某型號汽車發動機罩撞擊疲勞分析

摘 要：搭建了發動機罩有限元模型，考慮了緩沖塊、密封條的影響，采用本構模型Mooney-Rivlin描述橡膠緩沖塊，由動能定理得到機罩撞擊前瞬間的速度并進行顯式動態分析?；趧討B分析的結果，結合雨流計數、疲勞曲線及Miner累積損傷理論，進行撞擊疲勞分析，預測了發動機罩的焊點、鈑金疲勞壽命并設置了機罩撞擊疲勞試驗，試驗結果與仿真一致，規避了機罩焊點、鈑金開裂風險，為發動機罩前期的設計提供了依據和思路。

關鍵詞：發動機罩 有限元模型 撞擊疲勞 試驗驗證

1 緒論

汽車發動機罩反復開關過程中，與機罩鎖體、緩沖塊及密封條頻繁的撞擊，局部結構位置應力水平高，可能出現鈑金、焊點開裂現象，嚴重影響其使用性能，因此有效預測汽車發動機罩的疲勞壽命，一直是汽車結構設計關心的問題。在機罩與鎖體撞擊過程中，緩沖塊、密封條起到緩沖和吸能的作用，文章考慮了緩沖塊和密封條的影響，建立發動機罩總成有限元模型，力求全面模擬機罩開關撞擊過程中受力狀態，預測其壽命并試驗驗證。

2 發動機罩結構簡述

文章選取某型號汽車的發動機罩為研究對象，三維結構圖如圖1所示，它主要包括鉸鏈加強板1、減震膨脹膠2、機罩內板3、前端支架4，鎖扣加強板5、緩沖塊6、后端支架7、機罩鉸鏈8、機罩包邊9、鎖扣安裝板10、機罩氣撐桿11、機罩外板12。其中機罩內板的材質為DC54+ZF，機罩外板的材質為HC180BD+Z，加強板和支架的材質為DC51D+ZF，機罩內外板四周通過包邊連接。

3 機罩緩沖塊的模擬

機罩撞擊疲勞分析中，考慮機罩與鎖體及緩沖塊的影響。機罩緩沖塊的材料為三元乙丙橡膠（EPDM），它能有效緩和機罩撞擊過程中的振動，橡膠緩沖塊本構模型采用Mooney-Rivlin描述，它是彈性體非線性有限元分析中廣泛應用的本構關系。由相關文獻得到三元乙丙橡膠（EPDM）的彈性模量為7.8MPA，并且有經驗公式[1-2]：

由式（1）和（2）得到Mooney-Rivlin超彈性本構模型的材料常數C10=1.04，C01=0.26。機蓋的密封條采用BUSH單元模擬，靜剛度曲線如圖2所示，焊點和減震膨膠使用RBE3-HEXA-RBE3模擬，搭建的發動機罩撞擊疲勞有限元模型如圖3所示。

4 顯式動態分析

4.1 機罩撞擊速度的計算

根據設計要求，發動機罩的最大開啟角度為52度，此時機罩的質心與鎖體上表面的豎直高度設為h，機罩與鎖體撞擊前瞬間的速度設為v。選取機罩為研究對象，該機罩安裝手動撐桿，機罩在關閉過程中僅受重力作用，根據動能定理：合外力做功等于物體動能的變化量?？傻胢gh=0.5mv2，其中v=ωr，r為機罩質心到兩鉸鏈旋轉中心連線的垂直距離，代入相關數值得機罩的旋轉角速度ω=1.8rad/s。

4.2 顯式動態分析

考慮到撞擊過程中機罩總成內各零件間可能出現相互接觸，建立自接觸，施加初始角速度為1.8rad/s，顯式動態計算時間設為0.008秒，機罩開啟角度為5°，確保不與密封條干涉。得到動能、內能、偽能量及總能量的時間歷程曲線如圖4所示。

由圖4可知，動能先隨時間逐漸降低，后隨逐漸升高。最低點出現在0.003秒，表明機罩開始撞擊到被完全鎖止經歷的時間為0.003秒，曲線比較光滑；內能的趨勢與動能相反，撞擊過程中與動能相互轉化，偽應變能的一直較小，總能量大小總體保持不變，表明沒有沙漏現象，表明模型的搭建和響應正確。

5 疲勞分析

5.1 鈑金疲勞

局部應力應變法結合材料的循環應力應變曲線，通過彈塑性有限元分析或其他的計算方法，將構件上的名義應力譜轉換成構件上的危險部位的局部應力應變譜，然后根據危險部位局部應力應變歷程估算壽命[3-5]。汽車發動機罩總成在撞擊過程中，大部分的零件處于彈性范圍內，但在機罩內板與緩沖塊、鎖扣與鎖體的撞擊區域，載荷水平高（超過屈服應力），進入彈塑性狀態，應力應變關系不再是線性關系，塑性應變成為影響疲勞壽命的主要因素，局部應力應變法在壽命估算過程中考慮了塑性應變的影響和載荷順序的影響，因而用它估算汽車發動機罩撞擊疲勞裂紋形成，通?？梢垣@得比較符合實際的結果。

5.2 焊點疲勞

Rupp方法[6]是當前焊點疲勞分析主流方法，焊點力計算示意圖如圖5所示，相關評估過程如下。

A.使用梁單元CBAR或ACM單元模擬焊點，殼單元模擬母材。

B.使用Rupp方法獲得圖5中下層鈑金的熱影響區附近等效局部結構應力時間歷程，計算過程如下。

C.類似的，可以得到圖5中上層鈑金熱影響區附近的局部結構應力時間歷程，進行雨流計數，結合焊點的S-N曲線及式（10），預測焊點疲勞壽命。

5.3 線性累積損傷理論

工程中廣泛應用的損傷理論為Miner累積損傷理論[7-9]。Miner從能量的角度出發，做了如下假設：試樣所吸收的能量達到極限值時產生疲勞破壞，且吸收的能量與其循環數間存在著正比關系，即：

這樣，若試樣的加載歷史由σ1，σ2，…σi這樣的 i個不同的應力水平構成，各應力水平下的疲勞壽命依次為N1，N2，…，Ni，各應力水平下的循環次數依次為n1，n2，…，ni，則當損傷：

時，試樣吸收的能量達到極限值W，試樣發生疲勞破壞。上式即為 Miner累積損傷理論的數學表達式。

5.4 發動機罩的撞擊疲勞計算

基于顯式動態分析的結果文件（該文件包含載荷時序及應力），進行雨流計數、使用Smith-Watson-Topper進行平均應力修正，采用Neuber方法進行彈塑性修正，結合鈑金件的E-N曲線、式（10），忽略材料的表面及內部缺陷，得到的機罩鈑金壽命，鈑金壽命云圖如圖6所示，其中，鈑金疲勞壽命最小值為346%，即損傷為0.289，位于機罩內板的鉸鏈后安裝點周邊區域，見局部放大視圖圖7，損傷值小于1，不會發生鈑金開裂現象。

基于顯示動態分析的結果文件，根據式（3）進行雨流計數、結合焊點的S-N曲線和式（10），計算得到機罩焊點疲勞壽命，焊點壽命云圖如圖8所示，最小焊點疲勞壽命為1129%，即損傷為0.088，位于機罩鉸鏈加強板的最前端焊點（見局部放大視圖9），焊點損傷值小于1，不會發生焊點開裂現象。

6 發動機罩撞擊疲勞試驗

試驗工裝搭建完成后，進行機罩撞擊疲勞試驗，如圖10所示，實時記錄試驗情況，12000次開關機罩試驗后，機罩各零部件狀態良好、無裂紋產生，滿足設計要求。與仿真分析預測結果一致，表明建模及分析方法正確。

7 結論

文章介紹了發動機罩的構成和緩沖塊、密封條的模擬，機罩撞擊前速度的計算方法，搭建了發動機罩的有限元模型。通過動態顯式計算，獲得了載荷時序及應力結果并考察了模型的能量變化情況，基于局部應力應變法和Rupp方法分別進行機罩鈑金、焊點撞擊疲勞計算并試驗驗證，試驗結果與仿真結果一致，表明建模、分析方法合理，為機罩的設計提供依據和參考。

參考文獻：

[1]楊曉翔.非線性橡膠材料的有限單元法[M].北京：石油工業出版社，1999.

[2]王偉，鄧濤，等.橡膠Mooney_Rivlin模型中材料常數的確定[J].特種橡膠制品，2004，25（4）：8-9+10.

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[4]姚衛星.結構疲勞壽命分析[M].北京：國防工業出版社，2003.

[5]鄭修麟，王泓，等.材料疲勞理論與工程應用[M].北京：科學出版社，2013.

[6] Rupp A. Computer Aided Dimensioning of Spot-welded Automotive Structures [J].SAE Technical Paper，1996.

[7]趙少汴，王忠保.抗疲勞設計—數據與方法[M].北京：機械工業出版社，1997.

[8]姚衛星.結構疲勞壽命分析[M].北京：國防工業出版社，2003.

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