基于LS-DYNA的汽車前縱梁碰撞性能仿真研究

高 偉，黎權波

（湖北汽車工業學院 汽車工程系，湖北 十堰442002）

汽車發生正面碰撞時，主要是由車身前部“壓潰區”的塑性變形來吸收碰撞動能，并且主要是端部底架結構的大變形來緩和沖擊和吸收沖擊動能，因此端部底架結構上的前縱梁的吸能特性和變形模式，將決定著車體在撞擊時的響應。前縱梁既是吸收汽車前部縱向碰撞能量的主要結構，又是控制碰撞能量在汽車中的分布情況的主要裝置。據研究，設計良好的汽車前縱梁在正碰時吸收的能量能達到總吸收能量的50%以上，是最重要的吸能元件［1］。所以加強對前縱梁的變形和吸能特性的研究是建立整個車身變形和吸能特性與乘員保護之間的相關性模型的基礎［2］。

在不改變汽車車身結構及造型的情況下，通過改進汽車前縱梁結構，使其具有較好的碰撞性能，是保證汽車具有良好正面碰撞性能的重要手段和方法［3］。本文通過對長安微型車前縱梁進行正面碰撞仿真分析，研究其碰撞變形吸能特性，對該前縱梁的結構進行了優化設計，從而使前縱梁的碰撞特性得到了加強。

1 前縱梁碰撞仿真分析

應用有限元法進行仿真分析，幾何模型的建立是重要內容，也是求解的基礎。然后對模型進行網格劃分、設置約束、載荷和邊界條件，最后進行求解得出結果。

1.1 前縱梁幾何模型的建立

參考“長安之星”微型車前縱梁吸能段的結構，截面寬度為100 mm×80 mm，長度為350 mm的薄壁直梁。前縱梁的三維模型是利用CATIA軟件中的創成式曲面設計進行繪制。

1.2 單元的選擇

有限元空間域的離散可以有很多不同的方法，這些方法對應著不同的有限單元類型，常用的單元類型有：殼單元、實體單元和梁單元等。汽車中的大部分部件都是由金屬薄板沖壓而成，因此，本文在仿真模擬中采用殼單元描述前縱梁的變形特性。

1.3 材料特性

汽車吸能結構的設計是車輛設計的重要環節，良好的吸能結構應該使碰撞動能盡量轉化為變形能。金屬結構在受到撞擊時，會發生塑性變形并產生一定的壓潰距離來達到吸收碰撞動能的作用［4］。故在本文中，前縱梁材料按照普通低碳鋼真實應力—應變材料特性設置為24號分段線性材料MATL24，見圖1，并考慮材料應變率效應，選用Krupkswsky硬化模型和Cowper－Symonds應變率模型，選擇經驗值 C 為 40，p 為 5［5］。 屬性為 1.2 mm厚度的Shell單元，算法采用默認算法，剪切因子SHRF為5/6，即0.83333，沿厚度方向積分點NIP為 5， 密度為 7.85×10－6kg·mm－3，E 為 210 kN·mm－2，NU 為 0.3，SIGY 為 0.17 GPa（170 MPa）。

圖1 模型采用的低碳鋼材料特性

1.4 網格的劃分

對于顯式有限元，網格密度的選取是非常重要的，網格密度的不同對塌陷形式的描述的詳略是不同的，計算時間的要求也不同。網格越密，計算時間越長，計算越精確，反之亦然。在單元網格密度控制上，盡管較小的單元尺寸對變形描述準確，但會大量增加計算時間，而較大的單元尺寸可能會引起較大的沙漏能，導致變形失真。雙帽形截面薄壁梁的最佳單元尺寸可估計為

式中：C—— 截面寬；

t—— 板厚；

r—— 折疊半徑。

綜合考慮計算質量、時間后，本文前縱梁的單元尺寸取為5 mm。

2.4 焊點的布置

焊點質量、焊點分布方式影響著車身前縱梁各部件間的動力學關系，進而對前縱梁的變形模式、能量吸收及加速度變化等性能也將產生不可忽略的影響［6］。所以在前縱梁的設計時，必須考慮到這些有關焊點的參數。

根據文獻［6］的分析研究結論，本文中焊點的位置如圖2所示。第1個焊點距前端面10 mm，依次往后間隔50 mm布置1個，最后1個距后端面40 mm。

圖2 焊點的位置布置圖

在通常的車輛碰撞問題中只有少數焊點開裂，在此可不考慮脫焊，采用rigidbody模擬焊點［7］。劃分好網格之后，使用rigidbody模擬焊點將兩帽形構件進行連接。

1.5 仿真模型的建立

前縱梁的后端固定，即約束后端面節點的所有自由度。 以一質量為 30 kg、速度為 13.6 m·s－1的質量塊撞向薄壁梁前端，并約束其除X方向自由度以外的所有自由度，即質量塊在整個過程中只能沿縱梁軸向運動。

1.6 碰撞仿真分析

圖3為前縱梁碰撞變形過程，時刻分別取0 ms、10 ms、20 ms、30 ms，可以看出，在碰撞初始時刻，整段縱梁都產生了較大的應力，特別是后部應力較大。前縱梁沿軸線并沒有產生在對稱面內的對稱屈曲變形，而是產生了一定的扭曲。隨著時間的延長，塌陷首先從碰撞的前端開始，前端受到沖擊產生褶皺，褶皺繼續被壓縮，并同時在后部生成新的褶皺，后端基本無變形。

在碰撞模擬過程中,沙漏能與內能比在10%以內，沙漏能對變形計算結果影響不明顯。本文的仿真計算,沙漏能與內能之比都小于10%,因此認為此網格密度是合適的,此仿真計算結果可信。在碰撞結束后，前縱梁吸能總量為2751.8 J。整個碰撞過程中，縱梁變形模式較差。折疊變形不理想，吸能效果不好。

圖3 不同時刻前縱梁碰撞變形情況

2 前縱梁的優化設計

為了改進前縱梁變形模式，更好的吸能，本文主要采用對前縱梁添加變形引導槽 （簡稱為誘導槽）。誘導槽位置不同，前縱梁在誘導槽前后的剛度比例也隨之改變，從而影響了縱梁的變形模式和塌陷順序［2］。并通過改變誘導槽的形狀和誘導槽距縱梁前端面的距離來對前縱梁進行優化設計。

2.1 誘導槽的截面形狀

本文建立了誘導槽的截面形狀分別是弧形、V形、方形的縱梁的有限元模型。3種截面形狀的誘導槽的深度相同，均為20 mm，寬度均為30 mm。

圖4為質量塊與不同截面形狀誘導槽的縱梁接觸時，縱梁的應力分布圖。接觸時的應力集中均出現在誘導槽附近，而后部基本沒有影響。圖5為不同截面形狀誘導槽的縱梁的最終變形情況，可以看出三者沒有太大差別。減速度—時間歷程對比曲線如圖6所示，3個方案的曲線形狀、變化趨勢基本接近，弧形和方形的初始碰撞的減速度峰值均為1.902 mm·ms－2左右，而 V 形則只有 1.5496 mm·ms－2。

圖4 碰撞初始時刻應力分布

圖5 最終變形

圖6 3種截面形狀方案的減速度—時間歷程對比曲線

內能—時間歷程對比曲線如圖7所示，3個方案的曲線形狀、變化趨勢基本接近，吸能總量也均在2700 J左右。

圖7 3種截面形狀方案內能—時間歷程對比曲線

由于在誘導槽起作用的情況下，變形總是從誘導槽處開始，所以在上述對比分析中可以看出尺寸相同、但形狀不同的誘導槽對縱梁耐撞性的影響沒有多大的區別。最大區別在于V形槽的減速度相對于另外22個來說較小，有利于減小沖擊和保護乘員安全。同時，V形槽的加工成本也較低，所以最終優化方案采用V形誘導槽。

2.2 誘導槽中線距前端面距離

改進后的模型是在原模型基礎上開啟了誘導槽，其余尺寸不變。在誘導槽形狀（均為V形橫截面）、尺寸一定的前提下，模擬誘導槽中線距縱梁前端面 30 mm、40 mm、50 mm、90 mm、170 mm、260 mm等6個不同距離時對前縱梁碰撞性能的影響。6個方案分別對應編號為 1、2、3、4、5、6。 縱梁最終的變形情況如圖8所示。

圖8 縱梁最終變形情況

誘導槽中線距前端面距離為30 mm、40 mm、50 mm，這3個方案縱梁的變形相似，即變形首先從開有誘導槽的地方開始塌陷，整個變形過程保持從前向后逐漸塌陷的變形順序，后端應力較小，故選誘導槽中線距前端面距離為40 mm的最終變形情況與后面的3種變形情況進行比較，當誘導槽位置比較靠前時（方案1～3），縱梁基本保持了由前向后的塌陷順序，說明在壓縮過程中，縱梁是以塑性鉸疊縮的形式逐漸向后推行，在形成每一個疊縮的過程中，縱梁壁繞著最終形成疊縮凸點（內凸或外凸）為鉸點轉動并向后推行，未發生屈曲部分的縱梁壁的強度基本保持不變，使得每一個折曲的開始形成時都是一次彈性屈曲。同時，縱梁后端的應力較小，有利于降低對車身其余部件的沖擊。當誘導槽靠近縱梁中后部位置時（方案4～6），縱梁的塌陷順序發生變化，不再保持由前向后的塌陷順序，而是從誘導槽處開始向前或向后逐漸推行，但仍然為塑性鉸疊縮的變形形式。但后端的應力較大，與原始設計相比較則沒有改進。

從能量吸收的角度來看，不同方案的內能—時間歷程曲線的形狀、變化趨勢基本接近，但吸能總量有所區別。按內能由大到小排列如表1所示。前4個方案的最大減速度比原始設計的要小，而后2個則接近，方案1、2、4則相差不大。按最大減速度由小到大排列見表2。

表1 不同方案的吸能總量

表2 不同方案的最大減速度

基于以上分析可以得出以下結論：

1）在誘導槽能起作用的條件下，前縱梁在碰撞中的變形總是從誘導槽處開始，若誘導槽靠近縱梁前端，則誘導槽能起到比較好的誘導作用，變形主要由縱梁前端逐漸向后部擴展；

2）從變形模式上來看，誘導槽距縱梁前端30～50 mm范圍內的誘導效果較好；

3）若誘導槽位于縱梁的前端位置，則在誘導槽處先變形，接下來是誘導槽前面部分塌陷，待其變形完畢，才是誘導槽后面部分由前向后逐漸變形；

4）若誘導槽位于縱梁的中部位置，則在誘導槽處首先變形后，接下來是誘導槽后面的部分由前向后逐漸變形，待其變形完畢，才是誘導槽前面的部分由后向前逐漸變形；

5）若誘導槽位于縱梁的后端位置，誘導槽處首先變形，接下來，誘導槽后面的部分發生小變形，該部分剛性隨即增加，導致誘導槽前面的部分由后向前持續變形；

根據以上分析，誘導槽中線距縱梁前端面的距離選為40 mm。

3 改進前后仿真對比分析

3.1 碰撞變形

優化前后縱梁的碰撞變形過程如圖9所示（左為原始設計，右為優化方案），可以看出，優化后的前縱梁沿軸線產生在對稱面內的對稱屈曲變形，而原始設計的則不是，并產生扭曲。通過比較可以知道，優化后的縱梁塌陷從誘導槽開始，而原始設計則從前端面開始變形。優化后的縱梁變形比原始的要大且明顯，從最終的變形形式來看，優化后的縱梁的變形模式較好。

3.2 初始碰撞時刻的應力

圖10為優化前后碰撞時刻應力云圖。對比分析可以知道，碰撞初始時刻，原始設計的縱梁后部應力集中明顯，而優化后的則沒有，這有利于減少撞擊力向駕駛室的傳遞，有利于保護乘員安全。

3.3 碰撞界面力

從圖11可以看出，原始設計和優化方案都在碰撞初始時刻（3.7 ms）左右出現界面力的第1個峰值，原始設計的峰值較大，達到102.68 kN；而優化方案的較小，只有49.539 kN。這是由于加了V形槽之后，縱梁的縱向剛度降低，減小了沖擊力的峰值。在5～7 ms時間區間內，原始設計的曲線出現了比較頻繁的波動，而且峰值都在40～50 kN范圍；優化方案的二次峰值出現得較晚，于6 ms，為34 kN左右，雖然在8 ms左右又出現了第3個峰值，但仍為35 kN左右，整體起伏平緩。原始設計的平穩界面力保持在15 kN左右，但在13.4 ms又達到了21 kN；優化方案的界面力在平穩階段最低達到了2.5 kN左右，整體平均為9 kN。優化方案的界面力持續時間要比原始設計縮短了0.6 ms左右。經過以上分析，結合兩者的變形情況可以知道，優化方案的界面力峰值較小，起伏平緩，有利于減少對乘員的沖擊傷害。

圖9 優化前后的縱梁碰撞變形過程

圖10 優化前后碰撞時刻應力云圖

圖11 優化前后的界面力—時間歷程對比曲線

3.4 碰撞減速度

優化前后兩前縱梁（質量塊）減速度—時間歷程對比曲線如圖12所示，可以看出，在碰撞初始時刻4.0 ms左右，兩前縱梁幾乎同時出現第1個減速度峰值（最大減速度峰值），原始設計的最大減速度峰值較大，大小為 3.6419 mm·ms－2，優化后最大減速度峰值相對較小，大小約為1.5496 mm·ms－2；原始設計的碰撞減速度整體變化幅度較大，在8 ms左右又出現了一個峰值，即前縱梁所承受的峰值載荷變化比較劇烈，而開V形槽后，前縱梁的碰撞減速度變化較均勻，波動相對平緩，前縱梁所承受的峰值載荷變化相對平穩，避免了反復波動對乘員造成震蕩而帶來二次傷害。

在高速碰撞中，碰撞過程中的平均加速度值是評價汽車碰撞性能好壞的重要指標。平均碰撞加速度反映了汽車在碰撞過程中的平均碰撞力大小，而平均加速度與碰撞時間有關，碰撞時間越長，平均加速度越低，車身平均載荷越小，碰撞安全性越好。另外，在高速碰撞過程中，總希望前縱梁的減速度具有較長的持續時間，較小的減速度峰值，以提高汽車在碰撞過程中的抗沖擊性能［8］。

圖12 優化前后的減速度—時間歷程對比曲線

3.5 位 移

質量塊的位移—時間歷程對比曲線如圖13所示，可以看出，和原始設計相比，開V形槽后，質量塊在速度方向上的最大位移增大約為11 mm。由此說明，V形誘導槽對前縱梁的變形位移特性產生了很大影響，對碰撞起到了一定的緩沖作用。

圖13 優化前后的位移—時間歷程對比曲線

3.6 內 能

碰撞中，質量塊的動能除了摩擦消耗掉一部分，其余的全部轉化為薄壁結構的內能。兩前縱梁的內能—時間歷程對比曲線如圖14所示，可以看出，優化方案的吸能速度大于原前縱梁的吸能速度，但最后總體吸收的內能要小于原始設計。原始設計的吸能總量為2751.8 J，優化后的前縱梁吸能總量為2668.53 J。后者比前這少吸能83.27 J。吸能總量減少的最大原因是開誘導槽之后縱梁的整體剛度降低?？偭侩m然減少，但差值較小，仍在理想范圍之內。

圖14 優化前后的內能—時間歷程對比曲線

4 結 論

利用HyperMesh和LS－DYNA軟件，對長安微型車的前縱梁的正面碰撞進行了仿真模擬，其分析的結果可以用于前縱梁的安全性設計。從分析可以看出，帶V形誘導槽的雙帽形前縱梁在動態碰撞中：變形明顯，變形模式較好；界面力峰值較小，曲線變化趨勢平緩；減速度峰值較小，波動相對平穩，且持續時間較長；吸能速度較快，吸能總量與原始設計相近。上述特性可以很好地限制沖擊載荷，使乘員免受高沖擊力。

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