汽車鎂合金方向盤骨架不同截面形狀耦合結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

王克飛，時(shí)培成，張榮蕓

(安徽工程大學(xué) 汽車新技術(shù)安徽省工程技術(shù)研究中心，安徽 蕪湖 241000)

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汽車鎂合金方向盤骨架不同截面形狀耦合結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

王克飛，時(shí)培成*，張榮蕓

(安徽工程大學(xué) 汽車新技術(shù)安徽省工程技術(shù)研究中心，安徽 蕪湖 241000)

方向盤作為汽車的重要安全部件，其強(qiáng)度能否滿足要求至關(guān)重要.基于三輻條方向盤骨架不同截面形狀的耦合結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化模型，選取了在輪緣點(diǎn)載荷工況和扭轉(zhuǎn)載荷工況下評(píng)價(jià)不同截面形狀耦合結(jié)構(gòu)性能的節(jié)點(diǎn)，利用數(shù)值分析方法計(jì)算出所選節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力、變形值，通過(guò)橫向和縱向?qū)Ρ鹊贸鲈跈M截面積相同情況下，U型輪緣組合矩形或圓形輪輻的方向盤骨架結(jié)構(gòu)具有更好的性能.以某車型上U型輪緣組合矩形輪輻方向盤骨架結(jié)構(gòu)為對(duì)象，采用有限元數(shù)值分析和實(shí)物實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，對(duì)其進(jìn)行彎曲強(qiáng)度和扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度研究.結(jié)果表明，該型結(jié)構(gòu)方向盤具有較好的強(qiáng)度性能，且數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，可以為工程設(shè)計(jì)人員提供參考.

方向盤骨架；彎曲強(qiáng)度；扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度；耦合

汽車產(chǎn)品設(shè)計(jì)逐漸向安全性和輕量化的方向發(fā)展[1]，在安全性和輕量化的雙重約束下，選擇高性能的結(jié)構(gòu)材料和設(shè)計(jì)合理的結(jié)構(gòu)成為汽車開發(fā)人員的首選.鎂合金材料具有比強(qiáng)度高、比剛度大、抗震減噪性能好、易于加工成型和回收利用等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛用于汽車方向盤骨架材料[2-4].方向盤骨架主要由輪緣、輪輻及輪轂三部分整體壓鑄而成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示.

圖1 三輻條鎂合金方向盤骨架三維模型

有關(guān)方向盤骨架強(qiáng)度分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面，前人也做了比較多的研究[5-7].文獻(xiàn)[5]分析了方向盤骨架在軸向載荷和沖擊載荷作用下，四輻條方向盤骨架應(yīng)該具有的強(qiáng)度性能；文獻(xiàn)[6]基于有限元模型對(duì)汽車方向盤進(jìn)行了模態(tài)分析、靜強(qiáng)度分析以及沖擊分析；文獻(xiàn)[7]利用梁截面簡(jiǎn)化模型分析了方向盤的安全性和NHV性能.上述研究并未考慮方向盤骨架截面形狀不同對(duì)其力學(xué)性能的影響.理論上，考慮鎂合金方向盤骨架不同截面形狀耦合結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能差異，對(duì)方向盤骨架設(shè)計(jì)具有重要意義.

以AM50A鎂合金三輻條方向盤骨架為研究對(duì)象，利用ANSYS Workbench仿真軟件，同時(shí)根據(jù)方向盤骨架常見(jiàn)的U型、矩形、圓形截面形狀相互耦合的情況，對(duì)三輻條方向盤骨架進(jìn)行力學(xué)性能分析，旨在為方向盤骨架設(shè)計(jì)提供有益的理論參考.

1 方向盤骨架的耦合結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化模型

考慮到在相同加載情況下更真實(shí)地反映不同截面形狀對(duì)方向盤骨架性能的影響，同時(shí)保證不增加材料成本，計(jì)算時(shí)采用截面面積、長(zhǎng)度均相同的結(jié)構(gòu).輪緣、輪輻截面參數(shù)如圖2、圖3所示，輪轂統(tǒng)一采用圓盤結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部嵌有花鍵，與轉(zhuǎn)向柱連接.根據(jù)截面形狀不同可組合成9種方向盤骨架模型，如表1所示.

圖2 輪緣截面示意圖 圖3 輪輻截面示意圖

表1 方向盤骨架組合模型

注：U為U型截面形狀；R為矩形截面形狀；C為圓形截面形狀；D為圓盤結(jié)構(gòu)

2 有限元模型的建立

采用CAD軟件CATIA建立9種不同截面形狀的方向盤骨架簡(jiǎn)化模型，利用CAE分析軟件ANSYS Workbench進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.選用MultiZone Sweep Meshing方法劃分網(wǎng)格，賦予模型AM50A鎂合金材料屬性.AM50A鎂合金材料屬性如表2所示.

表2 AM50A機(jī)械性能和物理性能參數(shù)

參數(shù)數(shù)值彈性模量/KN·mm-245泊松比0.35屈服強(qiáng)度130延伸率/%10

參數(shù)數(shù)值抗拉強(qiáng)度/MPa220硬度/HB50密度/Kg·m-31.78×103

3 彎曲強(qiáng)度計(jì)算

建立有限元模型，根據(jù)汽車行業(yè)和某企業(yè)方向盤標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的實(shí)驗(yàn)方法[8]，在方向盤骨架輪緣上加載245 N大小的力，方向平行于轉(zhuǎn)向管柱軸線，力作用位置在方向盤12點(diǎn)方向輪緣中心.將載荷加在輪緣耦合節(jié)點(diǎn)處，約束條件為限制輪轂花鍵內(nèi)表面6個(gè)自由度，評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)為方向盤不得損壞，即方向盤骨架結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力低于材料的屈服極限130 MPa；最大彈性變形量δmax<30 mm，加載模型如圖4所示.

為評(píng)估在點(diǎn)載荷工況下方向盤骨架各種截面形狀結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形情況，根據(jù)應(yīng)力變形集中區(qū)域，確定了9種方向盤骨架簡(jiǎn)化模型的28個(gè)應(yīng)力及變形檢測(cè)節(jié)點(diǎn)，如圖5所示.經(jīng)過(guò)分析計(jì)算，同時(shí)結(jié)合骨架結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性并考慮到篇幅大小，三輻條方向盤骨架簡(jiǎn)化模型左半部分檢測(cè)節(jié)點(diǎn)的等效應(yīng)力值和變形值如圖6、圖7所示.

由圖6可知，不同截面形狀耦合的方向盤骨架最大應(yīng)力均低于材料的屈服應(yīng)力130 MPa，各種仿真模型均在9點(diǎn)鐘方向輪輻與輪緣連接處和輪輻與輪轂連接處以及6點(diǎn)鐘輪輻與輪轂連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，且9點(diǎn)鐘輪輻與輪緣和輪轂連接處輪輻前側(cè)應(yīng)力高于后側(cè)應(yīng)力.A1、B1、C1型骨架結(jié)構(gòu)方向盤最易在輪輻與輪緣和輪轂連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，其中9點(diǎn)鐘位置應(yīng)力要高于6點(diǎn)鐘位置應(yīng)力，而A2、A3、B2、B3、C2、C3型骨架結(jié)構(gòu)方向盤在連接處均具有較低的應(yīng)力值.柱形圖中檢測(cè)節(jié)點(diǎn)1從左至右分別表示A1～ C3型結(jié)構(gòu)應(yīng)力值，其他檢測(cè)節(jié)點(diǎn)表示含義相同.

由圖7可知，各種耦合結(jié)構(gòu)方向盤骨架最大變形量均低于評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)30 mm，且各種仿真模型在12點(diǎn)鐘位置變形最大，6點(diǎn)鐘位置變形次之，而9點(diǎn)鐘輪輻與輪緣連接處變形比6點(diǎn)鐘變形略小.輪輻與輪緣連接處變形大于輪輻與輪轂處變形.輪輻在連接處前側(cè)面變形和后側(cè)面變形基本相同.A1、B1、C1型骨架結(jié)構(gòu)方向盤變形量最大，而A2、A3、B2、B3、C2、C3型骨架結(jié)構(gòu)方向盤變形均較小.柱形圖中檢測(cè)節(jié)點(diǎn)1從左至右分別表示A1～ C3型結(jié)構(gòu)變形量，其他檢測(cè)節(jié)點(diǎn)表示含義相同.

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，在輪緣點(diǎn)載荷工況下，方向盤骨架6、9點(diǎn)鐘方向輪輻與輪緣和輪轂連接處為應(yīng)力較大的區(qū)域，其中9點(diǎn)鐘輪輻與輪緣和輪轂連接處輪輻前側(cè)應(yīng)力高于后側(cè)應(yīng)力，12、6點(diǎn)鐘方向?yàn)樽冃屋^大區(qū)域；采用A2、A3、B2、B3、C2、C3型骨架結(jié)構(gòu)方向盤可從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上一定程度減少應(yīng)力集中和彈性變形，進(jìn)而提高方向盤骨架的抗彎曲性能.

圖4 三輻條方向盤骨架加載模型 圖5 三輻條方向盤骨架簡(jiǎn)化模型檢測(cè)節(jié)點(diǎn)

圖6 三輻條方向盤骨架檢測(cè)節(jié)點(diǎn)等效應(yīng)力(點(diǎn)載荷工況)

圖7 三輻條方向盤骨架檢測(cè)節(jié)點(diǎn)變形量

4 扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度計(jì)算

按實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的實(shí)驗(yàn)方法，在方向盤骨架輪緣3、9點(diǎn)鐘位置施加250 N·m的扭矩.采用一對(duì)力偶施加在方向盤骨架3、9點(diǎn)位置耦合節(jié)點(diǎn)上，約束條件為限制輪轂花鍵內(nèi)表面的6個(gè)自由度，評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)為骨架無(wú)損壞，即方向盤骨架結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力低于材料的屈服極限130 MPa；最大變形角θmax=l/L≤3°，其中，l為周向變形量，L為變形點(diǎn)距軸心的距離.

在扭轉(zhuǎn)力矩作用下骨架簡(jiǎn)化模型左半部分檢測(cè)節(jié)點(diǎn)等效應(yīng)力值和變形角大小如圖8、圖9所示.由圖8可知，在扭轉(zhuǎn)載荷工況下，不同截面方向盤骨架在輪輻與輪緣和輪轂連接處均出現(xiàn)應(yīng)力集中，應(yīng)力最大值接近屈服強(qiáng)度130 MPa.相比較而言，A1、B1、C1型方向盤骨架結(jié)構(gòu)在連接處均產(chǎn)生較高的應(yīng)力值，A2、A3、B2、C2型方向盤骨架結(jié)構(gòu)在連接處則具有較低的應(yīng)力值.柱形圖中檢測(cè)節(jié)點(diǎn)1從左至右分別表示A1～ C3型結(jié)構(gòu)應(yīng)力值，其他檢測(cè)節(jié)點(diǎn)表示含義相同.

由圖9可知，在扭轉(zhuǎn)載荷工況下，不同截面骨架方向盤變形角均小于3°，在6、9、12點(diǎn)鐘輪輻與輪緣連接處變形角度較大，其中12點(diǎn)鐘位置變形角度最大，9點(diǎn)鐘位置變形角次之，6點(diǎn)鐘位置變形角略低于9點(diǎn)鐘變形角度.輪輻與輪緣連接處變形角大于輪輻與輪轂處變形角.輪輻在連接處前側(cè)面變形角和后側(cè)面變形角基本相同.B1型骨架結(jié)構(gòu)方向盤變形角度最大，A1、C1型骨架結(jié)構(gòu)方向盤變形角度基本相同并且略低于B1，A2、B2、C2型方向盤骨架結(jié)構(gòu)具有最小的變形角度.柱形圖中檢測(cè)節(jié)點(diǎn)1從左至右分別表示A1～ C3型結(jié)構(gòu)變形角，其他檢測(cè)節(jié)點(diǎn)表示含義相同.

圖8 三輻條方向盤骨架各檢測(cè)節(jié)點(diǎn)等效應(yīng)力(扭轉(zhuǎn)載荷工況)

圖9 三輻條方向盤骨架檢測(cè)節(jié)點(diǎn)變形角

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，在扭轉(zhuǎn)載荷工況下，采用A2、B2、C2型方向盤骨架結(jié)構(gòu)，即U形、矩形、圓形輪緣組合矩形輪輻可從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)角度適當(dāng)降低應(yīng)力集中，同時(shí)減少扭轉(zhuǎn)變形，一定程度上提高方向盤骨架扭轉(zhuǎn)性能.

5 CAE分析

綜上所述，A2骨架結(jié)構(gòu)型式方向盤具有較好的強(qiáng)度性能.優(yōu)選某車型方向盤(A2結(jié)構(gòu)型式)為研究對(duì)象，略去一些非受力部位、去除部分小孔等，對(duì)方向盤骨架進(jìn)行CAE分析.

5.1 輪緣點(diǎn)載荷工況分析

加載約束條件如前，建立該車型A2骨架結(jié)構(gòu)型式方向盤CAE分析模型，在方向盤骨架輪緣上加載245 N大小的力，方向平行于轉(zhuǎn)向管柱軸線，力作用位置在方向盤12點(diǎn)方向輪緣中心.將載荷加在輪緣耦合節(jié)點(diǎn)處，約束條件為限制輪轂花鍵內(nèi)表面6個(gè)自由度，得到輪緣點(diǎn)載荷工況下方向盤骨架的應(yīng)力、變形云圖如圖10、圖11所示.由圖10、圖11可知，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在3、9點(diǎn)鐘位置輪輻與輪緣連接前側(cè)圓角處，最大值為96.5 MPa；變形最大位置出現(xiàn)在輪緣12點(diǎn)鐘，根據(jù)評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，該骨架模型彈性變形量最大值為5.63 mm，應(yīng)力集中區(qū)域和變形較大區(qū)域與前述計(jì)算基本相同，仿真結(jié)果滿足標(biāo)準(zhǔn)要求.

圖10 輪緣點(diǎn)載荷工況下三輻條方向盤骨架應(yīng)力云圖 圖11 輪緣點(diǎn)載荷工況下三輻條方向盤骨架變形云圖

5.2 扭轉(zhuǎn)載荷工況分析

分析條件與前述相同，在方向盤骨架輪緣3、9點(diǎn)鐘位置施加250 N·m的扭矩.采用一對(duì)力偶施加在方向盤骨架3、9點(diǎn)位置耦合節(jié)點(diǎn)上，約束條件為限制輪轂花鍵內(nèi)表面的6個(gè)自由度.扭轉(zhuǎn)載荷作用下該型方向盤骨架的應(yīng)力、變形角云圖如圖12、圖13所示.由圖12、圖13可知，在扭轉(zhuǎn)載荷工況下，方向盤應(yīng)力最大值出現(xiàn)在輪輻與輪轂的連接圓角處，為120.6 MPa，角變形最大處為12點(diǎn)鐘位置，最大值為1.04°，分析結(jié)果與前述計(jì)算結(jié)果基本相同，均符合標(biāo)準(zhǔn)要求.

圖12 扭轉(zhuǎn)載荷工況下三輻條方向盤骨架應(yīng)力云圖 圖13 扭轉(zhuǎn)載荷工況下三輻條方向盤骨架變形角云圖

6 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

將A2結(jié)構(gòu)型式方向盤固定在實(shí)驗(yàn)臺(tái)上，在方向盤輪緣12點(diǎn)鐘位置加245 N載荷，保持30 min后卸載，室溫放置5 min，實(shí)驗(yàn)如圖14所示.實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，方向盤無(wú)損壞，彈性變形為6.13 mm，與數(shù)值計(jì)算結(jié)果5.63 mm誤差8.16%，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合.

將A2結(jié)構(gòu)型式方向盤輪轂花鍵固定在模擬轉(zhuǎn)向柱上，預(yù)加扭矩載荷為250 N·m，載荷持續(xù)30 s，作用在方向盤3、9點(diǎn)鐘輪緣上，實(shí)驗(yàn)如圖15所示.實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，方向盤無(wú)損壞，彈性變形角為1.29°，與數(shù)值計(jì)算結(jié)果1.04°誤差19.38%.這是由于實(shí)驗(yàn)中包覆層彈性變形的影響以及CAE仿真模型的簡(jiǎn)化，致使仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定誤差.

圖14 三輻條方向盤骨架輪緣點(diǎn)載荷工況實(shí)驗(yàn) 圖15 三輻條方向盤骨架扭轉(zhuǎn)載荷工況實(shí)驗(yàn)

通過(guò)上述實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，忽略包覆層聚氨酯彈性變形和數(shù)值計(jì)算模型引起的誤差，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果是吻合的，可以為工程設(shè)計(jì)人員提供參考.另外，該A2結(jié)構(gòu)型式方向盤骨架在輪輻與輪緣和輪轂連接圓角部分應(yīng)力較為集中，最大應(yīng)力接近材料的屈服極限，為強(qiáng)度薄弱區(qū)域，強(qiáng)度安全系數(shù)有待進(jìn)一步提高，可采用的方法包括在骨架截面適當(dāng)布置加強(qiáng)筋、增大連接處圓角半徑和連接部分面積等.

7 結(jié)論

針對(duì)不同截面形狀耦合結(jié)構(gòu)的方向盤骨架建立簡(jiǎn)化模型，并對(duì)其進(jìn)行數(shù)值分析，不僅可以快速找到方向盤強(qiáng)度薄弱區(qū)域，而且能夠獲得更高性能的截面組合結(jié)構(gòu)，對(duì)方向盤設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義.

橫截面積相同的情況下U型截面結(jié)構(gòu)具有更好的抗彎曲性能，而圓形截面和矩形截面的抗扭轉(zhuǎn)性能較高.采用U型輪緣組合矩形輪輻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值分析，得出在輪緣點(diǎn)載荷下輪輻與輪緣連接前側(cè)圓角處易出現(xiàn)應(yīng)力集中，輪緣12點(diǎn)鐘位置變形最大.在扭轉(zhuǎn)載荷工況下應(yīng)力較大區(qū)域?yàn)檩嗇椗c輪轂連接圓角處，變形角最大處在輪緣12點(diǎn)鐘位置.

以9種耦合結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化組合模型作方向盤骨架強(qiáng)度性能計(jì)算，獲得了一定的成果，但輪輻在連接處前側(cè)面應(yīng)力高于后側(cè)面應(yīng)力并未得到解決，可進(jìn)一步通過(guò)優(yōu)化輪輻位置得到改善.

采用的不同截面耦合結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化模型分析方法，既可以用于方向盤力學(xué)性能分析，還可以拓展到其他截面形狀耦合的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中.

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Anhui Polytechnic University, Wuhu 241000, China)

Analysis on Strength of Coupling Structure with Different Cross Section Shape of Magnesium Alloy for Vehicle Steering Wheel Armatures

WANG Ke-fei,SHI Pei-cheng*,ZHANG Rong-yun

(Anhui Advance Vehicle Technology and Engineering Research Center,

As an important safety part of vehicles,whether the strength of the steering wheel meets the national standard is fatal. Some nodes under the rim point load and torsion load are selected to estimate performance of coupling structure with different cross section shape for vehicle steering wheel armature,based on the simplified model of three-spoke steering wheel armature.Both stress value and deformation value of those nodes are calculated by numerical analysis method.The steering wheel armature with U-shaped section rim and rectangular or circular section spoke turned out to possess better performance by both horizontal and vertical comparison.Choosing steering wheel armature with U-shaped section rim and rectangular section spoke as the object and using the method of combining the finite element analysis and physical experiments,research on bending strength and torsional strength are proceeded.The results show that steering wheel armature with U-shaped section rim and rectangular section spoke possesses good performance and that although there is deviation between numerical simulation and practical test, the paper still can provide a reference for engineering designers.

steering wheel armature;bending strength;torsional strength;coupling

1672-2477(2016)05-0022-06

安徽省科技攻關(guān)計(jì)劃基金資助項(xiàng)目(1604A0902158)

王克飛(1986-)，男，安徽蒙城人，碩士研究生.

時(shí)培成(1976-)，男，安徽六安人，教授，博士．

U463.46

A