預潰拉伸吸能結構的構建、分析與優化

王建海，蘭鳳崇，曾立鏘，陳吉清，宋 瑞

（1. 中汽研汽車檢驗中心（廣州）有限公司，廣州 510610；2. 華南理工大學機械與汽車工程學院，廣東省汽車工程重點實驗室，廣州 510640）

前言

隨著車身結構的快速迭代發展，人們對車輛的碰撞安全性和結構輕量化提出了更高的要求［1-2］。然而更好的碰撞安全性，往往須更高強度的乘員艙結構和更多的車身吸能結構［3］。因此，設計一種全新的碰撞吸能結構，在保證輕量化的同時顯著提高吸能能力，是順應目前車身結構發展的必要舉措。

在車身結構中設置吸能結構，通過材料變形吸收碰撞產生的巨大能量，減小乘員受到的碰撞加速度，保證乘員艙的生存空間完整，是提升車輛碰撞安全性的重要舉措［4-5］。傳統乘用車通常可用軸向壓縮變形的吸能盒結構實現吸能，然而目前大型商用車結構多為籠式框架，與乘用車區別較大，且商用車的吸能區域不足，難以在車身結構中布置足夠的吸能盒［6-7］。為此，本文中創新性地提出利用材料屈服拉伸變形的過程實現吸能。通過與傳統吸能盒結構的對比試驗，證明了材料拉伸可以更充分地發揮材料屈服變形過程的材料吸能特性，實現更高的吸能效率。在此基礎上，設計構建了一種利用拉伸吸能的結構，通過有限元碰撞仿真分析的方法驗證了其有效性，并根據全因子試驗結果對壁厚進行優化。

1 拉伸吸能方案的提出

1.1 拉伸吸能理論分析

材料的拉伸吸能主要是通過材料拉伸過程中發生沿受力方向的屈服變形，將外部能量轉化為材料的拉伸應變能從而實現吸能的［8］，其吸能的特性與材料的屬性息息相關。圖1 為一般塑性材料拉伸過程的應力應變曲線。可以發現，材料拉伸過程中可以分為4 個階段：彈性變形階段OE，屈服階段EY'，強化階段Y'A和頸縮階段AC。變形過程中當應力σ達到屈服強度時，材料就會發生屈服變形，對于一般結構來說，此時材料已發生屈服失效。然而若繼續拉伸材料，材料還須經過強化階段Y'A和頸縮階段AC才最終斷裂失效。從圖中可以發現，這兩個階段的應變和應力都要比前兩個階段更大，對應圖1 中的代表吸收能量的區域2的面積也比區域1更大，因此所需的外力做功也更多。因此，利用材料拉伸吸能有望更好地利用材料強化和頸縮階段的力學性能，達到更高的吸能效率。

圖1 塑性材料的拉伸應力應變曲線

1.2 拉伸吸能與吸能盒壓縮吸能的對比試驗

為對比研究吸能盒壓縮吸能和材料拉伸吸能方案，本文中采用比吸能作為評價吸能效率的指標。比吸能SEA 指吸能結構中單位質量所能吸收的能量［9］。SEA 值越高，代表吸能結構的吸能效率越高，其表達式為

式中：E為吸能結構的總吸能；m為吸能結構件的總質量。

其中總吸能可通過下式計算：

式中：F為吸能結構在變形過程中所受的外力；s為吸能結構在縱向長度上的變形量；δmax為吸能結構縱向的最大變形量。

本文中對兩個截面分別為正方形和六邊形的吸能盒模型，以及一個標準拉伸試驗樣件進行了吸能性能分析試驗。吸能盒和拉伸樣件的材料完全一致，均為304不銹鋼，屈服強度為300 MPa，抗拉強度為800 MPa，彈性模量為194 GPa。兩種吸能盒的模型實物圖如圖2所示。

圖2 兩種吸能盒的實物圖

為便于試驗過程的數據測量，吸能盒和拉伸樣件的吸能性能測試試驗分別采用準靜態壓縮和拉伸的方法，在微機控制電液伺服萬能試驗機上進行。其中吸能盒壓縮試驗過程及標準參照GB/T 7314—2017《金屬材料室溫壓縮試驗方法》［10］，液壓機的施壓速度為2 mm/min。當吸能盒的軸向變形達到100 mm 時試驗停止。拉伸樣件拉伸測試過程及標準參照GBT228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》［11］，拉伸樣件的厚度為2 mm。圖3為試驗樣件的尺寸圖。

圖3 拉伸樣件尺寸（單位：mm）

由于樣件兩端夾持的區域不參與拉伸，故按圖4 所示計算除去兩端夾持區域的質量，并使用該質量計算材料拉伸的比吸能。

圖4 拉伸樣件夾持區域示意圖

吸能盒和拉伸樣件的吸能試驗數據如表1 所示。可見拉伸樣件的比吸能分別為方形吸能盒和六邊形吸能盒的比吸能的3.61和2.96倍，因此利用材料拉伸變形過程吸能，比傳統吸能盒壓縮吸能的比吸能更高，在吸能效率和輕量化上更有優勢。

表1 3種吸能結構的吸能試驗數據

2 預潰拉伸吸能結構的建立

2.1 預潰拉伸吸能結構的提出背景

結構受到外界碰撞沖擊力時，通常受到朝向結構內部的擠壓壓力，變形方向與材料拉伸方向相悖，難以直接利用拉伸變形的方法實現吸能。為利用材料拉伸的特性提升碰撞吸能，須首先構建滿足以下要求的一種結構：

（1）能將碰撞時結構的壓縮方向的變形量，轉化為沿吸能桿軸向的拉伸變形量。

（2）結構應有一定的預潰引導變形特性，即將結構預先設計為具有不穩定性的特點，從而當受到沖擊載荷開始變形時，能因結構的特性沿既定的方向產生壓潰變形，并保證吸能桿始終處于最佳的吸能狀態。

為滿足以上要求，提出利用斜長方體（其6 個面皆為平行四邊形）框架機構作為拉伸吸能的輔助誘導結構。利用斜長方體框架機構的不穩定性和能沿既定方向變形的特性［12］，誘導其對角線上的吸能桿產生拉伸變形以實現吸能，將結構受到外力沖擊的能量轉變為吸能桿塑性拉伸變形的應變能。

2.2 預潰拉伸吸能結構的建立

基于上述斜長方體框架建立預潰拉伸吸能結構，如圖5所示。其前后兩個側面皆為長500 mm，高400 mm 的平行四邊形，上下對邊沿水平方向偏移150 mm，結構沿垂直紙面方向的寬度為500 mm，框架結構由邊長15 mm，壁厚1.5 mm 的正方形空心管組成。沿其前后側面平行四邊形的長對角線的方向各安裝一根直徑4 mm的實心圓形鋼作為吸能桿，其兩端牢固地焊接在框架結構內側。

圖5 預潰拉伸吸能結構

結構所對應的有限元模型中的立柱、角件和橫梁采用四邊形殼單元網格劃分，單元平均尺寸為3 mm；吸能桿采用六面體單元網格劃分，單元的平均尺寸為2 mm。

為了對比，構建了一個與之相對應的正長方體框架結構以模擬傳統商用車的框架式車身結構，如圖6 所示。該結構的三維尺寸為500 mm×500 mm×400 mm，與預潰拉伸吸能結構的對應尺寸相同，區別僅在于無上下面水平方向的偏移和吸能桿。

圖6 正長方體框架結構

正長方體框架結構和預潰拉伸吸能的斜長方體框架結構中的立柱、角件和橫梁的材料為6082 型鋁合金，吸能桿的材料為304 鋼，其屬性參數如表2所示。

表2 結構材料屬性參數

2.3 預潰拉伸吸能結構的幾何受力與形變分析

2.3.1 形變過程吸能桿受力分析

為簡化，將斜長方體框架分離出側面平行四邊形的獨立體進行吸能桿的受力分析，如圖7 所示。假設其為理想線框架結構，忽略框架結構和吸能桿的粗細和框架的彎曲變形，假設框架各個端點均為可繞z軸旋轉的鉸鏈。平行四邊形的對角線AB上固定了一根吸能桿，設OA的長度為a，OB的長度為b，以O點為原點，AO方向為x軸的正方向，設B點的坐標為（x，y）。

圖7 平行四邊形吸能機構受力分析

首先，將底邊AO固定，在上邊某一位置施加向下的垂向力F，進行吸能桿的受力分析。結果發現，吸能桿所受的拉力f與垂向力F施加的位置無關，這為f的求解提供了簡化方案，即可將上邊BC的受力均集中到右上角B點處。此時B點所受加載力F、吸能桿的拉力f、桿OB的受力FOB三力平衡。將3 個力按沿桿OB方向和垂直于OB方向分解，則有以下的受力平衡方程：

根據相似三角形原理得

又有

推導可得

圖8 f/F與平行四邊形高度函數關系圖

由圖8 可知，當平行四邊形的高度從400 mm 逐漸減小時，比值f/F由0.58 逐漸增大，且其增大的速度先緩后急。

2.3.2 形變過程吸能桿應變率分析

沿用2.3.1 節中的坐標系，吸能桿AB的長度可表示為

又有x2+y2=b2，得

圖9 吸能桿AB的長度與平行四邊形高度的函數關系圖

由圖9 可看出，當平行四邊形結構受到外力載荷，高度逐漸減小時，吸能桿的長度|AB|呈單調遞增趨勢，且隨著平行四邊形結構高度的降低，吸能桿長度的增長速度逐漸放緩。平行四邊形結構未受外力載荷時，吸能桿的初始長度為763.2 mm；平行四邊形結構完全壓潰時，吸能桿的長度為927.2 mm。若要保證吸能桿在此過程中不發生斷裂，則要求其延伸率的最小值為

3 預潰拉伸吸能結構的碰撞仿真分析

通過有限元仿真碰撞的方法，構建模擬碰撞仿真試驗平臺，設置試驗的初始條件，通過LS-DYNA求解器獲得碰撞過程中兩種結構的應力分布，碰撞加速度和能量轉化規律等。

3.1 試驗條件

兩種結構的頂壓碰撞仿真試驗條件如圖10 所示。在結構上方和下方均設置一塊邊長為1 700 mm的正方形剛性平面，對上方的剛性平面配重，使其具有60 kg的均布質量作為施加載荷的頂壓板，約束其所有旋轉方向的自由度，保留其沿各個方向平動的自由度。下方的剛性平面約束所有方向的自由度作為剛性地板。吸能結構與兩塊剛性平面之間均采用面對面接觸，接觸靜摩擦因數為0.3，動摩擦因數為0.2。設置上方頂壓板平面的初始速度為10 m/s，方向沿z軸方向豎直向下。

圖10 頂壓碰撞仿真試驗條件

3.2 碰撞仿真過程形態及應力分析

兩種結構的碰撞過程及其范式等效應力云圖分布如圖11 所示。為更清楚地展示結構的變形情況，已將上下剛性平面隱藏。

圖11 兩種結構頂壓碰撞過程應力分布時序圖

從圖11 可以看出，預潰拉伸吸能結構的整體受力更為均勻，而長方體結構的受力則主要集中于各頂角處和立柱中部位置。預潰拉伸吸能結構基本按照平行四邊形機構既定的變形軌跡變形，且成功地誘導吸能桿發生均勻的拉伸形變。而長方體結構則出現失穩的情況，整體向右側傾倒，立柱出現彎折。仿真結束時刻預潰拉伸吸能結構的頂壓板最終位移量為302 mm，長方體單元的頂壓板最終位移為318 mm。

碰撞過程中預潰拉伸吸能結構吸能桿的應力變化如圖12所示。

圖12 吸能桿應力變化圖

由圖12 可以看出，當吸能桿應力小于300 MPa時，應力隨時間快速增加，增長趨勢呈近似線性，吸能桿處于彈性拉伸變形階段。當吸能桿應力達到300 MPa 后，其應力增長速率突然下降，隨后保持平穩增長的趨勢，此時吸能桿處于塑性硬化階段。在該階段內隨著時間的增加，吸能桿應力增長速率逐漸變緩，原因是平行四邊形結構變形越大，其對角線長度增長越緩慢。

3.3 碰撞速度和加速度分析

兩個結構頂壓碰撞測試的過程中頂壓板速度和加速度隨時間的變化如圖13和圖14所示。

圖13 兩種結構碰撞試驗頂壓板速度變化

圖14 兩種結構碰撞試驗頂壓板加速度變化

由圖13 和圖14 可以看出，碰撞開始階段，長方體結構的頂壓板速度下降較快，碰撞峰值加速度較大且在更長時間內維持較高的碰撞加速度。預潰拉伸吸能結構的碰撞峰值加速度較小，且碰撞加速度回落較快。在碰撞仿真進行到10 ms 后，長方體結構的頂壓板加速度回落到2g左右，速度曲線進入一個平臺期，下降非常緩慢，仿真結束時頂壓板的速度為5.7 m/s。而預潰拉伸吸能結構的頂壓板加速度仍維持在約20g，其逐漸線性下降，頂壓板的速度曲線也一直保持平穩的下降趨勢，最終頂壓板的速度為3.9 m/s，低于長方體結構的頂壓板速度，說明在本次碰撞仿真試驗中預潰拉伸吸能結構呈現出更好的碰撞吸能能力。

3.4 各部件吸能量的對比分析

兩種結構頂壓碰撞測試的過程中各部件的吸能量的時間歷程如圖15和圖16所示。

圖15 預潰拉伸吸能結構碰撞過程各部件吸能量時間歷程

圖16 正長方體框架結構碰撞過程各部件吸能量時間歷程

由圖15和圖16可以看出，預潰拉伸吸能結構的總吸能量較大，為2 136 .2 J，且在碰撞過程中呈先快后慢持續遞增的趨勢。正長方體結構的總吸能量為1 670 .0 J，且在碰撞過程的前10 ms 增長速率較快，隨后明顯變緩。對比結構各部件的吸能量可以發現，吸能桿是最主要的吸能部件，其吸能量為1 370 . 2 J，占預潰拉伸吸能結構總吸能量的64.1%。而立柱、角件和橫梁的吸能量分別為322.8、314.3 和 128.9 J，分別占結構總吸能量的15.1%、14.7%和6.0%。正長方體結構的立柱、角件、橫梁的吸能量分別為523.3、583.4和563.4 J，分別占結構總吸能量的31.3%、34.9%和33.7%。

4 預潰拉伸吸能結構的優化

4.1 預潰拉伸吸能結構的優化試驗設計

通過以上的頂壓碰撞仿真測試，可以發現采用吸能桿拉伸吸能的預潰拉伸吸能結構比傳統的正長方體框架結構在碰撞吸能上有較大改進，但尚有較多須優化的細節，未發揮該結構的最佳性能，表現在以下幾方面。

（1）碰撞仿真過程中框架結構始終未能持續達到材料的屈服極限，說明在力學性能上尚有冗余，可適當弱化。

（2）預潰拉伸吸能結構的質量比正長方體框架結構約大7.8%，其在輕量化方面還有較大的優化空間。

（3）在碰撞仿真中吸能桿的應力過大，最高已接近600 MPa，離材料抗拉極限不遠，有中途突然斷裂的危險。

（4）結構的總吸能不足，無法在完全壓潰之前將頂壓板截停。

因此，對預潰拉伸吸能結構進行了以下調整：

（1）將吸能桿的直徑由4調整為6 mm，以提高吸能桿的最大吸能量。吸能桿的材料參數屬性保持不變，調整后兩根吸能桿的總質量由133增加至301 g。

（2）嘗試適當減薄橫梁和立柱的壁厚以減輕結構的質量。以結構立柱和上下橫梁的厚度作為優化的設計變量，選取兩者的厚度范圍為1.0～1.5 mm，間隔0.1 mm，進行全因子試驗。為防止結構過度變形，影響試驗結果的準確性，設定當上下剛性板距離縮小至100 mm 時停止試驗，記錄碰撞過程中結構的吸能特性。

該試驗的因素水平表如表3 所示。仿真試驗結果如表4所示。

表3 因素水平表

表4 全因子試驗結果

相應的橫梁和立柱的壁厚對預潰拉伸吸能結構的吸能性能影響云圖如圖17所示。

圖17 隨立柱和橫梁壁厚而變的吸能參數方圖

由表4 可見，橫梁壁厚為1.3 mm，立柱壁厚為1.2 mm 時，比吸能取得最大值，且此時吸能桿的吸能量和結構的總吸能量都已基本接近峰值。因此，綜合考慮結構的吸能桿吸能效率、結構的總吸能和比吸能，選取立柱壁厚為1.2 mm，橫梁壁厚為1.3 mm 作為該結構壁厚的最優解。此時預潰拉伸吸能結構質量為1.445 kg，比優化前的預潰拉伸吸能結構質量1.484 kg減輕了2.6%；但比正長方體框架結構的質量1.295 kg 增加了11.6%；預潰拉伸吸能結構的總吸能從2 136.2提升至2 614.9 J，提升幅度22.4%，比吸能從1 439.5 提升至1 809.6 J/kg，提升幅度25.7%，吸能結構的輕量化和吸能率都得到明顯提升。相對于正長方體框架結構，總吸能增加56.6%，比吸能提升40.3%。

4.2 優化后預潰拉伸吸能結構頂壓仿真驗證

對優化求得立柱壁厚1.2 mm，橫梁壁厚1.3 mm的預潰拉伸吸能結構，按照第3.1 節的測試方法進行頂壓碰撞仿真試驗驗證，試驗過程的能量轉化曲線如圖18所示。

圖18 碰撞仿真能量轉化曲線

由圖18 可以看出，吸能桿直徑增加后，碰撞發生5 ms 內吸能桿的吸能速度會有所減慢，且低于橫梁。從第5 ms 開始，吸能桿的吸能速度迅速增加，成為結構中吸能量占比最大的吸能部件。頂壓板在碰撞測試過程中的速度和加速度變化分別如圖19和圖20所示。由圖19可見，優化后頂壓板的下降速度衰減很快，意味著預潰拉伸吸能結構能更快地吸收能量。到28.6 ms 時，頂壓板速度為零，表明它下降到最低位置，此時頂壓板的位移為127.5 mm，隨后頂壓板開始向上運動，即回彈，滿足第4.1 節中提及的優化要求：在完全壓潰之前頂壓板截停。

從圖20 可以看出，預潰拉伸吸能結構優化后，頂壓板的峰值加速度與原來相當，但碰撞加速度較高的情況保持時間較長，隨后才開始緩慢下降，且在保持頂壓板峰值加速度基本不變的條件下，全過程的平均加速度為29.5g，比優化前的13.4g提升了120%，說明吸能性能大幅提高。

圖19 優化前后頂壓板速度對比

圖20 優化前后頂壓板加速度對比

5 結論

首先創新性地提出了采用材料拉伸實現碰撞吸能的方案，提出并構建了一種基于斜長方體框架的預潰拉伸吸能結構，通過定向誘導的方式產生拉伸變形，并構建了模擬商用車吸能部件的正長方體框架結構進行對比。采用有限元碰撞仿真，分析了兩種結構的碰撞變形過程，得出預潰拉伸吸能結構具有更加優異的吸能能力的結論。通過對預潰拉伸吸能結構的橫梁和立柱壁厚的全因子試驗進行優化，確定了最優解。優化后預潰拉伸吸能結構的總質量比正長方體框架結構增加了11.6%，總吸能增加56.6%，比吸能提升40.3%，證明了該結構在質量稍有增加的條件下，碰撞安全性能有明顯改善。