棱邊強(qiáng)化薄壁方管靜動(dòng)態(tài)軸壓理論和仿真研究*

鄭玉卿，朱西產(chǎn)，馬志雄

（1.湖州師范學(xué)院工學(xué)院，湖州 313000； 2.同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804）

前言

薄壁管件結(jié)構(gòu)具有力學(xué)性能好、成本低、吸能效率高和相對(duì)密度低等優(yōu)勢(shì)，在汽車結(jié)構(gòu)中有廣泛的應(yīng)用，當(dāng)截面設(shè)計(jì)合理時(shí)，汽車高速碰撞過程中其能以穩(wěn)定的塑性變形來耗散碰撞體的部分沖擊動(dòng)能，從而起到保護(hù)乘員艙結(jié)構(gòu)和乘員安全的作用［1］。薄壁結(jié)構(gòu)軸向壓潰的研究始于20世紀(jì)60年代，Alexander［2］基于能量平衡法導(dǎo)出了整個(gè)軸向褶皺過程中的平均壓潰力與圓管外徑和壁厚之間的關(guān)系式，并通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合，確定了模型中的基本常數(shù)；之后 Johnson［3］，Abramowicz［4］，Singace［5］等對(duì)理論模型又做了不少修正和改進(jìn)。Wierzbicki等［6］認(rèn)為理想化的破損變形單元由水平固定鉸和傾斜移行鉸組成，獲得了方管結(jié)構(gòu)有效率與密實(shí)度之間的數(shù)值關(guān)系，理論結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合較好，并提出了方管1／4理想化折疊單元分析模型，更好地解釋了薄壁方管軸向壓潰過程中的能量吸收機(jī)理和力學(xué)特性。

其次，數(shù)值仿真技術(shù)已成為分析薄壁結(jié)構(gòu)壓潰特性的有效手段之一，尤其適合部分特征影響因子在物理試驗(yàn)無法測(cè)量或理論無法解析的情況。數(shù)值模擬可提取峰值壓潰力、折疊長(zhǎng)度、塑性變形量和分區(qū)能量吸收等，其中Langseth［7］等對(duì)方形薄壁鋁管進(jìn)行軸向壓潰和碰撞仿真研究，Otubushin［8］和Marsolek［9］等使用LS-DYNA分別模擬了方管沖擊過程和金屬圓柱殼軸向壓潰過程。上述研究均采用顯式積分算法、四節(jié)點(diǎn)殼體減縮積分單元、殼體厚度方向設(shè)置多個(gè)積分點(diǎn)和沙漏控制技術(shù)來模擬薄壁結(jié)構(gòu)的靜動(dòng)態(tài)壓潰過程。王青春［10］和項(xiàng)玉江［11］等利用LSDYNA程序計(jì)算了薄壁管件準(zhǔn)靜態(tài)壓潰，并提出了仿真精度改進(jìn)措施和焊點(diǎn)模擬方法；朱西產(chǎn)等［12］通過軸向碰撞仿真和試驗(yàn)研究，分析了薄壁帽型梁結(jié)構(gòu)的材料模型、應(yīng)變率效應(yīng)和點(diǎn)焊模擬方式對(duì)仿真精度的影響；王特捷等［13］對(duì)帽型梁進(jìn)行落錘軸向沖擊試驗(yàn)及有限元仿真，分析了其能量吸收特性。

上述薄壁結(jié)構(gòu)研究成果均是基于單一材質(zhì)屬性分析所得，對(duì)異種材質(zhì)的方管力學(xué)性能研究仍較少。嵇明［14］等論述了棱邊強(qiáng)化440A單帽型結(jié)構(gòu)在壓彎作用下受壓側(cè)平板的彈塑性屈曲失穩(wěn)過程和全截面抵抗力增強(qiáng)的影響因子，壓彎試驗(yàn)和仿真分析均表明，其抗壓和抗彎性能得到顯著提高。本文在早期對(duì)棱邊強(qiáng)化方管的靜態(tài)壓潰吸能特性［15］、力學(xué)特性［16］和應(yīng)力強(qiáng)化敏感性［1］等相關(guān)研究的基礎(chǔ)上，對(duì)棱邊強(qiáng)化方管的軸向壓潰理論進(jìn)行歸納總結(jié)，輔以棱邊塑性應(yīng)變強(qiáng)化的方管軸向壓潰試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，同時(shí)對(duì)棱邊強(qiáng)化薄壁方管的動(dòng)態(tài)軸向壓潰特性展開理論分析和仿真研究，為棱邊強(qiáng)化薄壁結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)和在車身結(jié)構(gòu)中的工程應(yīng)用提供理論支撐。

1 棱邊強(qiáng)化方管軸向壓潰理論

1.1 靜態(tài)壓潰理論

棱邊強(qiáng)化（ridgelining strengthening，RS）方管的截面如圖1所示，強(qiáng)化棱邊用粗實(shí)線標(biāo)出，平板母材用細(xì)實(shí)線標(biāo)出。其中：c為平板部邊長(zhǎng)，s為強(qiáng)化棱邊弧長(zhǎng)，r為棱邊部半徑，a為方管總寬或名義邊長(zhǎng)（a＝c＋2r），h為方管壁厚。鄭玉卿等［15］曾對(duì)棱邊強(qiáng)化方管軸向壓潰吸能特性進(jìn)行了分項(xiàng)研究，分析了強(qiáng)化棱邊對(duì)方管各部分變形區(qū)吸能的影響，本文中繼續(xù)沿用其中的仿真模型，如圖2所示，材料屬性和邊界條件不變，棱邊部超高強(qiáng)化處理，平板部仍是母材，引入應(yīng)力強(qiáng)化棱邊與平板母材之間的屈服強(qiáng)度比為λ＝Y(jié)r／Yp，其中 Yr為超高強(qiáng)化棱邊的屈服強(qiáng)度，Yp為平板母材的屈服強(qiáng)度。

圖1 棱邊強(qiáng)化方管截面參數(shù)

圖2 棱線強(qiáng)化方管數(shù)值仿真模型

文獻(xiàn)［15］中經(jīng)系列數(shù)學(xué)推導(dǎo)獲得了理想壓潰條件下棱邊強(qiáng)化方管的平均壓潰力計(jì)算公式：

式中：Pmr為棱邊強(qiáng)化方管平均壓潰力；M為單位長(zhǎng)度塑性極限彎矩，M＝σ0h2／4，σ0為壓潰過程中能量等效流動(dòng)應(yīng)力。

實(shí)際上，Abramowicz和Jones基于寬厚比a／h＝35～50系列軟鋼方管試驗(yàn)得到了每個(gè)折疊單元實(shí)際有效壓潰距離一般為2H的0.77～0.78倍［4］，此處2H為一個(gè)基本折疊單元上下塑性鉸之間的初始距離。故令本文的棱邊強(qiáng)化方管有效壓潰距離也為2H的0.77倍，則式（1）可改寫為

因此，式（2）為棱邊強(qiáng)化方管準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮作用下的平均壓潰力公式，其中形式上與Wierzbicki提出的原始材質(zhì)平均壓潰力公式［6］完全一致。

1.2 能量等效流動(dòng)應(yīng)力

計(jì)算單位塑性極限彎矩M＝σ0h2／4時(shí)，若材料為剛塑性材料模型，則假設(shè)能量等效流動(dòng)應(yīng)力σ0是一個(gè)隨機(jī)常數(shù)。然而薄壁方管在軸壓過程中，σ0實(shí)際是隨塑性應(yīng)變?cè)龃蟪史蔷€性增大，因此需要選取一個(gè)有代表性的平均應(yīng)力值或函數(shù)來進(jìn)行定義。流動(dòng)應(yīng)力一般被認(rèn)為是介于屈服強(qiáng)度Y和極限抗拉強(qiáng)度Yu之間的某個(gè)值。例如 Wierzbicki［17］預(yù)測(cè)低碳鋼方管軸向壓潰性能采用了0.92Yu，得到的理論預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值更吻合；Kecman和 Suthurst［18］分析表明，薄壁矩形管一般在極限抗彎強(qiáng)度值時(shí)發(fā)生塑性彎折，極限抗彎強(qiáng)度由受壓平板的屈曲應(yīng)力或材料的屈服強(qiáng)度控制，且計(jì)算過程推薦使用極限抗拉強(qiáng)度Yu來代替流動(dòng)應(yīng)力；Kim T.H.等［19］則推薦基于受壓平板的臨界屈曲應(yīng)力大小分級(jí)選用流動(dòng)應(yīng)力來預(yù)測(cè)薄壁結(jié)構(gòu)的承載能力。薄壁方管受壓平板的臨界屈曲應(yīng)力σcr和具體的分級(jí)選取準(zhǔn)則為式中E為材料的彈性模量。

可見，無論薄壁結(jié)構(gòu)在軸向壓潰和彎曲過程中，塑性變形階段的流動(dòng)應(yīng)力始終處于變化中，且介于材料屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度之間。對(duì)于流動(dòng)應(yīng)力的大小，不同的材料具有不同的變化特性，暫無統(tǒng)一的選取準(zhǔn)則，因此，本文中令σ0＝Y(jié)所計(jì)算出來的結(jié)果是相對(duì)保守的理論值。

1.3 仿真值與理論值對(duì)比

棱邊強(qiáng)化方管仿真模型尺寸為h＝1.0 mm，a＝56.36 mm，E＝205.8 GPa，440A鋼屈服強(qiáng)度 Y＝328 MPa，λ＝3.979。相關(guān)參數(shù)代入式（2）可得平均壓潰力理論值為20.291 kN。同理，將h改為1.4和2.0 mm，其它參數(shù)不變，求得平均壓潰力理論值分別為35.612和64.288 kN。其中，h＝1.0 mm棱邊強(qiáng)化方管軸向壓潰的最終塑性變形情況見圖3，可見壓潰過程中發(fā)生了預(yù)期的穩(wěn)定塑性變形，其它壁厚的變形情況也類似。圖4為壁厚h＝1.0，1.4和2.0 mm棱邊強(qiáng)化方管的壓潰力曲線對(duì)比。經(jīng)仿真結(jié)果后處理獲得了軸向壓潰穩(wěn)定階段的仿真平均壓潰力，分別為 20.717，36.062和 64.536 kN［16］。

圖3 棱邊強(qiáng)化方管靜態(tài)壓潰塑性變形

圖4 軸向壓潰力曲線對(duì)比

表1列出了靜態(tài)平均壓潰力仿真與理論結(jié)果的對(duì)比，偏差分別為2.1%，1.3%和0.4%。仿真與理論結(jié)果對(duì)比表明，式（2）能夠較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)棱邊強(qiáng)化方管穩(wěn)定壓潰階段的平均壓潰力。若按整個(gè)仿真壓潰過程取積分平均值，則為20.923，36.901和69.051 kN，分別比穩(wěn)定階段的平均壓潰力提高2.0%，2.3%和6.9%，說明隨著厚度增加，能量等效流動(dòng)應(yīng)力也是變化的，且都大于屈服強(qiáng)度Y，因此全局平均值略大于穩(wěn)定階段的平均壓潰力。

表1 靜態(tài)平均壓潰力對(duì)比

2 棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)壓潰理論

2.1 動(dòng)態(tài)壓潰理論分析

因 M＝Y(jié)h2／4，將式（2）改寫為

應(yīng)變率效應(yīng)屬于鋼材自身特有屬性，其在方管動(dòng)態(tài)壓潰過程中起到了增強(qiáng)材料屈服應(yīng)力的作用，應(yīng)變率越大，屈服應(yīng)力增幅越大，持續(xù)影響動(dòng)態(tài)沖擊過程的材料力學(xué)屬性。根據(jù)Cowper-Symonds經(jīng)驗(yàn)公式［20］：

式中：Yd為動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力；ε·為材料應(yīng)變率；D為特征應(yīng)變率；q為材料率敏感性的一個(gè)量度。常用的D＝40.4 s-1，q＝5是軟鋼沖擊試驗(yàn)過程中屈服應(yīng)力附近對(duì)應(yīng)的小應(yīng)變（ε＝0.05）情況下擬合得到的，因此較適用于沖擊速度低于5 m／s的低速碰撞工況［20］。低碳鋼中等應(yīng)變率動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明軟鋼屈服應(yīng)力符合式（6）關(guān)系式，并擬合得到了D＝6844 s-1，q＝3.91［21］；而對(duì)于大量低碳鋼方管在 4.4～10.7 m／s沖擊試驗(yàn)過程中得到的動(dòng)態(tài)平均壓潰力，D＝802 s-1，q＝3.585代入計(jì)算所得理論值更符合平均動(dòng)態(tài)試驗(yàn)值［5］。對(duì)于文獻(xiàn)［14］中 RP350方管14 m／s的沖擊試驗(yàn)結(jié)果［22］，采用 D＝6844 s-1，q＝3.91進(jìn)行碰撞仿真得到的結(jié)果更接近試驗(yàn)值。因汽車碰撞過程，沖擊速度較高，如C-NCAP規(guī)定正面碰撞最低速度為50 km／h，即 13.889 m／s［23］，參與碰撞的車身零部件塑性應(yīng)變普遍大于0.05，且應(yīng)變率甚至超過1 000 s-1，因此本文中也選用較高特征應(yīng)變率D＝6844 s-1，q＝3.91來預(yù)測(cè)或模擬50 km／h碰撞工況，代入式（6）可得

式中Pdm為動(dòng)態(tài)平均壓潰力。

動(dòng)態(tài)沖擊情況下，很難精確計(jì)算應(yīng)變率的數(shù)值，根據(jù)Abramowicz等理論推導(dǎo)，得到的對(duì)稱壓潰模式下平均應(yīng)變率為

將 v0＝13889 mm／s，a＝56.36 mm，h＝2.0 mm代入式（10），可得棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)平均壓潰力為85.315 kN。

2.2 動(dòng)態(tài)壓潰仿真分析

動(dòng)態(tài)壓潰過程仿真時(shí)，方管有限元網(wǎng)格不變，厚度為2.0 mm，材料基本屬性相同，但須考慮金屬材料應(yīng)變率效應(yīng)，設(shè)置Mat24模型中特征應(yīng)變率參數(shù)D和敏感系數(shù)q。碰撞體質(zhì)量為400 kg，通過增加Mass單元將質(zhì)量平均分配到壓板每個(gè)節(jié)點(diǎn)上，壓板網(wǎng)格做了加密處理，平均尺寸為1.0 mm；為防止初始穿透，剛性壓板與方管之間的間隙為1.0 mm；碰撞體初始速度設(shè)置為13 889 mm／s，且只能沿軸向運(yùn)動(dòng)，為模擬動(dòng)態(tài)沖擊全過程，計(jì)算總時(shí)間設(shè)為0.06 s，導(dǎo)入LSDYNA971求解器進(jìn)行運(yùn)算。為避免方管根部先發(fā)生崩塌失穩(wěn)現(xiàn)象，受沖擊端部單獨(dú)切槽，用來誘導(dǎo)塑性變形。

2.2.1 塑性變形

圖5 原始方管和棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)壓潰變形對(duì)比

式中：v0為碰撞體沖擊方管前初速度；a為方管名義邊長(zhǎng)。對(duì)于其它非對(duì)稱壓潰模式，應(yīng)變率表達(dá)式可參照文獻(xiàn)［5］。

將式（9）代入式（8）可得50 km／h高速?zèng)_擊時(shí)對(duì)稱壓潰模式下的棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)平均壓潰力為

圖5為原始方管和棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)軸向壓潰過程的塑性變形對(duì)比。兩者動(dòng)態(tài)壓潰過程塑性變形均為對(duì)稱且穩(wěn)定的，但原始方管褶皺單元寬度比棱邊強(qiáng)化方管的更大，d0＞dr，其中d0為動(dòng)態(tài)壓潰過程中原始方管褶皺單元寬度，dr為棱邊強(qiáng)化方管的褶皺單元寬度，說明棱邊強(qiáng)化方管棱邊部彎折長(zhǎng)度更大，使得相鄰的平板部塑性彎曲和拉伸更嚴(yán)重，故棱邊強(qiáng)化方管平板部能量吸收速率也相對(duì)較高；t＝0.02 s和t＝0.03 s時(shí)刻的塑性變形對(duì)比表明，在同樣碰撞條件下棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)軸向塑性壓潰量比原始方管??；t＝0.04 s，原始方管已經(jīng)被壓實(shí)，而棱邊強(qiáng)化方管并沒有被壓實(shí)，這說明棱邊強(qiáng)化方管軸向抵抗力明顯大于原始方管。剛性壓板對(duì)原始方管和棱邊強(qiáng)化方管停止壓潰時(shí)間分別為0.04和0.044 s，因此0.04-0.06 s為原始方管褶皺單元的松弛階段，而0.044-0.06 s為棱邊強(qiáng)化方管褶皺單元的松弛階段。

2.2.2 平均壓潰力

平均壓潰力是表征薄壁管靜態(tài)或動(dòng)態(tài)穩(wěn)定壓潰階段的平均抗力水平。圖6中分別為原始方管和棱邊強(qiáng)化方管的動(dòng)態(tài)壓潰力曲線，其波動(dòng)情況更好地解釋了圖5中方管動(dòng)態(tài)軸向壓潰過程塑性變形的演變過程。

圖6 動(dòng)態(tài)壓潰力曲線

原始方管和棱邊強(qiáng)化方管的動(dòng)態(tài)壓潰力曲線在沖擊初始階段都出現(xiàn)了兩個(gè)較高且不穩(wěn)定的沖擊波峰，在0.005 s之后進(jìn)入了穩(wěn)定的動(dòng)態(tài)軸向壓潰階段，粗實(shí)線居于細(xì)實(shí)線上方，說明棱邊強(qiáng)化方管抗力水平較高；0.03 s時(shí)細(xì)實(shí)線比粗實(shí)線率先進(jìn)入褶皺壓實(shí)階段，壓潰力也出現(xiàn)急劇上升，而粗實(shí)線在0.034 s時(shí)也出現(xiàn)了壓潰力急劇上升。雖然粗實(shí)線峰值比細(xì)實(shí)線低，但表示平均值的粗虛線高于細(xì)虛線，說明在同樣碰撞條件下，原始方管較軟，軸向抵抗力較小，褶皺單元容易被快速壓扁壓實(shí)，同樣壓潰長(zhǎng)度時(shí)吸能較少；兩條曲線在峰值過后均出現(xiàn)了陡降，表明方管褶皺單元進(jìn)入了自由松弛階段，壓潰力出現(xiàn)負(fù)值，剛性壓板出現(xiàn)低速反彈現(xiàn)象。動(dòng)態(tài)平均壓潰力也同樣對(duì)穩(wěn)定的動(dòng)態(tài)軸向壓潰階段取均值，原始方管動(dòng)態(tài)平均壓潰力為66.855 kN，而棱邊強(qiáng)化方管的動(dòng)態(tài)平均壓潰力為88.743 kN。將仿真與理論預(yù)測(cè)結(jié)果均列于表2，計(jì)算原始方管和棱邊強(qiáng)化方管的仿真與各自理論預(yù)測(cè)值之間的偏差，分別為2.9%和4.0%，這說明式（10）對(duì)棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)軸向沖擊工況下動(dòng)態(tài)平均壓潰力的預(yù)測(cè)效果也較好。

表2 50 km／h碰撞速度時(shí)方管動(dòng)態(tài)平均壓潰力對(duì)比

3 靜態(tài)壓潰試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 棱邊塑性應(yīng)變強(qiáng)化現(xiàn)象驗(yàn)證

令λ＝1，可求出原始方管理論預(yù)測(cè)值，與文獻(xiàn)［4］中的低碳鋼方管試驗(yàn)值對(duì)比發(fā)現(xiàn)，理論值明顯低于試驗(yàn)值，這是因式（2）是基于方管所有部位材質(zhì)屬性相同的前提下導(dǎo)出的，實(shí)際上原始方管在加工成形過程中，棱邊部彎折成直角過程存在一定程度的塑性強(qiáng)化現(xiàn)象，其次是軸向壓潰過程中流動(dòng)應(yīng)力的影響。

為驗(yàn)證這一塑性強(qiáng)化現(xiàn)象和式（2）的合理性，且考慮到35鋼材料力學(xué)性能與440A力學(xué)性能較為接近，購(gòu)置 35冷軋鋼板一塊，長(zhǎng)、寬、厚分別為2 500，1 250和1.2 mm，利用線切割裁取了標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件和長(zhǎng)、寬分別為200和10 mm的平板條試件，并利用折彎?rùn)C(jī)將35鋼平板條折彎加工成直角棱邊試件（截面形狀與角鋼相似），厚度均為1.2 mm，加工好的試驗(yàn)樣件如圖7所示。

圖7 35鋼平板和直角棱邊拉伸試件

之后用萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件和直角棱邊試件進(jìn)行重復(fù)多次單向拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為5 mm／min，拉伸應(yīng)力 應(yīng)變曲線如圖8所示。

圖8 工程應(yīng)力應(yīng)變曲線

顯然直角折彎工藝導(dǎo)致10 mm寬的棱邊部屈服強(qiáng)度由389提升至726 MPa左右，且延伸率有所降低。需要特別指出的是，圖8中彎折棱邊拉伸曲線高度是受試件寬度影響的，它會(huì)隨著試樣寬度的增加而整體下降，屈服強(qiáng)度也會(huì)隨寬度的增加而降低，因此可推測(cè)棱邊部由于直角彎折應(yīng)變，中間的屈服強(qiáng)度最高，兩邊逐漸過渡到平板母材屈服強(qiáng)度。

圖9 35方管軸向壓潰試驗(yàn)

3.2 靜態(tài)壓潰理論驗(yàn)證

通過平板裁剪、人工折彎和焊接操作，制作了截面長(zhǎng)、寬均值分別為 56.9和 57.0 mm，壁厚為1.2 mm的棱邊塑性應(yīng)變強(qiáng)化35方管若干根，兩側(cè)平板部中部采用CO2氣體保護(hù)焊封閉，長(zhǎng)度為300±2.0 mm，仍采用萬能試驗(yàn)機(jī)重復(fù)進(jìn)行3次靜態(tài)壓縮試驗(yàn)，如圖9所示。試驗(yàn)速度為5 mm／min，獲得的壓潰力試驗(yàn)曲線如圖10所示。由圖可見，壓潰過程方管形成了穩(wěn)定的褶皺單元，平均壓潰力見圖中直虛線，試驗(yàn)值約為29.786 kN。

圖10 35方管試驗(yàn)壓潰力曲線

35鋼制方管參數(shù)為 s≈10 mm，r＝6.37 mm，c＝44.26 mm，λ≈1.866，代入式（2）求得理論壓潰力為27.667 kN，比試驗(yàn)值低7.1%。將試驗(yàn)結(jié)果和Q235方管試驗(yàn)結(jié)果［15］一同列于表3，可見理論預(yù)測(cè)值接近試驗(yàn)值。試驗(yàn)值偏大，可能與實(shí)際方管的兩個(gè)平板部存有焊縫硬化有一定關(guān)聯(lián)，且方管壓潰過程中能量等效流動(dòng)應(yīng)力勢(shì)必會(huì)隨塑性應(yīng)變?cè)黾佣蕛绾瘮?shù)曲線增大，因此式（2）采用屈服強(qiáng)度替代流動(dòng)應(yīng)力來預(yù)測(cè)平均壓潰力，結(jié)果本身就偏于保守。35鋼制方管和Q235棱邊塑性應(yīng)變強(qiáng)化方管靜態(tài)軸向壓潰試驗(yàn)不僅驗(yàn)證了式（2）的有效性，且還可根據(jù)試驗(yàn)值反求出能量等效流動(dòng)應(yīng)力σ0值分別為418.8和279.1 MPa。

表3 理論值與試驗(yàn)值對(duì)比

4 結(jié)論與展望

（1）引入原始方管和棱邊強(qiáng)化方管靜態(tài)平均壓潰力統(tǒng)一預(yù)測(cè)公式，討論了能量等效流動(dòng)應(yīng)力σ0對(duì)理論預(yù)測(cè)結(jié)果的影響，然后結(jié)合Cowper-Symonds經(jīng)驗(yàn)公式，建立了棱邊強(qiáng)化方管動(dòng)態(tài)平均壓潰力預(yù)測(cè)公式。數(shù)值仿真再現(xiàn)了靜動(dòng)態(tài)軸向壓潰過程，分析了強(qiáng)化棱邊對(duì)方管塑性變形和平均壓潰力的影響。靜動(dòng)態(tài)仿真值與理論值均吻合較好，偏差最大不超過4%。

（2）35方管和Q235方管物理試驗(yàn)驗(yàn)證了方管成形過程中的直角彎折棱邊塑性應(yīng)變強(qiáng)化現(xiàn)象，同時(shí)也驗(yàn)證了靜態(tài)平均壓潰力預(yù)測(cè)公式的預(yù)測(cè)精度，能量等效流動(dòng)應(yīng)力均值可根據(jù)試驗(yàn)值反求得到。

（3）棱邊應(yīng)力強(qiáng)化技術(shù)的主要優(yōu)點(diǎn)是在不增加零部件質(zhì)量的前提下，提高薄壁結(jié)構(gòu)的截面抗力水平，實(shí)現(xiàn)輕量化設(shè)計(jì)。對(duì)于低強(qiáng)度級(jí)別鋼板可采用普通模具冷沖壓加工，然后根據(jù)零部件碰撞載荷需要進(jìn)行局部超高應(yīng)力強(qiáng)化，從而提高零部件抗壓彎性能，力爭(zhēng)替代車身中不斷上升的超高強(qiáng)度鋼零部件，降低綜合制造工藝成本。