基于田口法的玻璃導槽中縫條拔出力優化設計

摘要：為了解決玻璃導槽中縫區域密封條的拔出力不足的問題，提出一種基于田口法和CAE分析的優化方法。識別影響密封條插拔力的相關因子，進行相應的 DOE實驗，并通過MARC軟件進行相關的CAE計算。對計算結果進行信噪比和均值分析，研究各設計參數對插拔力的影響權重。根據工程定義的目標，選擇最優的設計方案。

關鍵詞：玻璃導槽;拔出力;田口法;有限元分析

中圖分類號：U270收稿日期：2022-04-14

DOI：10.19999/j.cnki.1004-0226.2022.07.025

1 前言

隨著人們審美需求的提升，歐式車門由于其造型設計靈活、外觀精致、綜合性能優越，成為目前主流的結構形式之一。該種車門由整體式車門內板加上半包車門外板以及車門窗框構成。玻璃導槽則是其重要的零部件，覆蓋包裹整個車門上窗框區域，承擔降噪、裝飾、支撐玻璃平穩升降等功能，這種車門也因此被稱為遮蓋式車門。其前后門中間腰線以上空隙區域需要通過玻璃導槽的中縫密封條遮縫并密封，該斷面通常裝配在裝飾板U形槽內。

基于該種結構的多個車型在該區域的斷面拔出力不能達到理想的水平，在項目開發期間松脫或拔出力不足問題頻發，是導槽零部件開發中的難點問題之一。需要專業人員找到相應的辦法并在前期對牢固性問題進行預判，指導玻璃導槽的斷面結構設計優化以有效規避該類問題產生。由于該缺陷影響因素較多，要素識別尚未建立，因此在模型建立后需要采用科學的試驗驗證方法進行驗證。

在本文中采用了田口法進行試驗設計，田口法作為一種局部優化算法，是日本田口玄一博士基于正交實驗和信噪比技術創立的一套優化設計方法，田口法與其他局部優化設計方法不同，其可對多個目標進行優化設計，通過建立實驗表，能以最少的實驗次數分析得出多目標優化設計時各設計參數的最佳組合。

2 密封條脫出機理

圖1是一種典型導槽中縫處密封條的斷面示意圖，由玻璃導槽中縫密封條、前門以及后門框裝飾板組成。該密封條通常裝配在圖1所示的U形槽中，通過多個唇邊和U形槽的內壁接觸形成摩擦力，以防止密封條的脫出。

拔出密封條的過程可以簡化為如圖2所示的物理模型。

拔出力的公式：

（1） 摩擦力同彈簧作用力之間的關系：

將彈簧壓縮量x用角度代替：

將x的表達式代入到式（1）中：

式中，F表示密封條的拔出力，N;m表示初始時密封條同U形槽之間的壓力，為唇邊這個彈簧系統同裝飾板之間的夾角，。為唇邊簡化的彈簧系統同拔出方向之間的夾角，°;k為簡化的彈簧系統的彈性系數，N/mm;cof為接觸面的最大滑動摩擦因數;x為彈簧的長度變化，mm。當m相對滑動面發生位移時，此時拔出力大于等于，密封條將會從U形槽中脫出。

從以上的公式可以看出，影響密封條拔出力的相關變量包括密封唇邊同U形槽之間的摩擦因數cof、拔出時唇邊發生移動的α角度，以及代表唇邊壓縮力的m。

3 基于田口法的密封條優化設計

田口法作為正交實驗優化設計方法，其特點是以最少的實驗次數獲得各設計參數的最佳組合，從而實現對設定目標的優化，結合本例研究對象分為4個步驟：

a.確定相關的工程定義要求;b.識別相關的影響因素;c.建立實驗正交表，對正交表中各次實驗通過MARC進行有限元分析;d.根據有限元分析結果，確定最優的設計參數。

3.1 工程定義要求

導槽中縫密封條在此處的主要工程特性定義為兩個方面，功能一是為了便于裝配，在單位長度上的插入力應小于40N;功能二是為了防止密封條從裝飾板的U形槽中脫出，定義了單位長度上的拔出力應大于70N（表1）[2]。

3.2 相關影響因素的識別

根據現有車型普遍采用的設計形式，典型的導槽中縫密封條在該處的斷面類似倒刺結構，一般為中間支撐部分加上兩側豎直的唇邊，其影響插拔力的主要特征集中在以下幾個方面：A表示唇邊干涉量，即自由狀態下豎直唇邊相對于裝飾板的過盈量;B表示唇邊厚度;C表示唇邊數量，即單側分布的豎直唇邊的個數;D表示裝飾板表面狀態，塑料件表面呈光板狀態和紋理狀態會產生不同的摩擦系數;E表示選用的材料特征，當定義的唇邊材料邵氏硬度不同時將影響唇邊的壓縮力、摩擦因數，以及唇邊發生移動的α角，從而影響最終的插拔力。

3.3 設計優化

根據上述工程上分析的5種因子，每個因子各設定2個水平（表2）。其中A表示唇邊干涉量設計為0.5mm/0.9mm;B表示唇邊厚度設計為0.65mm/1.0mm;C表示唇邊數量選擇單側2個/單側3個;D表示裝飾板表面狀態選擇光板/紋理（紋理代碼P022）兩種;E表示唇邊硬度定義為邵氏A45度/邵氏A65度。

通過minitab軟件，選取L12列表，采用標準的設計元素形成表3所示的12個方案。其中方案1和方案2相同，實際為11種實驗組合（表3）[4-5]。A、B、C三個控制因子影響的是密封條的斷面結構，相應的組合共有8種斷面，具體斷面形式見圖3。

采用mare 軟件對各個方案進行插拔力有限元分析。由于密封條的屬于小截面長型零件，選用herrmann單元，單元尺寸0.1mm。根據各方案定義的材料，選擇相應的硬度，進行建模分析。

不同控制因子的平均值計算公式如下

田口法中用信噪比評價目標的品質特性，不同控制因子的信噪比分析公式如下

根據上述公式計算平均值和信噪比，結果如圖4所示。

從有限元分析的結果來看，各個控制因子的不同水平對于插入力和拔出力的影響趨勢一樣，插入力變大，拔出力也會變大，插入力變小，拔出力也會變小。但是各個控制因子不同水平對插入力和拔出力變化大小的權重不一樣。其中控制因子A和D對于拔出力的影響最大，控制因子E對于插入的影響最大。

從工程上分析，希望增加單位插入力的前提下獲得最大的拔出力增量，Δe為控制因子不同水平值下拔出力的變化量，Δi為控制因子不同水平值下插入力的變化量，通過Δe/Δi的比值表示單位插入力增量下的拔出力增量大小（圖5）。從圖5可見控制因子A和D對拔出力的數值影響很大，同時拔插比較高，設計參數應選擇A1、D1。控制因子B對拔出力和插入力影響很小，但是拔插比很大，設計參數應選B1。控制因子C對插入力和拔出力的變化值影響較小，拔插比也較低，從數據上看應該選擇C1較為合理，由于整體的拔出力和插入力都較小，需要優先解決拔出力過小的問題，應選擇C2的設計參數。控制因子E不同水平對于拔出力影響不大，但對插入力影響很大，拔插比非常小，應選擇E1。最優化的參數設計方案應該為A1B1C2D1E1。

3.4 效果確認

3.4.1 新狀態的效果確認

按照上述方案進行實物擠出，斷面見圖6的左圖，對實物斷面進行插拔力實驗，插入力35N/100mm，拔出力102N/100mm，達到了設計目標。從CAE結果可以看出，在密封條拔出的過程中，唇邊發生翻轉時，唇邊接觸部位都未發生移動，達到了設計目標。

3.4.2 密封條拔出力的持久效果

密封條抗松脫主要依靠的是唇邊，它選用的TPE材料，該材料在被長時間壓縮后，唇邊的反彈力會發生衰減（圖7），從圖中可以發現TPE材料在開始壓縮的1h內力的衰減最為迅速，11h后壓縮力的衰減變得非常緩慢。

根據物理模型可知，壓縮力即為m，m變小將會使拔出力變小，這對密封條的緊固性是不利的。但同時由于彈性材料TPE摩擦表面在法向載荷下，粗糙峰彼此嵌入并產生很高的接觸應力和塑性變形，使實際接觸面積增加，隨著靜止接觸時間延長，相互嵌入和塑形變形程度都加強，所以靜摩擦因數增加⑥。結合物理模型，當密封條裝配后，唇邊被長時間壓縮，m變小，但滑動系數cof變大，有利和不利因素同時影響拔出力。根據密封條唇邊的壓縮力衰減特性，對密封條裝配1天和7天后進行拔出力實驗，初始拔出力是106N，1天后拔出力為102 N，7天后拔出力為90N，拔出力依然能夠滿足目標要求（表4）。

4結語

通過田口法以及CAE的模擬分析，可以按最小的實驗數量，有效的分析設計中各參數對于目標要求的影響。本文中針對玻璃導槽中縫條脫出的風險問題，采用以上方法進行分析研究，根據有限元分析結果，對相關的設計參數進行合理的優化，快速有效地解決了拔出力的問題。同時該優化的因子組合也作為推薦的接口形式在后續新項目的結構方案選擇中進行固化推廣，從而確保設計質量穩定提升。

參考文獻

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[6]溫詩鑄，黃平，田煜，等.摩擦學原理[M].5版.北京：清華大學出版社，2018.

作者簡介：

梅一丹，男，1975年生，高級工程師，研究方向為汽車零部件檢測與分析。