一種驅(qū)動軸設計開發(fā)及多個問題解決

栗娟

[摘? ? 要]新車輛驅(qū)動軸即半軸開發(fā)過程中，由于仿真計算無法模擬現(xiàn)實中全部工況，導致樣件制作出來裝車后在試驗過程中出現(xiàn)種種意想不到的問題，文中通過多個實例列舉了加速橫擺、空心管斷裂、高原地區(qū)護套脫落等故障的解決方案，輔以改善后的實測結果，對各問題產(chǎn)生的機理和根本原因進行深入分析。

[關鍵詞]加速橫擺;中心焊;護套脫落

[中圖分類號]TB12 [文獻標志碼]A [文章編號]2095–6487（2021）10–00–04

Design and Development of a Drive Shaft and Solutions to Several Problems

Li Juan

[Abstract] During the development of new vehicle drive shafts， i.e. half shafts， simulations cannot simulate all working conditions in reality， resulting in various unexpected problems in the test process after the sample is made and loaded. Through several examples， this paper lists the solutions to the faults such as accelerating yaws， broken hollow pipes， and sheaths falling off in plateau areas， supplemented by the improved measured results. The mechanism and underlying causes of each problem are deeply analyzed.

[Keywords]accelerating yaw; center welding; sheath falling off

隨著架構化和平臺化在車輛研發(fā)中成為常態(tài)，開發(fā)適用于整個平臺或跨平臺的驅(qū)動軸（以下簡稱“半軸”）是當前非常迫切的需要。但是往往跨平臺的結果會出現(xiàn)超越設計帶寬而導致的各種問題。同時，目前人們對車輛NVH要求越來越高，提升驅(qū)動軸性能成為一個很有意義的研究課題。

1 加速橫擺

1.1 橫擺問題產(chǎn)生原因和機理

橫擺現(xiàn)象：車輛在大油門起步及D、M1和M2檔情況下，在車速30 km/h左右整車會發(fā)生橫向抖動。

產(chǎn)生原因：半軸的軸向派生力及三階轉頻激發(fā)了動力總成Y向模態(tài)發(fā)生共振，從而使整車在Y向發(fā)生抖動（橫擺）。在橫擺最大點對應半軸（輪胎）轉速為250 r/min，半軸內(nèi)球籠為三銷滾輪結構（AAR節(jié)），該結構不能完全消除內(nèi)部結構之間的相互作用力，最終會在軸向（Y向）產(chǎn)生一個三階作用合力。在該轉速下對應的頻率為250/60×3=12.5 Hz，而測的目前懸置系統(tǒng)下的動力總成Y向模態(tài)為12.6 Hz。

軸向派生力產(chǎn)生機理（圖1）：由于半軸的三銷軸結構的不對稱設計（圖2），使半軸在旋轉過程中三個滾輪在滑套內(nèi)往復移動產(chǎn)生的力不能相互抵消，最終使半軸在軸向（Y向）會產(chǎn)生一個派生力。

1.2 車輛實際狀態(tài)檢查

1.2.1 半軸角度（93#）

由表1可知，除了CURB5下的外球籠夾角存在異常外，其他都在范圍內(nèi)（夾角范圍是由底盤及懸置提供的相關參數(shù)計算而來）。

外球籠由于整車裝配關系，能用的掃描面積較小，處理數(shù)據(jù)時擬合度不是很理想，找軸心可能會存在些偏差，內(nèi)球籠處擬合度很好，角度偏差很小。

1.2.2 前懸架輪眉高度（93#）

前懸架輪眉高度在設計公差范圍內(nèi)，偏正向公差;由于左右側輪荷差異28 kg，右側輪眉高度高于左側。根據(jù)底盤提供的在curb2，WOT起步工況下，得出輪心下跳25～28 mm，以及在WOT情況下懸置的運動量，得出主減位置。計算得出半軸在該狀態(tài)下左軸內(nèi)端夾角為7.412°～7.83°，外端夾角為8.129°～8.546°，右軸內(nèi)端夾角為7.677°～8.103°，外端夾角為8.588°～9.031°。

1.3 改進方向

從激勵的振幅和頻率方向進行優(yōu)化：半軸更換摩擦系數(shù)更低的油脂，降低軸向派生力;懸置調(diào)整Y向剛度，避開半軸的三階激振頻率;懸架螺簧一致性控制，減小半軸安裝角度偏差，使半軸角度一致性得到控制。

降輪眉：通過壓縮減振器彈簧縮小輪心至輪眉高度;curb0下降高度由左前442 mm右前445 mm至左前430 mm右前430 mm。

綜合1、2擋驗證效果，橫擺問題方案貢獻排比：換半軸油脂（提升1.5分）>哈金森懸置（提升0.75分）>降輪眉高度（提升0.25分）。

四擋方向盤高速抖動案驗證貢獻排比：換半軸油脂（提升 1.25分）>哈金森懸置（提升0.5分）=降輪眉高度（提升0.5分）。

拓普新懸置在111#車表現(xiàn)和拓普老懸置相差不大，表現(xiàn)不好。

（1）懸置方向。①更換半軸后，橫擺問題明顯改善。②拓普鎖定的懸置和和金森最優(yōu)懸置對橫擺都有明顯改善。③拓普右懸置中間值Y向限位塞死、拓普左懸置上偏差Y向限位塞死和拓普右懸置中間值、左懸置上偏差有明顯改善，兩者效果基本一致。④拓普右懸置中間值Y向限位塞死、拓普左懸置上偏差Y向限位塞死的方案在吉利測試后和原來鎖定的效果一致，并無明顯改善。總之，橫擺問題經(jīng)過懸置系統(tǒng)調(diào)試，無明顯改善。

（2）螺簧方向。降輪眉：通過壓縮減振器彈簧縮小輪心至輪眉高度;curb0下降高度由左前442 mm右前445 mm至左前430 mm右前430 mm已經(jīng)接近設計下限428 mm，能夠提升0.25分，不明顯。實際操作過程中無法保證且會影響通過性能，針對現(xiàn)在的樣件普遍偏上值的情況進行往設計中值控制，保證一致性，是半軸角度一致性得倒保證。樣件已經(jīng)達到工廠基地，TT2裝車已經(jīng)體現(xiàn)。

（3）半軸方向。根據(jù)組合測試報告，半軸這塊貢獻最大，橫擺問題主要也是由半軸三階軸向派生力引起的。①綜合1、2擋驗證效果，橫擺問題方案貢獻排比：換半軸油脂（提升1.5分）>哈金森懸置（提升0.75分）>降輪眉高度（提升0.25分）。②四擋方向盤高速抖動案驗證貢獻排比：換半軸油脂（提升1.25分）>哈金森懸置（提升0.5分）=降輪眉高度（提升0.5分）。③半軸內(nèi)端節(jié)油脂有現(xiàn)有的CVJ5油脂更換為摩擦系數(shù)更低軸向派生力更小的CXD-150油脂，軸向派生力改善明顯且一致性較好。

1.4 實車一致性驗證

在工廠基地更換了新半軸TT車輛編號112#、116#、118#，實車工廠問題提出者主觀可以接受。

在研究院更換TT140#、TT111#為新油脂半軸進行一致性驗證，對橫擺問題改善明顯，一致性較好。

目前VEP4 7DCT橫擺最明顯，見圖3;VEP4 8AT要輕微很多，見圖4。

客觀測試結論：

（1）四套VEP4 7DCT CXD150半軸橫擺問題一致性驗證，橫擺問題1擋車內(nèi)座椅導軌車輪三階客觀振動在0.11±0.05 m/s2，大油門在0.05±0.02 m/s2，主觀駕評在6.5～7分，一致性較好;2擋車內(nèi)座椅導軌車輪三階客觀振動輕油門在0.08±0.04 m/s2，大油門在0.05±0.02 m/s2，主觀駕評在6.75～7分，一致性較好。

（2）四套VEP4 7DCT CXD150油脂半軸高速抖動問題的表現(xiàn)：僅換油脂半軸方案，車內(nèi)方向盤車輪三階振動幅值為0.88 m/s2，主觀駕評6.5分;在降輪眉和哈金森懸置條件下，車內(nèi)方向盤車輪三階振動幅值在0.50±0.05 m/s2，主觀駕評在6.75～7分，一致性較好。

客觀驗證結果：

（1）綜合1、2擋測試數(shù)據(jù)，更換油脂半軸對整車橫擺問題改善明顯。

（2）四擋加速工況下，更換油脂半軸對方向盤高速抖動有改善。

主管駕評結論：更換油脂半軸后整車橫擺明顯改善，主觀評價提升1分;四擋方向盤高速抖動有所改善，但主觀評價仍有輕微抖動。

注：油脂需磨合，根據(jù)一致性測試，需磨合40 min左右。行業(yè)內(nèi)軸向派生力測試也是在測試前對油脂進行磨合使其潤滑充分，磨合好后不需要再進行任何操作。

3 三段焊空心管裂紋

3.1 驅(qū)動軸焊縫處斷裂問題產(chǎn)生原因和機理

問題：右半軸焊縫處斷裂。

原因：軸頭跟空心管摩擦焊接觸面處淬火后應力集中存在裂紋，磁粉探傷沒有檢出。

（1）部分零件焊縫處出現(xiàn)兩種熱處理參數(shù)，導致斷口處不同金相組織產(chǎn)生應力集中。

（2）100%的磁粉探傷沒有遏制住缺陷件的流出。

3.2 臨時措施

（1）摩擦焊后增加回火工藝消除內(nèi)應力。

（2）焊縫處調(diào)整為一種熱處理參數(shù)。

（3）熱處理后增加首末件彎曲強度檢測。

（4）磁粉探傷由單條線100 %檢查增強為200 %（兩條線各100 %）。

（5）下線件每60件抽檢一次預靜扭強度檢測。

3.3 永久措施

空心管直徑加粗2 mm（保證強度），同時取消空心管跟焊縫的中頻淬火工藝。解決方案的結構如圖5所示。

3.4 試驗結果

新舊方案對比試驗結果如表3所示。

3.5 臨時認可結論

（1）針對空心管工藝優(yōu)化的永久方案，臨時認可必做的5項相關試驗已全部完成，均滿足試驗規(guī)范要求。

（2）建議批準簽發(fā)臨時ESER，并由SQE批準臨時PSW。

4 護套脫落

4.1 高海拔地區(qū)護套脫落問題產(chǎn)生原因和機理

拉薩地區(qū)試驗出現(xiàn)驅(qū)動軸護套脫落的根本原因：①驅(qū)動軸移動節(jié)防塵罩內(nèi)外壓差導致，內(nèi)外壓差400～500 HPa，持續(xù)對護套形成外張力，當護套與球籠配合部位存在油脂滲入時發(fā)生護套脫出。備注：已通過涂抹油脂并增加壓差500 HPa的方式復現(xiàn)案例：涂抹油脂時護套可承受拉托力下降為200～300 N（要求>600 N），壓差500 HPa條件下護套脫出;未涂抹油脂時壓差加強至1 500 HPa護套不發(fā)生脫出。②驅(qū)動軸移動節(jié)滑移量大。輪邊及動力總成位移量通過驅(qū)動軸移動節(jié)滑移吸收，大滑移量情況增加，移動節(jié)內(nèi)油脂滲入護套與球籠配合部位概率，加大了護套脫出可能。這兩個因素綜合導致發(fā)生驅(qū)動軸移動節(jié)防塵罩護套脫出問題。

4.2 解決方案

（1）一體式防塵罩+加強型卡箍（型號：192型號，規(guī)格為91.5-1008R3W）。設計依據(jù)：防塵罩CAE應力仿真以及拉托力試驗。

（2）一體式防塵罩極限應力情況較分體式防塵罩變差（有風險，但可控）。

（3）一體式防塵罩極限應力均不超過耐久線（<13.5 MPa）以及強度線（<23 MPa）（無風險）。

（4）一體式防塵罩拉托力（>1000 N）遠大于原分體式防塵罩（>600 N）（無風險）。

4.3 試驗驗證

8 000 km環(huán)路專項驗證（防塵罩打壓500 Hpa+右驅(qū)動軸取消擋環(huán)+一體式防塵罩）以及臺架驗證。

（1）試驗過程中無防塵罩脫出或右軸三叉脫出情況。

（2）拆解報告顯示滑移量最高50 mm，但無磕碰擋環(huán)無滲油情況。

（3）路試后樣件防塵罩拉托力為1 300 N。

（4）臺架驗證良好（高低溫耐久，低溫冷啟動，膠套膨脹量）。

5 結束語

筆者嘗試在一款全新驅(qū)動軸研發(fā)過程中，為保證開發(fā)進度，仿真分析和經(jīng)驗數(shù)據(jù)并行進行，在試驗中擴大樣本量發(fā)現(xiàn)并解決問題，臨時措施和永久措施分別按計劃實施，以確保整個項目按時交付。研發(fā)過程中的經(jīng)驗和教訓值得記錄并形成指導經(jīng)驗，用于之后新產(chǎn)品的研發(fā)。

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