羅建斌 苗明達 李健 黃煜 覃文彬

摘? ? 要：汽車驅(qū)動橋后橋殼質(zhì)量冗余會造成材料浪費和降低汽車的燃油經(jīng)濟性，開展結(jié)構(gòu)優(yōu)化與輕量化研究具有重要意義.本文采用響應(yīng)面法構(gòu)建后橋殼各部件厚度與應(yīng)力位移的優(yōu)化模型.優(yōu)化結(jié)果表明：在保證響應(yīng)面模型的準確性和精度的條件下，優(yōu)化效果明顯.在滿足強度及剛度的要求下，后橋殼質(zhì)量減輕了3.08 kg，其減重率達18.50%.響應(yīng)面近似模型與實物會有一定的偏差，但仍可為后續(xù)的真實車體后橋殼結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化提供參考.

關(guān)鍵詞：后橋殼;有限元分析;響應(yīng)面法;結(jié)構(gòu)優(yōu)化

中圖分類號：U462.2;U463.2? ? ?DOI ：10.16375/j.cnki.cn45‐1395/t.2019.01.006

0? ? 引言

隨著汽車工業(yè)的持續(xù)快速發(fā)展，汽車保有量大幅增長，汽車已成為世界能源消耗和污染物排放的主要來源.據(jù)估算，汽車質(zhì)量每減少100 kg，可節(jié)省燃油0.3～0.5 L/（100 km），可減少二氧化碳排放 8～11 g/（100 km）[1].汽車后驅(qū)動橋的質(zhì)量占汽車總質(zhì)量的9%～11%.根據(jù)行業(yè)經(jīng)驗，減少1 kg的簧下質(zhì)量的效果等同于減輕15 kg的簧上質(zhì)量.此外，實現(xiàn)汽車的輕量化，還有利于改進汽車的動力性、舒適性和操縱穩(wěn)定性.在汽車輕量化設(shè)計中，底盤輕量化尤為關(guān)鍵，而作為主要承載和傳力的驅(qū)動橋殼，其輕量化又是底盤輕量化的重中之重.但目前國內(nèi)驅(qū)動橋殼多是基于傳統(tǒng)經(jīng)驗方法設(shè)計，設(shè)計的橋殼結(jié)構(gòu)較為笨重.因此，汽車后橋殼的輕量化研究具有顯著的工程意義和實用價值.

近年來隨著計算機技術(shù)的快速發(fā)展，應(yīng)用CAE技術(shù)對橋殼進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化以及輕量化優(yōu)化分析也越來越廣泛.2018年殷國鑫等[2]對新型鎂合金汽車后橋半軸在成形中模具采用不同預(yù)熱溫度、擠壓溫度以及速度對成形影響進行了研究分析，得到了力學(xué)性能的一般規(guī)律.2018年官勇健等[3]對某乘用車副車架在臺架試驗中控制臂早期斷裂問題進行了有限元分析，提出了改進方案解決了控制臂早期斷裂問題.2016年廖金深等[4]應(yīng)用有限元軟件分析了某微型客車結(jié)構(gòu)強度及剛度數(shù)據(jù)，驗證了車身結(jié)構(gòu)設(shè)計合理.2015年徐勁力等[5]通過有限元分析方法研究了材料對后橋殼結(jié)構(gòu)優(yōu)化以及輕量化的影響.2014年張鐵毅等[6]對某自卸車后橋殼失效問題進行了有限元分析，得出了影響后橋失效的主要原因.2012年閻樹田等[7]對橋殼進行強度分析以及在自由狀態(tài)和預(yù)應(yīng)力狀態(tài)2種條件下的模態(tài)分析，并對結(jié)構(gòu)進行了改進優(yōu)化.2011年丁煒琦等[8]采用拓撲優(yōu)化方法對重橋殼體設(shè)計條件下的靜強度特性進行了有限元分析輕量化設(shè)計.2009年林正祥等[9]以急剎車工況為典型工況，對汽車驅(qū)動橋殼強度進行了分析與研究.2006年唐應(yīng)時等[10]采用有限元方法對后橋臺架試驗中橋殼斷裂問題進行計算分析，根據(jù)發(fā)現(xiàn)的原因?qū)ζ溥M行了改進設(shè)計，解決了橋殼斷裂的問題.1985年法國的SOMA公司分析了3種典型工況下的最大應(yīng)力及應(yīng)力分布位置，并提出了驅(qū)動橋橋殼強度校核方法[11].汽車后橋殼的質(zhì)量與材料、結(jié)構(gòu)參數(shù)息息相關(guān)，但是目前關(guān)于后橋殼結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化的研究相對較少.本文通過 Box-Behnken設(shè)計試驗方法得出后橋殼各部件厚度的響應(yīng)面模型，以結(jié)構(gòu)質(zhì)量最輕為目標函數(shù)提取優(yōu)化模型最優(yōu)解，達到了輕量化的效果，為后橋殼結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供新的方法.

1? ? 有限元模型建立

根據(jù)汽車后橋殼的技術(shù)參數(shù)，首先建立驅(qū)動橋橋殼的幾何模型.在建立橋殼的有限元模型時，保留主要承重部件的結(jié)構(gòu)形狀，并適度簡化非承重部件的結(jié)構(gòu)，如圖1（a）所示.在對幾何模型的網(wǎng)格劃分中，套管、橋殼、橋包、板簧、加強板、焊縫、法蘭圈等采用殼單元劃分，法蘭采用實體單元劃分，該模型網(wǎng)格單元共計383 495個，網(wǎng)格劃分后的模型如圖1（b）所示.

該汽車驅(qū)動器后橋殼為三段式，即主體部分為橋殼蘭盤、變形套管、橋殼中段，其余部分如橋包、板簧、加強板、法蘭圈為三段式橋殼上部件.橋殼材料選用Q345B，該材料經(jīng)過特殊處理后材料屈服強度達到540 MPa.輪距1 340 mm、板簧中心矩1 000 mm.

2? ? 橋殼滿載工況有限元分析

2.1? ?剛度與強度分析

汽車在滿載工作的過程中后軸荷所受力的方向垂直向下，為保證仿真過程和實際受力一致，約束橋殼兩端自由度，并且在板簧處施加滿載重力的一半.對該驅(qū)動器后橋殼進行強度和剛度仿真求解，并根據(jù)仿真結(jié)果進行分析.通過有限元仿真計算可知，在工作載荷為12 500 N下，該驅(qū)動橋橋殼的應(yīng)力及位移云圖如圖2所示.驅(qū)動橋橋殼應(yīng)力較大區(qū)域位于套管與加強板、板簧以及橋殼連接處的上下表面.位移較大區(qū)域位于橋包，整個后橋屈服應(yīng)力為157.30 MPa.根據(jù)工程實際分析要求，橋殼套管屬于斷裂風(fēng)險點，故應(yīng)取套管上最大應(yīng)力點.基于機械工業(yè)部制定的汽車驅(qū)動橋臺架試驗評價標準進行安全校核，試驗評價指標為滿載軸荷時每米輪距最大變形量Lmax，驅(qū)動橋橋殼垂直彎曲失效（斷裂或嚴重塑性變形）后備系數(shù)Kn.

當(dāng)后備系數(shù)Kn與輪距最大變形量Lmax分別滿足Kn>6，Lmax<1.5 mm時，橋殼滿足工程應(yīng)用要求.在后面優(yōu)化過程中需要將后備系數(shù)與輪距最大變形量作為結(jié)構(gòu)優(yōu)化的約束條件.橋殼套管上最大節(jié)點應(yīng)力值為73.19 MPa，如圖3所示.后橋整體最大位移值為1.41 mm，如圖2（b）所示.因為車輛在行駛過程中，后橋通過板簧和車身相連，在后軸滿載工況下，車身上的重量平均通過板簧傳遞給后橋，所以在數(shù)值仿真分析中板簧附近的應(yīng)力值較高.對橋殼進行安全校核，計算后得到后備系數(shù)為7.38，輪距變形量為1.05 mm，該型汽車驅(qū)動器后橋殼有較大的結(jié)構(gòu)優(yōu)化空間，如表1所示.

2.2? ?模態(tài)分析

汽車的運行過程中，路面的激勵使橋殼承受一定程度的動態(tài)負載.橋殼在運行過程中所受負載頻率和固有頻率接近，則會引起共振現(xiàn)象導(dǎo)致橋殼斷裂，通過模態(tài)分析橋殼固有頻率，為橋殼的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化及輕量化設(shè)計提供依據(jù)，可以避免這種現(xiàn)象.該車型在地面運動過程中，受到地面激勵頻率為50 Hz，后橋殼在約束模態(tài)下的固有頻率一階模態(tài)云圖如圖4所示，前五階頻率如表2所示，后橋殼一階模態(tài)固有頻率為103.35 Hz，其值遠大于地面激勵頻率，所以汽車在運動過程中不會發(fā)生共振，滿足其動力學(xué)特性及使用要求.

3? ? 橋殼結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1? ?響應(yīng)面模型建立

響應(yīng)面分析法通過篩選試驗點和迭代的方式來尋找隱式函數(shù)的顯性多項式方程.為了評價后橋殼結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的效果，設(shè)置優(yōu)化后橋殼質(zhì)量M最小為目標函數(shù).同時考慮后橋殼強度與剛度要求，將應(yīng)力位移限制在許用范圍以內(nèi).由于后橋殼質(zhì)量與各部件厚度有關(guān)，從而選取各部件厚度為結(jié)構(gòu)優(yōu)化問題的設(shè)計變量.后橋殼結(jié)構(gòu)問題的優(yōu)化模型為：

3.2? ?變量與范圍確定

三段式后橋殼由套管、橋殼、橋包、板簧、加強板、焊縫、法蘭圈、法蘭等組成，其中前5個結(jié)構(gòu)件的厚度分別為6.5 mm、5 mm、3 mm、3.5 mm、2 mm.整個后橋殼總質(zhì)量16.65 kg，組成后橋殼的各部件占橋殼總質(zhì)量的百分比如表3所示.

根據(jù)后橋殼各部件質(zhì)量在橋殼中的占比，選擇出影響橋殼質(zhì)量的主要部件為套管、橋殼、橋包、板簧、加強板.法蘭在后橋殼中是固體單元不屬于殼單元，無法進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化.板簧、加強板與法蘭盤質(zhì)量占后橋殼比重較小，優(yōu)化效果不明顯，故不視作影響因素.以后橋殼最小質(zhì)量為目標，采用Box-Behnken設(shè)計試驗方法對前3個因素進行優(yōu)化，確定各變量的取值范圍如表4所示.

3.3? ?優(yōu)化分析

以橋殼優(yōu)化后最小質(zhì)量Mn（x）為目標函數(shù)，后備系數(shù)和輪距變形量定義的Y1（x）與Y2（x）為約束函數(shù).選擇 Box-Behnken設(shè)計試驗方法，本次試驗總共需要17次試驗，其有限元分析結(jié)果如表5所示.

獲得17次試驗的相應(yīng)結(jié)果后，構(gòu)建目標函數(shù)與約束函數(shù)的二階響應(yīng)面近似模型，其數(shù)學(xué)模型表達式如下：

表6—表7中的后橋殼質(zhì)量及后備系數(shù)與輪距變形量相應(yīng)面模型方差分析表明，決定系數(shù)R2和調(diào)整決定系數(shù)R2adj的值近似等于1，保證近似模型的準確性，達到了精度要求.基于以上近似模型對汽車后橋殼結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，確定了套管厚度為5.58 mm、橋殼厚度3.50 mm、橋包厚度1.5 mm時，后橋殼質(zhì)量最輕并且可以滿足后備系數(shù)與輪距變形量的工程實際要求.

3.4? ?優(yōu)化后剛度與強度分析

根據(jù)響應(yīng)面法確定優(yōu)化后橋殼的參數(shù)，并對優(yōu)化后的橋殼進行強度與剛度的仿真求解，并根據(jù)仿真結(jié)果進行分析.驅(qū)動橋橋殼載荷工況不變，優(yōu)化后的橋殼應(yīng)力及位移云圖如圖5所示， 優(yōu)化后橋殼套管節(jié)點最大應(yīng)力云圖如圖6所示.

橋殼優(yōu)化前后的結(jié)果對比如表8所示，經(jīng)過響應(yīng)面法優(yōu)化后得橋殼屈服應(yīng)力為167.10 MPa，橋殼套管上最大節(jié)點應(yīng)力值為89.46 MPa，后橋整體最大位移值為1.89 mm.對橋殼進行安全校核，計算后得到后備系數(shù)為6.04，輪距變形量為1.41 mm，均滿足試驗評價指標.后備系數(shù)是材料屈服強度與后橋殼套管上所受最大應(yīng)力值的比值，當(dāng)最大應(yīng)力值增大時則后備系數(shù)相應(yīng)減少.套管所受應(yīng)力與橋殼各部件厚度相關(guān)，當(dāng)厚度減小則應(yīng)力相應(yīng)增大，所以在優(yōu)化后的橋殼套管上的應(yīng)力比優(yōu)化前的要大.輪距變形量是橋殼最大位移量與輪距的比值，當(dāng)最大位移量增大時則輪距變形量增大.橋殼的最大位移與各部件厚度相關(guān)，當(dāng)厚度減小則位移相應(yīng)增大，所以優(yōu)化后的后橋的輪距變形量要大于優(yōu)化前的.優(yōu)化后的橋殼質(zhì)量減輕了3.08 kg，減重率達18.50%，對比圖2、圖5后橋殼應(yīng)力位移云圖可知，驅(qū)動橋橋殼上應(yīng)力明顯增大，驅(qū)動橋套管上應(yīng)力均勻增大，在套管與加強板、板簧以及橋殼連接處依舊是應(yīng)力較大點.

3.5? ?優(yōu)化后模態(tài)分析

優(yōu)化后的后橋殼在約束模態(tài)下的固有頻率一階模態(tài)云圖如圖7所示，優(yōu)化前后的后橋殼前五階頻率如表9所示，優(yōu)化后橋殼的固有頻率未發(fā)生較大變化，一階模態(tài)固有頻率為102.50 Hz，其值遠大于地面激勵頻率50 Hz，所以汽車在運動過程中不會發(fā)生共振，仍滿足其動力學(xué)特性及使用要求.

4? ? 結(jié)論

采用有限元方法，在保證結(jié)構(gòu)強度、剛度及固有頻率滿足要求的前提下，對某汽車后橋殼局部厚度值進行優(yōu)化.主要結(jié)論如下：

1）汽車后橋殼在后軸滿載工況下，驅(qū)動橋橋殼應(yīng)力較大區(qū)域位于套管與加強板、板簧以及橋殼連接處表面，位移較大區(qū)域位于橋包.該汽車后橋殼在滿足強度、剛度及固有頻率的應(yīng)用條件基礎(chǔ)上仍然具有較大的優(yōu)化空間.

2）采用響應(yīng)面法構(gòu)建約束函數(shù)與目標函數(shù)的近似模型，決定系數(shù)和調(diào)整決定系數(shù)均近似等于1，保證了近似模型的準確性和精度要求.

3）結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的后橋殼的強度、剛度及固有頻率均滿足試驗評價指標，橋殼質(zhì)量減輕3.08 kg，減重率達18.50%.

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