汽车横向稳定杆支座连接结构疲劳分析

吴道俊，蔡鸿毅，张今敏，郭宏瑜，高扬

（厦门金龙联合汽车工业有限公司，福建 厦门361023）

客车悬架稳定杆支座的底架连接结构是车身骨架的集中载荷输入点，承担着较大的动态载荷，由于底架为方钢焊接结构，抗疲劳强度较弱［1］，因此，研究该区域的疲劳问题及分析方法，具有重要意义。潘金坤［2］采用有限元方法，参照行业标准直接确定等幅正弦载荷加载，对稳定杆进行疲劳计算。王国丽［3］等研究稳定杆连杆支架，载荷通过直接测试获取，需要购买价格较贵的传感器，安装较困难。徐国权［4］采用有限元建模，施加±50mm的强制位移载荷，运用疲劳性能曲线计算稳定杆支座的疲劳寿命。上述都是参照行业标准工况，通过有限元方法对稳定杆及支座加载等幅正弦载荷，直接进行疲劳计算。对于通过稳定杆应变测试与CAE相结合获取稳定杆吊杆的随机载荷谱的研究较少，考虑稳定杆吊杆的焊接连接结构的疲劳分析的研究也较少。文中将CAE与实车试验测试相结合，研究疲劳分析方法和技术方案，对稳定杆支座底架连接结构（焊接结构）的设计结果进行疲劳计算。

1 CAE与测试相结合的方法

利用有限元分析，建立稳定杆几何中心处应变与端部的位移的关系。基于实测应变载荷谱，计算获取端部动态位移，作为稳定杆多体动力学模型输入，获取稳定杆吊杆对支座的动态载荷谱，结合焊接结构SN曲线，实现稳定杆支座的底架连接结构全局疲劳计算。具体技术路线如图1所示。

图1 稳定杆支座连接结构疲劳分析技术路线

2 稳定杆两端动位移获取及验证

由于位移信号难以测试，因此采用间接法获取。在HyperWorks中对稳定杆有限元模型（图2）两端分别按表1加载Z向位移，衬套连接处约束6个自由度，读取稳定杆前表面中心点（中间横截面表面的点，简称稳定杆中心点）与轴线成45°的应变（简称中心点应变）数据，如表1所示。稳定杆两端Z向位移与稳定杆中心点应变呈现线性关系，通过表1计算应变与左端Z向位移的比值，并取平均值获取综合比例系数为54.2。

图2 横向稳定杆有限元模型

表1 稳定杆两端Z向位移与中心点应变的关系

强化工况试验载荷谱采集获取的稳定杆中心点（与表1应变读取点和方向一致）的应变谱，如图3所示。利用表1的比例系数，计算得到左端点动位移如图4所示，右端点的位移相位正好相反。

图3 稳定杆中心点实测应变谱

图4 稳定杆左端点动态位移谱

为了确定基于有限元计算的稳定杆端部Z向位移的有效性，通过测试获取验证数据。由于位移传感器难以安装，在稳定杆端部和正上方车身底架布置垂向加速度传感器，以测试加速度计算获取动态Z向位移信号。按照文献［5］中的方法，将加速度信号转化成位移信号。由于加速度传感器在1 Hz以上的信号精度良好，因此在1Hz以上的频率范围内对稳定杆有限元计算的位移进行校对。如图5～6所示，对比可见2种位移时域波形重叠度良好，PSD曲线分布和数值接近。测试获取的稳定杆端部Z向位移均方根值为4.17 g，基于有限元计算的位移均方根值为4.32 g，比值为1.04 ，基于有限元计算的位移精度良好。

图5 位移谱时域波形局部对比

图6 位移谱PSD对比

3 稳定杆吊杆支座动态载荷获取

基于ADAMS.VIEW软件，建立横向稳定杆多体动力学模型，如图7所示。横向稳定杆及其吊杆为刚体，在左右段稳定杆之间建立转动副，并施加等效刚度的扭转弹簧。吊杆与车架连接为球绞，吊杆与横向稳定杆连接为等速副，横向稳定杆与车轮之间采用滑动副和衬套连接。在稳定杆模型两端输入动态Z向位移谱，仿真计算稳定杆吊杆对其支座连接点的Z向载荷谱，如图8所示。

图7 横向稳定杆多体动力学模型

图8 稳定杆吊杆支座连接点的Z向载荷谱仿真图

4 支座及底架结构动应力分析

建立稳定杆支座及底架连接结构的有限元模型，在稳定杆左支座施加单位力进行计算，如图9所示，对应实车载荷谱采集的应变花测点位置的有限元VonMises应力为0.00842 MPa。在支座连接点施加动态载荷谱，采用准静态法计算支座底架结构的全局动应力。如图10～11所示，对应变花测点的实测数据与CAE分析结果进行对比，2种应力谱的时域波形对比结果较好，对应的雨流计数累计曲线分布相似性良好；CAE与实测数据的变程最大值比值为1.13 （小于1.20 ）。说明CAE计算得到的动态应力结果精度较好。

图9 单位力下稳定杆支座底架结构的静力计算

图10 CAE应力谱与实测应力谱对比

图11 应力谱雨流累计曲线

5 稳定杆支座及底架结构疲劳分析

稳定杆支座底架结构为焊接结构，采用英国的焊接疲劳标准BS7608［6］，焊接结构SN曲线方程为

式中：N为焊接结构的疲劳寿命（循环次数）；C0为与平均Sr-N曲线相关的数；d为低于平均值的标准偏差数目；σ为logN的标准偏差；m为曲线斜率的倒数；Sr为应力变化范围。d不同，对应的曲线参数不同，若d取0，则对应的SN曲线为平均值SN曲线。文中结构等级为G，C0为5.66 ×1011，m为3。

在BS7608中，以寿命N为107次周期循环为拐点（对应的应力变化范围为S0），此点之前曲线斜率为m的倒数，之后斜率为（m+2）的倒数，具体如下：

式中：n为被评估点应力变化范围发生次数；S0为对应寿命N为107次循环的应力变化范围。综上，对应焊接结构G等级的Sr-N曲线2段对应关系式为

确定好关系式（3）的曲线拐点并处理好2种斜率曲线的连接。在疲劳极限处，循环次数为1.0 ×1011，对应的应力变化范围为6.14 MPa，最终得到全局的SN曲线，如图12所示。

图12 G等级焊接结构SN曲线

在HyperWorks中计算稳定杆支座底架连接结构的疲劳寿命，如图13～14所示。图13中对应测点位置的疲劳损伤计算结果为0.00244，而试验实测载荷谱（图10）利用名义应力寿命法计算该点的疲劳损伤为0.00173，CAE结果相对于试验数据比值为1.41 （小于2且大于0.5 ），说明CAE计算精度良好且存在一定的安全系数。通过该点实测数据损伤验证与分析，保障了CAE全局疲劳分析结果的有效性。图14为全局分析结果，包括支座与底架焊接结构为危险区域等信息，排除焊接应力集中因素，焊接结构最大疲劳损伤为0.00420，最低疲劳寿命里程为2380km，未满足开发要求。

图13 稳定杆左吊杆支座底架结构局部疲劳分析结果

图14 稳定杆吊杆支座底架结构疲劳分析结果

6 结论

通过稳定杆动态应变测试数据，计算稳定杆端部动态位移谱，与加速度测试、转化获得的位移谱在时域波形、频域PSD上的重叠度都良好，均方根比例达到1.04，满足后续的疲劳分析。通过多体动力学和有限元计算，获得稳定杆支座底架动态应力谱，与测试结果相比，2种应力谱的时域波形重叠度良好，雨流计数累计曲线中的变程最大值比值为1.13 ，小于1.20 ，表明文中方法计算的动态应力结果精度良好。CAE与测试相结合，利用焊接结构SN曲线，计算稳定杆支座骨架的疲劳损伤与同处的实测数据的比值为1.41 ，小于2且大于0.5 ，精度达到要求。同时获得焊接结构全局的最大疲劳损伤为0.00420，相应最低疲劳寿命里程为2380km，未满足开发要求，从而明确整改的必要性。