車用正交梯形蜂窩鋁面內低速碰撞性能研究

摘要：制備了一種正交梯形蜂窩鋁材料，代替傳統形式吸能盒作為車輛的吸能裝置，研究該材料在面內方向低速碰撞下的力學性能及能量吸收特性. 首先，用膠接的手段制備一種正交梯形蜂窩鋁結構，用試驗方法研究該材料的面內壓縮過程，獲得材料的應力與吸能特性.其次，以理論分析方法研究材料的變形與受力情況，獲得材料的吸能特性，并與試驗結果進行比較. 最后，以仿真手段模擬材料的受載過程，結合優化設計方法，獲得材料的最佳吸能參數分別為板厚0.50 mm，上板邊長3.0 mm，此時正交梯形蜂窩鋁材料質量比吸能可達28.8 kJ/kg，優于傳統形式吸能盒結構，這表明正交梯形蜂窩鋁代替傳統吸能材料的可行性.

關鍵詞：正交梯形蜂窩鋁；面內低速碰撞；能量吸收；力學性能；有限元分析

中圖分類號：O342 文獻標志碼：A

隨著汽車數量的增多，行駛過程中出現的交通事故也逐步增加. 當汽車行駛速度過快發生碰撞時，汽車車體出現損壞，當以較低行車速度發生碰撞時，汽車的破壞部位一般出現在車頭［1］. 為保障行人的安全以及中低速下汽車的安全及完整性，可在汽車前端安裝吸能裝置［2］. 汽車吸能盒是汽車保險杠系統中重要的吸能裝置，它安裝在橫梁與車架縱梁之間，是一種低速安全保護系統［3-5］. 吸能裝置一般為薄殼管狀或多孔結構，在低速撞擊下，吸能盒可以保證車輛碰撞后駕駛室內成員的有效安全空間及車輛主車體的完整性［6］. 滿足車輛在低速碰撞時能有效吸收碰撞能量，并盡可能減小撞擊力對車身縱梁的損害. 吸能盒既提高了汽車的被動安全性，又降低了撞擊帶來的維修成本［7］.

吸能盒的結構通常為方形，為改善吸能盒的吸能量，改變吸能盒的尺寸、形狀、材料成為研究熱點［8-10］. 歐陽明高［11］、Lahimer等［12］和Zhu等［13］研究表明，相比于傳統燃油汽車，保險杠吸能盒若采用傳統的空管結構則已經不能滿足新能源汽車的大變形及能量吸收需求，亟需開發一種新型保險杠吸能盒. 陳靜等［14］以一種匹配碳纖維復合材料保險杠防撞梁的吸能盒為研究對象，對吸能盒錐角、潰縮孔和厚度進行多目標優化，優化后吸能盒吸能量不僅大幅提升，而且吸能盒的質量明顯減小. 任明偉等［15］基于某款汽車鋁合金前防撞梁，開展了復合材料替代設計，并引入仿生螺旋鋪層設計提升能量吸收特性. 白中浩等［16］研究了一種可應用于吸能盒結構設計的仿生微圓結構，與傳統肋板結構相比，仿生微圓結構的能量吸收效率明顯提高. Pan等［17］評估了所設計的防護結構在各種車輛碰撞下的動力性能和能量吸收能力，并將其應用于數值模擬.

吸能盒是車身防撞梁的重要組成部分，它能夠在碰撞過程中吸收20％左右的能量，尤其在中低速碰撞中可防止車身縱梁發生變形，以降低車輛的維修成本［18］. 其效果評判標準為剛性墻以中低車速36km/h的恒定速度撞擊吸能盒，撞擊時間設為車輛發生正碰的時間0.014 s［19-20］，通過計算獲得吸能盒的形變狀況，測得吸能結果.

為滿足汽車輕量化設計以及吸收更大的撞擊載荷，對吸能盒進行材料填充成為研究熱點. 張鵬等［21］進行了板狀立方點陣力學設計及沖擊吸能研究，結果表明，板狀立方點陣結構填充吸能盒在低速沖擊下較傳統吸能盒具有優良的抗沖擊和吸能特性，在輕量化汽車被動防護領域有廣闊應用前景. 劉影［22］針對泡沫鋁填充式吸能盒進行系統的結構參數優化來提高汽車安全防撞性能，驗證了優化后吸能盒具有更好的吸能防撞特性.

隨著新工藝、新材料的出現，許多新型輕質吸能材料得到應用，以期起到代替傳統吸能盒的作用［23-24］. 彭杰［25］運用功能仿生學原理設計仿生低速吸能盒，為未來研究汽車被動安全尤其是碰撞安全提供新的設計思路. 馬芳武等［26］、楊智春等［27］對三維負泊松比點陣結構進行多工況耐撞性研究，將梯度負泊松比點陣結構作為填充材料引入吸能盒設計，結果表明，在質量和最大峰值力增加不大的條件下，負泊松比結構填充吸能盒的綜合吸能量與各沖擊角度的耐撞性均得到大幅提升. Yao等［28］對整車軸向碰撞進行研究，結果表明蜂窩填充結構呈現出穩定變形現象.

以上新型結構的性能較傳統蜂窩結構有較大的提升，但新型結構的制備一般采用3D打印的形式，制備工藝較傳統形式復雜. 本文通過膠接方法制備一種正交梯形蜂窩鋁新型吸能材料，通過試驗方法分析其在中低速度下的力學性能及吸能情況，與傳統車用吸能材料（吸能盒）相比，表明其作為汽車低速碰撞吸能材料的可行性；通過塑性能量耗散理論分析，表明試驗結果的可靠性；通過仿真模擬獲得仿真結果對標試驗結果，從而減少試驗次數，進一步通過優化方法優化材料結構尺寸，獲得正交梯形蜂窩鋁最優構型與最佳比吸能.

1 正交梯形蜂窩鋁的制備及試驗

1.1 正交梯形蜂窩鋁的制備

圖1為汽車用吸能盒材料和結構. 正交梯形蜂窩鋁材料的基材為5052鋁合金，由瓦楞板、鋁平板、膠黏劑粘接而成，瓦楞板為標準梯形結構，選用梯形結構的原因是梯形比方形更易沖壓成型，相較于圓弧形結構和三角形結構，梯形與平板間的膠黏劑涂覆會更均勻.

正交梯形蜂窩鋁制備過程如圖2所示. 首先將沖壓好的瓦楞板與鋁平板加工成所需要的尺寸并進行打磨；之后平鋪一層鋁平板，在鋁平板的一面均勻涂抹膠黏劑，將瓦楞板平鋪其上；接著在瓦楞板上涂抹膠黏劑，平放一層鋁平板；在鋁平板的另一面涂抹膠黏劑，將瓦楞板按照與上一層的90°方向進行安放. 重復以上步驟直到需要的板材高度，最終形成兩層瓦楞孔洞之間相互垂直（0/90°正交結構）的結構材料. 板材打磨與膠黏劑涂覆處理過程如下，使用粒度為25 μm 的砂紙對板材進行打磨，用TR200表面粗糙度測試儀測得經砂紙打磨后板材的平均表面粗糙度Ra為0.347 μm. 涂覆膠黏劑時，為了確保膠黏劑層的厚度，使用銅線作為墊片，膠黏劑的涂抹厚度為0.2 mm. 樣品在室溫下的固化時間為24 h. 為了減小尺寸效應，樣品的長高比控制在1∶1～1∶2之間，樣品尺寸為55 mm×85 mm×85 mm.

正交梯形蜂窩鋁單瓦楞結構形狀如圖3所示.瓦楞單個孔洞為標準的梯形結構，其中梯形上板邊長a=2.5 mm，下板邊長b=5.0 mm，板厚為t0=0.40 mm，高h=2.2 mm，夾角θ=60°，材料相對密度為0.98 g/cm3. 與普通蜂窩鋁結構不同的是，正交梯形蜂窩鋁材料在兩層瓦楞之間安裝一鋁平板，該鋁平板可以大大提升材料的力學性能，此外該結構呈現0/90°方向相同，在Y 向上的具體應用已在文獻［29］中進行了研究，研究表明，材料在Y 向有很好的力學性能，但是會出現一個較大的初始峰值應力，這作為汽車的減震吸能材料是不合適的. 本文主要研究正交梯形蜂窩鋁材料在X 向（圖2）的力學性能以及通過相關分析表明其作為車用吸能材料的可行性.

1.2 壓縮試驗過程

壓縮試驗裝置是濟南時代試金試驗機有限公司制造的YAW-3000A微機控制電液伺服壓力試驗機，最大壓力可達3 000 kN，采用下端加載，上端固定的方法. 當壓縮達到60％的材料高度時停止，材料的加載方向為X 向，試驗獲得的數據由程序自動記錄，并且工程應力和應變數據自動保存在硬盤中.

當正交梯形蜂窩鋁壓縮變形時，單位體積比吸能為JSEAV［30］，計算式為：

式中：σ 為應力；ε 為應變.

2 結果與分析

2.1 試驗結果分析

材料的變形過程如圖4所示.材料的頂端與設備固定，下端加載，隨著加載時間增加，材料在下層與上層處出現孔洞的坍塌與形變，材料高度逐漸降低，材料的形變與坍塌過程并不是逐層出現的，這與材料在加工制備過程中存在缺陷是不可分的［圖4（c）中虛線紅色框處］，材料的首次變形總是出現在缺陷處；之后材料沿著首次出現變形的位置進一步發生變形，材料高度進一步降低，直至出現完全密實化.

材料的應力-應變-比吸能曲線如圖5所示. 由圖5（a）可知，材料存在明顯的3個階段，即材料的彈性階段，緩慢上升階段以及快速上升階段. 材料的彈性階段范圍較小，應變在0.0～0.05，其特點是曲線較為平直，接近于一條直線［圖5（a）中藍線］，彈性階段末端有明顯的峰值，其與緩慢上升段可明顯區分. 材料的吸能區間主要集中在緩慢上升階段，該階段曲線較為平緩，呈緩慢上升趨勢，材料的孔洞坍塌變形基本出現在這一階段. 本文規定材料的密實應變點為彈性階段的斜率與材料曲線相交處的橫坐標值［圖5（a）中密實應變點的橫坐標值，約在應變為0.5處］.之后，材料進入快速上升階段.

材料緩慢上升階段為材料的主要吸能階段，該階段處于0.05～0.5變形之間，該階段之所以會出現逐漸上升趨勢是因為材料孔洞坍塌折疊后，平板與孔洞壁堆疊在一起，材料厚度增大，出現應力強化，材料的單位體積比吸能可達25.5 MJ/m3，即試驗用單塊正交梯形蜂窩鋁（55 mm×85 mm×85 mm）吸能為10.133 kJ.

2.2 材料吸能理論推導

定義首層壓潰應力為最先被壓潰的瓦楞在壓潰全過程中所受到的平均外部應力. 根據能量守恒定律，壓潰全過程中外力所做的功等于塑性變形耗散的能量，其中塑性變形耗散的能量主要為轉向豎直方向的棱腰產生皺褶所耗散的能量.

理想情況下材料單胞變形過程如圖6（a）所示，當單胞受到外載荷時，單胞頂端并不出現任何變化，單胞兩側出現對稱的向內折疊，兩端各自形成一個塑性鉸變形，兩條側壁向內發生坍塌皺褶，吸能主要為兩條側壁變形時的彎曲變形能.在實際試驗和仿真過程中，材料出現了如圖6（b）所示的變形模式，即一條側邊出現彎曲皺褶變形，而另一條側邊出現旋轉變形后壓實的狀態.

單胞的吸能可以簡化為兩部分［式（2）和式（3）］.

于試驗的材料每一層發生形變吸能的瓦楞數約為12個，共17層，實際有效吸能區間約為50%，故通過理論分析單塊正交梯形蜂窩鋁材料的單胞吸能可達到115 J，在有效應變下應變值為0.5，正交梯形蜂窩鋁的單位體積比吸能約為28.56 MJ/m3（ 0.28 MJ/m3×12×17×0.5=28.56 MJ/m3），在試驗條件下，單位體積比吸能約為25.5 MJ/m3. 試驗值與理論值之間存在10.7%的誤差，誤差產生的主要原因是理論計算時過于理想化，即材料變形并不能達到計算時的完全壓實的角度；膠劑的涂抹不均勻也會產生一定的誤差.

2.3 仿真模擬

的影響，正交梯形蜂窩鋁的參數設置從試驗數據獲得 5052 鋁合金密度為2.7 g/cm3，彈性模量為71 GPa，泊松比為0.33；本構關系采用雙線性各向同性硬化模型，屈服強度為280 MPa，切線模量為500 MPa，低速加載下材料性能與應變速率無關. 上下壓力板為不銹鋼板，為了加快計算速度，減少計算機資源以及確保計算結果收斂，將正交梯形蜂窩鋁和上下壓板設置為不同的網格大小. 參考文獻［32］，當網格尺寸與單元尺寸之比為 0.125時，模擬結果與試驗結果吻合良好，因此正交梯形蜂窩鋁的網格尺寸可以由單元尺寸乘以0.125推得. 設置上下壓板的網格尺寸為 2 mm，壓板為實體單元，并將正交梯形蜂窩鋁與上下壓板的接觸形式設置為粘接；將正交梯形蜂窩鋁設置為材料本體自接觸，類型為摩擦，靜摩擦系數為0.3，動摩擦系數為0.2［33］. 下壓板固定，上壓板采用位移加載方式，位移設置為材料高度的60%，觀察下壓板的支反力情況，獲得相關數據.

仿真條件下正交梯形蜂窩鋁變形過程如圖7所示，圖7（a）（b）（c）中紅色方框表明孔洞的形變坍塌過程. 由圖7可知，當材料受到外載作用時，材料發生坍塌變形［類似圖6（b）］. 與試驗過程的變形情況不同，仿真條件下材料的變形均勻發生在各層孔洞上，這是因為仿真的材料是均質規整的，而試驗用材料存在缺陷，因此試驗過程中變形總是首先出現在缺陷處. 隨著加載過程的推進，材料逐步壓縮直至孔洞密實.

正交梯形蜂窩鋁試驗與仿真應力-應變對比如圖8所示.由圖8可知，應變在0.0～0.5，兩者曲線較為相似，在彈性階段后均出現緩慢上升的趨勢. 試驗過程的應力-應變曲線較為平坦光滑，而仿真曲線出現波動，這是因為在仿真過程中網格劃分尺寸不同，細小的網格劃分有較小的應力波動，而粗大的網格會出現較大的波動，但細小網格容易造成計算時間增長與資源浪費，因此網格尺寸應設置在合理范圍內.

2.4 結構尺寸優化

材料的能量吸收與材料的結構相關［34］，材料的吸能量是由應力-應變曲線包圍的面積決定的，不同的孔洞尺寸產生的吸能不同. 通過2.3節的分析可知仿真與試驗結果有較好的一致性，本節通過仿真手段進一步研究不同結構尺寸下材料的吸能性能. 為了優化正交梯形蜂窩鋁的能量吸收性能，將能量吸收（盡可能大）作為設計標準，對a 和t0進行優化，優化問題如下：

在一定尺寸范圍內，材料受載后應盡量吸收更多的能量.為了加工制備的可行性以及作為蜂窩材料的合理性，孔洞尺寸a 應為2.0～5.0 mm，板材料的厚度應為0.20～0.50 mm，在合理的尺寸范圍內，做到單位體積比吸能最大化.

蜂窩結構的力學性能與t0/a 呈一定關系［31］. 采用中心組合設計（central composite design，CCD）方法得到如表1所示數據，采用仿真手段獲得t0/a 下的材料比吸能，通過擬合公式獲得在有效應變范圍內，單位體積比吸能與t0/a 之間的關系.

JSEAV = -1 424 × （t0 /a）2 + 485.4 × （t0 /a） - 16.728（5）

式（5）擬合方差值R2=0.978，這表明材料的單位體積比吸能與t0/a 呈二次函數關系，因此材料的單位體積比吸能并不會隨著t0/a 的增大而持續增大，而是會存在一個峰值，這是因為當t0/a 比值增大時，材料會更早地進入快速上升階段，導致單位體積比吸能范圍縮小，從而單位體積比吸能數值減小. 通過響應面曲面圖（圖9），結合制備材料的可行性分析可知，當上板邊長為3.0 mm，板厚為0.50 mm時，材料的單位體積比吸能最大，可達24.623 MJ/m3.

2.5 不同結構形貌吸能盒吸能對比

各截面類型吸能盒比吸能對比如表2所示. 本文制備的正交梯形蜂窩鋁在有效應變范圍下（應變為0.5），最優結構為板厚0.50 mm，上板邊長3.0 mm的材料質量比吸能可達28.8 kJ/kg. 在相同應用條件下，傳統形式的圓形截面吸能盒的質量比吸能為18.6 kJ/kg，正方形截面吸能盒的質量比吸能為17.9 kJ/kg，正六邊形（鋼）截面吸能盒的質量比吸能為20.7 kJ/kg，方形階梯結構吸能盒的質量比吸能為7.13 kJ/kg. 正交梯形蜂窩鋁質量比吸能要高于其他傳統材料，則本文制備的正交梯形蜂窩鋁代替傳統材料作為汽車減震吸能材料是可行的.

3 結 論

本文制備了一種正交梯形蜂窩鋁材料，研究其面向低速沖擊吸能特性，以期將其用作汽車碰撞吸能材料，代替傳統形式的吸能材料.通過試驗與仿真手段研究了材料在低速撞擊下的力學性能，得出的結論如下：

1）材料受到外載時，并不是最下或最上層出現變形，而是在材料制備缺陷處首先出現變形，之后逐層壓縮，材料的應力-應變在吸能區呈現逐漸上升的趨勢，仿真結果與試驗結果趨勢相同.

2）以板厚0.40 mm，上板邊長2.5 mm 的單胞為例，研究了材料的變形吸能性能，通過塑形折疊理論得出單胞的單位體積比吸能可達0.28 MJ/m3，整體正交梯形蜂窩鋁（55 mm×85 mm×85 mm）的單位體積比吸能可達到28.56 MJ/m3，試驗條件下的單位體積比吸能為25.5 MJ/m3，兩者存在一定誤差，誤差為10.7%，主要原因是理論分析時過于理想化，實際變形過程不會達到很大的變形量，從而出現試驗數值低于理論數值.

3）對材料孔洞尺寸進行優化，以最佳吸能為目的，獲取最佳尺寸結構. 通過仿真優化得出材料的單位體積比吸能與上板邊長、板厚存在一定關系，但是材料的單位體積比吸能并不是隨著板厚與上板邊長比的增大而持續增大，這與材料的密實應變點、密度等參數相關，因此更加精確的吸能公式仍需要大量的試驗或者仿真手段進一步完善. 通過與傳統形式的吸能盒質量比吸能對比，正交梯形蜂窩鋁的質量比吸能為28.8 kJ/kg，要高于傳統形式吸能盒，表明正交梯形蜂窩鋁代替傳統吸能材料是可行的.

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基金項目：山東省自然科學基金資助項目（ZR2023QA022，ZR2024MA072），Natural Science Foundation of Shandong Province（ZR2023QA022， ZR2024MA072）；國家自然科學基金資助項目（51904179），National Natural Science Foundation of China（51904179）