譚繼錦, 張碩猛, 惠東方, 邢志波

(合肥工業(yè)大學 汽車與交通工程學院，合肥 230009)

某商務車滑動門保持件性能仿真分析與試驗研究

譚繼錦, 張碩猛, 惠東方, 邢志波

(合肥工業(yè)大學 汽車與交通工程學院，合肥 230009)

針對汽車滑動門保持件性能要求，建立了包含與滑動門保持件及其連接的B、C柱簡化模型，選擇位移載荷及力載荷進行加載，在LS-DYNA中分別對兩種加載方式進行了顯式的準靜態(tài)分析.結(jié)果表明，力加載難以反映車門變形與施力板位移關系，位移加載能夠正確反映受力與變形關系.通過滑動門保持件性能試驗，驗證了有限元模型，并據(jù)此提出改進設計意見.

滑動門保持件；準靜態(tài)分析；車門試驗

安裝在車身側(cè)圍的導軌和安裝在滑動門上的3個滾輪臂等構(gòu)成滑動門保持件.帶有滑動門車輛在不受控行駛情況下，如接觸障礙物、受外力碰撞等減速度過大及車內(nèi)人員向外碰撞滑動門時，可能導致車門產(chǎn)生較大的變形或保持件失效，使得車門打開造成對乘員致命傷害[1].其主要原因是門鎖系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)失效、車門保持件或車門自身的結(jié)構(gòu)失效.汽車門鎖及保持件是控制車門可靠鎖緊和安全開啟的重要機構(gòu)，汽車門鎖及保持件必須達到一定的安全性能要求.參照新近國家標準GB15086-2013《汽車門鎖及車門保持件的性能要求和試驗方法》，進行了滑動門及保持件強度性能分析與試驗研究[2].

有限元分析技術在汽車研發(fā)中得到了廣泛應用，相關驗證試驗也不可忽缺.但車門強度相關試驗，準備過程周期長，試驗不可重復性，而且成本較高.因此，通過有限元仿真分析能更好的研究車門相關性能.國內(nèi)外學者曾通過仿真得出一系列重要成果：文獻[3]研究了準靜態(tài)加載時間的設置問題，文獻[4]應用準靜態(tài)分析方法，并結(jié)合靜態(tài)試驗驗證了準靜態(tài)分析的準確性.

本文在LS-DYNA中建立了相應的有限元模型并進行了仿真分析，建立的有限元模型能夠有效反映車門實際狀態(tài)，復現(xiàn)試驗過程，明確車門及門鎖系統(tǒng)各結(jié)構(gòu)對保持件強度性能的影響.通過試驗驗證了仿真結(jié)果，證明了有限元模型的準確性，以及通過有限元顯式分析進行準靜態(tài)分析的正確性，為滑動門保持件性能分析與改進建立了基礎.

1 準靜態(tài)分析方法

車門試驗中加載過程相對緩慢，雖為動態(tài)加載，但考慮到變形和加載速度相對較慢，變形行為趨于靜力響應過程，故可采用靜態(tài)分析方法進行有限元分析.準靜態(tài)分析用顯式方法分析靜態(tài)問題，一方面，由于車門試驗過程將存在大變形和復雜的接觸問題，若采用常規(guī)的隱式分析在較大的位移載荷下仿真分析將難以收斂.本文采用基于中心差分法的顯式動力學分析軟件LS-DYNA，避免了接觸邊界條件可能出現(xiàn)的不收斂問題，LS-DYNA中自接觸類型也能更好地處理非關鍵接觸區(qū)域的接觸邊界條件.另一方面，加載速率的選擇也影響分析結(jié)果，若加載速率過快，在瞬態(tài)效應的作用下，其慣性力作用將影響仿真結(jié)果，分析過程將不再是準靜態(tài)；若加載速率太慢，分析時間過長顯然不利于分析研究，并且適當加快分析速度，不會嚴重影響準靜態(tài)分析的結(jié)果，應選擇合適的加載速率.

2 有限元仿真模型建立

該性能考察的問題主要是滑動門的變形量以及車門內(nèi)側(cè)與門框外邊緣之間的相對位移量.由于該車身尺寸大，對仿真模型進行簡化，建立了僅包含B柱和C柱的門框與滑動門及保持件的簡化模型，約束門框模型上下邊緣節(jié)點的全部自由度.

基于白車身及滑動門CAD模型，劃分網(wǎng)格，設置網(wǎng)格全局尺寸為5 mm，并增加保持件有限元模型.連接方式中焊點類型通過實體與殼的點面綁定接觸實現(xiàn)，螺栓采用剛體單元模擬.考慮試驗狀態(tài)，未定義車門內(nèi)外板的膠粘連接.完成的滑動門及保持件有限元模型見圖1，共有節(jié)點24萬個，單元23萬個.

圖1 滑動門及保持件有限元模型

2.1 模型建立要點

2.1.1 相關接觸定義

由于車門結(jié)構(gòu)復雜，板件連接多，需要考慮的接觸復雜，接觸定義需要預估接觸部件及接觸區(qū)域.

針對車門的具體結(jié)構(gòu)，定義了車門所有可能接觸部件間的一個自接觸類型和滑動門上、中、下3個滾輪臂與門框滑軌之間的連接和面面接觸類型.由于試驗中增加了兩個施力板，施力板與車門內(nèi)板之間定義為面面接觸，通過面面接觸輸出接觸力.另外車門中、下2個滾輪臂采用轉(zhuǎn)動副模擬.定義鋼對鋼無潤滑的靜摩擦系數(shù)為0.15，動摩擦系數(shù)為0.1.

2.1.2 鎖體與滑動門連接

C柱側(cè)鎖體相對復雜，先對其進行適當簡化，B柱側(cè)鎖扣的模型較小且與鎖扣相配合的鎖體剛度較大，故在鎖體與鎖扣連接處增加了殼單元，建立了門鎖系統(tǒng)簡化模型，模擬鎖體配合之間的接觸與鎖扣的變形(圖2～3).通過簡化的鎖體連接模型，能模擬計算出其受力變化過程，研究鎖體與鎖扣間的連接失效現(xiàn)象.

圖2 鎖體與鎖扣簡化模型

圖3 中滑軌及鉸鏈旋轉(zhuǎn)副模型

2.2 彈塑性材料定義

定義兩個施力板為剛體單元，其材料屬性為Rigid，遠離變形處的板件設置為線彈性，在車門內(nèi)板、外板及與鎖體鎖扣連接單元等定義了板件材料的應力應變曲線，其他板件材料定義為雙線性彈塑性模型[5].

2.3 加載速率選擇

由于靜態(tài)分析中，最低階結(jié)構(gòu)模態(tài)控制靜態(tài)響應，了解結(jié)構(gòu)最低階自然頻率，能估計合適的終止時間得到適當?shù)撵o態(tài)響應.進行滑動門模型自由模態(tài)仿真分析，得知滑動門最低階模態(tài)頻率為28.52 Hz，相應的周期為0.035 s.分別設定的顯式分析時間為該周期的1、2、5和10倍，經(jīng)過一系列不同終止時間的仿真后，當分析時間為0.035 s時，雖然變形數(shù)據(jù)相同，但接觸面合力數(shù)據(jù)以及能量變化數(shù)據(jù)均不穩(wěn)定，接觸力輸出錯誤；當分析時間為0.35 s時，接觸力和能量的變化均優(yōu)于較短的分析時間，最后選取分析時間為0.35 s.

加載速率經(jīng)過一系列不同加載速率的仿真分析來確定.參考金屬成型過程中，忽略剛性體的動能，變形材料的動能在大部分的仿真中始終不能超過內(nèi)能的5%～10%，最有效的方法是定義一條平滑的位移加載曲線.在所有的準靜態(tài)分析中，加載曲線的平滑程度十分重要.在考慮用何種類型的加載曲線時，推薦的方法是盡可能平滑地在想要的時間里加載相應的距離.為了滿足準靜態(tài)仿真要求，選擇了正弦函數(shù)和斜坡函數(shù)定義的位移隨時間變化曲線[6]，并做出兩種加載方式做出對比，為了利于仿真結(jié)果處理，最終選擇了斜坡函數(shù).

質(zhì)量縮放是另一種加快加載速率的方式，本文模型設置的質(zhì)量縮放系數(shù)為-5e-7，質(zhì)量縮放比為4.4%.對于中心差分法顯式的準靜態(tài)分析，基于時間積分的分析步長設定并不重要，其計算步長要根據(jù)設置決定，最小穩(wěn)定時間由模型中的最小單元尺寸控制，所以控制網(wǎng)格質(zhì)量對此類型的仿真分析時間至關重要.

2.4 加載方式

試驗標準的仿真模型可采用位移載荷或力載荷，兩者不同之處是位移載荷通過施加強制位移，計算車門的變形，計算出接觸面的接觸合力；力載荷是施加一斜坡函數(shù)的力，得到車門的變形量.

通過對兩種加載方式的比較，在查看接觸力，接觸穩(wěn)定性，真實變形情況方面，位移載荷較力載荷的優(yōu)點明顯.故本文選擇了位移載荷加載，在施力板一個節(jié)點上定義了強制位移運動，為了更好的體現(xiàn)試驗狀態(tài)，只約束被定義節(jié)點的平動自由度x，z，轉(zhuǎn)動自由度y，z，保留y向與繞x向自由度.

3 滑動門保持件試驗

根據(jù)GB 15086-2013中滑動門保持件性能要求制定試驗方案與流程，滑動門保持件標準要求見GB 15086-2013.

3.1 試驗車身及滑動門

試驗車身為帶滑動門的某輕型客車白車身，滑動門內(nèi)板外板之間有加強板件.滑動門系統(tǒng)包含一個門鎖系統(tǒng)，位于滑動門一側(cè)；另一側(cè)帶有一個鎖扣和兩個擋塊(關門限位器).滑動門通過上中下3根導軌與安裝在車門上的上中下3個滾輪臂依附在車門框上，鎖體處于全鎖止狀態(tài)，與鎖扣、擋塊均保持嚙合狀態(tài).

3.2 試驗方案

3.2.1 試驗設備

自行研制的滑動門強度性能試驗臺總體由3大部分組成：①支撐系統(tǒng)；②加載裝置；③控制系統(tǒng).支撐裝置設計成左右兩個高度可調(diào)節(jié)的支腿裝置，下端與槽板連接，上端與左右可調(diào)節(jié)平板連接，在左右平板上各安裝兩個蝸輪絲杠升降機，絲杠升降機上端通過連接板安裝加載電動缸，形成兩路三向獨立可調(diào)節(jié)支撐裝置，適應了不同車型與安裝位置需求.加載裝置采用兩臺伺服電動缸實現(xiàn).控制系統(tǒng)主要參數(shù):①加載速率，取60 mm/min；②加載力目標值，取9 000 N；③電動缸最大行程：取300 mm.試驗臺各組成結(jié)構(gòu)，采用模塊化方法設計，拆裝、組合方便，適用多種車型.

其他儀器有激光測距儀，攝像機等.

3.2.2 試驗準備

將試驗車身完全固定在試驗槽板平臺上，并通過車身側(cè)圍B、C、D柱限制車身側(cè)向位移.試驗臺架固定安裝在槽板上，臺架穿過車身地板，從車身內(nèi)部施加橫向載荷.加載裝置通過施力板作用于車門內(nèi)側(cè)，施力板尺寸為300 mm×50 mm，長邊平行地靠近車門邊緣，垂直地位于鎖體/鎖扣在車門安裝部分的中心.通過力伺服和位移伺服控制加載執(zhí)行機構(gòu)(圖4).

整個試驗過程通過多部攝像機記錄車門內(nèi)部與外部變形狀況，通過激光測距儀記錄施力裝置測點處位移.

圖4 滑動門保持件強度性能試驗裝置

4 試驗與仿真結(jié)果對比分析

4.1 車門變形

車門左右兩側(cè)邊緣在鎖體下方變形不明顯，車門彎曲變形主要出現(xiàn)在車門鎖體的上部.試驗過程中，兩側(cè)載荷施加到5 000 N前基本同步.隨著載荷增大，車門后側(cè)上角(右側(cè))變形增大，車門受力平衡被打破，兩側(cè)受力不再同步，出現(xiàn)偏差，圖5為車門試驗外部變形某階段情況.由于車門左右側(cè)變形不一致，而導致施力板繞車輛X方向轉(zhuǎn)動，載荷作用方向發(fā)生變化.在仿真過程中釋放施力板的x向轉(zhuǎn)動自由度以適應這一變化.LS-DYNA中通過施加強制位移，隨著時間步增大求解接觸狀態(tài)和車門變形，圖6為仿真后的變形狀況.

圖5 滑動門保持件試驗狀況

圖6 滑動門仿真變形位移云圖

4.2 車門內(nèi)側(cè)和車門框外邊緣之間的分離距離

經(jīng)試驗后測量B、C柱側(cè)車門內(nèi)側(cè)和車門框外邊緣之間的分離距離，B柱側(cè)車門邊緣變形距離滿足車門標準性能要求，而C柱側(cè)車門上部車門框受到施力板變向加載后，向外變形，超過標準要求.試驗結(jié)束后車門變形有所反彈，但與鎖體、鎖扣連接的車門框板件均有塑形變形發(fā)生.

圖6顯示了仿真后的變形情況，仿真結(jié)果顯示與試驗滑動門的變形部位相同，變形程度相似.以左側(cè)施力板1處測點為例，測點位移隨加載力變化見圖7，測點位移隨加載時間變化見圖8.

圖7 測點位移隨加載力變化曲線

圖8 測點位移隨加載位移變化曲線

在試驗時間105 s時，B柱側(cè)施力板先達到目標值9 000 N，該處測點位移約為69 mm.在保持17 s的目標力后，由于車門右側(cè)變形帶動右側(cè)施力裝置2移動，才導致車門左側(cè)鎖體與鎖扣脫落失效，因此仿真與試驗數(shù)據(jù)對比時均采用在此時間節(jié)點前的數(shù)據(jù).

在仿真時間0.176 s時，左側(cè)施力板達到了試驗時的目標力值9 000 N，左側(cè)鎖扣未脫開，此時測點位移為73.67 mm，與試驗數(shù)值68 mm之間的誤差為6.77 %；在車門內(nèi)側(cè)與車門框外邊緣的最大分離距離出現(xiàn)在C柱上側(cè)，距離約為140 mm.車門左側(cè)相對應位置位移隨加載位移變化仿真與試驗對比曲線見圖9，加載接觸力隨加載位移的變化仿真與試驗對比曲線見圖10.由圖9和圖10可以看出，仿真過程的接觸力變化與試驗時加載力值變化相近，有所差別的原因之一是試驗數(shù)據(jù)取樣點少，仿真和試驗由于接觸不穩(wěn)定使接觸力結(jié)果上下跳動但整體呈上升趨勢；原因之二是由于未建立詳細的門鎖系統(tǒng)模型，其真實的鎖體配合情況并不是緊密連接在一起，而是經(jīng)過施力板作用在車門一段時間后才使門鎖及鎖扣完全接合.

圖9 測點位移變化仿真與試驗對比

圖10 接觸力變化仿真與試驗對比

由圖11可以看出，在仿真過程動能和沙漏能都很小；初始接觸狀態(tài)穩(wěn)定以后，動能不超過內(nèi)能的5%，沙漏能不超過總能量的5%.表明該仿真分析過程是正確的，符合準靜態(tài)分析的能量條件.

圖11 準靜態(tài)分析仿真過程中的能量變化曲線

4.3 分析評價

仿真和試驗所得出的滑動門變形與失效形式基本一致，反映所建模型的正確性，可以用于進一步的改進分析之用.該車身B柱和C柱變形量很小，在加載后期出現(xiàn)B柱側(cè)鎖扣失效與C柱側(cè)中滑軌連接失效.因此，簡單的處理方案是改善鎖扣方式和深度，加強滑軌剛度和中滾輪臂連接，防止車門發(fā)生某部位率先失效的可能.基于有限元模型可以對上述方案進行逐一論證，限于篇幅，不再詳細說明.

5 結(jié) 論

1)基于簡化的滑動門和保持件有限元模型，通過LS-DYNA施加準確的邊界條件和接觸，運用顯式分析方法進行準靜態(tài)分析，選擇合適的加載速率曲線和質(zhì)量縮放系數(shù)，模型具有較好的計算效率.

2)按照滑動門保持件試驗標準，通過試驗研究了保持件在車門受到車輛內(nèi)部沖擊下的變形情況，驗證了仿真模型的正確性.

3)相關仿真分析與試驗結(jié)果為車門設計人員提供了較為詳盡的數(shù)據(jù)，為進一步改進車門相關性能建立了基礎.

[1] GTR NO.1.Door Locks and Door Retention Components[S].[S.l.]:UN/WP29, 2005.

[2] GB 15086-2013. 汽車門鎖及車門保持件的性能要求和試驗方法[S]. 北京：中國標準出版社, 2013.

[3] 王青春，范子杰，利用Ls-Dyna計算結(jié)構(gòu)準靜態(tài)壓潰的改進方法[J]，力學與實踐,2003,25(3):20-23.

[4] 吉國明，孫 剛，張 量，承受軸壓載荷的加筋板的準靜態(tài)分析[J]. 機械強度,2013,35(3):308-311.

[5] 吳向東，萬 敏，周賢賓，汽車薄鋼板應力應變曲線及屈服軌跡的研究[J]，力學學報，2004,36(4):507-512.

[6] 黃志輝，陳盛釗，柏友運，顯式準靜態(tài)幾種加載方法的討論[J]，武漢理工大學學報, 2011,33(6):122-125.

Simulation Analysis and Experimental Study on RetentionPerformance of a MPV Sliding Door

TAN Ji-jin, ZHANG Shuo-meng, HUI Dong-fang, XING Zhi-bo

(School of Automotive and Traffic Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

According to the performance requirements of the retention components on a sliding door for a MPV, a simplified model is established including the door, the B-pillar and C-pillar connected with the retention components. The displacement and the force are selected respectively as the imposing load. The two kinds of loading modes are analyzed with the explicit quasi-static analytical approach in LS-DYNA. The conclusion is that the force loading is difficult to reflect the relationship between the deformation of the door and the displacement of the force application plates, but the displacement loading can correctly reflect the relationship between force and deformation. The finite element model is verified by the performance test of the retention components, and some suggestions on design are putting forward.

door retention components; quasi-static analysis; door test

1009-4687(2017)02-0059-06

2017-3-10

張碩猛(1994-)，男，碩士研究生，研究方向為車輛現(xiàn)代設計理論與方法.

463.83

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