基于LS-DYNA的汽車(chē)前縱梁碰撞性能仿真研究

高 偉，黎權(quán)波

（湖北汽車(chē)工業(yè)學(xué)院 汽車(chē)工程系，湖北 十堰442002）

汽車(chē)發(fā)生正面碰撞時(shí)，主要是由車(chē)身前部“壓潰區(qū)”的塑性變形來(lái)吸收碰撞動(dòng)能，并且主要是端部底架結(jié)構(gòu)的大變形來(lái)緩和沖擊和吸收沖擊動(dòng)能，因此端部底架結(jié)構(gòu)上的前縱梁的吸能特性和變形模式，將決定著車(chē)體在撞擊時(shí)的響應(yīng)。前縱梁既是吸收汽車(chē)前部縱向碰撞能量的主要結(jié)構(gòu)，又是控制碰撞能量在汽車(chē)中的分布情況的主要裝置。據(jù)研究，設(shè)計(jì)良好的汽車(chē)前縱梁在正碰時(shí)吸收的能量能達(dá)到總吸收能量的50%以上，是最重要的吸能元件［1］。所以加強(qiáng)對(duì)前縱梁的變形和吸能特性的研究是建立整個(gè)車(chē)身變形和吸能特性與乘員保護(hù)之間的相關(guān)性模型的基礎(chǔ)［2］。

在不改變汽車(chē)車(chē)身結(jié)構(gòu)及造型的情況下，通過(guò)改進(jìn)汽車(chē)前縱梁結(jié)構(gòu)，使其具有較好的碰撞性能，是保證汽車(chē)具有良好正面碰撞性能的重要手段和方法［3］。本文通過(guò)對(duì)長(zhǎng)安微型車(chē)前縱梁進(jìn)行正面碰撞仿真分析，研究其碰撞變形吸能特性，對(duì)該前縱梁的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，從而使前縱梁的碰撞特性得到了加強(qiáng)。

1 前縱梁碰撞仿真分析

應(yīng)用有限元法進(jìn)行仿真分析，幾何模型的建立是重要內(nèi)容，也是求解的基礎(chǔ)。然后對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分、設(shè)置約束、載荷和邊界條件，最后進(jìn)行求解得出結(jié)果。

1.1 前縱梁幾何模型的建立

參考“長(zhǎng)安之星”微型車(chē)前縱梁吸能段的結(jié)構(gòu)，截面寬度為100 mm×80 mm，長(zhǎng)度為350 mm的薄壁直梁。前縱梁的三維模型是利用CATIA軟件中的創(chuàng)成式曲面設(shè)計(jì)進(jìn)行繪制。

1.2 單元的選擇

有限元空間域的離散可以有很多不同的方法，這些方法對(duì)應(yīng)著不同的有限單元類(lèi)型，常用的單元類(lèi)型有：殼單元、實(shí)體單元和梁?jiǎn)卧?。汽?chē)中的大部分部件都是由金屬薄板沖壓而成，因此，本文在仿真模擬中采用殼單元描述前縱梁的變形特性。

1.3 材料特性

汽車(chē)吸能結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)是車(chē)輛設(shè)計(jì)的重要環(huán)節(jié)，良好的吸能結(jié)構(gòu)應(yīng)該使碰撞動(dòng)能盡量轉(zhuǎn)化為變形能。金屬結(jié)構(gòu)在受到撞擊時(shí)，會(huì)發(fā)生塑性變形并產(chǎn)生一定的壓潰距離來(lái)達(dá)到吸收碰撞動(dòng)能的作用［4］。故在本文中，前縱梁材料按照普通低碳鋼真實(shí)應(yīng)力—應(yīng)變材料特性設(shè)置為24號(hào)分段線(xiàn)性材料MATL24，見(jiàn)圖1，并考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)，選用Krupkswsky硬化模型和Cowper－Symonds應(yīng)變率模型，選擇經(jīng)驗(yàn)值 C 為 40，p 為 5［5］。 屬性為 1.2 mm厚度的Shell單元，算法采用默認(rèn)算法，剪切因子SHRF為5/6，即0.83333，沿厚度方向積分點(diǎn)NIP為 5， 密度為 7.85×10－6kg·mm－3，E 為 210 kN·mm－2，NU 為 0.3，SIGY 為 0.17 GPa（170 MPa）。

圖1 模型采用的低碳鋼材料特性

1.4 網(wǎng)格的劃分

對(duì)于顯式有限元，網(wǎng)格密度的選取是非常重要的，網(wǎng)格密度的不同對(duì)塌陷形式的描述的詳略是不同的，計(jì)算時(shí)間的要求也不同。網(wǎng)格越密，計(jì)算時(shí)間越長(zhǎng)，計(jì)算越精確，反之亦然。在單元網(wǎng)格密度控制上，盡管較小的單元尺寸對(duì)變形描述準(zhǔn)確，但會(huì)大量增加計(jì)算時(shí)間，而較大的單元尺寸可能會(huì)引起較大的沙漏能，導(dǎo)致變形失真。雙帽形截面薄壁梁的最佳單元尺寸可估計(jì)為

式中：C—— 截面寬；

t—— 板厚；

r—— 折疊半徑。

綜合考慮計(jì)算質(zhì)量、時(shí)間后，本文前縱梁的單元尺寸取為5 mm。

2.4 焊點(diǎn)的布置

焊點(diǎn)質(zhì)量、焊點(diǎn)分布方式影響著車(chē)身前縱梁各部件間的動(dòng)力學(xué)關(guān)系，進(jìn)而對(duì)前縱梁的變形模式、能量吸收及加速度變化等性能也將產(chǎn)生不可忽略的影響［6］。所以在前縱梁的設(shè)計(jì)時(shí)，必須考慮到這些有關(guān)焊點(diǎn)的參數(shù)。

根據(jù)文獻(xiàn)［6］的分析研究結(jié)論，本文中焊點(diǎn)的位置如圖2所示。第1個(gè)焊點(diǎn)距前端面10 mm，依次往后間隔50 mm布置1個(gè)，最后1個(gè)距后端面40 mm。

圖2 焊點(diǎn)的位置布置圖

在通常的車(chē)輛碰撞問(wèn)題中只有少數(shù)焊點(diǎn)開(kāi)裂，在此可不考慮脫焊，采用rigidbody模擬焊點(diǎn)［7］。劃分好網(wǎng)格之后，使用rigidbody模擬焊點(diǎn)將兩帽形構(gòu)件進(jìn)行連接。

1.5 仿真模型的建立

前縱梁的后端固定，即約束后端面節(jié)點(diǎn)的所有自由度。 以一質(zhì)量為 30 kg、速度為 13.6 m·s－1的質(zhì)量塊撞向薄壁梁前端，并約束其除X方向自由度以外的所有自由度，即質(zhì)量塊在整個(gè)過(guò)程中只能沿縱梁軸向運(yùn)動(dòng)。

1.6 碰撞仿真分析

圖3為前縱梁碰撞變形過(guò)程，時(shí)刻分別取0 ms、10 ms、20 ms、30 ms，可以看出，在碰撞初始時(shí)刻，整段縱梁都產(chǎn)生了較大的應(yīng)力，特別是后部應(yīng)力較大。前縱梁沿軸線(xiàn)并沒(méi)有產(chǎn)生在對(duì)稱(chēng)面內(nèi)的對(duì)稱(chēng)屈曲變形，而是產(chǎn)生了一定的扭曲。隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，塌陷首先從碰撞的前端開(kāi)始，前端受到?jīng)_擊產(chǎn)生褶皺，褶皺繼續(xù)被壓縮，并同時(shí)在后部生成新的褶皺，后端基本無(wú)變形。

在碰撞模擬過(guò)程中,沙漏能與內(nèi)能比在10%以?xún)?nèi)，沙漏能對(duì)變形計(jì)算結(jié)果影響不明顯。本文的仿真計(jì)算,沙漏能與內(nèi)能之比都小于10%,因此認(rèn)為此網(wǎng)格密度是合適的,此仿真計(jì)算結(jié)果可信。在碰撞結(jié)束后，前縱梁吸能總量為2751.8 J。整個(gè)碰撞過(guò)程中，縱梁變形模式較差。折疊變形不理想，吸能效果不好。

圖3 不同時(shí)刻前縱梁碰撞變形情況

2 前縱梁的優(yōu)化設(shè)計(jì)

為了改進(jìn)前縱梁變形模式，更好的吸能，本文主要采用對(duì)前縱梁添加變形引導(dǎo)槽 （簡(jiǎn)稱(chēng)為誘導(dǎo)槽）。誘導(dǎo)槽位置不同，前縱梁在誘導(dǎo)槽前后的剛度比例也隨之改變，從而影響了縱梁的變形模式和塌陷順序［2］。并通過(guò)改變誘導(dǎo)槽的形狀和誘導(dǎo)槽距縱梁前端面的距離來(lái)對(duì)前縱梁進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

2.1 誘導(dǎo)槽的截面形狀

本文建立了誘導(dǎo)槽的截面形狀分別是弧形、V形、方形的縱梁的有限元模型。3種截面形狀的誘導(dǎo)槽的深度相同，均為20 mm，寬度均為30 mm。

圖4為質(zhì)量塊與不同截面形狀誘導(dǎo)槽的縱梁接觸時(shí)，縱梁的應(yīng)力分布圖。接觸時(shí)的應(yīng)力集中均出現(xiàn)在誘導(dǎo)槽附近，而后部基本沒(méi)有影響。圖5為不同截面形狀誘導(dǎo)槽的縱梁的最終變形情況，可以看出三者沒(méi)有太大差別。減速度—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)如圖6所示，3個(gè)方案的曲線(xiàn)形狀、變化趨勢(shì)基本接近，弧形和方形的初始碰撞的減速度峰值均為1.902 mm·ms－2左右，而 V 形則只有 1.5496 mm·ms－2。

圖4 碰撞初始時(shí)刻應(yīng)力分布

圖5 最終變形

圖6 3種截面形狀方案的減速度—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)

內(nèi)能—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)如圖7所示，3個(gè)方案的曲線(xiàn)形狀、變化趨勢(shì)基本接近，吸能總量也均在2700 J左右。

圖7 3種截面形狀方案內(nèi)能—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)

由于在誘導(dǎo)槽起作用的情況下，變形總是從誘導(dǎo)槽處開(kāi)始，所以在上述對(duì)比分析中可以看出尺寸相同、但形狀不同的誘導(dǎo)槽對(duì)縱梁耐撞性的影響沒(méi)有多大的區(qū)別。最大區(qū)別在于V形槽的減速度相對(duì)于另外22個(gè)來(lái)說(shuō)較小，有利于減小沖擊和保護(hù)乘員安全。同時(shí)，V形槽的加工成本也較低，所以最終優(yōu)化方案采用V形誘導(dǎo)槽。

2.2 誘導(dǎo)槽中線(xiàn)距前端面距離

改進(jìn)后的模型是在原模型基礎(chǔ)上開(kāi)啟了誘導(dǎo)槽，其余尺寸不變。在誘導(dǎo)槽形狀（均為V形橫截面）、尺寸一定的前提下，模擬誘導(dǎo)槽中線(xiàn)距縱梁前端面 30 mm、40 mm、50 mm、90 mm、170 mm、260 mm等6個(gè)不同距離時(shí)對(duì)前縱梁碰撞性能的影響。6個(gè)方案分別對(duì)應(yīng)編號(hào)為 1、2、3、4、5、6。 縱梁最終的變形情況如圖8所示。

圖8 縱梁最終變形情況

誘導(dǎo)槽中線(xiàn)距前端面距離為30 mm、40 mm、50 mm，這3個(gè)方案縱梁的變形相似，即變形首先從開(kāi)有誘導(dǎo)槽的地方開(kāi)始塌陷，整個(gè)變形過(guò)程保持從前向后逐漸塌陷的變形順序，后端應(yīng)力較小，故選誘導(dǎo)槽中線(xiàn)距前端面距離為40 mm的最終變形情況與后面的3種變形情況進(jìn)行比較，當(dāng)誘導(dǎo)槽位置比較靠前時(shí)（方案1～3），縱梁基本保持了由前向后的塌陷順序，說(shuō)明在壓縮過(guò)程中，縱梁是以塑性鉸疊縮的形式逐漸向后推行，在形成每一個(gè)疊縮的過(guò)程中，縱梁壁繞著最終形成疊縮凸點(diǎn)（內(nèi)凸或外凸）為鉸點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)并向后推行，未發(fā)生屈曲部分的縱梁壁的強(qiáng)度基本保持不變，使得每一個(gè)折曲的開(kāi)始形成時(shí)都是一次彈性屈曲。同時(shí)，縱梁后端的應(yīng)力較小，有利于降低對(duì)車(chē)身其余部件的沖擊。當(dāng)誘導(dǎo)槽靠近縱梁中后部位置時(shí)（方案4～6），縱梁的塌陷順序發(fā)生變化，不再保持由前向后的塌陷順序，而是從誘導(dǎo)槽處開(kāi)始向前或向后逐漸推行，但仍然為塑性鉸疊縮的變形形式。但后端的應(yīng)力較大，與原始設(shè)計(jì)相比較則沒(méi)有改進(jìn)。

從能量吸收的角度來(lái)看，不同方案的內(nèi)能—時(shí)間歷程曲線(xiàn)的形狀、變化趨勢(shì)基本接近，但吸能總量有所區(qū)別。按內(nèi)能由大到小排列如表1所示。前4個(gè)方案的最大減速度比原始設(shè)計(jì)的要小，而后2個(gè)則接近，方案1、2、4則相差不大。按最大減速度由小到大排列見(jiàn)表2。

表1 不同方案的吸能總量

表2 不同方案的最大減速度

基于以上分析可以得出以下結(jié)論：

1）在誘導(dǎo)槽能起作用的條件下，前縱梁在碰撞中的變形總是從誘導(dǎo)槽處開(kāi)始，若誘導(dǎo)槽靠近縱梁前端，則誘導(dǎo)槽能起到比較好的誘導(dǎo)作用，變形主要由縱梁前端逐漸向后部擴(kuò)展；

2）從變形模式上來(lái)看，誘導(dǎo)槽距縱梁前端30～50 mm范圍內(nèi)的誘導(dǎo)效果較好；

3）若誘導(dǎo)槽位于縱梁的前端位置，則在誘導(dǎo)槽處先變形，接下來(lái)是誘導(dǎo)槽前面部分塌陷，待其變形完畢，才是誘導(dǎo)槽后面部分由前向后逐漸變形；

4）若誘導(dǎo)槽位于縱梁的中部位置，則在誘導(dǎo)槽處首先變形后，接下來(lái)是誘導(dǎo)槽后面的部分由前向后逐漸變形，待其變形完畢，才是誘導(dǎo)槽前面的部分由后向前逐漸變形；

5）若誘導(dǎo)槽位于縱梁的后端位置，誘導(dǎo)槽處首先變形，接下來(lái)，誘導(dǎo)槽后面的部分發(fā)生小變形，該部分剛性隨即增加，導(dǎo)致誘導(dǎo)槽前面的部分由后向前持續(xù)變形；

根據(jù)以上分析，誘導(dǎo)槽中線(xiàn)距縱梁前端面的距離選為40 mm。

3 改進(jìn)前后仿真對(duì)比分析

3.1 碰撞變形

優(yōu)化前后縱梁的碰撞變形過(guò)程如圖9所示（左為原始設(shè)計(jì)，右為優(yōu)化方案），可以看出，優(yōu)化后的前縱梁沿軸線(xiàn)產(chǎn)生在對(duì)稱(chēng)面內(nèi)的對(duì)稱(chēng)屈曲變形，而原始設(shè)計(jì)的則不是，并產(chǎn)生扭曲。通過(guò)比較可以知道，優(yōu)化后的縱梁塌陷從誘導(dǎo)槽開(kāi)始，而原始設(shè)計(jì)則從前端面開(kāi)始變形。優(yōu)化后的縱梁變形比原始的要大且明顯，從最終的變形形式來(lái)看，優(yōu)化后的縱梁的變形模式較好。

3.2 初始碰撞時(shí)刻的應(yīng)力

圖10為優(yōu)化前后碰撞時(shí)刻應(yīng)力云圖。對(duì)比分析可以知道，碰撞初始時(shí)刻，原始設(shè)計(jì)的縱梁后部應(yīng)力集中明顯，而優(yōu)化后的則沒(méi)有，這有利于減少撞擊力向駕駛室的傳遞，有利于保護(hù)乘員安全。

3.3 碰撞界面力

從圖11可以看出，原始設(shè)計(jì)和優(yōu)化方案都在碰撞初始時(shí)刻（3.7 ms）左右出現(xiàn)界面力的第1個(gè)峰值，原始設(shè)計(jì)的峰值較大，達(dá)到102.68 kN；而優(yōu)化方案的較小，只有49.539 kN。這是由于加了V形槽之后，縱梁的縱向剛度降低，減小了沖擊力的峰值。在5～7 ms時(shí)間區(qū)間內(nèi)，原始設(shè)計(jì)的曲線(xiàn)出現(xiàn)了比較頻繁的波動(dòng)，而且峰值都在40～50 kN范圍；優(yōu)化方案的二次峰值出現(xiàn)得較晚，于6 ms，為34 kN左右，雖然在8 ms左右又出現(xiàn)了第3個(gè)峰值，但仍為35 kN左右，整體起伏平緩。原始設(shè)計(jì)的平穩(wěn)界面力保持在15 kN左右，但在13.4 ms又達(dá)到了21 kN；優(yōu)化方案的界面力在平穩(wěn)階段最低達(dá)到了2.5 kN左右，整體平均為9 kN。優(yōu)化方案的界面力持續(xù)時(shí)間要比原始設(shè)計(jì)縮短了0.6 ms左右。經(jīng)過(guò)以上分析，結(jié)合兩者的變形情況可以知道，優(yōu)化方案的界面力峰值較小，起伏平緩，有利于減少對(duì)乘員的沖擊傷害。

圖9 優(yōu)化前后的縱梁碰撞變形過(guò)程

圖10 優(yōu)化前后碰撞時(shí)刻應(yīng)力云圖

圖11 優(yōu)化前后的界面力—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)

3.4 碰撞減速度

優(yōu)化前后兩前縱梁（質(zhì)量塊）減速度—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)如圖12所示，可以看出，在碰撞初始時(shí)刻4.0 ms左右，兩前縱梁幾乎同時(shí)出現(xiàn)第1個(gè)減速度峰值（最大減速度峰值），原始設(shè)計(jì)的最大減速度峰值較大，大小為 3.6419 mm·ms－2，優(yōu)化后最大減速度峰值相對(duì)較小，大小約為1.5496 mm·ms－2；原始設(shè)計(jì)的碰撞減速度整體變化幅度較大，在8 ms左右又出現(xiàn)了一個(gè)峰值，即前縱梁所承受的峰值載荷變化比較劇烈，而開(kāi)V形槽后，前縱梁的碰撞減速度變化較均勻，波動(dòng)相對(duì)平緩，前縱梁所承受的峰值載荷變化相對(duì)平穩(wěn)，避免了反復(fù)波動(dòng)對(duì)乘員造成震蕩而帶來(lái)二次傷害。

在高速碰撞中，碰撞過(guò)程中的平均加速度值是評(píng)價(jià)汽車(chē)碰撞性能好壞的重要指標(biāo)。平均碰撞加速度反映了汽車(chē)在碰撞過(guò)程中的平均碰撞力大小，而平均加速度與碰撞時(shí)間有關(guān)，碰撞時(shí)間越長(zhǎng)，平均加速度越低，車(chē)身平均載荷越小，碰撞安全性越好。另外，在高速碰撞過(guò)程中，總希望前縱梁的減速度具有較長(zhǎng)的持續(xù)時(shí)間，較小的減速度峰值，以提高汽車(chē)在碰撞過(guò)程中的抗沖擊性能［8］。

圖12 優(yōu)化前后的減速度—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)

3.5 位 移

質(zhì)量塊的位移—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)如圖13所示，可以看出，和原始設(shè)計(jì)相比，開(kāi)V形槽后，質(zhì)量塊在速度方向上的最大位移增大約為11 mm。由此說(shuō)明，V形誘導(dǎo)槽對(duì)前縱梁的變形位移特性產(chǎn)生了很大影響，對(duì)碰撞起到了一定的緩沖作用。

圖13 優(yōu)化前后的位移—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)

3.6 內(nèi) 能

碰撞中，質(zhì)量塊的動(dòng)能除了摩擦消耗掉一部分，其余的全部轉(zhuǎn)化為薄壁結(jié)構(gòu)的內(nèi)能。兩前縱梁的內(nèi)能—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)如圖14所示，可以看出，優(yōu)化方案的吸能速度大于原前縱梁的吸能速度，但最后總體吸收的內(nèi)能要小于原始設(shè)計(jì)。原始設(shè)計(jì)的吸能總量為2751.8 J，優(yōu)化后的前縱梁吸能總量為2668.53 J。后者比前這少吸能83.27 J。吸能總量減少的最大原因是開(kāi)誘導(dǎo)槽之后縱梁的整體剛度降低。總量雖然減少，但差值較小，仍在理想范圍之內(nèi)。

圖14 優(yōu)化前后的內(nèi)能—時(shí)間歷程對(duì)比曲線(xiàn)

4 結(jié) 論

利用HyperMesh和LS－DYNA軟件，對(duì)長(zhǎng)安微型車(chē)的前縱梁的正面碰撞進(jìn)行了仿真模擬，其分析的結(jié)果可以用于前縱梁的安全性設(shè)計(jì)。從分析可以看出，帶V形誘導(dǎo)槽的雙帽形前縱梁在動(dòng)態(tài)碰撞中：變形明顯，變形模式較好；界面力峰值較小，曲線(xiàn)變化趨勢(shì)平緩；減速度峰值較小，波動(dòng)相對(duì)平穩(wěn)，且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)；吸能速度較快，吸能總量與原始設(shè)計(jì)相近。上述特性可以很好地限制沖擊載荷，使乘員免受高沖擊力。

［1］ McNay II Gene H.Numerical Modeling of Tube Crash with Experiment Comparision［J］.SAE Paper：880898.

［2］劉中華.薄壁梁動(dòng)態(tài)撞擊的變形和吸能特性的仿真與分析［D］.長(zhǎng)春：吉林大學(xué)，2003.

［3］彭昌坤，王國(guó)業(yè)，吳陽(yáng)年.汽車(chē)前縱梁碰撞特性仿真研究［J］.機(jī)械研究與應(yīng)用，2007（4）：77－78.

［4］ 柳艷杰，胡 焜，夏春艷，等.低速碰撞時(shí)汽車(chē)前縱梁的數(shù)值仿真與優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.哈爾濱商業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2008（24）：347－351.

［5］ N.Jones，T.Wierzbicki.Structure aspects of ship collisions［M］.Structural Crashworthiness，1983：308－337.

［6］ 解躍青，方瑞華，雷玉成.基于碰撞數(shù)值模擬的汽車(chē)縱梁焊點(diǎn)布置方法［J］.焊接學(xué)報(bào)，2003，24（1）：73－76.

［7］ 郝 琪，馬 迅.車(chē)輛薄壁結(jié)構(gòu)碰撞性能的研究［J］.機(jī)械設(shè)計(jì)與制造，2006（6）：66－68.

［8］ 鄧召文，高 偉.基于虛擬試驗(yàn)的汽車(chē)40%偏置碰撞抗撞性分析［J］.湖北汽車(chē)工業(yè)學(xué)院學(xué)報(bào)，2008，22（4）：6－11.