7t级后驱动桥壳结构强度有限元分析

7t级后驱动桥壳结构强度有限元分析
黄卫祥
【摘要】以某款车型的7t级后驱动桥壳为研究对象,以有限元静态分析和动态分析理论为基础,结合CAD软件CAT-IA、有限元前后处理软件,完成了汽车驱动桥壳从三维建模到结构强度分析的整个过程.研究表明,通过对驱动桥壳的模态分析、多工况静力分析和动力分析,可全面了解驱动桥壳应力分布,便于检验设计模型是否满足强度、刚度的设计要求.
【期刊名称】《农业工程》
【年(卷),期】2018(008)005
【总页数】6页(P106-111)
【关键词】驱动桥壳;有限元法;静力分析;模态分析
【作者】黄卫祥
【作者单位】国机智骏汽车有限公司,南京211111
【正文语种】中文
【中图分类】TP391.7
0 引言
冲压焊接式后驱动桥壳的类型为整体式桥壳。

此桥壳结构简单、制造工艺流程相对成熟、工作可靠。

由于桥壳形状复杂，截面极不规则，难以用传统的理论计算方法准确地计算其强度、刚度，这也就迫使桥壳的设计更多的是依靠经验，设计上多半
偏于保守，不利于减重降本。

CAE仿真分析方法为桥壳的设计计算提供了完美的
解决方案，不仅可以较为精确地计算出整个部件的应力情况，更可以实现缩短产品的开发周期和降低开发成本[1]。

本文以某汽车公司的7 t级后驱动桥壳的结构为对象，利用CATIA软件建立桥壳
的几何模型。

将7 t后驱动桥壳的几何模型(STP格式)导入Hypermesh中，利用Hypermesh的前处理工具进行前处理。

去除一些对仿真结果影响可以忽略不计的几何特征，对模型做适当的简化。

主要考虑越过不平路面、紧急制动、最大牵引力和侧滑4种工况，对桥壳进行静态分析，将分析结果与试验结果对比，修正有限
元模型，得出具有工程参考价值的结论[2]。

本文利用有限元法等先进的结构计算方法，在进行相关计算的过程中与企业实际情况相结合，找到合理的桥壳强度的分析，对企业后期开发类似产品提供一定的参考步骤和规范。

1 有限元模型的建立
有限元分析计算结果的适用性直接受实际工程结构力学特性与分析模型符合程度的影响，驱动桥壳是由桥壳片、后盖、加强环和半轴套管等零件组成，建立驱动桥壳的几何模型，去除对分析结果影响不大或者较小的部分，是进行有限元法分析的首要条件[3]。

1.1 计算模型的要求
建立正确的几何模型是有限元法分析的首要工作，也是重要工作，其直接影响着计算结果的准确度。

然而，实际的工程问题却相对比较复杂，所以在建立计算模型的过程中，有针对性地进行一些简化。

1.2 桥壳结构几何模型的建立
建立几何模型时，要考虑到几何模型建立和有限元模型建立的特点，有限元模型要如实反映实际桥壳结构的重要特征，采取简单的单元类型，便于计算以减少运算量，
确保了计算的精度。

所建的模型是三维实体几何模型，要能充分反映应力较大部位的具体结构对桥壳整体性能的影响，因此在建立几何模型时，就要尽量保持实际结构的细节。

为了减少有限元模型节点数量，节约计算用时，避免不必要的浪费，对应力较低的相关部位进行了结构的简化。

在对后驱动桥壳进行建模时，针对CATIA软件建模的特点，先把后桥壳的各零件
建成part格式，然后通过装配功能将各零件组装成一个整体，格式为product，
最后完成局部特征建模。

然后将7 t后桥桥壳组装后的几何模型转化为STP格式，导入Hypermesh中，利用Hypermesh的前处理工具进行前处理。

去除一些对仿真结果影响可以忽略不计的几何特征，对模型做适当的简化。

根据结构的实际情况，尽量采用六面体网格，结构不规则的地方采用五面体网格。

桥壳本体全部为六面体网格，方法为先建立桥壳表面的2D单元，然后通过拉伸2D单元来生产3D单元。

在车辆行驶的过程中，桥壳主要有几个应力较大部位易发生静强度或疲劳破裂，根据“应力集中处应采用比较密的网格”的原则，有限元模型如图1所示。

图1 桥壳的有限元模型Fig.1 Finite element model of bridge shell
2 相关计算参数
材料属性：桥壳的材料为Q345，半轴套管为40 MnB，焊接材料为焊丝。

材料的属性如表1所示。

表1 材料属性Tab.1 Material properties材料弹性模量∕MPa泊松比密度
∕kg·mm-2屈服强度∕MPa抗拉强度∕MPaQ3452.06×1050.267.9×10-634563040MnB2.10×1050.307.9×10-6785980焊丝2.10×1050.307.9×10-6600800
3 典型工况的有限元计算分析
汽车在正常行驶过程中会出现越过不平路面、制动、爬坡、起步和侧滑等各种工况。

爬坡和起步的受力状况时一致的，统一归为最大牵引力工况。

本文主要考虑了越过
不平路面、紧急制动、最大牵引力、侧滑这4种工况。

因这4种工况都是模拟的
汽车的正常行驶工况，汽车结构是相对固定，因此，各工况下的约束条件是一致的。

3.1 越过不平路面工况
3.1.1 边界条件和载荷
(1)约束。

模拟整车正常行驶时后桥的实际受力情况：左、右车轮受地面垂向冲击，板簧座与车身通过悬架相连，在越障瞬间可认为车身及板簧座保持固定，车轮受垂向载荷向上跳动。

则约束左侧板簧座与半轴套管接触区域表面节点纵向、横向、垂向(总体
坐标系的X、 Y、 Z方向)的平动，沿横向(总体坐标系下沿X方向)的转动；约束
右侧板簧座与半轴套管接触区域表面节点纵向、垂向的平动(总体坐标系的Y、 Z
方向)，沿横向的转动(总体坐标系下沿X方向)。

约束情况如图2所示。

图2 越过不平路面工况约束情况Fig.2 Constraint condition of crossing uneven pavement environment
(2)加载。

当汽车在不平路面上高速行驶时，后桥桥壳除承受静止状态下那部分载荷外，还承受附加的冲击载荷。

此时，后桥左、右车轮所承受的垂向载荷为
Fzl=Fzr=Gr×k2
(1)
式中 Gr——汽车满载时后轴载荷，为7 000 Kg
k——汽车动载荷系数，计算时取2.5
故，垂向力Fzl=Fzr=85 750 N。

加载点位于轮胎与地面的接触点处，加载情况如图3所示。

3.1.2 计算结果
桥壳应力：不平路面工况下桥壳体最大应力为420 MPa，最大应力点出现在桥壳
与半轴套管连接的焊缝处(图4)，该处由于刚性单元的存在引起了应力集中。

因此，对桥壳进行分析时应除去刚性单元的影响，除去刚性单元影响后桥壳的最大应力为269.7 MPa，出现在桥包与桥管过渡处(图5)。

图3 越过不平路面工况的加载情况Fig.3 Loading condition of crossing uneven pavement environment
图4 不平路面工况下桥壳的应力云图Fig.4 Stress cloud chart of bridge shell under uneven pavement environment
图5 除去刚性单元影响时桥壳的应力云图Fig.5 Stress cloud chart of bridge shell after removing influence of rigid element
3.2 制动工况
3.2.1 边界条件和载荷
(1)约束。

与不平路面工况约束情况相同。

(2)载荷。

计算紧急制动工况时，假定汽车处于稳定状态，即不出现跑偏、侧滑等现象，能达到同步附着状态。

汽车主要受地面对轮胎的法向力、因惯性引起的纵向力及地面对轮胎产生的制动力，不考虑侧向力的影响。

达到同步附着状态时同步附着系数为
φ0=(L×β-b)hg
(2)
式中β——制动器制动力分配系数，为0.5
L——轴距，为4 750 mm
b——质心到后轴的距离，为1 683 mm
hg——质心高度，为1 099 mm
计算得φ0=0.63
后桥左、右车轮受到的地面制动力为
Fbrl=Fbrr=(1-β)G×φ02
(3)
式中 G——满载时整车总质量，11 000 Kg
计算得Fbrl=Fbrr=16 978.5 N。

将地面提供的制动力进行等效力偶转换，生成一个与地面制动力大小相等、方向相同的纵向力和沿横向正向的转矩(模型的X轴负向)；力的作用点为车轮中心点处，转矩加载在半轴套管法兰面上。

左、右侧纵向力Fzl=Fzr=16 978.5 N，方向沿汽车前进方向的负向，加载点为车轮中心点处。

等效制动扭矩为
Ml=Mr=Fbrl×r
(4)
式中 r——车轮滚动半径，为473 mm
计算得Ml=8 030 830.5 N·mm，加载在半轴套管法兰面上。

地面对车轮的法向反力(即垂向力)为
Fzl=Fzr=Fbrlφ
(5)
计算得Fzl=Fzr=26 950 N，方向垂直向上，加载在轮胎与地面的接触点处。

加载情况如图6所示。

图6 制动工况下的加载情况Fig.6 Loading conditions under braking environment
3.2.2 计算结果
桥壳应力：制动工况下桥壳体最大应力为364.2 MPa，最大应力点出现在桥壳与
板簧座连接的焊缝处(图7)，该处由于焊接连接引起了应力集中。

除去焊接连接影
响后桥壳本体的最大应力为142.5 MPa，出现在右侧桥包与桥管过渡处(图8)。

图7 制动工况下桥壳的应力云图Fig.7 Stress cloud chart of bridge shell under braking environment
图8 制动工况下除去焊接影响后桥壳的应力云图Fig.8 Stress cloud chart of bridge shell after removing influence of welding under braking environment
3.3 最大牵引力工况
3.3.1 边界条件和载荷
(1)约束。

与不平路面工况约束情况相同。

(2)载荷。

汽车以最大牵引力行驶时，假定汽车沿直线行驶，不出现侧滑、跑偏等状况。

驱动桥主要受到来自地面提供的驱动力和经变速器、传动轴传递来的发动机转矩的作用。

此时，桥壳受地面提供的法向反力(垂向力)、切向反力(牵引力或纵向力)和输入端
输入转矩的反向转矩作用。

由于汽车处于动态的行驶过程中，因此，计算垂向载荷时需考虑动载因素，故左、右车轮受到的垂向载荷为
Fztl=Fztr=Gr×m2
(6)
式中 m——动载系数，计算时取1.2
计算得Fztl=Fztr=41 160 N，方向沿地面法向，加载在轮胎与地面的接触点处。

地面对轮胎的切向反力是由发动机经传动系传递来的驱动力产生的，二者大小相等、
方向相反，故左、右受到地面提供的最大牵引力为
Ftl=Ftr=Temax×i0×ig×η(2×r)
(7)
式中 Temax——发动机所能提供的最大转矩，为600 N·m
i0——主减速比，为5.286
ig——Ⅰ档速比，为6.012
η——传动系传动效率，取0.9
r——车轮滚动半径，为473 mm
计算得Ftl=Ftr=18 140 N，方向沿汽车前进方向，加载点为车轮中心点处。

地面所能提供的最大纵向力(单侧车轮)Fz=Gr×9.8×0.7=24 010 N>Ftl=18 140 N；两者之间取小者，因此最大驱动扭矩为Mt=2×Ftl×r=17 161 N·m。

输入端输入转矩的反向转矩与驱动转矩大小相等、方向相反，即转矩大小为17 161 N·m，方向沿横向正向(X轴正向)，加载点为桥壳端面节点等效节点处。

加载情况如图9所示。

图9 最大牵引力工况的加载情况Fig.9 Loading condition of maximum traction environment
3.3.2 计算结果
桥壳应力：最大牵引力工况下桥壳体最大应力为348.4 MPa，最大应力点出现在
左侧桥壳与板簧座连接的焊缝处(图10)，该处由于焊接连接引起了应力集中。

除
去焊接连接影响后桥壳本体的最大应力为184.7 MPa，出现在左侧桥包与桥管过
渡处下端(图11)。

3.4 侧滑工况
3.4.1 边界条件和载荷
(1)约束。

同不平路面工况约束。

图10 最大牵引力工况下桥壳的应力云图Fig.10 Stress cloud chart of bridge shell under maximum traction environment
图11 最大牵引力工况下除去焊接影响后桥壳的应力云图Fig.11 Stress cloud chart of bridge shell after removing influence of welding under maximum traction environment
(2)载荷。

当汽车所承受的侧向力达到地面给轮胎的侧向反作用力的最大值时，汽车处于侧滑的临界状态，侧向力一旦超过侧向附着力极限，汽车将发生侧滑[4]。

计算侧滑工况时假定汽车处于匀速直线行驶状态，即忽略纵向力的影响，只考虑垂向力和侧向力。

汽车向左或向右侧滑对桥壳的作用都是一样的，本文假定汽车向左侧滑，根据力矩平衡推导可得左侧垂向力。

(8)
式中φ——附着系数，取0.7
B——后轴轮距，为1 720 mm
计算得Fzsl=64 983 N，方向为地面法向，加载在左侧车轮与地面接触点处。

右侧垂向力
(9)
计算得Fzsr=3 617.5 N，方向为地面法向，加载在右侧车轮与地面接触点处。

左侧侧向力
Fsl=Fzsl×φ
(10)
计算得Fsl=45 488 N，方向沿横向正向(模型X轴正向)，加载在左侧车轮与地面接触点处。

右侧侧向力
Fsr=Fzsr×φ
(11)
式中计算得Fsr=2 532 N，方向沿横向正向(模型X轴正向)，加载在右侧车轮与地面接触点处。

加载情况如图12所示。

图12 侧滑工况的加载情况Fig.12 Loading condition under sideslip environment
3.4.2 计算结果
(1)桥壳应力。

不平路面工况下桥壳体最大应力为193.1 MPa，最大应力点出现在右侧桥壳与板簧座连接的焊缝处(图13)，该处由于焊接连接引起了应力集中。

除去焊接连接影响后桥壳本体的最大应力为66.4 MPa，出现在右侧桥包与桥管过渡处上前端(图14)。

图13 侧滑工况下桥壳的应力云图Fig.13 Stress cloud chart of bridge shell under sideslip environment
图14 侧滑工况下除去焊接影响后桥壳的应力云图Fig.14 Stress cloud chart of bridge shell after removing influence of welding under sideslip environment
(2)半轴套管的应力情况。

由于在侧滑工况下半轴套管的受力情况极为恶劣，很有分析的价值，所以在此也给出半轴套管的受力情况，半轴套管最大应力值为685.7 MPa，出现在左侧半轴套
管中部下端(图15)。

图15 侧滑工况下半轴套管的应力分布情况Fig.15 Stress distribution of half shaft bushing under sideslip environment
4 结果分析及结论
4.1 结果分析
各工况下的结果分析如表2所示。

4.2 结论
根据各工况下的分析结果统计表可知，该桥壳在所有工况下最大应力值均低于材料的屈服强度，桥壳的强度能满足要求。

表2 各工况下分析结果Tab.2 Analysis results under various working conditions项目工况不平路面制动最大牵引力侧滑屈服强度∕MPa桥壳最大应力∕MPa桥壳本体269.7142.5184.7 66.4345焊缝处 420.0364.2348.4193.1600半轴套管最大应力∕MPa402.1214.1249.7685.7785
通过试制的5根后桥壳总成做疲劳试验，疲劳循环次数达100万次，满足标准要求而停机，未损坏，可以得出利用有限元设计方法对后驱动桥壳疲劳寿命的预测和结构参数的优化设计是可行的。

5 结束语
虽然有限元法在产品设计开发、结构优化改进以及分析失效故障阶段起着重要的作用，但有限元分析方法也存在一定的不足。

尽管在零件几何模型的网格划分可以通过自动化完成，但目前还不能完全依靠计算机来完成，需要手工进行网格的划分。

在工程实践中，CAD和CAE软件的集成应用使产品开发水平迅速的提高，具体如缩短项目的开发周期；提高产品的成功率；减少了设计成本；在零件未生产制造前预先发现潜在的问题；对于零件安全系数较高的部位降低材料的消耗、降本；进行
失效故障零件分析，找出失效原因等[5]。

使用有限元法对驱动桥壳进行强度分析，只要计算模型简化合理，受力与约束条件处理恰当，就可以得到比较理想的计算结果，并且还可以得到比较详细的应力分布情况，以及应力集中区域的应力变化趋势，而传统的设计方法却很难做到。

参考文献
【相关文献】
[1] 徐忠诚，韩涛，王国林，等.基于HyperWorks的后桥壳有限元分析及优化[J].机械工程师，2011(11)：91-92.
[2] 刘惟信.汽车设计[M].北京：清华大学出版社，2007.
[3] 王斌.汽车驱动桥桥壳结构强度与模态的有限元法分析[D].合肥：合肥工业大学，2008.
[4] 卢天祥.重型车桥焊接式整体驱动桥壳的有限元分析及优化设计[D].重庆：重庆大学，2008.
[5] 冯国胜，杨邵普.车辆现代设计方法[M].北京：科学出版社，2006.。