吳成平，許美星，張根志，唐玉福

(北京福田戴姆勒汽車有限公司技術(shù)中心,北京 101400)

某車型后橋軸管性能改進(jìn)可行性分析

吳成平，許美星，張根志，唐玉福

(北京福田戴姆勒汽車有限公司技術(shù)中心,北京 101400)

針對某車型在路試時(shí)中出現(xiàn)的后橋軸管塑性變形進(jìn)行材料試驗(yàn)及有限元仿真，結(jié)果表明仿真與試驗(yàn)吻合良好。提出3種改進(jìn)軸管性能的方案，通過可行性對比分析，推薦其中一種性能相對最優(yōu)的方案，研究結(jié)論可為工程實(shí)踐提供參考。

軸管變形；材料試驗(yàn)；有限元仿真；改進(jìn)

0 引言

非獨(dú)立懸架因結(jié)構(gòu)簡單、工作可靠及成本低等被廣泛應(yīng)用于貨車的前、后懸架以及轎車的后懸架[1]。在工程實(shí)際中，常出現(xiàn)相關(guān)結(jié)構(gòu)件塑性變形或開裂等故障，此類現(xiàn)象大部分是由于結(jié)構(gòu)所受應(yīng)力超過了其材料的屈服強(qiáng)度所導(dǎo)致的[2-4]。

某車型在路試過程中路過一段比較惡劣的顛簸路況時(shí)，在其后懸架車橋中間位置產(chǎn)生明顯塑性變形(如圖1所示)，經(jīng)測量其塑性變形量為5～7 mm。如若任由其繼續(xù)發(fā)展，極有可能導(dǎo)致車橋斷裂，釀成嚴(yán)重安全事故，造成不可估量的損失。

1 后橋軸管材料試驗(yàn)

后橋軸管材料為20號鋼，供應(yīng)商提供的材料試驗(yàn)數(shù)據(jù)來自于車橋制造前的原材料取樣，且數(shù)據(jù)結(jié)果與計(jì)算分析部門的要求有一定出入。于是，計(jì)算分析部門督促直接在同款車型新車車橋軸管上采用線切割完成取樣后進(jìn)行材料室溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)。

1.1 材料拉伸試驗(yàn)

拉伸試驗(yàn)是最基本的一種力學(xué)性能試驗(yàn)方法，是指在規(guī)定的溫度、濕度和試驗(yàn)速度下，在試樣上沿縱軸方向施加拉伸載荷使其破壞。它適用于測定金屬板材的拉伸性能，包括抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、彈性模量、泊松比、斷后伸長率等(彈性模量和泊松比通常取準(zhǔn)靜態(tài)工況下測量值)。準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)主要用于確定材料低應(yīng)變率拉伸下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

1.2 試樣設(shè)計(jì)及取樣

試樣加工方式采用線切割，加工時(shí)試樣縱軸方向與鋼板軋制方向一致，加工過程應(yīng)以不發(fā)生因受熱和冷加工硬化而影響材料性能為準(zhǔn)則。試樣尺寸、試驗(yàn)過程及試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理均參考GB/T 228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》。

(1)試樣平行段長度Lc

平行段長度Lc是拉伸試驗(yàn)試樣的主要基本尺寸之一，其取值必須大于試樣原始標(biāo)距L0，通常需滿足：

Lc≥L0+b0/2

(2)試樣過渡弧半徑R

試樣端部與試樣平行段之間必須用過渡弧相連接，過渡弧半徑的取值對試驗(yàn)結(jié)果有一定的影響。準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試樣過渡弧半徑建議采用R≥20 mm。

(3)試樣的寬厚比b0/t

試樣的寬厚比對拉伸性能的測定有一定的影響，尤其是對斷后伸長率和斷面收縮率的影響較明顯。試樣寬厚比b0/t建議取值在2～4。

(4)試樣尺寸確定

對于2 mm以上試樣，可參考標(biāo)準(zhǔn)重新設(shè)計(jì)，通常需滿足以下條件：L0/b0≥2；L≥L0+b0/2；b0/t≥2；R≥20 mm；試樣尺寸公差±0.05 mm；試樣形狀公差：0.06。文中所涉車橋軸管厚度t=4 mm，試樣設(shè)計(jì)尺寸如圖2所示，試樣實(shí)件如圖3所示。

圖3 軸管縱向弧形試樣實(shí)件圖

1.3 試驗(yàn)方法及結(jié)果

此試驗(yàn)由清華大學(xué)蘇州汽車研究院(相城)采用電子萬能試驗(yàn)機(jī)完成。試驗(yàn)機(jī)量程5 kN，測試速度范圍0.001～500 mm/min，主要用于動態(tài)測試的應(yīng)變片換算載荷系數(shù)標(biāo)定；試驗(yàn)機(jī)量程50 kN，測試速度范圍0.001～500 mm/min，主要用于準(zhǔn)靜態(tài)測試；采用應(yīng)變率為0.001，采用萬能試驗(yàn)機(jī)力傳感器測量載荷，變形量采用CCD 相機(jī)拍攝。試驗(yàn)設(shè)備如圖4所示。

拉伸試驗(yàn)完成后，可通過數(shù)據(jù)處理得材料的彈性模量E、屈服強(qiáng)度Rp、抗拉強(qiáng)度Rm、最大力塑性延伸率Ag及斷后伸長率A等，如表1所示；材料的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示(其中材料的彈性模量E及屈服強(qiáng)度Rp可由此計(jì)算獲得)；材料有效應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖6所示(它反映材料本構(gòu)，被有限元分析軟件采用)。

圖4 試驗(yàn)設(shè)備

No.彈性模量E/GPa屈服強(qiáng)度Rp/MPa抗拉強(qiáng)度Rm/MPa最大力塑性延伸率Ag斷后伸長率ATest1200323.0469.90.170.27Test2185305.3461.40.160.26Test3193302.0462.70.150.21

注：加載速度4.2 mm/min，對應(yīng)應(yīng)變率為0.001/s,標(biāo)距段為50 mm；Test3斷裂發(fā)生在標(biāo)距外，提取工程應(yīng)變時(shí)取70 mm。

圖5 工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖6 有效應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2 后懸架有限元模型

對故障車型后懸架前處理使用具有強(qiáng)大前處理功能的專用軟件ANSA，求解器采用靜態(tài)非線性計(jì)算功能強(qiáng)大的大型有限元計(jì)算分析軟件ABAQUS。其有限元模型處理如下：

(1)有限元模型平均尺寸設(shè)置為3 mm，后懸架有限元模型(見圖7)中殼單元數(shù)量為78 710(其中四邊形77 308，三角形1 402)，體單元數(shù)量為23 036(其中六面體單元19 032，五面體單元4 004)。

圖7 后懸架有限元模型

(2)模型中薄壁件、管件及輪轂等采用四邊形殼單元S4R劃分，局部為三角形單元S3；橫向推力桿及半軸端部采用六面體單元C3D8、五面體單元C3D6劃分。

(3)面網(wǎng)格標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置： 最小尺寸Min Size為 2， 最大尺寸Max Size為 10，單元長寬比Aspect Ratio為5，單元翹曲比Warpage為15，四邊形最大內(nèi)角Max Interior Angle Quad為135°，四邊形最小內(nèi)角Min Interior Angle Quad為45°，三角形最大內(nèi)角Max Interior Angle Tria為120°，三角形最小內(nèi)角Min Interior Angle Tria為30°，雅克比Jacobian為0.7。

(4)根據(jù)實(shí)際對模型賦相應(yīng)屬性，軸管材料曲線取試驗(yàn)屈服強(qiáng)度相對較低者(Test3)。

(5)根據(jù)圖8，螺栓彈簧采用彈簧單元SPING模擬，設(shè)置SPING_PROP剛度值為30 N/mm；減振器采用SPING模擬，設(shè)置DASHPOT_PROP阻尼系數(shù)值為0.975 N·s/mm。

圖8 螺旋彈簧及減振器參數(shù)

(6)鉸接處采用剛性單元KINCOUP固連，釋放旋轉(zhuǎn)方向自由度；約束螺旋彈簧與車身連接點(diǎn)的6個(gè)自由度，輪胎中心面接地點(diǎn)與半軸輸出端、輪轂中心固連。

(7)采用兩個(gè)分析步模擬后懸的加載及卸載過程：STEP1在左右輪胎接地點(diǎn)處加載3倍后懸靜載Fz為11 159 N；STEP2將后懸靜載Fz設(shè)置為0,以便查看后橋軸管在垂向沖擊極限工況下的殘余塑性變形量。

將通過設(shè)置后的模型提交求解器進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖9所示，其后橋軸管塑性變形量為6 mm，與實(shí)際測量結(jié)果(5～7 mm)吻合，證明其有限元仿真模型可信，為模型改進(jìn)奠定了基礎(chǔ)。

圖9 原模型后橋軸管塑性變形量

3 性能改進(jìn)可行性分析

由上述有限元分析結(jié)果可知，故障車型后懸架車橋軸管設(shè)計(jì)不滿足要求導(dǎo)致其在極限工況下產(chǎn)生塑性變形，須對其進(jìn)行改進(jìn)。

3.1 改進(jìn)方案一

更換軸管材料。通過增加材料的屈服強(qiáng)度，即將軸管材料的屈服強(qiáng)度由原來的302 MPa提升到426 MPa，計(jì)算加載載荷按照靜載荷的3倍計(jì)算。計(jì)算得后橋軸管塑性變形量為0(如圖10所示)，證明改進(jìn)方案可行。

圖10 更換材料后橋軸管塑性變形量

3.2 改進(jìn)方案二

更改軸管結(jié)構(gòu)(增厚后橋軸管)。軸管壁厚原來為4 mm，通過增加管材壁厚至7 mm，計(jì)算加載載荷按照靜載荷3倍計(jì)算。計(jì)算得后橋軸管塑性變形量為0(圖略)，證明改進(jìn)方案可行。

3.3 改進(jìn)方案三

更改軸管結(jié)構(gòu)(增大后橋軸管內(nèi)外徑，厚度不變)。參考某標(biāo)桿車，其軸管外徑由50 mm增加至60 mm(軸管壁厚仍為4 mm)，計(jì)算加載載荷按照靜載荷的3倍計(jì)算。計(jì)算完成后得后橋軸管最大應(yīng)力為264.6 MPa(小于材料的屈服極限302 MPa)(如圖11所示)，此時(shí)后橋軸管塑性變形量為0(圖略)，結(jié)構(gòu)滿足設(shè)計(jì)要求，證明改進(jìn)方案可行。

圖11 加大后橋軸管管徑后應(yīng)力分布

3.4 改進(jìn)方案綜合分析

最大正應(yīng)力σmax計(jì)算式如下[5]：

(1)

式中：Mmax為軸管最大彎矩；Wz為橫截面的抗彎截面系數(shù)；σmax為彎矩最大時(shí)的應(yīng)力。

后橋殼為空心圓管，故其抗彎截面系數(shù)Wz：

(2)

梁的合理截面應(yīng)該是用最小的截面面積A，使其有更大的抗彎截面系數(shù)Wz，所以用經(jīng)濟(jì)性系數(shù)E=Wz/A來衡量截面的經(jīng)濟(jì)程度。E(單位為mm)越大，表明所設(shè)計(jì)的截面就越經(jīng)濟(jì)合理，它可用式(3)表示如下：

(3)

由式(2)、式(3)可得如表2所示結(jié)論：

(1)通過計(jì)算可知原方案的抗彎截面系數(shù)Wz1=6 162 mm3，經(jīng)濟(jì)性系數(shù)E1=9.0；通過增加壁厚的改進(jìn)方案二的抗彎截面系數(shù)Wz2=11 786 mm3，經(jīng)濟(jì)性系數(shù)E2=8.2；通過增加軸管內(nèi)外徑而壁厚不變的改進(jìn)方案三的抗彎截面系數(shù)Wz3=9 242 mm3，經(jīng)濟(jì)性系數(shù)E3=11.4。

(2)改進(jìn)后的抗彎截面系數(shù)Wz2、Wz3均大于改進(jìn)前(初始方案)的Wz1。由式(1)可知：在軸管最大彎矩Mmax不變的情況下，其抗彎截面系數(shù)Wz越大，軸管最大正應(yīng)力σmax越小，則結(jié)構(gòu)越偏向安全；所以改進(jìn)方案二與改進(jìn)方案三均可改善軸管的應(yīng)力分布。

(3)改進(jìn)結(jié)構(gòu)后，改進(jìn)方案二的經(jīng)濟(jì)性系數(shù)E2小于初始方案E1，而改進(jìn)方案三的經(jīng)濟(jì)性系數(shù)E3明顯大于E2；且由式(3)可知，在結(jié)構(gòu)允許的前提下，如軸管壁厚不變，軸管外徑D越大，則E越大，即經(jīng)濟(jì)性越好。

(4)改進(jìn)方案二雖然改善了后橋殼體軸管初始方案的應(yīng)力分布，可是降低了(8.9%)經(jīng)濟(jì)性；而改進(jìn)方案三不僅改善了后橋殼體的應(yīng)力分布，同時(shí)也大幅度提高了(26.7%)經(jīng)濟(jì)性，是相對較為理想的改進(jìn)方式。

表2 軸管結(jié)構(gòu)變化相關(guān)參數(shù)表

綜上所述，3種改進(jìn)方案均能有效保證軸管在極限工況下不產(chǎn)生塑性變形；改進(jìn)方案一直接更改軸管材料屬性不更改結(jié)構(gòu)的方法從分析的角度較為直接有效，對軸管供應(yīng)廠家的原材料貨源及制造工藝等提出了更高的要求；改進(jìn)方案二需要從原材料厚度及生產(chǎn)工藝進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整；而改進(jìn)方案三不用更改原材料厚度且不用調(diào)整相關(guān)制造工藝便能很好地達(dá)到設(shè)計(jì)要求，是相對最為理想的改進(jìn)方案。

4 結(jié)論

通過對路試中后橋軸管中間變形的車型進(jìn)行材料試驗(yàn)、有限元仿真及后橋軸管改進(jìn)方案可行性分析，可得如下結(jié)論：

(1)通過對某車型軸管進(jìn)行材料試驗(yàn)及對該車型進(jìn)行極限工況有限元仿真可知，該后橋軸管的塑性變形量試驗(yàn)(5～7 mm)與仿真基本相同(6 mm)，證明仿真結(jié)果可信，且該后橋軸管性能須被改善。

(2)改進(jìn)方案一從材料性能上對軸管進(jìn)行改善，要求將其材料屈服極限從302 MPa提高至426 MPa，對軸管生產(chǎn)廠家的原材料貨源及制造工藝等提出了更高的要求。

(3)改進(jìn)方案二雖然將軸管抗彎截面系數(shù)數(shù)值提高了91.3%，但其經(jīng)濟(jì)性系數(shù)值卻降低了8.9%，且面臨需要廠家增加原材料厚度及由此可能帶來的工藝問題。

(4)改進(jìn)方案三不僅使軸管抗彎截面系數(shù)數(shù)值提高了50.0%，同時(shí)其經(jīng)濟(jì)性系數(shù)值也提高了26.7%，且對廠家的要求與初始方案基本相同，為作者推薦的一種相對最為合理方案。實(shí)際生產(chǎn)過程中廠家也采用了此方案，且該車型后續(xù)試驗(yàn)再無類似故障發(fā)生。

[1]陳家瑞．汽車構(gòu)造(下冊)[M]．北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2014:215-225.

[2]羅明軍，趙永玲，宋立新，等．典型危險(xiǎn)工況下汽車后扭力梁結(jié)構(gòu)開裂分析[J]．機(jī)械強(qiáng)度，2014，36(1):81-85.

LUO M J，ZHAO Y L，SONG L X，et al.Analysis for Crack of Rear Torsion Ream under Typical Risky Working Conditions[J].Journal of Mechanical Strength，2014，36(1):81-85.

[3]門玉琢，于海波，霍娜．國產(chǎn)轎車后軸強(qiáng)化路耐久性斷裂試驗(yàn)研究[J]．振動與沖擊，2012，31(24)：115-118.

MEN Y Z，YU H B，HUO N.Durability Fracture Tests for Rear Axle of a Self-made Car on Enhanced Roads[J].Journal of Vibration and Shock，2012，31(24)：115-118.

[4]劉鴻文．材料力學(xué)(I)[M]．北京：高等教育出版社，2004:143-147.

FeasibilityAnalysisofPerformanceImprovementonShaftTubeatRearAxleofSomeVehicle

WU Chengping，XU Meixing，ZHANG Genzhi，TANG Yufu

(Technology Center,Beijing Foton Daimler Automotive Co.,Ltd.,Beijing 101400,China)

Material test and FE simulation analysis were adopted because of the plastic deformation in middle of shaft tube at rear axle of some vehicle. The results have shown that the road experiment and FE simulation match well.Three schemes were suggested to improve the performance of shaft tube and one of them was thought to be the most optimal scheme through feasibility contrastive analysis. The conclusions can supply references to engineering application.

Shaft tube deflection；Material test；FE simulation；Improvement

2017-06-02

吳成平(1982—)，男，工學(xué)碩士，工程師，研究方向?yàn)檐囕v結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算機(jī)輔助分析、整車工程開發(fā)、整車性能及零部件可靠性研究等。E-mail：wcp6519@126.com。

10.19466/j.cnki.1674-1986.2017.10.009

U463.33

A

1674-1986(2017)10-037-05