乘用車副車架耐久加速試驗研究

梁鵬 范學(xué) 宋軍鑫 黃錦輝

（比亞迪汽車工業(yè)有限公司汽車工程研究院）

乘用車副車架連接底盤懸架零部件與車身，在汽車行駛過程中，副車架主要受到來自路面和動力總成的載荷。承受較多的載荷輸入點和彎扭耦合的復(fù)雜受力形式。所以，副車架存在的潛在風(fēng)險點或已有失效通常不易在零部件級臺架上復(fù)現(xiàn)。同時，如果以系統(tǒng)或整車級臺架道路模擬試驗來復(fù)現(xiàn)失效，會造成試驗資源的浪費和產(chǎn)品驗證時間的延長。為了解決上述問題，本文主要基于損傷等效原則，提出了一種副車架疲勞耐久分析及加速試驗方法，希冀可以滿足準(zhǔn)確性和通用性要求，快速有效地驗證副車架耐久性能，并為其他汽車零部件試驗提供參考。

1 研究背景

1.1 失效模式

該副車架裝配于前麥弗遜懸架中，在試驗場路試?yán)锍踢M(jìn)行至約為38%及44%時，分別出現(xiàn)擺臂加強板與縱梁焊接處、右懸置支架與縱梁焊接處2 處開裂。擺臂加強板與縱梁焊接處的裂縫約8 mm 左右，分析認(rèn)為是從焊縫端頭開始失效并沿焊縫長度方向擴展，此處開裂對副車架的耐久性能會有較大影響。懸置支架與縱梁焊接處的裂縫可能由路面激勵和動力總成激勵耦合作用造成，且此處的載荷采集與分解都頗有難度，要在試驗臺架上完全復(fù)現(xiàn)也面臨較大的挑戰(zhàn)。

1.2 失效原因分析

1.2.1 結(jié)構(gòu)方面

右側(cè)擺臂加強板與縱梁焊接處的焊縫開裂較嚴(yán)重，開裂焊縫位于副車架縱梁中間薄弱位置，從俯視圖看縱梁內(nèi)壁為“凹”型結(jié)構(gòu)。在受到Y(jié) 向力作用時焊縫變形較大，且擺臂前點主要受X 和Y 向力作用。由此可以推斷，此處開裂與焊縫搭接位置設(shè)計不合理有關(guān)。

從結(jié)構(gòu)上看，后懸置支架并沒有明顯的缺陷，開裂位置位于焊縫端頭，且裂紋沒有明顯擴展，可能是由于支架鈑金過強導(dǎo)致的。

1.2.2 載荷方面

作為底盤各大總成的載體，與副車架連接的運動部件較多，其受力狀態(tài)也較為復(fù)雜，如圖1 所示。來自路面的激勵經(jīng)輪胎傳遞至懸架系統(tǒng)，其中Z 向載荷主要由減振器承受并傳遞至車身，X 和Y 向載荷主要經(jīng)由擺臂傳遞至副車架，再傳遞至車身，由此可知副車架主要承受X 和Y 向載荷。同時，該車型動力總成的前、后、右懸置均安裝在副車架上，故副車架會承受動力總成的動靜載荷，此外副車架還會受到穩(wěn)定桿和轉(zhuǎn)向器的作用力[2]。

圖1 數(shù)據(jù)采集信號通道

綜上所述，僅憑簡單的裂紋及受力分析，抑或是以常規(guī)的物理臺架去摸索嘗試，都不易準(zhǔn)確有效地復(fù)現(xiàn)失效情況，且不具備可借鑒性，需要總結(jié)出一套行之有效的疲勞耐久分析及加速試驗方法。

2 技術(shù)路線

2.1 數(shù)據(jù)采集

由于副車架受力點較多，情況相對復(fù)雜。單憑車輪六分力載荷很難準(zhǔn)確判斷出造成失效位置的具體載荷方向，同時缺少必要的內(nèi)部測試信號也不利于CAE 利用虛擬迭代獲取副車架相關(guān)零部件接口點載荷。故在路譜采集中選取了眾多關(guān)聯(lián)性較強、靈敏度高的內(nèi)部信號，如圖2 所示。

圖2 失效點貼片示意圖

路譜采集時由于采集頻率高、傳感器的失真等問題，原始信號會包含噪聲、突變信號、零漂、溫漂等異常數(shù)據(jù)，在路譜采集完成后首先需對原始信號進(jìn)行數(shù)據(jù)檢驗。確認(rèn)采集無異常后，需對原始信號進(jìn)行預(yù)處理，包括毛刺信號剔除、漂移修正、傅里葉濾波等步驟。

2.2 載荷分析

結(jié)合開裂點的受力分析及單體試驗經(jīng)驗，造成常見副車架失效的主要載荷多為來自懸架臂的縱向載荷和側(cè)向載荷。故，初步設(shè)計了幾種臺架加載方案，通過相干性分析、PSD 譜及RDS 譜、仿真疲勞量化分析等方法，確定失效點損傷主貢獻(xiàn)方向、頻段，并將這幾種加載方式造成的損傷與實際路面數(shù)據(jù)作對比，分析哪種臺架加載方案更全面合理，如表1 所示。

表1 多種臺架加載方案

2.2.1 相干性分析

通過分別分析左、右球頭Fx和Fy實測激勵載荷，與風(fēng)險失效點P1～P3實測響應(yīng)應(yīng)變之間的相干性，確定造成相應(yīng)失效點的主激勵載荷方向等。

通過左球頭Fx載荷與P1～P3應(yīng)變相干性分析可得出：P1點與左球頭Fx載荷在0～17 Hz 有很好相干性。通過左球頭Fy載荷與P1～P3應(yīng)變相干性分析可得出：P1、P2、P3點與左球頭Fy載荷在15～21 Hz 有較好相干性。通過右球頭Fx載荷與P1～P3應(yīng)變相干性分析可得出：P2、P3點與右球頭Fx載荷在0～17 Hz 有很好相干性。通過右球頭Fy載荷與P1～P3應(yīng)變相干性分析可得出：P1、P2、P3點與右球頭Fy載荷在15～21 Hz 有較好相干性。

2.2.2 PSD 及RDS 譜

PSD 譜（Power Spectrum Density）即信號的功率譜密度，一定程度上表征了信號的能量在頻域中的分布情況；RDS 譜（Relative Damage Spectrum）即信號的分頻段損傷譜，nCode 軟件中默認(rèn)劃分為5 段：1～2 Hz、2～4 Hz、4～8 Hz、8～16 Hz、16～32 Hz。

如圖3、圖4 所示，其中，μ 為微應(yīng)變功率譜密度，從球頭激勵載荷與副車架失效點應(yīng)變的PSD 和RDS譜看，主要能量頻段集中在8～22 Hz，分布較為集中，相對也不高；從相干性分析、PSD 譜及RDS 譜可看出：每個失效點都對多個方向的激勵輸入有響應(yīng)，很難通過單獨某方向加載復(fù)現(xiàn)失效，需要進(jìn)一步進(jìn)行CAE 仿真疲勞量化分析各個方向載荷的貢獻(xiàn)度。

圖3 球頭Fx/Fy 與P1～P3 點的PSD 譜

圖4 P1～P3 點的RDS 譜

2.2.3 仿真疲勞量化分析

通過在虛擬臺架疲勞分析模型上模擬加載各種加載方案，計算出每種加載方案對失效點造成的損傷值，與所有載荷同時加載的總損傷作對比，確定哪種臺架試驗加載方式更全面合理。

首先，所有載荷同時加載時的損傷，如圖5 所示。然后分別計算Fx載荷單獨加載時P1～P3點的損傷，F(xiàn)y載荷單獨加載時P1～P3點的損傷，F(xiàn)x、Fy載荷同時加載時P1～P3點的損傷，并進(jìn)行對比，如表2 所示。綜上分析：采用左右球頭Fx、Fy同時加載的方案，對幾個失效點都有較好的復(fù)現(xiàn)結(jié)果。

圖5 PG 總損傷云圖

表2 不同加載形式損傷對比圖

2.3 載荷編輯

確定具體的加載方案后，為加速驗證過程，應(yīng)用合理的載荷譜加速編輯方法，在保證損傷等指標(biāo)盡量與原始信號接近的條件下，刪除信號中對損傷貢獻(xiàn)不大的載荷循環(huán)以縮短試驗時間。載荷譜包含幅值、頻率、加載次序和多通道相位等特征信息，這些因素都在一定程度上影響零件的疲勞壽命，加速編輯即對這些特征進(jìn)行取舍變動。圖6 為加速編輯方法分析流程。

圖6 加速編輯方法分析流程

常見的載荷譜加速編輯方法[3]有：增大幅值法、峰谷抽取法、塊譜加載法、增大頻率法、時域損傷編輯法等。增大幅值法依賴于真實材料S-N 曲線的選取，幅值的增大系數(shù)很難確定；增大頻率法對臺架設(shè)備極限工作頻率、工裝模態(tài)等要求極高，故不宜選取這2 種方法；同時本次研究確定的臺架加載方案為左右球頭Fx、Fy同時加載，這種加載形式多軸耦合且多通道之間不成比例，無法合并，故塊譜法在此處亦不適用；而通過對副車架失效點應(yīng)變的PSD 和RDS 譜的分析，損傷能量集中頻段較集中，相對不高，故最終選取加速效果更佳的多通道峰谷值抽取法加速編輯原始載荷譜，如圖6所示。

峰谷抽取法通過抽取原始載荷譜中連續(xù)的峰值和谷值構(gòu)成載荷循環(huán)，而刪除中間過渡的數(shù)值點，從而減少加載時間，如圖7 所示。

圖7 峰谷值抽取流程

這種方法只保留載荷峰谷值，減小載荷的數(shù)據(jù)量，僅包含幅值和加載次序，而忽略了頻率，甚至在某些多軸試驗中采用單通道峰谷值抽取還會忽略多通道之間相位關(guān)系，只適用于造成損傷的關(guān)鍵因素是載荷幅值而不是頻率的情況。

單循環(huán)原始載荷譜約2 120 s，利用峰谷值抽取法加速編輯完成的加速譜約515 s，單循環(huán)縮短時間約4倍。

3 臺架驗證

3.1 臺架搭建

確定具體的加載方案后，為實現(xiàn)副車架四通道同時加載且保證試驗迭代精度，采用雙臂曲柄換向座和輕量化的長連桿，一方面能夠?qū)崿F(xiàn)多自由度之間的最大化解耦，減小動態(tài)慣量，保證響應(yīng)頻率；另一方面能夠緊湊臺架空間，如圖8 所示。

圖8 四通道耐久試驗臺

3.2 道路模擬精度

在四通道耐久試驗臺架上運用道路模擬試驗技術(shù)復(fù)現(xiàn)加速載荷譜，多通道平均RMS 值在10%以下，時域波形及偽損傷整體復(fù)現(xiàn)效果均較好，如圖9 所示。

圖9 時域波形圖

3.3 循環(huán)數(shù)損傷等效補償

由于選擇只在球頭處加載Fx和Fy載荷的試驗方案，忽略其他接口點載荷，會丟失一部分損傷；此外在迭代過程中由于迭代精度的關(guān)系，也存在一定的損傷丟失，故需要在標(biāo)準(zhǔn)耐久試驗循環(huán)數(shù)的基礎(chǔ)上進(jìn)行損傷等效補償。

從原始載荷到Fx、Fy載荷，再到迭代反饋載荷之間的損傷復(fù)現(xiàn)百分比，分別如表3、表4 所示。

表3 原始載荷到Fx、Fy 載荷的損傷復(fù)現(xiàn)比

表4 Fx、Fy 載荷到反饋載荷的損傷復(fù)現(xiàn)比

在本案例中，損傷補償系數(shù)=1/ (0.79×0.91)≈1.39，即加速譜耐久循環(huán)數(shù)=原始譜耐久循環(huán)數(shù)×1.39，常規(guī)道路模擬試驗需要15 d，而載荷經(jīng)過加速編輯后的試驗僅需6 d，極大地提高了試驗效率。

3.4 結(jié)果比對

臺架試驗進(jìn)行至約72%試驗里程時，右懸置支架與縱梁焊接處開裂，繼續(xù)試驗至約76%時，右擺臂加強板與縱梁焊接處開裂，如圖10 所示，失效位置及開裂模式與試驗場失效基本吻合，總體復(fù)現(xiàn)效果較好。

圖10 右懸置支架與縱梁焊接處開裂、右擺臂加強板與縱梁焊接處開裂

4 結(jié)論

本文提出了一種副車架疲勞耐久分析及加速試驗方法，在實際運用中取得了預(yù)期的試驗效果，對復(fù)雜受力的零部件或子系統(tǒng)失效模式分析驗證有很好的借鑒意義。

1）通過相干性分析、頻譜分析、疲勞仿真量化分析等手段，在虛擬臺架疲勞分析模型加載預(yù)設(shè)計的不同加載方式，對比其疲勞損傷保留度以確定試驗方案，這種方式相對以物理臺架去摸索，更為高效快速，有利于產(chǎn)品的設(shè)計優(yōu)化和后期驗證。

2）本文也采用峰谷值抽取法加速編輯后的加速譜作為目標(biāo)載荷，開展了臺架耐久試驗，試驗結(jié)果與試驗場結(jié)果一致，證實了該載荷譜編輯方法的有效性，可大幅縮短后續(xù)改進(jìn)和物理驗證的時間。