林杰 高凱 趙虎 周強 曹亞輝 柳超

摘要：基于氣動撐桿引起發(fā)動機艙蓋變形而導(dǎo)致周邊尺寸匹配精度不良的問題，通過CATIA三維虛擬裝配模擬分析，利用MATLAB對氣動撐桿安裝參數(shù)進行數(shù)值優(yōu)化計算，研究出合理的發(fā)動機艙蓋氣動撐桿設(shè)計參數(shù)，進行相應(yīng)的設(shè)計變更，并進行實車裝配效果驗證，使發(fā)動機艙蓋周邊尺寸匹配精度控制在目標范圍內(nèi)。針對發(fā)動機艙蓋氣動撐桿設(shè)計參數(shù)的變化規(guī)律，可得出以下結(jié)論：氣動撐桿安裝位置越靠近發(fā)動機艙蓋前部，越靠近車身后部，其彈力比a越大；氣動撐桿安裝位置越靠近發(fā)動機艙蓋前部，越靠近車身前部，其行程S越大；在改善氣動撐桿反力導(dǎo)致發(fā)動機艙蓋變形問題上，應(yīng)盡可能將撐桿安裝在發(fā)動機艙蓋內(nèi)板的前部區(qū)域，以減小最大壓縮力。

關(guān)鍵詞：氣動撐桿 參數(shù)優(yōu)化 尺寸匹配精度 發(fā)動機艙蓋 MATLAB數(shù)值計算

中圖分類號：U462.1? ?文獻標識碼：B? ?DOI： 10.19710/J.cnki.1003-8817.20220418

Abstract： In this paper， based on the poor dimension matching accuracy of engine hood caused by the deformation of gas springs acting on the hood， through the simulation analysis of CATIA three-dimensional virtual assembly， and using MATLAB to numerically optimize the installation parameters of gas springs， reasonable design parameters of gas spring were worked out， and then corresponding design changes were made， and the assembly effect on the real vehicle was verified， controlling the dimension matching accuracy of engine hood within the target range. For the design parameters change law of the engine hood gas springs， the following conclusions can be drawn： （1） the more front gas springs are installed on the engine hood， and the more backward gas springs are installed on the vehicle body， the larger the elastic force ratio of gas springs is; （2） the more front gas springs are installed on the engine hood， and the more front gas springs are installed on the vehicle body， the larger its travel S is; （3） in order to improve the deformation problem of the gas springs acting on engine hood， the gas springs should be installed as front as possible on the engine hood， on account of reducing the maximum compressive force.

Key words： Gas spring， Parameter optimization， Dimension matching accuracy， Engine hood， MATLAB numerical calculation

1 前言

隨著汽車電動化和智能化轉(zhuǎn)型升級，用戶對汽車外觀造型和內(nèi)外飾匹配質(zhì)量的要求日益提高[1]。市面上SUV、MPV、轎車等車型逐步采用氣動撐桿（氣彈簧）作為發(fā)動機艙蓋和行李艙尾門開啟和關(guān)閉功能的關(guān)鍵零部件[2]。而氣動撐桿是由一個密閉缸筒和可在缸筒內(nèi)滑動的活塞及活塞桿組件組成的以氮氣或其它惰性氣體為儲能介質(zhì)的彈性元件[3]。在裝配氣動撐桿后，在較大的氣動撐桿反力作用下，被支撐零件會產(chǎn)生局部變形，衍生出外觀尺寸和功能性問題[4]。

針對汽車氣動撐桿設(shè)計中的力學(xué)問題，Tiwari等[5]建立了氣動撐桿的全結(jié)構(gòu)有限元模型，用來檢查通過逆向工程的門升降/關(guān)閉安全系數(shù)設(shè)計，可以達到減輕質(zhì)量和降低安全系數(shù)余量的目的。Lee等[6]針對尾門氣動撐桿結(jié)構(gòu)，分別利用軟件提供的二次朗格朗日非線性規(guī)劃和遺傳算法進行參數(shù)優(yōu)化，確保了設(shè)計過程的可靠性，驗證了模擬模型和提出最佳算法的有效性。Park等[7]利用通用有限元軟件ANSYS從傳熱學(xué)角度對雙金屬結(jié)構(gòu)的氣動撐桿進行分析，得出了隨溫度變化雙金屬撐桿在不同工況下的工作原理，總結(jié)了總變形量隨金屬直徑、雙金屬角度變化規(guī)律，并認為可以根據(jù)雙金屬尺寸和角度變化來確定設(shè)計中溫度補償量。

安康等[8]以轎車后背門為例，利用三維CATIA軟件，分析了氣動撐桿力與力矩的關(guān)系，從功能性出發(fā)給出了氣動撐桿參數(shù)設(shè)計方法。單莉娟等[9]通過對氣動撐桿結(jié)構(gòu)靜力學(xué)和運動學(xué)分析，研究了安裝點位置變化對開啟條件的影響，提出了關(guān)閉狀態(tài)下后背門與死點線夾角關(guān)系規(guī)律，為安全可靠的氣動撐桿設(shè)計提供了理論依據(jù)。孫相龍等[10]針對氣動撐桿導(dǎo)致后舉門變形問題，分別從整體位移、局部反變形補償、擾流板局部變形方面研究了工程方案，系統(tǒng)性解決實車尺寸匹配問題。智文靜等[11]為了優(yōu)化氣動撐桿參數(shù)，運用余弦定理和MATLAB軟件對撐桿進行設(shè)計仿真，計算出了不同阻尼孔直徑下應(yīng)急艙門的開啟時間。

在汽車智能化趨勢下，氣動撐桿的普及是必然趨勢[12]。另一方面，前臉區(qū)域又是尺寸感知質(zhì)量敏感區(qū)域，引入氣動撐桿會帶來前臉區(qū)域外觀尺寸匹配問題，需要合理的氣動撐桿設(shè)計參數(shù)來保證實車尺寸匹配精度[13]。

本文以某SUV新車型試制過程中氣動撐桿導(dǎo)致發(fā)動機艙蓋周邊尺寸技術(shù)規(guī)范（Dimensional Technical Specification，DTS）設(shè)定目標未達成為背景，通過CATIA虛擬裝配仿真和MATLAB數(shù)值計算，結(jié)合前期試驗數(shù)據(jù)，優(yōu)化了氣動撐桿的設(shè)計參數(shù)，并在后續(xù)試制階段進行了效果驗證。

2 問題現(xiàn)狀

針對用戶不同的需求，某品牌會對量產(chǎn)車型進行大、中、小改款。圖1是針對改款車型的整車尺寸開發(fā)流程，根據(jù)不同試制目的，將試制期分為4個階段，分別為試制1期、試制2期、試制3期及試制4期。試制4期之后是量產(chǎn)準備期，之后是正式量產(chǎn)。

該中期改款SUV車型在完成模具、夾具及檢具的工程審查后，在試制1期的首批10臺份車輛中，發(fā)動機艙蓋周邊DTS達成度不足頻發(fā)。主要表現(xiàn)為發(fā)動機艙蓋與翼子板、發(fā)動機艙蓋與大燈、發(fā)動機艙蓋與前保險杠等配合部位的面差值逆向超差；其次是相關(guān)部位間隙值相對設(shè)計階段的基準值偏大，發(fā)動機艙蓋與翼子板配合部位的尺寸匹配問題最為顯著，影響了產(chǎn)品的視覺感知質(zhì)量，增大了車輛功能性故障風(fēng)險。DTS測量成績?nèi)绫?所示，圖2為DTS測量點點位圖。從中可以發(fā)現(xiàn)，面差實測值相比設(shè)定基準值普遍存在逆向超差，即發(fā)動機艙蓋凸出，在氣動撐桿的前端測點8和測點9處表現(xiàn)最為明顯，整條E線（測點4～12邊線）面差波動為2.3～3.4 mm。

3 參數(shù)優(yōu)化設(shè)計

3.1 結(jié)構(gòu)分析及優(yōu)化思路

氣動彈簧可分為壓縮氣動撐桿、拉伸氣動撐桿、可鎖定氣動撐桿、座椅升降氣動撐桿。該SUV車型發(fā)動機艙蓋撐桿采用的是帶阻尼孔的壓縮氣動彈簧，即無外力作用時活塞桿呈自由伸展狀態(tài)，工作中始終承受壓力，其由活塞桿、密封圈、潤滑油、壓力管、活塞、阻尼孔和導(dǎo)向件組成，工作原理如圖3所示。

壓縮型氣動撐桿的力-位移曲線如圖4所示，可分為壓縮過程和伸展過程。壓縮過程撐桿反力由F3逐漸增大至F4，伸展過程撐桿反力由F2逐漸減小至F1，F(xiàn)a和Fb為公稱力，C1為行程兩端的非采力長度，S為氣動撐桿行程，氣動撐桿設(shè)計參數(shù)參照GB/T 39433—2020《氣彈簧設(shè)計計算》[14]執(zhí)行。

發(fā)動機艙蓋通過鉸鏈與車身連接，其左側(cè)鉸鏈旋轉(zhuǎn)中心為O，右側(cè)為[O]，發(fā)動機艙蓋的開閉過程即為發(fā)動機艙蓋繞軸線[O]旋轉(zhuǎn)的過程，如圖5所示。旋轉(zhuǎn)角度為q，A為撐桿在發(fā)動機艙蓋上的安裝點，B為撐桿在車身上的安裝點，C為發(fā)動機艙蓋質(zhì)心坐標點，F(xiàn)為撐桿彈力，f為撐桿摩擦力，m為發(fā)動機艙蓋總成質(zhì)量，G為發(fā)動機艙蓋總成所受重力，MF、Mf、MG分別為氣動撐桿彈力力矩、撐桿摩擦力矩、發(fā)動機艙蓋重力力矩。

在打開發(fā)動機艙蓋鎖的1st開關(guān)后，發(fā)動機艙蓋會彈起一個角度，根據(jù)鎖的模型參數(shù)確定這個角度θ1=1.15°，此時重力矩大于撐桿彈力力矩，鎖會通過鎖扣對發(fā)動機艙蓋施加向上的反向力Ffan，此時發(fā)動機艙蓋在重力力矩MG、氣動撐桿彈力力矩MF、摩擦力矩Mf和反向力力矩Mfan的作用下處于平衡狀態(tài)。當打開發(fā)動機艙蓋鎖的2st開關(guān)后，人手施加初始力，反向力力矩Mfan逐漸減小至0，在人手力矩Mren作用下，發(fā)動機艙蓋逐漸打開，最大開啟角度θmax=42°。

已知參數(shù)如下：發(fā)動機艙蓋重力G=184.4 N，發(fā)動機艙蓋質(zhì)心坐標C=（-366.56，0，687.98），鉸鏈旋轉(zhuǎn)中心[O]坐標為（330.5，±755.4，750），發(fā)動機艙蓋關(guān)閉狀態(tài)下θ=0°，發(fā)動機艙蓋最大開啟角度θ=42°。優(yōu)化前撐桿在發(fā)動機艙蓋上安裝點A0=（-243.46，-682，664.31），優(yōu)化前撐桿在車身安裝點B0=（42.92，-751.93，651.6）。根據(jù)氣動撐桿設(shè)計標準及人機工程學(xué)要求，在設(shè)計階段提出氣動撐桿參數(shù)要求如下：伸展長度L=463 mm，缸筒長度B=221.9 mm，設(shè)計行程S=174 mm，F(xiàn)1=250 N，F(xiàn)4≤390 N，F(xiàn)r≤45 N。

本文撐桿優(yōu)化思路是基于發(fā)動機艙蓋重力力矩MG、彈簧彈力力矩MF、撐桿摩擦力矩Mf在開閉過程中隨旋轉(zhuǎn)角度q的變化規(guī)律，結(jié)合人機工程學(xué)要求，在發(fā)動機艙蓋和車身上選擇合適的氣動撐桿安裝點，并給出最優(yōu)氣動撐桿設(shè)計參數(shù)，使得撐桿在關(guān)閉狀態(tài)下的撐桿反力沿發(fā)動機艙蓋加強板所在面法向的投影值F4-tou最小，從而最大限度削減氣動撐桿彈力對發(fā)動機艙蓋周邊DTS的影響。具體的優(yōu)化流程如下：

a. 氣動撐桿在發(fā)動機艙蓋上可供選擇的安裝點A需分布在發(fā)動機艙蓋加強板所在面上，以加強板端部Y向中點和優(yōu)化前撐桿在發(fā)動機艙蓋安裝點A0的連線構(gòu)造出空間直線1，撐桿在發(fā)動機艙蓋上安裝點的優(yōu)化在直線1上進行數(shù)值計算，每隔2.4 mm選取一個點，共200個優(yōu)化參考點。

b. 氣動撐桿在車身上可供選擇的安裝點B需隨著輪罩輪廓分布，通過支架進行焊接，以優(yōu)化前的撐桿在車身上安裝點B0為參考，構(gòu)造出過B0點Y平面與輪罩上曲面的交線，將交線以最短距離平移至點B0，得到空間曲線2，在空間曲線2上進行數(shù)值計算，每隔2.6 mm選取一個點，得到200個優(yōu)化參考點。氣動撐桿安裝的可優(yōu)化點示意如圖7所示。

c. 針對A點、B點組成的40 000組優(yōu)化參考點進行力學(xué)校核：以矩陣為計算單元，旋轉(zhuǎn)角度q為函數(shù)，通過公式（1）三維空間點繞軸旋轉(zhuǎn)公式得出A點隨q變化表達式、質(zhì)心隨q變化表達式、MG隨q變化表達式，旋轉(zhuǎn)角度增量[Δθ=0.2°]，根據(jù)A點、B點距離的變化確定該組設(shè)計的L和S。根據(jù)撐桿的設(shè)計要求，當θ=0°時，撐桿長度最短；當θ=42°時，撐桿長度最長，即可初步剔除不合理設(shè)計點。

三維空間點P（Px，Py，Pz）繞任意軸旋轉(zhuǎn)角度α0得到新點[P（P′x，P′y，P′z）]。軸線單位方向向量為[n（n2x+n2y+n2z=1）]，過點Q0（x0，y0，z0）。點[P]與P之間滿足如下關(guān)系：

d. 當θ=1.15°時，MG=128.70 N·m，不同設(shè)計不影響重力力矩，為確保不同設(shè)計人施加的力矩相同Mrcn=101.16 N·m，則使每組設(shè)計MF+Mf不變即可。取10臺份試制車輛的撐桿，測試摩擦力并求平均值Fr=27.1 N，由此可計算出每組設(shè)計的F2。當θ=42°時，MG=103.16 N·m，確保撐桿彈力力矩大于重力力矩，取MF=149.5 N·m，可計算出每組設(shè)計的F1。

e. 根據(jù)每組設(shè)計的L、S、F1、F2和Fr，計算當θ=0°時最大壓縮力F4在發(fā)動機艙蓋加強板所在面法向上的投影值F4-tou，面法向向量n=（-0.1，0.1），如圖6所示。使F4-tou取最小值來削減撐桿對發(fā)動機艙蓋周邊外觀尺寸的影響，同時參考氣動撐桿設(shè)計標準，以每組設(shè)計的彈力比為1.0<α<1.5、行程S≤200 mm、伸展長度與行程比值L/S>2.0作為約束條件，并結(jié)合設(shè)計變更費用、裝配干涉因素，綜合選取合理的撐桿安裝點。

3.2 計算結(jié)果及分析

每一組撐桿安裝點可用自變量X和Y來表征：X值表示直線1上A點到右側(cè)端點的距離，Y值表示曲線2上B點到右側(cè)端點的距離。例如，優(yōu)化前撐桿安裝點由A0和B0決定，可用圖11中初始點表示。采用編程實現(xiàn)3.1節(jié)中數(shù)值計算過程，對計算結(jié)果進行處理。圖7～圖10分別為最大壓縮力投影值F4-tou、彈力比a、行程S、伸展長度與行程比值L/S隨撐桿安裝點的變化趨勢。由圖7的等高線可知，最大壓縮力投影值F4-tou隨著X的增大而減小，而Y值對F4-tou影響不明顯。這表明撐桿在發(fā)動機艙蓋上的安裝點A越靠前，F(xiàn)4-tou越小，撐桿對發(fā)動機艙蓋產(chǎn)生的變形量越小，而撐桿在輪罩上的安裝點B對F4-tou影響不明顯，因此，應(yīng)盡可能的將撐桿安裝在發(fā)動機艙蓋內(nèi)板的前部區(qū)域。

如圖8所示，根據(jù)彈力比設(shè)計要求，分別用Z=1.0和Z=1.5的平面截取彈力比曲面，將得到空間曲線投影到XY平面，撐桿安裝點應(yīng)分布在“彈力比限定區(qū)”的封閉區(qū)域內(nèi)?？梢钥闯觯瑲鈩訐螚U安裝位置越靠近發(fā)動機艙蓋前部，越靠近車身后部，彈力比a越大。同理，針對行程設(shè)計要求，合理的撐桿設(shè)計點應(yīng)分布在圖9所示的“行程限定區(qū)”梯形區(qū)域內(nèi)?？梢钥闯?，氣動撐桿安裝位置越靠近發(fā)動機艙蓋前部，越靠近車身前部，行程S越大。針對伸展長度與行程比值L/S的設(shè)計要求，合理的撐桿設(shè)計點應(yīng)分布在圖10所示的三角形區(qū)域內(nèi)。

對上述3個區(qū)域取交集，交集區(qū)域內(nèi)部的點同時滿足上述要求的設(shè)計點。圖11為撐桿安裝點優(yōu)化的平面示意，重疊域內(nèi)的點是滿足約束條件的設(shè)計點，其中初始點位表示優(yōu)化前的撐桿安裝點，其彈力比為1.33。為使X盡量大，可考慮適當增大彈力比來優(yōu)化撐桿安裝點，取優(yōu)化后的彈力比為1.4，求彈力比為1.4曲線與行程線的交點，取該點為優(yōu)化后的撐桿安裝點，并在CATIA中進行干涉性檢查。

優(yōu)化后的撐桿安裝點XY坐標為（320，98），其對應(yīng)的撐桿安裝點在車身坐標系下的坐標值分別為Aopt=（-338.168，-680.326，650.429），Bopt=（-10.1876，-751.93，642.5258），。如圖7所示，優(yōu)化后的撐桿力投影值為108.65 N，相比優(yōu)化前的撐桿力投影值135.19 N削減約20%。

3.3 優(yōu)化后氣動撐桿參數(shù)

根據(jù)3.2節(jié)計算結(jié)果，確定優(yōu)化后氣動撐桿參數(shù)如表2所示。

面向制造商提出的技術(shù)參數(shù)要求如下：材料：缸筒采用20#鋼管，活塞桿采用45#鋼；伸展長度L=（535±2） mm；設(shè)計行程S=199 mm；F1=213±10 N，F(xiàn)4≤371 N，F(xiàn)r≤40 N；力學(xué)特性、疲勞壽命、耐腐蝕性和壓縮氣體性能參照原產(chǎn)品標準書進行執(zhí)行。

4 效果驗證及討論

4.1 效果驗證

4.1.1 發(fā)動機艙蓋有限元受力分析

為在設(shè)計變更前初步預(yù)測和驗證優(yōu)化前后氣動撐桿反力對發(fā)動機艙蓋的變形量，利用有限元程序建立仿真模型，如圖12所示。仿真部件采用發(fā)動機艙蓋總成中包含的所有零件，內(nèi)外板邊緣部分及內(nèi)部與加強版配合區(qū)域采用焊接單元進行聯(lián)結(jié)，材料采用同種鋼材料的材料參數(shù)，模擬包邊扣合工藝；中間涂膠區(qū)域采用剛性連接，不考慮內(nèi)外板之間相對位移。邊界條件如下：建立鉸鏈配合區(qū)域結(jié)點與中心結(jié)點的剛性耦合，固定中心結(jié)點5個方向（1、2、3、4、6）的自由度，僅放開沿Y軸旋轉(zhuǎn)自由度，模擬發(fā)動機艙蓋的開閉；固定前部與鎖配合鎖扣的中心結(jié)點3個方向自由度，模擬發(fā)動機艙蓋關(guān)閉扣合的狀態(tài)。在艙蓋內(nèi)外板上分別建立優(yōu)化前后氣動撐桿安裝部位螺栓法蘭面結(jié)點集合，結(jié)點集分別與圓形法蘭面中心結(jié)點建立剛性耦合，對中心結(jié)點分別沿著優(yōu)化前后氣動撐桿反力方向施加所對應(yīng)的撐桿力。

圖13和圖14分別為優(yōu)化前后撐桿力對發(fā)動機艙蓋變形的云圖，提取其中發(fā)動機艙蓋邊緣E線結(jié)點沿Z方向的位移，分析其沿X方向的變化趨勢，如圖15所示?？芍?，優(yōu)化前沿Z方向最大位移發(fā)生在X=-334.41處，最大凸出量為1.02 mm；優(yōu)化后沿Z方向的最大位移量發(fā)生在在X=-504.67處，最大凸出量為0.42 mm，發(fā)動機艙蓋的凸出變形量削減了58.8%。然而，前述3.2節(jié)中計算撐桿力投影值的削減為20%，所以可認為沿Z方向的變形量與施加撐桿力成非線性相關(guān)。

仿真模型是在線性基礎(chǔ)上建立的，上述非線性變化規(guī)律由結(jié)構(gòu)變化導(dǎo)致：一是氣動撐桿安裝點優(yōu)化后，發(fā)動機艙蓋受力點、受力方向、受力大小發(fā)生變化；二是發(fā)動機艙蓋內(nèi)板和外板形狀上均為越靠近前部，其Z向坐標值越低，呈下傾趨勢，外板前部向里側(cè)收攏，導(dǎo)致前部作用力引起的變形更難傳遞到外觀上。

4.1.2 氣動撐桿設(shè)計變更后實車換裝

參考第3.3節(jié)中氣動撐桿優(yōu)化結(jié)果，對氣動撐桿、發(fā)動機艙蓋內(nèi)板和車身輪罩進行相應(yīng)的設(shè)計變更，在試制4期裝配的20臺份試驗車上進行批量裝車驗證，平均成績見表3，12處測量點位的面差值和間隙值均達到基準范圍內(nèi)。

試制1期時，間隙值超差的主要原因是面差值超差，發(fā)動機艙蓋與翼子板的配合面并非水平面，而是呈45°的傾斜面，所以Z向變形也會影響間隙值。優(yōu)化了氣動撐桿參數(shù)后，發(fā)動機艙蓋受力變小，面差值得到大幅改善，間隙值相應(yīng)減小。為對比氣動撐桿參數(shù)優(yōu)化后的效果，可重點關(guān)注測點8和測點9相比其它測點面差值的變化量，測點8和測點9處發(fā)動機艙蓋仍然高出測點4～測點7和測點10～測點12，但整條E線面差波動在0.7～0.8 mm，遠小于最初的波動量2.3～3.4 mm。

4.2 結(jié)果討論

汽車外觀尺寸的匹配精度受多種因素影響，如各層級鈑金件精度、焊接后白車身精度、夾/治具精度、作業(yè)員裝配偏差[15]。在此次SUV新車型的試制導(dǎo)入過程中，針對發(fā)動機艙蓋周邊尺寸匹配精度問題，除應(yīng)用上述氣動撐桿參數(shù)優(yōu)化的對策外，還研究和實施了發(fā)動機艙蓋內(nèi)板反變形補償調(diào)整、翼子板支架設(shè)計變更、前端模塊（Front-End Module，F(xiàn)EM）上裝治具調(diào)整優(yōu)化對策。

a. 反變形補償調(diào)整。如孫相龍等[10]所述，在解決包括撐桿在內(nèi)的發(fā)動機艙蓋非均勻變形的問題上，反變形補償調(diào)整是較為常用的做法。本文在確定反變形補償量時除參考氣動撐桿影響量外，還針對涂裝工藝導(dǎo)致的發(fā)動機艙蓋烘烤熱變形量進行了測量，發(fā)現(xiàn)熱變形規(guī)律與撐桿反力變形的規(guī)律類似，易對發(fā)動機艙蓋中前部造成約0.6 mm的凸起。最終對發(fā)動機艙蓋內(nèi)板修模調(diào)整了0.5 mm，總成件精度改善約為0.3 mm。

b. 翼子板支架設(shè)計變更。在試制初期，除發(fā)動機艙蓋非均勻變形外，翼子板因輪罩上與翼子板配合支架精度偏差導(dǎo)致其整體下沉量約為2 mm，后續(xù)通過支架設(shè)計變更，并配合夾具調(diào)整，優(yōu)化了翼子板安裝后整體精度，恢復(fù)到理論位置向上0～0.5 mm。

c. FEM上裝治具調(diào)整。發(fā)動機艙蓋前部通過鎖與FEM連接，而FEM總成具有包含零件種類多、上裝工序復(fù)雜、質(zhì)量大特點，因裝配偏差和重力下沉導(dǎo)致的翻轉(zhuǎn)會通過鎖傳遞到發(fā)動機艙蓋前部，致使其前部向下偏1.5 mm。在試制3期各層級零件精度穩(wěn)定之后，最終通過對上裝治具進行再優(yōu)化和調(diào)整，改善了FEM前部翻轉(zhuǎn)性能。

從具體事項的尺寸鏈分析來看，尺寸鏈中每一環(huán)均會有偏差來源。目前，解決尺寸匹配精度問題較為普遍的做法是通過公差分析軟件進行計算，明確偏差來源中貢獻度較大的項目，分別從中值調(diào)整和散差管控兩個方向進行研究和施策。其中，針對剛性零部件（變形小，可近似看做剛體）尺寸偏差仿真計算較為成熟。但是針對可變形零件，要將各種復(fù)雜因素導(dǎo)致的變形準確地反應(yīng)到尺寸鏈計算中，使得計算結(jié)果能夠在整車廠進行大范圍推廣和應(yīng)用比較是比較困難的。

本文氣動撐桿參數(shù)優(yōu)化是研究和改善發(fā)動機艙蓋局部不均勻變形的方向之一，如果需要持續(xù)削減氣動撐桿作用于發(fā)動機艙蓋的局部不均勻形變對尺寸匹配精度的影響，未來可考慮從發(fā)動機艙蓋的整體剛性試驗和仿真著手，繼續(xù)優(yōu)化內(nèi)板結(jié)構(gòu)和提升材料性能，以提高發(fā)動機艙蓋整體抗變形能力[16]。

5 結(jié)束語

本文基于氣動撐桿引起發(fā)動機艙蓋變形因而導(dǎo)致其周邊尺寸匹配精度不良的背景，通過CATIA三維虛擬裝配模擬分析，結(jié)合MATLAB對氣動撐桿安裝參數(shù)進行數(shù)值計算，研究出了合理的發(fā)動機艙蓋氣動撐桿設(shè)計參數(shù)，然后進行相應(yīng)的設(shè)計變更，并在實車上進行裝配效果驗證，使得發(fā)動機艙蓋周邊尺寸匹配精度得到大幅改善。

本文提出的氣動撐桿參數(shù)數(shù)值優(yōu)化方法具有一定的推廣作用，該方法可覆蓋空間所有三維安裝點，其優(yōu)化的目標函數(shù)也可轉(zhuǎn)換為其它所需的撐桿參數(shù)或者設(shè)計中所需的構(gòu)造函數(shù)。在新車型設(shè)計和試制中，此優(yōu)化方法不僅對其它具有氣動撐桿車型品質(zhì)問題的解決具有借鑒意義，還能為解決氣動撐桿開閉和干涉驗證、人機工程等機能問題的氣動撐桿設(shè)計提供思路。針對氣動撐桿參數(shù)優(yōu)化變化規(guī)律，可以總結(jié)出以下結(jié)論：

a. 氣動撐桿安裝位置越靠近發(fā)動機艙蓋前部，越靠近車身后部，其彈力比a越大；

b. 氣動撐桿安裝位置越靠近發(fā)動機艙蓋前部，越靠近車身前部，其行程S越大；

c. 在改善撐桿反力導(dǎo)致發(fā)動機艙蓋變形問題上，應(yīng)盡可能的將撐桿安裝在發(fā)動機艙蓋內(nèi)板的前部區(qū)域，以減小最大壓縮力。

參考文獻：

[1] 羅帥， 彭楊， 張磊， 等. 氣彈簧力導(dǎo)致后舉門變形的有限元模擬方法[J]. 汽車零部件， 2018（6）： 67-69.

[2] TIWARI S， GAUTAM A V. A Review on Gas Spring & Application in Industry[C]// AIP Conference Proceedings. AIP Publishing LLC， 2022.

[3] 孔令猛. 氣彈簧選型的設(shè)計思路[J]. 商用汽車， 2012（20）： 99-101.

[4] 王天利， 李明杰， 孫曉幫， 等. 車用氣彈簧力學(xué)性能仿真研究[J]. 農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程， 2009（2）： 3-5+20.

[5] TIWARI S， GAUTAM A V. FEA Analysis of Gas Spring Design[C]// AIP Conference Proceedings， AIP Publishing LLC， 2022.

[6] LEE C T. A Study on the Optimal Design of Automotive Gas Spring[J]. Journal of Drive and Control， 2017， 14（4）： 45-50.

[7] PARK C W， KIM H Y. A Study on the Auto-Moblie Gas Spring Structural Analysis Using of Bimetal[J]. Journal of the Korean Society of Manufacturing Technology Engineers， 2013， 22（1）： 131-137.

[8] 安康， 毛春升， 盛勇生. CATIA的汽車后背門氣動撐桿參數(shù)設(shè)計[J]. 汽車工程師， 2010（6）： 30-32.

[9] 單莉娟， 劉同金， 肖洪波，等. 基于CATIA的轎車后背門氣動撐桿參數(shù)設(shè)計[C]// 中國汽車工程學(xué)會汽車安全技術(shù)學(xué)術(shù)會議. 中國汽車工程學(xué)會， 2013.

[10] 孫相龍. 氣彈簧力導(dǎo)致某SUV車型后舉門變形的分析與解決[J]. 汽車實用技術(shù)， 2020（12）： 148-150.

[11] 智文靜， 鄭維娟， 陳安婷， 等. 基于余弦定理和Simulink的氣彈簧建模與仿真研究[J]. 測控技術(shù)， 2022， 41（3）： 95-100.

[12] 侯林， 史承婕， 王鵬， 等. 氣彈簧助力式四連桿鉸鏈發(fā)動機罩的計算與優(yōu)化分析[J]. 汽車技術(shù)， 2021（7）： 52-57.

[13] 洪海玻， 魏慶豐， 杜坤. 汽車前臉外觀尺寸控制方案[J]. 汽車工藝師， 2021（12）： 39-10+43.

[14] 全國彈簧標準化技術(shù)委員會. 氣彈簧設(shè)計計算： GB/T 39433—2020[S]. 北京： 中國標準出版社， 2020.

[15] 劉武生， 陳學(xué)軍， 葉勛， 等. 尺寸工程匹配階段實物評估方法[J]. 機電技術(shù)， 2020（2）： 49-53.

[16] 謝紹龍. 基于ABAQUS的某SUV引擎蓋力學(xué)性能仿真與試驗研究[J]. 汽車實用技術(shù)， 2020， 45（19）：179-180+192.