基于底盤系統臺架驗證的副車架結構優化

何鑫齡,董遠明,周文件,葛強強,朱飛

吉利汽車研究院(寧波)有限公司，浙江寧波 315000

0 引言

麥弗遜式懸架是常用的前懸架結構形式。從總體結構來看，靠近輪端，下擺臂將路面載荷傳遞到副車架一端，主要是縱向和側向力。垂向跳動方面，減震器和彈簧總成起到了關鍵的作用。作為集成懸架各關鍵部件以及與車身連接的關鍵結構，副車架的疲勞耐久性能及強度要求尤為關鍵。從輪端經轉向節，下控制臂傳遞至副車架本體的載荷，是整個副車架在X、Y向受力的主要來源[1-2]。所以對于副車架設計的有效驗證，正確復現下擺臂傳遞的載荷尤為重要。正確的耐久試驗結果，進一步為副車架的結構優化提供了正確方向，再結合CAE分析，大大縮短了開發周期，提高了設計效率和開發質量。

1 下控制臂及副車架模型設置

本文涉及的載荷輸入均為虛擬載荷，是CAE部門通過多體動力學仿真軟件結合試驗場數字路面技術[3]提取的載荷。在整車的虛擬模型內，可以在任何有意義的連接點構建坐標系，提取相應位置點整車坐標系或者局部坐標系的載荷。圖1為所研究的前麥弗遜式懸架模型。副車架帶擺臂的硬點分布見表1，垂向彈性元件參數設置見表2，減震器速度性能曲線如圖2所示。

圖1 前麥弗遜式懸架模型

表1 副車架帶擺臂的硬點分布

表2 垂向彈性元件參數設置

圖2 前減震器速度性能曲線

下控制臂前后安裝點襯套模型局部坐標系分別如圖3和圖4所示。

圖3 下控制臂前安裝點襯套模型局部坐標系

圖4 下控制臂后安裝點襯套模型局部坐標系

下控制臂連接副車架兩點，其前安裝點襯套X向和Z向靜剛度分別如圖5和圖6所示，后安裝點襯套X向靜剛度(實心)如圖7所示。

圖5 前安裝點襯套X向靜剛度

圖6 前安裝點襯套Z向靜剛度

圖7 后安裝點襯套X向靜剛度(實心)

2 下控制臂及其對副車架的載荷分析

對下控制臂球頭和下控制臂與副車架連接點，共計3點處的載荷進行統計，得出其極值及范圍值[4-5]，并對左右兩側的載荷用變異系數校核，結果見表3。

表3 下控制臂球頭及副車架受力統計

由表3的目標載荷極值統計分析來看，副車架本身受力關聯的下控制臂前安裝點，X向載荷幅值范圍為5.90～6.30 kN，Y向載荷幅值范圍為45.90～47.90 kN，Z向載荷幅值范圍為4.00 kN左右，此點Y向載荷明顯高于另外兩個方向，為主要受力方向。下控制臂后安裝點，X向載荷幅值范圍為20.50～23.20 kN，Y向載荷幅值范圍為35.40～39.20 kN，Z向載荷幅值范圍為4.20～5.00 kN，此點X、Y向載荷都較大，Z向較小可以忽略。從力的傳遞路徑、副車架前端、下控制的受力來看，也呈現了相同的結果。

根據以上分析結果進行力傳感器選用及試驗設計，結合副車架結構形式來看，最終確定在下控制臂球頭銷處，測量來自輪端的X、Y向載荷，也就是下控制臂傳導至副車架兩個安裝點載荷的直接來源。把握住這個副車架載荷輸入的關鍵路徑，間接控制下控制臂對副車架的載荷。另外，下控制臂前安裝點通過控制臂球頭銷X、Y向載荷計算得到，可參與迭代。

3 試驗方案

3.1 傳感器選用

具體傳感器選用應變片組半橋，貼在控制臂球頭銷處X、Y向。標定方式參考副車架前點受載情況(載荷Y向/X向約7.98倍)，選擇求解控制臂前點Y向拉壓力與控球頭銷的應變橋路響應的線性關系。球頭銷X向標定，同理將球頭銷轉動90°即可。最終球頭銷載荷參與迭代，為最關鍵重要控制通道。

3.2 系統臺架試驗

執行底盤系統臺架道路模擬試驗，整個前懸系統作為被試對象。臺架設置方面除了以上與副車架相關的下控制臂通道，其他外部輪端輪心六分力、垂向減震器位移、垂向減震器塔頂力、轉向拉桿及穩定桿吊桿力也都參與控制。試驗設備為MTS329多軸道路模擬試驗機，可實現輪心六自由度加載[5]，控制頻率段為0～50 Hz，得到下控制臂球頭點側向力與設備驅動側向力的傳遞函數如圖8所示。圖中CSD表示輸入與輸出的互功率譜密度，ASD表示輸入的自功率譜密度。

圖8 下控制臂球頭點側向力與設備驅動側向力的傳遞函數

對于整個底盤懸架系統，其耐久試驗規范包含路面共計24條，制動和非制動路面均有，下控制臂對副車架的載荷特點只針對X、Y向分析。分析各路面的損傷占比情況[6]，結果見表4。在整個耐久試驗規范規定的標準循環下，對總體損傷較大的路面，再標識出最大值、最小值以及范圍最大值出現的路面。統計原則是：著重考慮損傷大于1%和出現極大極小值的工況，總體損傷占比在90%左右。總體來看，著重保證表4內路面的復現度，極大極小值也都可以覆蓋。

表4 下控制臂球頭及副車架受力損傷占比分析 單位:%

由表4的損傷占比分析數據可以看出，下控制臂球頭銷的X向載荷，損傷占比較大的工況主要集中在前進制動路面;Y向載荷損傷主要集中在障礙路和屋脊鋪磚路，其他幾條較為綜合的高頻路;X、Y向載荷損傷較為均衡。

依據以上統計數據結果，綜合各通道進行過程控制，以達到關鍵內部通道的損傷復現度目標在0.8～1.2范圍內。

迭代過程中，針對損傷占比較大的屋脊鋪磚路和前進制動路的下控制臂球頭銷X向和Y向載荷通道收斂情況進行了深入分析。前進制動路1下控制臂球頭X向收斂曲線如圖9所示，屋脊鋪磚路下控制臂前點Y向收斂曲線如圖10所示，前進制動路3下控制臂前點Y向收斂曲線如圖11所示。由圖可以看出，兩通道收斂誤差小于20%，效果較好。

圖9 前進制動路1下控制臂球頭X向收斂曲線

圖10 屋脊鋪磚路下控制臂前點Y向收斂曲線

圖11 前進制動路3下控制臂前點Y向收斂曲線

迭代完成后，對全耐久循環、臺架響應和目標載荷數據進行統計，應用穿級計數法[7]得出對比結果，如圖12至圖14所示。

圖12 左側下控制臂球頭X/Y向載荷穿級計數

圖13 右側下控制臂球頭X/Y向載荷穿級計數

圖14 兩側下控制臂前安裝點穿級計數

對左、右側下控制臂和副車架進行臺架響應和目標載荷對比，結果見表5。由表可以看出，左、右側下控制臂球頭X向的臺架響應和目標載荷對比結果在0.77～0.81范圍內，左、右側下控制臂球頭Y向的臺架響應和目標載荷對比結果在1.12～1.10范圍內，左、右側下控制臂前安裝點損傷的臺架響應和目標載荷對比結果在0.82～0.83范圍內，臺架總體復現效果、損傷和穿級結果均較好。

表5 臺架響應和目標載荷偽損傷對比結果

4 耐久試驗結果及結構優化

懸架耐久試驗結果，耐久試驗運行至95.86%時前副車架右側懸置點附近焊縫開裂，向副車架下底板邊緣擴展，裂紋長度約30 mm，記作1號裂紋，如圖15和圖16所示。耐久試驗運行至96.63% 時副車架上板立面與下板搭接處，焊縫開裂約14 mm，記作2號裂紋，如圖17和圖18所示。

圖15 95.86%時 1號裂紋位置

圖16 95.86%時 1號裂紋局部

圖17 96.63%時 2號裂紋位置

圖18 96.63%時 2號裂紋局部

1號裂紋處優化前的狀態如圖19所示。針對此次試驗副車架開裂問題，結合有限元分析[8]對副車架結構進行優化。

圖19 1號裂紋處優化前的狀態

1號裂紋處焊縫縮短10 mm后的狀態如圖20所示。將此點焊縫末端減少10 mm，效果非常明顯，損傷從0.247降至0.084，降幅66%。另外，也嘗試了將焊縫延長12 mm，大幅提升至0.987，升幅300%，效果非常不理想，如圖21所示。由此可見，減少焊縫長度10 mm方案是可行的。

圖20 1號裂紋處焊縫縮短10 mm后的狀態

圖21 1號裂紋處焊縫末端增加12 mm后狀態

2號裂紋處優化前的狀態如圖22所示。對2號裂紋處的結構進行優化，將原來一整塊上板立面全部與下板搭接處焊接，改為預留20～30 mm空間，不焊接，釋放此處應力，優化后的狀態如圖23所示。從圖中可以看出，損傷從0.250降至0.155，降幅38%，壽命提升明顯。焊縫另一端從0.420降至0.336，降幅20%，壽命提升效果也非常明顯。

圖23 2號裂紋處優化后的狀態

通過第二輪同規范底盤系統臺架100%耐久試驗后，舊狀態1號裂紋處，前副車架右側懸置點附近焊縫完好，未發現開裂開焊，如圖24所示。舊狀態2號裂紋處，副車架上板立面與下板搭接處，也未發現焊縫開裂等失效情況，副車架結構優化效果明顯，如圖25所示。

圖24 前副車架右側懸置點附近焊縫

圖25 副車架上板立面與下板搭接處焊縫

5 結論

(1)底盤系統級別的驗證，輪心采用六自由度加載，對下控制臂傳遞給副車架的載荷復現效果較好，試驗失效模式與CAE分析結果一致性也較好，充分說明了驗證的有效性。

(2)根據系統臺架試驗結果，采用CAE分析優化副車架結構，再次驗證后未發現開裂失效現象，優化效果明顯，達到結構優化的目的。