1、研究背景及意義

    隨著世界經濟的飛速發展，汽車的普及率越來越高，所引發的環境問題不容小覷。汽車輕量化不僅能有效降低汽車油耗，增加企業積分，實現企業又好又快發展，同時也是實現我國碳排放目標的重要途徑。同時從2020年6月起，我國機動車保有量已達3.6億輛，其中汽車保有量2.7億輛，機動車駕駛人4.4億，69個城市的機動車保有量已超過100萬輛，但隨之而來的是中國道路交通事故總數和道路交通事故直接損失的逐年提高，故汽車被動安全亦不容小覷。

    汽車輕量化落到實處是汽車零部件的輕量化，綜合考慮安全性能和零部件減重下，汽車被動安全中前防撞橫梁系統對于乘員、行人以及汽車車身結構的保護起著至關重要的作用，故對汽車前防撞梁系統進行材料及結構研究是有實用價值的。

2、研究的主要內容

    研究以汽車前防撞梁系統為研究對象，參照企業前防梁系統設計分析流程以及低速碰撞法規對原鋼制前防撞梁系統的抗彎強度、低速碰撞安全性能進行了分析，并基于原鋼制橫梁設計的設計空間進行鋁合金前防撞梁系統設計與優化，在保證鋁合金前防撞梁系統碰撞安全性能優于原鋼制前防撞梁系統的前提下實現鋁合金前防撞橫梁的輕量化，提高整車的輕量化水平。

3、原鋼制前防撞梁系統碰撞安全性能分析

1）原鋼制前防撞梁系統的結構

    研究中的原鋼制前防撞梁系統采用真實的結構，但是簡化了外部的蒙皮，因為外部的蒙皮在實際碰撞過程中，并不對碰撞性能的提高產生正面影響。原鋼制前防撞梁系統由三大部分組成：防撞橫梁、吸能盒和連接板。其中防撞橫梁由鋼制外板和鋼制內板組成，連接板也分為上底板和下底板，如圖3.1所示。

圖3.1 原鋼制前防撞梁系統結構

2）單元選擇

    選擇殼截面，即薄殼單元。薄殼單元的算法選擇2號的Belytschko-Tsay（BT）殼單元。BT殼單元被廣泛應用于各種大變形研究問題，它具有計算速度快的優點，那是因為它采用的是單點積分。然后在此基礎上，沿殼的厚度方向選擇4個積分點。

3）網格劃分

    網格是對有限元模型總體的計算時間具有顯著影響的，所以當一個當網格的尺寸太小的時候，就會使整體的計算時間變得很長；而當網格尺寸太大的時候，又會對計算結果的精度產生不良的影響，所以根據汽車工程方面的相關經驗，防撞梁系統的防撞橫梁、連接板和背板采用5mm尺寸的網格，對吸能盒采用4mm尺寸的網格。其有限元模型如圖3.2所示。

圖3.2 原鋼制前防撞梁系統三點彎曲有限元模型

4）材料模型

    LS-DYNA中提供的材料模型種類眾多，在本次仿真分析中，防撞橫梁、吸能盒和連接板均采用24號多線性彈塑性材料模型，背板采用的是20號剛體材料模型。

    原鋼制防撞橫梁和連接板材料均采用B340/590DP，其材料參數如表3.1所示。

表3.1 防撞橫梁與連接板材料B340/590DP參數

    表3.2 吸能盒材料B240/390DP參數吸能盒材料均采用B240/390DP，其材料參數如表3.2所示。

表3.2 吸能盒材料B240/390DP參數

5）連接設置

    通過參考一些常規車型，本次仿真分析原鋼制前防撞梁系統所采用的連接方式為焊接。其中鋼制外板和鋼制內板采用點焊的方式進行連接，點焊的一維Spot單元需要賦予100號的材料模型，同理，100號材料模型需要給出密度、泊松比、彈性模量和屈服強度，它們各自的數值為7800kg/m^-3、0.3、210GPa和207MPa。而對于上底板和鋼制內板的連接以及上下底板和吸能盒的連接，我們采用縫焊的方式進行連接，模擬方式為RigidBody剛性單元，因此不需要對其賦予材料屬性。由于計算過程中屬于同一個部件的單元各自節點之間是不存在相對位移的，因此利用這一個屬性本文將下底板最外部一圈網格單元轉移到背板上，這樣這塊背板就能夠和整個原鋼制前防撞梁系統的下底板完全連接。

6）接觸設置

    在仿真分析中，我們必須加上合理的接觸，否則各個部件之間就會相互滲透，將會導致計算出現嚴重的錯誤。對于鋼制外板和鋼制內板的點焊連接，焊點和鋼制內、外板采用的接觸是NodeToSurface，點面接觸，并且勾選TiedShell選項；而對于原鋼制前防撞梁系統各個部件之間的相互接觸，采用的接觸是SingleSurface，單面接觸。另外，為了模擬在整個原鋼制前防撞梁系統后面的整車模型，原鋼制前防撞梁系統后面的背板將會承載原鋼制前防撞梁系統后面整車模型的重量，本次仿真中給背板每一個節點做了765g的質量加載，原鋼制前防撞梁系統總共將重達1.2t。由于計算過程中屬于同一個部件的單元各自節點之間是不存在相對位移的，因此利用這一個屬性本文將下底板最外部一圈網格單元轉移到需要施加質量的背板上，這樣這塊1.2t的背板就能夠和整個原鋼制前防撞梁系統的下底板完全連接。另外，在原鋼制前防撞梁系統前面建立無邊界的、幾何形狀為平板的剛性墻，設置摩擦系數為0.2，它將保持不動，并賦予原鋼制前防撞梁系統邊界條件為其具有初始速度4km/h，這樣原鋼制前防撞梁系統整體將以一定的初速度向平板剛性墻撞去。

7）約束

    在約束方面，為了使背板不會隨意地轉動或平移，約束了背板所有自由度。

8）沙漏控制

    薄殼單元，尤其是BT殼單元中經常會出現沙漏現象，這是一種零能變形現象，即產生了零應力和零應變。更為嚴重的是，如果沙漏能在總能量中占比過大，將會導致整體計算失敗，因此我們需要控制沙漏。一方面可以提高網格的質量，并且需要保證不能出現最小長度為0的網格單元；另一方面可以采用16號算法，這是一種全積分單元算法，能夠完全控制沙漏現象，同時可以建立沙漏控制的屬性卡片，本次仿真分析中沙漏控制卡片采用的是第4種沙漏控制模型，并設置了體積粘度系數等相關參數。

9）仿真結果分析

    設置完成后，導入K文件采用ANSYS LS-DYNA進行基于MPP架構下的高速求解計算，得到如下結果：

    ·100%重疊剛性墻低速碰撞分析

    圖3.3是原鋼制前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞仿真中0.15s和0.3s處時的塑性應變分布云圖，展示了系統整體發生塑性形變的情況。主要是鋼制外板的中部發生了塑性形變，最大塑性應變為0.30。

 (a) t=0.15s

 (b) t=0.3s

圖3.3 原鋼制前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞的塑性應變分布

    由圖3.4的原鋼制前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞支反力曲線可以看出，平板剛性墻位移了0.05s后達到了支反力的峰值，為29.25kN，此時前防撞橫梁達到屈服極限，隨后因為防撞梁系統發生塑性變形，支反力開始下降，直至0.103s降為0，此時平板剛性墻與原鋼制前防撞梁系統基本沒有接觸。

 圖3.4 原鋼制前防撞梁系統100%重疊剛性墻的低速碰撞支反力

    如圖3.5所示，本次仿真的有限元模型中設置了一個能夠輸出位移、速度等一系列情況的節點2680，它基本上是位于前防撞橫梁的中部。從它相對于背板節點46824的距離變化曲線圖可以看出：當到前防撞橫梁與平板剛性墻接觸，由于前防撞橫梁發生形變，節點2680相對于背板節點46824的距離不斷減少，并應該在0.065s達到沿X正向位移的最大值，所以兩者之差就代表了節點2680沿X正方向的最大位移，為38.13mm。隨后因為在0.065s之后原鋼制前防撞梁系統處于回彈階段，節點2680有沿著X負方向的回彈位移，因此節點2680相對于背板節點46824的距離不斷增加，直到原鋼制前防撞梁完全離開平板剛性墻。

 (a) 2680節點位置

 (b) 2680節點相對背板節點46824距離變化情況

圖3.5 原鋼制前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞前端面2680節點情況

    圖3.6展示了原鋼制前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞中能量變化的情況。能夠明顯的看到，沙漏能和界面能非常小，在總能量中占比遠遠低于5%，這說明整個仿真的模型以及計算結果是有效的。隨著時間的不斷增加，整個系統的動能在不斷地減小，而內能在不斷地增加。在0.031s的時候，系統的動能和內能相等。由于0s至0.065s系統處于壓縮階段，所以內能不斷地增加，直到0.065s達到峰值，為728.48J；同時動能不斷減小，并在0.065s達到最小值，0J。而在0.065s至0.3s，系統處于回彈階段，所以內能在減小而動能在增加，隨著時間的推移，內能最終趨于穩定值609.86J，動能最終趨于穩定值119.401J。

 圖3.6 原鋼制前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞能量時間曲線

4、鋁合金前防撞橫梁的結構確定

    鋁合金橫梁截面形狀采用中空加強筋結構能兼顧質量、成本和性能，此次研究使用軟件一共快速分析了12種截面形狀。在得出最優田字形截面形狀后，采用LS-OPT對加強筋各處壁厚進行了多目標優化數學模型的求解，具體設置如下：

    尺寸多目標優化的研究對象是鋁合金橫梁截面結構各自的壁厚，因此對于田字形截面形狀的橫梁來說，它的截面形狀可以分為前端面、背端面、外加強、橫向內加強筋和縱向內加強筋，其中外加強筋的壁厚上下是一致的，橫向內加強筋和縱向內加強筋的壁厚可以不盡相同，截面結構如圖4.1所示。

 圖4.1 鋁合金橫梁截面結構

    由于鋁合金是擠壓型材，所以需要考慮工藝要求和擠壓成本，因此，其截面形狀不能過于復雜，并且壁厚不能過小。對于田字形截面形狀來說，有5個壁厚變量，分別是：tinner、tmiddle、touter、tribgn和tribrow，與它的截面結構相對應，5個壁厚變量的上下限以及初始值如表4.1所示。

表4.1 田字形截面形狀整合數據結果

    根據壁厚尺寸多目標優化的目的，選擇優化目標為鋁合金橫梁的總質量和田字形截面形狀橫梁各自前端面、背板的位移輸出節點的位移差值的峰值最小化，而為了使鋁合金橫梁的性能優于原鋼制橫梁，所以約束有三個：一是田字形截面形狀橫梁的前端面沿X方向的最大形變量要小于原鋼制橫梁前端面沿X方向的最大形變量，即38.13mm；二是田字形截面形狀鋁合金前防撞梁系統的支反力峰值要大于原鋼制前防撞梁系統的支反力峰值，即29.25kN；三是田字形截面形狀橫梁的前端面塑性應變量峰值要小于原鋼制橫梁前端面塑性應變量峰值，即0.30。并且在LS-OPT軟件內選擇Pareto前沿面優化解集（Pareto Optimal Front）和遺傳算法（GA）。目標及約束基本方程表示如下：

s.t.:

 0≤DispNodeSubtraction≤38.13mm

                                                            0≤RwForce≤29.25mm

 0≤EpStrain≤0.30                             

    最終確定的優化結果如下表4.2所示：

表4.2 十字形截面形狀Pareto優化結果

變量	touter （mm）	tmiddle （mm）	tribrow （mm）	tribgn （mm）	tinner （mm）	Predicted Mass （kg）	Predicted DispNodeSubtraction （mm）	Predicted RwForce （kN）	Predicted EpStrain
結果	1.60	1.52	4.61	1.50	4.21	2.87	30.83	60.13	0.28

5、鋁合金前防撞橫梁100%重疊剛性墻低速碰撞對標原鋼制

1）單元選擇

    選擇殼截面，即薄殼單元。薄殼單元的算法選擇2號的Belytschko-Tsay（BT）殼單元。BT殼單元被廣泛應用于各種大變形研究問題，它具有計算速度快的優點，那是因為它采用的是單點積分。然后在此基礎上，沿殼的厚度方向選擇4個積分點。

2）網格劃分

    根據汽車工程方面的相關經驗，防撞梁系統的防撞橫梁、連接板和背板采用5mm尺寸的網格，對吸能盒采用4mm尺寸的網格。其有限元模型如圖5.1所示。

 圖5.1 鋁合金前防撞梁系統低速碰撞有限元模型

3）材料模型

    在本次仿真分析中，防撞橫梁、吸能盒和連接板均采用LS-DYNA中的24號多線性彈塑性材料模型，背板采用的是20號剛體材料模型。

    其中，防撞橫梁的材料參數如表5.1所示。

表5.1 防撞橫梁材料參數

   

    連接板的材料參數如表5.2所示。

表5.2 連接板材料參數

    

    吸能盒的材料參數如表5.3所示。

    表5.3 吸能盒材料B240/390DP參數

4）連接設置 

    通過參考一些常規車型，本次分析鋁合金前防撞梁系統所采用的連接方式為焊接。其中前防撞橫梁和吸能盒、吸能盒和連接板采用點焊的方式進行連接，點焊采用一維Beam單元，采用9號積分算法，直徑為6mm，且賦予了100號的材料模型，同理，100號材料模型需要給出密度、泊松比、彈性模量和屈服強度，它們各自的數值為2700kg/m^-3、0.30、689GPa和700MPa。為了模擬在整個鋁合金前防撞梁系統后面的整車模型，鋁合金前防撞梁系統后面的背板將會承載系統后面整車模型的重量，本次仿真中給背板每一個節點做了756g的質量加載，鋁合金前防撞梁系統總共將重達1.2t。由于計算過程中屬于同一個部件的單元各自節點之間是不存在相對位移的，因此利用這一個屬性本文將下底板最外部一圈網格單元轉移到需要施加質量的背板上，這樣這塊1.2t的背板就能夠和整個系統的下底板完全連接。

5）接觸設置

    在仿真分析中，我們必須加上合理的接觸，否則各個部件之間就會相互滲透，將會導致計算出現嚴重的錯誤。對于所有點焊連接，焊點和所焊零件所有節點間采用的接觸是ContactSpotweld；而對于鋁合金前防撞梁系統各個部件之間的相互接觸，采用的接觸是SingleSurface，單面接觸。另外，建立無邊界的、幾何形狀為平板的剛性墻，設置摩擦系數為0.2，它將保持不動。

6）約束

    在約束方面，為了使背板不會隨意地轉動或平移，約束了這塊背板的所有自由度。

7）邊界條件

    設置鋁合金前防撞梁系統邊界條件為其具有初始速度4km/h，這樣系統整體將以一定的初速度向平板剛性墻撞去。

8）沙漏控制

    本次仿真分析中建立了沙漏控制卡片，采用第4種沙漏控制模型，并設置了體積粘度系數等相關參數。

9）仿真結果分析

    設置完成后，導入K文件采用ANSYS LS-DYNA進行基于MPP架構下的高速求解計算，得到如下結果：

    ·100%重疊剛性墻低速碰撞分析

    整個低速碰撞過程中鋁合金前防撞梁系統的表現可以分為兩個階段：一是壓縮階段，二是回彈階段。當仿真時間為0s至0.054s，鋁合金前防撞梁系統處于壓縮階段，其動能不斷減小，而內能不斷增加，也就是吸收能量的過程；當仿真時間為0.054s至0.3s，整個系統處于回彈階段，這是因為鋁合金前防撞梁具有一定剛度，且存在殘余應力，因此系統的一部分內能將會轉化為動能，所以表現就是鋁合金前防撞梁系統反向運動。因此，新設計的鋁合金前防撞梁系統的0.054s加載時間要短于原鋼制前防撞梁系統的0.065s加載時間。

    如圖5.2所示，本次仿真的有限元模型中在橫梁前端面和背板分別設置了能夠輸出位移、速度等一系列情況的節點39106和節點113448。節點39106基本上是位于前防撞橫梁的中部，從它與節點113448的相對距離變化曲線圖可以看出：一開始相對距離為0，直到前防撞橫梁與平板剛性墻接觸，由于此時前防撞橫梁前端面發生形變，所以相對距離不斷增加，并應該在0.054秒達到相對距離的峰值，即節點39106沿X正向位移的最大值，為26.87mm，遠低于原鋼制前防撞梁系統節點2680沿X正向的最大位移38.13mm，說明鋁合金橫梁剛度要比原鋼制橫梁更大。隨后因為在0.054s之后鋁合金前防撞梁系統處于回彈階段，前端面有回彈現象，故節點39106有沿著X負方向的回彈位移，所以相對距離不斷下降直至穩定。

 (a) 39106節點位置

 (b) 39106節點與113448節點相對距離的變化情況

圖5.2 鋁合金前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞前端面39106節點情況

    圖5.3是鋁合金前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞仿真結束時的塑性應變分布云圖，展示了防撞橫梁發生塑性形變的情況。主要是前端面的中部和背端面與吸能盒連接處發生了塑性形變，最大塑性應變為0.07，遠低于原鋼制前防撞梁系統前端面的最大塑性應變0.30，說明鋁合金橫梁沒有開裂的風險。

 圖5.3 鋁合金前防撞梁100%重疊剛性墻低速碰撞的塑性應變分布

    由圖5.4的鋁合金前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞支反力曲線可以看出，在0.054s，即壓縮階段結束時達到了支反力的峰值，為51.91kN，遠高于原鋼制前防撞梁系統最大支反力29.25kN。此時前防撞橫梁達到屈服極限，隨后因為防撞梁系統發生塑性變形，支反力開始下降，直至0.082s降為0，此時平板剛性墻與鋁合金前防撞梁系統基本沒有接觸。

 圖5.4 鋁合金前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞的支反力

    圖5.5展示了鋁合金前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞中能量變化的情況。能夠明顯的看到，沙漏能非常小，在總能量中占比遠遠低于5%，出現了極少量的負界面能，這是因為出現一定的滑移現象造成的，這說明整個仿真的模型以及計算結果是有效的。隨著時間的不斷增加，整個系統的動能在不斷地減小，而內能在不斷地增加。在0.032s的時候，系統的動能和內能相等。由于0s至0.054s系統處于壓縮階段，所以內能不斷地增加，直到0.054s達到峰值，為723.74J，與原鋼制前防撞梁系統的內能峰值基本一致，但比原鋼制系統能量轉化速度要快；同時動能不斷減小，并在0.054s達到最小值，0J。而在0.054s至0.3s，系統處于回彈階段，所以內能在減小而動能在增加，隨著時間的推移，內能最終趨于穩定值577.03J。

 圖5.5 鋁合金前防撞梁系統100%重疊剛性墻低速碰撞的能量

    綜上所言，新設計的鋁合金前防撞梁系統整體剛度要高于原鋼制前防撞梁系統的，并且此鋁合金前防撞梁系統在100%重疊剛性墻低速碰撞仿真分析中表現綜合要優于原鋼制前防撞梁系統。因此鋁合金前防撞橫梁的結構設計與優化基本達成目標。

    當然，本基于LS-DYNA的鋁合金前防撞橫梁結構設計與優化研究仍存在諸多不足之處，歡迎各位專家批評指正，交流推動進步，分享加快發展，謝謝。