥.重型汽車整體式鑄鋼橋殼新產(chǎn)品新工藝研究開發(fā)[J].裝備制造技術(shù),.2013(07):163-164.

Factor Analysis of Bearing Capacity Influencing of Bridge Shell

SUI Jing-yu et al

由于新研制的輕量化橋殼進(jìn)行疲勞試驗(yàn)時(shí)頻繁出現(xiàn)斷裂失效的問題，為找到橋殼承載失效的原因，針對(duì)臺(tái)架試驗(yàn)中不同的失效模式，對(duì)影響橋殼承載能力的因素進(jìn)行了分析。首先，對(duì)4種典型工況下的橋殼受力情況進(jìn)行了強(qiáng)度計(jì)算，然后通過有限元軟件對(duì)橋殼進(jìn)行強(qiáng)度和剛度的運(yùn)算求解，隨后進(jìn)行模態(tài)分析，結(jié)果表明設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)能夠滿足車輛的使用要求。接著，結(jié)合生產(chǎn)制造實(shí)際，對(duì)影響橋殼承載的如焊接影響、鋼板缺陷、熱處理和拋丸等幾個(gè)因素進(jìn)行了分析，總結(jié)了導(dǎo)致橋殼的疲勞斷裂、承載失效的主要原因，具有一定的參考價(jià)值。

橋殼 斷裂 理論分析 實(shí)際影響

in regarding to the problem of crake in the fatigue test for new designed axle house, the factors of influencing axle bearing performance was analysis in different bench scale test failure mode to find to reason for axle house bearing failure. First, four typical axle house stress condition was made strength calculation, then the modal analysis was carried out. The result showed that the design structure could satisfy the need. Finally, the factors of wielding influence on axle house bearing, defect of steel plate, heat treatment and ball blast was analyzed with consideration of actual manufacturing, and the reasons of fatigue crack and bearing failure of axle house were conclude.

axle housing; crack; theoretical analysis; practical effect

U463.218+.5

A

1004-0226(2016)11-0102-05

隋景玉，男，1981年生，工程師，現(xiàn)從事汽車零部件研發(fā)工作。

2016-10-08