基于正交試驗法的B柱抗彎性能研究與優(yōu)化*

莫易敏 謝業(yè)軍 徐 芳 梁永彬 林智桂

(武漢理工大學(xué)機電工程學(xué)院摩擦學(xué)研究所1) 武漢 430070) (上汽通用五菱汽車股份有限公司2) 柳州 545007)

基于正交試驗法的B柱抗彎性能研究與優(yōu)化*

莫易敏1)謝業(yè)軍1)徐 芳1)梁永彬1)林智桂2)

(武漢理工大學(xué)機電工程學(xué)院摩擦學(xué)研究所1)武漢 430070) (上汽通用五菱汽車股份有限公司2)柳州 545007)

B柱作為側(cè)圍結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件，其抗彎性能將影響整車側(cè)面碰撞結(jié)果.基于三點彎曲試驗設(shè)計，結(jié)合有限元仿真技術(shù)對B柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行了等效簡化.采用正交試驗法，對外板的厚度和材料、內(nèi)板的厚度和材料、截面長寬比這5個變量組成的樣本空間進(jìn)行樣本點的抽取.通過有限元仿真分析，得到該5個要素對抗彎性能的影響規(guī)律，即外板材料對比吸能的影響最為顯著；而外板厚度對加載力峰值的影響最為顯著，外板材料次之.利用極差方差分析法，獲取各因素的最佳水平，獲得兼顧了加載力峰值和比吸能最優(yōu)的參數(shù)組合，并通過三點彎曲試驗仿真驗證了優(yōu)化結(jié)果的有效性.

側(cè)面碰撞；B柱；有限元分析；正交試驗法；抗彎性能

0 引 言

側(cè)面碰撞占車輛碰撞事故的比例較高，造成乘員傷亡率重傷和死亡率高達(dá)25%[1].近些年來，國內(nèi)外的諸多學(xué)者對側(cè)面碰撞安全做了相關(guān)的研究.Chen等[2]通過一種簡化的彎曲試驗對B柱、門檻梁的截面形狀做了優(yōu)化.優(yōu)化的準(zhǔn)則是使零部件的單位質(zhì)量的吸能最大.張文[3]根據(jù)對汽車B柱的特點將其簡化成薄壁梁構(gòu)件；之后對采用不同的高強度鋼薄壁梁構(gòu)件進(jìn)行三點彎曲試驗，主要研究不同材料、厚度下單個因素對其抗彎曲變形的特性.曲曉慶等[4]主要對B柱部位的材料進(jìn)行更改：將B柱內(nèi)板材料由B340/590DP改為B410LA；B柱內(nèi)加強件的材料由B340/590DP改為B410LA.其改進(jìn)后優(yōu)化效果明顯，提高了整車耐撞性能.可以看出，這方面的研究主要是通過改變B柱的一個或兩個因素進(jìn)行的，而對多因素影響規(guī)律的研究較少.

側(cè)面碰撞時，主要變形區(qū)是汽車的側(cè)圍部分.而影響汽車側(cè)面碰撞性能的零部件主要是車門、車門防撞梁、B柱及門檻梁等薄壁構(gòu)件[5].

B柱是側(cè)圍零部件中最為關(guān)鍵的部件之一，其耐撞性往往決定了整車的側(cè)面碰撞安全性能.但如果在整車中對B柱進(jìn)行CAE仿真研究，計算量龐大，計算時間長久.加上B柱本身具有變截面的結(jié)構(gòu)特點，不易得出一般性規(guī)律.因而文中應(yīng)用了三點彎曲試驗，對薄壁件B柱的抗彎性能進(jìn)行研究[6].基于三點彎曲試驗設(shè)計，結(jié)合有限元仿真技術(shù)對B柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行了等效簡化，再利用簡化模型作為母體，將內(nèi)板厚度和材料、外板厚度和材料以及截面長寬比這五個因素作為研究內(nèi)容，采用正交試驗法選取仿真實驗樣本點，分別建立各樣本點仿真模型，經(jīng)過LS-DYNA計算后，對結(jié)果進(jìn)行分析處理，進(jìn)而研究薄壁梁的抗彎性能，并驗證采用正交試驗法的優(yōu)化效果.

1 研究對象與評價指標(biāo)

1.1 研究對象

薄壁結(jié)構(gòu)是一種常見的吸能部件，廣泛應(yīng)用于汽車、船舶等領(lǐng)域.金屬薄壁構(gòu)件作為最傳統(tǒng)、最有效的緩沖吸能裝置，在車身吸能設(shè)計的體系中已得到廣泛應(yīng)用[7].本文主要的研究對象是汽車側(cè)圍中具有金屬薄壁結(jié)構(gòu)的B柱.B柱總成見圖1.

圖1 B柱總成結(jié)構(gòu)示意圖

汽車B柱是側(cè)圍結(jié)構(gòu)中最重要的承載件，除了滿足外觀造型的設(shè)計要求外，還需要滿足一定的強度和剛度，在側(cè)面碰撞過程中保證較好的力傳遞性能.然而由于整車模型數(shù)據(jù)量龐大，對單個零部件進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化時，若采用整車進(jìn)行仿真，優(yōu)化過程會耗費大量的計算時間和人力資源.此外，由于在碰撞過程中可移動變形壁障(MDB)和B柱為面接觸，車身B柱結(jié)構(gòu)的吸能主要是以金屬薄壁結(jié)構(gòu)的橫向彎曲為主要破壞模式的能量耗散過程；而在三點彎曲試驗中，壓頭為線接觸，為了獲取較為經(jīng)濟且直觀的解析過程，同時不發(fā)生局部效應(yīng)，以更好地看出零部件全局變形，所以采用準(zhǔn)靜態(tài)試驗，因此，在對B柱進(jìn)行單獨的零部件研究時，采用模擬實際工況的準(zhǔn)靜態(tài)三點彎曲試驗[7].

導(dǎo)入UG中畫好的內(nèi)外板幾何模型圖到HyperMesh中；以Shell單元建立薄壁梁模型；內(nèi)板下部添加兩根剛性圓柱作為簡支支撐，這種情況下的B柱變形形式更為接近于整車側(cè)碰中的B柱變形；以MAT100材料建立焊點單元連接內(nèi)外板；設(shè)置圓柱剛性墻壓頭，作用總時長為180 ms，以1 mm/ms速度下壓，模擬準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)實驗過程；最后設(shè)置好各接觸類型與輸出控制卡片.最終建立好的三點彎曲試驗有限元模型見圖2.

圖2 三點彎曲試驗有限元模型圖

1.2 評價指標(biāo)

為了評價B柱在彎曲載荷作用下的力學(xué)性能，采用以下指標(biāo)：

1) 加載力峰值Fpeak 加載力峰值是在整個碰撞過程中出現(xiàn)的最大加載力，反映了薄壁件最大的過載情況.它對于結(jié)構(gòu)的耐撞性有著重要意義，在碰撞過程中，加載力峰值要求小于某一個閥值，以避免對系統(tǒng)中的部件造成不可修復(fù)的傷害.

2) 能量吸收(energy absorption,EA) 在模擬實際工況的三點彎曲試驗中，萬能試驗機的輸出為力-位移曲線.要用能量吸收來反映試驗樣件抵抗變形的能力，故對曲線進(jìn)行數(shù)學(xué)方法處理得到加載過程中所吸收的能量大小.能量吸收EA的計算式為

(1)

式中:s為位移變量；F(s)為加載力.

3) 比吸能(specific energy absorption,SEA) 比吸能是一個有量綱評估指標(biāo)，表現(xiàn)了結(jié)構(gòu)單位質(zhì)量的能量吸收能力，是耐撞性與輕量化設(shè)計中的最重要的指標(biāo)之一.比吸能由結(jié)構(gòu)在加載過程中所吸收的總的能量EA除以結(jié)構(gòu)總的質(zhì)量m得到，比吸能SEA的計算式為

(2)

式中：m為梁質(zhì)量.

文中采用上述的加載力峰值和比吸能這兩個指標(biāo)來評價B柱在彎曲載荷作用下的力學(xué)性能.

2 建立B柱簡化模型

為了在后期研究中突出單一研究要素對抗彎性能的影響，同時減少B柱試驗樣件的制造難度和成本，因此需要簡化B柱結(jié)構(gòu).通過有限元仿真，討論由于結(jié)構(gòu)避讓或者功能件安裝等原因而在B柱上布置的B柱孔洞結(jié)構(gòu)、倒角及加強肋、曲面弧度以及結(jié)構(gòu)梯度等對三點彎曲結(jié)果的影響，從而對B柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮喕O(shè)計.進(jìn)過仿真實驗對比結(jié)果發(fā)現(xiàn)，B柱孔洞結(jié)構(gòu)、倒角及加強肋、曲面弧度等對其抗彎性能的影響都較小，最大誤差均在5%以內(nèi).根據(jù)Kecman彎曲理論模型，矩形薄壁梁發(fā)生彎曲時是在褶皺區(qū)域產(chǎn)生塑性鉸轉(zhuǎn)動吸能，而薄壁梁其他區(qū)域僅發(fā)生剛性轉(zhuǎn)動，所以在做研究時可以忽略B柱非褶皺區(qū)域內(nèi)的特征結(jié)構(gòu)以方便后期建模和實物加工.又由于汽車發(fā)生側(cè)面碰撞時，B柱主要受力部位在MDB上端水平面內(nèi)的B柱截面位置處，此處受到的轉(zhuǎn)矩最大，結(jié)構(gòu)最為薄弱，故B柱簡化模型的截面原型選用此中間位置附近的截面.

對于B柱結(jié)構(gòu)，擬采用等截面的平直梁進(jìn)行等效簡化，MDB上端水平面內(nèi)的B柱截面a見圖3a).該截面的倒角及不對稱結(jié)構(gòu)等不利于后期零部件的加工制造，需要對該截面進(jìn)行調(diào)整.在截面周長不改變的前提下，刪除結(jié)構(gòu)的倒角，并將形狀調(diào)整為對稱形式，調(diào)整后的截面b見圖3b).為了方便后續(xù)三點彎曲試驗仿真的樣本點設(shè)計，進(jìn)一步把截面焊接邊調(diào)整到中間位置，使其成為上下、左右均對稱的截面結(jié)構(gòu)，調(diào)整得到的最終簡化截面c見圖3c).

圖3 B柱各簡化結(jié)構(gòu)截面示意圖

以上截面簡化過程的三點彎曲試驗仿真結(jié)果見圖4.簡化截面結(jié)構(gòu)b，c均能較好的復(fù)現(xiàn)原結(jié)構(gòu)的仿真曲線，三條曲線的加載力峰值相差無幾，曲線走勢基本一致.

圖4 簡化結(jié)構(gòu)梁的加載力位移曲線圖

為了在后期研究中突出單一研究要素對抗彎性能的影響，同時減少B柱試驗樣件的制造難度和成本，確定采用以正對稱的簡化結(jié)構(gòu)截面c的平直簡單雙帽形梁作為B柱的簡化結(jié)構(gòu)進(jìn)行后期研究.

3 正交試驗設(shè)計

3.1 試驗?zāi)繕?biāo)的確定

研究基于某公司的某車型，對其統(tǒng)計可得，B柱內(nèi)外板厚度均為0.8 mm，外板材料為DC06，內(nèi)板材料為SPCC.試驗的目標(biāo)設(shè)定為比吸能Y1(單位：J·kg-1)和加載力峰值Y2(單位：kN).

3.2 試驗因素和水平的確定

選用外板的厚度(A)和材料(C)、內(nèi)板的厚度(B)和材料(D)，以及截面長寬比(E)作為試驗的5個因素，各個因素取7個水平，其值的大小和選取是根據(jù)對某公司現(xiàn)有幾款車型的B柱板厚及用材等情況進(jìn)行數(shù)據(jù)統(tǒng)計后得出的.正交試驗因素與水平見表1.

表1 正交試驗因素與水平

3.3 正交表的選用以及數(shù)值模擬

根據(jù)表的因素和水平，采用5因素7水平的正交試驗來進(jìn)行設(shè)計.按照表1所設(shè)置的參數(shù)方案進(jìn)行仿真模擬實驗，并得到相應(yīng)的模擬結(jié)果見表2.其中，0號試驗是基于某車型各因素原始參數(shù)組合.

4 結(jié)果分析與驗證

4.1 極差方差分析

為了更加直觀地得出不同試驗因素取不同水平時對比吸能和加載力峰值的影響程度，對表2的數(shù)據(jù)進(jìn)行極差分析和方差分析.其中，均值的計算方法是將各個因素各個水平的仿真結(jié)果相加再分別除以各因素的水平數(shù)；極差的計算方法是將各個因素不同水平的均值的最大值減去最小值；最后通過極差的大小來分配各個因素的權(quán)重，極差越大，權(quán)重越大，反之越小.方差分析是將試驗指標(biāo)的總體變化分解為來源不同因素的相應(yīng)的變化，從而得出各個因素在總體變化中所占的重要程度，方差表中的各個數(shù)值由SPSS軟件計算得出[8].極差分析結(jié)果見表3.

從表3的結(jié)果可知：

1) 因素C(外板材料)對薄壁件B柱的比吸能影響最大，在研究的參數(shù)范圍內(nèi)，外板材料屈服強度越大，比吸能一般也越大；因素E(截面長寬比)次之，在所研究的范圍內(nèi)，截面長寬比越小，比吸能越大；因素A(外板厚度)對比吸能也有一定的影響，而因素D(內(nèi)板材料)與因素B(內(nèi)板厚度)對比吸能的影響不是很明顯.故影響比吸能的主次因素依次為：C>E>A>D>B.對于B柱來說，比吸能越大說明其吸能特性越好，即每個因素在不同水平下的比吸能應(yīng)該越大越好，可以得出在所研究的范圍內(nèi)，使比吸能最大的最佳工藝參數(shù)組合是：A7B3C7D7E1.

表2 正交試驗方案與結(jié)果

2) 因素A(外板厚度)對B柱的加載力峰值影響最大，在所研究的范圍內(nèi)，外板厚度越小，加載力峰值也越小；因素C(外板材料)次之，外板材料屈服強度越小，加載力峰值一般也越??；因素E(截面長寬比)、因素D(內(nèi)板材料)與因素B(內(nèi)板厚度)對加載力峰值的影響不是很明顯.故影響加載力峰值的主次因素依次為：A>C>E>D>B.

表3 比吸能與加載力峰值極差分析表

加載力峰值越小說明其抵抗最大沖擊的能力越好，即每個因素在不同水平下的加載力峰值應(yīng)該越銷越好，可以得出在所研究的范圍內(nèi)，使加載力峰值最小的最佳工藝參數(shù)組合是：A1B6C2D1E7.

通過分析Y1和Y2這兩個指標(biāo)的最優(yōu)因素水平發(fā)現(xiàn)，若要達(dá)到高比吸能要求，則其加載力峰值較大；若要加載力峰值小，則比吸能條件不能兼顧.也就是說，上述對單個指標(biāo)分析無法確定參數(shù)的最優(yōu)值.因此，考慮到加載力峰值與比吸能的要求，重新構(gòu)造綜合指標(biāo)Y3(單位：kN·kg·J-1)，將多指標(biāo)優(yōu)化轉(zhuǎn)化為單指標(biāo)優(yōu)化.Y3計算方法見式(3)的Y3結(jié)果見表4.

(3)

式中：i為試驗號.

通過對表2的Y3進(jìn)行同樣的極差分析和方差分析，得到結(jié)果見表4～表5.對Y3的極差分析方法同上.由表4可知：綜合指標(biāo)Y3而言，影響Y3的主次因素依次為：A>E>D>B>C；在所研究的范圍內(nèi)，使Y3最小的最佳工藝參數(shù)組合是：A1B1C4D7E1.

表4 Y3極差分析表

表5 Y3方差分析表

方差表中的F值代表了各個因素對于指標(biāo)的影響程度.由表5可知,影響Y3的主次因素依次為：A>E>D>B>C.其中，因素A與因素E對Y3的影響較大，即外板厚度與截面長寬比對梁的彎曲性能影響最大，方差分析與前面的極差分析結(jié)果具有很好的一致性.

4.2 結(jié)果模擬驗證

通過上述正交試驗設(shè)計及優(yōu)化分析可知，對于本次優(yōu)化，綜合考慮薄壁件B柱的比吸能及加載力峰值，在所研究的范圍內(nèi)，得出的最優(yōu)因素水平組合為：A1B1C4D7E1，即外板厚度取0.5 mm、內(nèi)板厚度取0.7 mm、外板材料取SPCC、內(nèi)板材料取B1500HS、截面長寬比取0.455(長50 mm/寬110 mm).優(yōu)化前后各個因素的水平組合見表6.在三點彎曲試驗?zāi)Ｐ椭邪凑諆?yōu)化后的參數(shù)設(shè)置進(jìn)行模擬驗證，得到的比吸能Y1為320.611 J·kg-1(優(yōu)化前Y1值為175.417 J·kg-1)，比吸能優(yōu)化效果為82.77%；優(yōu)化后得到的加載力峰值Y2為3.618 kN(優(yōu)化前Y2值為5.638 kN)，加載力峰值優(yōu)化效果為35.82%；優(yōu)化后得到的綜合指標(biāo)Y3為0.011 29 kN·kg/J(優(yōu)化前Y3值為0.032 14 kN·kg/J)，Y3的優(yōu)化效果為64.87%；各個評價指標(biāo)的優(yōu)化效果都相當(dāng)明顯.優(yōu)化前后的加載力位移曲線對比圖見圖5.

表6 優(yōu)化前后各個因素的水平組合對比

圖5 優(yōu)化前后加載力位移曲線圖

由圖5可知，加載力峰值明顯降低，曲線總體趨勢也更平緩.再通過將優(yōu)化后得到的Y3值與表3的Y3值進(jìn)行比較，可見優(yōu)化后的Y3值均小于優(yōu)化前的Y3值，表明了利用正交試驗法進(jìn)行比吸能優(yōu)化及加載力峰值優(yōu)化，即抗彎性能優(yōu)化的準(zhǔn)確性.

5 結(jié) 論

1) 在所研究的5個因素中，外板材料對比吸能的影響最為顯著，而內(nèi)板厚度和材料對比吸能的影響不是很明顯；外板厚度對加載力峰值的影響最為顯著，外板材料次之，而剩下的三個因素對加載力峰值的影響幾乎可以忽略不計.換言之，對B柱的抗彎性能進(jìn)行研究時，主要的研究對象應(yīng)為外板.

2) 在研究的參數(shù)范圍內(nèi)，外板材料屈服強度越大，截面長寬比越小，比吸能一般越大；外板厚度和材料屈服強度越小，加載力峰值也越小.

3) 在最優(yōu)的參數(shù)組合下，實驗仿真模擬得的綜合指標(biāo)Y3值均比正交表中的試驗結(jié)果要小，從而驗證了利用正交試驗法來優(yōu)化B柱抗彎性能的有效性.

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A Study on the B-pillar’s Bending Performance and Optimization Based on the Orthogonal Experiment

MO Yimin1)XIE Yejun1)XU Fang1)LIANG Yongbin1)LIN Zhigui2)

(School of Mechanical and Electronic Engineering, Wuhan University of Technology, Wuhan 430070, China)1)(AIC-GM-Wuling Automobile Co. Ltd., Liuzhou 545007, China)2)

As the main element of the side parts, B-pillar’s bending performance will affect the vehicle side impact results. By combining the three-point bending test with finite element analysis, the B-pillar is equivalently simplified. The orthogonal experiment is used to extract sample points in the sample space composed of 5 factors including the external plate’s thickness and material, inner plate’s thickness and material, cross-sectional aspect ratio. After finite element analysis simulation, the influence of 5 factors on the bending performance is showed. The external plate’s material has the greatest impact on specific energy absorption, and external plate’s thickness and material are the two most important factors influencing the peak loading force. Range analysis and variance analysis are used to acquire the optimum level of individual factor. The optimized parameters combination is also obtained, by taking the peak loading force and specific energy absorption into account. The results of the simulation have validated the effectiveness of the optimization.

side impact; B-pillar; finite element analysis; orthogonal experiment; bending performance

2017-30-20

*校企合作基金項目資助(S-C08-01W10-904-010-OR88)

U467.1

10.3963/j.issn.2095-3844.2017.03.005

莫易敏(1960—)：男，博士，教授，主要研究領(lǐng)域為摩擦學(xué)、機電一體化、汽車安全等