基于J-C型材料模型的整車正面碰撞結構優(yōu)化＊

易有福 鄧高濤 王煥然

（1.國機智駿汽車有限公司研發(fā)中心，贛州 341000；2.寧波大學，沖擊與安全工程教育部重點實驗室，寧波 315211）

1 前言

在汽車碰撞安全性能開發(fā)過程中，安全仿真技術是進行結構優(yōu)化設計的常用手段，碰撞安全仿真的精度極大地依賴于輸入的材料動態(tài)力學本構方程。金屬板材的動態(tài)力學性能一直是國內外研究的熱點：賈存威等[1]采用LS-DYNA程序，對高導無氧銅柱狀試件的Hopkinson拉伸試驗進行了數(shù)值模擬與設計優(yōu)化；王煥然等[2]對鋁鎂合金的動態(tài)壓縮本構關系進行了試驗研究與仿真校核；鄧高濤等[3]以QP980CR鋼為例，研究了鋼板材片狀試件的形狀和尺度對Hopkinson拉伸試驗的影響；范春雷等[4-5]針對焊點在平面拉伸沖擊載荷下的力學響應開展了一系列研究。在車用金屬材料力學性能方面，易有福等研究了輪轂鋁合金材料A356的微觀組織與力學性能間的關系[6]，以及鋼板材料的力學性能對汽車碰撞安全的影響[7]。本文首先采用試驗的方法，確定B420LA鋼及HC420/780鋼的J-C型動態(tài)拉伸力學本構方程，然后采用LS-DYNA程序對整車正面碰撞的前縱梁結構變形模式進行優(yōu)化設計。

2 2種鋼板材料動態(tài)拉伸本構方程確定

準靜態(tài)拉伸試驗使用WDW-100 型靜態(tài)拉伸試驗機，如圖1所示。不同溫度和應變率條件下的動態(tài)拉伸試驗使用日本鷺工TS2000 檢力頭式材料高速試驗機，如圖2所示。試驗樣件的制作加工流程如圖3所示。

圖1 WDW-100型材料靜態(tài)拉伸試驗機

圖2 TS2000檢力頭式材料高速試驗機

圖3 鋼板材試件加工流程

B420LA及HC420/780DP鋼板材均加工成如圖4所示的標準試件[8]進行準靜態(tài)拉伸試驗，試件厚度均為1.2 mm，試驗溫度為293 K，應變率均為10-3/s，2 種材料試件試驗結果的應力-應變曲線如圖5所示。

圖4 準靜態(tài)拉伸試驗試件

圖5 2種板材準靜態(tài)拉伸應力-應變曲線

程超等[9]的研究結果表明，在汽車碰撞安全仿真過程中，材料的應變率效應對仿真精度有影響。將2種鋼板材加工成如圖6所示的試件，進行不同應變率和溫度條件下的動態(tài)拉伸試驗，試件厚度均為1.2 mm，加工后的實際試件如圖7所示。2種材料的試驗采用相同的動態(tài)拉伸試驗條件，如表1所示。試件的加溫設備由加熱爐、熱電偶、溫控儀及溫度顯示器組成，加溫試驗的具體過程為：試件加溫到需要的溫度，并保持恒溫穩(wěn)定5 min后，確保試件內外的溫度一致，然后進行動態(tài)拉伸試驗。B420LA 材料試件試驗應力-應變曲線結果如圖8所示，圖中T為試驗絕對溫度，為平均應變率；HC420/780DP材料試件試驗應力-應變曲線結果如圖9所示，試驗曲線均經過S-G法濾波處理。

圖6 動態(tài)拉伸試驗試件

圖7 動態(tài)拉伸試驗試件實物

圖8 B420LA鋼板材動態(tài)拉伸應力-應變曲線與擬合曲線

圖9 HC420/780DP鋼板材動態(tài)拉伸應力-應變曲線與擬合曲線

表1 B420LA及HC420/780DP鋼板材動態(tài)拉伸試驗條件

J-C本構方程[10]的表達式為：

根據(jù)J-C 本構方程表達式及不同應變率和溫度下的試驗應力-應變曲線，即可擬合出材料的J-C 型動態(tài)拉伸本構參數(shù)。經仿真標定的J-C 型動態(tài)拉伸本構方程擬合參數(shù)如表2 所示，2 種材料的參數(shù)曲線與試驗塑性階段應力應變曲線對比結果分別見圖8、圖9。

表2 2種鋼板材J-C型動態(tài)拉伸本構方程擬合結果

3 整車正面碰撞的建模分析

本文的研究對象為某A00級純電動汽車，整備質量為797 kg。前縱梁的初版結構如圖10所示，左、右縱梁內板厚1.8 mm，縱梁外板厚1.6 mm?？v梁布置有電機前懸置安裝橫梁支架，電機懸置的布置方式為前、后布置，其中前懸2個點、后懸1個點。采用LS-DYNA程序，按照GB 11551—2014《汽車正面碰撞的乘員保護》[11]要求的整車正面碰撞工況對該車型進行仿真建模分析，仿真工況為整車以50 km/h 的速度完全正面碰撞剛性墻。仿真過程中前縱梁材料參數(shù)采用前文確定的B420LA材料的J-C 型本構方程，模擬常溫（溫度設定為373 K）下的碰撞試驗，不考慮結構變形導致的溫升效應。

圖10 優(yōu)化前前縱梁及電機前懸置安裝橫梁支架設計方案

碰撞過程中前縱梁結構的變形過程如圖11 所示，左、右兩側的整車加速度波形（加速度信號取自B 柱下側）如圖12 所示，加速度波形采用C60 通道進行濾波[11]。由圖11 可知，前縱梁前端（第一變形誘導槽處）有一次完全折疊壓潰，第二及第三變形誘導槽處壓潰變形不理想。整車加速度波形峰值左側為58.1g，右側為56.2g，加速度峰值較高，對假人的沖擊傷害較大，需要進行優(yōu)化。正面碰撞過程中前圍板X正向侵入量最大時刻的位移云圖如圖13所示，最大位移位于左、右前縱梁根部，并向中間延伸，過程最大侵入量為208.7 mm，最大位移點位于右側前縱梁根部。碰撞過程中侵入量較大，需要優(yōu)化。

圖11 優(yōu)化前前縱梁及電機前懸置安裝橫梁碰撞變形過程

圖12 優(yōu)化前、后整車加速度對比

圖13 優(yōu)化前正碰過程前圍板X正向侵入量最大時刻位移云圖

4 前縱梁結構優(yōu)化設計與仿真分析

前縱梁及電機前懸置安裝橫梁支架優(yōu)化方案如圖14 所示。優(yōu)化模型仿真過程中前縱梁材料參數(shù)采用前文確定的HC420/780DP 材料的J-C 型本構方程，模擬常溫（溫度設定為373 K）下的碰撞試驗，不考慮結構變形導致的溫升效應。

圖14 前縱梁及電機前懸安裝橫梁支架優(yōu)化方案示意

前縱梁結構的變形過程如圖15所示，左、右兩側的整車加速度波形見圖12。由圖15 可知，前縱梁前端第一及第二變形誘導槽處各形成一個完全折疊壓潰，第三變形誘導槽處出現(xiàn)明顯折彎變形，并且整個前縱梁呈現(xiàn)內“Z”字型壓潰變形模式，縱梁結構變形穩(wěn)定。優(yōu)化后左側整車加速度峰值降為38.0g，峰值比優(yōu)化前降低20.1g；優(yōu)化后右側整車加速度峰值降為39.2g，峰值比優(yōu)化前降低17g。優(yōu)化后模型正面碰撞過程中前圍板X正向侵入量最大時刻的位移云圖如圖16 所示，最大侵入量位于左側縱梁根部偏中間區(qū)域，過程最大侵入量為182.2 mm，優(yōu)化后前圍板侵入量最大值降低26.5 mm。

圖15 優(yōu)化后前縱梁及電機前懸置安裝橫梁碰撞變形過程

圖16 優(yōu)化后正碰過程前圍板X正向侵入量最大時刻位移云圖

5 結束語

本文根據(jù)不同溫度及應變率條件下的應力-應變曲線確定了HC420LA 及HC420/780DP 鋼板材料的J-C型動態(tài)拉伸本構方程。采用LS-DYNA程序對前縱梁使用HC420LA 鋼板材料的車身結構進行了數(shù)值仿真分析，研究了縱梁變形模式與整車加速度結果，并對車身結構進行了優(yōu)化。采用LS-DYNA程序對優(yōu)化后的縱梁結構進行數(shù)值仿真分析。結果表明，優(yōu)化后的前縱梁壓潰變形模式更優(yōu)，整車加速度峰值明顯降低，前圍板的侵入量也明顯降低。