基于典型工況的汽車后橋殼結(jié)構(gòu)輕量化優(yōu)化設(shè)計(jì)

丁曉明　呂俊成　王　偉

上汽通用五菱汽車股份有限公司，柳州，545007

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基于典型工況的汽車后橋殼結(jié)構(gòu)輕量化優(yōu)化設(shè)計(jì)

丁曉明呂俊成王偉

上汽通用五菱汽車股份有限公司，柳州，545007

基于典型工況下的后橋連接點(diǎn)載荷，運(yùn)用慣性釋放的方法對(duì)搭配多連桿懸架的后橋殼進(jìn)行了輕量化設(shè)計(jì)。分析可知：?jiǎn)蝹?cè)過(guò)深坑工況下的后橋殼應(yīng)力最大；套管厚度和橋包厚度對(duì)最大應(yīng)力有影響，而且隨著兩者厚度的變化，最大應(yīng)力位置也會(huì)轉(zhuǎn)移。優(yōu)化后的橋殼比原橋殼減重11.6%，經(jīng)過(guò)疲勞試驗(yàn)和耐久性路試驗(yàn)證，未出現(xiàn)耐久性問(wèn)題，滿足設(shè)計(jì)要求。

后橋殼；典型工況；結(jié)構(gòu)分析；輕量化設(shè)計(jì)；優(yōu)化

0　引言

后橋殼作為后橋總成中的關(guān)鍵部件，既是承載部件也是傳力部件，設(shè)計(jì)要求很高。目前，國(guó)內(nèi)驅(qū)動(dòng)橋殼多是基于傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)方法設(shè)計(jì)的，設(shè)計(jì)的橋殼結(jié)構(gòu)笨重。據(jù)估算，如果車輛減輕100 kg的質(zhì)量，每百千米耗油就會(huì)減少0.5 L，每千米二氧化碳的排放也會(huì)減少12 g[1]。另一方面，根據(jù)行業(yè)經(jīng)驗(yàn)，減少1 kg 的簧下質(zhì)量的效果可以等同于減輕 15 kg 的簧上質(zhì)量[2]。因此，橋殼的輕量化設(shè)計(jì)意義重大。

近年，隨著CAE技術(shù)的快速發(fā)展，利用CAE技術(shù)對(duì)橋殼設(shè)計(jì)以及輕量化等的優(yōu)化分析日益廣泛。王連東等[3]針對(duì)中型卡車橋殼的脹壓成形，提出了預(yù)成形管坯的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。庹前進(jìn)[4]針對(duì)載重車驅(qū)動(dòng)橋殼，將橋殼沿軸向分成多個(gè)區(qū)域并以區(qū)域厚度為設(shè)計(jì)變量，采用ANSYS WORKBENCH對(duì)橋殼進(jìn)行尺寸優(yōu)化，在橋殼性能滿足要求的條件下，減小了橋殼20.23%的體積。劉為等[5]通過(guò)ANSYS軟件對(duì)汽車驅(qū)動(dòng)橋殼進(jìn)行有限元分析和優(yōu)化，并采用目標(biāo)驅(qū)動(dòng)方法對(duì)橋殼進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)，優(yōu)化后的橋殼滿足橋殼疲勞臺(tái)架試驗(yàn)要求。張和平等[6]對(duì)微型汽車驅(qū)動(dòng)橋殼的疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)，考慮橋殼焊縫部位對(duì)橋殼整體的影響，對(duì)焊縫賦予對(duì)應(yīng)的S-N曲線(應(yīng)力-載荷曲線)，通過(guò)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

針對(duì)配有鋼板彈簧懸掛的后橋總成結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)分析與優(yōu)化已經(jīng)比較完善，而對(duì)配備多連桿懸架的后橋殼優(yōu)化設(shè)計(jì)鮮有報(bào)道。筆者以某后驅(qū)MPV后橋殼為例，通過(guò)建立基于真實(shí)路況的典型工況，并提取在典型工況下后橋殼所受載荷(忽略驅(qū)動(dòng)力對(duì)橋殼的影響)，通過(guò)慣性釋放的方法計(jì)算后橋殼的應(yīng)力響應(yīng)和位移特性，并在此基礎(chǔ)上對(duì)橋殼進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)。

1　典型工況及各工況下載荷的提取

1.1典型工況

汽車在行駛過(guò)程中承受著各種路面的激勵(lì)。為了計(jì)算汽車底盤件的強(qiáng)度，將其復(fù)雜的受力簡(jiǎn)化成典型工況下的受力。不同的典型路面(柏油路、石板路、鵝卵石路、方坑路、彎曲路等)上，輪胎所受外力的形式各不相同。車輛在彎曲路面行駛時(shí)，除了垂向力之外，還主要受側(cè)向力的影響；在凹凸不平的鵝卵石路、方坑路等路面行駛時(shí)，輪胎主要受垂向力的影響。經(jīng)過(guò)簡(jiǎn)化和計(jì)算，本文提取3個(gè)典型工況——后向制動(dòng)工況(后向制動(dòng))、向左極限轉(zhuǎn)彎工況(極限轉(zhuǎn)彎)、單側(cè)(左側(cè))過(guò)深坑工況(單側(cè)過(guò)坑)，模擬車輛在滿載的條件下，汽車出現(xiàn)后向制動(dòng)和極限轉(zhuǎn)彎情況，以及輪胎過(guò)深坑同時(shí)受到整車Z向、X向的沖擊三種情況下的受載。3個(gè)典型工況下多體動(dòng)力學(xué)模型中輪胎接地處受力見表1、表2，表中，F(xiàn)X、FY、FZ分別為整車X、Y、Z三個(gè)方向的力。X軸平行于地面指向車輛后方，Z軸通過(guò)汽車質(zhì)心指向上方，Y軸由駕駛員指向副駕駛方向?yàn)檎?/p>

表1　各典型工況下前輪胎接地處受力　N

表2　各典型工況下后輪胎接地處受力　N

1.2整車多體動(dòng)力學(xué)模型的建立及驗(yàn)證

依據(jù)廠商提供的樣車相關(guān)數(shù)據(jù)，如襯套數(shù)據(jù)、輪胎特性、減振器特性參數(shù)等，以及CAD模型，在ADAMS軟件中建立由前后懸架、前后輪胎子系統(tǒng)等各個(gè)子系統(tǒng)組成的多體動(dòng)力學(xué)模型，如圖1所示。

圖1　整車多體動(dòng)力學(xué)模型

為了驗(yàn)證多體動(dòng)力學(xué)模型的準(zhǔn)確性，根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)關(guān)于汽車操縱穩(wěn)定性與平順性試驗(yàn)的規(guī)定，利用多體動(dòng)力學(xué)仿真模型對(duì)其中的多項(xiàng)試驗(yàn)進(jìn)行仿真，將仿真結(jié)果和樣車K&C試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)標(biāo)。反復(fù)調(diào)試后，仿真模型誤差在可接受范圍之內(nèi)。限于篇幅，截取如下部分K&C對(duì)標(biāo)項(xiàng)目。

前后懸架在設(shè)計(jì)載荷下，將平行輪跳實(shí)驗(yàn)、反向輪跳實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖2、圖3所示分別為前懸架平行輪跳和反向輪跳左側(cè)垂向力變化曲線，圖4、圖5所示分別為后懸架平行輪跳和反向輪跳左側(cè)垂向力變化曲線。

圖2　前懸架平行輪跳垂向力變化曲線

圖3　前懸架反向輪跳垂向力變化曲線

圖4　后懸架平行輪跳垂向力變化曲線

圖5　后懸架反向輪跳垂向力變化曲線

由圖2～圖5可知，由多體動(dòng)力學(xué)模型得到的仿真曲線與試驗(yàn)曲線重合度高，表明多體動(dòng)力學(xué)模型具有很高的精度。

1.3典型工況下載荷提取

將各個(gè)工況的簧上質(zhì)量乘以相應(yīng)動(dòng)載系數(shù)來(lái)確定輪胎接地處的載荷?；缮腺|(zhì)量指彈性元件(包括彈簧和減振筒)所承載的質(zhì)量，主要包括底盤骨架及其他所有彈性部件所承載的質(zhì)量。動(dòng)載系數(shù)由相應(yīng)工況的極限載荷確定，極限轉(zhuǎn)彎工況采用在簧上質(zhì)量重心處施加整車Y向1.2g慣性載荷的方法模擬，過(guò)坑工況采用在簧上質(zhì)量重心處施加整車Z向3g慣性載荷的方法模擬。將各典型工況下輪胎接地處的載荷，輸入到修正和對(duì)標(biāo)過(guò)的整車多體動(dòng)力學(xué)模型，通過(guò)求解得到各典型工況下后橋連接點(diǎn)的載荷。將此載荷作為后橋分析的邊界載荷，用于求解典型工況下后橋的應(yīng)力分布和變形特性。通過(guò)求解，得到單側(cè)過(guò)坑工況下后橋連接點(diǎn)載荷(載荷方向參考整車方向)，見表3。其他典型工況下后橋殼邊界載荷通過(guò)輸入不同的輪胎接地載荷輸入進(jìn)行計(jì)算同樣可以獲得。

表3　單側(cè)過(guò)坑工況下橋殼連接點(diǎn)載荷

2　結(jié)構(gòu)分析

2.1慣性釋放方法

汽車在各種路面上行駛時(shí)，后橋部件的運(yùn)動(dòng)變形是由較大的剛體運(yùn)動(dòng)和自身較小的彈性變形疊加形成的，后橋結(jié)構(gòu)相當(dāng)于無(wú)約束系統(tǒng)。有限元靜力學(xué)分析模型中，如果有剛性位移，若不施加約束則會(huì)引起計(jì)算過(guò)程中模型剛度矩陣的奇異，導(dǎo)致無(wú)法求解。慣性釋放方法是有效的解決方法，用于無(wú)約束結(jié)構(gòu)的靜態(tài)計(jì)算或模態(tài)分析，其基本理論為：當(dāng)無(wú)約束結(jié)構(gòu)承受外力時(shí)，系統(tǒng)使結(jié)構(gòu)在運(yùn)動(dòng)方向產(chǎn)生一個(gè)剛體加速度，即結(jié)構(gòu)各點(diǎn)質(zhì)量將在其運(yùn)動(dòng)方向產(chǎn)生相反的慣性力，施加在系統(tǒng)上的慣性力與外力構(gòu)成平衡從而使系統(tǒng)處于無(wú)約束靜態(tài)平衡狀態(tài)[7]。

運(yùn)用慣性釋放方法計(jì)算取得較高計(jì)算精度的必要條件是所受動(dòng)載荷激勵(lì)頻率遠(yuǎn)低于結(jié)構(gòu)固有模態(tài)頻率[8]。汽車在不平路面上行駛時(shí)，路面?zhèn)鹘o汽車車輪的激勵(lì)頻率主要集中在0～50Hz的范圍內(nèi)。經(jīng)過(guò)計(jì)算，原后橋殼前4階固有模態(tài)值如表4所示。由表4可知，第一階固有模態(tài)值為136.3Hz，遠(yuǎn)大于路面激勵(lì)頻率;提取后橋殼與擺臂等結(jié)構(gòu)的連接點(diǎn)的載荷，運(yùn)用慣性釋放方法計(jì)算后橋殼的靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)是合理的。

表4　后橋殼前4階固有模態(tài)計(jì)算結(jié)果

2.2典型工況下后橋殼應(yīng)力應(yīng)變分析結(jié)果

建立計(jì)算應(yīng)力和位移的后橋殼有限元模型，在不影響計(jì)算準(zhǔn)確度的前提下，對(duì)實(shí)際后橋殼總成進(jìn)行簡(jiǎn)化，劃分有限元網(wǎng)格，輸入結(jié)構(gòu)參數(shù)、材料屬性參數(shù)。橋包、套管厚度分別為5.0mm和5.5mm，材料均為SPAH440，彈性模量E、泊松比υ等參數(shù)的取值見表5。其他部件如擺臂支座等，同樣按照實(shí)際材料、結(jié)構(gòu)等信息輸入相應(yīng)的彈性模量、厚度等參數(shù)。

表5　橋包、套管材料相關(guān)參數(shù)

由多體動(dòng)力學(xué)模型提取典型工況下后橋殼所受到的力，通過(guò)MSC.NASTRAN軟件計(jì)算得到各個(gè)典型工況下的應(yīng)力分布云圖與位移分布云圖，并統(tǒng)計(jì)得到各個(gè)工況下的最大應(yīng)力值和最大位移值，見表6。

表6　典型工況下橋殼最大應(yīng)力值和最大位移

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，單側(cè)過(guò)坑工況為3個(gè)典型工況中最惡劣的工況，此時(shí)，后橋殼取得最大應(yīng)力215.8MPa，而后橋殼材料屈服極限不低于305MPa，因此可知橋殼最大應(yīng)力遠(yuǎn)小于材料的屈服極限。圖6為單側(cè)過(guò)深坑工況下的應(yīng)力分布云圖。由圖6可知，最大應(yīng)力位于套管上下擺臂支座之間的區(qū)域。圖7為單側(cè)過(guò)坑工況下放大20倍的位移云圖。由圖7可知，此工況下后橋殼的變形主要為垂向彎曲變形。

圖6　單側(cè)過(guò)深坑工況下應(yīng)力分布云圖

圖7　單側(cè)過(guò)深坑工況下位移分布云圖

綜上所述，即使在最惡劣工況下，后橋殼最大應(yīng)力仍明顯低于材料理論屈服極限。因此，為了最大化提升材料的利用率，降低材料消耗，有必要對(duì)后橋殼進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)。

3　輕量化優(yōu)化設(shè)計(jì)

文中所選取的后橋殼套管厚度為5.5mm，橋包厚度為5mm，滿足國(guó)家汽車行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)中驅(qū)動(dòng)橋橋殼垂直彎曲疲勞試驗(yàn)要求，同時(shí)也符合企業(yè)嚴(yán)格的強(qiáng)化耐久性路試要求。

3.1靈敏度分析

根據(jù)前面的分析可知，橋殼在后向制動(dòng)和極限轉(zhuǎn)彎工況下產(chǎn)生的變形和應(yīng)力較小，在單側(cè)過(guò)深坑工況下變形和應(yīng)力最大。下面將計(jì)算討論單側(cè)過(guò)深坑工況下厚度對(duì)橋殼最大應(yīng)力的影響。

后橋殼套管厚度t、橋包厚度h的初始值分別為5.5mm和5mm，結(jié)合橋殼設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)、鋼板的加工工藝以及材料規(guī)格等因素，對(duì)后橋殼套管厚度取4.0mm、4.5mm、5.0mm、5.5mm、6.0mm、6.5mm幾種規(guī)格，橋包厚度則選取3.5mm、4.0mm、4.5mm、5.0mm、5.5mm幾種規(guī)格。在單側(cè)過(guò)深坑工況下，計(jì)算不同套管厚度t和橋包厚度h下橋殼的最大應(yīng)力。得到橋殼最大應(yīng)力隨套管厚度波動(dòng)的變化圖(圖8)。

圖8　橋殼的最大應(yīng)力隨套管厚度波動(dòng)的變化圖

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，橋殼最大應(yīng)力隨著套管厚度T增大而減小，這與理論以及設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)相符。橋包厚度h=3.5mm時(shí)，橋殼最大應(yīng)力隨著套管厚度t下降的速度最慢。圖9為h=3.5mm，t=4.0mm條件下的橋殼應(yīng)力分布云圖，此時(shí)的最大應(yīng)力出現(xiàn)在上下擺臂支座之間，最大應(yīng)力值為290.7MPa。當(dāng)套管厚度h由4.0mm增大到5.0mm時(shí)，最大應(yīng)力降低為255.2MPa，但最大應(yīng)力位置發(fā)生變化，出現(xiàn)在橋包和套管的焊接附近位置，如圖10所示。隨著套管厚度t的繼續(xù)增大，最大應(yīng)力值變化平緩，其位置沒有變化，在焊接附近位置。

圖9　橋殼應(yīng)力分布云圖(h=3.5 mm,t=4.0 mm)

圖10　橋殼應(yīng)力分布云圖(h=3.5 mm,t=5.0 mm)

計(jì)算結(jié)果顯示，橋包厚度h=4.0mm時(shí)，同樣隨著套管厚度t的增大，最大應(yīng)力位置由上下擺臂之間區(qū)域變?yōu)闃虬吞坠芎附痈浇恢?。橋包厚度h分別取4.5mm、5.0mm、5.5mm時(shí)，套管厚度在4.0mm到6.5mm范圍內(nèi)時(shí)，最大應(yīng)力位置不發(fā)生改變，位于套管在上下擺臂支座之間的區(qū)域。受橋殼中間部分的橋包的幾何形式和結(jié)構(gòu)尺寸影響，同樣厚度情況下，橋包的彎曲剛度、扭轉(zhuǎn)剛度均大于套管的彎曲剛度與扭轉(zhuǎn)剛度。在橋包厚度一定的條件下，同樣的載荷下，套管厚度的改變可以使橋殼不同區(qū)域的剛度發(fā)生變化。所以，在橋包厚度h一定的條件下，隨著套管厚度t的變化，出現(xiàn)最大應(yīng)力位置轉(zhuǎn)移的現(xiàn)象。

圖11　橋殼的最大應(yīng)力隨橋包厚度波動(dòng)的變化

圖11顯示了最大應(yīng)力隨橋包厚度h改變的變化趨勢(shì)?？傮w來(lái)說(shuō)，最大應(yīng)力的降低速率隨著橋包厚度增大趨于平緩。在套管厚度分別取4.0mm、4.5mm時(shí)，最大應(yīng)力幾乎不會(huì)隨著橋包厚度變化而改變。此時(shí)，最大應(yīng)力位置也沒有發(fā)生變化，位于套管上下擺臂之間的區(qū)域。 在套管厚度t分別取5.0mm、5.5mm、6.0mm、6.5mm的條件下，橋殼最大應(yīng)力隨著橋包厚度h的增大呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。橋包厚度h在給定的取值范圍內(nèi)增大的過(guò)程中，最大應(yīng)力位置由初始的橋包與套管焊接處附近位置變?yōu)樘坠苌舷聰[臂之間的區(qū)域，此后橋包厚度繼續(xù)增大，最大應(yīng)力幾乎不再減小，變化率小于1%。

綜上分析可知，不同的橋包厚度對(duì)套管厚度變化的敏感程度不同，越薄的橋包越不敏感，同時(shí)，套管厚度存在某一個(gè)臨界值，在此厚度下，不同厚度的橋包應(yīng)力變化很小。同樣地，不同的套管厚度對(duì)橋包厚度變化的敏感程度也不同，越薄的套管越不敏感，同時(shí)，橋包厚度存在某一個(gè)臨界值，在此厚度下不同厚度的套管應(yīng)力變化很小。

3.2輕量化優(yōu)化設(shè)計(jì)

基于套管厚度t和橋包厚度h對(duì)橋殼最大應(yīng)力影響分析，針對(duì)橋殼進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)。

惡劣工況——單側(cè)過(guò)坑工況下，套管厚度t和橋包厚度h的變化可引起最大應(yīng)力位置發(fā)生轉(zhuǎn)移，出現(xiàn)在橋包與套管的焊縫位置。這就對(duì)焊接質(zhì)量的穩(wěn)定性提出了比較高的要求。另一方面，焊縫區(qū)域一般存在較大的殘余應(yīng)力以及較大的應(yīng)力梯度。因此在橋殼設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)避免惡劣工況下最大應(yīng)力或者明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象出現(xiàn)在焊縫附近區(qū)域。

由上述套管厚度t和橋包厚度h對(duì)橋殼最大應(yīng)力影響討論可知，當(dāng)橋包厚度h在給定的取值范圍內(nèi)大于4.5mm時(shí)，最大應(yīng)力值隨套管厚度t的變化曲線幾乎重疊。表明在橋包厚度h≥4.5mm時(shí)，橋殼h的變化對(duì)最大應(yīng)力值沒有影響。根據(jù)企業(yè)關(guān)于橋殼設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，推薦該工況下安全系數(shù)1.2，即σmax<0.83σs，σs為材料的屈服極限，橋殼材料為SAPH440，其屈服極限為305MPa，所以，橋殼在惡劣工況下最大應(yīng)力不應(yīng)大于254MPa。在可能的取值范圍內(nèi)，當(dāng)h=3.5mm且t≤5.0mm時(shí)，最大應(yīng)力值偏大，而t>5.0mm時(shí)，最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在焊縫附近區(qū)域，因此綜合考慮取橋包厚度h=4.0mm，套管厚度t取5.0mm。

最終，經(jīng)過(guò)輕量化分析，橋殼套管厚度定為5.0mm，橋包厚度定為4.0mm。對(duì)比橋殼原狀態(tài)，套管厚度為5.5mm，橋包厚度為5.0mm，橋殼質(zhì)量減小1.9kg，綜合降低比率達(dá)11.6%。

4　試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證經(jīng)輕量化設(shè)計(jì)的橋殼滿足汽車行駛要求，針對(duì)橋殼進(jìn)行垂直彎曲疲勞試驗(yàn)和企業(yè)耐久性強(qiáng)化道路試驗(yàn)。通過(guò)試制獲取5個(gè)橋殼試驗(yàn)樣件，編號(hào)分別為1～5。其中，1號(hào)～3號(hào)試樣用于垂直彎曲疲勞試驗(yàn)，4號(hào)、5號(hào)試樣用于耐久性強(qiáng)化道路試驗(yàn)。

4.1垂直彎曲疲勞試驗(yàn)

根據(jù)國(guó)家汽車行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)QC/T533-1999《汽車驅(qū)動(dòng)橋臺(tái)架試驗(yàn)方法》對(duì)垂直彎曲疲勞試驗(yàn)的要求，結(jié)合企業(yè)橋殼垂直彎曲疲勞試驗(yàn)的相關(guān)要求，對(duì)橋殼進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。橋殼臺(tái)架試驗(yàn)加載周期性正弦載荷，最大載荷為14.5kN，最小載荷為1.7kN，加載頻率為3Hz。試驗(yàn)中記錄疲勞循環(huán)壽命和橋殼損壞情況。橋殼垂直彎曲疲勞臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果見表7。根據(jù)疲勞試驗(yàn)結(jié)果可知，1號(hào)試樣在經(jīng)歷112.3萬(wàn)次循環(huán)后出現(xiàn)損壞，2號(hào)試樣損壞前的壽命也達(dá)到了107.8萬(wàn)次，而3號(hào)試樣在經(jīng)歷高達(dá)120.5萬(wàn)次循環(huán)之后，仍未損壞，從節(jié)約試驗(yàn)投入的角度，停止疲勞試驗(yàn)，可認(rèn)為3號(hào)試樣真實(shí)疲勞壽命大于120.5萬(wàn)次。因此，經(jīng)過(guò)輕量化設(shè)計(jì)的橋殼計(jì)算得到平均疲勞壽命不低于113萬(wàn)次，滿足國(guó)家汽車行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)QC/T534-1999《汽車驅(qū)動(dòng)橋臺(tái)架試驗(yàn)評(píng)價(jià)指標(biāo)》中關(guān)于橋殼垂直彎曲疲勞試驗(yàn)壽命不小于80萬(wàn)次的要求。

表7　輕量化橋殼垂直彎曲疲勞臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果

4.2樣車耐久性強(qiáng)化路試驗(yàn)證

經(jīng)過(guò)輕量化設(shè)計(jì)的后橋殼不但要滿足國(guó)家汽車行業(yè)針對(duì)橋殼的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，也要滿足企業(yè)的耐久性路試對(duì)橋殼的要求。耐久性路試試驗(yàn)里程為4×107m，其中包含約2.6×107m的壞路可靠性強(qiáng)化試驗(yàn)。可靠性試驗(yàn)壞路主要由凸塊路、方坑、石板路、條石路、柏油路、鵝卵石路、魚鱗坑、圓形坑、過(guò)鐵軌、上坡、下坡、波形路、石塊路(比利時(shí)路)、搓板路等組成。4號(hào)、5號(hào)試樣裝車后在海南瓊海路試場(chǎng)進(jìn)行強(qiáng)化路試。樣車承載參數(shù)如表8所示。樣車試驗(yàn)道路及里程數(shù)據(jù)如表9所示。

表8　路試樣車承載參數(shù)　kg

表9　路試樣車試驗(yàn)里程數(shù)　km

裝有4號(hào)、5號(hào)的樣車在輕載條件完成60%的壞路可靠性路試，在重載條件下完成40%的壞路可靠性路試，壞路路試?yán)锍虨?5 920km，試驗(yàn)樣車最終完成40 200km整車可靠性道路試驗(yàn)，后橋殼沒有發(fā)生開裂，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求。

5　結(jié)語(yǔ)

基于典型工況下不同厚度的橋包和套管強(qiáng)度分析，發(fā)現(xiàn)兩者厚度變化不僅對(duì)最大應(yīng)力產(chǎn)生影響，而且對(duì)最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置也有著重要的影響，其不合理的取值會(huì)使最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在套管和橋包焊接位置。

根據(jù)靈敏度分析結(jié)果，并結(jié)合等剛度設(shè)計(jì)原理，對(duì)后橋殼進(jìn)行了輕量化設(shè)計(jì)。最終選取的橋殼套管厚度為5.0mm，橋包厚度為4.0mm，較原來(lái)減重達(dá)11.6%。優(yōu)化后的橋殼經(jīng)垂直彎曲疲勞試驗(yàn)和企業(yè)耐久性路試驗(yàn)證，未出現(xiàn)失效現(xiàn)象，滿足設(shè)計(jì)要求。

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(編輯張洋)

Light Weight Design of Automobile Rear Axle Housing Based on Typical Conditions

Ding XiaomingLü JunchengWang Wei

SAIC-GM-Wuling Automobile Co., Ltd, Liuzhou，Guangxi，545007

Lightweight design was done for the rear axle housing of multi-link rear suspension, based on typical conditions and the method of inertia release. According to the analyses, the maximal stress of the rear axle housing appeared on unilateral pothole condition. It indicated that the thickness of axle shaft sleeve and rear axle housing had an effect on maximal stress value as thickness changed,the maximum stress position would also shift. Finally, the optimized rear axle housing weight loss is of 11.6% compared to the original one, and no durability problems after fatigue tests and durability tests, the optimized rear axle housing can meet the design requirements.

rear axle housing； typical condition； structure analysis； light weight design； optimization

丁曉明，男，1979年生。上汽通用五菱汽車股份有限公司技術(shù)中心工程師。呂俊成，男，1978年生。上汽通用五菱汽車股份有限公司技術(shù)中心高級(jí)工程師。王偉，男，1985年生。上汽通用五菱汽車股份有限公司技術(shù)中心工程師。

2015-09-17

U463

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.08.010