客車車身側(cè)圍溢流孔開口位置對比研究

屈 丹 趙 昕 那景新 王秋林 高劍峰

吉林大學(xué)汽車動態(tài)模擬國家重點實驗室,長春,130022

客車車身側(cè)圍溢流孔開口位置對比研究

屈 丹 趙 昕 那景新 王秋林 高劍峰

吉林大學(xué)汽車動態(tài)模擬國家重點實驗室,長春,130022

根據(jù)承載式客車車身結(jié)構(gòu)的實際生產(chǎn)工藝和結(jié)構(gòu)特點,提出一種研究客車車身骨架接頭溢流孔不同開口位置對接頭局部應(yīng)力影響規(guī)律的方法。在此基礎(chǔ)上選取了某客車側(cè)圍的一組接頭,在整車滿載彎曲、單輪懸空工況下,對不同溢流孔孔位的應(yīng)力狀態(tài)進行了對比分析,總結(jié)了溢流孔開口位置對接頭局部強度的影響規(guī)律,為車身電泳工藝中溢流孔的設(shè)計提供參考。

承載式客車車身;溢流孔;接頭局部強度;電泳

0 引言

全承載式客車車身具有良好的強度、剛度特性,目前已成為車身骨架的主流。對全承載式客車車身而言,車身骨架承受全部載荷以及路面?zhèn)鬟f的各種沖擊載荷,這就對車身骨架的強度提出了更高的要求。車身骨架接頭[1]處結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,是整個車身承受載荷的薄弱環(huán)節(jié),很容易產(chǎn)生局部應(yīng)力集中等問題[2]。如在接頭處再開設(shè)溢流孔,將很有可能加劇全承載式客車車身骨架接頭處的應(yīng)力集中,從而對車身強度產(chǎn)生一定的影響。

目前,國內(nèi)外針對車身接頭模型的研究絕大多數(shù)是對接頭結(jié)構(gòu)進行設(shè)計及計算分析。Yasuaki等[2]研究了概念設(shè)計階段接頭結(jié)構(gòu)設(shè)計的簡化問題;Kuo等[3]考慮車門夾板運動,研究了車身接頭設(shè)計問題;Nikolaidis等[4]描述了接頭的變形形式,并研究了如何估算由彈簧組成的簡化模型參數(shù)的問題;耿作恒等[5]研究了汽車車架支座及焊接接頭的有限元分析方法;姚乾華等[6]研究了某汽車車身結(jié)構(gòu)中B柱上部接頭剛度及其靈敏度分析的方法;黃金陵等[1]在轎車車身結(jié)構(gòu)概念模型中提出了“接頭單元”的概念,并以車身某一立柱上部接頭為例,研究了接頭柔度的計算方法。

綜上所述,國內(nèi)外對汽車車身接頭進行了不少研究,但針對接頭處溢流孔的設(shè)計與優(yōu)化的研究尚未見報道。

從1963年電泳漆首次在福特轎車車身上試驗成功至今,電泳技術(shù)已廣泛運用于汽車車身,且由于它形成的涂膜均勻,附著性好,防腐性高,許多客車車身中也逐步采用了電泳工藝。然而,由于客車車身骨架桿件基本上是腔式結(jié)構(gòu),采用傳統(tǒng)工藝無法使內(nèi)腔噴漆到位,所以在采用電泳工藝時,必須在矩形鋼管上設(shè)置一定數(shù)量的溢流孔,這樣既可保證在電泳過程中電泳液不串槽[7],也能確保內(nèi)腔泳上漆膜,同時也保證了在電泳結(jié)束后電泳液能順利快速地流出。

現(xiàn)有的全承載式客車車身大量采用矩形鋼管,每根鋼管共有4個面,對于一般接頭結(jié)構(gòu)形式,各個鋼管的開孔位置面如何組合對接頭處的應(yīng)力集中影響最小是本文研究的重點。

1 研究方法及有限元模型

由于全承載式客車車身側(cè)圍是主要承載結(jié)構(gòu),因此,本文在整車模型分析的基礎(chǔ)上,選取了車身側(cè)圍上腰梁局部的4個同類型的接頭進行研究。選取的接頭結(jié)構(gòu)在車身側(cè)圍中的具體位置如圖1所示。為了提高計算效率,本文選擇梁—殼混合[8]分析模型進行分析。同時,為了可以細致考察接頭處局部應(yīng)力集中特性,將提取出的接頭結(jié)構(gòu)附近區(qū)域分離出來,用殼單元進行離散,同時采用多點約束技術(shù)[9]進行約束,取其截面形心與桿系結(jié)構(gòu)的主體梁單元剛性連接,如圖2所示。

圖1 接頭模型的提取

圖2 客車骨架接頭梁—殼混合模型

圖3顯示了接頭具體的結(jié)構(gòu)形式,前后斜撐以及立柱的桿件截面尺寸按整車實際尺寸提取,均為40mm×40mm×2mm,從而保證研究結(jié)果的有效性。

圖3 簡化接頭模型

接頭模型所劃分的殼單元邊長為2mm,梁單元邊長為100mm。該結(jié)構(gòu)材料與車身相同,參數(shù)如表1所示。

表1 Q235材料參數(shù)

將提取出的簡化模型導(dǎo)入整車線框模型中,如圖4所示。

客車在行駛過程中的工況雖然比較復(fù)雜,但在整車實際分析中發(fā)現(xiàn),比較常見的是滿載彎曲、左彎扭和右彎扭工況,本文著重在這三個工況下對目標(biāo)車型進行分析計算。

圖4 整車有限元模型

2 溢流孔開口位置對比分析

選取的四個接頭分別編號為 L1、L2、R1、R2,由于溢流孔可在矩形鋼管4個面上開設(shè),為便于描述,對各接頭各模型按照溢流孔的開口位置面來進行編號,即按“立柱編號-前斜撐編號-后斜撐編號”來進行編號。編號1表示各矩形鋼管法線垂直向外的面,編號2表示各矩形鋼管法線指向左側(cè)的面,編號3表示各矩形鋼管法線垂直向內(nèi)的面,編號4表示各矩形鋼管法線指向右側(cè)的面。因此,對于單個接頭,需要分析的模型共有4×4×4=64種,但考慮到接頭結(jié)構(gòu)的對稱性以及一般設(shè)計習(xí)慣,排除重復(fù)結(jié)構(gòu)和非對稱結(jié)構(gòu),最終總結(jié)出6種具有代表性的開口位置組合進行研究。綜上所述,需要研究的開孔類型的編號分別是1-1-1,1-4-2,1-2-4,2-1-1,2-4-2,2-2-4。

結(jié)合各種工藝設(shè)計要求,將溢流孔設(shè)置為直徑10mm的半圓形。如編號為1-1-1的模型的具體開孔位置如圖5所示。

圖5 模型1-1-1的開孔位置

將所有接頭模型在整車中分別進行3種工況下的有限元分析,最終分別得到未開設(shè)溢流孔與6組開設(shè)溢流孔接頭模型的應(yīng)力分布,其中,L2接頭無溢流孔模型的局部應(yīng)力云圖見圖6。

圖6 滿載彎曲工況下無溢流孔的L2接頭局部彎曲應(yīng)力分布圖

各個接頭所有不同開孔位置模型的最大應(yīng)力如表2所示。

與未開設(shè)溢流孔的模型相比,開設(shè)溢流孔的接頭局部最大應(yīng)力發(fā)生了較大變化,特別是在滿載彎曲工況下,L1、L2、R1、R2接頭最大應(yīng)力分別是未開設(shè)溢流孔時的 2.18倍、2.29倍、2.07倍、2.05倍。

表2 各接頭模型在不同溢流孔位置下的最大應(yīng)力MPa

在滿載彎曲工況下,模型1-1-1與模型2-1-1接頭處所承受的局部最大應(yīng)力相對模型1-4-2、1-2-4、2-4-2、2-2-4 要大,L1接頭最大應(yīng)力最大值為82.1M Pa,是最小值66.6MPa的1.23倍;L2接頭最大應(yīng)力最大值為74.9MPa,是最小值68.1MPa的1.10倍;R1接頭最大應(yīng)力最大值為173M Pa,是最小值159MPa的1.09倍;R2接頭最大應(yīng)力最大值為125MPa,是最小值118MPa的1.06倍。

在左彎扭工況下,模型 1-1-1、1-2-4、2-1-1、2-2-4接頭處所承受的局部最大應(yīng)力相對模型1-4-2、2-4-2要大,L1接頭最大應(yīng)力最大值為352MPa,是最小值349MPa的1.01倍;L2接頭最大應(yīng)力最大值為188M Pa,是最小值176MPa的1.07倍;R1接頭最大應(yīng)力最大值為255MPa,是最小值234MPa的1.09倍;R2接頭最大應(yīng)力最大值為346MPa,是最小值315M Pa的1.10倍。

在右彎扭工況下,模型1-1-1與模型2-1-1接頭處所承受的局部最大應(yīng)力相對模型1-4-2 、1-2-4、2-4-2、2-2-4 要大,L1 最大應(yīng)力最大值為 221MPa,是最小值 219MPa的1.01倍;L 2最大應(yīng)力最大值為218M Pa,是最小值190MPa的1.15倍;R1最大應(yīng)力最大值為321MPa,是最小值288MPa的1.11倍;R2最大應(yīng)力最大值為 333MPa,是最小值 263M Pa的1.27倍。

針對某客車車身側(cè)圍上腰梁接頭結(jié)構(gòu)不同溢流孔的開口位置對其局部強度的影響研究表明,在滿載彎曲、左彎扭、右彎扭三種常見工況下,斜撐的溢流孔開口位置面的選擇對接頭局部最大應(yīng)力影響較大,當(dāng)溢流孔設(shè)置在前斜撐4位置面、后斜撐2位置面時,其接頭處局部最大應(yīng)力最小。同時本文也分析了開設(shè)溢流孔后整車低階模態(tài)頻率和剛度,如表3、表4所示。

表3 整車低階模態(tài)對比

表4 整車扭轉(zhuǎn)剛度、彎曲剛度對比

由此可見,溢流孔的開設(shè)對整車低階模態(tài)和剛度影響不大。

3 結(jié)束語

由以上對比結(jié)果可知,不同溢流孔開設(shè)位置的局部應(yīng)力最大差別可達27%,合理選擇各個接頭開口位置面,將有效減小接頭處的局部最大應(yīng)力。因此,在客車電泳工藝設(shè)計中,應(yīng)充分重視溢流孔開設(shè)位置的影響。

由于客車結(jié)構(gòu)的接頭數(shù)量多、類型復(fù)雜,本文僅就一種形式的接頭進行了研究,并得出了初步的規(guī)律,但其他接頭均可采用本文方法對溢流孔的開設(shè)位置進行優(yōu)化。

[1] 黃金陵,婁永強,龔禮洲.轎車車身結(jié)構(gòu)概念模型中接頭的模擬[J].機械工程學(xué)報,2000,36(3):78-81.

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[3] Kuo E Y,Mehta P R.The Effects o f Body Joint Designs on Liftgate Chucking Performance[J].SAE Paper,2005-01-2541.

[4] N ikolaidis E,Lee K.A 3-D Joint Model for Automotive Structure[J].SAE Paper,921088.

[5] 耿作恒,史耀武.汽車車架焊接支座的疲勞分析[J].電焊機,2010(5):145-149.

[6] 姚乾華,陳昌明.汽車車身結(jié)構(gòu)中接頭的計算分析[J].中國科技信息,2007(19):84-85,87.

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[8] 那景新,安洪蔚,閆亞坤,等.梁—殼混合分析模型在客車骨架接頭焊縫間距優(yōu)化中的應(yīng)用[J].吉林大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版),2010,40(1):30-34.

[9] 袁家軍,陳珅艷,黃海.基于Patran/Nastran的結(jié)構(gòu)優(yōu)化系統(tǒng)的工程應(yīng)用[J].北京航空航天大學(xué)學(xué)報,2006,32(2):125-129.

Comparative Research ofOver flow-hole Positions on Coach Sidewall

Qu Dan Zhao Xin Na Jingxin Wang Qiulin Gao Jian feng
State Key Laboratory of A utom otive Dynamic Simu lation,Jilin University,Changchun,130022

According to integral bus body structure characteristics and production process,a method was proposed to discuss the local strength effection of overflow-hole positions on joints of a coach.Several jointson the sidew alls were selected to analyze the stress of different overflow-hole positions at casesof full-load bending,left crankling and right crank ling.Then the stress influence law was found out by comp rasion,which can be as a reference for further design o f overflow-holes in the p rogress of electrophoresis.

integralbus body;overflow-hole;local strength of joint;electrophoresis

U462

1004—132X(2011)06—0744—04

2010—10—25

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(863計劃)資助項目(2006A A110104)

(編輯 蘇衛(wèi)國)

屈 丹,女,1986年生。吉林大學(xué)汽車動態(tài)模擬國家重點實驗室碩士研究生。主要研究方向為汽車車身結(jié)構(gòu)及零部件CAE分析、優(yōu)化與實驗。趙 昕,男,1986年生。吉林大學(xué)汽車動態(tài)模擬國家重點實驗室碩士研究生。那景新,男,1957年生。吉林大學(xué)汽車動態(tài)模擬國家重點實驗室教授、博士研究生導(dǎo)師。王秋林,男,1985年生。吉林大學(xué)汽車動態(tài)模擬國家重點實驗室碩士研究生。高劍峰,男,1986年生。吉林大學(xué)汽車動態(tài)模擬國家重點實驗室碩士研究生。