基于稳健性的乘用车前下控制臂设计优化

阴雪莲

(上海汇众汽车制造有限公司 技术中心，上海 200122)

基于稳健性的乘用车前下控制臂设计优化

阴雪莲

(上海汇众汽车制造有限公司 技术中心，上海 200122)

本文对汽车前下控制臂的屈曲强度进行CAE分析及试验验证，并基于失效模式进行设计评审(DRBFM)，发现球头球心相对于控制臂本体的垂向位置对屈曲变形的失效模式较为敏感。基于QFD和田口方法，通过设计优化，使产品性能足够抵抗制造公差的干扰，按照功能要求实现一种稳健的失效模式，并完成有效性试验验证。通过应用六西格玛设计理念，实现产品质量的先期策划。

前下控制臂；球头球心；优化设计；稳健性；屈曲变形；失效模式

在汽车底盘结构中，控制臂作为悬架系统的受力、导向和传力零件，需满足以下功能要求：使悬架系统在路面的冲击下处于弹跳和回弹状态；将车轮传递过来的纵向力与横向力通过橡胶衬套传递给副车架；通过对转向节的定位来影响底盘调校[1]。控制臂对汽车行驶的安全性影响非常大，在设计开发阶段必须保证设计的可靠和稳健[2-3]。

本文针对某款车的前下控制臂，在设计验证过程中对零件的失效模式进行分析论证，找出造成该种失效模式的根本原因(root cause)，并分析这种失效模式对驾驶安全性的影响。将质量功能展开(quality function deployment) 和 田 口(Taguchi method)方法应用到该产品的开发过程中[4-5]，通过设计优化，提升产品设计质量，从而使产品能够满足顾客期望、工艺难度低、质量好，并且有创新力。

本文提出的设计优化方法，可作为一种通用方法，指导后续相关产品开发。

1 前下控制臂屈曲CAE分析

汽车前下控制臂在汽车行驶过程中承受车轮传递过来的横向力和纵向力，在设计开发早期通过整车受力分析，计算出不同行驶工况下，控制臂各硬点(球头球心，前后衬套中心)的受力状况。在控制臂产品开发过程中，会依据整车分析中球头球心受力状况，提取出横向和纵向受力最大值，以此作为控制臂屈曲分析的目标值。在零部件级别的CAE分析中，计算出控制臂在横向和纵向能够承受的最大力，与目标值进行对比，以此判断控制臂在整车行驶中能否承受极限载荷[6]。

控制臂总成由控制臂本体、球头和前后衬套组成，如图1所示。球头和衬套的结构强度会在子总成开发过程中进行校核计算。因此，在控制臂总成开发过程中，主要是考量控制臂本体的结构强度。

图1 控制臂总成

在CAE建模时，可以对控制臂总成结构进行适当简化[7-8]，其建模方法如图2所示。控制臂本体的冲压件，用壳单元中的四边形或三角形进行网格划分。球头简化为刚体单元RBE2并约束竖直方向位移，球心作为刚体单元的主节点，外部载荷直接施加于球心上。衬套简化为刚体单元RBE3，与接地弹簧单元进行连接，从而实现边界约束。接地弹簧单元的各向刚度系数参考衬套的各向刚度，以此来模拟衬套结构。对于屈曲分析，分别对球心施加横向(Y向)和纵向(X向)位移，计算结构在失稳前能承受的最大力。

图2 屈曲CAE建模方法

2 前下控制臂屈曲台架试验

CAE分析在产品前期开发过程中可以缩短开发周期，后续需要通过物理试验进行设计确认。物理试验的目的是验证CAE分析结果，因此需要最大程度地复现CAE的加载条件和边界条件。

控制臂的屈曲台架试验搭建如图3所示。在台架夹具设计阶段，对夹具自身结构进行了刚度校核，前后衬套约束点的刚度均达到10e6N/mm以上，可以认为是刚性约束，试验时通过螺栓将衬套内套筒紧固在夹头上。在球头侧，将一与球头杆形状一致的球头套箍紧固在球头上，助动头通过球头套箍对球头施加水平力。球头套箍上方连接一根刚性棒，刚性棒上端进行平动约束，使下端只能绕着约束点转动，因刚性棒足够长(约1m)，可以认为下端在竖直方向无法产生位移，从而限制了球头套箍在竖直方向的位移，实现对球心竖直位移的约束。

图3 屈曲台架试验

3 基于失效模式的设计评审(DRBFM)

3.1 首轮CAE与试验结果对比

以上CAE分析和台架试验目的是在设计开发阶段能够分析验证子系统的承载能力，使控制臂总成满足设计要求，在整车行驶中可以承受极限大载荷工况。

对于本项目，通过分析整车的极限载荷数据，控制臂总成纵向屈曲力的目标值为18.8kN。在设计优化阶段，通过对冲片形状的调整，CAE结果显示该总成可以承受19.5kN的纵向力。在进行台架试验验证时，实际零件的屈曲力可以达到22kN左右(几个试验件间有少许差异)。在CAE分析阶段，为增加设计的可靠度，材料曲线按照材料标准的最低值进行设置，且分析时没有考虑材料冲压过程中的加工硬化作用，实际试验结果高于CAE结果符合正常预期。台架试验结果和CAE结果对比如图4所示。

图4 屈曲力台架结果和CAE结果

在对比屈曲力试验和CAE结果的同时，对失效模式也进行了分析。在试验结果中，屈曲失效发生在控制臂本体靠近球头的位置，控制臂本体顺着力的方向发生反转，导致球头杆从球头座中脱出，如图5a所示。在CAE结果中，结构屈曲失效发生在球头和前衬套的中间位置，失效时控制臂不会顺着加载力的方向发生翻转，即球头杆不会从球头座中脱出，失效时仅球头硬点位置发生偏离，如图5b所示。此种失效模式，是让驾驶者无危险的情况下感受到零件失效，CAE中的失效模式是客户需要的失效模式。

图5 屈曲失效模式台架结果和CAE结果

3.2 基于失效模式的设计评审及分析

对于屈曲失效模式，试验结果与CAE结果出现差异，并且试验结果不是我们期望得到的失效模式。因此，我们需要对试验过程和失效模式进行评审及分析。

试验分析的前提是输入条件符合要求，这其中包括试验零件尺寸、试验零件材料、台架搭建与CAE分析模型的吻合度。在试验开始前期我们做了一定的准备工作。首先对于试验零件尺寸，在试验前通过对冲片散件进行蓝光扫瞄，对总成硬点坐标进行三坐标测量，试验零件的尺寸均在图纸要求的公差范围内。对于控制臂本体材料，进行了材料机械性能测试，实际使用的材料符合材料标准。对于衬套刚度，在CAE分析时也用供应商提供的实测值代替了之前的目标值。对于台架的搭建，衬套夹持点和球头夹持点的位置均参照CAE分析模型的位置，并在搭建后用三坐标进行位置标定确认，误差在允许的范围内。基于以上试验条件，认为试验结果可信，可以依据试验结果进行设计评审。

在控制臂设计优化时，我们发现球头球心的竖直位置与控制臂本体截面剪切中心的相对位置，直接影响控制臂的抗弯能力，即屈曲强度。需要尽力将球头球心与控制臂本体截面剪切中心置于同一平面，以此获得最大的屈曲强度，此时控制臂球头端不发生扭转变形，如图6a所示。当球心位置向上或者向下偏移即使1mm，屈曲强度会有所下降，并且球头端会发生扭转：球心向上偏移，球头端向上翻转，易导致球头顺着力的方向脱出，如图6b所示；球心向下偏移，屈曲变形位置发生在球头和前衬套中间的控制臂本体位置，球头端不会发生翻转，球头脱出风险较低，如图6c所示。

通过以上分析，对试验零件尺寸再次进行尺寸检测，发现球头球心位置确实存在系统偏差，即球心位置相对于冲片位置偏上约0.5mm～1mm，如图7所示。造成这一偏差的原因，经排查为压装夹具的尺寸误差所导致。

3.3 调整过的试验验证

为验证球心向上位置偏差是否为导致球头脱出的根本原因，重新制备了试验零件，在压装时将球头球心压装到设计位置偏下的区域，压装后的零件如8所示。试验后发现控制臂的变形模式与CAE结果吻合良好，屈曲发生在控制臂本体中间位置，球头没有脱出，并且由于变形位置的变化，试验屈曲力提高到24.8kN。试验结果如图9所示。通过再次试验，验证了之前失效模式与CAE结果不一致的根本原因，即是球心位置的向上偏差引起。

图6 球心位置对屈曲强度和失效模式的影响

图7 球头球心位置偏差

图8 校正过的球头球心位置

图9 球心位置调整过的试验结果

3.4 设计优化

通过上述分析和验证，找出了试验中球头脱出的根本原因。在控制臂实际制造过程中，球头1mm左右的向上偏差在公差允许范围内，正常加工工艺很难避免。按照DFSS的田口方法，需要设计出对这种噪声因子不敏感的产品，即实现一种稳定的设计，避免球心向上偏差导致的不合理失效模式。为此，在产品设计上将控制臂本体(冲片)相对于球头球心向上偏移1.5mm，如图10所示。这种预校正方式，即使球头球心在加工过程中有向上1.5mm的位置偏差，也能将球心相对于冲片的位置控制在一个合理的范围内，达到一种稳定的失效模式，即球心只发生位置偏移，冲片不发生翻转，从而防止球头在屈曲失效时从球座中脱出。

图10 控制臂优化方案

4 结论

对基于控制臂屈曲试验的失效模式进行设计评审，找到导致不合理的失效模式的根本原因，即球心位置的向上偏差导致屈曲失效时，球头脱出。纠正了球心位置偏差后，再次进行试验，试验结果的失效模式达到预期，证明这一结论的正确性。

为使该控制臂按客户要求实现一种低风险且稳健的失效模式，按照田口方法对设计进行了优化，排除了零部件加工过程中噪声因素对产品质量的影响，使控制臂的设计更加稳健，符合产品质量先期策划这一设计开发理念。

[1] 周长城.车辆悬架设计及理论[M].北京：北京大学出版社，2011：186-192.

[2] 王彦杰.汽车设计质量检验方法的研究[J].工业设计，2016，(3)：120-125.

[3] 李 彦.产品创新设计理论及方法[M].北京：科学出版社，2O12.

[4] 张振宇，孙丽丽.设计开发"内建质量"模型的运用和建立[J].上海质量，2013，(1)：48-52.

[5] Lock&my.Archie.Quality Function Deployment：Total Quality Management for New Product Design[J].International Journal of Quality＆ Reliability Management.1995，12(6)：75-84.

[6] 张继宏，王文志.车辆控制臂优化设计[J].公路与汽运，2016，(2)：7-10.

[7]Murali M.R.Krishna，Aaron Stange.Topology and Classical Shape Optimization of a Lower Control Arm- a Case Study.ASME 2006 International Design Engineering Technical Conferences&Computers and Information in Engineering Conference.September 10-13，2006.

[8] 石广丰，高 韬.基于ABAQUS的某汽车悬架控制臂仿真模态分析[J].长春理工大学学报：自然科学版，2013，36(6)：75-77.

Design optimization of front lower control arm for passenger car on the basis of robustness

YIN Xuelian
(R&D Center,Shanghai Huizhong Automotive Manufacturing Co.,Ltd.,Shanghai 200122,China)

CAE analysis and test verification have been performed to buckling strength of the automobile front lower control arm.The DRBFM has been conducted on the basis of failure mode.It is found out that the vertical position of ball joint center relative to control arm body is sensitive to the buckling failure mode.The design has been optimized to minimize the effect of manufacture tolerance to achieve an expected and robust failure mode as per functional demands on the basis of QFD and Taguchi method.The effectiveness has been tested and verified.The advanced planning of product quality has been performed by applying the DFSS.

Front lower control arm;Ball joint center;Buckling deformation;Failure mode;Robustness

TP391.7

A

10.16316/j.issn.1672-0121.2017.05.022

1672-0121(2017)05-0073-04

2017-05-04；

2017-06-15

阴雪莲(1979-)，女，硕士，工程师，从事汽车零部件设计开发。E-mail：yinxuelian@shac.com.cn