導向臂支架強度及疲勞的分析與優(yōu)化

2017-02-16 by:CAE仿真在線來源:互聯(lián)網

摘要:為解決某重型貨車復合空氣懸架導向臂支架在道路試驗中失效的問題,對該導向臂支架進行了結構優(yōu)化。文章利用HyperWorks軟件OptiStruct模塊和疲勞壽命分析軟件分別對該導向臂支架進行靜強度和疲勞壽命分析,根據(jù)分析結果,在HyperWorks軟件的OptiStruct模塊下對導向臂支架進行結構優(yōu)化設計。結果表明,經過優(yōu)化后的導向臂支架強度和疲勞壽命都得到提高,質量較原結構減輕13%。該方法可廣泛應用于類似車輛部件的優(yōu)化設計工程。

1引言

復合空氣懸架系統(tǒng)主要由空氣彈簧、導向臂、導向臂支架、高度控制閥、減震器、緩沖限位塊等機械元件和電氣元件,以及儲氣筒和空氣壓縮機等輔助系統(tǒng)組成[1]。某重型貨車復合空氣懸架導向臂支架在道路試驗過程中發(fā)生斷裂破壞的現(xiàn)象進行了研究,經過斷口檢測發(fā)現(xiàn),支架破壞主要由承受極低周疲勞載荷或一次性沖擊載荷引起。文章利用有限元方方法,對導向臂支架進行靜強度和疲勞壽命分析并進行優(yōu)化,達到提高產品性能和優(yōu)化設計的目的,并為類似重型車零部件的設計與優(yōu)化提供了理論計算的依據(jù)。

2導向臂支架靜強度分析

2.1有限元模型

文中采用HyperMesh對某重型貨車復合空氣懸架導向臂支架進行網格劃分,由于導向臂支架結構不規(guī)則,這里采用四面體單元,網格全局尺寸選擇5mm,最終有限元模型共有節(jié)點數(shù)16256,實體單元數(shù)為62034,導向臂支架有限元模型如圖1所示。

2.2約束邊界條件

模型中添加剛性單元Rbe2來定義位移約束,添加剛性單元Rbe3來定義載荷作用位置。該導向臂支架模型中共添加10處用于固定約束的Rbe2,分別位于支架上端與車架連接處;1個用于載荷施加的Rbe3單元,位于支架下端導向臂連接處。

圖1導向臂支架有限元模型

2.3載荷邊界條件

空氣懸架導向臂支架在車輛轉彎、制動和加速3種極限工況下,所處工況比較惡劣,所以文章重點關注這3種工況。對整車進行動力學分析或者試驗測試,可以計算或者測試出導向臂支架處的作用力和作用力矩,表1為3種工況下,作用在某重型貨車空氣懸架導向臂支架上的載荷,表1中的工況及載荷大小來源于整車廠對該型重卡空氣懸架導向臂支架的試驗測試。

表1導向臂支架工況及載荷

編號	載荷工況	FX(N)	FY(N)	FZ(N)	MZ(N·m)
1	轉彎	0	24139	34484	15087
2	制動	24139	0	34484	0
3	加速	-24139	0	34484	0

2.4靜強度分析
導向臂支架的材料為球墨鑄鐵(QT450-10),其性能參數(shù)如表2所示。

表2導向臂支架材料屬性

材料	密度/(t/m3)	彈性模量/GPa	屈服強度/MPa	泊松比
QT450	7.30	147	310	0.30

針對導向臂支架的3種載荷工況,利用HyperWorks軟件的OptiStruct模塊分別對其進行有限元靜強度分析。經過分析可知,轉彎工況下的靜態(tài)位移和應力最大,空氣懸架導向臂支架最大應力為345.7MPa,位于導向臂支架與車架連接孔下方節(jié)點67771位置,如圖2圓圈內所示,這與道路試驗破壞位置相同。導向臂支架最大位移為1.87mm,位于導向臂支架最下端節(jié)點57位置。各工況的最大變形和應力如表3所示。

圖2導向臂支架轉彎工況應力云圖

表3導向臂支架初始結構靜強度分析結果

工況	最大應力(MPa)	節(jié)點ID	最大位移(mm)	節(jié)點ID
轉彎	345.7	67771	1.870	57
制動	78.1	20148	0.378	58
加速	79.6	67770	0.378	47720

由圖2和表3可知,導向臂支架在極限轉彎工況時候最大應力超過材料屈服極限310MPa,所以該導向臂支架破壞形式屬于極低周疲勞破壞,下面將進一步進行疲勞壽命分析。

2.5疲勞壽命分析

以OptiStruct計算得到的應力結果為輸入,結合導向臂支架的材料屬性、疲勞強度數(shù)據(jù)、材料統(tǒng)計規(guī)律、零件表面粗糙度、熱處理等數(shù)據(jù),采用FEMFAT疲勞計算軟件進行計算,存活率設定為99.9%,得到導向臂支架在設定工況下的疲勞壽命安全系數(shù)云圖,如圖3所示。
云圖中紅色區(qū)域表示疲勞壽命比較低,藍色區(qū)域表示疲勞壽命較高,由圖3可見,導向臂支架最小疲勞安全系數(shù)為0.5,根據(jù)工程經驗,導向臂支架的疲勞安全系數(shù)通常要求在1.32以上,所以此導向臂支架結構不能滿足應用需求。疲勞壽命計算結果中最小疲勞安全系數(shù)的位置為實際試驗破壞的位置,進一步確定有限元計算的可靠性,為下一步的優(yōu)化分析及計算驗證提供依據(jù)。
根據(jù)靜強度及疲勞壽命分析,以及道路試驗破壞結果可知,該導向臂支架不能滿足設計需求,有必要對該零件的結構做出調整,在滿足功能和裝配要求的前提下,重新進行設計。

圖3導向臂支架疲勞安全系數(shù)云圖

3導向臂支架拓撲優(yōu)化

拓撲優(yōu)化是一種根據(jù)約束、載荷及優(yōu)化目標而尋求結構材料最佳分配的優(yōu)化方法,可采用殼單元或者實體單元來定義設計空間,并用Homogenization(均質化)和Density(密度法)來定義材料流動規(guī)律[2]。一般應用于產品結構設計的初始概念階段,這方面目前國內外汽車業(yè)已經有了較多的研究成果。而對現(xiàn)有產品結構進行拓撲優(yōu)化的研究相對較少[3-4],因為現(xiàn)有結構的造型已經形成,要在此基礎上不降低結構強度,還要實現(xiàn)重量的下降,在產品改進設計中具有十分重要的工程意義。
在HyperMesh中把離散后的有限元模型劃分成設計區(qū)域和非設計區(qū)域[5-7],定義設計變量,設計目標和約束條件,通過HyperWorks軟件的OptiStruct模塊對拓撲模型進行優(yōu)化計算,在HyperView中進行后處理,最后利用OptiStruct模塊對重新設計的優(yōu)化模型做性能分析。

3.1設計空間和非設計空間

采用變密度法的連續(xù)體結構拓撲優(yōu)化方法對該導向臂支架進行優(yōu)化設計。單元相對密度的上下限分別為0.01和1。進行拓撲優(yōu)化時,必須先確定拓撲對象的設計空間和非設計空間。設計空間為需要拓撲優(yōu)化的區(qū)域,也就是設計變量,而非設計空間則是在拓撲優(yōu)化過程中結構保持不變的區(qū)域。一般螺栓連接部位為非設計空間,而設計空間的確定以原結構為基礎,根據(jù)零部件與周圍相連部件間的靜態(tài)裝配關系、運動關系等條件,在保證零件之間不發(fā)生干涉的情況下盡量給出簡單的設計空間?；谝陨显瓌t,而且保證在拓撲優(yōu)化過程中有很大的拓撲空間,復合空氣懸架導向臂支架的拓撲優(yōu)化空間如圖4所示。

3.2導向臂支架的拓撲優(yōu)化

該導向臂支架拓撲優(yōu)化主要綜合考慮3種載荷工況下結構全局應力約束、某些關鍵點的位移約束和體積比約束等。模型全局應力約束上限值為280MPa,設定導向臂支架的體積比上限為0.5,即最多保留拓撲模型總體積的50%,另外保證優(yōu)化后模型第一階頻率不低于原結構,設定載荷集中點的位移約束為最大位移1.5mm;另外,考慮設計零件的可制造性,使用脫模方向約束創(chuàng)建拓撲優(yōu)化設計變量,允許模具沿給定方向滑動。

圖4導向臂支架拓撲優(yōu)化空間

3.3導向臂支架的優(yōu)化結果

利用HyperWorks中的OptiStruct模塊進行某重型貨車復合空氣懸架導向臂支架的拓撲優(yōu)化,共經過59次優(yōu)化迭代后結果收斂,圖5為導向臂支架拓撲優(yōu)化優(yōu)化空間的材料密度分布云圖。

圖5導向臂支架拓撲優(yōu)化結果

圖5中藍色區(qū)域為可除大部分材料,材料密度值接近0,紅色區(qū)域為結構需保留區(qū)域,密度值接近于1。其他顏色區(qū)域為中間區(qū)域,這些區(qū)域可去除部分材料。
把拓撲優(yōu)化結果通過OptiStruct提供的OSSmooth工具進行提取,該工具可將拓撲優(yōu)化結果以iges格式直接輸出,輸出后的幾何模型如圖6所示。
根據(jù)拓撲優(yōu)化結果,并考慮工藝和設計經驗,在三維設計軟件中對原模型進行修改,得到的優(yōu)化模型如圖7所示,新的導向臂支架的質量為18.29kg,較原結構質量減少2.72kg,減輕質量約13%。

圖6導向臂支架經OSSmooth提取的幾何模型圖7導向臂支架的優(yōu)化模型

4導向臂支架優(yōu)化前后性能對比

根據(jù)拓撲優(yōu)化的導向臂支架結構,利用有限元軟件HyperWorks的OptiStruct模塊對導向臂支架進行靜強度分析,利用疲勞壽命分析軟件對其進行疲勞分析,并與原結構進行對比。導向臂支架優(yōu)化前后各工況下最大應力對比結果見表4,轉彎工況下導向臂支架應力云圖如圖8所示,導向臂支架在設定工況下的疲勞安全系數(shù)云圖如圖9所示。

表4導向臂支架優(yōu)化前后各工況下性能對比

工況	原結構最大應力(MPa)	新結構最大應力(MPa)	變化量(MPa)	百分比(%)
轉彎	345.7	255.1	-90.6	-26
制動	78.1	139.6	61.5	78
加速	79.6	133.9	54.3	67

圖8優(yōu)化后導向臂支架轉彎工況應力云圖圖9優(yōu)化后導向臂支架疲勞安全系數(shù)云圖

由表4可以看出,優(yōu)化后的導向臂支架在轉彎工況下最大應力為255.1MPa,比原來的結構降低了26%,強度得到極大的提高;而在加速和制動工況下,應力值有所增大,但都遠低于材料的屈服極限,在可接受范圍內。由圖8的新結構在轉彎工況下的應力云圖可知,新結構的應力分布更加均勻,結構更加趨于安全;由圖9可以看出,導向臂支架最小安全系數(shù)為1.519,根據(jù)工程經驗,導向臂支架的疲勞安全系數(shù)滿足要求。
計算結果表明,進行優(yōu)化設計后的導向臂支架,給定工況下最大應力有所降低,應力分布更加均勻。通過對導向臂支架優(yōu)化前后的性能比較,證明了拓撲優(yōu)化設計方法在不減少結構部件強度和性能的基礎上,可以有效減輕結構重量,達到了降低制造成本的目的。
優(yōu)化后的結構進行了零部件試制并在安徽定遠試驗場進行整車耐久性試驗,沒有出現(xiàn)試驗故障,證明了上述優(yōu)化方案的可靠性。

5結論

以某重型貨車復合空氣懸架導向臂支架為分析對象,運用HyperWorks中的OptiStruct模塊對其進行靜強度分析,基于靜強度應力結果利用疲勞壽命分析軟件進行疲勞壽命預測,發(fā)現(xiàn)該導向臂支架靜強度和疲勞壽命都不滿足應用要求;利用HyperWorks平臺的OptiStruct模塊,將基于變密度法的連續(xù)體結構拓撲優(yōu)化方法應用到該導向臂支架結構優(yōu)化設計中,對多工況下的導向臂支架結構進行優(yōu)化設計;根據(jù)拓撲優(yōu)化的結構,再結合制造工藝及設計經驗,對導向臂支架進行重新設計,最后新結構進行了應力和疲勞壽命的計算,并和優(yōu)化前的數(shù)據(jù)進行比較。計算結果表明,進行優(yōu)化設計后的導向臂支架,質量減輕了約13%,轉彎工況應力降低26%,另外兩個工況應力雖有所增加,但不影響整體性能,而且疲勞壽命安全系數(shù)達到1.519,滿足工程要求,經過優(yōu)化后的導向臂支架安全性能得到提升,重量減輕。

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