轎車車頂結(jié)構(gòu)的綜合性能分析與評(píng)價(jià)*

劉 爽 高云凱 張?chǎng)H鵬

（1.同濟(jì)大學(xué)；2.上海汽車集團(tuán)股份有限公司技術(shù)中心）

1 前言

有限元分析法已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于汽車結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和成形仿真中[1～5]。目前，對(duì)轎車車頂結(jié)構(gòu)的評(píng)價(jià)方法尚未形成體系，僅有法規(guī)FMVSS 216《車頂準(zhǔn)靜態(tài)壓潰試驗(yàn)》對(duì)其抗壓強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)價(jià)，而其它性能的評(píng)價(jià)并沒(méi)有法規(guī)對(duì)應(yīng)；各個(gè)企業(yè)的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則也大都不相同，國(guó)內(nèi)尚沒(méi)有相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，國(guó)外在這方面研究工作也較少，大多是在單一工況下進(jìn)行的分析，如主要部件對(duì)車頂結(jié)構(gòu)的影響等。

本文以國(guó)內(nèi)某汽車公司研發(fā)的轎車結(jié)構(gòu)為例，采用有限元分析法對(duì)其車頂結(jié)構(gòu)的綜合評(píng)價(jià)方法進(jìn)行研究，將各工況下車頂結(jié)構(gòu)的分析進(jìn)行整合與統(tǒng)一。研究包括車頂結(jié)構(gòu)模態(tài)分析、抗凹性能分析、車頂覆雪強(qiáng)度分析、車頂結(jié)構(gòu)的抗壓強(qiáng)度分析等。

2 車頂結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析

汽車車身結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析是汽車新產(chǎn)品開(kāi)發(fā)中結(jié)構(gòu)分析的主要內(nèi)容，尤其是車身結(jié)構(gòu)的低階彈性模態(tài)，不僅控制汽車常規(guī)振動(dòng)的關(guān)鍵指標(biāo)，而且反映汽車車身結(jié)構(gòu)的整體剛度性能[6]。本文通過(guò)計(jì)算不同約束狀態(tài)下車身截?cái)嗖糠值哪B(tài)，即車頂結(jié)構(gòu)模態(tài)來(lái)獲取合適的約束邊界條件，通過(guò)與白車身出現(xiàn)車頂局部模態(tài)時(shí)的模態(tài)振型對(duì)比，確定車頂結(jié)構(gòu)的邊界條件,驗(yàn)證有限元模型可靠性。

2.1 車頂模態(tài)分析有限元模型

分析對(duì)象是整車有限元模型的截?cái)嗖糠?，根?jù)需要在A、B柱1/2位置處截取車頂?shù)闹饕Y(jié)構(gòu)，主要板件之間連接方式為焊接。有限元模型使用殼單元離散，選取單元大小為10 mm，采用四邊形單元，少量三角形單元用于過(guò)渡結(jié)構(gòu)。按照表1所列的網(wǎng)格質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)優(yōu)化模型網(wǎng)格。分析采用HYPERWORKS作為前處理器，基于ABAQUS求解器進(jìn)行求解，點(diǎn)焊采用connector的CWELD單元模擬，縫焊采用剛性couple-kin單元模擬。頂蓋與橫梁之間的膠連接采用正六面體實(shí)體單元模擬。

表1 單元網(wǎng)格劃分標(biāo)準(zhǔn)

車頂結(jié)構(gòu)有限元模型如圖1所示，整個(gè)模型共有68915個(gè)節(jié)點(diǎn)，66615個(gè)單元，393個(gè)焊點(diǎn)，三角形單元比例為3.1%。

2.2 兩種不同約束狀態(tài)下的模態(tài)分析

模型截?cái)嗵幉捎脙煞N約束方式，第一種是約束全部自由度，第二種是只約束平動(dòng)自由度。通過(guò)兩種約束條件下的動(dòng)態(tài)特性和整車在自由邊界條件下的模態(tài)振型做對(duì)比，計(jì)算得到車頂結(jié)構(gòu)的前10階模態(tài)頻率、振型以及整車在30～150 Hz范圍內(nèi)的自由模態(tài)頻率和振型。模態(tài)評(píng)價(jià)參數(shù)如表2所列。

表2 車頂結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)評(píng)價(jià) Hz

分析結(jié)果顯示，車頂結(jié)構(gòu)在兩種約束條件下的典型模態(tài)頻率和振型與整車白車身結(jié)構(gòu)在自由邊界條件下的模態(tài)頻率和振型相當(dāng)，故可以認(rèn)為截取的車頂結(jié)構(gòu)有限元模型在該種約束條件下符合整車結(jié)構(gòu)要求，從而驗(yàn)證了該有限元模型的準(zhǔn)確性，確定了其約束邊界條件。本文選取約束截?cái)嗵幦孔杂啥茸鳛橐院蠓治龅某跏歼吔鐥l件。

3 車頂結(jié)構(gòu)的抗凹性能分析

3.1 抗凹性能定義

抗凹性能通常參考于靜態(tài)抗凹性能或動(dòng)態(tài)抗凹性能。靜態(tài)抗凹性能是指板件抵抗由靜態(tài)載荷所引起的永久變形能力，這些載荷包括觸摸、按壓、置放行李時(shí)用手或肘部所施加的力等[7]。由于靜態(tài)抗凹性能是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)性能的基本標(biāo)準(zhǔn)，故本文只研究車頂結(jié)構(gòu)的靜態(tài)抗凹性能。

3.2 抗凹性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)

抗凹性能是反映覆蓋件使用性能的一項(xiàng)重要特性，分為靜態(tài)指標(biāo)和動(dòng)態(tài)指標(biāo)，靜態(tài)指標(biāo)包括抗凹剛度、局部凹痕抗力；動(dòng)態(tài)指標(biāo)包括抗凹穩(wěn)定性[8]。

a.抗凹剛度是指板件抵抗凹曲彈性變形的能力。

b.局部凹痕抗力是指板件在加載-卸載過(guò)程完成后，局部存有的殘余凹痕深度（DENT DEPTH），反映了其抵抗局部凹陷的塑性變形能力。

c.抗凹穩(wěn)定性是指板件在外載荷達(dá)到一定程度，抗變形能力突然消失而造成失穩(wěn)現(xiàn)象時(shí)，板件抵抗失穩(wěn)的能力，該現(xiàn)象和屈曲類似，即在臨界載荷位置處出現(xiàn)位移的劇烈響應(yīng)，表現(xiàn)為“大通過(guò)”（snapthrough）現(xiàn)象，稱為“油罐效應(yīng)”（oil-canning）。

3.3 抗凹性能的檢驗(yàn)準(zhǔn)則

3.3.1 抗凹剛度的檢驗(yàn)準(zhǔn)則

抗凹剛度通常有3種方法進(jìn)行檢驗(yàn)評(píng)估[9]：一定載荷作用下產(chǎn)生的凹陷位移fp；產(chǎn)生一定凹陷撓曲位移時(shí)承受的外載荷；外載荷作用下載荷-位移曲線的斜率。

實(shí)際應(yīng)用時(shí)，一般選取一定載荷作用下產(chǎn)生的凹陷位移fp作為檢驗(yàn)依據(jù)，如fp≤fc（fc是檢驗(yàn)限定值）則合格，否則不合格。關(guān)于檢驗(yàn)載荷F和限定位移fc，各國(guó)還沒(méi)有統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)。本文采用的準(zhǔn)則是在130 N載荷作用下凹陷位移不超過(guò)6 mm為合格。

3.3.2 局部凹痕抗力的檢驗(yàn)準(zhǔn)則

通常采用兩種方法對(duì)局部抗凹力進(jìn)行評(píng)估：

a.一次加載法。施加所需要的載荷F后卸載，由加載-卸載曲線獲得一定載荷作用下的最大撓度和殘余凹痕深度。

b. 逐級(jí)加載法。以等增量的加載方式逐步完成加載-卸載過(guò)程，從而獲得載荷-殘余凹痕深度曲線。

一般來(lái)講，靜態(tài)抗凹性能分析所采用的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則是產(chǎn)生固定凹痕深度時(shí)所需要的臨界外載荷FDR，若FDR≥Fp（Fp是理論值）則合格，否則不合格。理論外載荷Fp通常選取材料產(chǎn)生0.1 mm殘余凹痕深度時(shí)所施加的外載荷f0.1，f0.1的計(jì)算公式[10]如下：

式中，σy為材料的屈服強(qiáng)度；t為部件厚度值。

本文采用的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則是一次加載至130 N，隨后卸載，獲得載荷-位移曲線，凹陷位移小于等于6 mm，殘余凹痕深度小于等于0.1 mm為合格，并且在產(chǎn)生0.1 mm的殘余凹痕深度時(shí)，所施加的外載荷F0.1應(yīng)大于或等于理論載荷f0.1。

3.3.3 抗凹穩(wěn)定性的檢驗(yàn)準(zhǔn)則

抗凹穩(wěn)定性通常采用載荷-位移曲線中的不穩(wěn)定范圍來(lái)進(jìn)行檢驗(yàn)評(píng)估，如圖2所示。從圖2中可以看出，當(dāng)載荷增加到一定程度，達(dá)到“油罐效應(yīng)”極值點(diǎn)時(shí)，發(fā)生了失穩(wěn)現(xiàn)象。極值點(diǎn)處的臨界載荷Fcr和臨界位移fcr是反映抗凹穩(wěn)定性的重要參數(shù)。曲線中斜率趨近于零的區(qū)域稱為不穩(wěn)定區(qū)域，不穩(wěn)定區(qū)域的范圍越小越好，同時(shí)也應(yīng)該盡量避免這種“油罐效應(yīng)”，排除不穩(wěn)定因素。

3.4 車頂結(jié)構(gòu)的抗凹性能有限元分析

3.4.1 車頂結(jié)構(gòu)抗凹性能分析有限元模型

抗凹性能分析對(duì)象為車頂結(jié)構(gòu)承載件，其主要參數(shù)如表3所示，部件位置示意見(jiàn)圖3。加載物體是尺寸為63.5 mm的剛性半球，根據(jù)2.2節(jié)中模態(tài)分析結(jié)果確定出7個(gè)剛度較小的位置作為抗凹性分析的加載參考點(diǎn)，參考點(diǎn)位置及編號(hào)和剛性半球的有限元模型如圖4所示。

表3 車頂結(jié)構(gòu)主要部件參數(shù) mm

3.4.2 車頂結(jié)構(gòu)抗凹性能數(shù)值模擬

在參考點(diǎn)位置處利用剛性半球沿頂蓋曲面的法向從0逐漸加載到130 N后卸載，分析參考點(diǎn)的位移變化，獲取各參考點(diǎn)的載荷-位移曲線。采取同樣方法，多次加載-卸載不同等級(jí)的載荷來(lái)獲取載荷-殘余凹痕深度曲線。所得到結(jié)果如圖5和圖6所示。

從圖5和圖6中可以看出，載荷達(dá)到一定值時(shí)，前6個(gè)參考點(diǎn)并沒(méi)有出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象，而參考點(diǎn)7在載荷極值點(diǎn)處斜率變化較大，但并未產(chǎn)生不穩(wěn)定區(qū)域，說(shuō)明該車頂結(jié)構(gòu)的抗凹穩(wěn)定性較好。各個(gè)參考點(diǎn)的局部凹痕抗力評(píng)價(jià)參數(shù)F0.1及其他評(píng)價(jià)參數(shù)如表4所示。

從表4中可以看出，在施加130 N載荷并卸載后，各點(diǎn)的凹陷位移均小于等于6 mm，并且產(chǎn)生的殘余凹痕深度均小于等于0.1 mm；各點(diǎn)的殘余凹痕抗力F0.1均比理論值（f0.1=103 N）大；同時(shí)各參考點(diǎn)并沒(méi)有出現(xiàn)抗凹失穩(wěn)現(xiàn)象。以上結(jié)果表明，各參考點(diǎn)的抗凹剛度、局部凹痕抗力、抗凹穩(wěn)定性均滿足性能要求，該車頂結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和材料選用合理，整體抗凹性能較好。

表4 抗凹性評(píng)價(jià)參數(shù)

4 車頂結(jié)構(gòu)的覆雪強(qiáng)度分析

4.1 車頂覆雪強(qiáng)度的評(píng)價(jià)方法

車頂結(jié)構(gòu)在雪壓作用下會(huì)產(chǎn)生凹陷變形，隨著覆雪厚度增加，變形量也會(huì)增大。若變形過(guò)大，會(huì)造成整體結(jié)構(gòu)失穩(wěn)或頂蓋局部的超大塑性變形。本文采用的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則是，獲取車頂結(jié)構(gòu)發(fā)生壓潰時(shí)的頂蓋覆雪厚度，若該厚度大于標(biāo)準(zhǔn)值，則其滿足強(qiáng)度指標(biāo)，否則不滿足。

4.2 車頂覆雪強(qiáng)度有限元分析

4.2.1 車頂覆雪強(qiáng)度分析有限元模型

在車頂表面沿垂直方向（Z方向）施加大小為5.537 kPa的分布載荷。將加載-卸載曲線轉(zhuǎn)化為覆雪厚度-時(shí)間曲線，雪密度取0.25 g/cm3，所獲得的加載曲線及邊界條件如圖7所示。

4.2.2 車頂覆雪強(qiáng)度的數(shù)值模擬

在覆雪壓力作用下，車頂結(jié)構(gòu)變形如圖8和圖9所示，可以看出，在t=0.1 s時(shí)覆雪壓力達(dá)到最大，此時(shí)車頂結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為528.8 MPa，已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)材料的屈服極限，而產(chǎn)生的最大位移為97.98 mm，證明此時(shí)車頂結(jié)構(gòu)已經(jīng)被壓潰。選取變形最大區(qū)域內(nèi)某節(jié)點(diǎn)的位移-時(shí)間曲線來(lái)確定壓潰時(shí)的覆雪厚度。由圖10可以看出，當(dāng)t=0.07 s時(shí)，節(jié)點(diǎn)位移急劇增加，表明此時(shí)車頂結(jié)構(gòu)被壓潰，對(duì)應(yīng)的覆雪厚度為1.582 m，已遠(yuǎn)大于標(biāo)準(zhǔn)值，說(shuō)明該車頂結(jié)構(gòu)的覆雪強(qiáng)度滿足要求。

5 車頂結(jié)構(gòu)的抗壓強(qiáng)度分析

5.1 車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則

目前車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度評(píng)價(jià)法規(guī)采用美國(guó)聯(lián)邦機(jī)動(dòng)車輛安全標(biāo)準(zhǔn)FMVSS 216《車頂準(zhǔn)靜態(tài)壓潰試驗(yàn)》[17]。法規(guī)要求當(dāng)剛性加載裝置壓力達(dá)到1.5倍汽車整備質(zhì)量或22240 N（取兩者較小值）時(shí)，剛性加載裝置位移不應(yīng)超過(guò)127 mm。由于加載條件限制，本文采用當(dāng)剛性加載裝置位移達(dá)到160 mm時(shí)剛性加載平面與車頂之間的接觸力變化范圍來(lái)評(píng)價(jià)車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度。一方面，觀察剛性加載平面在接觸力達(dá)到要求值時(shí)的位移是否在限定范圍內(nèi)；另一方面，觀察剛性加載平面在之后的位移范圍內(nèi)，接觸力是否會(huì)下降至要求值之下。二者之間接觸力越大，抵抗能力越強(qiáng)。

5.2 車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度有限元分析

5.2.1 整車有限元分析模型

進(jìn)行車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度仿真分析時(shí)，有限元模型包含了試驗(yàn)側(cè)的前、后車門，并且保持車門為關(guān)閉狀態(tài)。約束左、右門檻上各點(diǎn)的全部自由度，用來(lái)模擬試驗(yàn)中車輛的固定。載荷加載裝置是剛性不變形的物塊，仿真分析中使用762 mm×1829 mm的矩形剛性平面模擬，剛性平面以一定速度V勻速沿其法向下壓，對(duì)車頂進(jìn)行加載。本文前處理采用HYPERWORKS，LS-DYNA作為求解器。模型中共有853386個(gè)節(jié)點(diǎn)，794923個(gè)單元，單元類型包括六面體實(shí)體單元、板殼單元、梁?jiǎn)卧?、剛性單元、彈簧單元等。車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度有限元分析模型如圖11所示。

5.2.2 車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度的數(shù)值模擬

圖12為車頂結(jié)構(gòu)抗壓強(qiáng)度分析變形圖，可以看出剛性加載平面與車頂接觸的區(qū)域?yàn)橹饕冃螀^(qū)域?？箟悍治鲋?，用剛性加載平面與車身之間的接觸力來(lái)評(píng)價(jià)車頂?shù)挚棺冃文芰Α１疚闹袆傂约虞d平面以2 m/s的恒定速度加載，選擇加載時(shí)間為80 ms，此時(shí)，加載平面的位移為160 mm，所得到的剛性加載平面與車身之間的接觸力-時(shí)間曲線如圖13所示。

該款轎車的整車整備質(zhì)量為1420 kg，故剛性加載平面的加載力要求值為20874 N。從圖13中可以看到，當(dāng)加載力為20874N時(shí)，加載時(shí)間為6.7 ms，對(duì)應(yīng)的加載位移是13.33 mm，該位移值遠(yuǎn)小于127 mm；當(dāng)加載時(shí)間為63.5 ms時(shí)，對(duì)應(yīng)的加載位移是127 mm，且此時(shí)的接觸力為42600 N。故當(dāng)加載位移在13.33～127mm區(qū)間時(shí)，加載力均大于20874 N。因此，該車頂結(jié)構(gòu)的抗壓強(qiáng)度符合FMVSS 216法規(guī)要求。

6 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)有限元數(shù)值模擬分析法對(duì)轎車車頂結(jié)構(gòu)的綜合性能進(jìn)行了分析與評(píng)價(jià)，綜合性能主要包括結(jié)構(gòu)的模態(tài)特性、抗凹特性、覆雪強(qiáng)度特性以及抗壓強(qiáng)度特性。系統(tǒng)評(píng)價(jià)了車頂結(jié)構(gòu)的靜態(tài)、動(dòng)態(tài)性能，包括載荷、邊界條件的設(shè)置，給出了相應(yīng)的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則及合理的適用范圍，并且將各個(gè)工況下的評(píng)價(jià)體系進(jìn)行整合，得到合理的綜合評(píng)價(jià)體系，為整車設(shè)計(jì)或車頂結(jié)構(gòu)的相關(guān)產(chǎn)品研發(fā)提供參考。

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