汽車吸能盒結構參數的優化及其耐撞性能分析

楊 昆，王江波，鄒 健，任明杰

（遼寧工業大學 機械工程與自動化學院，錦州 121000）

0 引言

據統計，涉及汽車正面碰撞的交通事故占事故總數的一半以上，而在正面碰撞過程中，吸能盒作為汽車吸能的關鍵結構，發揮著重要的作用。國內外學者對其進行了大量的研究，徐鳴濤等[1]研究表明管件液壓成型的吸能盒比沖壓成型的吸能盒耐撞性更好。陳有松等[2]探討了吸能盒潰縮槽間距對吸能盒式防撞梁吸能特性的影響。彭杰[3]通過落錘沖擊試驗驗證了仿生吸能盒比普通吸能盒的吸能特性更好。Chen[4]認為吸能盒設計誘導槽的尺寸與位置對縱梁碰撞性能有很大影響。Belin[5]對金屬保險杠橫梁在低速碰撞下的響應進行了研究，討論了吸能盒厚度以及加強筋等因素對其性能的影響。Han[6]的研究結論顯示，當誘導槽的位置一定時，誘導槽的尺寸比其形狀和方向對吸能量的影響更明顯。

目前，在吸能盒結構參數的研究中，涉及截面傾斜角度的內容較少，并且對單排、口狀誘導槽的開設位置和深度開展優化研究的內容較少。由之前的研究成果可知，采用仿真的方法模擬落錘沖擊吸能盒的試驗是可行的。因此，本文以某型號SUV汽車的吸能盒為研究對象，采用Hypermesh建立吸能盒落錘試驗有限元模型，首先以提高吸能效果為目標，對吸能盒的截面形狀和傾斜角度進行優化。然后以降低載荷峰值為目標，采用響應面分析的方法分析吸能盒誘導槽的開設位置和深度，以提高吸能盒的耐撞性和吸能速度，降低峰值碰撞載荷，對提高整車低速碰撞安全性具有一定的實際意義。

1 汽車吸能盒的結構參數及有限模型的建立

選取某型號SUV轎車的吸能盒為研究對象，其原型尺寸為10×10cm，壁厚1.5mm，材料為Q235低碳鋼，材料的性能參數如表1所示。在Hypermesh軟件中建立吸能盒落錘沖擊仿真模型，如圖1所示。吸能盒選用薄壁殼單元，約束其下方所有節點的全部自由度。落錘板設置為剛體材料，質量為2000kg，具有垂直向下10km/h的初速度[8，9]。

表1 Q235低碳鋼性能參數

圖1 應變率0.01時的低碳鋼應力應變曲線

吸能盒的外殼選用雙線性彈塑性材料MATL24，其采用Cowper-Symonds模型來模擬材料的應變率效應，其計算公式為：

式中，σd為動態屈服應力，σ0為靜態屈服應力，為應變率，C、P為材料的應變率系數。在已有關于薄壁鋼管的動載荷撞擊研究中[7]，材料參數取值為C=6844s-1，P=3.91。圖1為應變率0.01時的低碳鋼應力應變曲線。

圖2 吸能盒落錘試驗

2 汽車吸能盒結構參數的優化設計

2.1 吸能盒截面設計

依據該車的前縱梁截面尺寸，分別設計了圓形、正方形和正六邊形三種截面，其有限元模型如圖3所示。

圖3 三種截面的吸能盒模型

分別對三種不同截面的吸能盒進行落錘試驗仿真，獲取它們的吸能特性曲線如圖4所示。

圖4 三種截面的吸能盒吸能曲線

從圖3中可以看到，三種截面的吸能盒最終吸收的能量非常接近。因此，引入比吸能來描述三種截面吸能盒的吸能效果，比吸能越大，單位質量吸收的能量越多，吸能盒吸能效果越好。三種不同截面吸能盒的質量和最終吸能量，計算它們各自的比吸能，如表2所示。

表2 三種截面的吸能盒比吸能統計

由表2可知，正方形截面的吸能盒比吸能最小，在三種吸能盒中，吸能效果最差；圓形截面的吸能盒吸能效果比正方形好；截面為正六邊形的吸能盒比吸能遠大于其他兩種截面，每千克吸收能量20722.22J，吸能效果最好。因此，吸能盒的截面應選擇正六邊形。

2.2 汽車吸能盒傾斜角度設計

分別建立側面與底面夾角為90°、85°、80°和75°四種正六邊形截面的吸能盒的有限元模型，如圖5所示。

圖5 四種傾斜角度的吸能盒有限元模型

分別進行落錘仿真試驗，獲取它們的能量吸收曲線和變形位移曲線，如圖6所示。

由圖6(a)可知，不同夾角的吸能盒的吸能總量基本一致，但吸能盒傾斜角為80°時，吸收能量所用的時間最短。由圖6(b)可知，不同夾角的吸能盒吸收相同能量產生的壓縮位移不同。在一定范圍內，壓縮位移隨傾斜角度的減小而減小。當傾斜角度小于臨界值后這一規律不再適用，如75°夾角時，吸能盒的壓縮位移增大。這是因為傾斜角度過小的吸能盒在碰撞中不能發生良好的潰縮變形。四種夾角的吸能盒中，80°傾角時，吸能盒壓縮位移最小。研究表明，選擇合適的傾斜角度，可以使吸能盒在碰撞中，更快的變形，在縮短吸能時間的同時提高吸能盒的耐撞性。因此，當吸能盒的傾斜角為80°時，在碰撞中可以更快的吸收能量，且具有較大的吸能空間。

圖6 不同夾角的吸能盒

2.3 汽車吸能盒誘導槽優化設計

2.3.1 正交試驗設計

相關研究表明，在汽車正面碰撞中，吸能盒的載荷大小影響整車的加速度變化，載荷峰值越大，加速度峰值也越大。因此，在吸能盒設計時希望載荷峰值盡可能的減小，吸能量盡可能的增大。落錘試驗中，吸能盒未被完全壓潰，載荷峰值出現在碰撞初期。對無誘導槽的吸能盒進行落錘試驗仿真，獲取相關結果如表3所示。

表3 無誘導槽吸能盒仿真結果

誘導槽的開設位置和深度對吸能盒的載荷峰值和吸能量有較大影響且影響程度遠大于誘導槽的寬度和長度[10～12]。誘導槽的寬度不應超過薄壁梁的半波長長度，且當長寬比大于0.67時，薄壁梁件在碰撞過程中才可能表現出標準的軸向壓潰變形[13]。限于網格大小的約束，將誘導槽的寬度定為15mm，長度定為25mm。有研究結果表明[14～16]，在滿足一定尺寸和位置的前提下，棱上開孔或開誘導槽都可以有效的起到誘導變形和降低峰值的作用。因此，誘導槽的開設位置及尺寸如圖7所示。采用正交試驗方法，選取影響吸能盒載荷峰值的兩個因素：開設位置距離頂面的距離q和誘導槽深度h。試驗因素和水平如表4所示。

表4 因素水平表

圖7 誘導槽開設位置及尺寸

根據表4中的兩個影響因素，通過改變誘導槽的開設位置距離頂面的距離q和誘導槽深度h的不同水平對吸能盒的誘導槽進行優化設計。分別進行落錘仿真試驗，獲取每次試驗吸能盒的載荷峰值和吸能量，仿真結果如表5所示。

表5 仿真試驗結果

2.3.2 響應面分析

根據仿真試驗結果，采用最小二乘法，構造的吸能盒的載荷峰值與位置和深度的二次響應面函數為：

式中，F為載荷峰值，q為誘導槽的位置，h為誘導槽的深度。對上式分別進行擬合度檢驗，計算得出系數R2和調整決定系數R2adj為：

計算結果表明，響應面函數的擬合程度比較好。在MATLAB中構造的響應面如圖8所示。

圖8 載荷峰值F的響應面

由式(2)可知，當p為18.28mm，h為8.173mm時載荷峰值F最小，為132.4kN。由于工藝要求，將吸能盒誘導槽的優化尺寸取整得p=18mm，h=8mm，最終確定的吸能盒結構參數如表6所示。

表6 吸能盒設計參數

3 汽車吸能盒耐撞性能有限元分析

根據表6中的設計參數，建立優化后的吸能盒有限元模型并進行仿真試驗，獲取優化前后載荷變化曲線如圖9所示。

圖9 吸能盒載荷變化曲線

仿真結果表明，吸能盒載荷峰值由141.73kN降低為132.72KN，比優化前降低了9.01KN。優化后，吸能盒共吸收能量7648.6J，比優化前多吸收了4.8J。達到最大吸能量的時間為44ms，說明增加誘導槽后吸收能量的速度加快。

4 結語

本文通過LS-DYNA軟件建立吸能盒落錘試驗有限元模型，對不同結構參數吸能盒的的耐撞性能進行探究。取得的主要結論如下：1）無誘導槽時，正六邊形、圓形和正方形三種截面的吸能盒中，正六邊形截面的比吸能最大為20722.22J，吸能效果較好。2）不同傾斜角度下的吸能盒，吸收相同能量所用的時間不同。在一定范圍內，壓縮位移隨傾斜角度的減小而減小，當傾斜角度小于臨界值后這一規律不再適用。四種不同傾斜角度的正六邊形截面吸能盒中，當傾斜角為80°時，吸收相同能量所用的時間最短。壓縮位移最小，具較大吸能空間。3）添加誘導槽可以降低吸能盒的載荷峰值。不同的誘導槽參數對耐撞性能影響較大，對于長度為100mm，壁厚為1.5mm，夾角為80°的六邊形截面吸能盒，當誘導槽的位置為18mm，深度為8mm時，吸能盒的載荷峰值較小。