影響橋殼承載能力的因素分析

隋景玉 王海龍 劉繼英 喬嚴磊

山東蓬翔汽車有限公司 山東蓬萊 265607

影響橋殼承載能力的因素分析

隋景玉 王海龍 劉繼英 喬嚴磊

山東蓬翔汽車有限公司 山東蓬萊 265607

1 前言

某公司近期研制了一款輕量化重型汽車沖焊橋殼，該橋殼在原橋殼基礎上進行了結構和尺寸改進，實現了單根減重15 kg。可是在對橋殼以高于國家標準（疲勞壽命100萬次）的要求下進行臺架試驗時，橋殼斷裂失效問題多次發生，橋殼試驗斷裂情況如圖1所示。經分析總結，發現導致橋殼承載失效的原因較多，因此本文從橋殼的失效模式出發，對影響橋殼承載能力的多個因素進行分析研究，以便提出有效的解決方案。

2 橋殼強度計算

為了研究橋殼在典型工況下的受力強度，選擇顛簸路面行駛、轉彎、緊急制動和加速上坡4種典型工況進行計算，以確定其在4種典型工況下的受力情況。

橋殼受力如圖2所示，計算時，將橋殼看作一根梁，板簧座附近是一個危險斷面。

2.1 顛簸路面行駛工況

此工況下車輛左右輪垂直力最大。重型汽車高速通過顛簸路面時，橋殼在豎直方向受力最大，一般為載荷的2.5倍，板簧座處的彎曲應力公式為：

式中， σ顛為板簧座處的彎曲應力； WV為抗彎截面系數； FVm為輪胎垂直力，取橋殼額定載荷的2.5倍；b為車輪中心到板簧座中心距離，輪距為1 860 mm，板簧距為1 035 mm。

2.2 轉彎工況

此工況下側向力最大。重型汽車受側向力達到路面最大附著力，汽車將要發生側滑，車軸全部載荷由側滑側車輪承受，另一側為零，橋殼板簧座處斷面彎曲應力公式為：

式中， s轉為橋殼板簧座處斷面彎曲應力； rr為車輪滾動半徑；FLm為側向力，路面附著系數取0.8。

2.3 緊急制動工況

此工況下制動力最大。車輛滿載時緊急制動，輪胎為純滑動，受到水平方向的力最大，制動力方向與車輛運行方向相反。此時橋殼受到的慣性沖擊很大，則板簧座處斷面彎曲應力和扭轉應力公式：

式中， σ緊為板簧座處斷面彎曲應力； τ緊為扭轉應力； WV、 Wh分別為垂直平面、水平平面抗彎截面系數； WT為抗扭截面系數； FVm為 垂直力； FB額 制動力，路面附著系數取0.8。

2.4 加速上坡工況

此工況下驅動力最大，汽車滿載時，發動機牽引力最大，牽引力方向與車輛運動方向相反，車輪除受垂直向下的力和地面反作用力外，還受到水平方向的最大牽引力作用，則板簧座處斷面的彎曲應力和扭轉應力公式：

式中，σ坡為板簧座處斷面的彎曲應力；τ坡為扭轉應力； FA為驅動力，發動機傳動效率取0.9。

經多次理論計算和實際使用結果表明，以上4種工況中，顛簸路面行駛工況為最惡劣工況，因此，橋殼臺架試驗模擬該工況下的橋殼表現[3]，有限元分析亦模擬此工況。

3 有限元分析

由于橋殼在車輛行駛過程中時刻處于振動狀態，共振對橋殼的損害很大，因此還需對橋殼進行動態特性的模態分析[4]。

3.1 靜力學分析

輕量化半橋殼尺寸如圖3所示，與原橋殼相比，其殼體厚度由16 mm減小至14 mm，方形截面由150 mm×160 mm減小為135 mm×150 mm，橋殼大肚寬度保留為150 mm，故大肚兩側形成圓角過渡區域。在臺架試驗中，此橋殼過渡區多次出現裂紋，故此區域為有限元重點關注區。

根據橋殼尺寸和材質，模擬實際承載工況建立有限元模型。該車額定載荷為13 t，垂直載荷為13 t×2.5 =32.5 t，半殼材質為Q460C，橋殼應力分析結果如圖4所示。去除約束點和施力點這些必然應力集中點，得到最大應力點在大肚兩側過渡區位置（與試驗結果一致），最大應力不足350 MPa，遠小于橋殼Q460C的屈服極限460 MPa，故此工況下，橋殼結構能夠滿足車輛使用要求。

根據QC/T 534，橋殼剛性判斷標準為滿載情況下，軸荷每米輪距最大變形不超1.5 mm[5]。經有限元分析可知，最大變形為1.86 mm。由于橋殼輪距為1 860 mm，則1.86mm/1.86=1mm＜1.5mm。橋殼變形結果如圖5所示。可見，橋殼的剛性能夠滿足使用要求。

3.2 模態分析

模態分析首先設定橋殼參數，然后導入模型，設定固定約束，再設定模態階數12階，最后分析求解得出橋殼前6階振型圖[6]，如圖6～11所示。

a. 第1階橋殼振動為兩端固定，整個模型以橋殼大肚為首在水平面方向前、后擺動，最大相對振幅為2.94 mm，對應固有頻率為129.64 Hz。

b. 第2階振動情況為兩端固定，整個模型以橋殼大肚為首在豎直平面方向上、下擺動，最大相對振幅為4.11 mm，對應固有頻率為156.58 Hz。

c. 第3階振動情況為兩端固定，整個模型以橋殼大肚為首，以X軸為軸線前、后擺扭，最大相對振幅為4.97 mm，對應固有頻率為210.26 Hz。

d. 第4階振動情況為兩端固定，整個模型以橋殼大肚為首，以Y軸為軸線前、后擺扭，最大相對振幅為4.36 mm，對應固有頻率為369.71 Hz。

e. 第5階振動情況為兩端固定，整個模型以橋殼大肚為首，以Z軸為軸線上、下擺扭，最大相對振幅3.85 mm，對應固有頻率429.99 Hz。

f. 第6階振動情況為兩端固定，整個模型以橋殼大肚為首，沿X軸方向左、右伸縮，最大相對振幅為3.61 mm，對應固有頻率為693.63 Hz[7]。

因中重型汽車行駛過程中，受路面和發動機激勵頻率為0～50 Hz，模態分析的前6階均不在此范圍內，故橋殼滿足動態設計要求。同時，隨著階數的增加，固有頻率也在增加，但相對振幅變化不大，還有下降的趨勢。

4 生產實際因素分析

由于理論分析與具體的生產實際相比仍然存在很多未考慮因素，因此必須進行實際要素分析。

4.1 軸頭焊接工藝影響

與整體鑄造式橋殼不同，沖焊橋殼由鋼板等多個制件焊接而成，因此必須考慮焊接工藝影響。橋殼試驗中，幾次出現在軸頭焊縫處斷裂，如圖12所示。經對斷口取樣，測得焊縫寬19.2 mm，余高3.5 mm，環縫焊開坡口焊接存在根部未焊透缺陷，甚至個別件襯環與母材直接脫落，不滿足工藝上側壁熔深不小于1 mm的要求，焊縫斷口如圖13所示。

針對上述問題對焊接工藝進行改進，將根部間隙加大至6 mm，第二層單側擺幅加大至3 mm，第三層單側擺幅加大至12 mm，最終焊縫成形好，襯環熔深超過1 mm，側壁熔深較理想，焊縫余高低，無焊趾，去除了應力集中危害，軸頭焊縫質量得到較大提高。

4.2 凸輪軸支架墊板焊縫影響

因車軸匹配需要，沖焊橋殼上需焊接凸輪軸支架墊板。試驗中發現，焊接或不焊接墊板對試驗結果影響很大，橋殼在墊板處開裂如圖14所示。

對斷裂位置觀測分析，此凸輪軸支架墊板焊縫已到了橋殼外圓角位置，此位置正是橋殼截面變化的過渡區域，易發生應力集中，與焊縫造成的應力集中疊加后，加大了橋殼結構應力集中的影響。并且，橋殼受載后，不焊接墊板時，橋殼從兩頭到中部均為大小近似的變形，可是焊接墊板后，原來的均勻變形在墊板處終止，可變形的鋼板尺寸數量減少，于是產生應力集中，發生斷裂。

為消除焊接應力，提高橋殼承載，經過分析及多次試驗采用如下方法，改良效果明顯：

a. 對墊板采用U型焊接，過橋殼中心20 mm以下不焊接，減少多余焊接應力；

b. 嚴格控制焊縫起弧、收弧點位置，躲開外圓角位置，消除殘余焊接應力影響。

4.3 沖壓鋼板本身缺陷影響

沖壓鋼板自身缺陷也會降低橋殼使用壽命。經對裂紋源位置即過渡區的內圓角根部取樣檢測，在高倍放大鏡下可以看到明顯裂紋缺陷，如圖15所示。測得兩段較長裂紋分別為119 μm和178 μm。因此，必須重視對橋殼板材的質量檢測，否則劣質的橋殼鋼板將成為橋殼承載失效的重要導火索。

4.4 拋丸的影響

焊接殘余應力與變形是直接影響構件結構性能與安全可靠性的重要因素，它在一定條件下會對結構的斷裂特性、疲勞強度和形狀尺寸精度等產生不利的影響[9]。某試驗橋殼因焊法蘭盤后未進行拋丸處理，導致在法蘭盤處發生斷裂，如圖16所示。作為橋殼焊接后第一道工序，拋丸這一冷處理過程不僅去除焊接表面氧化皮提高外觀質量，還改變工件的焊接拉應力為壓應力，提高零件疲勞斷裂抗力，防止疲勞失效、塑性變形與脆斷，提高疲勞壽命。除此，通過提高工件表面粗糙度，還提高了工件后續噴漆的漆膜附著力。所以橋殼生產線上任何一道工序都不可忽視，均會對橋殼承載產生重大影響。

4.5 熱處理影響

為提高橋殼抗疲勞能力，期間也對橋殼嘗試進行熱處理，以獲得預期組織和性能[10]。橋殼采用Q460C材質，抗拉強度達730 MPa，延伸率為14%～16%，硬度為260 HB，沖擊功為270 J。即先將橋殼加熱至910℃～930℃，保溫30 min，然后在40℃水溫下淬火，如圖17所示。隨后在近600℃下回火處理。幾次的實際試驗嘗試，雖然經測得熱處理材質性能可得到20%的提高，可是對橋殼抗疲勞能力的提升并不明顯，疲勞壽命在60萬次左右。

4.6 焊接細節

此外，因沖焊橋殼本身存在多條焊縫，在實際生產中，焊縫融合差、焊縫下端存在尖點包括焊豆去除不凈等，一旦焊豆飛濺并殘留于橋殼敏感區，如圖18所示，就會對微裂紋起到促進作用，削弱橋殼承載能力。

5 結語

橋殼的疲勞斷裂、承載失效往往包含多種因素，需從多方面進行深入細致的分析研究。首先，橋殼的結構尺寸和材質的選擇是影響橋殼承載能力的核心要素，在完成橋殼設計后必須建立三維模型進行有限元分析；其次，由于沖焊橋殼是由沖壓鋼板與后蓋、軸頭以及多個鑄造小件經焊接拼制而成，因此沖焊橋殼的軸頭、焊接、焊接以及各種墊板等小件的焊接時，一旦焊接工藝或細節處理不當，將對橋殼承載強度產生較大影響，必須選擇合理的焊接參數，保證焊縫飽滿，保證焊透，達到足夠的焊件熔深；同時，對易引起焊接應力的復雜外形焊縫，要區別對待，如不采用環周滿焊而采用U形焊接等，并且對待拋丸以及去焊豆等必要工序務必認真執行，盡最大可能去除焊接應力殘余；此外，劣質的橋殼鋼板始終是橋殼承載失效的一個重要導火索，對鋼板的質量檢測力度不得有絲毫放松；最后，試驗表明，通過熱處理對橋殼抗疲勞能力的提升效果并不明顯。影響橋殼承載能力的其他因素還有很多，需要廣大設計人員繼續研究探索，才能找到更多的影響因素,以避免橋殼斷裂情況的發生。

[1] 王霄鋒.汽車底盤設計[D].清華大學出版社,2010.

[2] 胡鵬.重型汽車車橋結構優化設計[D].重慶理工大學,2014.

[3] 徐文濤.微型汽車驅動橋殼的結構分析以及疲勞壽命預測研究[D].武漢理工大學,2013.

[4] 吳仲輝.A450型叉車驅動橋有限元分析及輕量化研究[D].浙江大學,2013.

[5] 齊東東.CA1091型載重貨車驅動橋殼結構分析及輕量化研究[D].太原理工大學,2013.

[6] 孫輝,王吉忠,沙德文,夏波.微型車驅動橋殼結構強度與模態分析[J].機械設計與制造,2011(08):219-221.

[7] 李麗云.汽車驅動橋殼的力學性能仿真分析[D].湖南大學,2012.

[8] 趙正彩.汽車焊接橋殼成型工藝的分析對比[J].重型汽車,2009(03):18-21.

[9] 周杰.焊接殘余應力對構架疲勞強度的影響[D].西南交通大學,2010.

[10] 黃啟賢,廖躍軍,許第文,彭鐵生,鐘玉祥.重型汽車整體式鑄鋼橋殼新產品新工藝研究開發[J].裝備制造技術,.2013(07):163-164.

Factor Analysis of Bearing Capacity Influencing of Bridge Shell

SUI Jing-yu et al

由于新研制的輕量化橋殼進行疲勞試驗時頻繁出現斷裂失效的問題，為找到橋殼承載失效的原因，針對臺架試驗中不同的失效模式，對影響橋殼承載能力的因素進行了分析。首先，對4種典型工況下的橋殼受力情況進行了強度計算，然后通過有限元軟件對橋殼進行強度和剛度的運算求解，隨后進行模態分析，結果表明設計結構能夠滿足車輛的使用要求。接著，結合生產制造實際，對影響橋殼承載的如焊接影響、鋼板缺陷、熱處理和拋丸等幾個因素進行了分析，總結了導致橋殼的疲勞斷裂、承載失效的主要原因，具有一定的參考價值。

橋殼 斷裂 理論分析 實際影響

in regarding to the problem of crake in the fatigue test for new designed axle house, the factors of influencing axle bearing performance was analysis in different bench scale test failure mode to find to reason for axle house bearing failure. First, four typical axle house stress condition was made strength calculation, then the modal analysis was carried out. The result showed that the design structure could satisfy the need. Finally, the factors of wielding influence on axle house bearing, defect of steel plate, heat treatment and ball blast was analyzed with consideration of actual manufacturing, and the reasons of fatigue crack and bearing failure of axle house were conclude.

axle housing; crack; theoretical analysis; practical effect

U463.218+.5

A

1004-0226(2016)11-0102-05

隋景玉，男，1981年生，工程師，現從事汽車零部件研發工作。

2016-10-08