基于耐撞性的汽車鋼鋁混合帽型前縱梁開發研究

陳建軍、陳習習、杜展鵬

（1.湖南湖大艾盛汽車技術開發有限公司，長沙 410221；2.江蘇大學，鎮江 212016）

0 引言

經統計分析發現，正面碰撞是汽車碰撞事故所有類型中出現最多的一種形式[1]。車輛正面碰撞過程中，主要通過汽車前部結構完成變形吸能，降低事故對于車內乘客的傷害程度。而作為汽車前部主要部件的前縱梁，其吸能特性和變形模式直接影響正面碰撞效果[2]，值得我們深入分析研究。本文在現有某基礎車型的鋼制前縱梁基礎上，嘗試通過鋁合金與高強度鋼的混合應用，利用有限元分析工具進行材料匹配，并進行耐撞性驗證，旨在進一步提升車身耐撞性及輕量化水平[3]。

1 前縱梁概述

前縱梁是指位于汽車車身前端的縱梁部分，按截面形狀的不同，可分為圓形、方形和帽型等多種形式。正面碰撞中的車身耐撞性優化設計，首先需要明確主要傳力路徑[4]。如圖1 所示，車身前部結構存在2 條典型的傳力路徑。

圖1 典型車身正面碰撞傳力路徑

路徑1：如圖1 中黃色箭頭所示，經左/右汽車前縱梁、左/右側圍門檻梁、乘員艙底部縱梁和地板中通道往后部車身傳遞。

路徑2：如圖1 中紅色箭頭所示，經左/右上縱梁（shotgun）和前門鉸鏈安裝立柱，再分散傳遞給左/右A 柱、車門及其防撞梁以及側圍門檻梁而向后部車身傳遞。

通過正碰傳力路徑可知，前縱梁作為下部傳力路徑中首當其沖的零部件，在碰撞過程中需要同時起到吸能和傳遞碰撞載荷的作用。研究發現，通過有效的壓潰、彎曲變形，前縱梁在正面碰撞中可以吸收的能量最高可達到60%。

按照結構位置的不同，典型前縱梁可分為3 部分（圖2），在碰撞中作用各不相同。

圖2 前縱梁結構分段示意圖

1.1 平直段

平直段是前縱梁的前端部分，主要位于發動機艙內。在碰撞過程中，平直段通過本體結構潰縮變形來實現碰撞能量的吸收。此段結構需要有一定的變形誘導設計，這也是本文中鋼鋁混合結構研究分析的主要對象。

1.2 折彎段

折彎段是前縱梁的中間部分，主要位于乘員艙前隔板處。碰撞過程中，折彎段需滿足縱梁結構不出現過大的變形，以確保乘員艙無嚴重入侵，保護乘員的安全。此段結構需要有足夠的剛度與強度。

1.3 延伸段

延伸段是前縱梁的末端部分，主要位于乘員艙地板下方，用于傳遞并分散碰撞載荷至車身的后部。此段結構應盡量保證剛度連續性，與周邊零件盡量連接。

從汽車仿真分析模型及碰撞試驗結果可知，影響前縱梁變形與能量吸收的因素包括截面、材料、厚度、梁的長度、結構特征以及焊點布置等。鑒于研究對象為量產車，本文僅考慮材料和厚度的變化影響，其他因素則維持原結構方案。

2 鋼鋁混合材料匹配方案

在車輛的正面碰撞過程中，可將前縱梁劃分為前端吸能區和后端抵抗變形區（圖3）?？v梁前端受到碰撞載荷的沖擊，進而產生軸向壓潰變形，為正面碰撞的主要吸能區域。后端結構主要是抵抗變形、減少乘員艙的侵入量，保護乘員安全。

圖3 前縱梁功能分區

本文以基礎車型的單帽型前縱梁[5]為主要研究對象，探究高強鋼B280VK 和鋁合金6063-T6 這2 種材料，在不同匹配方案下對前縱梁耐撞性及輕量化水平的綜合性能影響分析。前縱梁結構形式和尺寸如圖4 所示，其中Mat1 表示前縱梁（帽型單元）的材料，Mat2 表示前縱梁封板（平板單元）的材料。前端吸能結構的下X 軸向距離為280.0 mm，后端抵抗變形區域的X 軸向距離為386.0 mm。具體材料匹配設計方案如表1 所示。

圖4 單帽型前縱梁相關尺寸定義方案

表1 前縱梁材料匹配設計方案

3 方案快速分析

利用商業軟件LS-DYNA 構建表1 中5 種探究方案的前縱梁有限元模型。模型采用4.0 mm×4.0 mm 的2D 殼單元，采用MAT24 號材料描述高強鋼B280VK 和鋁合金6063-T6 的力學行為，厚度方向采用5 個積分點。

為快速獲取前縱梁及封板的最佳材料匹配方案，選擇簡化處理的汽車前部結構作為研究載體，主要包含前防撞梁、前縱梁和吸能盒結構等（圖5）。前縱梁后端與臺車相連，考慮臺車變形小，選擇MAT20 號材料進行模擬。另外，考慮到碰撞仿真分析僅單獨針對前縱梁結構，碰撞能量遠小于整車，因此將臺車的配重定義為100 kg，與剛性墻進行模擬碰撞，初始碰撞速度定義為50 km/h。

圖5 汽車簡化前端結構

3.1 優化分析結果

汽車前縱梁前端結構采用高強鋼B280VK 和鋁合金6063-T6兩種材料的不同匹配方案，其碰撞仿真結果如下。

3.1.1 方案1

方案1 的仿真結果如圖6 所示。由圖6a 可以看出，前端結構的吸能盒與前縱梁前端結構都發生了穩定的折疊壓潰變形，后端抵抗變形區域未出現明顯壓潰變形，滿足預設的壓潰變形模式和次序要求。由圖6b 可以看出，前縱梁變形吸能-時間曲線可以劃分為2 個明顯的階段。其中，階段A 說明前縱梁吸能保持在穩定的低位區段，這是因為前端結構的防撞橫梁和吸能盒先發生了折疊壓潰變形。階段B 說明前縱梁吸能逐漸上升后趨于水平，這是因為前端的橫梁和吸能盒壓潰變形不足以吸收整個臺車的碰撞動能，剩余的能量則由前縱梁吸收，壓潰變形模式和次序要求均滿足預設要求。

圖6 方案1 汽車前部結構正面碰撞仿真分析結果

3.1.2 方案2

方案2 的仿真結果如圖7 所示。由圖7a 中可以看出，前端結構的防撞橫梁和吸能盒未發生變形，前縱梁先彎曲壓潰，說明這次材料匹配的前縱梁結構強度相對較低，不滿足正常的壓潰變形模式和次序。因此，從圖7b 中可以看出，前縱梁在碰撞初期就顯示出明顯的壓潰吸能。

圖7 方案2 汽車前部結構正面碰撞仿真分析結果

3.1.3 方案3

方案3 的仿真結果如圖8 所示?？梢钥闯?，汽車前端結構的碰撞仿真結果與方案2 類似，前縱梁在碰撞初期就發生明顯的不穩定壓潰變形，前端結構的碰撞結果不符合預設的壓潰變形模式和次序要求。

圖8 方案3 汽車前部結構正面碰撞仿真分析結果

3.1.4 方案4

方案4 的仿真結果如圖9 所示。由圖9a 可以看出，前端結構的防撞橫梁、吸能盒和前縱梁前段都產生了穩定的折疊壓潰變形，然而前縱梁變形吸能-時間曲線表現出了明顯的中段臺階（即階段B）形式（圖9b）。這是因為在汽車前端結構發生碰撞變形時，前縱梁前端結構由于材料整體強度偏弱，先發生了折疊壓潰變形。當前縱梁前端結構完全壓潰變形后，后端縱梁由于使用了高強鋼，其結構具有足夠的剛度、強度抵抗變形，防撞橫梁和吸能盒產生了再次的壓潰變形。因此前縱梁變形吸能-時間曲線局部出現了水平臺階特征。

圖9 方案4 汽車前部結構正面碰撞仿真分析結果

當防撞梁和吸能盒完全壓潰后，臺車的碰撞動能未被完全吸收，因此前縱梁后端部分區域發生折疊變形，而前縱梁開始繼續壓潰吸能，對應圖9b 的階段C。

根據上述分析可知，雖然方案4 的仿真結果顯示，汽車前端結構的碰撞橫梁、吸能盒以及前縱梁前端都發生了穩定的折疊壓潰變形，但是由于變形次序不對，依然不滿足設計需求。

3.1.5 方案5

方案5 的仿真結果如圖10 所示。右圖10a 可以看出，方案5 的前縱梁后端結構由于整體強度不足，先發生穩定的折疊變形，然后出現了畸變的網格單元，仿真出現了中斷（圖10b）。

圖10 方案5 汽車前部結構正面碰撞仿真分析結果

3.2 鋼鋁方案確定

為了綜合考慮前縱梁在碰撞吸能和輕量化兩方面的優化需求，選擇比吸能（Specific Energy Absorption，簡稱SEA）作為方案的評價指標[6]。SEA計算公式如下。

式中：EA為前縱梁材料各匹配方案的總吸能；m為方案總質量。

鋼鋁混合前縱梁在不同匹配方案下，碰撞比吸能對比如表2所示。不難看出，鋁合金在前縱梁上的應用范圍直接影響吸能效果，鋁合金使用越多，碰撞比吸能越大，吸能效果越好。不過，比吸能并非本文方案選擇的唯一依據，還需評估壓潰模式與變形次序的合理性。通過前文分析可知，方案2 ～方案5 不滿足設計要求，故確定方案1 為該鋼鋁混合前縱梁設計方案。

表2 前縱梁各材料方案的碰撞比吸能對比

4 基于整車的鋼鋁混合前縱梁耐撞性驗證

4.1 前縱梁結構方案對比

將鋼鋁混合前縱梁設計方案應用到整車，與基礎車型結構方案進一步對比，如表3 所示。

表3 前縱梁結構方案對比

對比可知，在鋼鋁混合前縱梁方案中，前縱梁封板通過鋁合金材料的應用，其密度優勢明顯，初始方案單側零件可獲得1.173 kg 的減重效果，即整車可實現2.346 kg 的減重。

4.2 基于整車的耐撞性結果分析

如圖11 所示，前縱梁封板材料由B280vk 更換為6063-T6 后，由于鋁合金的彈性模量僅為鋼的1/3，兩者的物理性能差異較大。在正面碰撞中前縱梁的變形模式及次序出現明顯變化，碰撞力沿傳力路徑傳遞及吸能效果發生改變。

圖11 整車正面100%重疊剛性壁障碰撞變形圖

對比分析正面100%重疊剛性壁障的碰撞結果可知（表4），相比基礎車型，鋼鋁結構優化方案前圍板、轉向管柱的侵入量略有增大，但仍處于可接受范圍。其他項目的狀態均得到了一定改善。這說明鋼鋁混合前縱梁方案對車身正面碰撞安全性能提升起到了積極作用，達到了耐撞性優化的目標。

表4 正面100%重疊剛性壁障碰撞結果對比

5 結束語

針對傳統汽車前縱梁結構，鋼鋁混合的前縱梁結構方案理論分析是可行的，為優化前縱梁的安全性能及輕量化提供了新思路不過，鑒于本文研究主要基于理論模型分析得來，未進行樣件開發驗證，因此實際應用還有待進一步研究。鋼鋁混合方案絕不只是簡單的材料直接替換，還需要從結構形狀、材料及厚度，以及連接工藝等技術層面進行優化，才有可能實現輕量化與耐撞性的雙重提升。

。