可拆卸型塑料卡扣具有易安装拆卸、成型简单等特点，广泛应用于汽车零件中[1]。汽车内外饰件中几乎都采用塑料卡扣进行连接设计[2-4]，发动机周边塑料件也采用卡扣设计[5]。可拆卸型塑料卡扣的安装和拆卸通过施加压力易使卡扣连接部分发生弹性变形，因此卡扣设计中需要重点关注施加的拔脱力以及卡扣的变形。柏秋阳等[6]针对汽车内饰塑料圆卡扣配合结构设计问题，采用ANSYS有限元软件建立接触非线性大变形计算模型，对卡扣装配过程中的拔出力和应力进行计算分析，研究结构设计参数对卡扣连接性能的影响。雷恒等[7]针对前车门内饰板连接卡扣插拔过程进行有限元仿真和实验分析，研究卡扣设计参数中材料、瓣厚和角度对连接性能的作用规律。陈燕等[8]利用ANSYS软件对POS机的卡扣连接装配过程进行有限元计算，分析最大应力和应变，并与简化计算公式的计算结果进行比较，结果表明复杂的卡扣结构采用有限元分析方法更加准确。高志华[9]采用公式方法计算悬臂型卡扣的弹性变形量，并给出不同类型塑料的应变，为悬臂型塑料卡扣的设计提供参考，但并未给出玻纤增强材料卡扣的评价判据。目前，大多文献采用有限元计算方法，但计算结果准确性不高。本实验以玻纤增强材料发动机管路支架的卡扣为研究对象，采用ABAQUS/Standard隐式求解器计算分析该卡扣准静态拔脱过程。通过分析仿真计算得到Von Mises等效应力、拔脱方向的位移和拔脱力结果，评估卡扣设计的可行性，并指导卡扣的结构优化设计。1产品结构分析图1为塑料发动机管路支架。从图1可以看出，该部件由卡扣件和配合件通过2个悬臂型卡扣连接。该塑料支架需要满足易拆卸和安装的要求，具体设计指标为：常温状态下，拔脱过程结构不产生断裂失效，拔脱过程最大应力不大于材料断裂强度的1/3，且拔脱力不大于24 N。图1发动机管路支架三维模型Fig.1Design of pipeline support of engine10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F001（a）发动机管路支架10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F002（b）配合件10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F003（c）卡扣件图2为具体研究对象。由于卡扣件拔脱过程中下部基座固定，故本实验只针对卡扣部分进行研究。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F004图2研究对象Fig.2Research object2仿真计算针对所研究的卡扣部分进行有限元网格划分，采用三维四面体网格，单元类型为C3D10M。图3为卡扣网格模型，单元基本尺寸为0.5 mm，单元总数为256 222，节点总数为42 896，单元坍塌指数大于0.2，最小单元长度大于0.1，单元最大纵横比小于3.2，满足工程计算的网格质量要求。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F005图3卡扣网格模型Fig.3Mesh model of clip2.1力学模型根据该塑料卡扣实际拔脱过程中的运动状态及受力情况进行载荷及边界条件的设定。创建受力面节点集与根部中点的旋转运动参考点。图4为具体的力学模型。将受力面节点集与旋转运动参考点进行绑定，约束方式采用Structural distributing类型的耦合连接。图4力学模型Fig.4Mechanical model10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F006（a）载荷10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F007（b）边界条件对参考点进行自由度约束，只释放绕Y轴的旋转自由度。参考点上给一定绕Y轴的旋转量，旋转量取决于卡扣拔脱状态，可通过配合面的位移量进行确定。卡扣端部底面节点采用ENCASTRE方式的全自由度约束。考虑该塑料卡扣应用在发动机周边，需要保证高温状态下的材料性能稳定性和刚强度，故卡扣材料选用高温条件下性能衰减较小的PA66材料基体，添加30%质量分数的玻璃纤维以提升结构刚度、强度并减小材料吸湿弱化特性[10]。表1为PA66-G30仿真材料参数。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.T001表1PA66-G30仿真材料参数Tab.1Material parameters for CAE of PA66-G30参数数值密度/(g·cm-3)1.36弹性模量/MPa5125泊松比0.39屈服强度/MPa52断裂强度/MPa102为提高仿真计算的准确性，本实验采用非线性弹塑性材料模型进行计算。图5为PA66-G30材料的有效塑性应力-应变曲线，该曲线描述了材料产生的有效塑性应变与真实应力的关系。有效塑性应变为去除材料弹性应变的真实应变，仿真计算中的总应变等于弹性应变与有效塑性应变之和。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F008图5PA66-G30有效塑性应力-应变曲线Fig.5Effective plastic stress-strain curve of PA66-G302.2分析步与求解器塑料卡扣拔脱过程认为是准静态过程，故采用Static，General静态分析步进行模拟，同时启用非线性分析，以考虑材料的非线性。分析步中输出Von Mises等效应力、位移云图及参考点反力结果。该准静态分析步计算采用ABAQUS/Standard隐式求解器，以保证计算的精确度。初始增量步设为0.1，最小增量步设为1×10-5，最大增量步设为1，最大增量步数设为100。表2为收敛状态。从表2可以看出，该准静态过程收敛情况良好。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.T002表2收敛状态Tab.2Convergence states分析步增量步迭代次数总增量步时间/s单增量步时间/s1550.50.11650.60.11750.70.11850.80.11950.90.111051.00.13结果分析根据以上力学模型计算求解该塑料卡扣的拔脱过程，主要分析临界拔脱和极限拔脱两个状态。根据卡扣配合面的位移结果反复调整参考点绕Y轴的旋转角度值(弧度值)，使其达到临界拔脱状态，即卡扣正好可以拔脱的状态，此时配合面沿拔脱方向(X向)的位移分量应为1.3 mm。根据卡扣结构上的最大Von Mises等效应力值反复调整参考点绕Y轴的旋转角度值，使其达到极限拔脱状态，即使得卡扣正好发生断裂失效，此时卡扣结构上最大Von Mises等效应力等于材料断裂强度。3.1临界拔脱状态图6为临界拔脱状态下卡扣X向位移结果。从图6可以看出，此时配合面处的X向位移正好为1.3 mm，达到可以拔脱的最小位移，根据参考点和受力面中心距离(旋转半径)计算得到对应参考点绕Y轴的旋转角度为9.8°。卡扣上最大位移为2.1 mm，位于卡扣左侧端部的上边缘，而卡扣主体根部位移较小。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F009图6X向位移结果Fig. 6Displacement in X direction图7为临界拔脱状态下卡扣结构上的Von Mises等效应力。从图7可以看出，应力主要集中在左侧悬臂区域。最大应力位于悬臂的根部，最大应力值为52.42 MPa，此应力值大于1/3的材料断裂强度，不满足设计指标要求，故需要进行结构优化。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F010图7Von Mises等效应力Fig. 7Von Mises equivalent stress图8为临界拔脱过程中拔脱力与增量步时间的关系。从图8可以看出，临界拔脱状态下，卡扣达到最大旋转角度时产生最大拔脱力，最大拔脱力为25.0 N。此拔脱力大于24 N，也不满足设计指标要求。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F011图8拔脱力曲线Fig.8Pulling-out force curve3.2极限拔脱状态图9为极限拔脱状态下卡扣结构的Von Mises等效应力。从图9可以看出，最大Von Mises等效应力值为102 MPa，正好等于材料断裂强度。等效应力主要集中在左侧悬臂上，右侧主体上应力较小，且以卡扣悬臂根部的最大等效应力较大。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F012图9Von Mises等效应力Fig.9Von Mises equivalent stress图10为极限拔脱状态下卡扣X向位移。从图10可以看出，卡扣上最大位移位于卡扣左侧端部的上边缘，与临界拔脱状态的分布类似，且最大X向位移值为3.9 mm。此时配合面处的X向位移为2.0 mm，得到参考点绕Y轴旋转角度为15.1°。根据极限拔脱状态下配合面的X向位移结果，若要防止拔脱过程中卡扣的断裂，设计的挡边和配合面的间隙应小于2.0 mm，建议取间隙值为1.9 mm。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F013图10X向位移结果Fig.10Displacement in X direction图11为极限拔脱状态下的拔脱力曲线。从图11可以看出，最大拔脱力为47.4 N。当拔脱力小于47.4 N时，卡扣结构不会发生断裂。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F014图11拔脱力曲线Fig.11Pulling-out force curve4结构优化卡扣结构原始设计方案拔脱过程的仿真结果显示：临界拔脱状态下卡扣结构上的最大应力为52.42 MPa，超过设计指标允许的最大应力54%；临界拔脱状态下的最大拔脱力为25 N，大于设计指标规定的24 N。根据以上结果可以判定，初始设计方案无法满足设计指标的要求，故需要进行针对性结构优化。图12为具体优化方案，绿色部分为优化后结构，蓝色部分为初始设计。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F015图12优化方案Fig.12Optimization design表3为设计方案对比。从表3可以看出，卡扣长度增加了37.9%，方孔长度增加了18.4%，厚度增加了33.3%，优化方案质量相比初始方案增加了10.0%。采用相同的力学模型对优化方案进行评估，同样计算临界拔脱状态和极限拔脱状态下的等效应力分布、X向位移及拔脱力。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.T003表3设计方案对比Tab.3Comparison of design schemes参数原始设计优化方案变化率卡扣长度13.2 mm18.2 mm37.9%厚度1.5 mm2.0 mm33.3%方孔长度9.8 mm11.6 mm18.4%卡扣质量903 g993 g10.0%4.1临界状态为达到临界拔脱状态，同样需要调整参考点绕Y轴的旋转角度，最终实现配合面处X向位移为1.3 mm，此时对应旋转角度值为8.3°。图13为卡扣X向位移结果。从图13可以看出，结构上最大位移同样位于卡扣左侧端部的上边缘，最大X向位移值为2.0 mm。变形主要集中于卡扣悬臂上，右侧根部主体位移量较小。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F016图13X向位移结果Fig.13Displacement in X direction图14为优化方案达到临界拔脱状态下的Von Mises等效应力结果。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F017图14Von Mises等效应力Fig.14Von Mises equivalent stress从图14可以看出，应力主要集中在悬臂根部区域。最大Von Mises等效应力位于卡扣悬臂的根部，最大应力值为30.0 MPa，小于材料断裂强度34 MPa的1/3，满足设计指标要求，且过度设计量较小。优化方案临界拔脱状态下的最大等效应力相比初始方案减小了42.7%，优化效果明显。图15为优化方案临界拔脱状态下的拔脱力曲线。此时最大拔脱力为19.7 N，小于24 N，满足设计指标要求。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F018图15拔脱力曲线Fig.15Pulling-out force curve4.2极限状态图16为卡扣结构上Von Mises等效应力分布。此时最大等效应力位于卡扣悬臂根部区域，与初始设计相同。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F019图16Von Mises等效应力Fig.16Von Mises equivalent stress图17为优化方案达到极限拔脱状态时对应的X方向的位移。从图17可以看出，位移分布状态整体上与初始方案相同。最大X方向位移值为3.5 mm，配合面处位移为2.3 mm，对应参考点绕Y轴旋转角度为14.7°。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F020图17X向位移结果Fig.17Displacement in X direction图18为优化方案极限拔脱状态下的拔脱力曲线。此时得到极限拔脱状态下的最大拔脱力为36 N。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F021图18拔脱力曲线Fig.18Pulling-out force curve4.3挡边设计优化方案极限状态下的拔脱力相比初始方案减小了24%，更容易产生失效断裂。为防止拔脱过程中卡扣产生失效断裂，配合件上需增加挡边结构。图19为设计的挡边结构。由于极限拔脱状态下配合面处位移为2.3 mm，故需控制挡边内表面与卡扣上表面接触区域处的距离(即面初始间隙)小于2.3 mm。本实验优化设计方案中将面初始间隙值定为2.2 mm，可有效防止拔脱过程中卡扣的断裂。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2021.03.024.F022图19挡边设计Fig.19Guard board design5结论(1)初始设计方案临界拔脱状态下的最大等效应力大于1/3材料断裂强度，临界拔脱过程的最大拔脱力大于24 N，结构强度及拔脱力均不满足设计指标要求。(2)根据仿真分析结果对初始设计方案进行结构优化，最终使优化设计方案临界拔脱状态下的最大等效应力及拔脱力满足设计指标要求。(3)依据优化方案极限拔脱状态下的位移结果，进行挡边设计，用于防止卡扣拔脱过程中的断裂。