全鋁客車連接接頭優化設計

郝守海，徐茂林，胡蓉

（東風商用車有限公司技術中心，武漢 430056）

全鋁客車連接接頭優化設計

郝守海，徐茂林，胡蓉

（東風商用車有限公司技術中心，武漢 430056）

在鋁合金客車車身骨架分析的基礎上，針對十字形骨架連接接頭進行全新設計，開發出兩種接頭方案，再利用HyperWorks對原有骨架連接結構和兩種新型連接結構進行對比分析，基于保證性能的前提下對方案二連接接頭進行尺寸優化分析，開發出質量更輕的鋁合金連接接頭。

客車；鋁合金；HyperWorks；優化設計；接頭

郝守海

畢業于上海理工大學，現任東風商用車有限公司技術中心高級工程師，研究方向：客車車身設計，發表論文十余篇。

1　前言

當今社會能源短缺，油價飛漲，而汽車燃油消耗又是能源消耗的重要組成部分［1］。據統計，汽車每減輕其總質量的10%，燃油消耗量可降低6%一8%［2］。因此，各大汽車設計和制造商都在從設計的角度考慮減輕汽車的質量，實現輕量化。

隨著輕量化技術在客車上應用的推廣，鋁合金客車車身骨架技術也在不斷提升。目前，鋁合金客車車身骨架連接主要有焊接和鉚接兩種。鋁合金焊接相較于鋼結構的焊接而言，難度要大，需要操作人員掌握熟練的焊接技術，而且鋁合金本身的性能導致骨架容易變形，不易實際操作。鉚接相對焊接而言，工藝簡單，設備、工裝夾具成本低，且車身在裝配時不易發生變形［3］，因此鋁合金鉚接技術更利于實際操作。國內鋁合金客車車身骨架技術剛剛起步，鋁合金鉚接水平還有待提升，特別是骨架梁之間的連接接頭還需要不斷的創新，挖掘出質量更輕，連接更可靠的鉚接接頭。以十字形骨架連接接頭為例進行全新設計，開發出兩種接頭方案，再利用HyperWorks對原有骨架連接結構和兩種新型連接結構進行對比分析。

2　原有結構

原有的連接結構如圖1所示，是采用六個角接頭對支撐梁、橫梁和縱梁進行組合連接，角接頭連接在骨架梁的外側，每個角接頭通過6個鉚釘連接著兩根骨架梁，整體組合成十字形鋁合金骨架支撐連接結構。

由于原有連接結構采用六個角接頭對四根骨架梁進行組合鉚接固定，接頭之間互相孤立，沒有統一成一體，接頭部位的結構剛性相對較弱，易產生變形。

3　新型結構

一般而言，鋁合金連接接頭的制作主要采用鑄造工藝或者擠壓工藝。對于結構復雜的零部件需要采用鑄造工藝進行制作，但鑄造成本高，效率低，強度低。而擠壓工藝具有操作簡便，便于實現機械化和自動化，適合于較大批量零件的生產［4］。 考慮到這方面的原因，新型接頭也需要采用擠壓工藝制作。

本文根據十字形骨架梁支撐結構的特點建立了兩種方案模型。方案一的連接結構如圖2所示，其采用單個連接接頭整體固定四根成十字形的鋁合金骨架梁和一根支撐梁。方案一接頭（見圖3）包括一個套管和四個插入端，套管位于接頭中間，為方管結構，其四個外表面的上端垂直分布著四個插入端，結構雖然復雜，但其仍然可以采用鋁合金擠壓型材經過切割加工制成。使用時，接頭中間套管套住支撐梁的上端，在接觸的四個面上各采用2個鉚釘進行固定連接；而接頭四個方向上的插入端分別插入到四根骨架梁內部，在骨架梁的側面進行鉚接固定，每面2個鉚釘。

方案二的連接結構如圖4所示，也是采用單個連接接頭整體固定四根成十字形的鋁合金骨架梁和一根豎向支撐梁。接頭（見圖5）包括一個套管和四對夾持板，套管位于接頭中間，為方管結構，其四個外表面的上端垂直分布著四對夾持板。在使用時，接頭中間套管套住支撐梁的上端，在接觸的四個面上各采用2個鉚釘進行固定連接；接頭四個方向上的夾持板分別將四根骨架梁卡在中間，并在其側面采用鉚釘進行鉚接固定。方案二的連接接頭采用“井”字形鋁合金擠壓型材經過切割加工制成。

方案一與方案二連接結構的相同點在于都是采用接頭中間的套管套住支撐梁的上端，并在支撐梁的側面進行鉚接固定，不同點在于方案一采用插入端插入到上方骨架梁的內腔中，而方案二采用兩個夾持板卡在上方骨架梁的側邊，兩者與骨架梁的位置關系是一個在內，而另一個在外。

鋁合金連接接頭材料特征如下表1所示：

表1　連接接頭的材料特征［5］

4　靜態對比分析

在靜態應力分析時使用前處理工具HyperMesh進行網格劃分，車身骨架的大部分都是薄壁件，于是采用殼單元進行建模，以四邊形為主，三角形為輔。劃分網格前先抽取薄壁零件的中面，再在中面上劃分網格。考慮到連接接頭的實際尺寸，有限元模型的精確度［6］，單元尺寸取2mm。

4.1邊界條件的確定

根據十字形鋁合金骨架支撐連接結構，在進行靜態應力分析時，對支撐梁的下端和三根水平骨架梁的外端進行位移約束，對右前方水平骨架梁的外端施加載荷，具體工況參見圖6介紹如下：

工況一：在支撐梁的下端施加三個方向的位移約束，在左前（X負向）和右后（X正向）方水平骨架梁的外端施加X向位移約束，在左后（Y正向）方水平骨架梁的外端施加Y向位移約束，在右前（Y負向）水平骨架梁的外端施加1000N（設計經驗值）的集中力，集中力方向豎直向下；

工況二：在支撐梁的下端施加三個方向的位移約束，在左前和右后方水平骨架梁的外端施加X向位移約束，在左后方水平骨架梁的外端施加Y向位移約束，在右前水平骨架梁的外端施加1000N的集中力，集中力方向與X軸相同；

工況三：在支撐骨架梁的下端施加三個方向的位移約束，在左前和右后方水平骨架梁的外端施加X向位移約束，在右前水平骨架梁的外端施加1000N的集中力，集中力方向與Y軸相同；

工況四：在支撐骨架梁的下端施加三個方向的位移約束，在左前和右后方水平骨架梁的外端施加X向位移約束，在左后方水平骨架梁的外端施加Y向位移約束，在右前水平骨架梁的外端施加一個方向（Y向）指向連接接頭的力矩，大小為40000Nmm（設計經驗值）。

4.2分析結果對比

通過HyperWorks軟件完成對三種結構的靜態應力分析，分析結果介紹如下：

工況一的分析結果顯示：

1、原結構的最大變形量為7.22mm（見圖7），位于右前水平骨架梁的外端上邊沿中間節點上，方案一的最大變形量為4.63mm，方案二的最大變形量為1.74mm，三個結構的最大變形所處位置相同；

2、原結構骨架梁的最大應力為422Mpa（見圖8），最大應力位于水平骨架梁的鉚釘孔處，方案一骨架梁的最大應力為177Mpa，最大應力位于支撐骨架梁側面的鉚釘孔處，方案二骨架梁的最大應力值為164Mpa，最大應力點與方案一的位置相同；

3、原方案連接接頭的最大應力值為368Mpa，方案一連接接頭的最大應力值為385Mpa，方案二連接接頭的最大應力值為137Mpa。

其它工況下的分析結果不再詳述，相關數據如表2所示：

表2　分析結果對比數據表：

由以上對比分析結果可以看出：

（1）方案一在各工況下的最大變形量與原方案相比有高有低，優勢不明顯；方案二在前三個工況下的最大變形量都低于原方案的最大變形量，方案二在第四個工況下的最大變形量略微高于原方案的最大變形量，但其數值遠低于其他三個工況下的數值，由此可見方案二的抗變形優勢很明顯。

（2）方案一和方案二的骨架梁在前三個工況下的最大應力值均低于原方案骨架梁的最大應力值，在第四個工況下的最大應力值略高于原方案骨架梁的最大應力值，但相差不大，可見方案一和方案二在此方面優勢相當。

（3）方案一的連接接頭在第三個工況下的最大應力值遠低于原方案連接接頭的最大應力值，但其他三個工況下的數據均高于原方案的數據；方案二的連接接頭在四個工況下的最大應力值均低于原方案連接接頭的最大應力值；由此可見方案二的優勢凸顯。

綜合來看，方案二的結構形式更優，而方案一的效果不明顯，因此可以參照原結構方案的分析結果對方案二的連接接頭進行尺寸優化設計，通過減薄壁厚度來達到減重目的。

4.3尺寸優化分析

在用有限元計算結構位移和應力時，尺寸優化過程不需要網格重新劃分，直接利用靈敏度分析和合適的數學規劃方法就能完成尺寸優化。對于具有連續性結構的板或殼，也只是把各單元厚度作為設計變量，優化結果是階梯形分布的板厚度或殼厚度。在這類優化過程中，設計變量與剛度矩陣一般為簡單的線性關系［7］。

參照原方案的分析結果對方案二連接接頭進行尺寸優化，優化網格劃分為2個集合（見圖9），且考慮到該零件為鋁合金擠壓型材通過切割加工而成，需要保證在同一豎面內的網格料厚相同。

尺寸優化時要求2個集合的網格初始料厚為6mm，上限為6mm，下限為2mm。

尺寸優化的設計約束要求對方案二結構在四個工況下的最大變形量進行約束，參照原結構的靜態分析結果設定如下：

工況一：右前骨架梁外端上邊沿中間點處節點的最大變形量約束為不大于7.22mm；

工況二：右前骨架梁外端右邊沿中間點處節點的最大變形量約束為不大于3.91mm；

工況三：右前骨架梁外端上邊沿右端點處節點的最大變形量約束為不大于3.24mm；

工況四：右前骨架梁外端下邊沿左端點處節點的最大變形量約束為不大于0.27mm。

目標函數：設計目標為優化模型的總體質量，使其達到最小。

通過HyperWorks尺寸優化，經過多次迭代計算，函數達到收斂，優化計算結束［8］。新型連接接頭的網格厚度云圖見圖10，由分析結果可以看出，方案二連接接頭的優化壁厚為2.8mm和2.89mm。

根據尺寸優化結果確定方案二連接接頭的壁厚：X1集合網格壁厚為3.0mm，X2集合網格壁厚亦為3.0mm。將材料壁厚重新導入CAE模型進行分析，分析結果如表3所示：

表3　方案二尺寸優化后與原結構分析結果對比

方案二連接接頭優化后在前三個工況下的最大變形量和最大應力值均小于原結構的數值，第四個工況下的最大變形量和最大應力值高于原方案的數值，但相對于其他三個工況而言仍然偏小，可認為結果滿足使用要求。

原結構連接接頭的質量與方案二優化后的接頭質量對比如表4所示：

表4　質量對比表

由此可見：方案二優化后的接頭在性能與原接頭相當的情況下，減重率可以達到37.9%，輕量化效果明顯。

5　結語

原有連接結構通過六個彼此分開的角接頭與骨架梁進行相互鉚接連成一體，接頭之間相互獨立，在骨架梁側面進行連接。方案一的連接結構是用一個連接接頭的一個套管和四個插入端與骨架梁進行連接，套管與插入端之間組合成一個整體。方案二的連接結構是用一個連接接頭的一個套管和8個夾持板與骨架梁進行連接，套管與夾持板之間組合成一個整體。

由CAE分析結果可知，方案一的連接結構與原結構在性能和質量上相差不大，其連接接頭盡管為一個獨立的整體，但優勢不明顯，不具有推廣價值。方案二的連接結構在性能上有一定的提升，同時方案二的連接接頭質量也遠低于原方案的組合接頭，其優勢非常明顯，具有推廣應用的價值。

［1］楊小見，楊勝，寧忠翼，郝守海.基于HyperMesh的客車轉向機支架的優化設計［J］. 客車技術與研究，2012（1）：14-16.

［2］Benedyk J．Light Metals in Automotive A p p l i c a t i o n s［J］．L i g h t M e t a l Age。2000，58（10）：34—35.

［3］劉成虎，李飛鵬，余慶杰，尚厚延. 形變鋁合金在客車車身上的應用［J］.汽車工藝與材，2012（10）：39-41.

［4］王明哲，王麟平，張寶紅，張治民. 鋁合金錐殼體成形工藝分析［J］.熱加工工藝，2013，42（5）：24-26.

［5］潘復生，張丁非等．鋁合金及應用［M］．北京：化學工業出版杜，2007．

［6］王松，嚴運兵，張勝蘭. 客車車架有限元分析及尺寸優化［J］.汽車科技，2012（4）：35-39.

［7］盧建志，楊世文，李鵬，任子清. 基于拓撲和尺寸組合優化的ATV車身輕量化研究［J］.中北大學學報（自然科學版），2012，33（2）：141-144.

［8］葉盛，辛勇. 基于靈敏度及尺寸優化的汽車車門輕量化［J］.機械設計與研究，2013，29（6）：112-115，121.

專家推薦

田哲文：

文章以較為嚴謹的對比分析模式來說明新結構的優勢所在，切入點的選擇很合適，分析也較為科學，在企業間具有實用性。

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HAO Shou-hai， XU Mao-lin， HU Rong
（ Dongfeng Commercial Vehicle Technical Center of DFCV， Wuhan， 430056， China ）

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Bus； aluminum alloy； HyperWorks； Optimization design； connector

U463.83+1

A

1005-2550（2015）04-0065-05

10.3969/j.issn.1005-2550.2015.04.014

2015-03-06