預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的構(gòu)建、分析與優(yōu)化

王建海，蘭鳳崇，曾立鏘，陳吉清，宋 瑞

（1. 中汽研汽車檢驗(yàn)中心（廣州）有限公司，廣州 510610；2. 華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣東省汽車工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640）

前言

隨著車身結(jié)構(gòu)的快速迭代發(fā)展，人們對(duì)車輛的碰撞安全性和結(jié)構(gòu)輕量化提出了更高的要求［1-2］。然而更好的碰撞安全性，往往須更高強(qiáng)度的乘員艙結(jié)構(gòu)和更多的車身吸能結(jié)構(gòu)［3］。因此，設(shè)計(jì)一種全新的碰撞吸能結(jié)構(gòu)，在保證輕量化的同時(shí)顯著提高吸能能力，是順應(yīng)目前車身結(jié)構(gòu)發(fā)展的必要舉措。

在車身結(jié)構(gòu)中設(shè)置吸能結(jié)構(gòu)，通過材料變形吸收碰撞產(chǎn)生的巨大能量，減小乘員受到的碰撞加速度，保證乘員艙的生存空間完整，是提升車輛碰撞安全性的重要舉措［4-5］。傳統(tǒng)乘用車通?？捎幂S向壓縮變形的吸能盒結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)吸能，然而目前大型商用車結(jié)構(gòu)多為籠式框架，與乘用車區(qū)別較大，且商用車的吸能區(qū)域不足，難以在車身結(jié)構(gòu)中布置足夠的吸能盒［6-7］。為此，本文中創(chuàng)新性地提出利用材料屈服拉伸變形的過程實(shí)現(xiàn)吸能。通過與傳統(tǒng)吸能盒結(jié)構(gòu)的對(duì)比試驗(yàn)，證明了材料拉伸可以更充分地發(fā)揮材料屈服變形過程的材料吸能特性，實(shí)現(xiàn)更高的吸能效率。在此基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)構(gòu)建了一種利用拉伸吸能的結(jié)構(gòu)，通過有限元碰撞仿真分析的方法驗(yàn)證了其有效性，并根據(jù)全因子試驗(yàn)結(jié)果對(duì)壁厚進(jìn)行優(yōu)化。

1 拉伸吸能方案的提出

1.1 拉伸吸能理論分析

材料的拉伸吸能主要是通過材料拉伸過程中發(fā)生沿受力方向的屈服變形，將外部能量轉(zhuǎn)化為材料的拉伸應(yīng)變能從而實(shí)現(xiàn)吸能的［8］，其吸能的特性與材料的屬性息息相關(guān)。圖1 為一般塑性材料拉伸過程的應(yīng)力應(yīng)變曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，材料拉伸過程中可以分為4 個(gè)階段：彈性變形階段OE，屈服階段EY'，強(qiáng)化階段Y'A和頸縮階段AC。變形過程中當(dāng)應(yīng)力σ達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，材料就會(huì)發(fā)生屈服變形，對(duì)于一般結(jié)構(gòu)來說，此時(shí)材料已發(fā)生屈服失效。然而若繼續(xù)拉伸材料，材料還須經(jīng)過強(qiáng)化階段Y'A和頸縮階段AC才最終斷裂失效。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，這兩個(gè)階段的應(yīng)變和應(yīng)力都要比前兩個(gè)階段更大，對(duì)應(yīng)圖1 中的代表吸收能量的區(qū)域2的面積也比區(qū)域1更大，因此所需的外力做功也更多。因此，利用材料拉伸吸能有望更好地利用材料強(qiáng)化和頸縮階段的力學(xué)性能，達(dá)到更高的吸能效率。

圖1 塑性材料的拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線

1.2 拉伸吸能與吸能盒壓縮吸能的對(duì)比試驗(yàn)

為對(duì)比研究吸能盒壓縮吸能和材料拉伸吸能方案，本文中采用比吸能作為評(píng)價(jià)吸能效率的指標(biāo)。比吸能SEA 指吸能結(jié)構(gòu)中單位質(zhì)量所能吸收的能量［9］。SEA 值越高，代表吸能結(jié)構(gòu)的吸能效率越高，其表達(dá)式為

式中：E為吸能結(jié)構(gòu)的總吸能；m為吸能結(jié)構(gòu)件的總質(zhì)量。

其中總吸能可通過下式計(jì)算：

式中：F為吸能結(jié)構(gòu)在變形過程中所受的外力；s為吸能結(jié)構(gòu)在縱向長(zhǎng)度上的變形量；δmax為吸能結(jié)構(gòu)縱向的最大變形量。

本文中對(duì)兩個(gè)截面分別為正方形和六邊形的吸能盒模型，以及一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)樣件進(jìn)行了吸能性能分析試驗(yàn)。吸能盒和拉伸樣件的材料完全一致，均為304不銹鋼，屈服強(qiáng)度為300 MPa，抗拉強(qiáng)度為800 MPa，彈性模量為194 GPa。兩種吸能盒的模型實(shí)物圖如圖2所示。

圖2 兩種吸能盒的實(shí)物圖

為便于試驗(yàn)過程的數(shù)據(jù)測(cè)量，吸能盒和拉伸樣件的吸能性能測(cè)試試驗(yàn)分別采用準(zhǔn)靜態(tài)壓縮和拉伸的方法，在微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。其中吸能盒壓縮試驗(yàn)過程及標(biāo)準(zhǔn)參照GB/T 7314—2017《金屬材料室溫壓縮試驗(yàn)方法》［10］，液壓機(jī)的施壓速度為2 mm/min。當(dāng)吸能盒的軸向變形達(dá)到100 mm 時(shí)試驗(yàn)停止。拉伸樣件拉伸測(cè)試過程及標(biāo)準(zhǔn)參照GBT228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》［11］，拉伸樣件的厚度為2 mm。圖3為試驗(yàn)樣件的尺寸圖。

圖3 拉伸樣件尺寸（單位：mm）

由于樣件兩端夾持的區(qū)域不參與拉伸，故按圖4 所示計(jì)算除去兩端夾持區(qū)域的質(zhì)量，并使用該質(zhì)量計(jì)算材料拉伸的比吸能。

圖4 拉伸樣件夾持區(qū)域示意圖

吸能盒和拉伸樣件的吸能試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1 所示?？梢娎鞓蛹谋任芊謩e為方形吸能盒和六邊形吸能盒的比吸能的3.61和2.96倍，因此利用材料拉伸變形過程吸能，比傳統(tǒng)吸能盒壓縮吸能的比吸能更高，在吸能效率和輕量化上更有優(yōu)勢(shì)。

表1 3種吸能結(jié)構(gòu)的吸能試驗(yàn)數(shù)據(jù)

2 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的建立

2.1 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的提出背景

結(jié)構(gòu)受到外界碰撞沖擊力時(shí)，通常受到朝向結(jié)構(gòu)內(nèi)部的擠壓壓力，變形方向與材料拉伸方向相悖，難以直接利用拉伸變形的方法實(shí)現(xiàn)吸能。為利用材料拉伸的特性提升碰撞吸能，須首先構(gòu)建滿足以下要求的一種結(jié)構(gòu)：

（1）能將碰撞時(shí)結(jié)構(gòu)的壓縮方向的變形量，轉(zhuǎn)化為沿吸能桿軸向的拉伸變形量。

（2）結(jié)構(gòu)應(yīng)有一定的預(yù)潰引導(dǎo)變形特性，即將結(jié)構(gòu)預(yù)先設(shè)計(jì)為具有不穩(wěn)定性的特點(diǎn)，從而當(dāng)受到?jīng)_擊載荷開始變形時(shí)，能因結(jié)構(gòu)的特性沿既定的方向產(chǎn)生壓潰變形，并保證吸能桿始終處于最佳的吸能狀態(tài)。

為滿足以上要求，提出利用斜長(zhǎng)方體（其6 個(gè)面皆為平行四邊形）框架機(jī)構(gòu)作為拉伸吸能的輔助誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)。利用斜長(zhǎng)方體框架機(jī)構(gòu)的不穩(wěn)定性和能沿既定方向變形的特性［12］，誘導(dǎo)其對(duì)角線上的吸能桿產(chǎn)生拉伸變形以實(shí)現(xiàn)吸能，將結(jié)構(gòu)受到外力沖擊的能量轉(zhuǎn)變?yōu)槲軛U塑性拉伸變形的應(yīng)變能。

2.2 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的建立

基于上述斜長(zhǎng)方體框架建立預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)，如圖5所示。其前后兩個(gè)側(cè)面皆為長(zhǎng)500 mm，高400 mm 的平行四邊形，上下對(duì)邊沿水平方向偏移150 mm，結(jié)構(gòu)沿垂直紙面方向的寬度為500 mm，框架結(jié)構(gòu)由邊長(zhǎng)15 mm，壁厚1.5 mm 的正方形空心管組成。沿其前后側(cè)面平行四邊形的長(zhǎng)對(duì)角線的方向各安裝一根直徑4 mm的實(shí)心圓形鋼作為吸能桿，其兩端牢固地焊接在框架結(jié)構(gòu)內(nèi)側(cè)。

圖5 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)

結(jié)構(gòu)所對(duì)應(yīng)的有限元模型中的立柱、角件和橫梁采用四邊形殼單元網(wǎng)格劃分，單元平均尺寸為3 mm；吸能桿采用六面體單元網(wǎng)格劃分，單元的平均尺寸為2 mm。

為了對(duì)比，構(gòu)建了一個(gè)與之相對(duì)應(yīng)的正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)以模擬傳統(tǒng)商用車的框架式車身結(jié)構(gòu)，如圖6 所示。該結(jié)構(gòu)的三維尺寸為500 mm×500 mm×400 mm，與預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的對(duì)應(yīng)尺寸相同，區(qū)別僅在于無上下面水平方向的偏移和吸能桿。

圖6 正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)

正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)和預(yù)潰拉伸吸能的斜長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)中的立柱、角件和橫梁的材料為6082 型鋁合金，吸能桿的材料為304 鋼，其屬性參數(shù)如表2所示。

表2 結(jié)構(gòu)材料屬性參數(shù)

2.3 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的幾何受力與形變分析

2.3.1 形變過程吸能桿受力分析

為簡(jiǎn)化，將斜長(zhǎng)方體框架分離出側(cè)面平行四邊形的獨(dú)立體進(jìn)行吸能桿的受力分析，如圖7 所示。假設(shè)其為理想線框架結(jié)構(gòu)，忽略框架結(jié)構(gòu)和吸能桿的粗細(xì)和框架的彎曲變形，假設(shè)框架各個(gè)端點(diǎn)均為可繞z軸旋轉(zhuǎn)的鉸鏈。平行四邊形的對(duì)角線AB上固定了一根吸能桿，設(shè)OA的長(zhǎng)度為a，OB的長(zhǎng)度為b，以O(shè)點(diǎn)為原點(diǎn)，AO方向?yàn)閤軸的正方向，設(shè)B點(diǎn)的坐標(biāo)為（x，y）。

圖7 平行四邊形吸能機(jī)構(gòu)受力分析

首先，將底邊AO固定，在上邊某一位置施加向下的垂向力F，進(jìn)行吸能桿的受力分析。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，吸能桿所受的拉力f與垂向力F施加的位置無關(guān)，這為f的求解提供了簡(jiǎn)化方案，即可將上邊BC的受力均集中到右上角B點(diǎn)處。此時(shí)B點(diǎn)所受加載力F、吸能桿的拉力f、桿OB的受力FOB三力平衡。將3 個(gè)力按沿桿OB方向和垂直于OB方向分解，則有以下的受力平衡方程：

根據(jù)相似三角形原理得

又有

推導(dǎo)可得

圖8 f/F與平行四邊形高度函數(shù)關(guān)系圖

由圖8 可知，當(dāng)平行四邊形的高度從400 mm 逐漸減小時(shí)，比值f/F由0.58 逐漸增大，且其增大的速度先緩后急。

2.3.2 形變過程吸能桿應(yīng)變率分析

沿用2.3.1 節(jié)中的坐標(biāo)系，吸能桿AB的長(zhǎng)度可表示為

又有x2+y2=b2，得

圖9 吸能桿AB的長(zhǎng)度與平行四邊形高度的函數(shù)關(guān)系圖

由圖9 可看出，當(dāng)平行四邊形結(jié)構(gòu)受到外力載荷，高度逐漸減小時(shí)，吸能桿的長(zhǎng)度|AB|呈單調(diào)遞增趨勢(shì)，且隨著平行四邊形結(jié)構(gòu)高度的降低，吸能桿長(zhǎng)度的增長(zhǎng)速度逐漸放緩。平行四邊形結(jié)構(gòu)未受外力載荷時(shí)，吸能桿的初始長(zhǎng)度為763.2 mm；平行四邊形結(jié)構(gòu)完全壓潰時(shí)，吸能桿的長(zhǎng)度為927.2 mm。若要保證吸能桿在此過程中不發(fā)生斷裂，則要求其延伸率的最小值為

3 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的碰撞仿真分析

通過有限元仿真碰撞的方法，構(gòu)建模擬碰撞仿真試驗(yàn)平臺(tái)，設(shè)置試驗(yàn)的初始條件，通過LS-DYNA求解器獲得碰撞過程中兩種結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布，碰撞加速度和能量轉(zhuǎn)化規(guī)律等。

3.1 試驗(yàn)條件

兩種結(jié)構(gòu)的頂壓碰撞仿真試驗(yàn)條件如圖10 所示。在結(jié)構(gòu)上方和下方均設(shè)置一塊邊長(zhǎng)為1 700 mm的正方形剛性平面，對(duì)上方的剛性平面配重，使其具有60 kg的均布質(zhì)量作為施加載荷的頂壓板，約束其所有旋轉(zhuǎn)方向的自由度，保留其沿各個(gè)方向平動(dòng)的自由度。下方的剛性平面約束所有方向的自由度作為剛性地板。吸能結(jié)構(gòu)與兩塊剛性平面之間均采用面對(duì)面接觸，接觸靜摩擦因數(shù)為0.3，動(dòng)摩擦因數(shù)為0.2。設(shè)置上方頂壓板平面的初始速度為10 m/s，方向沿z軸方向豎直向下。

圖10 頂壓碰撞仿真試驗(yàn)條件

3.2 碰撞仿真過程形態(tài)及應(yīng)力分析

兩種結(jié)構(gòu)的碰撞過程及其范式等效應(yīng)力云圖分布如圖11 所示。為更清楚地展示結(jié)構(gòu)的變形情況，已將上下剛性平面隱藏。

圖11 兩種結(jié)構(gòu)頂壓碰撞過程應(yīng)力分布時(shí)序圖

從圖11 可以看出，預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的整體受力更為均勻，而長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)的受力則主要集中于各頂角處和立柱中部位置。預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)基本按照平行四邊形機(jī)構(gòu)既定的變形軌跡變形，且成功地誘導(dǎo)吸能桿發(fā)生均勻的拉伸形變。而長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)則出現(xiàn)失穩(wěn)的情況，整體向右側(cè)傾倒，立柱出現(xiàn)彎折。仿真結(jié)束時(shí)刻預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的頂壓板最終位移量為302 mm，長(zhǎng)方體單元的頂壓板最終位移為318 mm。

碰撞過程中預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)吸能桿的應(yīng)力變化如圖12所示。

圖12 吸能桿應(yīng)力變化圖

由圖12 可以看出，當(dāng)吸能桿應(yīng)力小于300 MPa時(shí)，應(yīng)力隨時(shí)間快速增加，增長(zhǎng)趨勢(shì)呈近似線性，吸能桿處于彈性拉伸變形階段。當(dāng)吸能桿應(yīng)力達(dá)到300 MPa 后，其應(yīng)力增長(zhǎng)速率突然下降，隨后保持平穩(wěn)增長(zhǎng)的趨勢(shì)，此時(shí)吸能桿處于塑性硬化階段。在該階段內(nèi)隨著時(shí)間的增加，吸能桿應(yīng)力增長(zhǎng)速率逐漸變緩，原因是平行四邊形結(jié)構(gòu)變形越大，其對(duì)角線長(zhǎng)度增長(zhǎng)越緩慢。

3.3 碰撞速度和加速度分析

兩個(gè)結(jié)構(gòu)頂壓碰撞測(cè)試的過程中頂壓板速度和加速度隨時(shí)間的變化如圖13和圖14所示。

圖13 兩種結(jié)構(gòu)碰撞試驗(yàn)頂壓板速度變化

圖14 兩種結(jié)構(gòu)碰撞試驗(yàn)頂壓板加速度變化

由圖13 和圖14 可以看出，碰撞開始階段，長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)的頂壓板速度下降較快，碰撞峰值加速度較大且在更長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)維持較高的碰撞加速度。預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的碰撞峰值加速度較小，且碰撞加速度回落較快。在碰撞仿真進(jìn)行到10 ms 后，長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)的頂壓板加速度回落到2g左右，速度曲線進(jìn)入一個(gè)平臺(tái)期，下降非常緩慢，仿真結(jié)束時(shí)頂壓板的速度為5.7 m/s。而預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的頂壓板加速度仍維持在約20g，其逐漸線性下降，頂壓板的速度曲線也一直保持平穩(wěn)的下降趨勢(shì)，最終頂壓板的速度為3.9 m/s，低于長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)的頂壓板速度，說明在本次碰撞仿真試驗(yàn)中預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出更好的碰撞吸能能力。

3.4 各部件吸能量的對(duì)比分析

兩種結(jié)構(gòu)頂壓碰撞測(cè)試的過程中各部件的吸能量的時(shí)間歷程如圖15和圖16所示。

圖15 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)碰撞過程各部件吸能量時(shí)間歷程

圖16 正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)碰撞過程各部件吸能量時(shí)間歷程

由圖15和圖16可以看出，預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的總吸能量較大，為2 136 .2 J，且在碰撞過程中呈先快后慢持續(xù)遞增的趨勢(shì)。正長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)的總吸能量為1 670 .0 J，且在碰撞過程的前10 ms 增長(zhǎng)速率較快，隨后明顯變緩。對(duì)比結(jié)構(gòu)各部件的吸能量可以發(fā)現(xiàn)，吸能桿是最主要的吸能部件，其吸能量為1 370 . 2 J，占預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)總吸能量的64.1%。而立柱、角件和橫梁的吸能量分別為322.8、314.3 和 128.9 J，分別占結(jié)構(gòu)總吸能量的15.1%、14.7%和6.0%。正長(zhǎng)方體結(jié)構(gòu)的立柱、角件、橫梁的吸能量分別為523.3、583.4和563.4 J，分別占結(jié)構(gòu)總吸能量的31.3%、34.9%和33.7%。

4 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的優(yōu)化

4.1 預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的優(yōu)化試驗(yàn)設(shè)計(jì)

通過以上的頂壓碰撞仿真測(cè)試，可以發(fā)現(xiàn)采用吸能桿拉伸吸能的預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)比傳統(tǒng)的正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)在碰撞吸能上有較大改進(jìn)，但尚有較多須優(yōu)化的細(xì)節(jié)，未發(fā)揮該結(jié)構(gòu)的最佳性能，表現(xiàn)在以下幾方面。

（1）碰撞仿真過程中框架結(jié)構(gòu)始終未能持續(xù)達(dá)到材料的屈服極限，說明在力學(xué)性能上尚有冗余，可適當(dāng)弱化。

（2）預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的質(zhì)量比正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)約大7.8%，其在輕量化方面還有較大的優(yōu)化空間。

（3）在碰撞仿真中吸能桿的應(yīng)力過大，最高已接近600 MPa，離材料抗拉極限不遠(yuǎn)，有中途突然斷裂的危險(xiǎn)。

（4）結(jié)構(gòu)的總吸能不足，無法在完全壓潰之前將頂壓板截停。

因此，對(duì)預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行了以下調(diào)整：

（1）將吸能桿的直徑由4調(diào)整為6 mm，以提高吸能桿的最大吸能量。吸能桿的材料參數(shù)屬性保持不變，調(diào)整后兩根吸能桿的總質(zhì)量由133增加至301 g。

（2）嘗試適當(dāng)減薄橫梁和立柱的壁厚以減輕結(jié)構(gòu)的質(zhì)量。以結(jié)構(gòu)立柱和上下橫梁的厚度作為優(yōu)化的設(shè)計(jì)變量，選取兩者的厚度范圍為1.0～1.5 mm，間隔0.1 mm，進(jìn)行全因子試驗(yàn)。為防止結(jié)構(gòu)過度變形，影響試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，設(shè)定當(dāng)上下剛性板距離縮小至100 mm 時(shí)停止試驗(yàn)，記錄碰撞過程中結(jié)構(gòu)的吸能特性。

該試驗(yàn)的因素水平表如表3 所示。仿真試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。

表3 因素水平表

表4 全因子試驗(yàn)結(jié)果

相應(yīng)的橫梁和立柱的壁厚對(duì)預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的吸能性能影響云圖如圖17所示。

圖17 隨立柱和橫梁壁厚而變的吸能參數(shù)方圖

由表4 可見，橫梁壁厚為1.3 mm，立柱壁厚為1.2 mm 時(shí)，比吸能取得最大值，且此時(shí)吸能桿的吸能量和結(jié)構(gòu)的總吸能量都已基本接近峰值。因此，綜合考慮結(jié)構(gòu)的吸能桿吸能效率、結(jié)構(gòu)的總吸能和比吸能，選取立柱壁厚為1.2 mm，橫梁壁厚為1.3 mm 作為該結(jié)構(gòu)壁厚的最優(yōu)解。此時(shí)預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)質(zhì)量為1.445 kg，比優(yōu)化前的預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)質(zhì)量1.484 kg減輕了2.6%；但比正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)的質(zhì)量1.295 kg 增加了11.6%；預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的總吸能從2 136.2提升至2 614.9 J，提升幅度22.4%，比吸能從1 439.5 提升至1 809.6 J/kg，提升幅度25.7%，吸能結(jié)構(gòu)的輕量化和吸能率都得到明顯提升。相對(duì)于正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)，總吸能增加56.6%，比吸能提升40.3%。

4.2 優(yōu)化后預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)頂壓仿真驗(yàn)證

對(duì)優(yōu)化求得立柱壁厚1.2 mm，橫梁壁厚1.3 mm的預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)，按照第3.1 節(jié)的測(cè)試方法進(jìn)行頂壓碰撞仿真試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)過程的能量轉(zhuǎn)化曲線如圖18所示。

圖18 碰撞仿真能量轉(zhuǎn)化曲線

由圖18 可以看出，吸能桿直徑增加后，碰撞發(fā)生5 ms 內(nèi)吸能桿的吸能速度會(huì)有所減慢，且低于橫梁。從第5 ms 開始，吸能桿的吸能速度迅速增加，成為結(jié)構(gòu)中吸能量占比最大的吸能部件。頂壓板在碰撞測(cè)試過程中的速度和加速度變化分別如圖19和圖20所示。由圖19可見，優(yōu)化后頂壓板的下降速度衰減很快，意味著預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)能更快地吸收能量。到28.6 ms 時(shí)，頂壓板速度為零，表明它下降到最低位置，此時(shí)頂壓板的位移為127.5 mm，隨后頂壓板開始向上運(yùn)動(dòng)，即回彈，滿足第4.1 節(jié)中提及的優(yōu)化要求：在完全壓潰之前頂壓板截停。

從圖20 可以看出，預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，頂壓板的峰值加速度與原來相當(dāng)，但碰撞加速度較高的情況保持時(shí)間較長(zhǎng)，隨后才開始緩慢下降，且在保持頂壓板峰值加速度基本不變的條件下，全過程的平均加速度為29.5g，比優(yōu)化前的13.4g提升了120%，說明吸能性能大幅提高。

圖19 優(yōu)化前后頂壓板速度對(duì)比

圖20 優(yōu)化前后頂壓板加速度對(duì)比

5 結(jié)論

首先創(chuàng)新性地提出了采用材料拉伸實(shí)現(xiàn)碰撞吸能的方案，提出并構(gòu)建了一種基于斜長(zhǎng)方體框架的預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)，通過定向誘導(dǎo)的方式產(chǎn)生拉伸變形，并構(gòu)建了模擬商用車吸能部件的正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比。采用有限元碰撞仿真，分析了兩種結(jié)構(gòu)的碰撞變形過程，得出預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)具有更加優(yōu)異的吸能能力的結(jié)論。通過對(duì)預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的橫梁和立柱壁厚的全因子試驗(yàn)進(jìn)行優(yōu)化，確定了最優(yōu)解。優(yōu)化后預(yù)潰拉伸吸能結(jié)構(gòu)的總質(zhì)量比正長(zhǎng)方體框架結(jié)構(gòu)增加了11.6%，總吸能增加56.6%，比吸能提升40.3%，證明了該結(jié)構(gòu)在質(zhì)量稍有增加的條件下，碰撞安全性能有明顯改善。