王明慶

(比亞迪汽車工業(yè)有限公司汽車工程研究院，深圳 518118)

2016062

某電動(dòng)客車鉚接鋁車身蒙皮開裂問題的研究

王明慶

(比亞迪汽車工業(yè)有限公司汽車工程研究院，深圳 518118)

針對(duì)經(jīng)分析認(rèn)為是因車身剛度不足導(dǎo)致的某電動(dòng)客車試制車鉚接鋁合金車身中部乘客門上方蒙皮開裂的問題，通過剛度靈敏度分析，找到對(duì)車身剛度影響較大的區(qū)域，結(jié)合改進(jìn)方案的可實(shí)施性，對(duì)車身局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行加強(qiáng)。結(jié)果車身彎曲剛度提高11.1%，扭轉(zhuǎn)剛度提高20.6%。對(duì)開裂蒙皮附近接頭受力情況的分析表明，車身加強(qiáng)后接頭滿足強(qiáng)度要求。車身模態(tài)分析顯示，加強(qiáng)后車身固有頻率避開了路面激勵(lì)頻率，1階彎曲模態(tài)和1階扭轉(zhuǎn)模態(tài)的頻率差值避免了它們的耦合。改進(jìn)后的實(shí)車試驗(yàn)未再出現(xiàn)蒙皮開裂問題，證明了改進(jìn)方案的有效性，為同類問題的解決提供了理論依據(jù)。

電動(dòng)客車；鋁合金車身；蒙皮開裂；剛度分析；靈敏度分析；模態(tài)分析

前言

盡管電動(dòng)客車具有零排放、零污染和低噪聲等諸多優(yōu)點(diǎn)，但是整備質(zhì)量大、續(xù)航里程短等缺點(diǎn)卻成為電動(dòng)客車推廣的技術(shù)瓶頸[1-2]，其整備質(zhì)量比同類型的傳統(tǒng)客車重3t左右[3]，這使電動(dòng)客車輕量化顯得尤為重要。鋁合金作為新型材料，力學(xué)性能好，其密度只有鋼的1/3，耐腐蝕，易回收，吸收沖擊的能力是鋼的2倍，在碰撞方面有明顯優(yōu)勢(shì)[4]。2011年，比亞迪汽車工業(yè)有限公司聯(lián)合Aluminum Company of America共同開發(fā)完成全鋁合金客車車身，車身以鉚接為主、焊接為輔的方式連接，使車身質(zhì)量比同類傳統(tǒng)鋼車身客車減輕約40%。本文中針對(duì)某鉚接鋁合金車身純電動(dòng)客車試制車蒙皮開裂問題進(jìn)行研究，提出可行的改進(jìn)方案，實(shí)車驗(yàn)證證明了改進(jìn)方案的有效性，為同類問題的解決提供理論依據(jù)。

1 蒙皮開裂問題分析

出現(xiàn)蒙皮開裂問題的試制車是一款純電動(dòng)客車，底盤車架由高強(qiáng)度鋼焊接而成，車身前后圍、左右側(cè)圍和頂圍材料均為鋁合金，連接以鉚接為主、焊接為輔。該試制車在進(jìn)行汽車道路可靠性試驗(yàn)中，進(jìn)度完成約40%時(shí)中門頂部出現(xiàn)蒙皮開裂問題，開裂位置如圖1橢圓標(biāo)記處所示。根據(jù)路試工程師的描述，在進(jìn)行可靠性試驗(yàn)過程中，整車中部抖動(dòng)較明顯，初步分析認(rèn)為蒙皮開裂是由車身剛度不足造成的。

圖1 試制車蒙皮開裂位置示意圖

開裂蒙皮附近幾種類型車身鉚接接頭如圖2所示，前期曾對(duì)鋁合金車身鉚接接頭和焊接接頭的剛度進(jìn)行過對(duì)比試驗(yàn)，圖3為接頭試驗(yàn)示意圖，拉伸速度5mm/min，為避免試驗(yàn)數(shù)據(jù)的隨機(jī)性，每種接頭重復(fù)拉伸試驗(yàn)2次。

圖2 開裂蒙皮附近車身鉚接接頭

圖3 接頭拉伸試驗(yàn)示意圖

圖4為接頭拉伸試驗(yàn)時(shí)載荷隨位移的變化曲線，則曲線斜率即為接頭剛度。從圖4中可以看出，鉚接接頭的剛度明顯較焊接接頭剛度差，這也間接說明鉚接車身剛度較焊接車身剛度差，鉚接鋁合金車身可能會(huì)存在剛度不足的問題。為此建立整車有限元模型，對(duì)整車的彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度進(jìn)行計(jì)算。

圖4 焊接接頭與鉚接接頭載荷隨位移變化曲線

1.1 有限元模型建立

建立有限元模型時(shí)，用Hypermesh進(jìn)行前處理。為方便建模，忽略蒙皮和內(nèi)外飾件等非主要承載結(jié)構(gòu)，只保留客車骨架等主要承載結(jié)構(gòu)。車架和車身等主要承載結(jié)構(gòu)全部采用殼單元模擬，焊接用剛性桿單元RBE2模擬焊縫，鉚接則在接頭與接觸型材之間分布適當(dāng)數(shù)量的RBE2單元來近似模擬鉚釘連接，車架和車身之間通過牛腿連接。在進(jìn)行剛度分析時(shí)，對(duì)整車不加其他載荷，包括空調(diào)、電池、玻璃、地板及地板革、儀表臺(tái)、控制器、座椅和駕駛員、乘客等質(zhì)量，但進(jìn)行強(qiáng)度分析時(shí)，則需按實(shí)際情況加載。

1.2 邊界條件的施加

1.2.1 彎曲剛度

進(jìn)行彎曲剛度分析時(shí)不考慮重力，分別約束左后輪空氣彈簧安裝座處X，Y和Z方向與右后輪空氣彈簧安裝座處X，Z方向的平動(dòng)自由度和左前輪空氣彈簧安裝座處Y，Z方向與右前輪空氣彈簧安裝座處Z方向的平動(dòng)自由度。在前后軸中間位置、Y向坐標(biāo)為0處設(shè)立加載點(diǎn)p。將底盤車架中部的部分點(diǎn)(p點(diǎn)X向坐標(biāo)前后50mm范圍內(nèi)的車架縱橫梁上表面的點(diǎn))用RBE2耦合到加載點(diǎn)p，在p點(diǎn)施加-Z向大小為F=8kN載荷，則彎曲剛度為

C=F/D

(1)

式中：C為彎曲剛度；F為加載載荷；D為加載點(diǎn)Z向位移。

1.2.2 扭轉(zhuǎn)剛度

進(jìn)行扭轉(zhuǎn)剛度分析時(shí)不考慮重力，施加扭矩為T=4kN·m的力偶，即在左右前空氣彈簧安裝座處施加大小相等、方向相反的力F，施加力F的數(shù)值為

F=T/L

(2)

式中：F為加載載荷；T為施加扭矩；L為前空氣彈簧安裝座之間的距離。

后輪約束參照彎曲剛度工況，另外還須約束車架第一根橫梁中間部位的Z向平動(dòng)，則扭轉(zhuǎn)剛度為

C=T/θ

(3)

式中θ為前后軸的軸間角變化量。

1.3 分析結(jié)果

將有限元模型提交MSC.Nastran進(jìn)行計(jì)算，在Hyperview中查看分析結(jié)果，并計(jì)算得到車身的彎曲剛度為8 196.7N/mm，扭轉(zhuǎn)剛度為25 284.5N·m/(°)，而國(guó)產(chǎn)半承載式客車扭轉(zhuǎn)剛度在20 000～64 000N·m/(°)范圍內(nèi)[5]，可知本文所研究車型的扭轉(zhuǎn)剛度處于合理范圍內(nèi)，但與同類車型相比偏低，這進(jìn)一步證實(shí)之前的猜想。下面通過對(duì)車身剛度靈敏度的分析，結(jié)合實(shí)際工藝的可行性確定車身加強(qiáng)方案。

2 車身剛度靈敏度分析和改進(jìn)方案的確定

2.1 車身剛度靈敏度分析

通過靈敏度分析可以確定設(shè)計(jì)變化過程中對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響的部位[6]。結(jié)合考慮對(duì)試制車實(shí)際修改工藝的可行性，對(duì)這些部位進(jìn)行局部加強(qiáng)，從而提高車身剛度。

以前后軸之間車身頂圍和左右側(cè)圍的梁為分析對(duì)象，如圖5所示，以梁的初始厚度為初值，設(shè)計(jì)變量變化范圍為±50%，響應(yīng)函數(shù)為加載點(diǎn)的Z向位移，約束函數(shù)將約束定義在一定范圍內(nèi)，使用MSC.Nastran分別對(duì)車身彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度進(jìn)行靈敏度分析，結(jié)果如圖6和圖7所示。

圖5 車身剛度靈敏度分析對(duì)象

圖6 彎曲剛度靈敏度

圖7 扭轉(zhuǎn)剛度靈敏度

圖6和圖7分別為彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度靈敏度分析結(jié)果。橫坐標(biāo)為梁的編號(hào)，編號(hào)1～33為頂圍中部梁，34～61為左側(cè)圍中部梁，62～89為右側(cè)圍中部梁。靈敏度正值表示結(jié)構(gòu)響應(yīng)位移的變化與板件厚度變化具有相同的趨勢(shì)，負(fù)值表示趨勢(shì)相反[7]，并且靈敏度絕對(duì)值越大，則對(duì)剛度的貢獻(xiàn)越敏感。分析以梁的厚度為設(shè)計(jì)變量，以加載點(diǎn)Z向位移為響應(yīng)，Z向位移減小則說明車身剛度增加。根據(jù)分析結(jié)果，增加靈敏度值為負(fù)的梁厚度會(huì)減少加載點(diǎn)Z向位移即增加車身剛度，若不改變靈敏度值為負(fù)的梁厚度而加強(qiáng)其周圍區(qū)域同樣可以增加車身剛度。

從圖6和圖7可以看出，車身的扭轉(zhuǎn)剛度和彎曲剛度對(duì)頂圍梁厚度的變化都不怎么敏感；相對(duì)于扭轉(zhuǎn)剛度，車身彎曲剛度對(duì)左側(cè)圍梁厚度變化的敏感度較高，說明加強(qiáng)左側(cè)圍主要會(huì)增加車身的彎曲剛度；而車身彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度對(duì)右側(cè)梁厚度的變化均較敏感，即加強(qiáng)右側(cè)圍可以同時(shí)增加車身彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度，這也說明原車的右側(cè)圍較薄弱，剛度較差，這是因?yàn)橛覀?cè)圍有乘客門所致。根據(jù)靈敏度值為負(fù)的梁位置，可以分別確定對(duì)增加車身彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度作用較大的區(qū)域，再結(jié)合實(shí)際情況確定局部加強(qiáng)的改進(jìn)方案。

2.2 整改方案的確定

根據(jù)圖6和圖7剛度靈敏度的分析結(jié)果，結(jié)合圖5中標(biāo)記的靈敏度值為負(fù)但絕對(duì)值較高的梁編號(hào)，確定車身頂圍和左右側(cè)圍對(duì)提高車身彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度影響較大的區(qū)域，考慮改進(jìn)工藝的可實(shí)施性，確定局部加強(qiáng)方案。車身剛度的敏感區(qū)域和局部加強(qiáng)方案如圖8中矩形標(biāo)記處所示。頂圍加強(qiáng)方案為在中門上方增加一Y向橫梁，此時(shí)只需將此區(qū)域X向縱梁切斷，多余部分切掉，再增加橫梁鉚接即可。左右側(cè)圍中盡管Z向貫通的立梁對(duì)車身彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度均很敏感，但加強(qiáng)這些立梁較好的方法是增大型材截面或在型材中增加加強(qiáng)筋，這在實(shí)際修改時(shí)需要重新開發(fā)型材，周期較長(zhǎng)，更換難度較大，因此選擇其它對(duì)車身剛度敏感的區(qū)域進(jìn)行加強(qiáng)，如圖8(b)和圖8(c)所示，分別在圖中標(biāo)記區(qū)域增加斜撐或Z向立梁進(jìn)行加強(qiáng)，結(jié)果如圖8(e)和圖8(f)所示。

對(duì)局部加強(qiáng)后的車身進(jìn)行彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度

圖8 增加車身剛度的敏感區(qū)及局部加強(qiáng)方案示意圖

分析，結(jié)果如表1所示。改進(jìn)后的車身彎曲剛度提高了11.1%，扭轉(zhuǎn)剛度提高了20.6%，而質(zhì)量只增加了18.4kg，約為整車整備質(zhì)量的0.15%。研究表明[8]，電動(dòng)客車?yán)m(xù)駛里程的增加與減輕質(zhì)量幾乎呈線性關(guān)系，電動(dòng)客車質(zhì)量每增加100kg，續(xù)駛里程約減少0.55%～0.62%。局部加強(qiáng)的方案只增加18.4kg質(zhì)量，對(duì)整車的續(xù)駛里程幾乎沒有影響。

表1 局部加強(qiáng)前后車身彎曲剛度 和扭轉(zhuǎn)剛度分析結(jié)果對(duì)比

對(duì)車身加強(qiáng)后整車2倍滿載彎曲工況和1.3倍滿載右后輪懸空扭轉(zhuǎn)工況下開裂蒙皮附近鉚接接頭的受力情況進(jìn)行分析。整車彎曲工況約束方式參照彎曲剛度的約束方式，右后輪懸空扭轉(zhuǎn)工況的約束方式在彎曲剛度約束方式的基礎(chǔ)上釋放右后輪空氣彈簧安裝座處Z方向的平動(dòng)自由度。分析結(jié)果如圖9所示。由圖可見，彎曲工況下接頭的最大應(yīng)力值為64.5MPa，扭轉(zhuǎn)工況下接頭的最大應(yīng)力值為91.3MPa，兩種工況下，半固態(tài)壓鑄鋁合金接頭的最大應(yīng)力值均未超過其所用材料A356的抗拉強(qiáng)度270MPa，能滿足強(qiáng)度要求。

圖9 不同工況下開裂蒙皮附近接頭應(yīng)力云圖

通過以上分析，初步確定改進(jìn)方案理論上的可行性，下面對(duì)加強(qiáng)后的車身進(jìn)行模態(tài)分析，驗(yàn)證加強(qiáng)后的車身低階固有頻率是否能滿足設(shè)計(jì)要求。

3 車身自由模態(tài)分析

模態(tài)分析時(shí)，考慮到外部激勵(lì)多處于低頻區(qū)域，且高階頻率對(duì)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)影響很小，車身骨架一般只需計(jì)算較低的幾階頻率[9]。用MSC.Nastran計(jì)算加強(qiáng)后車身骨架的自由模態(tài)，表2為分析結(jié)果中除剛體模態(tài)外的車身骨架前6階固有頻率和振型。

目前在高速公路和一般城市較好路面，路面激勵(lì)多在1～3Hz之間[10]。從表2可知，車身最低階固有頻率為8.21Hz，加強(qiáng)后車身固有頻率能避開路面激勵(lì)頻率，滿足設(shè)計(jì)要求。另外，車身的1階扭轉(zhuǎn)和1階彎曲模態(tài)頻率相差4Hz左右，能有效避免模態(tài)之間的耦合，符合設(shè)計(jì)要求。這進(jìn)一步確定了改進(jìn)方案理論上的可行性。

表2 車身骨架前6階固有頻率和振型

在確定改進(jìn)方案的可行性后，對(duì)實(shí)車進(jìn)行改進(jìn)。對(duì)改進(jìn)后的試制車?yán)^續(xù)進(jìn)行可靠性試驗(yàn)，結(jié)果整車中部抖動(dòng)問題明顯減輕，車身蒙皮未再出現(xiàn)開裂，并圓滿完成了其他各項(xiàng)測(cè)試，保證了該車型的順利批產(chǎn)。

4 結(jié)論

對(duì)某鉚接鋁合金車身純電動(dòng)客車試制車蒙皮開裂問題進(jìn)行研究，經(jīng)初步分析確定原因，車身靈敏度分析確定改進(jìn)方案，車身模態(tài)分析確定方案理論可行性，實(shí)車改進(jìn)驗(yàn)證等一系列步驟，最終在基本不影響整車質(zhì)量和續(xù)駛里程的情況下，解決了試制車蒙皮開裂問題，證明了改進(jìn)方案的有效性。

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A Research on the Skin Cracking Problem of theRiveted Aluminum Body in an Electric Bus

Wang Mingqing

AutomotiveEngineeringResearchInstitute,BYDAutoIndustryCo.,Ltd.,Shenzhen518118

Aiming at the cracking problem of body skin above the middle passenger door of a trail produced electric bus with riveted aluminum body due to insufficient body stiffness ascertained by analysis, the areas having more effects on body stiffness are located by sensibility analysis, and combined with the realizability of improving scheme, the local structures of bus body are strengthened. As a result, the bending stiffness and torsional stiffness of bus body increase by 11.1% and 20.6% respectively. An analysis on the loading conditions of joints around cracked skin indicates that these joints meet strength requirement after body is strengthened, and a modal analysis show that the natural frequency of bus body is much higher than road excitation frequency, and the frequency difference between 1st order bending mode and 1st order torsion mode avoid their coupling. The skin crack no longer happens in the test on the bus with strengthened body, demonstrating the effectiveness of improving scheme. The study provides a theoretical basis for solving similar problem.

electric bus; aluminum body; skin cracking; stiffness analysis; sensitivity analysis; modal analysis

原稿收到日期為2014年9月11日，修改稿收到日期為2015年2月5日。