江齊樂 ，宗志堅(jiān) ，譚曉軍 ，高 群

（1.中山大學(xué) 工學(xué)院，廣東 廣州 510006；2.東莞中山大學(xué) 研究院，廣東 東莞 523000）

1 引言

后橋是汽車底盤最重要的部件之一，在汽車行駛過程中，其受力狀況十分復(fù)雜，需要承受來自車體和路面的各種作用力和沖擊[1]，其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的好壞與底盤各個(gè)零部件使用壽命和整車行駛性能密切相關(guān)。另外，汽車輕量化越來越備受關(guān)注，相比傳統(tǒng)燃油汽車，電動(dòng)汽車對輕量化技術(shù)的需求更加迫切[2]。

為此，本單位開發(fā)的某款輕量化純電動(dòng)客車，針對后橋，設(shè)計(jì)了一種由底盤縱梁、橫梁和板簧支座相互榫接形成的框架式整體受力鋁合金支撐結(jié)構(gòu)。目前在后橋結(jié)構(gòu)方面的研究，主要以驅(qū)動(dòng)橋殼為研究對象，有許多學(xué)者從結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、疲勞特性、振動(dòng)噪聲和輕量化等方面做了大量研究[3-5]，對后橋支撐結(jié)構(gòu)的研究很少，尤其對于這種采用鋁合金的全新后橋支撐結(jié)構(gòu)，可以借鑒的研究成果很少。為了確保這種結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性，有必要對其展開深入研究。通過試驗(yàn)與仿真相結(jié)合，分析得到該結(jié)構(gòu)在各種典型工況下的靜態(tài)力學(xué)特性，在檢驗(yàn)其結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度的同時(shí)，發(fā)現(xiàn)存在設(shè)計(jì)冗余問題，進(jìn)而進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)，使該結(jié)構(gòu)趨于完善。

2 后橋支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

由于客車后橋左右兩側(cè)支撐結(jié)構(gòu)完全一致，從后橋截取的左側(cè)部分支撐結(jié)構(gòu)，如圖1所示。主要由U形縱梁、橫梁、板簧前后支座、前后部分側(cè)圍和加強(qiáng)板組成。其中縱梁截取長度為1.7m，橫梁從底盤中心面截取。

圖1 后橋左側(cè)支撐結(jié)構(gòu)整體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure Diagram of Supporting Structure on the Left Side of the Rear Axle

該后橋支撐結(jié)構(gòu)具有以下受力特點(diǎn)：（1）各構(gòu)件通過采用相互榫接的連接方式，達(dá)到整體受力的效果；（2）由于該結(jié)構(gòu)材質(zhì)均為鋁合金，而鋁合金存在焊接難，易出現(xiàn)缺陷的問題，這種結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可以有效避免焊縫承載。

2.1 縱梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

部分縱梁結(jié)構(gòu)，如圖2所示。其截面為U形截面，內(nèi)部設(shè)有加強(qiáng)板筋，提高縱梁的抗彎扭能力。縱梁上下伸出底板上開有矩形榫口，用于榫接橫梁。另外，為了避免與驅(qū)動(dòng)橋殼發(fā)生干涉，縱梁上開有一個(gè)較大的凹槽。

圖2 后橋縱梁結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure Diagram of the Longitudinal Beam

2.2 板簧支座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

考慮到板簧前后兩端卷耳在車上的裝配方式不同，板簧前后支座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，如圖3所示。

圖3 板簧前后支座結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structure Diagram of Spring Brackets

板簧前后支座形狀分別為矩形和L形，支座四周均開有與橫梁榫接的榫口及與加強(qiáng)板榫接的插槽，中部設(shè)有與板簧卷耳裝配的容納腔體，腔體兩側(cè)開有銷孔，銷孔與銅襯套緊配合裝配。

3 支撐結(jié)構(gòu)靜載試驗(yàn)

3.1 加載方案

本試驗(yàn)為滿載靜載試驗(yàn)，考慮到試件在試驗(yàn)臺(tái)架上安裝及加載的方便性，將試件倒置安裝。具體加載方案如下：試驗(yàn)假設(shè)橫、縱梁截取端面位移為零，通過設(shè)計(jì)固定夾具使端面完全固定，前后側(cè)圍保持自由懸空狀態(tài)。加載時(shí)，對板簧中心螺栓孔附近區(qū)域加載，加載方向豎直向下，模擬滿載時(shí)后橋支撐結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)。

3.2 測點(diǎn)布置

選擇關(guān)鍵測點(diǎn)布設(shè)應(yīng)變片和位移傳感器，以得到測點(diǎn)的應(yīng)力和位移。應(yīng)變片測點(diǎn)序號(hào)為S1～S12，共12組；位移傳感器測點(diǎn)序號(hào)為D1～D4，共4組。測點(diǎn)整體布置示意圖，如圖4所示。部分測點(diǎn)現(xiàn)場布置，如圖5所示。

圖4 應(yīng)變片和位移傳感器布置示意圖Fig.4 Schematic Diagram of Strain Gauges and Displacement Sensors Arrangement

圖5 部分測點(diǎn)現(xiàn)場布置Fig.5 The Layout of Some Measuring Points

采用某機(jī)械研究院研發(fā)的多通道電液伺服動(dòng)靜試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行靜載試驗(yàn)，施加載荷為滿載時(shí)后橋單邊簧上載荷F=14125N，重復(fù)5組試驗(yàn)，現(xiàn)場試驗(yàn)照片，如圖6所示。選取測試表格數(shù)據(jù)中各個(gè)測點(diǎn)的最大值，通過系數(shù)換算得到對應(yīng)測點(diǎn)的最大應(yīng)力值和位移值。

圖6 現(xiàn)場試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.6 The Experimental Picture

4 有限元模型建立與驗(yàn)證

4.1 建立有限元模型

聯(lián)合具有強(qiáng)大網(wǎng)格劃分前處理功能的Hypermesh和大型有限元軟件ANSYSWorkbench進(jìn)行有限元模型的建立和仿真。在網(wǎng)格劃分上，除板簧前后支座及襯套采用實(shí)體單元Soild185外，其余結(jié)構(gòu)均為薄壁結(jié)構(gòu)，選用殼單元shell63模擬。劃分好的有限元網(wǎng)格模型中，單元個(gè)數(shù)為164871個(gè)，其中實(shí)體單元37136個(gè)，殼單元127735個(gè)。

該結(jié)構(gòu)鋁合金材料為6061-T6，密度ρ=2672 kg/m3，彈性模量 E=69.8GPa，泊松比 μ=0.33，抗拉強(qiáng)度 σb=328MPa，屈服強(qiáng)度σs=289.9MPa[6]。襯套材料為ZCuZn38Mn2Pb2鑄銅合金，密度ρ=8500kg/m3，彈性模量 E=110GPa，泊松比 μ=0.34，抗拉強(qiáng)度 σb≥345MPa。

在接觸設(shè)置上，焊接部位采用“Bonded”接觸行為，榫接緊配合部位選用“No Separation”接觸行為。在接觸算法上，選用多點(diǎn)約束算法（MPC）能夠較好解決不同單元之間的連接問題[7]。

4.2 有限元模型的驗(yàn)證

對上述靜載試驗(yàn)進(jìn)行仿真分析，驗(yàn)證該有限元模型的正確性。由于不考慮板簧，無法直接對板簧加載，因此選擇對板簧前后支座銷孔施加載荷。通過該后橋懸架動(dòng)力學(xué)分析，得到靜載試驗(yàn)對應(yīng)的板前支座硬點(diǎn)載荷 Fz=（-6214）N，F(xiàn)x=（-991）N，板后支座硬點(diǎn)載荷Fz=（-5330）N，F(xiàn)x=991N。對板簧前后支座銷孔襯套施加對應(yīng)方向載荷，并在大梁和橫梁端面施加固定約束在仿真結(jié)果中分別提取與應(yīng)變和位移測點(diǎn)相同位置節(jié)點(diǎn)的計(jì)算應(yīng)力和位移，與試驗(yàn)測量結(jié)果對比，如表1、表2所示。其中拉應(yīng)力為正，壓應(yīng)力為負(fù)。

表1 應(yīng)力測點(diǎn)試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比Tab.1 Comparison of Testing Results and Simulation Analysis Results of Stress Measuring Points

表2 位移測點(diǎn)試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比Tab.2 Comparison of Testing Results and Simulation Analysis Results of Displacement Measuring Points

由上表可知，絕大多數(shù)測點(diǎn)的有限元計(jì)算值與試驗(yàn)測量值的相對誤差在20%以內(nèi)，滿足工程分析時(shí)可接受的范圍[8]。

5 極限工況下仿真分析

考慮到試驗(yàn)條件的限制，幾種極限工況下的試驗(yàn)無法完全開展，但基于上述已驗(yàn)證的有限元模型，可以借助仿真分析來考察各個(gè)工況下該后橋結(jié)構(gòu)的靜態(tài)力學(xué)性能。

5.1 板簧支座硬點(diǎn)載荷獲取

選取垂直沖擊、轉(zhuǎn)彎和緊急制動(dòng)三種極限工況[9]，在Adams/Car中，對后橋懸架進(jìn)行suspensionanalysis/staticloads仿真分析[10]，得到各工況左側(cè)板簧前后支座硬點(diǎn)載荷，如表3所示。

表3 極限工況板簧前后支座硬點(diǎn)載荷Tab.3 Hard Points Load of Spring Bracket in Extreme Conditions

5.2 極限工況有限元分析

將各個(gè)工況下支座的硬點(diǎn)載荷作為有限元分析的載荷邊界條件，得到各工況下的仿真結(jié)果，如圖7～圖9所示。

圖7 垂直工況后橋支撐結(jié)構(gòu)分析圖Fig.7 The Rear Axle Support Structure Analysis Chart in Vertical Condition

圖8 轉(zhuǎn)彎工況后橋支撐結(jié)構(gòu)分析圖Fig.8 The Rear Axle Support Structure Analysis Chart in Turning Condition

圖9 制動(dòng)工況后橋支撐結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)分析圖Fig.9 The Rear Axle Support Structure Analysis Chart in Braking Condition

由以上圖可知，三種工況下后橋支撐結(jié)構(gòu)的最大總變形均發(fā)生在后側(cè)圍處，其中，垂直沖擊工況下的總變形最大，為5.73mm。在應(yīng)力方面，垂直沖擊工況和緊急制動(dòng)最大應(yīng)力值分別為134.51MPa和110.27MPa，分別發(fā)生在板簧前支座與上、下橫向加強(qiáng)板榫接處；轉(zhuǎn)彎工況下最大應(yīng)力值為153.53MPa，發(fā)生在板前支座的襯套邊緣。參照材料力學(xué)性能可知，該結(jié)構(gòu)滿足強(qiáng)度要求。

6 輕量化設(shè)計(jì)

板后支座一側(cè)榫接的三根橫梁，如圖10所示。通過前面的有限元分析發(fā)現(xiàn)，橫梁2的應(yīng)力和變形相對較小，可能出現(xiàn)設(shè)計(jì)冗余。因此從輕量化的角度出發(fā)，考慮將該橫梁及其對應(yīng)在支座和縱梁上的榫口去掉，再對新的結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，判斷其結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度是否仍滿足要求，優(yōu)化后的后橋有限元模型，如圖11所示。

圖10 板簧后支座榫接橫梁Fig.10 The Rear Bracket of Spring Joggle Joint the Crossbeams

圖11 優(yōu)化后后橋支撐結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.11 The Optimized Rear AxleSupport Structure Finite Element Model

將優(yōu)化前、后該結(jié)構(gòu)各工況下的仿真分析結(jié)果匯總，如表4所示。優(yōu)化前后，該結(jié)構(gòu)質(zhì)量減輕1.92kg，各個(gè)工況下最大應(yīng)力和變形的變化率均在10%以內(nèi)，其結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度均滿足要求，表明對該優(yōu)化方案的可行性。

表4 分析結(jié)果對比Tab.4 The Comparison Results

7 結(jié)論

（1）設(shè)計(jì)了一種全新后橋鋁合金支撐結(jié)構(gòu)，通過靜載試驗(yàn)與仿真相結(jié)合，將有限元計(jì)算得到的應(yīng)力和變形與試驗(yàn)測得結(jié)果比較，驗(yàn)證所建有限元模型的正確性。

（2）基于該有限元模型，得到后橋支撐結(jié)構(gòu)在三種典型極限工況下的結(jié)構(gòu)變形情況和應(yīng)力分布規(guī)律，結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)具有足夠結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度的同時(shí)存在設(shè)計(jì)冗余。

（3）針對上述問題，提出了輕量化設(shè)計(jì)方案。優(yōu)化后，后橋支撐結(jié)構(gòu)的剛度和強(qiáng)度依然能滿足要求，并且質(zhì)量減輕了1.92kg，為實(shí)際設(shè)計(jì)與制造提供了較好的參考。