摘 要：為了研究碳纖維增強復合材料（Carbon Fibre Reinforced Plastics，CFRP）薄壁圓管在準靜態軸向壓潰過程的壓潰失效形式和吸能特性，提出一種基于宏觀斷裂力學理論基礎的本構模型。通過對比試驗和仿真結果，發現比吸能和平均力誤差均小于1%，這驗證了宏觀斷裂力學分析方法的合理性。為了進一步研究復合材料在汽車前縱梁吸能部件中的應用，從耐撞性能和輕量化角度出發，對比了CFRP前縱梁和鋼質前縱梁的仿真結果。結果表明，在相同前縱梁結構件中，CFRP前縱梁的能量吸收能力要大于鋼質前縱梁的能量吸收能力。

關鍵詞：車身輕量化；復合材料；宏觀斷裂力學模型；耐撞性能分析

隨著汽車普及程度的提升，汽車行業得到飛速發展。與此同時，環境污染、能源短缺問題日益嚴重。汽車輕量化是解決上述問題的一個重要方向，所以成為研究與應用的熱點［1］。在當今的汽車行業中，汽車輕量化已在汽車行業人員內達成了共識，汽車輕量化技術在汽車領域內主要分為結構優化設計、先進制造工藝和輕量化材料3類。輕量化技術的普及不僅能直接減少汽車的耗油量，還可以提升汽車的操控性，為駕乘成員提供更好的駕駛體驗［2］。

近年來，關于車用金屬管件軸向吸能特性的研究已趨于成熟。僅使用金屬構件難以對車身結構進一步減重，而復合材料結構則可以帶來顯著的輕量化效果。復合材料與單一組成材料相比，不僅具有優良的力學特性，還具有更好的可設計性，是最具發展潛力的新型汽車材料［3］。而復合材料逐漸成為汽車領域的研究熱點，在未來市場上具有很大的應用前景［4-5］。

對復合材料的研究很早就已開始，在1980年，HASHIN等［6］根據應力不變量法則，提出基于拉伸或壓縮加載條件下，纖維以及基體Hashin失效準則。隨后，其他研究者又提出了其他復合材料失效準則，如Chang-Chang準則和Puck準則［7-8］。2016年，TAN Wei等［9］首次采用斷裂方法對CFRP層合板進行測量，確定了層合板的斷裂韌性，提出了新型本構模型，該模型能準確地描述非線性力學響應和斷裂過程，最后通過試驗進行了驗證。2019年，TUO Hongliang等［10］提出了層間損傷和層內損傷相結合的三維損傷模型，對比了試驗結果與數值模擬結果，驗證了該模型的可行性。同年，ZHOU Junjie等［11］利用宏觀力學分析模型對復合材料層合板的低速沖擊進行模擬，通過試驗證明宏觀力學模型的準確性。

宏觀力學分析方法能夠很好地模擬復合材料的力學性能，為了充分發揮復合材料的潛在價值，需要對復合材料力學性能進行深入研究。在工程實際應用中，需要準確評估復合材料結構件的力學性能，評估方法往往通過斷裂和裂紋擴展分析對復合材料結構件的強度性能進行預測，通過大量試驗來觀察復合材料的損傷形式，從而建立更加準確的強度損傷準則來預測復合材料的損傷行為。

本文研究對象為單向碳纖維增強復合材料，其強度和彈性模量相對于單一材料增強了數倍。此外，單向碳纖維增強復合材料相比于編織復合材料，其在單一方向上具有更好的力學特性，同時其制備技術更加成熟且成本較低。首先，介紹宏觀斷裂力學的損傷演化損傷準則，再從宏觀角度出發，根據纖維和基體的損傷狀態變量，計算出CFRP宏觀結構件的宏觀損傷狀態變量，并實時更新宏觀損傷剛度矩陣。然后，從耐撞性能指標和變形模式角度出發，通過CFRP薄壁圓管軸向壓潰試驗結果來驗證宏觀斷裂力學研究方法的準確性。最后，將經過驗證的復合材料漸進失效模型應用在汽車前縱梁吸能部件中，從耐撞性能指標和輕量化角度出發，通過數值仿真分析方法，與傳統汽車前縱梁結構件的性能進行對比。

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宏觀斷裂力學本構模型

單向CFRP是橫觀各向同性材料，即纖維方向的力學特性遠強于基體和厚度方向，且基體和厚度方向具有相同的力學特性。在宏觀斷裂力學研究中，復合材料的損傷本構關系如式（1）所示［12］。式中：σ為宏觀應力，Pa；C為宏觀剛度矩陣；ε為宏觀應變，其中宏觀剛度矩陣C的表達內容如式（2）和式（3）所示。

式中：E、υ和G分別為復合材料宏觀彈性模量、泊松比和剪切模量；ψ為定義的自變量；下標數字為材料鋪層方向。

基于復合材料纖維的宏觀損傷過程如式（4）和式（5）所示。

式中：s為宏觀應力，Pa，下標數字為應力方向；F 1t為11方向的拉伸強度，N/（mm）2；F 1c為11方向的壓縮強度，Pa；D T(C)f 為碳纖維損傷狀態變量。當復合材料11方向的應力s11大于0時，并且拉應力大于其復合材料宏觀的拉伸強度F 1t時，復合材料纖維發生宏觀拉伸損傷。用表示宏觀纖維拉伸損傷狀態變量；同理，當復合材料11方向的應力s11小于0時，并且壓應力大于其復合材料宏觀的壓縮強度F1c時，復合材料纖維發生宏觀壓縮損傷，用D Cf表示宏觀纖維壓縮損傷狀態變量。

基于復合材料基體的宏觀損傷過程如式（6）和式（7）所示。

式中：f12、f23和f13分別為復合材料12、23、13方向的剪切強度，kN/mm；f2t、f2c分別為復合材料22方向的拉伸強度和壓縮強度，N/（mm）2；D T(C)m 為基體損傷狀態變量。當復合材料22方向和33方向的應力之和(s22+s33)大于0時，并且當混合公式大于1時，復合材料基體發生宏觀拉伸損傷，用D Tm表示宏觀基體拉伸損傷狀態變量；同理，當復合材料22方向和33方向的應力之和(s22+s33)小于0時，并且當混合公式大于1時，此時復合材料基體發生宏觀壓縮損傷，用D Cm表示宏觀基體拉伸損傷狀態變量。

基于復合材料纖維的宏觀損傷演化過程如式（8）所示。

式中：為纖維損傷因子，和分別為纖維的拉伸斷裂韌性值和壓縮斷裂韌性值，kJ/m2；charlength為單元特征長度。當宏觀纖維損傷狀態變量D T(C)f 大于1時，纖維性能開始折減，通過定義宏觀纖維損傷因子F T(C)f 來描述碳纖維性能的折減程度。

基于復合材料基體的宏觀損傷演化過程如式（9）所示。

式中：為基體損傷因子；和分別為基體的拉伸斷裂韌性值和壓縮斷裂韌性值，kJ/m2。當宏觀基體損傷狀態變量F T(C)m 大于1時，基體性能開始折減，通過定義宏觀基體損傷因子F T(C)m 來描述基體性能的折減程度。

基于復合材料宏觀剛度矩陣的更新過程如式（10）～（12）所示。

式中：d 1、d 2、d3、d 4、d 5和d 6分別為宏觀斷裂力學損傷狀態變量，通過引入宏觀斷裂力學損傷狀態變量來更新復合材料宏觀損傷剛度矩陣；f n為后續計算所用的中間變量值；dC 11、d C12、dC22、d C13、d C23、dC33、dG12、dG23和dG13為宏觀損傷剛度矩陣中的系數。

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 試驗驗證

2.1 復合材料拉伸試件制備及試驗結果

本研究所用試件采用T300材料，按照復合材料拉伸試件標準ASTM D3039制備得到，分別制備了鋪層角度為0°和90°材料方向復合材料拉伸試件各4個，試件尺寸和試件外形分別如圖1、圖2所示。

圖1 拉伸試件尺寸

圖2 拉伸試件

通過萬能試驗機對復合材料試件進行拉伸試驗，將試驗加載速度設置為2 mm/min，同時采用DIC應變測量儀測量試件的應變，并通過傳感器和數據采集系統記錄載荷和位移數據，試驗中試樣均加載到試件失效為止。參考國內外資料，CFRP結構件的宏觀參數數值見表1［9，13-14］。

表1中，E、ν和G分別為CFRP結構件的彈性模量、泊松比和剪切模量，下標數字為復合材料的3個方向；f1t、f1c、f2t和f 2c分別為CFRP薄壁圓管11方向的拉伸強度和壓縮強度以及22方向的拉伸強度和壓縮強度。

表1 宏觀斷裂力學性能參數

2.2 CFRP薄壁圓管的制備與試驗

本研究所選用的碳纖維薄壁圓管材料為T300。首先將單向碳纖維預浸料纏繞在設計好尺寸的芯棒上，然后抽出芯棒，將氣囊放入在纏繞好的預浸料圓管中，再將其放入模具之中進行固定，最后用熱壓機進行加壓得到試驗試件。所制備的CFRP薄壁圓管的纖維鋪層角度和順序為[0°/90°]4（最內層為0°），其中0°與90°分別為薄壁管件的軸向與橫向方向。CFRP薄壁圓管的制造工藝流程如圖3所示，其中，CFRP薄壁圓管尺寸數據見表2。

圖3 CFRP薄壁圓管的制造工藝流程

表2 CFRP薄壁圓管尺寸參數

為保證試樣具有穩定的失效破壞模式以及減小試驗過程中的初始載荷峰值，CFRP薄壁圓管的一端被打磨成45°倒角作為觸發機制。在試驗前，將試件放置于下壓板中心，設定上壓板下移速度為2 mm/min，壓潰行程為80 mm，占總長度的2/3。整個試驗布置現場如圖4所示。

圖4 軸向壓潰試驗布置

通過耐撞性指標來研究CFRP薄壁圓管的耐撞性能，以此評價結構性能的強弱，常用的耐撞性指標如式（13）～（16）所示［15-16］。

2.2.1 最大峰值力

最大峰值力（Global Peak Crush Force，GPCF）為整個碰撞過程中出現的最大峰值力。在CFRP薄壁圓管軸向壓潰試驗中，最大峰值力一般出現在上壓板壓實階段，其數值大小用于描述碰撞過程中對乘員造成的傷害程度，通常與碰撞的初速度和加速度有關［17-18］。

2.2.2 吸能總量

吸能總量（Energy Absorption，EA）為結構件在整個碰撞過程中吸收的全部能量，由力-位移曲線積分得到，其數值越大表示結構在壓潰過程中吸收能量越多，計算過程如式（13）所示。

2.2.3 比吸能

比吸能（Specific Energy Absorption，SEA）為碰撞結構在單位質量下吸收能量的大小，是評價耐撞性能的關鍵指標，計算過程如式（14）所示。

2.2.4 平均力

平均力F ave（Average Force）為單位距離碰撞過程中吸收的能量，反映了吸能結構的平均吸能水平，計算過程如式（15）所示。

2.2.5 壓潰效率

壓潰效率（Crush Force Efficiency，CFE）為平均力與最大峰值力的比值，其數值越大表示壓潰過程中載荷力的波動越小，壓潰過程越穩定，計算過程如式（16）所示。

在試驗中，由于圓管觸發機制的存在，CFRP薄壁圓管發生了穩定的漸進失效模式，圖5為對應的CFRP薄壁圓管軸向壓潰的載荷-位移曲線，圖6為CFRP薄壁圓管軸向壓潰變形結果。依據載荷-位移曲線中初始峰值力出現的位移（d=2.3 mm）將CFRP薄壁圓管的壓潰過程分為兩個階段：（1）預壓潰變形階段（0～2.3 mm）。在預壓潰變形階段，圓管倒角處首先與上壓板接觸，基體開始發生斷裂，并伴隨少量的碳纖維斷裂，此時試件無明顯的分層破壞變形，但CFRP圓管發生彈性變形，其載荷-位移曲線呈現出線性關系，隨著壓潰位移增加至d=2.3 mm左右，載荷迅速增長至最大峰值力，大小約為35 kN。（2）漸進壓潰失效變形階段（2.3～80 mm）。在漸進壓潰失效變形階段初期，圓管頂端開始撕裂，出現了分層現象。緊接著圓管向四周開裂，此時在中心處出現裂紋，圓管開始發生分層破壞。隨著壓潰位移繼續增加，層內與層間裂紋繼續擴展，CFRP圓管被裂紋撕開成內層和外層。當CFRP薄壁圓管出現分層后，外層層束向外撕裂并隨著壓潰位移的增加以特定曲率半徑進行翻卷，而內層層束則是向內彎曲發生斷裂，發生所謂的“開花”變形模式。漸進壓潰失效過程是CFRP薄壁圓管主要的吸能過程，能量通過纖維的斷裂、基體的開裂以及鋪層之間的分層進行耗散，且CFRP圓管破壞程度越大，總吸能也就越多。

圖5 CFRP薄壁圓管載荷-位移曲線

圖6 CFRP薄壁圓管變形結果

根據CFRP薄壁圓管的載荷-位移曲線數據，通過式（13）～（16）計算得到CFRP圓管的耐撞性能指標，見表3。

表3 CFRP圓管的耐撞性指標

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 有限元建模及結果分析

3.1 CFRP薄壁圓管有限元建模

CFRP薄壁圓管的軸向壓潰試驗是一個準靜態過程，用有限元分析方法（隱式分析法和顯示分析法）模擬圓管軸向壓潰過程。隱式分析法在接觸條件復雜的模型時，計算結果不易收斂，而顯示分析不但能夠保證計算結果的收斂性，還能很好地模擬準靜態工況，所以采用Abaqus/Explicit顯示分析進行仿真模擬。

CFRP薄壁圓管軸向壓潰幾何模型包括上、下壓板和CFRP薄壁圓管（8層），其中圓管幾何特征為3D-Solid，選用C3D8R單元（8節點線性實體單元）對CFRP薄壁圓管進行網格劃分，為了保證有限元模擬的精確性，網格基本尺寸定義為1.5 mm×1.5 mm。而上、下壓板幾何特征為2D-Shell，采用S4R單元（4節點曲殼單元）對上、下壓板進行網格劃分，考慮到上、下壓板網格大小不影響計算的準確度，網格基本尺寸定義為15 mm×15 mm。

為了模擬CFRP圓管中各個鋪層之間的連接關系，通過定義通用接觸Cohesive Behavior和Damage參數來模擬CFRP圓管中鋪層之間的粘膠層。同時，為了模擬上、下壓板與CFRP圓管三者之間的接觸和CFRP圓管的自接觸，分別定義罰函數和硬接觸（Hard Contact）來模擬切向以及法向接觸，設置摩擦因數為0.2，其中接觸對設為所有幾何模型。最后為了保證上壓板始終沿著軸向運動，對上壓板參考點約束了5個方向的自由度，對參考點的加載速度設為2 m/s，整個模型的加載結果如圖7所示。

圖7 模型加載設置

圖8 、圖9分別為基于宏觀斷裂力學仿真的載荷-位移曲線和變形模式結果，表4為基于仿真結果下的耐撞性能指標參數。

圖8 宏觀斷裂力學仿真載荷-位移曲線

表4 基于宏觀斷裂力學仿真下的耐撞性評價結果

圖9 宏觀斷裂力學仿真變形結果

3.2 CFRP薄壁圓管軸向壓潰對比結果分析

為了驗證宏觀斷裂力學模型的準確性，將仿真結果與試驗結果進行比較分析。CFRP薄壁圓管仿真分析與試驗結果的載荷-位移曲線對比，如圖10所示。基于載荷-位移曲線下的耐撞性能指標對比結果見表5。CFRP薄壁圓管仿真分析與試驗的變形結果對比，如圖11所示。

圖10 載荷-位移對比曲線

圖11 變形結果對比

表5 耐撞性能指標結果對比

基于宏觀斷裂力學的仿真結果如圖10和表5所示。由圖10可知，在載荷加載的初始階段，試驗與仿真曲線有偏差，這是因為首先CFRP薄壁圓管在實際打磨過程中，沒有打磨出比較理想的觸發機制；其次在試件制備注入樹脂的過程中，由于樹脂分布不均勻以及后續加熱保壓階段工序的不完善導致結構存在缺陷。在后續加載中，仿真結果的載荷-位移曲線與試驗曲線的整體變化趨勢保持一致，在達到最大峰值力后，載荷曲線開始下降，隨后略微上升，最后圍繞平均力進行波動直至壓潰結束。

在宏觀斷裂力學仿真結果中，其最大峰值力為36.7 kN，與試驗結果相比誤差在4.9%左右。仿真結果的最大峰值力較試驗結果偏大，主要有兩方面的原因。一方面，仿真所用到材料參數主要來自參考論文，與試驗試樣的真實力學性能參數有偏差。另一方面，試樣的倒角在加工過程中，由于加工工藝的問題，使仿真的倒角與實際區別較大，導致仿真結果峰值力偏小。

而在達到最大峰值力后，載荷力穩定在28.29 kN左右，與試驗相比，誤差僅有1.47%。在整個壓潰過程中，宏觀斷裂力學仿真結果的吸能總量為2 263 J，且單位質量下的比吸能大小為48.77 J/g，與試驗結果相比，誤差分別為1.48%和1.56%，而仿真結果中的最大平均力略大于試驗值，所以壓潰效率為77.1%，相比試驗數值減小了13%。

總體來說，宏觀斷裂力學仿真結果的載荷-位移曲線在整體趨勢上與試驗曲線一致，而且在CFRP薄壁圓管準靜態軸向壓潰吸能能力的預測中，數值模擬大小僅與試驗值相差1.48%，證明了宏觀斷裂力學仿真結果的精確性。

仿真和試驗的最終變形結果如圖11所示，對比試驗變形過程（圖6）和仿真變形過程（圖9），可以得到以下結論：在預壓潰階段，CFRP薄壁圓管由于設置了觸發機制，其很早就開始出現分層破壞現象，內層層束單元向內卷曲，而外層層束單元開始外翻，并且一些單元因失效刪除而發生撕裂。在漸進壓潰失效變形階段，隨著壓潰位移增加直至結束，CFRP圓管層間的裂紋繼續擴展，分層現象也越來越明顯，同時伴隨著被撕裂的層束單元發生脫落，呈現出“開花”的失效現象。在試驗過程中，CFRP薄壁圓管的分層破壞現象具有隨機性，而在仿真過程中，由于設置了單元刪除的選項，所以宏觀斷裂力學的仿真結果與試驗最終結果略有不同，但是在整個變形過程中，CFRP薄壁圓管的變形趨勢大致相同。

3.3 碳纖維材料汽車前縱梁有限元模型建立

采用的汽車前縱梁模型來自于某款乘用車的前端結構，所用材料為冷軋碳素結構鋼B280VK，其部分結構如圖12所示。該模型中的汽車前縱梁由內板、外板和加強板組成，其截面形狀為帽型，內板以及外板厚度大小為1.4 mm，加強板厚度為1.2 mm。考慮到前縱梁前部結構為汽車正面碰撞時的主要吸能結構，所以選取汽車前縱梁前部340 mm結構作為研究對象，同時對前縱梁的結構特征進行簡化，最后得到的簡化汽車前縱梁模型以及輪廓尺寸，如圖13所示［19］。

圖12 汽車前縱梁結構

圖13 鋼質前縱梁尺寸結構圖

在前縱梁內板和外板中，碳纖維鋪層層數均為8層，網格大小也選用1.5 mm×1.5 mm的尺寸進行劃分。此外，為了保證穩定的失效模式，設置倒角觸發機制，其他建模步驟與前文保持一致。鋼質前縱梁模型的材料屬性見表6。

表6 鋼質前縱梁參數

在汽車前縱梁壓潰建模過程中，約束前縱梁后端6個方向的自由度。為了真實模擬汽車碰撞時的工況，對剛性板附加了600 kg的質量，并賦予剛性板以15 m/s的初始速度來撞擊汽車前縱梁，最大壓潰位移設置為170 mm，即汽車前縱梁一半的距離。考慮到鋼和碳纖維復合材料的應變率效應對其力學性能影響不大，這里只考慮冷軋碳素結構鋼B280VK在不同應變率下的應力-應變曲線［19-20］。對于鋼質材料的前縱梁，通過Interaction中的Coupling連接方式來模擬內板與外板之間的螺栓連接。對于CFRP復合材料前縱梁，采用實體單元來建模，使用Interaction中的Tie連接方式來模擬內板與外板之間的螺栓連接，其他的約束設置以及加載方式與前文所述相同，前縱梁動態軸向壓潰模型如圖14所示。

圖14 前縱梁動態軸向壓潰模型

3.4 不同前縱梁仿真結果對比分析

碳纖維和鋼質前縱梁在軸向壓潰過程中的載荷-位移曲線，如圖15所示。對比發現，CFRP前縱梁在整個軸向壓潰過程中吸收的總能量最多，為15 519 J，且最大峰值力最小，僅為167 kN。在整個壓潰過程中，碳纖維前縱梁承載能力相比鋼質前縱梁表現得更加穩定。由于CFRP前縱梁質量僅為0.391 kg，比吸能為39.7 J/g，相比鋼質前縱梁來說，其在單位質量下的能量吸收能力要遠強于鋼質前縱梁。此外，CFRP前縱梁的壓潰效率遠大于鋼質前縱梁，大小為54.7%。對于鋼質前縱梁來說，其總吸收能量最小，為14 069 J，在其壓潰初始階段，最大峰值力達到了366 kN。在后續壓潰過程中，鋼質前縱梁承載能力具有一定的波動性，考慮到鋼質前縱梁的質量達到了1.4 kg，因此，其能量吸收能力相比CFRP前縱梁要遜色很多。

圖15 不同材料前縱梁仿真曲線

CFRP前縱梁和鋼質前縱梁的變形結果如圖16所示，其中鋼質前縱梁在軸向壓潰過程中都表現出穩定的折疊式變形模式，如圖16b所示。CFRP前縱梁表現出穩定的漸進損傷失效模式，內外板的外層碳纖維鋪層向外翻轉，而內層碳纖維鋪層向內卷曲。由于前縱梁與剛性板接觸面積過大，導致其分層效果不太明顯，如圖16a所示。3種前縱梁的耐撞性能指標見表7，可以發現，鋼質前縱梁的總吸能略低于CFRP前縱梁，但是質量達到了1.4 kg，導致其比吸能最小，僅為10.05 J/kg。同時，鋼質前縱梁的最大峰值力高達366 kN，且在壓潰過程中其承載能力不穩定，導致鋼質前縱梁壓潰效率最低，僅為22.6%。而CFRP前縱梁的耐撞性指標均優于鋼質前縱梁，其總吸能略大于鋼質前縱梁，總吸能大小為15 519 J，相比鋼質前縱梁提升約為10%，但其質量只有鋼質前縱梁的28%，使CFRP前縱梁的比吸能數值高達39.7 J/kg，相比鋼質前縱梁的比吸能提升了295%，同時最大峰值力降至167 kN，并且壓潰效率高達54.7%。

圖16 不同前縱梁變形結果

表7 不同前縱梁耐撞性能指標結果

兩種前縱梁的耐撞性能指標以及輕量化效果對比，如圖17所示。由圖可知，碳纖維前縱梁無論是耐撞性能評價指標還是輕量化效果都要優于鋼質前縱梁，尤其是在比吸能、輕量化效果和壓潰效率指標中，碳纖維前縱梁的優勢更加明顯，因此，碳纖維前縱梁相比傳統汽車前縱梁在耐撞性能和輕量化效果方面具有更大的應用潛能。

圖17 兩種前縱梁的耐撞性能指標及輕量化效果對比

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 結論

本文通過引入新型宏觀斷裂力學本構模型與CFRP薄壁圓管軸向壓潰的試驗結果進行對比分析，并將模型應用于汽車前縱梁中進行性能比較，得出以下結論：

（1）宏觀斷裂力學分析方法能很好地模擬CFRP圓管準靜態軸向壓潰過程，仿真結果的載荷-位移曲線與試驗曲線的整體變化趨勢保持一致，在達到最大峰值力后，載荷曲線開始下降，隨后略微上升，最后圍繞平均力進行波動直至壓潰結束。在整個壓潰過程中，比吸能模擬結果與試驗結果的誤差僅為1.56%。

（2）根據CFRP圓管準靜態軸向壓潰的變形結果，宏觀斷裂力學分析方法很好地模擬了CFRP薄壁圓管層束分層、纖維斷裂和基體破壞等一些失效的情況。在預壓潰階段，CFRP圓管出現分層破壞現象，內層層束單元向內卷曲，而外層層束單元開始外翻，并且一些單元因失效刪除而發生撕裂。在漸進壓潰失效變形階段，隨著壓潰位移增加直至結束，CFRP圓管層間的裂紋繼續擴展，分層現象也越來越明顯，同時伴隨著被撕裂的層束單元發生脫落，呈現出“開花”的失效現象。

（3）在前縱梁的軸向壓潰過程中，碳纖維前縱梁的比吸能要遠遠大于鋼質前縱梁的比吸能，為鋼質前縱梁的3.95倍，在很大程度上提升了前縱梁的吸能能力。其次，碳纖維前縱梁的最大峰值力僅為鋼質前縱梁的45.6%，有效地降低了碰撞過程中乘員的受傷程度。從耐撞性能以及輕量化效果來說，碳纖維前縱梁相比傳統汽車前縱梁具有更大的應用潛能。

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來源：《汽車工程學報》