客車車身側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

吉林大學汽車動態模擬國家重點實驗室,長春,130022

客車車身側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

吉林大學汽車動態模擬國家重點實驗室,長春,130022

根據承載式客車車身結構的實際生產工藝和結構特點,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力影響規律的方法。在此基礎上選取了某客車側圍的一組接頭,在整車滿載彎曲、單輪懸空工況下,對不同溢流孔孔位的應力狀態進行了對比分析,總結了溢流孔開口位置對接頭局部強度的影響規律,為車身電泳工藝中溢流孔的設計提供參考。

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傳遞的各種沖擊載荷,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]處結構比較復雜,是整個車身承受載荷的薄弱環節,很容易產生局部應力集中等問題[2]。如在接頭處再開設溢流孔,將很有可能加劇全承載式客車車身骨架接頭處的應力集中,從而對車身強度產生一定的影響。

目前,國內外針對車身接頭模型的研究絕大多數是對接頭結構進行設計及計算分析。Yasuaki等[2]研究了概念設計階段接頭結構設計的簡化問題;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構中B柱上部接頭剛度及其靈敏度分析的方法;黃金陵等[1]在轎車車身結構概念模型中提出了“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計與優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構,采用傳統工藝無法使內腔噴漆到位,所以在采用電泳工藝時,必須在矩形鋼管上設置一定數量的溢流孔,這樣既可保證在電泳過程中電泳液不串槽[7],也能確保內腔泳上漆膜,同時也保證了在電泳結束后電泳液能順利快速地流出。

現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,對于一般接頭結構形式,各個鋼管的開孔位置面如何組合對接頭處的應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圍是主要承載結構,因此,本文在整車模型分析的基礎上,選取了車身側圍上腰梁局部的4個同類型的接頭進行研究。選取的接頭結構在車身側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力集中特性,將提取出的接頭結構附近區域分離出來,用殼單元進行離散,同時采用多點約束技術[9]進行約束,取其截面形心與桿系結構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構形式,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。該結構材料與車身相同,參數如表1所示。

表1 Q235材料參數

將提取出的簡化模型導入整車線框模型中,如圖4所示。

客車在行駛過程中的工況雖然比較復雜,但在整車實際分析中發現,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,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的面,編號3表示各矩形鋼管法線垂直向內的面,編號4表示各矩形鋼管法線指向右側的面。因此,對于單個接頭,需要分析的模型共有4×4×4=64種,但考慮到接頭結構的對稱性以及一般設計習慣,排除重復結構和非對稱結構,最終總結出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。

結合各種工藝設計要求,將溢流孔設置為直徑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溢流孔與6組開設溢流孔接頭模型的應力分布,其中,L2接頭無溢流孔模型的局部應力云圖見圖6。

圖6 滿載彎曲工況下無溢流孔的L2接頭局部彎曲應力分布圖

各個接頭所有不同開孔位置模型的最大應力如表2所示。

與未開設溢流孔的模型相比,開設溢流孔的接頭局部最大應力發生了較大變化,特別是在滿載彎曲工況下,L1、L2、R1、R2接頭最大應力分別是未開設溢流孔時的 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接頭最大應力最大值為82.1M Pa,是最小值66.6MPa的1.23倍;L2接頭最大應力最大值為74.9MPa,是最小值68.1MPa的1.10倍;R1接頭最大應力最大值為173M Pa,是最小值159MPa的1.09倍;R2接頭最大應力最大值為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力相對模型1-4-2、2-4-2要大,L1接頭最大應力最大值為352MPa,是最小值349MPa的1.01倍;L2接頭最大應力最大值為188M Pa,是最小值176MPa的1.07倍;R1接頭最大應力最大值為255MPa,是最小值234MPa的1.09倍;R2接頭最大應力最大值為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力相對模型1-4-2 、1-2-4、2-4-2、2-2-4 要大,L1 最大應力最大值為 221MPa,是最小值 219MPa的1.01倍;L 2最大應力最大值為218M Pa,是最小值190MPa的1.15倍;R1最大應力最大值為321MPa,是最小值288MPa的1.11倍;R2最大應力最大值為 333MPa,是最小值 263M Pa的1.27倍。

針對某客車車身側圍上腰梁接頭結構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力影響較大,當溢流孔設置在前斜撐4位置面、后斜撐2位置面時,其接頭處局部最大應力最小。同時本文也分析了開設溢流孔后整車低階模態頻率和剛度,如表3、表4所示。

表3 整車低階模態對比

表4 整車扭轉剛度、彎曲剛度對比

由此可見,溢流孔的開設對整車低階模態和剛度影響不大。

3 結束語

由以上對比結果可知,不同溢流孔開設位置的局部應力最大差別可達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力。因此,在客車電泳工藝設計中,應充分重視溢流孔開設位置的影響。

由于客車結構的接頭數量多、類型復雜,本文僅就一種形式的接頭進行了研究,并得出了初步的規律,但其他接頭均可采用本文方法對溢流孔的開設位置進行優化。

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

[2] Yasuaki T,H idekazu N,Toshiaki N.First O rder Aanlysis for Automotive Body Struc ture Design,Part 2:Joint Analysis Considering Nonlinear Behavior[J].SAE Paper,2004-01-1659.

[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.汽車車身結構中接頭的計算分析[J].中國科技信息,2007(19):84-85,87.

[7] 吉學剛.客車涂裝過程中的整車電泳技術[J].商用汽車,2009(10):56-57.

[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化中的應用[J].吉林大學學報(工學版),2010,40(1):30-34.

[9] 袁家軍,陳珅艷,黃海.基于Patran/Nastran的結構優化系統的工程應用[J].北京航空航天大學學報,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

國家高技術研究發展計劃(863計劃)資助項目(2006A A110104)

(編輯 蘇衛國)

屈 丹,女,1986年生。吉林大學汽車動態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構及零部件CAE分析、優化與實驗。趙 昕,男,1986年生。吉林大學汽車動態模擬國家重點實驗室碩士研究生。那景新,男,1957年生。吉林大學汽車動態模擬國家重點實驗室教授、博士研究生導師。王秋林,男,1985年生。吉林大學汽車動態模擬國家重點實驗室碩士研究生。高劍峰,男,1986年生。吉林大學汽車動態模擬國家重點實驗室碩士研究生。