汽車輕量化落到實(shí)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(dòng)安全中前防撞橫梁系統(tǒng)對(duì)于乘員、行人以及汽車車身結(jié)構(gòu)的保護(hù)起著至關(guān)重要的作用，故對(duì)汽車前防撞梁系統(tǒng)進(jìn)行材料及結(jié)構(gòu)研究是有實(shí)用價(jià)值的。

1、主要內(nèi)容

    以汽車前防撞梁系統(tǒng)為研究對(duì)象，參照企業(yè)前防梁系統(tǒng)設(shè)計(jì)分析流程以及低速碰撞法規(guī)對(duì)原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的抗彎強(qiáng)度、低速碰撞安全性能進(jìn)行了分析，并基于原鋼制橫梁設(shè)計(jì)的設(shè)計(jì)空間進(jìn)行鋁合金前防撞梁系統(tǒng)設(shè)計(jì)與優(yōu)化，在保證鋁合金前防撞梁系統(tǒng)碰撞安全性能優(yōu)于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的前提下實(shí)現(xiàn)鋁合金前防撞橫梁的輕量化，提高整車的輕量化水平。

2、原鋼制前防撞梁系統(tǒng)碰撞安全性能分析

1）原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)

    研究中的原鋼制前防撞梁系統(tǒng)采用真實(shí)的結(jié)構(gòu)，但是簡(jiǎn)化了外部的蒙皮，因?yàn)橥獠康拿善ぴ趯?shí)際碰撞過程中，并不對(duì)碰撞性能的提高產(chǎn)生正面影響。原鋼制前防撞梁系統(tǒng)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(nèi)板組成，連接板也分為上底板和下底板，如圖2.1所示。

圖2.1 原鋼制前防撞梁系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

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(hào)的Belytschko-Tsay（BT）殼單元。BT殼單元被廣泛應(yīng)用于各種大變形研究問題，它具有計(jì)算速度快的優(yōu)點(diǎn)，那是因?yàn)樗捎玫氖菃吸c(diǎn)積分。然后在此基礎(chǔ)上，沿殼的厚度方向選擇4個(gè)積分點(diǎn)。

3）網(wǎng)格劃分

    網(wǎng)格是對(duì)有限元模型總體的計(jì)算時(shí)間具有顯著影響的，所以當(dāng)一個(gè)當(dāng)網(wǎng)格的尺寸太小的時(shí)候，就會(huì)使整體的計(jì)算時(shí)間變得很長(zhǎng)；而當(dāng)網(wǎng)格尺寸太大的時(shí)候，又會(huì)對(duì)計(jì)算結(jié)果的精度產(chǎn)生不良的影響，所以根據(jù)汽車工程方面的相關(guān)經(jīng)驗(yàn)，防撞梁系統(tǒng)的防撞橫梁、連接板和背板采用5mm尺寸的網(wǎng)格，對(duì)吸能盒采用4mm尺寸的網(wǎng)格。其有限元模型如圖2.2所示。

圖2.2 原鋼制前防撞梁系統(tǒng)三點(diǎn)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(hào)多線性彈塑性材料模型，背板采用的是20號(hào)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(shù)如表2.1所示。

表2.1 防撞橫梁與連接板材料B340/590DP參數(shù)

    表2.2 吸能盒材料B240/390DP參數(shù)吸能盒材料均采用B240/390DP，其材料參數(shù)如表2.2所示。

表2.2 吸能盒材料B240/390DP參數(shù)

5）連接設(shè)置

    通過參考一些常規(guī)車型，本次仿真分析原鋼制前防撞梁系統(tǒng)所采用的連接方式為焊接。其中鋼制外板和鋼制內(nèi)板采用點(diǎn)焊的方式進(jìn)行連接，點(diǎn)焊的一維Spot單元需要賦予100號(hào)的材料模型，同理，100號(hào)材料模型需要給出密度、泊松比、彈性模量和屈服強(qiáng)度，它們各自的數(shù)值為7800kg/m^-3、0.3、210GPa和207MPa。而對(duì)于上底板和鋼制內(nèi)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(jìn)行連接，模擬方式為RigidBody剛性單元，因此不需要對(duì)其賦予材料屬性。由于計(jì)算過程中屬于同一個(gè)部件的單元各自節(jié)點(diǎn)之間是不存在相對(duì)位移的，因此利用這一個(gè)屬性本文將下底板最外部一圈網(wǎng)格單元轉(zhuǎn)移到背板上，這樣這塊背板就能夠和整個(gè)原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的下底板完全連接。

6）接觸設(shè)置

    在仿真分析中，我們必須加上合理的接觸，否則各個(gè)部件之間就會(huì)相互滲透，將會(huì)導(dǎo)致計(jì)算出現(xiàn)嚴(yán)重的錯(cuò)誤。對(duì)于鋼制外板和鋼制內(nèi)板的點(diǎn)焊連接，焊點(diǎn)和鋼制內(nèi)、外板采用的接觸是NodeToSurface，點(diǎn)面接觸，并且勾選TiedShell選項(xiàng)；而對(duì)于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)各個(gè)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(gè)原鋼制前防撞梁系統(tǒng)后面的整車模型，原鋼制前防撞梁系統(tǒng)后面的背板將會(huì)承載原鋼制前防撞梁系統(tǒng)后面整車模型的重量，本次仿真中給背板每一個(gè)節(jié)點(diǎn)做了765g的質(zhì)量加載，原鋼制前防撞梁系統(tǒng)總共將重達(dá)1.2t。由于計(jì)算過程中屬于同一個(gè)部件的單元各自節(jié)點(diǎn)之間是不存在相對(duì)位移的，因此利用這一個(gè)屬性本文將下底板最外部一圈網(wǎng)格單元轉(zhuǎn)移到需要施加質(zhì)量的背板上，這樣這塊1.2t的背板就能夠和整個(gè)原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的下底板完全連接。另外，在原鋼制前防撞梁系統(tǒng)前面建立無邊界的、幾何形狀為平板的剛性墻，設(shè)置摩擦系數(shù)為0.2，它將保持不動(dòng)，并賦予原鋼制前防撞梁系統(tǒng)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(tǒng)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(huì)隨意地轉(zhuǎn)動(dòng)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(jīng)常會(huì)出現(xiàn)沙漏現(xiàn)象，這是一種零能變形現(xiàn)象，即產(chǎn)生了零應(yīng)力和零應(yīng)變。更為嚴(yán)重的是，如果沙漏能在總能量中占比過大，將會(huì)導(dǎo)致整體計(jì)算失敗，因此我們需要控制沙漏。一方面可以提高網(wǎng)格的質(zhì)量，并且需要保證不能出現(xiàn)最小長(zhǎng)度為0的網(wǎng)格單元；另一方面可以采用16號(hào)算法，這是一種全積分單元算法，能夠完全控制沙漏現(xiàn)象，同時(shí)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(shè)置了體積粘度系數(shù)等相關(guān)參數(shù)。

9）仿真結(jié)果分析

    設(shè)置完成后，導(dǎo)入K文件采用ANSYS LS-DYNA進(jìn)行基于MPP架構(gòu)下的高速求解計(jì)算，得到如下結(jié)果：

    ·100%重疊剛性墻低速碰撞分析

    圖2.3是原鋼制前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞仿真中0.15s和0.3s處時(shí)的塑性應(yīng)變分布云圖，展示了系統(tǒng)整體發(fā)生塑性形變的情況。主要是鋼制外板的中部發(fā)生了塑性形變，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.30。

 (a) t=0.15s

 (b) t=0.3s

圖2.3 原鋼制前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞的塑性應(yīng)變分布

    由圖2.4的原鋼制前防撞梁系統(tǒng)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(dá)到了支反力的峰值，為29.25kN，此時(shí)前防撞橫梁達(dá)到屈服極限，隨后因?yàn)榉雷擦合到y(tǒng)發(fā)生塑性變形，支反力開始下降，直至0.103s降為0，此時(shí)平板剛性墻與原鋼制前防撞梁系統(tǒng)基本沒有接觸。

 圖2.4 原鋼制前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻的低速碰撞支反力

    如圖2.5所示，本次仿真的有限元模型中設(shè)置了一個(gè)能夠輸出位移、速度等一系列情況的節(jié)點(diǎn)2680，它基本上是位于前防撞橫梁的中部。從它相對(duì)于背板節(jié)點(diǎn)46824的距離變化曲線圖可以看出：當(dāng)?shù)角胺雷矙M梁與平板剛性墻接觸，由于前防撞橫梁發(fā)生形變，節(jié)點(diǎn)2680相對(duì)于背板節(jié)點(diǎn)46824的距離不斷減少，并應(yīng)該在0.065s達(dá)到沿X正向位移的最大值，所以兩者之差就代表了節(jié)點(diǎn)2680沿X正方向的最大位移，為38.13mm。隨后因?yàn)樵?.065s之后原鋼制前防撞梁系統(tǒng)處于回彈階段，節(jié)點(diǎn)2680有沿著X負(fù)方向的回彈位移，因此節(jié)點(diǎn)2680相對(duì)于背板節(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)位置

 (b) 2680節(jié)點(diǎn)相對(duì)背板節(jié)點(diǎn)46824距離變化情況

圖2.5 原鋼制前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞前端面2680節(jié)點(diǎn)情況

    圖2.6展示了原鋼制前防撞梁系統(tǒng)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(yuǎn)遠(yuǎn)低于5%，這說明整個(gè)仿真的模型以及計(jì)算結(jié)果是有效的。隨著時(shí)間的不斷增加，整個(gè)系統(tǒng)的動(dòng)能在不斷地減小，而內(nèi)能在不斷地增加。在0.031s的時(shí)候，系統(tǒng)的動(dòng)能和內(nèi)能相等。由于0s至0.065s系統(tǒng)處于壓縮階段，所以內(nèi)能不斷地增加，直到0.065s達(dá)到峰值，為728.48J；同時(shí)動(dòng)能不斷減小，并在0.065s達(dá)到最小值，0J。而在0.065s至0.3s，系統(tǒng)處于回彈階段，所以內(nèi)能在減小而動(dòng)能在增加，隨著時(shí)間的推移，內(nèi)能最終趨于穩(wěn)定值609.86J，動(dòng)能最終趨于穩(wěn)定值119.401J。

 圖2.6 原鋼制前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞能量時(shí)間曲線

3、鋁合金前防撞橫梁的結(jié)構(gòu)確定

    鋁合金橫梁截面形狀采用中空加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)能兼顧質(zhì)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(yōu)田字形截面形狀后，采用LS-OPT對(duì)加強(qiáng)筋各處壁厚進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化數(shù)學(xué)模型的求解，具體設(shè)置如下：

    尺寸多目標(biāo)優(yōu)化的研究對(duì)象是鋁合金橫梁截面結(jié)構(gòu)各自的壁厚，因此對(duì)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(qiáng)、橫向內(nèi)加強(qiáng)筋和縱向內(nèi)加強(qiáng)筋，其中外加強(qiáng)筋的壁厚上下是一致的，橫向內(nèi)加強(qiáng)筋和縱向內(nèi)加強(qiáng)筋的壁厚可以不盡相同，截面結(jié)構(gòu)如圖3.1所示。

 圖3.1 鋁合金橫梁截面結(jié)構(gòu)

    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(fù)雜，并且壁厚不能過小。對(duì)于田字形截面形狀來說，有5個(gè)壁厚變量，分別是：tinner、tmiddle、touter、tribgn和tribrow，與它的截面結(jié)構(gòu)相對(duì)應(yīng)，5個(gè)壁厚變量的上下限以及初始值如表3.1所示。

表3.1 田字形截面形狀整合數(shù)據(jù)結(jié)果

    根據(jù)壁厚尺寸多目標(biāo)優(yōu)化的目的，選擇優(yōu)化目標(biāo)為鋁合金橫梁的總質(zhì)量和田字形截面形狀橫梁各自前端面、背板的位移輸出節(jié)點(diǎn)的位移差值的峰值最小化，而為了使鋁合金橫梁的性能優(yōu)于原鋼制橫梁，所以約束有三個(gè)：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(tǒng)的支反力峰值要大于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)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(yīng)變量峰值要小于原鋼制橫梁前端面塑性應(yīng)變量峰值，即0.30。并且在LS-OPT軟件內(nèi)選擇Pareto前沿面優(yōu)化解集（Pareto Optimal Front）和遺傳算法（GA）。目標(biāo)及約束基本方程表示如下：

    最終確定的優(yōu)化結(jié)果如下表3.2所示：

表3.2 十字形截面形狀Pareto優(yōu)化結(jié)果

4、鋁合金前防撞橫梁100%重疊剛性墻低速碰撞對(duì)標(biāo)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(hào)的Belytschko-Tsay（BT）殼單元。BT殼單元被廣泛應(yīng)用于各種大變形研究問題，它具有計(jì)算速度快的優(yōu)點(diǎn)，那是因?yàn)樗捎玫氖菃吸c(diǎn)積分。然后在此基礎(chǔ)上，沿殼的厚度方向選擇4個(gè)積分點(diǎn)。

2）網(wǎng)格劃分

    根據(jù)汽車工程方面的相關(guān)經(jīng)驗(yàn)，防撞梁系統(tǒng)的防撞橫梁、連接板和背板采用5mm尺寸的網(wǎng)格，對(duì)吸能盒采用4mm尺寸的網(wǎng)格。其有限元模型如圖4.1所示。

 圖4.1 鋁合金前防撞梁系統(tǒng)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(hào)多線性彈塑性材料模型，背板采用的是20號(hào)剛體材料模型。

    其中，防撞橫梁的材料參數(shù)如表4.1所示。

表4.1 防撞橫梁材料參數(shù)

    連接板的材料參數(shù)如表4.2所示。

表4.2 連接板材料參數(shù)

    吸能盒的材料參數(shù)如表4.3所示。

    表4.3 吸能盒材料B240/390DP參數(shù)

4）連接設(shè)置 

    通過參考一些常規(guī)車型，本次分析鋁合金前防撞梁系統(tǒng)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(diǎn)焊的方式進(jìn)行連接，點(diǎn)焊采用一維Beam單元，采用9號(hào)積分算法，直徑為6mm，且賦予了100號(hào)的材料模型，同理，100號(hào)材料模型需要給出密度、泊松比、彈性模量和屈服強(qiáng)度，它們各自的數(shù)值為2700kg/m^-3、0.30、689GPa和700MPa。為了模擬在整個(gè)鋁合金前防撞梁系統(tǒng)后面的整車模型，鋁合金前防撞梁系統(tǒng)后面的背板將會(huì)承載系統(tǒng)后面整車模型的重量，本次仿真中給背板每一個(gè)節(jié)點(diǎn)做了756g的質(zhì)量加載，鋁合金前防撞梁系統(tǒng)總共將重達(dá)1.2t。由于計(jì)算過程中屬于同一個(gè)部件的單元各自節(jié)點(diǎn)之間是不存在相對(duì)位移的，因此利用這一個(gè)屬性本文將下底板最外部一圈網(wǎng)格單元轉(zhuǎn)移到需要施加質(zhì)量的背板上，這樣這塊1.2t的背板就能夠和整個(gè)系統(tǒng)的下底板完全連接。

5）接觸設(shè)置

    在仿真分析中，我們必須加上合理的接觸，否則各個(gè)部件之間就會(huì)相互滲透，將會(huì)導(dǎo)致計(jì)算出現(xiàn)嚴(yán)重的錯(cuò)誤。對(duì)于所有點(diǎn)焊連接，焊點(diǎn)和所焊零件所有節(jié)點(diǎn)間采用的接觸是ContactSpotweld；而對(duì)于鋁合金前防撞梁系統(tǒng)各個(gè)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(shè)置摩擦系數(shù)為0.2，它將保持不動(dòng)。

6）約束

    在約束方面，為了使背板不會(huì)隨意地轉(zhuǎn)動(dòng)或平移，約束了這塊背板的所有自由度。

7）邊界條件

    設(shè)置鋁合金前防撞梁系統(tǒng)邊界條件為其具有初始速度4km/h，這樣系統(tǒng)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(shè)置了體積粘度系數(shù)等相關(guān)參數(shù)。

9）仿真結(jié)果分析

    設(shè)置完成后，導(dǎo)入K文件采用ANSYS LS-DYNA進(jìn)行基于MPP架構(gòu)下的高速求解計(jì)算，得到如下結(jié)果：

    ·100%重疊剛性墻低速碰撞分析

    整個(gè)低速碰撞過程中鋁合金前防撞梁系統(tǒng)的表現(xiàn)可以分為兩個(gè)階段：一是壓縮階段，二是回彈階段。當(dāng)仿真時(shí)間為0s至0.054s，鋁合金前防撞梁系統(tǒng)處于壓縮階段，其動(dòng)能不斷減小，而內(nèi)能不斷增加，也就是吸收能量的過程；當(dāng)仿真時(shí)間為0.054s至0.3s，整個(gè)系統(tǒng)處于回彈階段，這是因?yàn)殇X合金前防撞梁具有一定剛度，且存在殘余應(yīng)力，因此系統(tǒng)的一部分內(nèi)能將會(huì)轉(zhuǎn)化為動(dòng)能，所以表現(xiàn)就是鋁合金前防撞梁系統(tǒng)反向運(yùn)動(dòng)。因此，新設(shè)計(jì)的鋁合金前防撞梁系統(tǒng)的0.054s加載時(shí)間要短于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的0.065s加載時(shí)間。

    如圖4.2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(shè)置了能夠輸出位移、速度等一系列情況的節(jié)點(diǎn)39106和節(jié)點(diǎn)113448。節(jié)點(diǎn)39106基本上是位于前防撞橫梁的中部，從它與節(jié)點(diǎn)113448的相對(duì)距離變化曲線圖可以看出：一開始相對(duì)距離為0，直到前防撞橫梁與平板剛性墻接觸，由于此時(shí)前防撞橫梁前端面發(fā)生形變，所以相對(duì)距離不斷增加，并應(yīng)該在0.054秒達(dá)到相對(duì)距離的峰值，即節(jié)點(diǎn)39106沿X正向位移的最大值，為26.87mm，遠(yuǎn)低于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)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?yàn)樵?.054s之后鋁合金前防撞梁系統(tǒng)處于回彈階段，前端面有回彈現(xiàn)象，故節(jié)點(diǎn)39106有沿著X負(fù)方向的回彈位移，所以相對(duì)距離不斷下降直至穩(wěn)定。

 (a) 39106節(jié)點(diǎn)位置

 (b) 39106節(jié)點(diǎn)與113448節(jié)點(diǎn)相對(duì)距離的變化情況

圖4.2 鋁合金前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞前端面39106節(jié)點(diǎn)情況

    圖4.3是鋁合金前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞仿真結(jié)束時(shí)的塑性應(yīng)變分布云圖，展示了防撞橫梁發(fā)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(fā)生了塑性形變，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.07，遠(yuǎn)低于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)前端面的最大塑性應(yīng)變0.30，說明鋁合金橫梁沒有開裂的風(fēng)險(xiǎn)。

 圖4.3 鋁合金前防撞梁100%重疊剛性墻低速碰撞的塑性應(yīng)變分布

    由圖4.4的鋁合金前防撞梁系統(tǒng)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(jié)束時(shí)達(dá)到了支反力的峰值，為51.91kN，遠(yuǎn)高于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)最大支反力29.25kN。此時(shí)前防撞橫梁達(dá)到屈服極限，隨后因?yàn)榉雷擦合到y(tǒng)發(fā)生塑性變形，支反力開始下降，直至0.082s降為0，此時(shí)平板剛性墻與鋁合金前防撞梁系統(tǒng)基本沒有接觸。

 圖4.4 鋁合金前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞的支反力

    圖4.5展示了鋁合金前防撞梁系統(tǒng)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(yuǎn)遠(yuǎn)低于5%，出現(xiàn)了極少量的負(fù)界面能，這是因?yàn)槌霈F(xiàn)一定的滑移現(xiàn)象造成的，這說明整個(gè)仿真的模型以及計(jì)算結(jié)果是有效的。隨著時(shí)間的不斷增加，整個(gè)系統(tǒng)的動(dòng)能在不斷地減小，而內(nèi)能在不斷地增加。在0.032s的時(shí)候，系統(tǒng)的動(dòng)能和內(nèi)能相等。由于0s至0.054s系統(tǒng)處于壓縮階段，所以內(nèi)能不斷地增加，直到0.054s達(dá)到峰值，為723.74J，與原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的內(nèi)能峰值基本一致，但比原鋼制系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)化速度要快；同時(shí)動(dòng)能不斷減小，并在0.054s達(dá)到最小值，0J。而在0.054s至0.3s，系統(tǒng)處于回彈階段，所以內(nèi)能在減小而動(dòng)能在增加，隨著時(shí)間的推移，內(nèi)能最終趨于穩(wěn)定值577.03J。

 圖4.5 鋁合金前防撞梁系統(tǒng)100%重疊剛性墻低速碰撞的能量

    綜上所言，新設(shè)計(jì)的鋁合金前防撞梁系統(tǒng)整體剛度要高于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)的，并且此鋁合金前防撞梁系統(tǒng)在100%重疊剛性墻低速碰撞仿真分析中表現(xiàn)綜合要優(yōu)于原鋼制前防撞梁系統(tǒng)。因此鋁合金前防撞橫梁的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與優(yōu)化基本達(dá)成目標(biāo)。

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