某系列后橋氣室支架更改分析

單春雅,劉青,張勇,陸亞明

(合肥美橋汽車傳動(dòng)及底盤系統(tǒng)有限公司，安徽合肥 230051)

0 引言

汽車后驅(qū)動(dòng)橋上有3個(gè)重要的零部件：墊板、氣室支架和鋼托，其中墊板焊接在橋殼本體上，再與氣室支架螺栓連接，共同組成承載制動(dòng)氣室工作和支撐凸輪軸旋轉(zhuǎn)的結(jié)構(gòu)；而鋼托是整車與后橋的關(guān)鍵連接結(jié)構(gòu)，其可靠性直接影響到整車的行車制動(dòng)安全，主要包括：墊板、鋼托與橋殼本體焊接的可靠性，支架結(jié)構(gòu)承載強(qiáng)度的可靠性，墊板與支架螺栓連接的可靠性。通過(guò)對(duì)現(xiàn)有氣室支架進(jìn)行更改分析，來(lái)優(yōu)化以上3個(gè)方面可靠性，進(jìn)而達(dá)到提高整車安全系數(shù)的目的。

1 現(xiàn)狀描述

該系列后橋總成設(shè)計(jì)，客戶給定了鋼托和氣室位置，在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)墊板與鋼托位置較近，在焊接完鋼托后，焊槍很難伸進(jìn)縫隙去焊接墊板，其分布現(xiàn)狀如圖1所示。

2 問(wèn)題分析和改善

2.1 問(wèn)題分析

鋼托和墊板位置較近，首先影響了焊接的可行性和可靠性[4]，從可行性方面分析，焊接工藝很難實(shí)現(xiàn)，生產(chǎn)效率低且焊接效果不佳；從可靠性方面分析，焊縫較近會(huì)導(dǎo)致焊接應(yīng)力互相疊加，形成較大的應(yīng)力集中[5]，會(huì)影響整橋壽命，一般經(jīng)驗(yàn)要求后橋殼此處焊縫間距不小于30 mm。

圖1 氣室支架和墊板分布現(xiàn)狀

2.2 改善

因主機(jī)限定了鋼托和氣室的位置，現(xiàn)通過(guò)縮短墊板和支架的寬度來(lái)增大鋼托和墊板的距離。

(1)減小支架底面和墊板的寬度，同時(shí)連接支架和墊板的螺栓由4個(gè)改為2個(gè)；

(2)因墊板結(jié)構(gòu)更加精簡(jiǎn)，從原先鑄造生產(chǎn)改為鋼板條料；

(3)優(yōu)化支架結(jié)構(gòu)，局部承載能力增強(qiáng)；

(4)提高螺栓性能等級(jí)，螺栓由M12×1.5(8.8級(jí))改為M14×1.5(10.9級(jí))。

通過(guò)以上措施，鋼托總成與墊板間的焊縫距離可達(dá)到50 mm以上，新舊墊板及周邊件結(jié)構(gòu)如圖2、3所示。

圖2 原墊板及周邊件結(jié)構(gòu)

圖3 新墊板及周邊件結(jié)構(gòu)

3 理論計(jì)算分析

3.1 螺栓連接強(qiáng)度計(jì)算

核算改善后螺栓的強(qiáng)度，受力分析如圖4所示。

由氣室的工作特性曲線可以得出氣室的工作推力F工作=6 150 N，取1.3倍安全系數(shù)后，推力為F=1.3F工作=7 995 N。

F在X方向和Y方向的推力分別為：

Fx=Fsinθ=5 139.09 N；Fz=Fcosθ=6 124.53 N

式中：θ為支架的墊板安裝面與氣室安裝面夾角，取40°；Fx為F在X方向的分力；Fz為F在Z方向的分力。

圖4 螺栓強(qiáng)度分析受力圖

Fz對(duì)中心點(diǎn)O的傾覆力矩：

M1=Fz(b2+c2)0.5=6 124.53×(0.0332+0.062)0.5=419.38 N·m

式中：b為X方向上o與O的距離，取33 mm；c為Y方向上o與O的距離，取60 mm。

X-Y平面上，孔距a在o-O上的投影距離：

a1=a×arctan(c/b)= 85×arctan(0.06/0.033)=

5 201.08 mm

式中：a為螺栓孔距，取85 mm。

在傾覆力矩M1作用下，螺栓最大受力：

式中：對(duì)于此處兩孔螺栓組連接，X-Y面上，o-O的投影下最大螺栓孔距Lmax=li=a1。

Fx對(duì)中心點(diǎn)O的傾覆力矩：

M2=FxH=5 139.09×0.164=842.81 N·m

式中：H為Z方向o與O的距離，取164 mm。

在傾覆力矩M2作用下，螺栓最大受力：

式中：對(duì)于此處兩孔螺栓組連接，最大螺栓孔距Lmax=li=a。

Fx對(duì)中心點(diǎn)O的橫向力矩：

M3=Fxc=5 139.09×0.06=308.35 N·m

在傾覆力矩M3作用下，螺栓最大受力：

式中:對(duì)于此處兩孔螺栓組連接，最大螺栓孔距Lmax=li=a。

螺栓預(yù)緊力矩產(chǎn)生的預(yù)緊力：

F0=Mt/(K1D)=180/(0.014×0.24)=53 571.43 N

式中：由于螺栓為M14×1.5(10.9級(jí))，D為螺栓直徑，取0.014 m；Mt為預(yù)緊力矩，取180 N·m;K1為擰緊力矩系數(shù)，取0.24。

因f(F0-F1-F2)=6 972.06>Ks×F3=4 353.18，故螺栓不受剪切力。

式中：Ks為支架與墊板間的防滑系數(shù)，取1.2；f為結(jié)合面間摩擦因數(shù)，取0.16。

單個(gè)螺栓所受最大拉力：

Fmax=(Fz/2+F1+F2)Kc+F0=57 488.92 N

式中：Kc為螺栓相對(duì)剛度，取0.3。

螺栓危險(xiǎn)截面面積：

S=π[(D-1.082 5P)/2]2=120.24 mm2

式中：P為螺距，取1.5 mm。

螺栓危險(xiǎn)截面應(yīng)力：σ=1.3Fmax/S=621.55 MPa

螺栓許用應(yīng)力：[σ]=σs/K2=900/1.1=818.18 MPa。

式中：K2為螺栓連接安全系數(shù)，取1.1。

故σ<[σ]，則兩螺栓能夠滿足設(shè)計(jì)要求。

3.2 氣室支架CAE分析

支架材料為Q450-10，在8 000 N推力下應(yīng)用有限元分析了支架的最大應(yīng)力和最大位移[3]，結(jié)果表明新狀態(tài)下最大應(yīng)力為259.8 MPa，原狀態(tài)最大應(yīng)力390 MPa，應(yīng)力減少33%(如圖5所示)；新狀態(tài)最大位移為0.551 mm，原狀態(tài)最大位移0.65 mm，變形減少15%(如圖6所示)，故新設(shè)計(jì)更優(yōu)。

圖5 支架在8 000 N推力下的應(yīng)力分析

圖6 支架在8 000 N推力下的位移分析

4 臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證

參考《QC/T 790-2007 制動(dòng)氣室性能要求及臺(tái)架試驗(yàn)方法》[2]，驗(yàn)證整個(gè)支架總成的疲勞壽命，如圖7所示，用液壓缸代替氣室模擬支架總成受力情況，垂直于氣室安裝面中心單向施載0～8 000 N，加載頻率2.5 Hz，如達(dá)到試驗(yàn)次數(shù)7.5×105次，仍未失效，則按照1.5倍載荷繼續(xù)試驗(yàn)，若達(dá)到8×105次仍未失效即停止，得出支架疲勞壽命時(shí)間與載荷的關(guān)系如圖8所示。

圖7 支架疲勞壽命臺(tái)架試驗(yàn)

圖8 支架疲勞壽命時(shí)間與載荷

累計(jì)加載8×105次后，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如下：

(1)氣室支架總成未發(fā)生開裂、斷裂、塑性變形；

(2)焊接總成未發(fā)現(xiàn)焊接處發(fā)生脫焊、開焊現(xiàn)象；

(3)螺栓連接未發(fā)生斷裂、塑性變形及螺栓擰緊力矩下降超出要求范圍的現(xiàn)象。

5 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)此變更的螺栓強(qiáng)度理論計(jì)算，螺栓的危險(xiǎn)截面應(yīng)力小于其許用應(yīng)力，且通過(guò)對(duì)新老支架的CAE對(duì)比分析，其結(jié)果表明新狀態(tài)的最大應(yīng)力和變形皆優(yōu)于老狀態(tài)，臺(tái)架試驗(yàn)也驗(yàn)證了此變更的可行性。

目前隨著國(guó)家環(huán)保要求日趨嚴(yán)格，推動(dòng)了整車節(jié)能減排的進(jìn)度，此次支架結(jié)構(gòu)的變更符合當(dāng)下輕量化后橋的趨勢(shì)。