某乘用車懸架控制臂早期斷裂原因分析及改進(jìn)

官勇健 尹輝俊 李鵬宇 張婷婷 曹稚英

摘 要：針對(duì)某乘用車副車架在疲勞臺(tái)架試驗(yàn)中控制臂早期斷裂問題，采用有限元法對(duì)控制臂進(jìn)行靜力分析且找出了結(jié)構(gòu)薄弱位置，利用應(yīng)力應(yīng)變電測試驗(yàn)驗(yàn)證了控制臂有限元模型的正確性.從焊接結(jié)構(gòu)出發(fā)，分析了控制臂早期斷裂的原因，并以此為依據(jù)提出了一種改進(jìn)方案.根據(jù)改進(jìn)方案試制控制臂樣件并對(duì)其進(jìn)行電測試驗(yàn)，結(jié)果表明：改進(jìn)后控制臂焊接接頭局部應(yīng)力下降明顯；通過疲勞臺(tái)架試驗(yàn)證明，改進(jìn)方案解決了控制臂早期斷裂問題.

關(guān)鍵詞：控制臂；電測試驗(yàn)；應(yīng)力集中；焊接接頭；疲勞臺(tái)架試驗(yàn)

中圖分類號(hào)：U463.1 DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2018.03.009

0 引言

隨著汽車行業(yè)的快速發(fā)展，車輛的行駛速度越來越高，對(duì)整車的操縱穩(wěn)定性與行駛平順性有了更高的要求，因此汽車懸架系統(tǒng)變得至關(guān)重要[1-2].懸架系統(tǒng)作為汽車的重要組成部分，其主要功能是傳遞作用于車架與車輪之間的力和力矩，并且緩沖由不平路面帶來的沖擊及振動(dòng)，確保汽車行駛平順性和乘坐舒適性[2].控制臂作為汽車懸架系統(tǒng)的重要組成部分，有效地支撐著車輪帶來的各個(gè)方向的力并且承載著車身帶來的各向外力[3]，其強(qiáng)度和剛度特性直接影響著懸架系統(tǒng)的綜合性能，所以控制臂對(duì)整車行駛平順性及穩(wěn)定性有著極其重要的作用.車輛在道路行駛過程中，由于受到來自不平路面的激勵(lì)作用，汽車底盤部件承受著復(fù)雜的交變載荷，在應(yīng)力集中最大位置極易發(fā)生局部塑性變形.隨著循環(huán)載荷次數(shù)的增加，逐步產(chǎn)生裂紋、裂紋繼續(xù)擴(kuò)展并最終導(dǎo)致控制臂的疲勞斷裂[4].因此，在汽車開發(fā)初期對(duì)汽車底盤部件進(jìn)行疲勞臺(tái)架試驗(yàn)變得尤為重要.

某乘用車副車架在縱向疲勞耐久性試驗(yàn)時(shí)，控制臂焊縫邊緣過渡處出現(xiàn)早期斷裂現(xiàn)象未達(dá)到設(shè)計(jì)要求，控制臂斷裂位置如圖1所示.為解決這一問題，首先，對(duì)問題控制臂進(jìn)行有限元分析，找出了控制臂薄弱位置；然后，對(duì)問題控制臂進(jìn)行電測試驗(yàn)，驗(yàn)證了控制臂有限元模型的準(zhǔn)確性；接著，從焊接結(jié)構(gòu)出發(fā)，分析控制臂斷裂原因，并提出一種改進(jìn)方案，改善焊接接頭位置的應(yīng)力分布情況；最后通過疲勞臺(tái)架試驗(yàn)證明，改進(jìn)后控制臂焊縫邊緣過渡處不再出現(xiàn)早期斷裂問題.

1 有限元分析

該控制臂的結(jié)構(gòu)由五部分組成，分別為臂體、加強(qiáng)板、水平襯套、垂向襯套和球鉸，控制臂結(jié)構(gòu)如圖2所示.

1.1 有限元模型建立

此控制臂為薄板沖壓焊接結(jié)構(gòu)，故在有限元分析過程中以殼單元[5]對(duì)其進(jìn)行建模.采用剛性單元通過對(duì)自由度的限制來模擬控制臂和副車架襯套及球鉸處的連接[6]. T型焊接接頭可使用實(shí)體單元或者殼單元進(jìn)行建模.由于采用實(shí)體單元計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中系數(shù)同采用殼單元求解出的結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中系數(shù)非常接近[7]，而采用殼單元建模大大減少了網(wǎng)格數(shù)量，可適用于各種形狀復(fù)雜的焊接接頭建模，故采用殼單元模擬臂體與加強(qiáng)板連接的 T型焊接接頭.其余焊縫采用實(shí)體單元模擬，長度與實(shí)際焊縫長度一致.建立控制臂有限元模型如圖3所示.

1.2 材料屬性

此控制臂材料為SAPH440汽車結(jié)構(gòu)鋼，其出廠狀態(tài)如下：屈服強(qiáng)度為305 MPa，抗拉強(qiáng)度為440 MPa.按照材料的實(shí)際屬性，將控制臂有限元模型的泊松比取為0.3，材料密度為7.8×10-9 t/mm3，楊氏模量取為2.1×105 MPa.不考慮焊接處材料的特性變化，認(rèn)為焊接處的材料屬性與母材的材料屬性相同[8].

1.3 邊界約束及載荷施加

副車架的極限工況為加速工況和制動(dòng)工況，其中加速工況尤為惡劣.根據(jù)某企業(yè)《乘用車前后副車架臺(tái)架疲勞耐久試驗(yàn)規(guī)范》，控制臂在加速工況下縱向拉伸8 000 N.此工況約束副車架與車身安裝點(diǎn)（③、④、⑤、⑥、⑦、⑧、⑨、⑩點(diǎn)）的X、Y、Z三個(gè)方向移動(dòng)自由度[9]，依此工況的受力情況在控制臂球鉸處（①、②點(diǎn)）X負(fù)方向施加8 000 N作用力，螺栓及襯套均以剛性單元模擬，控制臂與副車架有限元模型及邊界條件如圖4所示.

1.4 應(yīng)力分析

利用有限元軟件Hypermesh對(duì)控制臂進(jìn)行前置處理，以O(shè)ptistruct為求解器，對(duì)控制臂進(jìn)行加速工況下的有限元分析，得到應(yīng)力分布云圖如圖5所示.分析應(yīng)力云圖，加強(qiáng)板與臂體焊縫邊緣過渡處應(yīng)力較大，約為230 MPa，離開該位置應(yīng)力急劇減小并趨于穩(wěn)定.

2 應(yīng)力測試

2.1 測試介紹

為驗(yàn)證控制臂有限元模型的正確性，對(duì)控制臂進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變電測試驗(yàn).根據(jù)疲勞臺(tái)架試驗(yàn)中的控制臂斷裂情況，再結(jié)合有限元分析結(jié)果[10]，分別在左右臂體兩側(cè)設(shè)立測點(diǎn)1、測點(diǎn)2，加強(qiáng)板上設(shè)立測點(diǎn)3、測點(diǎn)4，測點(diǎn)分布情況見圖6.使用東華DH3816靜態(tài)應(yīng)變儀進(jìn)行測試，根據(jù)加速工況下的載荷條件，借助疲勞臺(tái)架測試系統(tǒng)對(duì)控制臂縱向施加8 000 N作用力，測試其應(yīng)力值，測試現(xiàn)場如圖7所示.

2.2 測試數(shù)據(jù)處理與分析

控制臂在加速工況下有限元計(jì)算數(shù)據(jù)與電測測試數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見表1.對(duì)比結(jié)果表明，測點(diǎn)1和測點(diǎn)2兩處誤差相對(duì)較大，最大誤差為13.12%.其原因?yàn)椋簻y點(diǎn)1和測點(diǎn)2在模型中的位置為曲面，應(yīng)力梯度變化較大，且模型網(wǎng)格大小統(tǒng)一，以致在曲面上網(wǎng)格稀疏，產(chǎn)生物理離散誤差影響模型計(jì)算精度.根據(jù)經(jīng)驗(yàn)認(rèn)為此計(jì)算模型和分析方法基本可靠.

3 控制臂斷裂分析及結(jié)構(gòu)改進(jìn)

控制臂為沖壓焊接件.由于焊縫形狀與焊縫位置分布不同，在外力作用下，焊接接頭位置應(yīng)力分布不均勻，通常使用應(yīng)力集中來表示應(yīng)力分布不均勻程度.應(yīng)力集中是指接頭局部位置應(yīng)力最大值比平均應(yīng)力值高的現(xiàn)象，常用應(yīng)力集中系數(shù)[11]來表示.

如圖8所示，焊縫被截?cái)喾殖蓛蓷l不連續(xù)焊縫，不連續(xù)處形成 I型槽.在拉伸應(yīng)力作用下，局部會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象.在靠近槽局部區(qū)域，應(yīng)力急劇增加；離開槽邊緣稍遠(yuǎn)處應(yīng)力迅速減小，并趨于均勻.應(yīng)力集中程度的大小，常用理論應(yīng)力集中系數(shù)[ασ][12]表示：

理論應(yīng)力集中系數(shù)反映了應(yīng)力集中的程度，焊接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中現(xiàn)象越為嚴(yán)重，它的數(shù)值就越大，對(duì)焊接結(jié)構(gòu)的影響越大.根據(jù)有限元分析結(jié)果，控制臂臂體與加強(qiáng)板連接的焊縫邊緣過渡處應(yīng)力較大，約為230 MPa.離開焊縫邊緣過渡處應(yīng)力迅速下降趨于平緩，約為170 MPa.由式（1）可知，該處理論應(yīng)力集中系數(shù)較大，應(yīng)力集中現(xiàn)象較為嚴(yán)重.

焊接接頭的基本形式主要分為角接接頭、 T型接頭、對(duì)接接頭和搭接接頭等4種.由于焊縫的形狀不同，接頭的應(yīng)力集中系數(shù)也不相同，對(duì)焊接接頭的疲勞性能影響亦不同.臂體與加強(qiáng)板之間使用 T型接頭連接. T型接頭焊縫向母材過渡較為急劇，接頭在應(yīng)力作用下力線扭曲較大，應(yīng)力分布極不均勻，在焊縫邊緣過渡處易產(chǎn)生很大的應(yīng)力集中[11]，T型接頭焊縫邊緣過渡處疲勞極限相對(duì)較低.

工程實(shí)際中，有些運(yùn)動(dòng)構(gòu)件在工作時(shí)其內(nèi)部的應(yīng)力常常會(huì)隨時(shí)間做周期性變化，這種隨時(shí)間做周期變化的應(yīng)力稱為交變應(yīng)力.實(shí)踐表明，金屬材料在交變應(yīng)力作用下引起的失效與因靜力引起的失效完全不同.交變應(yīng)力引起的失效特征為疲勞極限遠(yuǎn)低于材料靜載荷強(qiáng)度極限或甚至低于屈服極限[13]，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，進(jìn)而產(chǎn)生裂紋最終導(dǎo)致疲勞斷裂.控制臂為汽車底盤零部件，承受著復(fù)雜的交變應(yīng)力，故其疲勞極限相對(duì)較低.

由于零件的疲勞極限降低程度不能直接通過理論應(yīng)力集中系數(shù)進(jìn)行判斷，工程上通常用有效應(yīng)力集中系數(shù)K[σ]來表示疲勞極限真實(shí)降低程度[12]，即：

由式（2）可知：提高缺口試樣疲勞極限可使有效應(yīng)力集中系數(shù)減小，降低應(yīng)力集中程度，進(jìn)而提高工件的疲勞壽命.控制臂為汽車底盤零部件，承受著復(fù)雜的交變應(yīng)力，故其疲勞極限相對(duì)較低.在交變應(yīng)力作用下，T型接頭焊縫邊緣過渡處疲勞極限較低，有效應(yīng)力集中系數(shù)過大，隨著加載次數(shù)的增加進(jìn)而發(fā)生疲勞斷裂現(xiàn)象.

通過以上分析可知：將焊縫1、焊縫2合并并延長成焊縫4，可提高了焊縫的疲勞極限，降低了應(yīng)力集中程度，從而提高控制臂疲勞壽命.控制臂改進(jìn)圖如圖9所示.

4 改進(jìn)方案的驗(yàn)證

4.1 加速工況的靜力分析

按上述材料屬性及邊界條件建立改進(jìn)控制臂有限元模型，對(duì)控制臂進(jìn)行加速工況下的靜力分析，得到應(yīng)力分布云圖如圖10所示.改進(jìn)后的控制臂應(yīng)力分布均勻，應(yīng)力集中現(xiàn)象得到顯著改善.

4.2 應(yīng)力測試

根據(jù)改進(jìn)方案試制樣件，按前述測試方法對(duì)改進(jìn)后的控制臂進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變電測試驗(yàn)，測點(diǎn)布置與改進(jìn)前相同，借助疲勞臺(tái)架系統(tǒng)對(duì)控制臂縱向施加8 000 N作用力.將電測試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，改進(jìn)后的數(shù)據(jù)對(duì)比結(jié)果見表2.由表2可知，加速工況下有限元分析數(shù)據(jù)與電測試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合，最大誤差為12.09%.

4.3 電測數(shù)據(jù)對(duì)比分析與評(píng)價(jià)

根據(jù)表2電測試驗(yàn)數(shù)據(jù)，將控制臂焊接結(jié)構(gòu)改進(jìn)前與改進(jìn)后電測試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見表3.

由表3可知：改進(jìn)控制臂在測點(diǎn)1、測點(diǎn)2處應(yīng)力分別為171.67 MPa、172.48 MPa，相比改進(jìn)前試驗(yàn)值最大降低15.86%；測點(diǎn)3、測點(diǎn)4處應(yīng)力稍有增加，各點(diǎn)應(yīng)力朝著一個(gè)中間值進(jìn)行靠攏，應(yīng)力集中現(xiàn)象得到改善.

4.4 疲勞臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證

疲勞臺(tái)架試驗(yàn)采用雙通道電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)，按某企業(yè)《乘用車前后副車架臺(tái)架疲勞耐久試驗(yàn)規(guī)范》，在左右控制臂球鉸處縱向施加8 000 N交變載荷，以模擬加速和制動(dòng)工況.圖11為疲勞臺(tái)架試驗(yàn)工作圖.根據(jù)某廠家設(shè)計(jì)要求，控制臂在加速工況下正常工作12萬次，不發(fā)生明顯地永久變形或出現(xiàn)裂紋.對(duì)改進(jìn)控制臂進(jìn)行多批次疲勞臺(tái)架試驗(yàn)，改進(jìn)后控制臂未出現(xiàn)早期斷裂問題，進(jìn)一步驗(yàn)證了改進(jìn)方案的可行性.

5 結(jié)論

1）對(duì)問題控制臂進(jìn)行有限元靜力分析，并對(duì)關(guān)鍵點(diǎn)進(jìn)行了應(yīng)力應(yīng)變電測試驗(yàn).試驗(yàn)結(jié)果表明：電測試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元分析數(shù)據(jù)基本吻合，誤差最大為13.12%，驗(yàn)證了控制臂有限元分析的正確性，為后續(xù)控制臂結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供參考.

2）從焊接結(jié)構(gòu)出發(fā)，分析了控制臂早期斷裂原因并提出一種改進(jìn)方案.對(duì)改進(jìn)后控制臂進(jìn)行電測試驗(yàn)，相比改進(jìn)前試驗(yàn)值最大降低15.86%；測點(diǎn)3、測點(diǎn)4處應(yīng)力稍有增加，各點(diǎn)應(yīng)力朝著一個(gè)中間值進(jìn)行靠攏，應(yīng)力集中現(xiàn)象得到改善，為汽車相關(guān)零部件的焊縫結(jié)構(gòu)布置提供了可行的參考方案.

3）采用雙通道電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)，根據(jù)疲勞試驗(yàn)規(guī)范，對(duì)改進(jìn)控制臂進(jìn)行疲勞臺(tái)架試驗(yàn).改進(jìn)方案經(jīng)多批次疲勞臺(tái)架試驗(yàn)證實(shí)，控制臂未出現(xiàn)早期斷裂問題，進(jìn)一步驗(yàn)證了改進(jìn)方案的可行性.

綜上所采用的方法對(duì)解決控制臂早期斷裂問題有較好的實(shí)用價(jià)值，對(duì)其他車型底盤零件結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的提升有一定的指導(dǎo)意義.

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