基于點(diǎn)陣填充薄壁結(jié)構(gòu)的客車車身骨架耐撞性能分析

石添華

基于點(diǎn)陣填充薄壁結(jié)構(gòu)的客車車身骨架耐撞性能分析

石添華

（廈門金龍旅行車有限公司 福建省新能源汽車企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 廈門 361022）

點(diǎn)陣材料由于其優(yōu)異的力學(xué)性能、輕質(zhì)化以及較強(qiáng)的能量吸收性能，在提升汽車碰撞安全性能等方面具有顯著的效果。文章采用試驗(yàn)與仿真的方法對BCC點(diǎn)陣材料在壓縮及彎曲工況下力學(xué)特性進(jìn)行深入研究，揭示了其變形機(jī)制及能量吸收特性；隨后將其應(yīng)用于客車縱梁與立柱中，揭示了BCC點(diǎn)陣填充薄壁結(jié)構(gòu)在提升整車碰撞安全性能中的優(yōu)勢。

客車車身；點(diǎn)陣填充結(jié)構(gòu)；耐撞性能；有限元分析

在道路交通安全事故中，碰撞是造成人員傷亡的主要事故類型[1]。在公路客運(yùn)中，客車是目前主要交通工具之一，一旦發(fā)生交通事故，極易造成乘員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失[2]。因此，提高碰撞安全性具有重要意義。

近年來，點(diǎn)陣材料因其高比強(qiáng)度、高比剛度、卓越的能量吸收性能等優(yōu)勢被廣泛應(yīng)用于工程應(yīng)用領(lǐng)域[3-6]。隨著增材制造技術(shù)的發(fā)展，大量的點(diǎn)陣材料被提出和研究，可以分為以下三種類別：桁架基點(diǎn)陣材料[7]、三周期最小曲面（Triply Periodic Minimal Surface, TPMS）點(diǎn)陣材料[8]和殼基點(diǎn)陣材料[9]。大量的研究工作集中于點(diǎn)陣材料的力學(xué)性能，廣泛研究了多種點(diǎn)陣材料，如：八面體桁架材料[10]、BCC點(diǎn)陣材料[11]、FCC和OCT點(diǎn)陣材料[12]等，ZHANG等[13]建立了基于剛塑性假設(shè)和能量法的理論模型來預(yù)測自支撐點(diǎn)陣材料的平臺(tái)應(yīng)力；ZHU等[14]研究了余弦函數(shù)胞元基點(diǎn)陣材料的壓縮性能；SMITH等[15]利用有限元模型成功預(yù)測了BCC和BCC- z點(diǎn)陣材料的壓縮響應(yīng)；LI等[16]研究了BCC點(diǎn)陣材料的變形模式和應(yīng)力-應(yīng)變演化。隨著制備技術(shù)的發(fā)展，逐漸也有學(xué)者開展了點(diǎn)陣材料在車身上的應(yīng)用研究，SIMPSON等[17]研究了填充點(diǎn)陣和蜂窩吸能盒的耐撞性能；朱普強(qiáng)[18]將點(diǎn)陣材料應(yīng)用于電動(dòng)汽車電池箱底部防護(hù)結(jié)構(gòu)，提高了電池箱對地面異物的碰撞安全性。

目前文獻(xiàn)關(guān)于點(diǎn)陣材料的研究集中于力學(xué)性能以及新型的拓?fù)錁?gòu)型，關(guān)于點(diǎn)陣材料車身應(yīng)用的研究不夠深入，對于點(diǎn)陣填充車身結(jié)構(gòu)的耐撞性研究也極少。但點(diǎn)陣材料是提高碰撞安全性的重要材料，由此可見，研究點(diǎn)陣材料的車身應(yīng)用是可行的也是必要的。以傳統(tǒng)BCC點(diǎn)陣材料為例，揭示其變形機(jī)理與吸能機(jī)制，將其填充至客車縱梁及支柱中，仿真分析整車碰撞安全性，是本文的主要研究工作。

1 BCC點(diǎn)陣材料力學(xué)特性分析與驗(yàn)證

1.1 BCC點(diǎn)陣材料性能試驗(yàn)

本文所用試樣為選擇性激光熔融技術(shù)制成，根據(jù)設(shè)計(jì)的幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用三維建模軟件完成所需試樣的三維模型，并將模型導(dǎo)入打印控制軟件中，根據(jù)打印成型的工藝要求進(jìn)行切片、加支撐等數(shù)據(jù)處理，得到模型的各截面數(shù)據(jù)。將數(shù)字化處理后的模型參數(shù)導(dǎo)入到打印機(jī)中，此時(shí)控制系統(tǒng)會(huì)根據(jù)模型的數(shù)據(jù)信息和控制指令驅(qū)使打印機(jī)制備試樣。BCC壓縮和彎曲試樣如圖1所示，試樣使用316L材料，工藝參數(shù)：光斑直徑為 0.08 mm、激光功率為200 W、掃描速度為6 m/s。試樣詳細(xì)幾何參數(shù)如表1所示。

圖1 BCC壓縮和彎曲試樣

表1 試樣幾何參數(shù)

試樣直徑/mm周期長/mm總長/mm總寬/mm總高/mm質(zhì)量/g 壓縮1.12945454551.14 彎曲0.99198454551.14

1.1.1準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)

在室溫條件下，利用200 kN標(biāo)準(zhǔn)電子萬能試驗(yàn)機(jī)（SANS-CMT5205）對BCC壓縮試樣進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)，其中所有試樣均位于下壓盤上表面中心位置，而上壓盤以恒定速度2 mm/min進(jìn)行壓縮，直至試樣完全密實(shí)化。在試驗(yàn)過程中，試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)采取載荷-位移數(shù)據(jù)，數(shù)碼相機(jī)以相同的時(shí)間間隔記錄每個(gè)試樣的壓縮過程和變形細(xì)節(jié)。試樣變形過程如圖2所示。

圖2 BCC壓縮過程

在壓縮過程的初始階段，BCC點(diǎn)陣材料沒有出現(xiàn)明顯的變形。隨著壓縮應(yīng)變的增大，BCC點(diǎn)陣材料的桿件繞節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)和彎曲變形，形成一對剪切帶。此外，節(jié)點(diǎn)區(qū)域較高的應(yīng)力分布導(dǎo)致了材料中心的局部致密化，最終，隨著壓縮應(yīng)變的進(jìn)一步增大，這種局部致密化逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檎w致密化。

BCC點(diǎn)陣材料準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。在線彈性階段，曲線迅速上升，然后達(dá)到相應(yīng)的初始峰值。隨后，曲線進(jìn)入一段平緩的階段，說明BCC材料可以提供穩(wěn)定的承載力，這一階段對應(yīng)變形過程中的局部密實(shí)化從中心向四周擴(kuò)展的過程。最終，密實(shí)化擴(kuò)展至整體，應(yīng)力迅速上升。表2為BCC材料的力學(xué)性能指標(biāo)，從整個(gè)壓縮過程以及數(shù)據(jù)來看，BCC材料具有一定的能量吸收能力。

圖3 BCC準(zhǔn)靜態(tài)壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表2 BCC材料力學(xué)性能指標(biāo)

試樣EA/(J·cm-3)SEA/(J·g-1)平臺(tái)應(yīng)力/MPa密實(shí)應(yīng)變 BCC1.372.692.170.65

1.1.2三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)

在室溫條件下，利用200 kN標(biāo)準(zhǔn)電子萬能試驗(yàn)機(jī)（SANS-CMT5205）對BCC彎曲試樣進(jìn)行了三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，其中，加載速度為2 mm/min，跨距為120 mm。在試驗(yàn)過程中，試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)采取載荷-位移數(shù)據(jù)，數(shù)碼相機(jī)以相同的時(shí)間間隔記錄每個(gè)試樣的彎曲過程和變形細(xì)節(jié)。試樣變形過程如圖4所示。

圖4 BCC彎曲過程

由圖4可知，在彎曲初始階段，BCC胞元并無明顯變形，如圖4中②所示。隨著位移的增大，試樣上下端開始發(fā)生兩種不同的變形，如圖4中④所示，上端為壓縮變形，下端為彎曲變形。隨后，當(dāng)下端胞元拉伸至極致，試樣在壓頭與模具下支撐點(diǎn)的壓迫下，于下支撐點(diǎn)處又發(fā)生了壓縮變形，如圖4中⑦所示。最終，達(dá)到預(yù)定加載位移60 mm，彎曲部位產(chǎn)生不同程度的密實(shí)化，如圖4中⑨所示。

圖5為BCC點(diǎn)陣材料三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的載荷-位移曲線。在彈性階段，曲線迅速上升，并達(dá)到峰值載荷。此時(shí)，BCC胞元突破屈服極限，但未達(dá)到局部密實(shí)化，載荷在此后一段時(shí)間稍有下降。隨后，試樣上下兩端分別發(fā)生壓縮與拉伸變形，試樣局部密實(shí)化，載荷逐漸上升。最終，密實(shí)化擴(kuò)散至整個(gè)彎曲部分，由于密實(shí)化并不均勻，所以載荷曲線多有波動(dòng)。表3為BCC材料的抗彎性能指標(biāo)，從彎曲過程與數(shù)據(jù)來看，BCC材料具有一定的抗彎能力。

圖5 BCC三點(diǎn)彎曲載荷-位移曲線

表3 BCC材料抗彎性能指標(biāo)

試樣彎曲剛度/(N·mm)比彎曲剛度/(N·mm)彎曲強(qiáng)度/MPa比彎曲強(qiáng)度/MPa BCC239 422.0835 209.135.730.84

1.2 有限元建模與驗(yàn)證

1.2.1有限元模型

為了系統(tǒng)地揭示BCC點(diǎn)陣材料的力學(xué)性能和變形機(jī)制，通過在商用計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)（Computer Aided Design, CAD）軟件中設(shè)計(jì)點(diǎn)陣材料幾何模型，然后將其導(dǎo)入ABAQUS軟件中，并建立有限元模型，如圖6所示。模型材料為剛性材料，其楊氏模量為210 GPa，密度為7 800 kg/m3，泊松比為0.3。采用四面體單元（C3D4）進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用線彈塑性模型和Von Mises各向同性塑性算法模擬了基體材料的本構(gòu)行為。

1.2.2模型驗(yàn)證

將BCC材料準(zhǔn)靜態(tài)壓縮數(shù)值模擬的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和三點(diǎn)彎曲數(shù)值模擬的載荷-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，如圖7所示。采用選擇性激光熔融（Selective Laser Melting, SLM）工藝制備的BCC試樣可能存在一定程度上的幾何尺寸誤差，以及制造缺陷，所以可能導(dǎo)致數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果有誤差。表4為數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果性能指標(biāo)的對比。根據(jù)曲線與指標(biāo)對比，所建模型具有足夠高的模擬精度，可以用于后續(xù)的碰撞模擬。

圖7 BCC試驗(yàn)與模擬曲線對比

表4 BCC壓縮試驗(yàn)與模擬結(jié)果性能指標(biāo)對比

EA/(J·cm-3)SEA/(J·g-1)平臺(tái)應(yīng)力/MPa密實(shí)應(yīng)變 試驗(yàn)1.372.692.170.65 仿真1.392.732.150.63 彎曲剛度/(N·mm)比彎曲剛度/(N·mm)彎曲強(qiáng)度/MPa比彎曲強(qiáng)度/MPa 試驗(yàn)239 422.0835 209.135.730.84 仿真274 679.840 394.085.510.81

2 BCC填充結(jié)構(gòu)整車碰撞模擬

2.1 整車有限元模型

本文以某品牌12 m長的客車為研究對象，其車身骨架采用全承載設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)形式。首先使用CATIA軟件完成整車三維模型的構(gòu)建，并將在CATIA中建立的三維模型導(dǎo)入到前處理軟件HyperMesh中。由于三維建模時(shí)可能存在尺寸誤差等問題，導(dǎo)入到HyperMesh中可能會(huì)導(dǎo)致重復(fù)面、缺失面及相鄰面不連續(xù)的情況，所以需對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分前的幾何清理和模型簡化。對客車進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，采用20 mm×20 mm的殼單元網(wǎng)格為基準(zhǔn)，運(yùn)用單元共節(jié)點(diǎn)的形式進(jìn)行連接。客車各部分載荷配置以質(zhì)量點(diǎn)的形式加載。

材料屬性的設(shè)置直接從HyperWorks自帶的LS-DYNA 模塊進(jìn)行設(shè)置。此客車整車骨架主要采用方鋼材料，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系具有各向同性和彈塑性的特點(diǎn)。車身底架材料為Q345鋼，其他車身骨架部分和外蒙皮為Q235A，彈性模量為207 GPa，密度為7 800 kg/m3。

2.1.1正面碰撞

根據(jù)已建立的客車有限元模型，對客車進(jìn)行正面碰撞分析。針對客車100%正面碰撞，分別建立正面碰撞剛性墻、定義接觸、初始邊界條件設(shè)置、控制卡片及輸出設(shè)置等。根據(jù)我國《乘用車正面碰撞的乘員保護(hù)》規(guī)定，采用100%重疊率的剛性固定壁障。基于HyperMesh-LS-DYNA建立客車100%重疊率的剛性墻。

如圖8所示，將上節(jié)所述的BCC點(diǎn)陣材料填充至車頭關(guān)鍵縱梁中，以提高正面碰撞時(shí)客車的耐撞性能，并利用HyperMesh-LS-DYNA進(jìn)行碰撞模擬。

圖8 BCC填充關(guān)鍵縱梁

完成客車正面碰撞建模后，對模型控制卡片進(jìn)行設(shè)置，主要包括仿真時(shí)間、步長、能量輸出控制、相關(guān)參數(shù)輸出控制、接觸卡片設(shè)置及動(dòng)畫輸出控制。實(shí)際車輛碰撞的過程持續(xù)時(shí)間大約為90～120 ms。由于模型初始位置和碰撞墻存在一定距離，且碰撞結(jié)束后存在回彈和振動(dòng)反復(fù)的情況，為更好地觀察車輛碰撞后的變形情況，所以設(shè)定本次模擬碰撞的計(jì)算時(shí)間為200 ms。

在HyperMesh中完成碰撞有限元模型建立后，對模型進(jìn)行錯(cuò)誤檢查，正確無誤后導(dǎo)出K文件。將K文件導(dǎo)入LS-DYNA求解器進(jìn)行求解計(jì)算，計(jì)算完成后將計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入HyperView中進(jìn)行后處理，并查看模型的計(jì)算結(jié)果。通過仿真計(jì)算，分別取0 ms、50 ms、100 ms、115 ms、150 ms、200 ms這6個(gè)時(shí)刻的整車碰撞變形結(jié)果，并對整車碰撞過程進(jìn)行詳細(xì)分析。整車正面碰撞車體變形時(shí)序如圖9所示。

為減少計(jì)算時(shí)間，客車前端距離剛性壁不宜過長，故設(shè)定為100 mm。客車以50 km/h速度進(jìn)行正面碰撞，在仿真分析開始后的10 ms時(shí)刻客車開始碰撞剛性壁障，前端車身骨架首先產(chǎn)生塑性變形。因該客車為滿載狀態(tài)下進(jìn)行正面碰撞，整車動(dòng)能較大，客車骨架變形嚴(yán)重，在115 ms時(shí)刻變形量達(dá)到最大，然后開始反彈。

剛性墻碰撞反力是衡量整車耐撞性的一個(gè)重要指標(biāo)。圖10(a)為碰撞過程中剛性墻反力的曲線圖，客車在10 ms后撞上剛性墻，其反力迅速達(dá)到一個(gè)峰值，此時(shí)會(huì)對車頭結(jié)構(gòu)與車內(nèi)乘客造成極大沖擊，威脅車輛與乘員安全。在填充BCC材料后可以發(fā)現(xiàn)，剛性墻反力的峰值得到有效降低，顯著地改善了正面碰撞時(shí)的瞬時(shí)傷害。

碰撞加速度是衡量客車整車結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的另一個(gè)重要指標(biāo)。最大碰撞加速度越大，說明客車碰撞時(shí)受到的最大載荷越大，“一次碰撞”后傳遞到乘員身上的加速度就越大。

圖10 各耐撞性指標(biāo)曲線圖

圖10(b)為整車質(zhì)心加速度曲線的對比結(jié)果，在車頭關(guān)鍵縱梁填充BCC材料后，整車模型在碰撞過程中的加速度明顯降低。由此可以看出，點(diǎn)陣材料填充縱梁顯著地降低了碰撞加速度，有效地改善了正面碰撞時(shí)對于乘員及車輛的瞬時(shí)傷害。

2.1.2側(cè)翻碰撞

在上述建立的客車有限元網(wǎng)格模型的基礎(chǔ)上，通過LS-DYNA軟件建立并完善客車整車側(cè)翻有限元模型，如圖11所示。然后，參照歐洲標(biāo)準(zhǔn)委員會(huì)汽車法規(guī)R66標(biāo)準(zhǔn)建立整車側(cè)翻試驗(yàn)臺(tái)，最后，按照試驗(yàn)流程簡化并模擬客車側(cè)翻碰撞過程。

將上述的BCC點(diǎn)陣材料填充至車側(cè)關(guān)鍵立柱中，如圖12所示，以提高側(cè)翻碰撞時(shí)客車的耐撞性能。利用HyperMesh-LS-DYNA進(jìn)行側(cè)翻模擬。

圖12 BCC填充關(guān)鍵立柱

碰撞試驗(yàn)中，通常在接觸剛性壁后80～120 ms內(nèi)結(jié)束。本文研究對象客車的動(dòng)力系統(tǒng)采用發(fā)動(dòng)機(jī)后置狀態(tài)，整車前部剛度較低，平臺(tái)對大客車還有一定力的作用，因此，側(cè)翻碰撞結(jié)束時(shí)間相對較長。整個(gè)求解過程時(shí)間設(shè)定為200 ms。

通過仿真計(jì)算，分別取0 ms、50 ms、100 ms、115 ms、150 ms、200 ms這6個(gè)時(shí)刻的整車側(cè)翻變形結(jié)構(gòu)，并對整車側(cè)翻過程進(jìn)行詳細(xì)的分析。整車側(cè)翻碰撞車體變形時(shí)序如圖13所示。

圖13 整車側(cè)翻碰撞車體變形時(shí)序

整個(gè)碰撞仿真過程時(shí)間為200 ms。通過對仿真過程及仿真結(jié)果分析可知，側(cè)翻過程分兩個(gè)碰撞階段：第一階段頂蓋側(cè)邊梁與地面碰撞，此階段參與變形的區(qū)域較小，只有頂蓋、前后風(fēng)窗、側(cè)圍參與變形，車架部分變形較??；第二階段為車輛脫離翻轉(zhuǎn)平臺(tái)，直接與地面碰撞，此時(shí)整車骨架都存在變形。

客車側(cè)翻觸地瞬間，巨大的沖擊力導(dǎo)致整車開始發(fā)生變形。隨著沖擊載荷的增大，客車右側(cè)圍逐漸發(fā)生變形，變形主要集中在接觸點(diǎn)臨近區(qū)域。客車側(cè)翻開始到115 ms時(shí)刻，車體變形量達(dá)到最大。當(dāng)側(cè)翻碰撞持續(xù)到150 ms時(shí)，客車底架與地面接觸，此時(shí)底架因地面沖擊出現(xiàn)變形。 150 ms以后整車骨架變形迅速回彈，200 ms碰撞基本結(jié)束，車體沿著剛性地面滑動(dòng)。

圖14(a)為未填充點(diǎn)陣材料時(shí)，客車側(cè)翻局部變形圖，客車右側(cè)第二、第三立柱在側(cè)翻時(shí)侵入客車安全空間，最大侵入量分別為25.86 mm和59.117 mm。在關(guān)鍵立柱內(nèi)填充BCC后的側(cè)翻局部變形圖如圖14(b)所示，可以看出，客車右側(cè)第二、第三立柱在側(cè)翻時(shí)最大入侵量顯著降低，分別為20.076 mm和42.25 mm，由此看出，BCC填充關(guān)鍵立柱具有不錯(cuò)的抗彎能力。

圖14 填充前后客車側(cè)翻局部變形圖

為了更為全面地評價(jià)客車側(cè)翻安全性能，分別取客車右側(cè)立柱、質(zhì)心位置的側(cè)翻加速度對客車安全性能進(jìn)行評價(jià)。客車側(cè)翻時(shí)右側(cè)立柱加速度曲線、質(zhì)心加速度曲線如圖15所示。由側(cè)圍立柱加速度曲線可知，10 ms觸地瞬間產(chǎn)生一個(gè)28.7的峰值加速度，然后加速度逐漸平穩(wěn)，在120 ms左右時(shí)再次出現(xiàn)一個(gè)48的峰值加速度，此時(shí)立柱出現(xiàn)迅速的大變形。由質(zhì)心、前后軸加速度曲線可得，約在60～200 ms出現(xiàn)加速度峰值。在填充BCC點(diǎn)陣材料之后，由兩曲線圖的對比可以看出，右側(cè)立柱加速度與質(zhì)心加速度有明顯減小，由此可以看出，點(diǎn)陣填充立柱顯著地降低了側(cè)翻加速度，有效地改善了側(cè)翻碰撞時(shí)對于乘員及車輛的瞬時(shí)傷害。

圖15 客車加速度曲線

3 結(jié)論

本文針對BCC點(diǎn)陣材料開展了準(zhǔn)靜態(tài)壓縮及彎曲試驗(yàn)與仿真研究，揭示了BCC點(diǎn)陣材料在壓縮及彎曲工況下的力學(xué)特性；并將BCC點(diǎn)陣材料填充至客車關(guān)鍵縱梁以及立柱中，對其整車碰撞及側(cè)翻性能開展仿真分析。最終分析得出：1）在正面碰撞中，點(diǎn)陣填充縱梁對剛性墻反力的削減達(dá)到了42.9%，并且降低了28.5%的碰撞加速度；2）在側(cè)翻碰撞中，點(diǎn)陣填充立柱有效地提升了乘員生存空間，客車右側(cè)第二、第三立柱最大侵入量分別減小了22.4%和28.3%，顯著地提高了客車側(cè)面立柱的抗彎能力，對右側(cè)立柱加速度和質(zhì)心加速度分別降低了28.5%和26.6%。綜上所述，點(diǎn)陣填充結(jié)構(gòu)可以顯著地提高整車的碰撞安全性。

[1] 宋健,王偉瑋,李亮,等.汽車安全技術(shù)的研究現(xiàn)狀和展望[J].汽車安全與節(jié)能學(xué)報(bào),2010,1(2):98-106.

[2] 鄭海洋,田國富,楊礫,等.客車正面碰撞事故仿真分析研究[J].交通節(jié)能與環(huán)保,2020,16(5):29-34.

[3] 方岱寧.輕質(zhì)點(diǎn)陣材料力學(xué)與多功能設(shè)計(jì)[M].北京:科學(xué)出版社,2009.

[4] KIM T,ZHAO C Y,LU T J,et al.Convective Heat Dissipation with Lattice-frame Materials[J].Mechanics of Materials,2004,36(8):767-780.

[5] 陳繼偉.超輕點(diǎn)陣材料的研究進(jìn)展[J].裝備制造技術(shù), 2014(9):229-230.

[6] 盧天健.兼具承載、吸能、吸聲等多功能特性的超輕多孔材料創(chuàng)新構(gòu)型設(shè)計(jì)[J].噪聲與振動(dòng)控制,2018, 38(S1):13.

[7] XIAO Z,YANG Y,XIAO R,et al.Evaluation of Topology- optimized Lattice Structures Manufactured via Selec- tive Laser Melting[J].Materials & Design,2018,143(4): 27-37.

[8] YAN C,HAO L,HUSSEIN A,et al.Advanced Lightwe- ight 316L Stainless Steel Cellular Lattice Structures Fabricated via Selective Laser Melting[J].Materials & Design,2014,55(3):533-541.

[9] BONATTI C,MOHR D.Mechanical Performance of Additively-manufactured Anisotropic and Isotropic Smooth Shell-lattice Materials:Simulations & Experi- ments[J].Journal of the Mechanics and Physics of Solids,2019,122:1-26.

[10] DESHPANDE V S,FLECK N A,ASHBY M F.Effec- tive Properties of the Octet-truss Lattice Material[J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids,2001, 49(8):1747-1769.

[11] PTOCHOS E,LABEAS G.Elastic Modulus and Pois- son’s Ratio Determination of Micro-lattice Cellular Structures by Analytical, Numerical and Homogenis- ation Methods[J].Journal of Sandwich Structures & Materials,2012,14(5):597-626.

[12] GALARRETA S R,JEFFERS J R T,GHOUSE S.A Validated Finite Element Analysis Procedure for Porous Structures[J].Materials & Design,2020,189(4): 108546.

[13] ZHANG H,ZHOU H,ZHOU Z,et al.Energy Absorption Diagram Characteristic of Metallic Self-supporting 3D Lattices Fabricated by Additive Manufacturing and Design Method of Energy Absorption Structure [J].International Journal of Solids and Structures,2021, 226:111082.

[14] ZHU G,WEN D,WEI L,et al.Mechanical Performances of Novel Cosine Function Cell-based Metallic Lattice Structures under Quasi-static Compressive Loading[J]. Composite Structures,2023,314:116962.

[15] SMITH M,GUAN Z,CANTWELL W J.Finite Element Modelling of the Compressive Response of Lattice Structures Manufactured Using the Selective Laser Melting Technique[J].International Journal of Mech- anical Sciences,2013,67:28-41.

[16] LI P,WANG Z,PETRINIC N,et al.Deformation Behav- iour of Stainless Steel Microlattice Structures by Selective Laser Melting[J].Materials Science and Engineering: A,2014,614(9):116-121.

[17] SIMPSON J,KAZANC Z.Crushing Investigation of Crash Boxes Filled with Honeycomb and Re-entrant (Auxetic) Lattices[J].Thin-walled Structures,2020,150: 106676.

[18] 朱普強(qiáng).基于新型點(diǎn)陣夾芯結(jié)構(gòu)的電動(dòng)汽車電池箱碰撞防護(hù)研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué),2021.

Crashworthiness Analysis of Bus Body Skeleton Based on Lattice Filled Thin-walled Structures

SHI Tianhua

( Fujian Province Key Laboratory of New Energy Vehicle Enterprises, Xiamen Golden Dragon Bus Company Limited, Xiamen 361022, China )

Due to its excellent mechanical properties, lightweight and strong energy absorption properties, lattice materials have significant effects in improving automobile crash safety perfor- mance. In this paper, the mechanical properties of BCC lattice materials under compression and bending conditions are studied in depth by experimental and simulation methods, and their deformation mechanism and energy absorption characteristics are revealed. Subsequently, it is applied to the longitudinal beam and column of the bus, revealing the advantages of BCC dot matrix filled thin-walled structure in improving the collision safety performance of the whole vehicle.

Bus body; Lattice filled structures; Crashworthiness; Finite element analysis

TB34

A

1671-7988(2023)18-20-09

石添華（1972－），男，高級(jí)工程師，研究方向?yàn)檐囕v工程，E-mail:shitianhua@xmjl.com。

10.16638/j.cnki.1671-7988.2023.018.005