副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)動(dòng)剛度分析與優(yōu)化

連 昊，黃德佳

（柳州五菱汽車工業(yè)有限公司，廣西 柳州 545007）

0 前言

副車架是汽車底盤的中重要零部件之一，是支承車橋、懸掛的骨架，使車橋和懸掛通過(guò)其與車架相連。發(fā)動(dòng)機(jī)是向車身傳遞振動(dòng)的主要來(lái)源，其通過(guò)懸置固定在副車架上，副車架便承擔(dān)了一定的隔振作用，可以在一定的程度上阻隔發(fā)動(dòng)機(jī)工作帶來(lái)的振動(dòng)和噪聲，減少其直接進(jìn)入車廂，帶來(lái)良好的舒適性，提高整車NVH性能。而其中決定副車架對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)隔振效果的主要因數(shù)之一就是發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)的動(dòng)剛度（動(dòng)剛度，是表示結(jié)構(gòu)在動(dòng)載荷作用下抵抗變形的能力）[1]。因此，在副車架產(chǎn)品設(shè)計(jì)前期就對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)進(jìn)行動(dòng)剛度分析具有重要意義。

1 副車架懸置點(diǎn)動(dòng)剛度分析

將副車架數(shù)模進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化后抽取中面，將中面數(shù)模導(dǎo)入Hypermesh中進(jìn)行有限元模型創(chuàng)建。由于該副車架組成零件均為薄板件，故采用Shell殼單元模擬，單元大小3 mm，焊縫連接采用四邊形殼單元模擬，副車架安裝點(diǎn)處采用rbe2單元進(jìn)行處理，最后得到副車架的有限元模型，如圖1所示。

圖1 副車架有限元模型

該副車架4個(gè)車身安裝點(diǎn)是通過(guò)螺栓固連于車身，與車身屬于剛性連接，但考慮到車身不是剛度無(wú)限大的結(jié)構(gòu)，而且車身的剛度在整車約束狀態(tài)下對(duì)副車架的模態(tài)與懸置點(diǎn)的動(dòng)剛度有一定的影響，如果直接約束所有自由度，會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與實(shí)際出現(xiàn)較大的偏差。因此，在沒(méi)有車身數(shù)模的情況下，將車身與副車架連接點(diǎn)的剛度納入到有限元模型之中，用CBUSH單元進(jìn)行模擬，并賦予CBUSH單元車身上副車架4個(gè)安裝點(diǎn)的剛度值，如表1所示。

表1 車身上副車架安裝點(diǎn)剛度值

副車架上安裝有左右擺臂，在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)動(dòng)剛度分析時(shí)，考慮到下擺臂對(duì)副車架有一定的約束作用，故將下擺臂簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)放入副車架中進(jìn)行分析。擺臂與副車架連接處的襯套用CBUSH單元進(jìn)行模擬，并賦予CBUSH單元前后襯套的剛度值，如表2所示。擺臂另一端與轉(zhuǎn)向節(jié)球銷相連，所以此處施加鉸鏈約束，約束三個(gè)方向的平動(dòng)自由度，釋放三個(gè)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。同時(shí)轉(zhuǎn)向器對(duì)副車架剛度影響較大，故加入簡(jiǎn)化梁進(jìn)行模擬。

表2 擺臂與副車架連接襯套剛度值

在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)動(dòng)剛度分析設(shè)置后，采用Optistruct求解器對(duì)分析模型進(jìn)行求解，計(jì)算得到副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)分別在X方向、Y方向、Z方向的動(dòng)剛度，如表3所示。從仿真結(jié)果中可以看出：X方向與Y方向的動(dòng)剛度遠(yuǎn)大于目標(biāo)值。在50 ～400 Hz之內(nèi)，該懸置安裝點(diǎn)在Z方向的最小動(dòng)剛度為3 913 N/mm，發(fā)生在頻率為200 Hz的位置處（即178～224 Hz頻率段），該段頻率的動(dòng)剛度小于目標(biāo)值4 000 N/mm，此段頻率動(dòng)剛度值偏低可能會(huì)引起發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)異響。因此，下面將運(yùn)用約束模態(tài)分析研究影響副車架在178～224 Hz頻率段Z向動(dòng)剛度的主要階數(shù)模態(tài)，然后通過(guò)主要階數(shù)模態(tài)的應(yīng)變能分布分析出副車架Z向動(dòng)剛度提升的思路。

表3 發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)動(dòng)剛度分析結(jié)果

2 副車架約束模態(tài)分析

副車架約束模態(tài)分析的有限元模型的約束邊界與上面一樣，重新進(jìn)行模態(tài)分析設(shè)置，求解前5階模態(tài)，并提取發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)的Z向位移絕對(duì)值，結(jié)果如表4所示。

表4 副車架約束模態(tài)分析結(jié)果

在178～224 Hz頻率段副車架的模態(tài)包括1階模態(tài)182.9 Hz和2階模態(tài)209.2 Hz，其模態(tài)變形位移圖如圖2、圖3所示。其中，182.9 Hz的Z向動(dòng)剛度偏低可能會(huì)引起發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速在5500r/min左右時(shí)發(fā)生振動(dòng)異響，209.2 Hz的Z向動(dòng)剛度偏低可能會(huì)受到發(fā)動(dòng)機(jī)的二階激勵(lì)產(chǎn)生共振后傳遞至車內(nèi)引起噪聲過(guò)大。Eigen Mode（Z）Analysis system 1.138E+00 1.012E+00 8.852E+00 7.588E+00 6.323E+00 5.058E+00 3.794E+00 2.529E+00 1.265E-01 0.000E-01

圖2 副車架1階模態(tài)變形圖

圖3 副車架2階模態(tài)變形圖

■No result

Iso>0.000E+00 Max=1.138E+00 Grids 29852

Min=0.000E-01 Grids 133348

在1階模態(tài)和2階模態(tài)中，2階模態(tài)副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)的Z向位移更大，對(duì)178～224 Hz頻率段副車架的Z向動(dòng)剛度值影響也更大。由于副車架約束模態(tài)與動(dòng)剛度有很大的相關(guān)性，所以可以發(fā)現(xiàn)對(duì)副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)Z向動(dòng)剛度影響最大的就是繞X軸1階彎曲模態(tài)，如何提升副車架在該階模態(tài)下發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)Z向位移絕對(duì)值是提升副車架在該處Z向動(dòng)剛度的關(guān)鍵，即提升副車架在該階模態(tài)下的抗彎剛性。

所以，下面對(duì)副車架在第2 階模態(tài)（ 209.2 Hz）進(jìn)行模態(tài)應(yīng)變能分析，如圖4所示。通過(guò)模態(tài)應(yīng)變能分布可以找到副車架變形的主要傳遞路徑：副車架左右前安裝點(diǎn)通過(guò)彎管到達(dá)上下片連接處，然后一分為二，一邊通過(guò)縱加強(qiáng)板到達(dá)轉(zhuǎn)向器安裝點(diǎn)，然后傳到上下片轉(zhuǎn)彎處，另一邊直接到達(dá)上下片轉(zhuǎn)彎處，然后由上下片轉(zhuǎn)彎處匯到副車架邊緣中部；副車架左右后安裝點(diǎn)直接沿上下片后部邊緣匯到副車架邊緣中部[2-3]。

圖4 副車架2階模態(tài)應(yīng)變能圖

3 優(yōu)化設(shè)計(jì)與模態(tài)對(duì)比分析

下面根據(jù)副車架2階模態(tài)變形主要傳遞路徑和副車架實(shí)際的結(jié)構(gòu)情況，在合適的位置進(jìn)行加強(qiáng)，從而提高副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)的Z向動(dòng)剛度：①副車架上下片上下邊緣是抵抗變形的重要路徑，但發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)與其沒(méi)有充分的連接起來(lái)，故在懸置安裝點(diǎn)處增加一個(gè)懸置加強(qiáng)板；②副車架上下片中間部位抵抗變形的能力沒(méi)有被調(diào)動(dòng)起來(lái)，而轉(zhuǎn)向器安裝套筒是一個(gè)抵抗變形的重要位置，故在轉(zhuǎn)向器按照套筒與懸置加強(qiáng)板之間增加一個(gè)加強(qiáng)板；③轉(zhuǎn)向器安裝套筒到縱加強(qiáng)板間對(duì)抵抗變形貢獻(xiàn)較大，此處可以增加一個(gè)內(nèi)部加強(qiáng)板，進(jìn)一步提升剛度[4]。優(yōu)化的關(guān)鍵點(diǎn)為：轉(zhuǎn)向器安裝套筒和副車架上下片前后邊緣是抵抗變形重要部位，需加強(qiáng)發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)與它們的連接，同時(shí)轉(zhuǎn)向器安裝套筒到縱加強(qiáng)板之間也是抵抗重要路徑，需二次加強(qiáng)，具體的優(yōu)化方案如圖5所示。

圖5 副車架優(yōu)化方案

將優(yōu)化數(shù)模進(jìn)行約束模態(tài)分析，分析得到1階與2階模態(tài)的變形圖，如圖6、圖7所示，并得到優(yōu)化前后模態(tài)分析對(duì)比結(jié)果，如表5所示，優(yōu)化后1階、2階模態(tài)頻率基本沒(méi)有變化，但是懸置點(diǎn)Z向變形都有所減小，2階模態(tài)下懸置點(diǎn)Z向變形由9.45 mm減小為9.16 mm，1階模態(tài)下懸置點(diǎn)Z向變形由5.82 mm減小為3.82 mm，故懸置點(diǎn)處的動(dòng)剛度在178～224 Hz頻率段必定有所提升，下面進(jìn)行優(yōu)化后副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)的動(dòng)剛度校核，以驗(yàn)證優(yōu)化設(shè)計(jì)的效果。Eigen Mode（Z）Analysis system

表5 優(yōu)化前后模態(tài)分析對(duì)比結(jié)果

圖6 優(yōu)化后副車架1階模態(tài)變形圖

圖7 優(yōu)化后副車架2階模態(tài)變形圖

5.44E-01-3.354E-01-1.215E+00-2.095E+00-2.975E+00-3.855E+00-4.734E+00-5.614E+00-6.494E+00-7.374E+00

■No result

Max=5.444E-01 Grids 48903

Min=-7.374E+00 Grids 95093 Eigen Mode（Z）Analysis system 1.036E+01 9.211E+00 8.060E+00 6.908E+00 5.757E+00 4.605E+00 3.454E+00 2.303E+00 1.151E+01 0.000E+01

■No result

Max=1.036E+01 Grids 29872

Min=0.000E+00 Grids 133348

4 優(yōu)化后動(dòng)剛度校核

對(duì)優(yōu)化方案進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)動(dòng)剛度分析，計(jì)算得到副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)分別在X方向、Y方向、Z方向的動(dòng)剛度，如表6所示，從中可以看出發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)在200 Hz（178～224 Hz頻率段）的Z向動(dòng)剛度從3 913 N/mm提升到了4 450 N/mm，滿足了要求。同時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)在50～400 Hz的Z向動(dòng)剛度相比優(yōu)化前綜合提升了63%，可以顯著提升整車的NVH性能。

表6 優(yōu)化后發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)動(dòng)剛度分析結(jié)果

5 總結(jié)

副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)動(dòng)剛度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)隔振與噪音有很大的影響，現(xiàn)通過(guò)CAE仿真技術(shù)分析得出副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)在200 Hz的位置處（即178～224 Hz頻率段）Z向動(dòng)剛度較低，需要進(jìn)行優(yōu)化。因?yàn)榧s束模態(tài)與動(dòng)剛度有很大的相關(guān)性，其中對(duì)副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)Z向動(dòng)剛度影響最大的就是繞X軸1階彎曲模態(tài)，如何提升副車架在該階模態(tài)下發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)Z向位移絕對(duì)值是提升副車架在該處Z向動(dòng)剛度的關(guān)鍵，即提升副車架在該階模態(tài)下的抗彎剛性。通過(guò)模態(tài)應(yīng)變能分布可以找到副車架變形的主要傳遞路徑，在合適的位置進(jìn)行有針對(duì)性加強(qiáng)，從而提高副車架發(fā)動(dòng)機(jī)懸置安裝點(diǎn)的Z向動(dòng)剛度，可以做到有針對(duì)性的加強(qiáng)，在充分提升動(dòng)剛度的同時(shí)做到輕量化。