基于典型工況的汽車后橋殼結構輕量化優化設計

丁曉明　呂俊成　王　偉

上汽通用五菱汽車股份有限公司，柳州，545007

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基于典型工況的汽車后橋殼結構輕量化優化設計

丁曉明呂俊成王偉

上汽通用五菱汽車股份有限公司，柳州，545007

基于典型工況下的后橋連接點載荷，運用慣性釋放的方法對搭配多連桿懸架的后橋殼進行了輕量化設計。分析可知：單側過深坑工況下的后橋殼應力最大；套管厚度和橋包厚度對最大應力有影響，而且隨著兩者厚度的變化，最大應力位置也會轉移。優化后的橋殼比原橋殼減重11.6%，經過疲勞試驗和耐久性路試驗證，未出現耐久性問題，滿足設計要求。

后橋殼；典型工況；結構分析；輕量化設計；優化

0　引言

后橋殼作為后橋總成中的關鍵部件，既是承載部件也是傳力部件，設計要求很高。目前，國內驅動橋殼多是基于傳統經驗方法設計的，設計的橋殼結構笨重。據估算，如果車輛減輕100 kg的質量，每百千米耗油就會減少0.5 L，每千米二氧化碳的排放也會減少12 g[1]。另一方面，根據行業經驗，減少1 kg 的簧下質量的效果可以等同于減輕 15 kg 的簧上質量[2]。因此，橋殼的輕量化設計意義重大。

近年，隨著CAE技術的快速發展，利用CAE技術對橋殼設計以及輕量化等的優化分析日益廣泛。王連東等[3]針對中型卡車橋殼的脹壓成形，提出了預成形管坯的設計準則，并進行了試驗驗證。庹前進[4]針對載重車驅動橋殼，將橋殼沿軸向分成多個區域并以區域厚度為設計變量，采用ANSYS WORKBENCH對橋殼進行尺寸優化，在橋殼性能滿足要求的條件下，減小了橋殼20.23%的體積。劉為等[5]通過ANSYS軟件對汽車驅動橋殼進行有限元分析和優化，并采用目標驅動方法對橋殼進行輕量化設計，優化后的橋殼滿足橋殼疲勞臺架試驗要求。張和平等[6]對微型汽車驅動橋殼的疲勞壽命進行了預測，考慮橋殼焊縫部位對橋殼整體的影響，對焊縫賦予對應的S-N曲線(應力-載荷曲線)，通過臺架試驗驗證了計算結果的準確性。

針對配有鋼板彈簧懸掛的后橋總成結構設計分析與優化已經比較完善，而對配備多連桿懸架的后橋殼優化設計鮮有報道。筆者以某后驅MPV后橋殼為例，通過建立基于真實路況的典型工況，并提取在典型工況下后橋殼所受載荷(忽略驅動力對橋殼的影響)，通過慣性釋放的方法計算后橋殼的應力響應和位移特性，并在此基礎上對橋殼進行輕量化設計。

1　典型工況及各工況下載荷的提取

1.1典型工況

汽車在行駛過程中承受著各種路面的激勵。為了計算汽車底盤件的強度，將其復雜的受力簡化成典型工況下的受力。不同的典型路面(柏油路、石板路、鵝卵石路、方坑路、彎曲路等)上，輪胎所受外力的形式各不相同。車輛在彎曲路面行駛時，除了垂向力之外，還主要受側向力的影響；在凹凸不平的鵝卵石路、方坑路等路面行駛時，輪胎主要受垂向力的影響。經過簡化和計算，本文提取3個典型工況——后向制動工況(后向制動)、向左極限轉彎工況(極限轉彎)、單側(左側)過深坑工況(單側過坑)，模擬車輛在滿載的條件下，汽車出現后向制動和極限轉彎情況，以及輪胎過深坑同時受到整車Z向、X向的沖擊三種情況下的受載。3個典型工況下多體動力學模型中輪胎接地處受力見表1、表2，表中，FX、FY、FZ分別為整車X、Y、Z三個方向的力。X軸平行于地面指向車輛后方，Z軸通過汽車質心指向上方，Y軸由駕駛員指向副駕駛方向為正。

表1　各典型工況下前輪胎接地處受力　N

表2　各典型工況下后輪胎接地處受力　N

1.2整車多體動力學模型的建立及驗證

依據廠商提供的樣車相關數據，如襯套數據、輪胎特性、減振器特性參數等，以及CAD模型，在ADAMS軟件中建立由前后懸架、前后輪胎子系統等各個子系統組成的多體動力學模型，如圖1所示。

圖1　整車多體動力學模型

為了驗證多體動力學模型的準確性，根據國家標準關于汽車操縱穩定性與平順性試驗的規定，利用多體動力學仿真模型對其中的多項試驗進行仿真，將仿真結果和樣車K&C試驗測試數據對標。反復調試后，仿真模型誤差在可接受范圍之內。限于篇幅，截取如下部分K&C對標項目。

前后懸架在設計載荷下，將平行輪跳實驗、反向輪跳實驗的實驗結果和仿真結果進行對比。圖2、圖3所示分別為前懸架平行輪跳和反向輪跳左側垂向力變化曲線，圖4、圖5所示分別為后懸架平行輪跳和反向輪跳左側垂向力變化曲線。

圖2　前懸架平行輪跳垂向力變化曲線

圖3　前懸架反向輪跳垂向力變化曲線

圖4　后懸架平行輪跳垂向力變化曲線

圖5　后懸架反向輪跳垂向力變化曲線

由圖2～圖5可知，由多體動力學模型得到的仿真曲線與試驗曲線重合度高，表明多體動力學模型具有很高的精度。

1.3典型工況下載荷提取

將各個工況的簧上質量乘以相應動載系數來確定輪胎接地處的載荷。簧上質量指彈性元件(包括彈簧和減振筒)所承載的質量，主要包括底盤骨架及其他所有彈性部件所承載的質量。動載系數由相應工況的極限載荷確定，極限轉彎工況采用在簧上質量重心處施加整車Y向1.2g慣性載荷的方法模擬，過坑工況采用在簧上質量重心處施加整車Z向3g慣性載荷的方法模擬。將各典型工況下輪胎接地處的載荷，輸入到修正和對標過的整車多體動力學模型，通過求解得到各典型工況下后橋連接點的載荷。將此載荷作為后橋分析的邊界載荷，用于求解典型工況下后橋的應力分布和變形特性。通過求解，得到單側過坑工況下后橋連接點載荷(載荷方向參考整車方向)，見表3。其他典型工況下后橋殼邊界載荷通過輸入不同的輪胎接地載荷輸入進行計算同樣可以獲得。

表3　單側過坑工況下橋殼連接點載荷

2　結構分析

2.1慣性釋放方法

汽車在各種路面上行駛時，后橋部件的運動變形是由較大的剛體運動和自身較小的彈性變形疊加形成的，后橋結構相當于無約束系統。有限元靜力學分析模型中，如果有剛性位移，若不施加約束則會引起計算過程中模型剛度矩陣的奇異，導致無法求解。慣性釋放方法是有效的解決方法，用于無約束結構的靜態計算或模態分析，其基本理論為：當無約束結構承受外力時，系統使結構在運動方向產生一個剛體加速度，即結構各點質量將在其運動方向產生相反的慣性力，施加在系統上的慣性力與外力構成平衡從而使系統處于無約束靜態平衡狀態[7]。

運用慣性釋放方法計算取得較高計算精度的必要條件是所受動載荷激勵頻率遠低于結構固有模態頻率[8]。汽車在不平路面上行駛時，路面傳給汽車車輪的激勵頻率主要集中在0～50Hz的范圍內。經過計算，原后橋殼前4階固有模態值如表4所示。由表4可知，第一階固有模態值為136.3Hz，遠大于路面激勵頻率;提取后橋殼與擺臂等結構的連接點的載荷，運用慣性釋放方法計算后橋殼的靜態應力應變響應是合理的。

表4　后橋殼前4階固有模態計算結果

2.2典型工況下后橋殼應力應變分析結果

建立計算應力和位移的后橋殼有限元模型，在不影響計算準確度的前提下，對實際后橋殼總成進行簡化，劃分有限元網格，輸入結構參數、材料屬性參數。橋包、套管厚度分別為5.0mm和5.5mm，材料均為SPAH440，彈性模量E、泊松比υ等參數的取值見表5。其他部件如擺臂支座等，同樣按照實際材料、結構等信息輸入相應的彈性模量、厚度等參數。

表5　橋包、套管材料相關參數

由多體動力學模型提取典型工況下后橋殼所受到的力，通過MSC.NASTRAN軟件計算得到各個典型工況下的應力分布云圖與位移分布云圖，并統計得到各個工況下的最大應力值和最大位移值，見表6。

表6　典型工況下橋殼最大應力值和最大位移

根據計算結果，單側過坑工況為3個典型工況中最惡劣的工況，此時，后橋殼取得最大應力215.8MPa，而后橋殼材料屈服極限不低于305MPa，因此可知橋殼最大應力遠小于材料的屈服極限。圖6為單側過深坑工況下的應力分布云圖。由圖6可知，最大應力位于套管上下擺臂支座之間的區域。圖7為單側過坑工況下放大20倍的位移云圖。由圖7可知，此工況下后橋殼的變形主要為垂向彎曲變形。

圖6　單側過深坑工況下應力分布云圖

圖7　單側過深坑工況下位移分布云圖

綜上所述，即使在最惡劣工況下，后橋殼最大應力仍明顯低于材料理論屈服極限。因此，為了最大化提升材料的利用率，降低材料消耗，有必要對后橋殼進行輕量化設計。

3　輕量化優化設計

文中所選取的后橋殼套管厚度為5.5mm，橋包厚度為5mm，滿足國家汽車行業標準中驅動橋橋殼垂直彎曲疲勞試驗要求，同時也符合企業嚴格的強化耐久性路試要求。

3.1靈敏度分析

根據前面的分析可知，橋殼在后向制動和極限轉彎工況下產生的變形和應力較小，在單側過深坑工況下變形和應力最大。下面將計算討論單側過深坑工況下厚度對橋殼最大應力的影響。

后橋殼套管厚度t、橋包厚度h的初始值分別為5.5mm和5mm，結合橋殼設計經驗、鋼板的加工工藝以及材料規格等因素，對后橋殼套管厚度取4.0mm、4.5mm、5.0mm、5.5mm、6.0mm、6.5mm幾種規格，橋包厚度則選取3.5mm、4.0mm、4.5mm、5.0mm、5.5mm幾種規格。在單側過深坑工況下，計算不同套管厚度t和橋包厚度h下橋殼的最大應力。得到橋殼最大應力隨套管厚度波動的變化圖(圖8)。

圖8　橋殼的最大應力隨套管厚度波動的變化圖

根據計算結果，橋殼最大應力隨著套管厚度T增大而減小，這與理論以及設計經驗相符。橋包厚度h=3.5mm時，橋殼最大應力隨著套管厚度t下降的速度最慢。圖9為h=3.5mm，t=4.0mm條件下的橋殼應力分布云圖，此時的最大應力出現在上下擺臂支座之間，最大應力值為290.7MPa。當套管厚度h由4.0mm增大到5.0mm時，最大應力降低為255.2MPa，但最大應力位置發生變化，出現在橋包和套管的焊接附近位置，如圖10所示。隨著套管厚度t的繼續增大，最大應力值變化平緩，其位置沒有變化，在焊接附近位置。

圖9　橋殼應力分布云圖(h=3.5 mm,t=4.0 mm)

圖10　橋殼應力分布云圖(h=3.5 mm,t=5.0 mm)

計算結果顯示，橋包厚度h=4.0mm時，同樣隨著套管厚度t的增大，最大應力位置由上下擺臂之間區域變為橋包和套管焊接附近位置。橋包厚度h分別取4.5mm、5.0mm、5.5mm時，套管厚度在4.0mm到6.5mm范圍內時，最大應力位置不發生改變，位于套管在上下擺臂支座之間的區域。受橋殼中間部分的橋包的幾何形式和結構尺寸影響，同樣厚度情況下，橋包的彎曲剛度、扭轉剛度均大于套管的彎曲剛度與扭轉剛度。在橋包厚度一定的條件下，同樣的載荷下，套管厚度的改變可以使橋殼不同區域的剛度發生變化。所以，在橋包厚度h一定的條件下，隨著套管厚度t的變化，出現最大應力位置轉移的現象。

圖11　橋殼的最大應力隨橋包厚度波動的變化

圖11顯示了最大應力隨橋包厚度h改變的變化趨勢。總體來說，最大應力的降低速率隨著橋包厚度增大趨于平緩。在套管厚度分別取4.0mm、4.5mm時，最大應力幾乎不會隨著橋包厚度變化而改變。此時，最大應力位置也沒有發生變化，位于套管上下擺臂之間的區域。 在套管厚度t分別取5.0mm、5.5mm、6.0mm、6.5mm的條件下，橋殼最大應力隨著橋包厚度h的增大呈現下降趨勢。橋包厚度h在給定的取值范圍內增大的過程中，最大應力位置由初始的橋包與套管焊接處附近位置變為套管上下擺臂之間的區域，此后橋包厚度繼續增大，最大應力幾乎不再減小，變化率小于1%。

綜上分析可知，不同的橋包厚度對套管厚度變化的敏感程度不同，越薄的橋包越不敏感，同時，套管厚度存在某一個臨界值，在此厚度下，不同厚度的橋包應力變化很小。同樣地，不同的套管厚度對橋包厚度變化的敏感程度也不同，越薄的套管越不敏感，同時，橋包厚度存在某一個臨界值，在此厚度下不同厚度的套管應力變化很小。

3.2輕量化優化設計

基于套管厚度t和橋包厚度h對橋殼最大應力影響分析，針對橋殼進行輕量化設計。

惡劣工況——單側過坑工況下，套管厚度t和橋包厚度h的變化可引起最大應力位置發生轉移，出現在橋包與套管的焊縫位置。這就對焊接質量的穩定性提出了比較高的要求。另一方面，焊縫區域一般存在較大的殘余應力以及較大的應力梯度。因此在橋殼設計時，應避免惡劣工況下最大應力或者明顯的應力集中現象出現在焊縫附近區域。

由上述套管厚度t和橋包厚度h對橋殼最大應力影響討論可知，當橋包厚度h在給定的取值范圍內大于4.5mm時，最大應力值隨套管厚度t的變化曲線幾乎重疊。表明在橋包厚度h≥4.5mm時，橋殼h的變化對最大應力值沒有影響。根據企業關于橋殼設計準則，推薦該工況下安全系數1.2，即σmax<0.83σs，σs為材料的屈服極限，橋殼材料為SAPH440，其屈服極限為305MPa，所以，橋殼在惡劣工況下最大應力不應大于254MPa。在可能的取值范圍內，當h=3.5mm且t≤5.0mm時，最大應力值偏大，而t>5.0mm時，最大應力位置出現在焊縫附近區域，因此綜合考慮取橋包厚度h=4.0mm，套管厚度t取5.0mm。

最終，經過輕量化分析，橋殼套管厚度定為5.0mm，橋包厚度定為4.0mm。對比橋殼原狀態，套管厚度為5.5mm，橋包厚度為5.0mm，橋殼質量減小1.9kg，綜合降低比率達11.6%。

4　試驗驗證

為驗證經輕量化設計的橋殼滿足汽車行駛要求，針對橋殼進行垂直彎曲疲勞試驗和企業耐久性強化道路試驗。通過試制獲取5個橋殼試驗樣件，編號分別為1～5。其中，1號～3號試樣用于垂直彎曲疲勞試驗，4號、5號試樣用于耐久性強化道路試驗。

4.1垂直彎曲疲勞試驗

根據國家汽車行業標準QC/T533-1999《汽車驅動橋臺架試驗方法》對垂直彎曲疲勞試驗的要求，結合企業橋殼垂直彎曲疲勞試驗的相關要求，對橋殼進行疲勞試驗。橋殼臺架試驗加載周期性正弦載荷，最大載荷為14.5kN，最小載荷為1.7kN，加載頻率為3Hz。試驗中記錄疲勞循環壽命和橋殼損壞情況。橋殼垂直彎曲疲勞臺架試驗結果見表7。根據疲勞試驗結果可知，1號試樣在經歷112.3萬次循環后出現損壞，2號試樣損壞前的壽命也達到了107.8萬次，而3號試樣在經歷高達120.5萬次循環之后，仍未損壞，從節約試驗投入的角度，停止疲勞試驗，可認為3號試樣真實疲勞壽命大于120.5萬次。因此，經過輕量化設計的橋殼計算得到平均疲勞壽命不低于113萬次，滿足國家汽車行業標準QC/T534-1999《汽車驅動橋臺架試驗評價指標》中關于橋殼垂直彎曲疲勞試驗壽命不小于80萬次的要求。

表7　輕量化橋殼垂直彎曲疲勞臺架試驗結果

4.2樣車耐久性強化路試驗證

經過輕量化設計的后橋殼不但要滿足國家汽車行業針對橋殼的相關標準，也要滿足企業的耐久性路試對橋殼的要求。耐久性路試試驗里程為4×107m，其中包含約2.6×107m的壞路可靠性強化試驗。可靠性試驗壞路主要由凸塊路、方坑、石板路、條石路、柏油路、鵝卵石路、魚鱗坑、圓形坑、過鐵軌、上坡、下坡、波形路、石塊路(比利時路)、搓板路等組成。4號、5號試樣裝車后在海南瓊海路試場進行強化路試。樣車承載參數如表8所示。樣車試驗道路及里程數據如表9所示。

表8　路試樣車承載參數　kg

表9　路試樣車試驗里程數　km

裝有4號、5號的樣車在輕載條件完成60%的壞路可靠性路試，在重載條件下完成40%的壞路可靠性路試，壞路路試里程為25 920km，試驗樣車最終完成40 200km整車可靠性道路試驗，后橋殼沒有發生開裂，結構強度滿足設計要求。

5　結語

基于典型工況下不同厚度的橋包和套管強度分析，發現兩者厚度變化不僅對最大應力產生影響，而且對最大應力出現的位置也有著重要的影響，其不合理的取值會使最大應力位置出現在套管和橋包焊接位置。

根據靈敏度分析結果，并結合等剛度設計原理，對后橋殼進行了輕量化設計。最終選取的橋殼套管厚度為5.0mm，橋包厚度為4.0mm，較原來減重達11.6%。優化后的橋殼經垂直彎曲疲勞試驗和企業耐久性路試驗證，未出現失效現象，滿足設計要求。

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(編輯張洋)

Light Weight Design of Automobile Rear Axle Housing Based on Typical Conditions

Ding XiaomingLü JunchengWang Wei

SAIC-GM-Wuling Automobile Co., Ltd, Liuzhou，Guangxi，545007

Lightweight design was done for the rear axle housing of multi-link rear suspension, based on typical conditions and the method of inertia release. According to the analyses, the maximal stress of the rear axle housing appeared on unilateral pothole condition. It indicated that the thickness of axle shaft sleeve and rear axle housing had an effect on maximal stress value as thickness changed,the maximum stress position would also shift. Finally, the optimized rear axle housing weight loss is of 11.6% compared to the original one, and no durability problems after fatigue tests and durability tests, the optimized rear axle housing can meet the design requirements.

rear axle housing； typical condition； structure analysis； light weight design； optimization

丁曉明，男，1979年生。上汽通用五菱汽車股份有限公司技術中心工程師。呂俊成，男，1978年生。上汽通用五菱汽車股份有限公司技術中心高級工程師。王偉，男，1985年生。上汽通用五菱汽車股份有限公司技術中心工程師。

2015-09-17

U463

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.08.010