無(wú)縫安全氣囊儀表板撕裂線的結(jié)構(gòu)分析與優(yōu)化*

袁智軍,王 輝,劉華官,危學(xué)兵,華 林,房 飛

(1.武漢理工大學(xué)，現(xiàn)代汽車(chē)零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430070; 2.上汽通用五菱汽車(chē)股份有限公司，柳州 545007)

2016161

無(wú)縫安全氣囊儀表板撕裂線的結(jié)構(gòu)分析與優(yōu)化*

袁智軍1,2,王 輝1,劉華官2,危學(xué)兵2,華 林1,房 飛2

(1.武漢理工大學(xué)，現(xiàn)代汽車(chē)零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430070; 2.上汽通用五菱汽車(chē)股份有限公司，柳州 545007)

本文中以目前常用的硬質(zhì)PP儀表板為對(duì)象，基于LS-DYNA平臺(tái)建立安全氣囊點(diǎn)爆和撕裂線區(qū)域頭部碰撞過(guò)程的計(jì)算模型，根據(jù)氣囊點(diǎn)爆和儀表板低速頭碰要求，采用正交試驗(yàn)方法并結(jié)合臺(tái)架試驗(yàn)深入探究銑刀弱化無(wú)縫氣囊儀表板撕裂線設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)弱化區(qū)強(qiáng)度和氣囊展開(kāi)的影響。結(jié)果表明，對(duì)儀表板弱化區(qū)的影響程度依次為撕裂線的間距、殘厚和寬度，確定的最佳設(shè)計(jì)參數(shù)組合為撕裂線殘厚0.8mm，間距15mm，寬度1.5mm。本研究為無(wú)縫氣囊撕裂線的結(jié)構(gòu)分析與優(yōu)化提供了理論依據(jù)。

儀表板；撕裂線；正交試驗(yàn)；結(jié)構(gòu)分析；優(yōu)化

前言

無(wú)縫安全氣囊儀表板撕裂線的強(qiáng)度必須控制在合理范圍內(nèi)。若撕裂線強(qiáng)度太大，氣囊點(diǎn)爆時(shí)展開(kāi)不及時(shí)，難以保證前排乘員的安全。若撕裂線強(qiáng)度太小，低速?zèng)_擊后儀表板表面可能會(huì)凹陷或碎裂，導(dǎo)致尖角、棱邊等暴露在乘員的頭碰區(qū)域。因此，為使儀表板弱化區(qū)能同時(shí)滿足點(diǎn)爆展開(kāi)和低速頭碰測(cè)試要求，撕裂線的設(shè)計(jì)尤為重要。

銑刀弱化工藝適用范圍廣，投資成本低，加工靈活性高，正在成為硬質(zhì)儀表板、軟質(zhì)儀表板骨架和泡沫弱化的重要方法。文獻(xiàn)[1]中通過(guò)工藝試驗(yàn)得出銑刀弱化殘余厚度和氣囊框鉸鏈結(jié)構(gòu)對(duì)無(wú)縫安全氣囊儀表板強(qiáng)度的影響。文獻(xiàn)[2]中采用LS-DYNA建立了安全氣囊點(diǎn)爆有限元模型來(lái)分析安全氣囊點(diǎn)爆時(shí)的沖擊力及失效機(jī)理。文獻(xiàn)[3]中研究了雙料注塑工藝的撕裂線對(duì)安全氣囊門(mén)開(kāi)啟性能的影響。文獻(xiàn)[4]中采用FPM(finite point method)方法模擬了無(wú)縫氣囊展開(kāi)的過(guò)程。文獻(xiàn)[5]中采用FEM方法分析了撕裂線長(zhǎng)度、鉸鏈厚度以及撕裂線類型對(duì)無(wú)縫安全氣囊蓋開(kāi)啟的影響。

目前國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有研究?jī)H僅對(duì)撕裂線厚度和長(zhǎng)度等個(gè)別因素進(jìn)行分析，缺乏撕裂線多設(shè)計(jì)因素對(duì)儀表板弱化區(qū)強(qiáng)度和點(diǎn)爆時(shí)氣囊蓋開(kāi)啟的影響規(guī)律的系統(tǒng)研究。針對(duì)此問(wèn)題，以公司某轎車(chē)座艙模型為例，基于LS-DYNA平臺(tái)建立安全氣囊點(diǎn)爆和撕裂線區(qū)域頭碰過(guò)程計(jì)算模型，根據(jù)氣囊點(diǎn)爆和儀表板低速頭碰要求，采用正交試驗(yàn)方法并結(jié)合臺(tái)架試驗(yàn)深入探究銑刀弱化無(wú)縫安全氣囊儀表板撕裂線的設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)弱化區(qū)強(qiáng)度和展開(kāi)性能的影響。

1 計(jì)算模型

安全氣囊的點(diǎn)爆過(guò)程主要是求解如下接觸碰撞問(wèn)題[6]：

(1)

MA=Q+F-Θ

(2)

式中：M為質(zhì)量矩陣；A為系統(tǒng)加速度；Q為系統(tǒng)外力向量；F為接觸碰撞力向量；Θ為系統(tǒng)的內(nèi)力向量。

從式(2)的求解可知，Q的計(jì)算包括氣囊上的氣體壓力和與外界的碰撞力，F(xiàn)的計(jì)算包括氣囊與其它零部件之間的接觸搜尋，同時(shí)要考慮接觸界面上的碰撞力和接觸摩擦力，Θ的計(jì)算需確定氣囊的變形狀況和應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系。因而對(duì)氣囊點(diǎn)爆過(guò)程的仿真涉及氣囊模型和接觸碰撞模型。在LS-DYNA中，安全氣囊模擬采用CV法(控制體積法)，該方法將氣囊視為一個(gè)可控制的體積，其表面由膜單元表示，內(nèi)部充入理想氣體，充氣量通過(guò)與時(shí)間相關(guān)的質(zhì)量流量和溫度來(lái)描述。定義安全氣囊與蓋板和儀表板本體的接觸為滑移接觸。以某車(chē)型儀表板實(shí)際產(chǎn)品為例，圖1為建立的安全氣囊點(diǎn)爆計(jì)算模型。

此外，為考慮低速碰撞時(shí)(氣囊未點(diǎn)爆)頭碰對(duì)撕裂線的影響，采用Belytschko-Tsay(BT)殼單元模型，利用罰函數(shù)法定義模型中的接觸，建立圖2所示的撕裂線區(qū)域頭碰計(jì)算模型。材料選擇PP材料，為線彈性，鋼球質(zhì)量6.8kg，直徑165mm，撞擊速度19km/h。

2 動(dòng)力學(xué)分析

圖3和圖4是撕裂線殘厚為1.2mm時(shí)，安全氣囊展開(kāi)圖和安全氣囊的壓力曲線。圖5為安全氣囊展開(kāi)過(guò)程中儀表板、安全氣囊框和氣囊支架最大應(yīng)變時(shí)刻的計(jì)算結(jié)果。PAB(passenger airbag)門(mén)鉸鏈邊緣應(yīng)變較大，有破碎飛濺的危險(xiǎn)。同時(shí)儀表板本體邊緣應(yīng)變也很大，有破壞危險(xiǎn)。

圖6為撕裂線區(qū)域不同位置處頭碰最大應(yīng)變分析結(jié)果。撕裂線區(qū)域右側(cè)頭碰時(shí)應(yīng)變較大，在低速碰撞過(guò)程中可能會(huì)出現(xiàn)儀表板表面凹陷和局部結(jié)構(gòu)開(kāi)裂的問(wèn)題。

3 多目標(biāo)優(yōu)化

3.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

通過(guò)仿真，發(fā)現(xiàn)撕裂線的殘厚(A)、間距(B)和寬度(C)(見(jiàn)圖7)，會(huì)影響無(wú)縫安全氣囊儀表板撕裂線的性能指標(biāo)，各因素設(shè)計(jì)水平如表1所示。通過(guò)Minitab軟件進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，得到如表2所示的試驗(yàn)方案。依據(jù)無(wú)縫氣囊儀表板的使用需求，確定氣囊沖破時(shí)間、PAB門(mén)鉸鏈應(yīng)變、PAB支架應(yīng)變、儀表板(IP)本體最大應(yīng)變和頭碰最大應(yīng)變?yōu)閮?yōu)化設(shè)計(jì)的考察指標(biāo)，并且5個(gè)指標(biāo)都望小。

因子水平123A/mm0.81.21.6B/mm5.012.015.0C/mm1.52.02.5

表2 正交試驗(yàn)方案及計(jì)算結(jié)果

3.2 數(shù)據(jù)分析

3.2.1 加權(quán)矩陣分析

本研究采取正交矩陣分析模型來(lái)對(duì)多指標(biāo)正交試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，建立3層結(jié)構(gòu)模型，第1層為考察指標(biāo)層，第2層為因素層，第3層為水平層。影響試驗(yàn)指標(biāo)的權(quán)重矩陣ω為

(3)

式中：p為考察指標(biāo)數(shù)；M為考察指標(biāo)層矩陣；T為因素層矩陣；S為水平層矩陣，其定義見(jiàn)文獻(xiàn)[7]。

通過(guò)式(3)，計(jì)算得出各因素水平對(duì)考察指標(biāo)的影響權(quán)重如表3所示。由表中3因素A、B、C權(quán)重總和的對(duì)比可知，3因素的主次順序?yàn)锽>A>C；而由3因素各選取權(quán)重最大的因素水平可得，最優(yōu)的組合為A1B3C1，即撕裂線的殘厚為0.8mm，間距為15mm，寬度為1.5mm時(shí)即為最優(yōu)設(shè)計(jì)方案，此時(shí)儀表板弱化區(qū)的性能最佳。

表3 各因素水平的權(quán)重

3.2.2 單目標(biāo)均值響應(yīng)綜合分析

利用Minitab軟件對(duì)表2中的正交試驗(yàn)進(jìn)行直觀分析，得到各指標(biāo)的均值主效應(yīng)圖。圖8所示為氣囊沖破儀表板時(shí)間和頭碰最大應(yīng)變兩指標(biāo)的主效應(yīng)圖。將分析所得各考察指標(biāo)的均值響應(yīng)整理得到的結(jié)果如表4所示。

考察指標(biāo)最優(yōu)組合因素主次順序氣囊沖破儀表板時(shí)間A1B3C2A>B>CPAB門(mén)鉸鏈應(yīng)變A1B3C1B>A>CPAB支架應(yīng)變A1B3C1A>B>CIP本體最大應(yīng)變A1B3C3B>A>C頭碰最大應(yīng)變A3B1C1B>A>C

由表4中5個(gè)指標(biāo)因素主次順序和最優(yōu)組合的對(duì)比綜合得到，3個(gè)因素的主次順序?yàn)锽>A>C，最優(yōu)組合選取為A1B3C1，即殘厚為0.8mm，間距為15mm，寬度為1.5mm時(shí)為最優(yōu)參數(shù)組合。說(shuō)明采用加權(quán)矩陣和單指標(biāo)均值響應(yīng)綜合分析進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，所得結(jié)果一致，驗(yàn)證了本文優(yōu)化方法的正確性。

3.3 設(shè)計(jì)驗(yàn)證

首先對(duì)上節(jié)所得最優(yōu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行仿真驗(yàn)證。計(jì)算得到，氣囊沖破時(shí)間3.6ms，鉸鏈最大應(yīng)變72%，PAB支架最大應(yīng)變5.6%，IP本體應(yīng)變50%，頭碰應(yīng)變21%。該設(shè)計(jì)能很好滿足安全氣囊展開(kāi)測(cè)試和低速頭碰測(cè)試要求。

根據(jù)優(yōu)化結(jié)果，加工實(shí)際樣件后進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)。通過(guò)常溫、高溫和低溫點(diǎn)爆試驗(yàn)，安全氣囊開(kāi)啟時(shí)間均在4ms以內(nèi)。圖9為高溫點(diǎn)爆試驗(yàn)時(shí)，4ms時(shí)刻氣囊展開(kāi)狀態(tài)照片。同時(shí)，通過(guò)點(diǎn)爆現(xiàn)場(chǎng)觀察未發(fā)現(xiàn)PAB氣囊門(mén)鉸鏈、支架和儀表板本體出現(xiàn)破壞、碎裂飛濺的情況。圖10為撕裂線區(qū)域頭碰后的照片。儀表板本體尤其是撕裂線區(qū)域頭碰后沒(méi)有出現(xiàn)明顯凹陷或破壞失效。實(shí)際驗(yàn)證了本優(yōu)化方案的合理性。

4 結(jié)論

以目前常用的硬質(zhì)PP儀表板為對(duì)象，基于LS-DYNA平臺(tái)建立安全氣囊點(diǎn)爆過(guò)程和撕裂線區(qū)域頭碰過(guò)程計(jì)算模型，采用正交試驗(yàn)方法并結(jié)合臺(tái)架試驗(yàn)深入探究銑刀弱化無(wú)縫安全氣囊儀表板撕裂線設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)弱化區(qū)強(qiáng)度和氣囊點(diǎn)爆展開(kāi)的影響，主要結(jié)論如下。

(1) 儀表板撕裂線的結(jié)構(gòu)參數(shù)中，對(duì)儀表板弱化區(qū)性能的影響由主到次的順序?yàn)椋核毫丫€的間距、殘厚和寬度。

(2) 儀表板撕裂線的殘厚為0.8mm，間距為15mm，寬度為1.5mm時(shí)，儀表板弱化區(qū)的性能最佳，能夠較好地滿足氣囊點(diǎn)爆和頭碰要求。

(3) 建立的包括點(diǎn)爆和頭碰計(jì)算過(guò)程的無(wú)縫氣囊撕裂線有限元模型，通過(guò)多指標(biāo)正交試驗(yàn)的方法，獲得儀表板撕裂線結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)組合，為撕裂線的參數(shù)設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考。

[1] 徐浩閱.銑刀弱化工藝在硬塑儀表板上的應(yīng)用[J].汽車(chē)與配件,2014(19):68-71.

[2] LEE M C H, NOVAK G E. A math-based CAE high-speed punch methodology for polymer airbag cover design[C]. SAE Paper 2006-01-1187.

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[4] GUO Q, LIU B. Simulation and physical measurement of seamless passenger airbag door deployment[C]. SAE Paper 2012-01-0082.

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[7] 魏效玲,薛冰軍,趙強(qiáng).基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的多指標(biāo)優(yōu)化方法研究[J].河北工程大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2010,27(3):95-99.

Structural Analysis and Optimization for the InvisibleTear Seam of Airbag on Instrument Panel

Yuan Zhijun1,2, Wang Hui1, Liu Huaguan2, Wei Xuebing2, Hua Lin1& Fang Fei2

1.WuhanUniversityofTechnology,HubeiKeyLaboratoryofAdvancedTechnologyforAutomotiveComponents,Wuhan430070;2.SAICGMWulingAutomobileCompany,Liuzhou545007

With the Polypropylene instrument panel (IP) currently commonly used as objective, the calculation models for safety airbag deployment and head impact on tear seam are built based on LS-DYNA platform, and according to the requirements of airbag deployment and low-speed head impact on IP, the effects of the design parameters of milling weakened invisible tear seam on the strength in weakened area and airbag deployment are investigated in-depth through orthogonal experiment and bench test. The results show that the influence order of design parameters on the weakened area properties of IP is tear seam spacing, residual thickness and width, and the optimized combination of tear seam design parameters is a residual thickness of 0.8mm, a spacing of 15mm and a width of 1.5mm. The research provides a theoretical basis for the structural analysis and optimization of milling weakened invisible tear seam.

IP; tear seam; orthogonal test; structural analysis; optimization

*國(guó)家自然科學(xué)基金(51305318)、中國(guó)博士后科學(xué)基金(2015M582484)和湖北省自然科學(xué)基金(2015CFB277)資助。

原稿收到日期為2015年11月2日，修改稿收到日期為2016年1月18日。