某車型排氣系統掛鉤的靜力與動剛度分析及結構優化

楊晉博, 傅愛軍，邱崧, 劉憶恒, 藍春波

廣西科技大學機械與汽車工程學院，廣西柳州 545006

0 引言

汽車排氣系統與車身之間通過掛鉤連接，車輛在工作時排氣系統受到發動機周期振動以及不同路況的載荷影響，產生周期振動影響掛鉤使用壽命，進而通過掛鉤影響車身結構噪聲、振動與聲振粗糙度(noise、vibration、harshness，NVH)的性能指標，因此本文通過研究排氣系統的掛鉤性能來確保排氣系統的設計合理性[1]。在設計研發時期，利用有限元方法進行仿真分析，節省企業研發成本，縮短研發周期，Hypermesh平臺靈活處理簡化模型;根據軟件設置不同工況進行模擬仿真，縮短計算時長，模擬實際工況，使計算結果貼近實際工程結果;根據原始排氣系統模型進行優化設計，為后期制造與優化設計提供優化數據。

1 模型處理

1.1 模型簡化

排氣系統熱端與發動機連接，排氣系統受到發動機周期性震動影響，在進行有限元分析時，將發動機處理成剛形體，利用Mass單元模擬發動機質心，并用來模擬發動機對排氣系統的影響，將懸置與波紋管使用Hypermesh中的CBUSH單元進行模擬簡化，采用RB2單元進行發動機質心點和懸置與法蘭連接。熱端連接發動機簡化模型如圖1所示。

圖1 熱端連接發動機簡化模型

1.2 模型有限元處理

排氣系統的管道部分利用Hypermesh中的抽取中面功能，對中面劃分網格并賦予厚度及材料屬性，對需要點焊部分采取Rigid單元的RB2類型進行模擬;需要滿焊部分采取Ruled單元進行模擬;對于外掛鉤與內掛鉤連接吊耳采取CBUSH單元進行模擬，模型網格整體采用5 mm網格。處理后的有限元模型有174 186個網格，通過OptiStruct對其進行靜力分析以確保結構強度；然后對該排氣系統進行掛鉤動剛度分析，以確保該模型在不同頻率激勵下其掛鉤不會失效斷裂。排氣系統有限元模型[2]如圖2所示。

圖2 排氣系統有限元模型

該排氣系統管道部分采用SUH409L材料,掛鉤與法蘭實體部分采用Q235材料，排氣系統材料屬性見表1。

表1 排氣系統材料屬性

2 靜力及動剛度分析

2.1 4G靜力分析

發動機工況由多種不同負荷組成，通過本車相關數據進行4G靜力學分析和汽車排氣系統靜力學計算[3]。4G靜力分析模擬排氣系統受整車的4倍重力靜載荷下的結構強度的變化(下文均用4G表示)，本文主要分析掛鉤處焊縫應力情況。計算該排氣系統在4G重力載荷下掛鉤處的結構應力變化并進行優化，有助于加強結構強度[4]。

排氣系統在發動機總成與內外掛鉤約束下，給車身施加4G靜力載荷，分析掛鉤處焊縫結構強度。在施加4G重力載荷作用下，掛鉤焊縫應力小于150 MPa。分析后得到1號掛鉤焊縫應力為316.408 MPa,2號掛鉤焊縫應力為213.279 MPa,4G靜力載荷下1～4號掛鉤焊縫應力云圖如圖3所示，1號與2號掛鉤焊縫應力過大，不符合企業要求標準，故不合格，需要進行優化。掛鉤焊縫最大應力見表2。

圖3 4G靜力載荷下1～4號掛鉤焊縫應力云圖

表2 掛鉤焊縫最大應力單位:MPa

2.2 動剛度分析

車輛處于行駛狀態時，排氣系統受到不同路況與發動機振動等外部激勵干擾，動剛度不足，動剛度作為衡量部件抵抗其本身變形的能力，掛鉤的動剛度緊密關聯該系統的連接可靠性，在運行過程中，當發動機頻率與掛鉤頻率接近或者車身振動頻率與掛鉤頻率接近時，會引發排氣掛鉤與車身部件的共振現象，導致排氣系統支架疲勞破壞以及對整車NVH性能造成影響。本文對其進行動剛度分析，發現結構出現問題，進而進行優化。

為分析排氣系統具體掛鉤激勵點沿Z向的變化情況，故采用單自由度系統計算[2]。

微分方程為：

(1)

頻域方程為：

F0=(-ω2m+jωc+k)x

(2)

動剛度為：

(3)

式中：m為質量，t;c為阻尼，N·s/mm;x0為復常數;x為位移響應，mm;ω為激勵頻率;k為靜剛度，N/mm;Kd為動剛度，N/mm;F為載荷，N。

速度導納(Mobility)分析即速度導納頻率響應分析。在載荷輸入點與響應點取同一作用點觀察，在力的作用下，作用點的速度隨著作用力的頻率變化的速度響應稱為速度導納,速度導納單位為dB/N。掛鉤動剛度均值在Z向50～200 Hz范圍內,以目標剛度500 N/mm對應的速度導納作為掛鉤動剛度滿足設計要求的標準。掛鉤動剛度分析結果如圖4所示。由圖可以看出,1號掛鉤與3號掛鉤速度超出500 N/mm速度導納評判標準，故不合格;2號掛鉤、4號掛鉤符合要求。

圖4 掛鉤動剛度分析結果

3 優化方案分析

3.1 優化設計

3.1.1 掛鉤結構優化

4G靜力分析模擬排氣系統受整車4倍重力靜載荷下結構強度的變化情況，分析掛鉤處焊縫應力情況，根據云圖顯示數據得到1號掛鉤焊縫處的應力過大。分析模型參數發現應力過大的原因主要為：1號掛鉤離發動機近，故該處位移過大，1號掛鉤受發動機振動激勵影響最大[5]。

掛鉤動剛度分析表明，1號掛鉤動剛度不符合企業要求標配，與500 N/mm速度導納的目標剛度偏差太大。結合有限元4G靜力分析與動剛度分析結果進行優化，故對1號掛鉤處增加輔助掛鉤支撐。1號掛鉤優化前后結構如圖5和圖6所示。

圖5 1號掛鉤優化前結構

圖6 1號掛鉤優化后結構

3.1.2 焊縫優化

分析4G工況下的焊縫應力與不同頻率下的掛鉤動剛度，原始模型分析中掛鉤均使用單側焊接。1號掛鉤增加輔助掛鉤支撐，分析不同焊接方式對掛鉤性能的影響;2號掛鉤焊縫應力過大對2號掛鉤的焊接方式進行優化;3號掛鉤動剛度不滿足要求，通過改變焊接方式增強掛鉤與排氣系統連接;4號掛鉤滿足設計要求，故采用單側焊接，不進行優化設計，采用原始單側焊接。表3為焊縫優化設計方案。采用2號掛鉤作為樣例,單側焊接與雙側焊接對比如圖7所示。

表3 焊縫優化設計方案

圖7 單側焊接與雙側焊接對比

3.2 優化方案

3.2.1 優化方案一

3.2.1.1 優化方案一4G靜力分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤并采用外側焊接方式，2號與3號掛鉤采用外側焊接方式，焊縫長度為20～25 mm。優化方案一焊縫應力云圖如圖8所示，其掛鉤焊縫最大應力見表4。由分析結果可知，1號與2號掛鉤焊縫應力有所下降，但仍大于150 MPa,故不合格。

圖8 優化方案一焊縫應力云圖

表4 優化方案一掛鉤焊縫最大應力 單位:MPa

3.2.1.2 優化方案一動剛度分析

1號掛鉤處增加輔助掛鉤支撐并采用單側焊接方式，其余掛鉤采用單側焊接方式。該排氣系統的3號與4號掛鉤動剛度總體在目標線500 N/mm速度導納范圍內，1號與2號掛鉤動剛度仍然不符合設計要求，優化方案一掛鉤動剛度分析結果如圖9所示。

圖9 優化方案一掛鉤動剛度分析結果

3.2.2 優化方案二

3.2.2.1 優化方案二4G靜力分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤并采用外側焊接方式，2號與3號掛鉤采用雙側焊接方式，焊縫長度為20～25 mm。

優化方案二焊縫應力云圖如圖10所示，其掛鉤焊縫最大應力見表5。由圖和表可知，1號掛鉤略微超出設計要求，基本滿足性能要求。2號與3號掛鉤滿足設計要求。

圖10 優化方案二焊縫應力云圖

表5 優化方案二掛鉤焊縫最大應力 單位:MPa

3.2.2.2 優化方案二動剛度分析

優化方案二掛鉤動剛度分析結果如圖11所示。

圖11 優化方案二掛鉤動剛度分析結果

由圖11可知，1號掛鉤處增加輔助掛鉤支撐并采用單側焊接方式，2號與3號掛鉤采用雙側焊接方式。該排氣系統的2號掛鉤、3號與4號掛鉤動剛度總體在目標線500 N/m速度導納范圍內，1號掛鉤基本滿足設計要求。

3.2.3 優化方案三

3.2.3.1 優化方案三4G靜力分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤并采用雙側焊接方式，2號與3號掛鉤采用外側焊接方式，焊縫長度為20～25 mm。優化方案三焊縫應力云圖如圖12所示，其掛鉤焊縫最大應力見表6。由圖和表可知，1號掛鉤由于采取雙側焊接方式，掛鉤焊縫應力大幅度下降;2號掛鉤由于采取單側焊接方式，焊縫應力超出設計要求;3號掛鉤焊縫應力滿足設計要求。

圖12 優化方案三焊縫應力云圖

表6 優化方案三掛鉤焊縫最大應力 單位:MPa

3.2.3.2 優化方案三動剛度分析

1號掛鉤處增加輔助掛鉤支撐并采用雙側焊接方式，2號與3號掛鉤采用外側焊接方式。該排氣系統的1號掛鉤、3號與4號掛鉤動剛度總體在目標線500 N/m速度導納范圍內，2號掛鉤動剛度仍然不滿足設計要求。優化方案三掛鉤動剛度分析結果如圖13所示。

圖13 優化方案三掛鉤動剛度分析結果

3.2.4 優化方案四

3.2.4.1 優化方案四4G靜力分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤并采用雙側焊接方式，2號與3號掛鉤采用外側焊接方式，焊縫長度為20～25 mm，優化方案四焊縫應力云圖如圖14所示，其掛鉤焊縫最大應力見表7。

圖14 優化方案四焊縫應力云圖

表7 優化方案四掛鉤焊縫最大應力 單位:MPa

由圖14和表7可知，1號掛鉤的焊縫最大應力降低到61.454 MPa;2號掛鉤的焊縫最大應力降低到85.219 MPa;3號掛鉤的焊縫最大應力降低到37.498 MPa,1～3號掛鉤焊縫最大應力均得到了明顯的降低，滿足企業要求標準。

3.2.4.2 優化方案四動剛度分析

1號掛鉤處增加輔助掛鉤支撐并采用雙側焊接方式，2號與3號掛鉤采用雙側焊接，該排氣系統的1～4號掛鉤動剛度總體在目標線500 N/m速度導納范圍內。優化方案四掛鉤動剛度分析結果如圖15所示。

圖15 優化方案四掛鉤動剛度分析結果

3.2.5 優化方案五

3.2.5.1 優化方案五4G靜力分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤，其主掛鉤采用外側焊接方式、輔助掛鉤采用內側焊接方式，2號與3號掛鉤采用外側焊接方式，焊縫長度為20～25 mm。

優化方案五焊縫應力云圖如圖16所示，其掛鉤焊縫最大應力見表8。

圖16 優化方案五焊縫應力云圖

表8 優化方案五掛鉤焊縫最大應力 單位:MPa

由圖16和表8可知，1號掛鉤的焊縫最大應力降低到77.962 MPa;2號掛鉤的焊縫最大應力降低到118.104 MPa;3號掛鉤的焊縫應力降低到45.312 MPa，1～3號掛鉤均得到了明顯的降低。

3.2.5.2 優化方案五動剛度分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤，其主掛鉤采用外側焊接方式、輔助掛鉤采用內側焊接方式，2號與3號掛鉤采用外側焊接方式，該排氣系統的1～4號掛鉤動剛度總體在目標線500 N/m速度導納范圍內，優化方案五掛鉤動剛度分析結果如圖17所示。

圖17 優化方案五掛鉤動剛度分析結果

3.2.6 優化方案六

3.2.6.1 優化方案六4G靜力分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤，其主掛鉤采用外側焊接方式、輔助掛鉤采用內側焊接方式，2號與3號掛鉤采用雙側焊接方式，焊縫長度為20～25 mm，優化方案六焊縫應力云圖如圖18所示，其掛鉤焊縫最大應力見表9。由圖和表可知，1號掛鉤的焊縫最大應力降低到63.727 MPa,2號掛鉤的焊縫最大應力降低到83.719 MPa,3號掛鉤焊縫應力也得到了明顯降低，并滿足企業要求標準。

圖18 優化方案六焊縫應力云圖

表9 優化方案六掛鉤焊縫最大應力 單位:MPa

3.2.6.2 優化方案六動剛度分析

1號掛鉤增加輔助掛鉤，其主掛鉤采用外側焊接方式、輔助掛鉤采用內側焊接方式，2號與3號掛鉤采用兩側焊接方式。該排氣系統的1號掛鉤動剛度的速度導納在標準線上下浮動，剛度合格;2～4號掛鉤動剛度總體在目標線500 N/m速度導納范圍內。優化方案六掛鉤動剛度分析結果如圖19所示。

圖19 優化方案六掛鉤動剛度分析結果

4 結論

(1)對某車型排氣系統模型進行簡化并建立有限元模型，模擬分析4G工況下掛鉤焊縫應力情況，分析掛鉤在一定頻率激勵下的動剛度情況，得出該排氣系統掛鉤處焊縫應力過大，動剛度不滿足企業要求，以此進行優化，為1號掛鉤增加輔助支撐、將掛鉤焊縫應力過大處由單排焊縫優化為雙排焊縫，設計6種不同優化方案進行分析。

(2)優化方案四和優化方案六使掛鉤焊縫應力下降，動剛度得到改善,符合企業要求，為后期設計研發提供了有效參數。

(3)優化方案六排氣系統的掛鉤性能大幅降低，焊縫少于優化方案四，比優化方案四更經濟，故為最終優化方案。