考慮密封條動態壓縮效應的車門動態關閉疲勞仿真與試驗研究

曾維和， 茍黎剛， 張德彬， 任豪放， 張 俊， 廖慧紅

（吉利汽車研究院（寧波）有限公司，浙江，寧波 315336）

車門密封條一般由裝在門上的頭道條和車身側的二道條兩道密封條組成，其能填充車身與車門匹配時的間隙，可密封防止雨水通過間隙流入車內，阻斷車外路噪、風噪傳導至乘員艙內提高整車NVH 性能；另一方面，車門動態快速關閉（簡稱車門slam）內板壓縮密封條變形做功，其能提供一定的支承反力，吸收快速關門一部分能量［1］，減少車門關閉瞬間門內板與側圍碰撞沖擊對車門結構的損傷，因此密封條對車門結構疲勞耐久性能有重要影響。

國內外學者和汽車主機廠工程師已經就密封條對車門性能的影響進行了大量研究。WAGNER等［2］建立非線性有限元計算模型仿真分析了密封條吸收關門能量效應。國內一汽、比亞迪、國外STELLANTIS 等主機廠商研究了密封條在確定車門靜態關閉力的作用［3-5］。張黎宏等［3］推導出車門關閉力計算簡化模型，優化設計參數調整密封條反力優化靜態關閉力改善車門關閉感知質量和舒適性。王超［4］通過大量試驗結果總結分析了影響關門力的幾個關鍵因素，發現密封條的影響最大。美國通用汽車公司SANKAR 等［6］在研究轎車行李廂蓋動態開閉疲勞仿真建模方法時指出密封條能吸收約30%的關門總動能。車門關閉時先壓縮車門前部的密封條，擠壓密封條炮管內空氣向車門后端未被壓縮的區域流動，車門關閉瞬間速度較快，密封條泡管內空氣不能及時通過排氣孔排出產生氣墊效應其支撐反力會放大［7］，相比緩慢低速關門密封條系統會消耗更多的能量，從而降低關閉瞬間鎖扣撞擊力減少門板結構損傷。因此，車門slam仿真時考慮密封條中空型腔內空氣排出阻尼效應對提高分析精度有重要意義。

本研究針對車門動態關閉仿真鎖扣載荷過大導致車門疲勞損傷與試驗結果誤差大的問題，首先考慮到密封條泡管內空氣流動對壓縮反力影響，使用Abaqus 仿真計算了不同壓縮速度下密封條反力-壓縮量曲線，然后根據仿真結果構建壓縮反力與壓縮量、壓縮速度的關系模型；然后建立車門動態關閉slam 分析模型，分析時考慮密封條內因空氣流動反力的非線性曲線關系，slam 仿真得到鎖點載荷瞬態響應并與試驗測試力值響應結果進行對標驗證；最后經車門開閉耐久試驗測試，車門順利通過10 萬次開閉耐久測試，驗證了仿真方法的有效性。

1 密封條動態壓縮仿真分析

1.1 密實橡膠材料本構模型選擇

車門密封膠結構由鉗口和壓縮泡管兩部分組成，鉗口和泡管常用EPDM 密實橡膠和EPDM 海綿橡膠。由于橡膠變形呈現超彈性且高度非線性，所以描述橡膠材料變形行為的應力應變理論模型相當復雜。

大型商用有限元軟件Abaqus中提供9種基于應變能函數表征的模擬超彈性材料本構模型，如Marlow，Mooney-Rivlin，Neo Hooke，Polynomial，Van Der Waals，Ogden 等。1940 年MOONEY［8］率先提出以變形張量不變量為自變量描述超彈性體應變能函數模型：

式中：W為應變能；I1，I2分別為變形張量第1，第2不變量；D1，D2為常數。

1951 年Rivlin 在式（1）Mooney 函數基礎上提出更一般的本構模型表達式［9］：

式中：W為應變能；I1，I2為變形張量第1，第2 不變量；m，n為非負整數；Dmn為常數。

式（2）即是所熟知的Mooney-Rivlin 模型，但后期大量實踐應用表明其不適用于所有的變形模式，因此，Mooney-Rivlin 并不是真正有實用價值的描述超彈性材料本構模型［10］。

Ogden 直接采用橡膠變形主伸長比λ做自變量，于1972 年提出了一種全新的描述超彈性不可壓縮橡膠應變能函數模型［11］：

式中：W為應變能；N為階數；λi為主伸長率；ρi為 次 伸 長 率；αi，μi，βi為 材 料 常 數；J為 總 體積比。

研究表明，Ogden 模型是目前模擬超彈性不可壓縮密實橡膠材料最準確的應變能函數［12-13］，鉗口三元乙丙（EPDM）密實橡膠在車門密封條壓縮變形時主要起支撐泡管作用，體積變化極小應變能不高，可近似當作不可壓縮超彈性材料處理，因此，仿真時EPDM 密實橡膠材料本構選擇Ogden 模型，階數N取3。

1.2 海綿橡膠材料本構模型選擇

海綿橡膠由EPDM 橡膠發泡而成，是一種可壓縮超彈性材料。Abaqus中提供一種可高精度模擬可壓縮橡膠超彈性非線性材料力學性能的Hyperfoam模型［14］，其應變能密度函數表達式為：

式中：W為應變能；N為階數；λi為主伸長率；ρi為次伸長率；αi，μi，βi為材料常數；J為總體積比；Je為彈性體積比；Jt為溫度體積比；εt為總體積比。

密封條泡管材料使用海綿橡膠，車門關閉時首先擠壓泡管本體材料變形和發泡氣孔孔隙變形，當車門完全關閉時，泡管擠壓體積變化大應變能高，因此，進行超彈性泡管壓縮非線性力學性能仿真時，海綿橡膠材料應變能函數選擇Hyperfoam 模型，階數N=3。

1.3 密封條有限元建模

以某SUV 車型前車門密封條為研究對象，車門與車身側圍之間兩道密封，頭道條使用3M 膠粘貼或者塑料卡扣固定在車門內板上，二道條鉗口夾持側圍鈑金安裝在車身上，密封條3D模型如圖1所示，圖2a 和b 分別清晰展示了二道條和頭道條的截面結構。

圖1 車門頭道/二道密封條3D數模

二道密封條結構由EPDM 海綿橡膠泡管、EPDM 密實橡膠鉗口和嵌入鋼支撐骨架組成，其結構如圖3a 所示。頭道條截面結構如圖3b 所示，頂部泡管材料為可壓縮超彈性EPDM 海綿橡膠，底部起支撐作用材料為不可壓縮EPDM密實橡膠。

圖3 密封條結構示意圖

相較于截面尺寸，車門密封條軸向尺寸（長度）夠大，車門擠壓密封條時壓縮變形主要在截面內，垂直于截面方向（軸向）應變影響有限，可忽略不計，所以可將求解密封條壓縮變形問題簡化為平面應變問題處理，采用二維平面應變模型仿真，縮減計算規模。為離散后充分體現截面圓弧特征，網格劃分時單元平均尺寸設置為0.15 mm，網格類型為三角形四邊形混合，但為保證計算精度，三角形網格數量占比控制在5%以內。Abaqus 平面應變分析密實膠和海綿膠單元類型選擇CPE_H（雜交平面應變）單元，密實橡膠中嵌入的金屬骨架單元類型為平面應變單元。

Abaqus模擬密封條壓縮變形泡管內空氣向管外流動，沿密封條腔體內輪廓線建立一圈F2D2單元，F2D2 單元首尾相接形成封閉曲線完成創建密封條內流體型腔；在泡管型腔內任意位置建一參考節點定義型腔內空氣流體域，密封條外任意位置定義一參考節點代表外部環境空氣流體域，FLINK 單元連接腔內空氣參考節點和外部空氣域參考節點，計算時管內外空氣可通過FLINK單元流通。

相較于橡膠密封條，車門和車身側圍鈑金變形幾近于0，所以將車門鈑金和側圍鈑金簡化成剛度無限大的剛體，鈑金使用解析剛體建模。實際使用中二道條鉗口觸須與車身鈑金緊貼、頭道條底部輪廓與車門內板鈑金粘貼，所以這些位置約束全部自由度，位移為0。剛體與密封條頂部輪廓建立接觸對，隨著壓縮量增大密封條自身變形嚴重可能自身會發生接觸，因此，在可能密封條截面內外輪廓可能發生接觸的區域建立自接觸，接觸摩擦因數設置為0.1。在剛體參考點施加沿-Y向強制位移10 mm，模擬車門關閉密封條被正壓，輸出位移、應變和加載點反力，查看密封條壓縮變形趨勢和壓縮負荷情況。建立的車門頭道、二道密封條動態壓縮模型及邊界條件如圖4所示。

圖4 壓縮仿真有限元模型

1.4 動態壓縮結果分析

1.4.1 壓縮變形應變能分布

分別以不同壓縮速率1 mm/s、500 mm/s、1 000 mm/s、1 500 mm/s、2 000 mm/s 進行車門密封條壓縮仿真，查看密封條變形和應變分布。圖5和圖6 分別列出了準靜態（壓縮速率1 mm/s）壓縮時二道條和頭道條密封條變形形狀和應變結果。由圖5 可知，隨著車門向下運動壓縮，泡管型腔被逐步壓縮空氣排出腔體，壓頭向下位移壓縮7 mm 時，泡管壁和腔體變形嚴重，密封條空腔內壁有自接觸發生。觀察應變能分布可知：密封條壓縮時有兩處位置應變能集中，應變相對較高，一處位于泡管內壁中間位置；另一處在海綿橡膠與密實橡膠交界處，其原因是兩種材料剛度不一致，同等壓縮負荷條件下密實橡膠變形遠小于海綿橡膠變形量，這樣存在剛度不連續變形不協調位置易產生應變集中。頭道密封條海綿橡膠泡管和空氣型腔壓縮變形變化趨勢與二道條變形規律類似，其應變能分布如圖6所示。由圖可知，應變集中較高的位置在管內壁圓弧過渡部位，其原因是密封條壁厚在此處突然減小，圓弧過渡特征變化急劇，剛度突變處變形不均勻導致應變較高。

圖5 二道密封條壓縮變形應變云圖

圖6 頭道密封條壓縮變形應變云圖

1.4.2 密封條支反力-壓縮量曲線

密封條動態壓縮提供的支反力來源于兩部分，一部分是密封條橡膠壓縮變形，由于橡膠材料非線性超彈性特征，密封條壓縮反力計算可比作非線性彈簧系統，若非線性系統剛度為Kseal，壓縮量xseal，壓縮負載可描述為［5］：

另一部分壓縮反力來源是密封條空腔內氣體通過排氣孔流出產生的非線性阻尼力，泡管空腔內氣體流動如圖7 所示。車門slam 時關門速度快，鈑金壓縮密封條速率高空腔內氣體流動速度加快，排氣孔沿密封條以一定間隔（一般設計間距100～150 mm）線性規律排列，泡管被擠壓腔內空氣加速通過排氣孔流向密封條外，這種空氣流動現象呈現出非線性阻尼效應［7］。密封條內空氣通過排氣孔排氣產生的非線性阻尼力可表述為：

圖7 密封條腔體空氣流動示意圖

式中：Fdamp為泡管內空氣流動產生的阻尼力；L為密封條長度；p(x)為密封條表面壓力；pex為排氣孔氣體壓力。

分別以不同速度v=500 mm/s、1 000 mm/s、1 500 mm/s、2 000 mm/s 壓縮車門密封條，得到車門頭道條、二道條動態壓縮載荷-壓縮量曲線如圖8所示。由圖可知，隨著壓縮量增加，密封條反力逐步增加，由于密封條剛度變形非線性和排氣孔變形高度飛行非線性，密封條反力隨壓縮量非線性增長，隨壓縮變形增加，曲線變得陡峭曲率增加，壓縮力增長速度越快；另一方面，相同壓縮量時，壓縮速率越高密封條提供反力越大，這主要與腔內氣體通過排氣孔流出非線性阻尼效應有關，根據式（10）可知關門速度越快密封條壓縮變形速率越高，腔內排氣孔流出速度越高非線性阻尼力越大。

圖8 密封條動態壓縮負荷-壓縮量曲線及關系擬合

分析圖8 中密封條壓縮負荷隨壓縮量、壓縮速率變化趨勢，使用不同函數類型擬合數值，發現用冪指數函數擬合相關性最好，且均方差較小，擬合效果最佳，以壓縮量u、壓縮速率v作為自變量描述其動力學行為，動力學方程可描述為：

式中：F為密封條支反力，單位N；u為壓縮量，單位mm；v為壓縮速率，單位mm/s；C，E_u，E_v為常數。

使用式（11）分別擬合車門頭道條、二道條不同速度下動態壓縮密封條反力-壓縮量數值，得到C，E_u，E_v的值，擬合后的曲線如圖8 所示。頭道密封條動態壓縮數值結果擬合得到C=0.003 1，E_u=3.22，E_v=0.256，所以頭道條動態壓縮變形行為表達式為：

擬合二道密封條動態壓縮變形-壓縮載荷數值結果得到C=0.013，E_u=3.18，E_v=0.11，因此，二道條動態壓縮變形行為可描述為：

2 車門動態關閉仿真及試驗驗證

2.1 車門動態關閉有限元建模

根據車身和車門結構幾何模型抽取中面，利用二維殼單元離散劃分網格，單元類型為三角形、四邊形混合網格，單元平均尺寸設置為5.4 mm?；趲缀芜B接信息建立部件間連接：使用RBE3-HEXARBE3 模擬膠粘和焊點連接，螺栓連接使用RBE2-CBAR-RBE2 建模。模型包括車身、車門鈑金、內飾及車門上玻璃導軌、揚聲器、電機、門鎖等附件，若車門附件沒用網格建模使用集中質量單元替代，避免因質量缺失對計算結果產生影響。為縮減計算規模截斷部分車身進行仿真分析，根據工程實踐：截斷面與車門距離應當超出400 mm，否則影響結果精度。車身截斷面處節點約束1-6 自由度，為模擬車門關閉能繞車身側鉸鏈旋轉，鉸鏈應釋放旋轉自由度。建立的車門動態關閉模型及約束如圖9a所示。

圖9 車門動態關閉仿真建模

密封條采用RBE3-CBUSH-RBE3簡化建模連接車門內板與車身側圍，如圖9b 所示。車門slam 仿真時CBUSH 彈簧單元能提供支撐剛度，彈簧壓縮支撐剛度模型如圖10 所示。彈簧剛度需考慮兩方面因素，一方面是密封條靜態壓縮載荷變形（簡稱CLD），車門密封條靜態CLD 曲線如圖11 所示。另一方面是動態壓縮排氣產生粘滯阻尼效應，其特征形式根據式（11）確定。此外，為考慮密封條橡膠材料自身阻尼的影響，根據經驗仿真將CBUSH 單元屬性阻尼設置為0.08。

圖10 密封條彈簧單元剛度模型

2.2 動態關閉過程仿真分析及鎖扣載荷試驗對標

基于2.1 節中搭建的車門動態關閉有限元分析模型，使用nastran 瞬態分析求解器Sol 129 求解車門動態關閉過程，計算出模型力、位移、速度和應力響應。企業在車門開閉耐久開發驗證過程中一般采用的關閉速度為1.5 m/s，因此，仿真時車門遠端初始速度v=1 500 mm/s，車門遠端旋轉半徑r=937.11 mm，初始角速度ω=v/r=1 500/937.11=1.600 rad/s，此初始角速度作為nastran 計算車門動態關閉初始條件的輸入，瞬態分析總時長0.2 s，計算步長0.001 s。分別計算密封條考慮和未考慮密封條動態壓縮阻尼效應對車門鎖點載荷響應曲線的影響。

為驗證仿真結果的有效性，根據車門開閉耐久驗證試驗規范設計了車門slam試驗測試鎖點力響應曲線。在車身端鎖鉤與門鎖嚙合點附近布置傳感器，為避免車門關閉門鎖機構與車身端鎖扣嚙合撞壞傳感器，粘貼傳感器位置應避開嚙合區但需盡最大限度貼近門鎖撞擊點，傳感器在鎖扣的位置如圖12a 所示，試驗測試時粘貼的傳感器如圖12b所示。傳感器類型為單向應變式傳感器，傳感器固定牢固后第1 步：進行標定試驗得到應變信號與鎖扣力對應關系式，傳感器具體標定過程不再贅述；第2 步：進行初始關閉速度1.5 m/s 的車門slam 試驗，采集記錄傳感器應變響應信號；第3 步：根據標定的關系式將采集的應變響應信號處理變換得到力值響應曲線。

車門關閉初始速度1.5 m/s，有限元仿真計算和物理試驗測試得到的鎖點載荷動態響應曲線如圖13所示。由圖可知，仿真計算的鎖點載荷響應曲線與測試曲線相位基本一致，鎖點沖擊載荷均在0.07 s左右出現最大值，此時車門運動至最低點，隨后車門反彈，在0.09 s 時刻反彈至最高點，這時反彈載荷達到峰值。但比較仿真的鎖點載荷瞬態響應與測試力值動態響應容易發現：只考慮密封條靜態壓縮剛度計算的載荷響應與試驗響應曲線偏差很大，最大沖擊力和反彈力約是測試值的2 倍，此外，反彈至最高點后0.09～0.20 s 時間段內鎖點載荷未趨近平穩仍在波動，說明關門剩余能量較多，車門需經過多輪往復運動才能耗散未吸收的剩余能量；考慮密封條動態壓縮腔內空氣流動粘滯阻尼效應仿真的鎖點載荷響應曲線與測試響應相當接近，反彈極值729 N，測試反彈最大載荷629 N，兩者誤差約15%，在工程可接受誤差范圍內，0.09 s 時刻反彈至最高點后，車門往回運動載荷衰減，0.11 s 后車門運動幅度很小鎖點載荷趨近于平穩，這與試驗測試動態響應變化趨勢接近。

圖13 鎖扣載荷動態響應曲線仿真與試驗對標驗證

仔細分析車門關閉過程，根據能量守恒原理，車門slam能量可表述為：

式中：Etotal為關門總能量；Eseal為密封條靜態壓縮吸收能量；Elatch為門鎖吸收能量；Echecklink為門限位器吸收能量；Esealcavity為密封條型腔空氣流出阻尼效應吸收能量；Eresidual為剩余未被吸收能量。

車門關閉速度一定即關門總能量Etotal一定，若仿真時不考慮密封條動態壓縮型腔內空氣排出粘性阻尼效應吸收的能量即Esealcavity=0，這樣必會導致式（14）中其他部分能量數值增大，而Eresidual剩余能量主要靠車門往復運動和自身材料阻尼耗散。因此，產生了圖13 中只考慮密封條靜態壓縮特性鎖點力值響應曲線偏差大且多次震蕩未平穩的現象。研究表明［5］，密封條空氣流動阻尼效應消耗的能量能達到關門總能量的11%。綜上所述，為提高車門slam 仿真精度，考慮密封條動態空氣流動阻尼效應尤為關鍵。

3 車門slam疲勞損傷計算及試驗驗證

3.1 車門鈑金和焊點疲勞損傷計算比較

基于nastran 瞬態響應分析求解器SOL 129 仿真計算車門初始關閉速度1.5 m/s動態關閉過程，輸出車門鈑金應力和焊點節點力瞬態響應結果，然后使用專業疲勞仿真工具nCode Designlife 計算車門鈑金及焊點疲勞損傷和壽命。焊點損傷、壽命分析使用nCode 焊點疲勞求解器計算，點焊疲勞分析使用的應力幅-疲勞壽命（S-N）曲線如圖14 所示。大量工程實踐顯示，車門slam載荷幅值范圍大，鈑金應變變化范圍廣，結構在彈性應變和塑性應變范圍內均會造成損傷，相比彈性應變部分損傷，塑性范圍內低周疲勞部分的損傷更加關鍵［15］。因此，為提高計算精度鈑金疲勞分析選用E-N 法［16］，E-N 法疲勞計算需考慮平均應力修正和彈塑性應力修正，平均應力修正方法選擇Smith-Watson-Topper（簡稱SWT），彈塑性應力修正選擇Neuber 法則。車門內板材料為DC56D，其應變幅-壽命（E-N）對應關系曲線如圖15 所示。企業車門開閉耐久試驗規范一般要求前車門要承受開關門10 萬次以上的使用次數，且不發生疲勞開裂，因此，前門slam疲勞損傷計算循環數設為10萬次。

圖14 焊點S-N曲線

圖15 車門內板材料E-N曲線

車門slam關閉速度快，車門與車身及密封條間發生劇烈沖擊從而產生動應力響應，動應力過高開閉循環可能導致結構疲勞產生。鈑金與焊點疲勞損傷計算遵從Miner 法則， 累積損傷算法原理［17-18］為：

式中：D為總損傷；Ni為某一應力輻△σ下的壽命；ni為某應力幅下發生的循環次數。

根據Miner 損傷疊加原理計算的不考慮密封條排氣阻尼產生阻尼力時車門結構疲勞損傷如圖16所示。由圖可知，鈑金和焊點損傷較大的區域在車門內板左下角防撞梁與門內板搭接處，該處鈑金最大損傷達到27.91，焊點損傷高達4.84，遠大于1；內板門鎖安裝區域損傷值也較高，達到1.57。工程上一般認為損傷超出1 會有疲勞開裂風險，可見按此方法仿真計算的車門slam疲勞必有開裂風險。

圖16 不考慮密封條動態壓縮效應車門疲勞損傷計算結果

車門動態關閉仿真考慮密封條動態壓縮排氣孔粘滯阻尼力，循環10 萬次計算的車門slam 內板和焊點累積疲勞如圖17 所示。由圖可知，損傷較大區域與圖16 中分布一致，但總損傷值明顯減小，內板與焊點最大損傷均為0.85，損傷值D未超過1，根據工程經驗判斷不會有開裂風險。

圖17 考慮密封條動態壓縮效應車門疲勞損傷計算結果

3.2 車門動態開閉耐久試驗驗證

為進一步驗證疲勞仿真結果的有效性，以3.1節中車門slam疲勞仿真的同等條件進行車門動態開閉疲勞試驗，初始關門速度1.5 m/s。循環次數10萬次，試驗測試完成后拆開門內飾仔細觀察車門鈑金和焊點是否有疲勞開裂發生，拆解結果如圖18所示。車門slam 疲勞耐久試驗結果表明：前門經10萬次開閉循環，鈑金和焊點均完好無損，疲勞計算的損傷較大區域未見焊點和鈑金開裂現象，試驗結果與圖17 中結果高度吻合?？梢娫谲囬Tslam 仿真中考慮密封條氣孔排氣粘性阻尼效應，此方法計算的結果可靠，精確度高。

圖18 車門動態開閉疲勞耐久試驗驗證

4 結論

1）有限元仿真分析不同壓縮速率下車門密封條壓縮載荷與壓縮量變化規律，經曲線擬合，結果顯示可用F=C×uE_u×vE_v冪指數關系式描述其動態壓縮變形行為。

2）密封條壓縮型腔內空氣通過排氣孔流出產生阻尼效應，密封條支反力增大，車門slam動態關閉仿真考慮密封條動態壓縮阻尼效應能有效減小鎖扣載荷，對比分析仿真與物理試驗測試的車門動態關閉過程鎖點力動態響應曲線，結果顯示：考慮密封條動態壓縮動力學行為的仿真結果與試驗值偏差小，仿真精度高。

3）對比分析車門slam 疲勞耐久仿真與試驗結果，研究表明：如果只考慮密封條靜態壓縮支撐剛度，車門動態關閉疲勞損傷結果超標，與車門耐久試驗測試結果不符；將密封條動態壓縮動力學行為考慮在內，仿真計算的車門損傷與試驗測試結果高度吻合。還進一步驗證了密封條動態壓縮阻尼效應對車門slam仿真精度提升的重要意義。