誘導結構對汽車前縱梁碰撞性能的影響

涂文兵，何海斌，劉樂平，羅 丫

(華東交通大學 機電與車輛工程學院， 南昌 330013)

隨著汽車工業的快速發展和交通事故的頻繁發生，汽車的被動安全性越來越受到消費者的關注。前縱梁是汽車正面碰撞中最主要的吸能部件，其碰撞性能直接決定了整車碰撞性能。

20世紀30年代，國外逐漸開展了汽車碰撞試驗的研究。由于實車碰撞成本過高，因此20世紀60年代，研究者開始嘗試在汽車碰撞領域應用計算機仿真技術。荊友錄等[1]運用非線性有限元理論建立了方形管、圓形管、圓錐管和方錐管4種不同結構薄壁直梁的有限元模型，研究并對比了這4種結構在軸向沖擊載荷下的能量吸收與變形特性等耐撞性能。錢立軍等[2]運用LS-DYNA對具有圓孔、方孔、V形凹槽和面內圓孔的誘導結構的薄壁桿件受軸向沖擊載荷狀態下的耐撞性能進行了數值模擬，并通過各種結構的軸向碰撞試驗驗證了結果的正確性。Hosseinipour等[3]研究了不同間距誘導槽對薄壁金屬管碰撞過程中的載荷-位移曲線、能量吸收及構件變形的影響，并發現理論結果與實驗結果吻合良好。白中浩等[4]對某款SUV車的耐撞性進行了研究，提出了一種帶誘導槽的八邊形結構且可逐級吸能的前縱梁。Pakizehkar等[5]利用ANSYS建立了溝槽管的有限元模型并借助LS-DYNA求解器進行求解，研究和分析了周向槽的間距與數量對載荷-位移曲線、能量吸收-位移曲線以及初始屈曲載荷的影響，并發現有限元結果與實驗結果吻合良好。Elmarakbi等[6-7]對薄壁S形縱梁和薄壁管進行了碰撞仿真模擬，并優化了吸能構件的結構。Emami等[8]利用顯示有限元軟件LS-DYNA模擬了帶環形凹槽的圓柱形金屬構件碰撞過程中的能量吸收狀況及其變形形式，以比吸能和載荷比的最佳值為目標函數進行優化設計。Zhang等[9]發現在同樣的軸向壓力下，多元薄壁梁比單元薄壁梁能吸收更多的能量。郝亮等[10]以槽的個數、非均勻分布的槽間距離及槽的深度等作為優化參數，應用三次多項式響應面法及徑向基法構建有效代理模型，并采用粒子群法進行優化設計，得出了使結構最優的誘導槽位置分布及數量。王良杰等[11]研究了誘導槽的數量和間距對薄壁梁碰撞性能的影響，進行了有限元仿真。譚麗輝等[12-13]利用LS-DYNA軟件分析了誘導凹槽、凸槽及凸凹交替的誘導槽結構對薄壁構件吸能和最大峰值碰撞力的影響。綜上，目前學者對汽車前縱梁誘導結構的研究大多主要集中在誘導結構的形狀、軸向間距和數量等方面，極少涉及誘導結構的周向分布及其組合的問題。

本文考慮誘導槽的實際結構，建立前縱梁與剛性墻的碰撞有限元模型，運用顯式LS-DYNA進行求解，分析誘導結構周向分布及其組合形式對前縱梁碰撞性能的影響，為前縱梁的優化設計提供了一定的理論依據。

1 前縱梁碰撞有限元模型

分析模型如圖1所示，采用5 m/s初速度剛性墻撞擊后端全約束前縱梁來模擬前縱梁碰撞，其中：參照某國產轎車整備質量約為1 t，則用500 kg剛性墻來模擬單根縱梁實際碰撞中的汽車質量。

圖1 分析模型

1.1 誘導結構的位置分布

該轎車前縱梁的誘導槽截面尺寸如圖2所示，本文在此基礎上研究了6種前縱梁誘導結構的周向位置分布，分別為：① 結構1：無誘導結構；② 結構2：誘導槽分布在短邊上；③ 結構3：誘導槽分布在長邊上；④ 結構4：誘導槽分布在2條長邊和1條短邊上；⑤ 結構5：誘導槽分布在4條邊上；⑥ 結構6：前縱梁4條棱邊上添加Φ 9 mm誘導孔。

圖2 誘導槽截面尺寸

6種誘導結構周向位置的前縱梁三維模型和誘導結構處橫截面分別如圖3、4所示，誘導槽距前縱梁端部的距離參照該轎車縱梁的誘導槽分布。

圖3 不同周向位置誘導結構的三維模型

圖4 誘導結構處橫截面

前縱梁三維模型的5種誘導結構組合形式如圖5所示，其中：②、③、④、⑤、⑥分別表示結構2、結構3、結構4、結構5、結構6型誘導結構；類型1、類型2、類型3、類型4和類型5的前縱梁的各誘導結構中心(前端→后端)與其前端的距離分別為35、70、118.5、167、215.5、264 mm。

圖5 不同組合形式誘導結構的三維模型

1.2 網格劃分及單元類型

為控制有限元模型規模，提高計算精度，采用四邊形單元對剛性墻和前縱梁模型網格進行映射網格劃分。通過不斷調整網格大小，觀察計算結果的變化，發現若前縱梁的變形、碰撞力和能量變化均在5%以內，單元大小滿足動力學求解要求。本文中剛性墻網格大小為10 mm×10 mm，前縱梁整體網格大小為4 mm×4 mm，對前縱梁誘導槽或誘導孔部分進行網格局部細化?？紤]到前縱梁的厚度尺寸比其他方向上小很多，其變形為塑性變形，且BT單元算法的計算形式很適合解決大位移非線性變形的汽車碰撞問題，計算速度遠快于HL單元算法，故前縱梁的單元類型采用三點積分BT(Belytschko-Tsay)單元算法的薄殼單元SHELL 163。由于不考慮剛性墻的變形，剛性墻單元類型采用單點積分的SHELL 163薄殼單元。結構2和類型1前縱梁碰撞有限元模型如圖6所示，其他形式前縱梁碰撞有限元模型類似。

1.3 材料模型的選擇

剛性墻采用剛性材料模型(MAT 20)，前縱梁采用分段線性塑性材料模型(MAT 24)，該模型中的應變率、屈服應力滿足如下關系：

圖6 前縱梁碰撞有限元模型

材料密度/(kg· m-3)彈性模量/GPa泊松比鋼材7 8302100.3材料屈服極限/MPaCP鋼材182405

1.4 邊界條件的設置

前縱梁后端約束所有的平動和轉動自由度，剛性墻僅釋放前縱梁軸向的平動自由度。剛性墻初速度大小為5m/s，方向為前縱梁軸向。剛性墻與前縱梁的接觸類型定義為自動面面接觸ASTS，在碰撞過程中前縱梁發生折疊導致自身產生接觸，則前縱梁自身的接觸類型定義為自動單面接觸ASSC，取靜摩擦因數為0.20，動摩擦因數為0.15。為保證結果的精確性，須控制沙漏能的大小(沙漏能/總能量≤5%)，本文采用增大模型體積黏性及增大全局彈性剛度兩種方法來控制沙漏能。

2 計算結果與分析

2.1 不同誘導結構周向分布下的耐撞性分析

6種誘導結構周向位置前縱梁的變形如圖8所示。無誘導結構前縱梁變形結果與實驗結果[14](圖9)吻合良好，從而說明了本文所建立的有限元模型的有效性。從圖8可知：結構1的變形集中在前端，結構2、結構3、結構4、結構5和結構6的變形主要集中在誘導結構處；結構1、結構2和結構6的褶皺變形比較理想，表明前縱梁的短邊上添加誘導槽和棱上添加誘導孔均可誘導前縱梁產生較為理想的變形；結構3、結構4和結構5的變形主要集中在誘導槽附近，誘導槽沒有起到較好的誘導變形的作用。這3種挖槽方式對前縱梁剛度的影響較大，由此可見，誘導槽的周向位置對前縱梁變形的影響較大，且前縱梁合理的剛度分布是產生理想變形的前提。結構2、結構3和結構6的壓縮量比結構1大，結構4和結構5的壓縮量比結構1小，表明誘導結構不同周向位置對前縱梁壓縮量的影響關系是不同的。

Δl1、Δl2、Δl3、Δl4、Δl5、Δl6為前縱梁壓縮量/mm

6種誘導結構周向位置前縱梁的碰撞力隨位移變化曲線及不同周向位置誘導結構的碰撞力數值分別如圖10和表2所示。從圖10和表2可知：前縱梁的碰撞力呈現波動變化趨勢，且前縱梁出現碰撞力峰值時的壓縮量基本相同。碰撞力曲線及峰值大小與前縱梁在碰撞過程中的變形有關，縱梁每產生1個凸包和凹形，則碰撞力曲線分別有1個波峰和波谷與其對應。結構2、結構3、結構4、結構5和結構6的碰撞力峰值比結構1小，表明前縱梁添加誘導結構對于減小碰撞力峰值是有效的，且短邊和長邊上添加誘導槽的效果優于棱上添加誘導孔，這也說明前縱梁適當削弱剛度有利于減小碰撞力峰值，且存在1個最佳剛度值。結構2、結構3、結構4和結構5的載荷比要大于結構1和結構6，表明短邊和長邊上添加誘導槽能使得碰撞過程更平穩。周向均添加誘導槽的前縱梁碰撞過程的整體平穩性最好，說明在一定范圍內，前縱梁剛度削弱越大，碰撞過程越平穩。

圖9 薄壁梁碰撞實驗

圖10 6種結構的碰撞力隨位移變化曲線

結構類型碰撞力峰值/kN平均碰撞力/kN載荷比結構190.86732.4820.357結構250.44127.3210.542結構350.14631.5210.629結構452.07536.9170.709結構551.59137.8050.733結構681.61628.1220.345

6種誘導結構周向位置前縱梁的比吸能隨位移變化曲線及能量數值分別如圖11和表3所示。從圖11和表3可知：前縱梁的比吸能隨位移增大而增大，且曲線存在一定的波動；當前縱梁壓縮量相同時，結構5的比吸能要大于結構1，結構2、結構3、結構4和結構6的比吸能要小于結構1，這是由于結構5的誘導槽被壓潰后使得誘導槽的兩側貼在一起提高了其結構穩定性引起的(由圖8可知)；結構4和結構5的吸能時間小于結構1，結構2、結構3和結構6的吸能時間大于結構1，表明誘導槽周向位置對前縱梁的吸能時間影響較大。綜上，前縱梁初始剛度削弱較大可能導致碰撞過程中其剛度變大而使得比吸能變大和吸能時間變短。

圖11 6種結構的比吸能隨位移變化曲線

誘導結構質量/kg吸能時間/s位移x=150 mm處比吸能/(kJ·kg-1)結構11.2500.0724.102結構21.2480.0853.386結構31.2520.0743.802結構41.2520.0653.978結構51.2520.0604.722結構61.2410.0823.845

2.2 不同誘導結構組合形式下的耐撞性分析

5種誘導結構組合形式前縱梁變形如圖12所示，從圖12可知：前縱梁褶皺變形主要出現在前端。類型1、類型2、類型3和類型5的褶皺變形較為理想，類型4產生了一定彎曲變形。類型3的壓縮量最小，類型4的壓縮量最大。與6種誘導結構周向位置前縱梁的變形(見圖8)相比，組合形式誘導結構的前縱梁褶皺變形更為理想，表明前縱梁剛度強弱相間分布有利于產生比較理想的褶皺變形。

Δl1、Δl2、Δl3、Δl4、Δl5、Δl6為前縱梁壓縮量/mm

5種誘導結構組合形式前縱梁的碰撞力隨位移變化曲線及不同組合形式誘導結構的碰撞力數值分別如圖13和表4所示。從圖13和表4可知：前縱梁的碰撞力呈現波動變化趨勢，組合形式誘導結構的前縱梁在碰撞后期會出現1個大小接近碰撞力峰值的碰撞力，這是由于誘導結構被壓潰后使得變形處剛度變大引起的，說明前縱梁剛度削弱過大會降低碰撞過程后期的平穩性；類型1、類型2和類型4前縱梁的碰撞力峰值較大并接近，類型5的碰撞力峰值最??；類型1、類型2、類型3、類型4和類型5的前縱梁載荷比大于結構1，表明短邊和長邊上相間分布誘導結構組合形式有利于提高碰撞過程的整體穩定性。

圖13 不同組合形式的碰撞力隨位移變化曲線

結構類型碰撞力峰值/kN平均碰撞力/kN載荷比類型149.99928.7300.575類型249.92631.2180.625類型348.43730.9420.639類型450.19329.1600.581類型542.65026.8380.629

5種誘導結構組合形式前縱梁的比吸能隨位移變化曲線及不同組合形式誘導結構的能量數值分別如圖14和表5所示。從圖14和表5可知：在一定壓縮量范圍內，當前縱梁壓縮量相同時，類型3比吸能最大，類型4比吸能最小，類型1和類型2比吸能接近；類型4比吸能曲線前期增長率較大，中期增加變慢，這是因前縱梁變彎引起的，表明前縱梁產生彎曲不利于吸能，說明棱上添加誘導孔雖能起到一定的誘導作用，但誘導效果不佳；類型2和類型3前縱梁的吸能時間最短，類型4吸能時間最長，表明前縱梁剛度削弱較大可能導致吸能時間縮短。

圖14 不同組合形式的比吸能隨位移變化曲線

結構類型質量/kg吸能時間/s位移x=200 mm處比吸能/(kJ·kg-1)類型11.2500.0824.156類型21.2530.0754.264類型31.2530.0754.650類型41.2430.0923.342類型51.2500.0883.643

3 結論

本文建立了6種誘導結構周向分布位置和5種誘導結構組合形式的前縱梁碰撞有限元模型，從前縱梁變形情況、能量吸收和碰撞力3方面分析了誘導結構周向位置及組合形式對汽車前縱梁碰撞性能的影響，主要結論如下：

1) 仿真變形結果與實驗結果吻合良好，表明前縱梁碰撞有限元模型是有效的。誘導結構周向位置對前縱梁變形影響較大，且前縱梁合理的剛度分布是產生理想變形的前提。前縱梁剛度強弱相間分布有利于產生比較理想的褶皺變形。

2) 添加誘導結構可減小碰撞力峰值和增大載荷比，使碰撞過程更平穩。誘導結構的周向位置對前縱梁碰撞性能影響較大，前縱梁初始剛度削弱較大可能導致碰撞過程中其剛度變大而使比吸能變大和吸能時間縮短。

3)短邊和長邊上相間分布誘導結構組合形式有利于提高碰撞過程的整體平穩性，前縱梁剛度削弱較大可能導致吸能時間縮短。