鄒喜紅，茍林林，傅 雷，劉俚彤，袁冬梅，凌 龍

(1.重慶理工大學(xué) 汽車(chē)零部件先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 重慶 400054；2.重慶嘉陵全域機(jī)動(dòng)車(chē)輛有限公司， 重慶 404100)

1 引言

全域車(chē)懸架下控制臂作為懸架機(jī)構(gòu)的主要零部件，實(shí)現(xiàn)全域車(chē)車(chē)身穩(wěn)定、導(dǎo)向及傳遞各種載荷至車(chē)體，下控制臂對(duì)全域車(chē)正?？煽窟\(yùn)行、操作穩(wěn)定性及平順性具有重要作用。全域車(chē)行駛時(shí)，懸架下控制臂受到不同方向、不同大小的力及力矩，在長(zhǎng)時(shí)間各種載荷的作用下，懸架下控制臂易發(fā)生疲勞失效，進(jìn)而導(dǎo)致車(chē)輛發(fā)生故障。近年來(lái)，學(xué)者們針對(duì)控制臂疲勞失效進(jìn)行了深入研究，如Zhu等采用慣性釋放法和多體動(dòng)力學(xué)理論提取控制臂的載荷時(shí)間歷程，對(duì)乘用車(chē)懸架控制臂進(jìn)行了疲勞壽命仿真分析。Hafida Kahoul等對(duì)控制臂建立邊界約束，并在其襯套部位施加恒定振幅的垂直力，采用應(yīng)變壽命分析方法完成了控制臂疲勞壽命預(yù)測(cè)。

Ren基于經(jīng)驗(yàn)法對(duì)控制臂進(jìn)行應(yīng)力分析并獲得了應(yīng)力結(jié)果文件，采用應(yīng)力-應(yīng)變法計(jì)算了在典型工況下控制臂的疲勞壽命。Sharma運(yùn)用虛擬迭代法獲得控制臂危險(xiǎn)位置載荷時(shí)間歷程，使用臨界平面法計(jì)算了控制臂危險(xiǎn)點(diǎn)的損傷值。劉永臣等通過(guò)試驗(yàn)獲得了控制臂的應(yīng)變載荷，運(yùn)用雨流計(jì)數(shù)法，編制了控制臂載荷譜，采用局部應(yīng)力應(yīng)變法，完成了控制臂的疲勞損傷分析與壽命評(píng)估，鄭松林等以轎車(chē)下擺臂為對(duì)象，綜合考慮了控制臂各目標(biāo)測(cè)點(diǎn)載荷譜的特征及結(jié)構(gòu)的低載強(qiáng)化特性，提出了一種具有強(qiáng)化效果載荷的程序載荷譜編制方案，對(duì)汽車(chē)零部件耐久性失效試驗(yàn)和模式的精確推斷具有重要意義。王紅民等對(duì)控制臂在拉、壓工況下，進(jìn)行了拉潰力和壓潰力分析，并提取危險(xiǎn)部位的應(yīng)力應(yīng)變信息作為疲勞損傷參量，采用臨界平面法對(duì)控制臂疲勞壽命預(yù)測(cè)。

全域車(chē)相比于乘用車(chē)行駛路況通更加惡劣，懸架下控制臂所承載力和力矩更大、所受沖擊載荷更加劇烈，經(jīng)過(guò)長(zhǎng)周期的使用后，容易導(dǎo)致全域車(chē)懸架下控制臂疲勞失效。采用逆向工程技術(shù)和有限元技術(shù)建立某全域車(chē)懸架下控制臂有限元模型，進(jìn)行自由模態(tài)分析，通過(guò)搭建懸架下控制臂模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)下控制臂有限元模型進(jìn)行了模態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)證，驗(yàn)證了有限元模型的精確性。以某全域車(chē)在某試驗(yàn)場(chǎng)越野路面上測(cè)試獲得的力信號(hào)載荷譜為輸入，以全域車(chē)實(shí)際運(yùn)行工況建立邊界約束，對(duì)某全域車(chē)懸架下控制臂動(dòng)力學(xué)仿真分析。在此基礎(chǔ)上，結(jié)合動(dòng)力學(xué)仿真分析結(jié)果中的應(yīng)力應(yīng)變信號(hào)，局部應(yīng)力應(yīng)變法及蘭德格拉夫損傷準(zhǔn)則對(duì)某全域車(chē)懸架下控制臂疲勞壽命進(jìn)行了分析。

2 有限元模型建立

采用逆向工程技術(shù)獲得懸架機(jī)構(gòu)的三維模型，三維模型如圖1所示。綜合考慮單元類(lèi)型的精確度及網(wǎng)格劃分的難易度，采用高階四面體單元對(duì)懸架下控制臂模型進(jìn)行網(wǎng)格離散，并對(duì)容易造成應(yīng)力集中的部位加密適量的網(wǎng)格，通過(guò)檢查網(wǎng)格質(zhì)量參數(shù)如翹曲比、雅可比及坍塌比等，確保網(wǎng)格質(zhì)量。某全域車(chē)懸架下控制臂結(jié)構(gòu)共離散為 1 365 610 個(gè)高階四面體單元，268 956 個(gè)節(jié)點(diǎn)。

1.螺旋彈簧;2.轉(zhuǎn)向節(jié);3.半軸;4.減震器與下控制臂 連接支架5.襯套孔;6.下控制臂

懸架下控制臂材料為鋁合金6082-T6，其材料力學(xué)性能參數(shù)如表1所示，懸架下控制臂材料為塑性材料，其材料應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)如圖2。在螺栓孔部位建立耦合點(diǎn)和局部坐標(biāo)系，用于施加載荷及建立邊界約束，懸架下控制臂有限元模型如圖3所示。

表1 鋁合金6082-T6材料參數(shù)

圖2 應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)

圖3 下控制臂有限元模型示意圖

3 有限元模態(tài)分析及試驗(yàn)

3.1 計(jì)算模態(tài)分析

結(jié)合Lanczos法與有限元法對(duì)下控制臂進(jìn)行無(wú)約束邊界的計(jì)算模態(tài)分析，前4階計(jì)算模態(tài)的固有頻率及振型如圖4所示。

圖4 計(jì)算模態(tài)的固有頻率及振型云圖

3.2 模態(tài)試驗(yàn)

..試驗(yàn)系統(tǒng)搭建

懸架下控制臂模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)由激振系統(tǒng)、信號(hào)測(cè)量系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、數(shù)據(jù)分析系統(tǒng)及被測(cè)試構(gòu)件組成，試驗(yàn)?zāi)B(tài)系統(tǒng)流程如圖5所示。將懸架下控制臂采用橡膠軟繩懸掛方式模擬無(wú)約束自由狀態(tài)，采用移動(dòng)力錘，固定傳感器的方式進(jìn)行懸架下控制臂模態(tài)試驗(yàn)研究，有關(guān)狀態(tài)如圖6所示。經(jīng)過(guò)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及數(shù)據(jù)分析系統(tǒng)獲得懸架下控制臂試驗(yàn)?zāi)B(tài)的振型及固有頻率。

..激勵(lì)點(diǎn)與測(cè)點(diǎn)選取

參考懸架下控制臂計(jì)算模態(tài)結(jié)果的固有頻率及振幅較大位置，共選取44個(gè)激勵(lì)點(diǎn)，3個(gè)響應(yīng)點(diǎn)即在節(jié)點(diǎn)2、節(jié)點(diǎn)10及節(jié)點(diǎn)35號(hào)位置布置加速度傳感器作為響應(yīng)點(diǎn)，三向加速度傳感器采用非對(duì)稱(chēng)方式進(jìn)行布置，消除加速度傳感器本身質(zhì)量造成的試驗(yàn)誤差。參考下控制臂實(shí)物及有限元模型，運(yùn)用LMS-Test.Lab 16A軟件建立懸架下控制臂模態(tài)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，試?yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D7所示。

圖5 試驗(yàn)?zāi)B(tài)系統(tǒng)流程框圖

1.橡膠軟繩;2.加速度傳感器;3.激勵(lì)點(diǎn);4.轉(zhuǎn)接線(xiàn)

圖7 下控制臂模態(tài)試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭D

..試驗(yàn)過(guò)程與結(jié)果

進(jìn)行懸架下控制臂模態(tài)試驗(yàn)時(shí)，依據(jù)采樣定理及參考計(jì)算模態(tài)結(jié)果，設(shè)定采樣頻率為5 000 Hz。為提高試驗(yàn)精確性，各激勵(lì)點(diǎn)重復(fù)敲擊5次，并以每次敲擊產(chǎn)生的激勵(lì)信號(hào)與響應(yīng)信號(hào)之間的相干性判定試驗(yàn)信號(hào)的精確性，如式(1)所示。懸架下控制臂模態(tài)試驗(yàn)時(shí)，由于下控制臂構(gòu)件中存在阻尼及試驗(yàn)時(shí)外界噪聲的影響可能導(dǎo)致激勵(lì)信號(hào)與輸出信號(hào)之間的相干系數(shù)不完全等于1，使得相干系數(shù)值偏低。為確保模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果可靠性，在進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，須保證各測(cè)點(diǎn)大部分相干系數(shù)值在0.9以上，某些測(cè)點(diǎn)的輸入信號(hào)與輸出信號(hào)相干函數(shù)值如圖8所示。運(yùn)用最小二乘域法則獲得懸架下控制臂試驗(yàn)?zāi)B(tài)的固有頻率、阻尼比和振型，試驗(yàn)?zāi)B(tài)結(jié)果如表2所示。

圖8 相干函數(shù)曲線(xiàn)

表2 固有頻率及振型參數(shù)的試驗(yàn)?zāi)B(tài)結(jié)果

(1)

3.3 模態(tài)驗(yàn)證

分析下控制臂試驗(yàn)?zāi)B(tài)與計(jì)算模態(tài)振型及固有頻率，分析結(jié)果如表3所示，懸架下控制臂各階模態(tài)振型一致，計(jì)算模態(tài)與試驗(yàn)?zāi)B(tài)固有頻率結(jié)果存在相對(duì)誤差，產(chǎn)生這一誤差的原因有：1)有限元模型的簡(jiǎn)化；2)在進(jìn)行計(jì)算模態(tài)分析時(shí)未考慮懸架下控制臂材料阻尼比，導(dǎo)致固有頻率存在相對(duì)誤差值。最大相對(duì)誤差值在8%以?xún)?nèi)及懸架下控制臂模態(tài)振型一致，驗(yàn)證了下控制臂有限元模型的精確性。

表3 模態(tài)分析結(jié)果

.

以某全域車(chē)懸架下控制臂為試驗(yàn)研究對(duì)象，進(jìn)行某全域車(chē)道路載荷譜采集試驗(yàn)，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖9所示。

圖9 懸架傳感器布置現(xiàn)場(chǎng)圖

全域車(chē)懸架下控制臂所承載力主要由減震器產(chǎn)生，對(duì)此，在全域車(chē)懸架機(jī)構(gòu)上布置傳感器，獲得了全域車(chē)在某試驗(yàn)場(chǎng)越野路面上行駛時(shí)減震器與下控制臂連接處的力信號(hào)載荷譜，力載荷譜信號(hào)如圖10所示。

圖10 力信號(hào)載荷譜曲線(xiàn)

4.2 信號(hào)處理及分析

對(duì)所采集的力信號(hào)載荷譜數(shù)據(jù)采用幅值門(mén)限法、低通濾波及重采樣的方式進(jìn)行載荷處理。載荷分布規(guī)律是疲勞設(shè)計(jì)的前提，懸架下控制臂載荷即所受力信號(hào)是隨機(jī)載荷，運(yùn)用雨流計(jì)數(shù)法對(duì)懸架下控制臂所受的力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，雨流計(jì)數(shù)法反映了材料的應(yīng)力應(yīng)變行為，能夠較為全面地反映隨機(jī)載荷的全過(guò)程。

采用雨流計(jì)數(shù)矩陣建立懸架下控制臂載荷均值與幅值的二維聯(lián)合密度函數(shù)，依據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，運(yùn)用雨流計(jì)數(shù)法獲得的汽車(chē)道路載荷譜，幅值一般服從威布爾分布，均值服從正態(tài)分布，控制臂載荷分析如圖11所示。懸架控制臂載荷服從這一工程經(jīng)驗(yàn)，說(shuō)明下控制臂實(shí)測(cè)載荷譜數(shù)據(jù)可靠，可用于懸架下控制臂的疲勞壽命研究。

圖11 懸架控制臂載荷分布圖和載荷雨流計(jì)數(shù)直方圖

4.3 動(dòng)力學(xué)仿真分析

根據(jù)試驗(yàn)車(chē)輛在實(shí)際行駛工況，對(duì)懸架下控制臂有限元模型建立邊界約束，與減震器連接部位建立耦合點(diǎn)并以實(shí)測(cè)力信號(hào)載荷譜作為輸入，進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真分析。采用Mises準(zhǔn)則進(jìn)行應(yīng)力、應(yīng)變組合，如式(2)所示，動(dòng)力學(xué)仿真分析結(jié)果如圖12所示。

(2)

式中:為某點(diǎn)的等效應(yīng)力；、、分別為、、軸方向的應(yīng)力分量；、、分別為作用在懸架下控制臂的切應(yīng)力分量。

綜合實(shí)際載荷譜和全域車(chē)實(shí)際行駛邊界條件，懸架下控制臂動(dòng)力學(xué)仿真分析結(jié)果表明應(yīng)力和應(yīng)變最大值發(fā)生在軸套孔和擺臂連接處，其Mises應(yīng)力最大值和應(yīng)變值分別為321.68 MPa、0.043 5。

圖12 動(dòng)力學(xué)仿真云圖

5 懸架下控制臂疲勞壽命研究

5.1 壽命預(yù)測(cè)方法

..局部應(yīng)力應(yīng)變法及修正

下控制臂受到較大載荷作用時(shí)，材料會(huì)發(fā)生屈服，綜合懸架下控制臂動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果及下控制臂材料應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)可得，懸架下控制臂應(yīng)力最大位置已進(jìn)入塑性變形階段，下控制臂應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系不再是線(xiàn)性關(guān)系。此時(shí)，懸架下控制臂疲勞失效主要受塑性應(yīng)變的影響。對(duì)此，本文采用局部應(yīng)力應(yīng)變法進(jìn)行懸架下控制臂疲勞壽命估算，局部應(yīng)力應(yīng)變法如式(3)所示。

采用局部應(yīng)力應(yīng)變法可以考慮到懸架下控制臂載荷順序的影響及此方法適用于結(jié)構(gòu)承受隨機(jī)載荷的疲勞壽命計(jì)算。本文根據(jù)懸架下控制臂載荷歷程及材料的局部應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)函數(shù)，對(duì)其進(jìn)行下控制臂疲勞壽命估算。

(3)

當(dāng)懸架下控制臂材料處于彈性范圍內(nèi)時(shí)，平均應(yīng)力對(duì)其疲勞壽命影響較大，當(dāng)材料出現(xiàn)布局塑性變形時(shí)，由于應(yīng)力松弛的作用，平均應(yīng)力對(duì)懸架下控制臂疲勞壽命影響較小，對(duì)此采用Manson-Coffin-Baquin的Morrow平均應(yīng)力修正公式對(duì)局部應(yīng)力應(yīng)變法中的彈性應(yīng)變進(jìn)行修正，修正后的局部應(yīng)力應(yīng)變法準(zhǔn)則如式(4)所示，

(4)

式中，為平均應(yīng)力。

蘭德格拉夫損傷準(zhǔn)則

蘭德格拉夫損傷準(zhǔn)則認(rèn)為，損傷由塑性應(yīng)變?chǔ)?span id="3b5lv5z" class="subscript">與彈性應(yīng)變?chǔ)?span id="nnxhnp5" class="subscript">比值來(lái)衡量，每個(gè)局部應(yīng)變?yōu)棣?Δ+Δ的應(yīng)變循環(huán)造成的損傷，損傷計(jì)算準(zhǔn)則如式(5)所示。

(5)

5.2 下控制臂疲勞壽命分析

根據(jù)材料抗拉強(qiáng)度及彈性模量等參數(shù)，估算獲得下控制臂材料相關(guān)疲勞參數(shù)。綜合下控制臂動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果，通過(guò)提取動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果中的應(yīng)力應(yīng)變信號(hào)作為疲勞壽命估算的輸入信號(hào)，并結(jié)合局部應(yīng)力應(yīng)變法和蘭德格拉夫損傷準(zhǔn)則對(duì)懸架下控制臂進(jìn)行疲勞壽命分析，計(jì)算流程如圖13所示。

懸架下控制臂疲勞壽命估算如圖14所示，懸架下控制臂損傷最大位置在襯套孔與長(zhǎng)臂連接處，造成較大損傷主要原因?yàn)閹缀涡螤畈灰?guī)則容易造成應(yīng)力、應(yīng)變集中，進(jìn)而導(dǎo)致?lián)p傷加劇。懸架下控制臂疲勞損傷最大處即最小疲勞循環(huán)壽命次數(shù)為1386×10次。

圖13 疲勞壽命計(jì)算流程框圖

圖14 懸架下控制臂疲勞壽命估算云圖

依據(jù)Miner損傷理論估算可得到懸架下控制臂的總體壽命，總體壽命包括裂紋萌生與失效時(shí)的疲勞壽命循環(huán)次數(shù)。在進(jìn)行全域車(chē)載荷譜采集試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)車(chē)輛在越野路面上所行駛距離為2.57 km，根據(jù)試驗(yàn)車(chē)輛在路面行駛距離及疲勞壽命循環(huán)次數(shù)，估算得到懸架下控制臂在越野路面上總壽命為3.56×10km，懸架下控制臂疲勞壽命符合設(shè)計(jì)使用要求。

6 結(jié)論

計(jì)算模態(tài)與試驗(yàn)?zāi)B(tài)振型一致，固有頻率誤差在8%以?xún)?nèi)，驗(yàn)證了有限元模型的精確性，懸架下控制臂在越野路面使用壽命即最小疲勞循環(huán)壽命為3.56×10km。

綜合考慮了懸架下控制臂的沖擊載荷、實(shí)際載荷對(duì)懸架下控制臂的疲勞壽命的影響，建立了一種基于懸架下控制臂實(shí)測(cè)力信號(hào)載荷譜的疲勞壽命分析方法，可為以后全域車(chē)懸架下控制臂設(shè)計(jì)及疲勞壽命估算提供參考。