純電動(dòng)客車側(cè)翻仿真分析及改進(jìn)

胡付超， 張興軍， 李金磊， 徐慶亮

(山東沂星電動(dòng)汽車有限公司， 山東 臨沂 276000)

據(jù)統(tǒng)計(jì)，我國(guó)電動(dòng)汽車銷售總量已經(jīng)突破100萬輛，其中電動(dòng)客車占25.3%。一些主機(jī)廠為了提高市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)能力，根據(jù)純電動(dòng)客車質(zhì)心高度相對(duì)傳統(tǒng)客車偏低的特點(diǎn)，降低了車身上部結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，以達(dá)到減小整備質(zhì)量的目的，因此，需要對(duì)客車上部結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行重新評(píng)估。為了避免因反復(fù)試驗(yàn)而消耗大量研發(fā)費(fèi)用，CAE仿真技術(shù)手段的使用扮演了重要角色[1]。

1 原車仿真分析

1.1 模型的建立

本車是典型的全承載式純電動(dòng)客車，載有10個(gè)電池箱，分布在底架中段和后懸位置；整車采用薄壁矩形管型材，通過焊接構(gòu)成全承載式骨架結(jié)構(gòu)。整車骨架均采用殼單元進(jìn)行離散，單元密度根據(jù)碰撞參與程度進(jìn)行適當(dāng)放縮。金屬材料均使用MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTIC單元定義，該單元類型參數(shù)自帶失效形式，無需進(jìn)行單獨(dú)失效定義。從眾多試驗(yàn)中得知，客車側(cè)翻不足以使車身骨架焊點(diǎn)失效，因此在模型中未考慮焊點(diǎn)失效問題。車身骨架各總成的焊接位置均使用共節(jié)點(diǎn)的方法進(jìn)行模擬，部分焊接區(qū)域采用無質(zhì)量的spotweld單元或節(jié)點(diǎn)耦合進(jìn)行模擬[2]。電池箱、空調(diào)、電機(jī)、車橋、懸架等配重均使用等質(zhì)心坐標(biāo)的剛性體單元進(jìn)行模擬[3]，確保有限元模型質(zhì)心與實(shí)車質(zhì)心一致。整車單元數(shù)量1 515 767個(gè)，焊點(diǎn)12 358個(gè)，材料規(guī)格14種，如圖1所示。

圖1 原車有限元模型

1.2 邊界條件參數(shù)獲取

由于計(jì)算資源的限制，需調(diào)整模型角度，從觸地時(shí)刻開始求解。為了更準(zhǔn)確地獲取客車側(cè)翻觸地時(shí)刻的初始參數(shù)，根據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)文獻(xiàn)[4]再建立多體動(dòng)力學(xué)模型，整車骨架及其配重的質(zhì)量和質(zhì)心坐標(biāo)均與有限元模型保持一致，如圖2所示。通過虛擬樣機(jī)的側(cè)翻模擬，獲取整車側(cè)翻觸地前的姿態(tài)角θ=15.46°,角加速度a=3.51 rad/s2,角速度w=1.982 rad/s。

圖2 多體動(dòng)力學(xué)模型

1.3 仿真分析結(jié)果

碰撞過程中能量的變化以及質(zhì)量的增加情況是評(píng)價(jià)模型質(zhì)量的重要指標(biāo)。由于在側(cè)翻碰撞過程中質(zhì)心高度的下降引起勢(shì)能的變化，因此內(nèi)能和總能量出現(xiàn)明顯增加的現(xiàn)象，滑移能和沙漏能占比小于2%，如圖3所示。由于部分結(jié)構(gòu)特征需要，導(dǎo)致少量單元邊長(zhǎng)較小，為了適應(yīng)最小時(shí)間步長(zhǎng)，會(huì)產(chǎn)生非物理質(zhì)量的縮放，此模型的非物理質(zhì)量增加了10.95 kg，相對(duì)整個(gè)客車模型質(zhì)量比重較小，對(duì)整體碰撞過程影響較小，因此模型是有效的[5-10]。

圖3 能量變化曲線圖

圖4是側(cè)翻碰撞過程中側(cè)圍立柱與生存空間最小距離的變化曲線，負(fù)值表示立柱已經(jīng)侵入法定生存空間，前乘客門處1號(hào)立柱侵入空間距離最大為28.377 mm，不能滿足相關(guān)法規(guī)要求，需要重新優(yōu)化。

圖4 側(cè)圍立柱與生存空間最小距離曲線圖

整個(gè)側(cè)翻碰撞過程中，底盤部分幾乎沒有發(fā)生變形，側(cè)圍立柱與底架的連接位置出現(xiàn)明顯折點(diǎn)，側(cè)圍截面呈折線形彎曲變形，因此，側(cè)圍立柱沒能有效地吸收碰撞能量，造成生存空間被侵入的情況，從側(cè)圍的變形特點(diǎn)判斷此現(xiàn)象是由立柱截?cái)嗍藉e(cuò)位連接方式造成的，如圖5所示。

圖5 側(cè)圍變形及局部放大圖

2 結(jié)構(gòu)改進(jìn)及分析

2.1 結(jié)構(gòu)改進(jìn)

從以上分析結(jié)果來看，引起側(cè)圍變形較大的主要原因是側(cè)圍立柱與底架連接位置沿用了傳統(tǒng)燃油客車的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)。而傳統(tǒng)燃油客車側(cè)圍艙門使用了低成本的六桿連桿鉸鏈機(jī)構(gòu)，為了確保在艙門開啟過程中不與側(cè)圍板發(fā)生干涉，犧牲了貫通性側(cè)圍立柱結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，而采用了錯(cuò)位截?cái)嗍竭B接方式，通過增加立柱和腰梁的型材規(guī)格和壁厚來彌補(bǔ)其剛度要求。但在進(jìn)行純電動(dòng)客車設(shè)計(jì)時(shí)，為了最大化的輕量化設(shè)計(jì)，降低了側(cè)圍立柱型材規(guī)格和壁厚，因此直接影響了側(cè)圍剛度和強(qiáng)度，需要對(duì)電動(dòng)客車的側(cè)圍立柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，避免局部折彎。因此,改進(jìn)艙門的開啟方式是解決側(cè)圍立柱貫通性連接的直接方法，如圖6所示，將側(cè)艙門由六連桿翻轉(zhuǎn)式艙門改為平開式艙門，使側(cè)圍立柱得以貫通。

(a)鉸鏈?zhǔn)脚撻T立柱形式 (b)平開式艙門立柱形式

圖6 不同艙門開啟方式的立柱結(jié)構(gòu)形式

2.2 改進(jìn)后的仿真分析結(jié)果

通過改變側(cè)艙門的開啟方式，將側(cè)圍立柱設(shè)計(jì)成貫通式立柱，再次進(jìn)行建模仿真，在原有試驗(yàn)條件不變的情況下，改進(jìn)前后側(cè)圍立柱吸收能量的對(duì)比曲線如圖7所示。從圖7中可以看出，在相同的立柱型材規(guī)格中，不同結(jié)構(gòu)形式在側(cè)翻碰撞中發(fā)揮的吸能作用相差較大，貫通式立柱結(jié)構(gòu)形式的吸能效果明顯，并且具有明顯的回彈過程。

圖7 側(cè)圍立柱吸能變化圖

改進(jìn)前后側(cè)圍立柱與生存空間最小距離的變化曲線如圖8所示，改進(jìn)后的車身骨架在側(cè)翻碰撞中的安全性能得到較大的改善，最大變形量減小近30%。

圖8 改進(jìn)前后立柱與生存空間最小距離變化圖

3 結(jié)束語(yǔ)

在新能源客車車身骨架的設(shè)計(jì)過程中，借鑒傳統(tǒng)客車結(jié)構(gòu)的同時(shí)，不能單純通過降低型材規(guī)格的方法來實(shí)現(xiàn)其輕量化，應(yīng)該綜合考慮其結(jié)構(gòu)剛、強(qiáng)度的過度情況，剛度或強(qiáng)度的突變程度越大，對(duì)整體結(jié)構(gòu)性能造成的破壞性也就越大，在設(shè)計(jì)過程中應(yīng)給予充分考慮。

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