某型號汽車發(fā)動機罩撞擊疲勞分析

摘 要：搭建了發(fā)動機罩有限元模型，考慮了緩沖塊、密封條的影響，采用本構(gòu)模型Mooney-Rivlin描述橡膠緩沖塊，由動能定理得到機罩撞擊前瞬間的速度并進(jìn)行顯式動態(tài)分析?；趧討B(tài)分析的結(jié)果，結(jié)合雨流計數(shù)、疲勞曲線及Miner累積損傷理論，進(jìn)行撞擊疲勞分析，預(yù)測了發(fā)動機罩的焊點、鈑金疲勞壽命并設(shè)置了機罩撞擊疲勞試驗，試驗結(jié)果與仿真一致，規(guī)避了機罩焊點、鈑金開裂風(fēng)險，為發(fā)動機罩前期的設(shè)計提供了依據(jù)和思路。

關(guān)鍵詞：發(fā)動機罩 有限元模型 撞擊疲勞 試驗驗證

1 緒論

汽車發(fā)動機罩反復(fù)開關(guān)過程中，與機罩鎖體、緩沖塊及密封條頻繁的撞擊，局部結(jié)構(gòu)位置應(yīng)力水平高，可能出現(xiàn)鈑金、焊點開裂現(xiàn)象，嚴(yán)重影響其使用性能，因此有效預(yù)測汽車發(fā)動機罩的疲勞壽命，一直是汽車結(jié)構(gòu)設(shè)計關(guān)心的問題。在機罩與鎖體撞擊過程中，緩沖塊、密封條起到緩沖和吸能的作用，文章考慮了緩沖塊和密封條的影響，建立發(fā)動機罩總成有限元模型，力求全面模擬機罩開關(guān)撞擊過程中受力狀態(tài)，預(yù)測其壽命并試驗驗證。

2 發(fā)動機罩結(jié)構(gòu)簡述

文章選取某型號汽車的發(fā)動機罩為研究對象，三維結(jié)構(gòu)圖如圖1所示，它主要包括鉸鏈加強板1、減震膨脹膠2、機罩內(nèi)板3、前端支架4，鎖扣加強板5、緩沖塊6、后端支架7、機罩鉸鏈8、機罩包邊9、鎖扣安裝板10、機罩氣撐桿11、機罩外板12。其中機罩內(nèi)板的材質(zhì)為DC54+ZF，機罩外板的材質(zhì)為HC180BD+Z，加強板和支架的材質(zhì)為DC51D+ZF，機罩內(nèi)外板四周通過包邊連接。

3 機罩緩沖塊的模擬

機罩撞擊疲勞分析中，考慮機罩與鎖體及緩沖塊的影響。機罩緩沖塊的材料為三元乙丙橡膠（EPDM），它能有效緩和機罩撞擊過程中的振動，橡膠緩沖塊本構(gòu)模型采用Mooney-Rivlin描述，它是彈性體非線性有限元分析中廣泛應(yīng)用的本構(gòu)關(guān)系。由相關(guān)文獻(xiàn)得到三元乙丙橡膠（EPDM）的彈性模量為7.8MPA，并且有經(jīng)驗公式[1-2]：

由式（1）和（2）得到Mooney-Rivlin超彈性本構(gòu)模型的材料常數(shù)C10=1.04，C01=0.26。機蓋的密封條采用BUSH單元模擬，靜剛度曲線如圖2所示，焊點和減震膨膠使用RBE3-HEXA-RBE3模擬，搭建的發(fā)動機罩撞擊疲勞有限元模型如圖3所示。

4 顯式動態(tài)分析

4.1 機罩撞擊速度的計算

根據(jù)設(shè)計要求，發(fā)動機罩的最大開啟角度為52度，此時機罩的質(zhì)心與鎖體上表面的豎直高度設(shè)為h，機罩與鎖體撞擊前瞬間的速度設(shè)為v。選取機罩為研究對象，該機罩安裝手動撐桿，機罩在關(guān)閉過程中僅受重力作用，根據(jù)動能定理：合外力做功等于物體動能的變化量。可得mgh=0.5mv2，其中v=ωr，r為機罩質(zhì)心到兩鉸鏈旋轉(zhuǎn)中心連線的垂直距離，代入相關(guān)數(shù)值得機罩的旋轉(zhuǎn)角速度ω=1.8rad/s。

4.2 顯式動態(tài)分析

考慮到撞擊過程中機罩總成內(nèi)各零件間可能出現(xiàn)相互接觸，建立自接觸，施加初始角速度為1.8rad/s，顯式動態(tài)計算時間設(shè)為0.008秒，機罩開啟角度為5°，確保不與密封條干涉。得到動能、內(nèi)能、偽能量及總能量的時間歷程曲線如圖4所示。

由圖4可知，動能先隨時間逐漸降低，后隨逐漸升高。最低點出現(xiàn)在0.003秒，表明機罩開始撞擊到被完全鎖止經(jīng)歷的時間為0.003秒，曲線比較光滑；內(nèi)能的趨勢與動能相反，撞擊過程中與動能相互轉(zhuǎn)化，偽應(yīng)變能的一直較小，總能量大小總體保持不變，表明沒有沙漏現(xiàn)象，表明模型的搭建和響應(yīng)正確。

5 疲勞分析

5.1 鈑金疲勞

局部應(yīng)力應(yīng)變法結(jié)合材料的循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線，通過彈塑性有限元分析或其他的計算方法，將構(gòu)件上的名義應(yīng)力譜轉(zhuǎn)換成構(gòu)件上的危險部位的局部應(yīng)力應(yīng)變譜，然后根據(jù)危險部位局部應(yīng)力應(yīng)變歷程估算壽命[3-5]。汽車發(fā)動機罩總成在撞擊過程中，大部分的零件處于彈性范圍內(nèi)，但在機罩內(nèi)板與緩沖塊、鎖扣與鎖體的撞擊區(qū)域，載荷水平高（超過屈服應(yīng)力），進(jìn)入彈塑性狀態(tài)，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系不再是線性關(guān)系，塑性應(yīng)變成為影響疲勞壽命的主要因素，局部應(yīng)力應(yīng)變法在壽命估算過程中考慮了塑性應(yīng)變的影響和載荷順序的影響，因而用它估算汽車發(fā)動機罩撞擊疲勞裂紋形成，通?？梢垣@得比較符合實際的結(jié)果。

5.2 焊點疲勞

Rupp方法[6]是當(dāng)前焊點疲勞分析主流方法，焊點力計算示意圖如圖5所示，相關(guān)評估過程如下。

A.使用梁單元CBAR或ACM單元模擬焊點，殼單元模擬母材。

B.使用Rupp方法獲得圖5中下層鈑金的熱影響區(qū)附近等效局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力時間歷程，計算過程如下。

C.類似的，可以得到圖5中上層鈑金熱影響區(qū)附近的局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力時間歷程，進(jìn)行雨流計數(shù)，結(jié)合焊點的S-N曲線及式（10），預(yù)測焊點疲勞壽命。

5.3 線性累積損傷理論

工程中廣泛應(yīng)用的損傷理論為Miner累積損傷理論[7-9]。Miner從能量的角度出發(fā)，做了如下假設(shè)：試樣所吸收的能量達(dá)到極限值時產(chǎn)生疲勞破壞，且吸收的能量與其循環(huán)數(shù)間存在著正比關(guān)系，即：

這樣，若試樣的加載歷史由σ1，σ2，…σi這樣的 i個不同的應(yīng)力水平構(gòu)成，各應(yīng)力水平下的疲勞壽命依次為N1，N2，…，Ni，各應(yīng)力水平下的循環(huán)次數(shù)依次為n1，n2，…，ni，則當(dāng)損傷：

時，試樣吸收的能量達(dá)到極限值W，試樣發(fā)生疲勞破壞。上式即為 Miner累積損傷理論的數(shù)學(xué)表達(dá)式。

5.4 發(fā)動機罩的撞擊疲勞計算

基于顯式動態(tài)分析的結(jié)果文件（該文件包含載荷時序及應(yīng)力），進(jìn)行雨流計數(shù)、使用Smith-Watson-Topper進(jìn)行平均應(yīng)力修正，采用Neuber方法進(jìn)行彈塑性修正，結(jié)合鈑金件的E-N曲線、式（10），忽略材料的表面及內(nèi)部缺陷，得到的機罩鈑金壽命，鈑金壽命云圖如圖6所示，其中，鈑金疲勞壽命最小值為346%，即損傷為0.289，位于機罩內(nèi)板的鉸鏈后安裝點周邊區(qū)域，見局部放大視圖圖7，損傷值小于1，不會發(fā)生鈑金開裂現(xiàn)象。

基于顯示動態(tài)分析的結(jié)果文件，根據(jù)式（3）進(jìn)行雨流計數(shù)、結(jié)合焊點的S-N曲線和式（10），計算得到機罩焊點疲勞壽命，焊點壽命云圖如圖8所示，最小焊點疲勞壽命為1129%，即損傷為0.088，位于機罩鉸鏈加強板的最前端焊點（見局部放大視圖9），焊點損傷值小于1，不會發(fā)生焊點開裂現(xiàn)象。

6 發(fā)動機罩撞擊疲勞試驗

試驗工裝搭建完成后，進(jìn)行機罩撞擊疲勞試驗，如圖10所示，實時記錄試驗情況，12000次開關(guān)機罩試驗后，機罩各零部件狀態(tài)良好、無裂紋產(chǎn)生，滿足設(shè)計要求。與仿真分析預(yù)測結(jié)果一致，表明建模及分析方法正確。

7 結(jié)論

文章介紹了發(fā)動機罩的構(gòu)成和緩沖塊、密封條的模擬，機罩撞擊前速度的計算方法，搭建了發(fā)動機罩的有限元模型。通過動態(tài)顯式計算，獲得了載荷時序及應(yīng)力結(jié)果并考察了模型的能量變化情況，基于局部應(yīng)力應(yīng)變法和Rupp方法分別進(jìn)行機罩鈑金、焊點撞擊疲勞計算并試驗驗證，試驗結(jié)果與仿真結(jié)果一致，表明建模、分析方法合理，為機罩的設(shè)計提供依據(jù)和參考。

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