诱导结构对汽车前纵梁碰撞性能的影响

涂文兵，何海斌，刘乐平，罗 丫

(华东交通大学 机电与车辆工程学院， 南昌 330013)

随着汽车工业的快速发展和交通事故的频繁发生，汽车的被动安全性越来越受到消费者的关注。前纵梁是汽车正面碰撞中最主要的吸能部件，其碰撞性能直接决定了整车碰撞性能。

20世纪30年代，国外逐渐开展了汽车碰撞试验的研究。由于实车碰撞成本过高，因此20世纪60年代，研究者开始尝试在汽车碰撞领域应用计算机仿真技术。荆友录等[1]运用非线性有限元理论建立了方形管、圆形管、圆锥管和方锥管4种不同结构薄壁直梁的有限元模型，研究并对比了这4种结构在轴向冲击载荷下的能量吸收与变形特性等耐撞性能。钱立军等[2]运用LS-DYNA对具有圆孔、方孔、V形凹槽和面内圆孔的诱导结构的薄壁杆件受轴向冲击载荷状态下的耐撞性能进行了数值模拟，并通过各种结构的轴向碰撞试验验证了结果的正确性。Hosseinipour等[3]研究了不同间距诱导槽对薄壁金属管碰撞过程中的载荷-位移曲线、能量吸收及构件变形的影响，并发现理论结果与实验结果吻合良好。白中浩等[4]对某款SUV车的耐撞性进行了研究，提出了一种带诱导槽的八边形结构且可逐级吸能的前纵梁。Pakizehkar等[5]利用ANSYS建立了沟槽管的有限元模型并借助LS-DYNA求解器进行求解，研究和分析了周向槽的间距与数量对载荷-位移曲线、能量吸收-位移曲线以及初始屈曲载荷的影响，并发现有限元结果与实验结果吻合良好。Elmarakbi等[6-7]对薄壁S形纵梁和薄壁管进行了碰撞仿真模拟，并优化了吸能构件的结构。Emami等[8]利用显示有限元软件LS-DYNA模拟了带环形凹槽的圆柱形金属构件碰撞过程中的能量吸收状况及其变形形式，以比吸能和载荷比的最佳值为目标函数进行优化设计。Zhang等[9]发现在同样的轴向压力下，多元薄壁梁比单元薄壁梁能吸收更多的能量。郝亮等[10]以槽的个数、非均匀分布的槽间距离及槽的深度等作为优化参数，应用三次多项式响应面法及径向基法构建有效代理模型，并采用粒子群法进行优化设计，得出了使结构最优的诱导槽位置分布及数量。王良杰等[11]研究了诱导槽的数量和间距对薄壁梁碰撞性能的影响，进行了有限元仿真。谭丽辉等[12-13]利用LS-DYNA软件分析了诱导凹槽、凸槽及凸凹交替的诱导槽结构对薄壁构件吸能和最大峰值碰撞力的影响。综上，目前学者对汽车前纵梁诱导结构的研究大多主要集中在诱导结构的形状、轴向间距和数量等方面，极少涉及诱导结构的周向分布及其组合的问题。

本文考虑诱导槽的实际结构，建立前纵梁与刚性墙的碰撞有限元模型，运用显式LS-DYNA进行求解，分析诱导结构周向分布及其组合形式对前纵梁碰撞性能的影响，为前纵梁的优化设计提供了一定的理论依据。

1 前纵梁碰撞有限元模型

分析模型如图1所示，采用5 m/s初速度刚性墙撞击后端全约束前纵梁来模拟前纵梁碰撞，其中：参照某国产轿车整备质量约为1 t，则用500 kg刚性墙来模拟单根纵梁实际碰撞中的汽车质量。

图1 分析模型

1.1 诱导结构的位置分布

该轿车前纵梁的诱导槽截面尺寸如图2所示，本文在此基础上研究了6种前纵梁诱导结构的周向位置分布，分别为：① 结构1：无诱导结构；② 结构2：诱导槽分布在短边上；③ 结构3：诱导槽分布在长边上；④ 结构4：诱导槽分布在2条长边和1条短边上；⑤ 结构5：诱导槽分布在4条边上；⑥ 结构6：前纵梁4条棱边上添加Φ 9 mm诱导孔。

图2 诱导槽截面尺寸

6种诱导结构周向位置的前纵梁三维模型和诱导结构处横截面分别如图3、4所示，诱导槽距前纵梁端部的距离参照该轿车纵梁的诱导槽分布。

图3 不同周向位置诱导结构的三维模型

图4 诱导结构处横截面

前纵梁三维模型的5种诱导结构组合形式如图5所示，其中：②、③、④、⑤、⑥分别表示结构2、结构3、结构4、结构5、结构6型诱导结构；类型1、类型2、类型3、类型4和类型5的前纵梁的各诱导结构中心(前端→后端)与其前端的距离分别为35、70、118.5、167、215.5、264 mm。

图5 不同组合形式诱导结构的三维模型

1.2 网格划分及单元类型

为控制有限元模型规模，提高计算精度，采用四边形单元对刚性墙和前纵梁模型网格进行映射网格划分。通过不断调整网格大小，观察计算结果的变化，发现若前纵梁的变形、碰撞力和能量变化均在5%以内，单元大小满足动力学求解要求。本文中刚性墙网格大小为10 mm×10 mm，前纵梁整体网格大小为4 mm×4 mm，对前纵梁诱导槽或诱导孔部分进行网格局部细化。考虑到前纵梁的厚度尺寸比其他方向上小很多，其变形为塑性变形，且BT单元算法的计算形式很适合解决大位移非线性变形的汽车碰撞问题，计算速度远快于HL单元算法，故前纵梁的单元类型采用三点积分BT(Belytschko-Tsay)单元算法的薄壳单元SHELL 163。由于不考虑刚性墙的变形，刚性墙单元类型采用单点积分的SHELL 163薄壳单元。结构2和类型1前纵梁碰撞有限元模型如图6所示，其他形式前纵梁碰撞有限元模型类似。

1.3 材料模型的选择

刚性墙采用刚性材料模型(MAT 20)，前纵梁采用分段线性塑性材料模型(MAT 24)，该模型中的应变率、屈服应力满足如下关系：

图6 前纵梁碰撞有限元模型

材料密度/(kg· m-3)弹性模量/GPa泊松比钢材7 8302100.3材料屈服极限/MPaCP钢材182405

1.4 边界条件的设置

前纵梁后端约束所有的平动和转动自由度，刚性墙仅释放前纵梁轴向的平动自由度。刚性墙初速度大小为5m/s，方向为前纵梁轴向。刚性墙与前纵梁的接触类型定义为自动面面接触ASTS，在碰撞过程中前纵梁发生折叠导致自身产生接触，则前纵梁自身的接触类型定义为自动单面接触ASSC，取静摩擦因数为0.20，动摩擦因数为0.15。为保证结果的精确性，须控制沙漏能的大小(沙漏能/总能量≤5%)，本文采用增大模型体积黏性及增大全局弹性刚度两种方法来控制沙漏能。

2 计算结果与分析

2.1 不同诱导结构周向分布下的耐撞性分析

6种诱导结构周向位置前纵梁的变形如图8所示。无诱导结构前纵梁变形结果与实验结果[14](图9)吻合良好，从而说明了本文所建立的有限元模型的有效性。从图8可知：结构1的变形集中在前端，结构2、结构3、结构4、结构5和结构6的变形主要集中在诱导结构处；结构1、结构2和结构6的褶皱变形比较理想，表明前纵梁的短边上添加诱导槽和棱上添加诱导孔均可诱导前纵梁产生较为理想的变形；结构3、结构4和结构5的变形主要集中在诱导槽附近，诱导槽没有起到较好的诱导变形的作用。这3种挖槽方式对前纵梁刚度的影响较大，由此可见，诱导槽的周向位置对前纵梁变形的影响较大，且前纵梁合理的刚度分布是产生理想变形的前提。结构2、结构3和结构6的压缩量比结构1大，结构4和结构5的压缩量比结构1小，表明诱导结构不同周向位置对前纵梁压缩量的影响关系是不同的。

Δl1、Δl2、Δl3、Δl4、Δl5、Δl6为前纵梁压缩量/mm

6种诱导结构周向位置前纵梁的碰撞力随位移变化曲线及不同周向位置诱导结构的碰撞力数值分别如图10和表2所示。从图10和表2可知：前纵梁的碰撞力呈现波动变化趋势，且前纵梁出现碰撞力峰值时的压缩量基本相同。碰撞力曲线及峰值大小与前纵梁在碰撞过程中的变形有关，纵梁每产生1个凸包和凹形，则碰撞力曲线分别有1个波峰和波谷与其对应。结构2、结构3、结构4、结构5和结构6的碰撞力峰值比结构1小，表明前纵梁添加诱导结构对于减小碰撞力峰值是有效的，且短边和长边上添加诱导槽的效果优于棱上添加诱导孔，这也说明前纵梁适当削弱刚度有利于减小碰撞力峰值，且存在1个最佳刚度值。结构2、结构3、结构4和结构5的载荷比要大于结构1和结构6，表明短边和长边上添加诱导槽能使得碰撞过程更平稳。周向均添加诱导槽的前纵梁碰撞过程的整体平稳性最好，说明在一定范围内，前纵梁刚度削弱越大，碰撞过程越平稳。

图9 薄壁梁碰撞实验

图10 6种结构的碰撞力随位移变化曲线

结构类型碰撞力峰值/kN平均碰撞力/kN载荷比结构190.86732.4820.357结构250.44127.3210.542结构350.14631.5210.629结构452.07536.9170.709结构551.59137.8050.733结构681.61628.1220.345

6种诱导结构周向位置前纵梁的比吸能随位移变化曲线及能量数值分别如图11和表3所示。从图11和表3可知：前纵梁的比吸能随位移增大而增大，且曲线存在一定的波动；当前纵梁压缩量相同时，结构5的比吸能要大于结构1，结构2、结构3、结构4和结构6的比吸能要小于结构1，这是由于结构5的诱导槽被压溃后使得诱导槽的两侧贴在一起提高了其结构稳定性引起的(由图8可知)；结构4和结构5的吸能时间小于结构1，结构2、结构3和结构6的吸能时间大于结构1，表明诱导槽周向位置对前纵梁的吸能时间影响较大。综上，前纵梁初始刚度削弱较大可能导致碰撞过程中其刚度变大而使得比吸能变大和吸能时间变短。

图11 6种结构的比吸能随位移变化曲线

诱导结构质量/kg吸能时间/s位移x=150 mm处比吸能/(kJ·kg-1)结构11.2500.0724.102结构21.2480.0853.386结构31.2520.0743.802结构41.2520.0653.978结构51.2520.0604.722结构61.2410.0823.845

2.2 不同诱导结构组合形式下的耐撞性分析

5种诱导结构组合形式前纵梁变形如图12所示，从图12可知：前纵梁褶皱变形主要出现在前端。类型1、类型2、类型3和类型5的褶皱变形较为理想，类型4产生了一定弯曲变形。类型3的压缩量最小，类型4的压缩量最大。与6种诱导结构周向位置前纵梁的变形(见图8)相比，组合形式诱导结构的前纵梁褶皱变形更为理想，表明前纵梁刚度强弱相间分布有利于产生比较理想的褶皱变形。

Δl1、Δl2、Δl3、Δl4、Δl5、Δl6为前纵梁压缩量/mm

5种诱导结构组合形式前纵梁的碰撞力随位移变化曲线及不同组合形式诱导结构的碰撞力数值分别如图13和表4所示。从图13和表4可知：前纵梁的碰撞力呈现波动变化趋势，组合形式诱导结构的前纵梁在碰撞后期会出现1个大小接近碰撞力峰值的碰撞力，这是由于诱导结构被压溃后使得变形处刚度变大引起的，说明前纵梁刚度削弱过大会降低碰撞过程后期的平稳性；类型1、类型2和类型4前纵梁的碰撞力峰值较大并接近，类型5的碰撞力峰值最小；类型1、类型2、类型3、类型4和类型5的前纵梁载荷比大于结构1，表明短边和长边上相间分布诱导结构组合形式有利于提高碰撞过程的整体稳定性。

图13 不同组合形式的碰撞力随位移变化曲线

结构类型碰撞力峰值/kN平均碰撞力/kN载荷比类型149.99928.7300.575类型249.92631.2180.625类型348.43730.9420.639类型450.19329.1600.581类型542.65026.8380.629

5种诱导结构组合形式前纵梁的比吸能随位移变化曲线及不同组合形式诱导结构的能量数值分别如图14和表5所示。从图14和表5可知：在一定压缩量范围内，当前纵梁压缩量相同时，类型3比吸能最大，类型4比吸能最小，类型1和类型2比吸能接近；类型4比吸能曲线前期增长率较大，中期增加变慢，这是因前纵梁变弯引起的，表明前纵梁产生弯曲不利于吸能，说明棱上添加诱导孔虽能起到一定的诱导作用，但诱导效果不佳；类型2和类型3前纵梁的吸能时间最短，类型4吸能时间最长，表明前纵梁刚度削弱较大可能导致吸能时间缩短。

图14 不同组合形式的比吸能随位移变化曲线

结构类型质量/kg吸能时间/s位移x=200 mm处比吸能/(kJ·kg-1)类型11.2500.0824.156类型21.2530.0754.264类型31.2530.0754.650类型41.2430.0923.342类型51.2500.0883.643

3 结论

本文建立了6种诱导结构周向分布位置和5种诱导结构组合形式的前纵梁碰撞有限元模型，从前纵梁变形情况、能量吸收和碰撞力3方面分析了诱导结构周向位置及组合形式对汽车前纵梁碰撞性能的影响，主要结论如下：

1) 仿真变形结果与实验结果吻合良好，表明前纵梁碰撞有限元模型是有效的。诱导结构周向位置对前纵梁变形影响较大，且前纵梁合理的刚度分布是产生理想变形的前提。前纵梁刚度强弱相间分布有利于产生比较理想的褶皱变形。

2) 添加诱导结构可减小碰撞力峰值和增大载荷比，使碰撞过程更平稳。诱导结构的周向位置对前纵梁碰撞性能影响较大，前纵梁初始刚度削弱较大可能导致碰撞过程中其刚度变大而使比吸能变大和吸能时间缩短。

3)短边和长边上相间分布诱导结构组合形式有利于提高碰撞过程的整体平稳性，前纵梁刚度削弱较大可能导致吸能时间缩短。