基于底盤系統(tǒng)臺(tái)架驗(yàn)證的副車架結(jié)構(gòu)優(yōu)化

何鑫齡,董遠(yuǎn)明,周文件,葛強(qiáng)強(qiáng),朱飛

吉利汽車研究院(寧波)有限公司，浙江寧波 315000

0 引言

麥弗遜式懸架是常用的前懸架結(jié)構(gòu)形式。從總體結(jié)構(gòu)來(lái)看，靠近輪端，下擺臂將路面載荷傳遞到副車架一端，主要是縱向和側(cè)向力。垂向跳動(dòng)方面，減震器和彈簧總成起到了關(guān)鍵的作用。作為集成懸架各關(guān)鍵部件以及與車身連接的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，副車架的疲勞耐久性能及強(qiáng)度要求尤為關(guān)鍵。從輪端經(jīng)轉(zhuǎn)向節(jié)，下控制臂傳遞至副車架本體的載荷，是整個(gè)副車架在X、Y向受力的主要來(lái)源[1-2]。所以對(duì)于副車架設(shè)計(jì)的有效驗(yàn)證，正確復(fù)現(xiàn)下擺臂傳遞的載荷尤為重要。正確的耐久試驗(yàn)結(jié)果，進(jìn)一步為副車架的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了正確方向，再結(jié)合CAE分析，大大縮短了開發(fā)周期，提高了設(shè)計(jì)效率和開發(fā)質(zhì)量。

1 下控制臂及副車架模型設(shè)置

本文涉及的載荷輸入均為虛擬載荷，是CAE部門通過(guò)多體動(dòng)力學(xué)仿真軟件結(jié)合試驗(yàn)場(chǎng)數(shù)字路面技術(shù)[3]提取的載荷。在整車的虛擬模型內(nèi)，可以在任何有意義的連接點(diǎn)構(gòu)建坐標(biāo)系，提取相應(yīng)位置點(diǎn)整車坐標(biāo)系或者局部坐標(biāo)系的載荷。圖1為所研究的前麥弗遜式懸架模型。副車架帶擺臂的硬點(diǎn)分布見表1，垂向彈性元件參數(shù)設(shè)置見表2，減震器速度性能曲線如圖2所示。

圖1 前麥弗遜式懸架模型

表1 副車架帶擺臂的硬點(diǎn)分布

表2 垂向彈性元件參數(shù)設(shè)置

圖2 前減震器速度性能曲線

下控制臂前后安裝點(diǎn)襯套模型局部坐標(biāo)系分別如圖3和圖4所示。

圖3 下控制臂前安裝點(diǎn)襯套模型局部坐標(biāo)系

圖4 下控制臂后安裝點(diǎn)襯套模型局部坐標(biāo)系

下控制臂連接副車架兩點(diǎn)，其前安裝點(diǎn)襯套X向和Z向靜剛度分別如圖5和圖6所示，后安裝點(diǎn)襯套X向靜剛度(實(shí)心)如圖7所示。

圖5 前安裝點(diǎn)襯套X向靜剛度

圖6 前安裝點(diǎn)襯套Z向靜剛度

圖7 后安裝點(diǎn)襯套X向靜剛度(實(shí)心)

2 下控制臂及其對(duì)副車架的載荷分析

對(duì)下控制臂球頭和下控制臂與副車架連接點(diǎn)，共計(jì)3點(diǎn)處的載荷進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得出其極值及范圍值[4-5]，并對(duì)左右兩側(cè)的載荷用變異系數(shù)校核，結(jié)果見表3。

表3 下控制臂球頭及副車架受力統(tǒng)計(jì)

由表3的目標(biāo)載荷極值統(tǒng)計(jì)分析來(lái)看，副車架本身受力關(guān)聯(lián)的下控制臂前安裝點(diǎn)，X向載荷幅值范圍為5.90～6.30 kN，Y向載荷幅值范圍為45.90～47.90 kN，Z向載荷幅值范圍為4.00 kN左右，此點(diǎn)Y向載荷明顯高于另外兩個(gè)方向，為主要受力方向。下控制臂后安裝點(diǎn)，X向載荷幅值范圍為20.50～23.20 kN，Y向載荷幅值范圍為35.40～39.20 kN，Z向載荷幅值范圍為4.20～5.00 kN，此點(diǎn)X、Y向載荷都較大，Z向較小可以忽略。從力的傳遞路徑、副車架前端、下控制的受力來(lái)看，也呈現(xiàn)了相同的結(jié)果。

根據(jù)以上分析結(jié)果進(jìn)行力傳感器選用及試驗(yàn)設(shè)計(jì)，結(jié)合副車架結(jié)構(gòu)形式來(lái)看，最終確定在下控制臂球頭銷處，測(cè)量來(lái)自輪端的X、Y向載荷，也就是下控制臂傳導(dǎo)至副車架兩個(gè)安裝點(diǎn)載荷的直接來(lái)源。把握住這個(gè)副車架載荷輸入的關(guān)鍵路徑，間接控制下控制臂對(duì)副車架的載荷。另外，下控制臂前安裝點(diǎn)通過(guò)控制臂球頭銷X、Y向載荷計(jì)算得到，可參與迭代。

3 試驗(yàn)方案

3.1 傳感器選用

具體傳感器選用應(yīng)變片組半橋，貼在控制臂球頭銷處X、Y向。標(biāo)定方式參考副車架前點(diǎn)受載情況(載荷Y向/X向約7.98倍)，選擇求解控制臂前點(diǎn)Y向拉壓力與控球頭銷的應(yīng)變橋路響應(yīng)的線性關(guān)系。球頭銷X向標(biāo)定，同理將球頭銷轉(zhuǎn)動(dòng)90°即可。最終球頭銷載荷參與迭代，為最關(guān)鍵重要控制通道。

3.2 系統(tǒng)臺(tái)架試驗(yàn)

執(zhí)行底盤系統(tǒng)臺(tái)架道路模擬試驗(yàn)，整個(gè)前懸系統(tǒng)作為被試對(duì)象。臺(tái)架設(shè)置方面除了以上與副車架相關(guān)的下控制臂通道，其他外部輪端輪心六分力、垂向減震器位移、垂向減震器塔頂力、轉(zhuǎn)向拉桿及穩(wěn)定桿吊桿力也都參與控制。試驗(yàn)設(shè)備為MTS329多軸道路模擬試驗(yàn)機(jī)，可實(shí)現(xiàn)輪心六自由度加載[5]，控制頻率段為0～50 Hz，得到下控制臂球頭點(diǎn)側(cè)向力與設(shè)備驅(qū)動(dòng)側(cè)向力的傳遞函數(shù)如圖8所示。圖中CSD表示輸入與輸出的互功率譜密度，ASD表示輸入的自功率譜密度。

圖8 下控制臂球頭點(diǎn)側(cè)向力與設(shè)備驅(qū)動(dòng)側(cè)向力的傳遞函數(shù)

對(duì)于整個(gè)底盤懸架系統(tǒng)，其耐久試驗(yàn)規(guī)范包含路面共計(jì)24條，制動(dòng)和非制動(dòng)路面均有，下控制臂對(duì)副車架的載荷特點(diǎn)只針對(duì)X、Y向分析。分析各路面的損傷占比情況[6]，結(jié)果見表4。在整個(gè)耐久試驗(yàn)規(guī)范規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)循環(huán)下，對(duì)總體損傷較大的路面，再標(biāo)識(shí)出最大值、最小值以及范圍最大值出現(xiàn)的路面。統(tǒng)計(jì)原則是：著重考慮損傷大于1%和出現(xiàn)極大極小值的工況，總體損傷占比在90%左右。總體來(lái)看，著重保證表4內(nèi)路面的復(fù)現(xiàn)度，極大極小值也都可以覆蓋。

表4 下控制臂球頭及副車架受力損傷占比分析 單位:%

由表4的損傷占比分析數(shù)據(jù)可以看出，下控制臂球頭銷的X向載荷，損傷占比較大的工況主要集中在前進(jìn)制動(dòng)路面;Y向載荷損傷主要集中在障礙路和屋脊鋪磚路，其他幾條較為綜合的高頻路;X、Y向載荷損傷較為均衡。

依據(jù)以上統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)結(jié)果，綜合各通道進(jìn)行過(guò)程控制，以達(dá)到關(guān)鍵內(nèi)部通道的損傷復(fù)現(xiàn)度目標(biāo)在0.8～1.2范圍內(nèi)。

迭代過(guò)程中，針對(duì)損傷占比較大的屋脊鋪磚路和前進(jìn)制動(dòng)路的下控制臂球頭銷X向和Y向載荷通道收斂情況進(jìn)行了深入分析。前進(jìn)制動(dòng)路1下控制臂球頭X向收斂曲線如圖9所示，屋脊鋪磚路下控制臂前點(diǎn)Y向收斂曲線如圖10所示，前進(jìn)制動(dòng)路3下控制臂前點(diǎn)Y向收斂曲線如圖11所示。由圖可以看出，兩通道收斂誤差小于20%，效果較好。

圖9 前進(jìn)制動(dòng)路1下控制臂球頭X向收斂曲線

圖10 屋脊鋪磚路下控制臂前點(diǎn)Y向收斂曲線

圖11 前進(jìn)制動(dòng)路3下控制臂前點(diǎn)Y向收斂曲線

迭代完成后，對(duì)全耐久循環(huán)、臺(tái)架響應(yīng)和目標(biāo)載荷數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，應(yīng)用穿級(jí)計(jì)數(shù)法[7]得出對(duì)比結(jié)果，如圖12至圖14所示。

圖12 左側(cè)下控制臂球頭X/Y向載荷穿級(jí)計(jì)數(shù)

圖13 右側(cè)下控制臂球頭X/Y向載荷穿級(jí)計(jì)數(shù)

圖14 兩側(cè)下控制臂前安裝點(diǎn)穿級(jí)計(jì)數(shù)

對(duì)左、右側(cè)下控制臂和副車架進(jìn)行臺(tái)架響應(yīng)和目標(biāo)載荷對(duì)比，結(jié)果見表5。由表可以看出，左、右側(cè)下控制臂球頭X向的臺(tái)架響應(yīng)和目標(biāo)載荷對(duì)比結(jié)果在0.77～0.81范圍內(nèi)，左、右側(cè)下控制臂球頭Y向的臺(tái)架響應(yīng)和目標(biāo)載荷對(duì)比結(jié)果在1.12～1.10范圍內(nèi)，左、右側(cè)下控制臂前安裝點(diǎn)損傷的臺(tái)架響應(yīng)和目標(biāo)載荷對(duì)比結(jié)果在0.82～0.83范圍內(nèi)，臺(tái)架總體復(fù)現(xiàn)效果、損傷和穿級(jí)結(jié)果均較好。

表5 臺(tái)架響應(yīng)和目標(biāo)載荷偽損傷對(duì)比結(jié)果

4 耐久試驗(yàn)結(jié)果及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

懸架耐久試驗(yàn)結(jié)果，耐久試驗(yàn)運(yùn)行至95.86%時(shí)前副車架右側(cè)懸置點(diǎn)附近焊縫開裂，向副車架下底板邊緣擴(kuò)展，裂紋長(zhǎng)度約30 mm，記作1號(hào)裂紋，如圖15和圖16所示。耐久試驗(yàn)運(yùn)行至96.63% 時(shí)副車架上板立面與下板搭接處，焊縫開裂約14 mm，記作2號(hào)裂紋，如圖17和圖18所示。

圖15 95.86%時(shí) 1號(hào)裂紋位置

圖16 95.86%時(shí) 1號(hào)裂紋局部

圖17 96.63%時(shí) 2號(hào)裂紋位置

圖18 96.63%時(shí) 2號(hào)裂紋局部

1號(hào)裂紋處優(yōu)化前的狀態(tài)如圖19所示。針對(duì)此次試驗(yàn)副車架開裂問(wèn)題，結(jié)合有限元分析[8]對(duì)副車架結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

圖19 1號(hào)裂紋處優(yōu)化前的狀態(tài)

1號(hào)裂紋處焊縫縮短10 mm后的狀態(tài)如圖20所示。將此點(diǎn)焊縫末端減少10 mm，效果非常明顯，損傷從0.247降至0.084，降幅66%。另外，也嘗試了將焊縫延長(zhǎng)12 mm，大幅提升至0.987，升幅300%，效果非常不理想，如圖21所示。由此可見，減少焊縫長(zhǎng)度10 mm方案是可行的。

圖20 1號(hào)裂紋處焊縫縮短10 mm后的狀態(tài)

圖21 1號(hào)裂紋處焊縫末端增加12 mm后狀態(tài)

2號(hào)裂紋處優(yōu)化前的狀態(tài)如圖22所示。對(duì)2號(hào)裂紋處的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，將原來(lái)一整塊上板立面全部與下板搭接處焊接，改為預(yù)留20～30 mm空間，不焊接，釋放此處應(yīng)力，優(yōu)化后的狀態(tài)如圖23所示。從圖中可以看出，損傷從0.250降至0.155，降幅38%，壽命提升明顯。焊縫另一端從0.420降至0.336，降幅20%，壽命提升效果也非常明顯。

圖23 2號(hào)裂紋處優(yōu)化后的狀態(tài)

通過(guò)第二輪同規(guī)范底盤系統(tǒng)臺(tái)架100%耐久試驗(yàn)后，舊狀態(tài)1號(hào)裂紋處，前副車架右側(cè)懸置點(diǎn)附近焊縫完好，未發(fā)現(xiàn)開裂開焊，如圖24所示。舊狀態(tài)2號(hào)裂紋處，副車架上板立面與下板搭接處，也未發(fā)現(xiàn)焊縫開裂等失效情況，副車架結(jié)構(gòu)優(yōu)化效果明顯，如圖25所示。

圖24 前副車架右側(cè)懸置點(diǎn)附近焊縫

圖25 副車架上板立面與下板搭接處焊縫

5 結(jié)論

(1)底盤系統(tǒng)級(jí)別的驗(yàn)證，輪心采用六自由度加載，對(duì)下控制臂傳遞給副車架的載荷復(fù)現(xiàn)效果較好，試驗(yàn)失效模式與CAE分析結(jié)果一致性也較好，充分說(shuō)明了驗(yàn)證的有效性。

(2)根據(jù)系統(tǒng)臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果，采用CAE分析優(yōu)化副車架結(jié)構(gòu)，再次驗(yàn)證后未發(fā)現(xiàn)開裂失效現(xiàn)象，優(yōu)化效果明顯，達(dá)到結(jié)構(gòu)優(yōu)化的目的。