扭力梁后橋襯套壓裝過程仿真及其工藝改進

齊軍， 盛云

(1.上海匯眾汽車制造有限公司， 上海 200122；2.上海汽車底盤電子化及輕量化工程技術(shù)研究中心， 上海 200122)

0 引 言

襯套和套筒靠過盈配合連接，且要求襯套能在任何使用工況下都始終保持在套筒內(nèi)，否則不能實現(xiàn)傳遞載荷和隔絕振動的功能，并會導(dǎo)致異響或NVH和操控性能下降等問題。襯套始終保持在套筒內(nèi)，轉(zhuǎn)化到工程要求即為襯套的壓出力須滿足一定要求。[1]壓入力的大小直接影響套筒和襯套的物理狀態(tài)，從而影響壓出力的大小。壓入力過大，受限于壓機能力，襯套可能壓入不完全或襯套外壁塑性變形過大，影響襯套的剛度和阻尼特性；壓入力過小，襯套與套筒連接的可靠性減弱，使襯套吸收沖擊、減小振動的效果變差，而且容易出現(xiàn)脫離失效。因此，襯套的壓裝雖然看起來是一個很簡單的動作，但其可靠性對底盤系統(tǒng)乃至整車的各項性能均有重要影響。

襯套壓裝過程一般通過壓力-位移曲線監(jiān)控[2]。在某扭力梁后橋襯套裝配過程中，出現(xiàn)壓入過程壓機負載較大、后半程曲線抖動嚴重的現(xiàn)象，且伴有“吱吱”異響，襯套無法壓裝到位。本文采用有限元法對此問題進行剖析，確定解決方案。

1 襯套壓裝工藝及存在的問題

該扭力梁后橋襯套壓裝設(shè)備與布置見圖1。壓機采用臥式壓機，左、右兩側(cè)襯套同時上料、同步壓入。實測壓入力-位移曲線見圖2，在壓入約50 mm后壓入力出現(xiàn)劇烈抖動，此時壓機已處于不穩(wěn)定工作狀態(tài)，接近壓機的工作極限100 kN，該襯套仍無法完全壓入。

圖1 襯套壓裝設(shè)備與布置

圖2 實測壓入力-位移曲線

抽取同批次的20件套管與襯套進行尺寸檢測并分析壓入力。套管內(nèi)徑尺寸為79.51～79.70 mm，襯套外徑尺寸為80.22～80.44 mm，換算過盈量為0.52～0.93 mm，而設(shè)計過盈量為0.3～0.7 mm，換算過盈量存在高于配合的情況。為分析過盈量及其他因素對壓入力和壓出力(統(tǒng)稱壓裝力)的影響，結(jié)合有限元法，建立襯套壓裝過程仿真模型。

2 襯套壓裝有限元建模

有限元法常用于分析過盈裝配過程，計算可得到壓入力-位移曲線，幫助確定合理的過盈壓裝方案[3-5]。

套筒設(shè)計內(nèi)徑80.0 mm，公差-0.4～-0.2 mm，襯套外壁設(shè)計外徑80.2 mm，公差-0.1～0.1 mm，建立套筒和襯套三維數(shù)值模型，并在Altair HyperMesh軟件中使用六面體單元劃分網(wǎng)格，單元尺寸為2.0～3.0 mm，得到離散化網(wǎng)格模型，單元總數(shù)30 670個，節(jié)點總數(shù)41 867個，有限元模型見圖3。

圖3 襯套壓裝有限元模型

在襯套頂端和套筒底端的端面圓心處分別建立硬點并將其標記為硬點1和2；壓裝過程中設(shè)置套筒始終保持靜止，移動襯套完成壓入或者壓出動作。在套筒底端和襯套外壁頂端建立RBE2剛性連接，模擬載荷施加的連接關(guān)系。

襯套壓裝過程分為壓入過程和壓出過程。設(shè)置襯套端面硬點1(襯套上端面的圓心)沿襯套軸向的強制位移，位移值由襯套壓裝的行程和初始襯套與套筒的間隙決定，約束硬點1其余5個方向的自由度。套筒底端的硬點2邊界條件為約束6個方向的自由度。壓入、壓出過程的區(qū)別僅在于壓裝強制位移值的不同。

套筒材料為鋼20+N，其屈服強度為357 MPa，抗拉強度為507 MPa；襯套外壁鋼為DC04，其屈服強度為115 MPa，抗拉強度為263 MPa；摩擦系數(shù)設(shè)為0.3[6]。對壓裝有限元模型進行仿真試算，發(fā)現(xiàn)在0.3 mm過盈量下最大壓入力為29.6 kN，在0.7 mm過盈量下最大壓入力為16.5 kN。這與實際不符，原因可能是：一方面，材料參數(shù)對仿真有重要影響，是導(dǎo)致仿真壓入力過低的主要原因；另一方面，當過盈量過大時，由于DC04鋼材料屈服強度較低，塑性變形過大，壓入力反而降低。

襯套外壁的加工工藝為沖壓成型，考慮沖壓硬化對材料性能的影響。對襯套外壁取樣，實測得到其屈服強度為463 MPa，抗拉強度為497 MPa，其與鋼DC04原材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比見圖4。

圖4 襯套外壁實物與原材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比

采用實物取樣得到的材料參數(shù)，對0.30 mm過盈量的壓裝仿真模型進行計算，最大壓入力為84.56 kN，與實際較為接近。

3 影響因素分析

過盈量對壓裝有顯著影響，仿真分析時可適當調(diào)寬設(shè)計過盈量范圍，分析是否存在顯著降低壓入力的過盈量區(qū)間。套管通過焊接連接到扭力梁本體，焊接導(dǎo)致的套管變形也可能對壓裝有一定影響。摩擦系數(shù)對壓裝有較顯著的影響，若通過涂油降低摩擦系數(shù)，也可能降低壓入力。

3.1 過盈量的影響

設(shè)定過盈量為0.10、0.15、0.20、0.25、0.30、0.50和0.70 mm，分別建立對應(yīng)的襯套三維有限元模型，摩擦系數(shù)設(shè)為0.3[6]，相關(guān)尺寸參數(shù)和壓裝力計算結(jié)果見表1，壓裝力與過盈量關(guān)系曲線見圖5。

表 1 不同過盈量時壓裝力計算結(jié)果

圖5 壓裝力與過盈量的關(guān)系曲線

由圖5可以看出，當過盈量為0.3～0.7 mm時，壓入力相差很小，只有過盈量低于0.30 mm時壓入力才隨著過盈量的遞減而大幅降低。

3.2 焊接變形的影響

套管通過焊接連接到扭力梁后橋，測量實物發(fā)現(xiàn)，套管焊接前圓度較好，焊接后存在較明顯的焊接變形，導(dǎo)入端呈橢圓狀，徑向直徑相差約0.60 mm，且焊接后套管的平均值較焊接前略有縮小。

為分析焊接變形對襯套壓裝過程的影響，先對套管進行焊接變形仿真。在Sysweld中建立套管焊接變形有限元仿真模型，結(jié)果見圖6。將焊接變形仿真得到的bdf網(wǎng)格文件導(dǎo)入HyperMesh軟件中進行計算，套筒和與之焊接連接的結(jié)構(gòu)仍作為殼單元處理，襯套采用六面體單元。調(diào)整套筒端面的節(jié)點，以保留套筒端面倒角特征，其余接觸面的設(shè)置方法與常規(guī)未考慮焊接變形分析的壓裝仿真一致，可獲得考慮焊接變形的襯套壓裝力仿真結(jié)果。焊接變形對壓裝力-位移曲線的影響見圖7，曲線上半部分為壓入力，下半部分為壓出力，可見壓入與壓出過程形成一條閉合的曲線。

圖6 套管焊接變形有限元仿真模型

圖7 是否考慮焊接變形對壓裝力-位移曲線的影響

不考慮焊接變形時的最大壓入力為84.5 kN、最大壓出力為69.5 kN，考慮焊接變形的最大壓入力為78.5 kN、最大壓出力為67.5 kN：焊接變形使壓入力降低6.0 kN(降幅7%)、壓出力降低2.0 kN(降幅3%)，對壓出力影響相對較小。

3.3 摩擦系數(shù)的影響

綜合考慮過盈量與摩擦系數(shù)的影響，分別選擇0.1和0.5 mm的過盈量，設(shè)置0.10、0.15、0.20、0.25和0.30的摩擦系數(shù)，分析壓裝力的變化，結(jié)果見表2和圖8。

表 2 不同摩擦系數(shù)下壓裝力仿真結(jié)果

圖8 壓裝力與摩擦系數(shù)的關(guān)系曲線

4 解決方案與驗證

綜合上述分析，擬定解決方案并制作樣件：方案一，增大套筒內(nèi)徑、縮小襯套外壁外徑，以降低總體過盈量；方案二，在方案一的基礎(chǔ)上疊加襯套外壁涂油，降低摩擦系數(shù)。在該批次試制樣件中，套管內(nèi)徑平均尺寸為79.80 mm，襯套外徑平均尺寸為80.21 mm，平均過盈量為0.41 mm，較問題樣件的平均過盈量減小0.31 mm。壓裝試驗壓入力實測結(jié)果分別見表3和4。

表 3 方案一襯套樣件壓入力實測結(jié)果

表 4 方案二襯套樣件壓入力實測結(jié)果

從試驗結(jié)果可以看出：方案一使平均壓入力較初始狀態(tài)降低約15 kN；方案二中的涂油又使平均壓入力繼續(xù)下降約9 kN，此時壓入力完全滿足壓機負荷要求，且壓入后沒有出現(xiàn)任何壓裝缺陷。因此，最終采用方案二進行工藝改進。

5 結(jié) 論

針對生產(chǎn)實踐中襯套和套筒裝配出現(xiàn)壓入力過大甚至導(dǎo)致襯套無法完全壓入的問題，理論聯(lián)系實際，開展襯套壓裝過程模擬分析，解決壓裝力過大問題，主要結(jié)論如下：

(1) 材料參數(shù)對襯套壓裝結(jié)果影響極大，仿真前必須了解工藝過程，盡可能從實物上取樣進行材料參數(shù)測試，以確保仿真模型的準確性。

(2) 過盈量0.3 mm是壓裝力變化的轉(zhuǎn)折點，過盈量低于0.3 mm時過盈量對壓裝力有明顯影響，而過盈量高于0.3 mm后壓裝力變化較為平緩。過盈量為襯套與套管尺寸的綜合計算量，0.3 mm這一理論值與實際狀態(tài)可能會有一定偏差。

(3) 摩擦系數(shù)與壓裝力成線性關(guān)系，在襯套外涂油降低摩擦系數(shù)是降低壓裝力的有效方法。

(4) 采用降低過盈量并涂油的方案，試驗驗證壓入力可降低至50.5 kN，有效解決原襯套壓入力過大的問題。