J-C基于 型材料模型的整车正面碰撞结构优化
易有福1 邓高涛1 王焕然2 （ 1.国机智骏汽车有限公司研发中心，赣州 341000；2.宁波大学，冲击与安全工程教育部重点实验室，宁波 315211）
【摘要】根据拉伸试验结果，考虑应变率效应及温度效应，确定了 B420LA 及 HC420/780DP 材料的J-C型动态拉伸本构方程，并将这2种材料用于某款新能源汽车的前纵梁结构设计。基于 LS-DYNA 程序，采用数值仿真的方法，考虑整车正面碰撞工况前纵梁结构的变形模式及压溃吸能效果，对前纵梁结构进行了优化设计。结果表明，优化后的前纵梁压溃变形模式更好、吸能效果更优，左、右侧整车加速度峰值由 58.1g 与 56.2g分别降为38.0g 与 39.2g，前围板过程最大侵入量由208.7 mm降低为182.2 mm，符合汽车正面碰撞工况研发的需要。主题词：整车正面碰撞 动态拉伸本构方程 数值模拟 前纵梁 B420LA钢 HC420/780DP钢U461.91 A 10.19620/j.cnki.1000-3703.20191419中图分类号： 文献标识码： DOI:
1 前言
在汽车碰撞安全性能开发过程中，安全仿真技术是进行结构优化设计的常用手段，碰撞安全仿真的精度极大地依赖于输入的材料动态力学本构方程。金属板材的动态力学性能一直是国内外研究的热点：贾存威等[1]采用LS- DYNA Hopkinson
程序，对高导无氧铜柱状试件的 拉伸试验进行了数值模拟与设计优化；王焕然等[2]对铝镁合金的动态压缩本构关系进行了试验研究与仿真校核；邓
QP980CR
高涛等[3]以 钢为例，研究了钢板材片状试件的形
Hopkinson
状和尺度对 拉伸试验的影响；范春雷等[4- 5]针对焊点在平面拉伸冲击载荷下的力学响应开展了一系列研究。在车用金属材料力学性能方面，易有福等研究了轮毂
A356
铝合金材料 的微观组织与力学性能间的关系[6]，以及
钢板材料的力学性能对汽车碰撞安全的影响[7]。本文首先
B420LA HC420/780 J- C
采用试验的方法，确定 钢及 钢的
LS-DYNA
型动态拉伸力学本构方程，然后采用 程序对整车正面碰撞的前纵梁结构变形模式进行优化设计。
22种钢板材料动态拉伸本构方程确定
WDW- 100
准静态拉伸试验使用 型静态拉伸试验
1
机，如图 所示。不同温度和应变率条件下的动态拉伸
TS2000
试验使用日本鹭工 检力头式材料高速试验机，
2 3
如图 所示。试验样件的制作加工流程如图 所示。程超等[9]的研究结果表明，在汽车碰撞安全仿真过
2
程中，材料的应变率效应对仿真精度有影响。将 种钢
6
板材加工成如图 所示的试件，进行不同应变率和温度
1.2 mm，
条件下的动态拉伸试验，试件厚度均为 加工后
7 2
的实际试件如图 所示。 种材料的试验采用相同的动
1
态拉伸试验条件，如表 所示。试件的加温设备由加热炉、热电偶、温控仪及温度显示器组成，加温试验的具体
5 min
过程为：试件加温到需要的温度，并保持恒温稳定
后，确保试件内外的温度一致，然后进行动态拉伸试
B420LA - 8
验。 材料试件试验应力 应变曲线结果如图
·
所示，图中T 为试验绝对温度， ε为平均应变率；
HC420/780DP - 9
材料试件试验应力 应变曲线结果如图
S-G
所示，试验曲线均经过 法滤波处理。
和试验材料的熔点； σε、分别为应力和应变； Bn、为体现应变硬化效应的材料参数； C为体现应变率效应的材料参数； m为体现温度效应的材料参数。
J- C
根据 本构方程表达式及不同应变率和温度下- J- C
的试验应力 应变曲线，即可拟合出材料的 型动态
J- C
拉伸本构参数。经仿真标定的 型动态拉伸本构方
2 2
程拟合参数如表 所示，种材料的参数曲线与试验塑
8 9
性阶段应力应变曲线对比结果分别见图 、图 。
3 整车正面碰撞的建模分析
A00
本文的研究对象为某 级纯电动汽车，整备质量
797 kg 10
为 。前纵梁的初版结构如图 所示，左、右纵梁
1.8 mm， 1.6 mm
内板厚 纵梁外板厚 。纵梁布置有电机前悬置安装横梁支架，电机悬置的布置方式为前、后布
2 1 LS-DYNA
置，其中前悬 个点、后悬 个点。采用 程序，
GB 11551—2014
按照 《汽车正面碰撞的乘员保护》[11]要求的整车正面碰撞工况对该车型进行仿真建模分析，仿
50 km/h
真工况为整车以 的速度完全正面碰撞刚性墙。
B420LA
仿真过程中前纵梁材料参数采用前文确定的
J- C 373 K）
材料的 型本构方程，模拟常温（温度设定为下的碰撞试验，不考虑结构变形导致的温升效应。11
碰撞过程中前纵梁结构的变形过程如图 所示，
B
左、右两侧的整车加速度波形（加速度信号取自 柱
12 C60
下侧）如图 所示，加速度波形采用 通道进行滤
11
波[11]。由图 可知，前纵梁前端（第一变形诱导槽处）有一次完全折叠压溃，第二及第三变形诱导槽处压溃变
58.1g，
形不理想。整车加速度波形峰值左侧为 右侧为
56.2g，
加速度峰值较高，对假人的冲击伤害较大，需要进行优化。正面碰撞过程中前围板X正向侵入量最大
13
时刻的位移云图如图 所示，最大位移位于左、右前纵
208.7 mm，
梁根部，并向中间延伸，过程最大侵入量为最大位移点位于右侧前纵梁根部。碰撞过程中侵入量较大，需要优化。
4 前纵梁结构优化设计与仿真分析
前纵梁及电机前悬置安装横梁支架优化方案如
14图 所示。优化模型仿真过程中前纵梁材料参数采HC420/780DP J- C用前文确定的 材料的 型本构方程， 373 K）模拟常温（温度设定为下的碰撞试验，不考虑结构变形导致的温升效应。（ （优化前前纵梁及电机前悬置安装横梁碰撞变形过程15
前纵梁结构的变形过程如图 所示，左、右两侧的
12 15
整车加速度波形见图 。由图 可知，前纵梁前端第一及第二变形诱导槽处各形成一个完全折叠压溃，第三变形诱导槽处出现明显折弯变形，并且整个前纵梁呈现
Z”
内“字型压溃变形模式，纵梁结构变形稳定。优化后
38.0g，
左侧整车加速度峰值降为 峰值比优化前降低
20.1g； 39.2g，
优化后右侧整车加速度峰值降为 峰值比
17g
优化前降低 。优化后模型正面碰撞过程中前围板
16
正向侵入量最大时刻的位移云图如图 所示，最大侵入量位于左侧纵梁根部偏中间区域，过程最大侵入量为
5 结束语-
本文根据不同温度及应变率条件下的应力 应变
HC420LA HC420/780DP J- C
曲线确定了 及 钢板材料的
LS-DYNA
型动态拉伸本构方程。采用 程序对前纵梁使
HC420LA
用 钢板材料的车身结构进行了数值仿真分析，研究了纵梁变形模式与整车加速度结果，并对车身
LS-DYNA
结构进行了优化。采用 程序对优化后的纵梁结构进行数值仿真分析。结果表明，优化后的前纵梁压溃变形模式更优，整车加速度峰值明显降低，前围板的侵入量也明显降低。参考文献[1] , , , . Hopkinson贾存威 侯延军 陈大年 等 拉杆试验的优化与高导无氧铜拉伸本构方程的确定[J]. 固体力学学报, 2011, 32(1): 57-62. JIA C W, HOU Y J, CHEN D N, et al. Optimization on Hopkinson Tensile Bar Tests and Determination of the Dynamic Constitutive Relations for Oxygen- Free High Conductivity Copper[J]. Chinese Journal of Solid Mechanics, 2011, 32(1): 57-62. [2] 王焕然, 谢书港, 陈大年, 等.试论镁铝合金高应变率单轴压缩拟合本构关系的代入校核[J]. 工程力学, 2006, 23(9): 179-183.
WANG H R, XIE S G, CHEN D N, et al. On the Checking of Fitted Constitutive Relation of an Mg- Al Alloy under Uniaxial Compression at High Strain Rates [J]. Engineering Mechanics, 2006, 23(9): 179-183. [3] 邓高涛, 王焕然, 陈大年.一种钢板材料动态拉伸本构方程确定以及试件尺度效应研究[J]. 工程力学, 2014, 31(1): 236-242. DENG G T, WANG H R, CHEN D N. Determination of Dynamic Tensile Constitutive Equation for Steel Sheet Material and Discussion of Effects of Specimen Scale on Experimental Results[J]. Engineering Mechanics, 2014, 31 (1): 236-242. [4] FAN C, MA B, CHEN D, et al. The Impact Opening of Spot Welds by Plane Tensile Pulses[J]. Experimental Mechanics, 2015, 55: 331-340. [5] MA B H, FAN C L, CHEN D N. An Investigation of the Dynamic Separation of Spot Welds under Plane Tensile Pulses[J]. Journal of Applied Physics, 2014, 16: 053503. [6] 易有福, 龙思远, 徐绍勇, 等. 低压铸造A356铝合金轮毂的微观组织与力学性能[J]. 特种铸造及有色金属, 2008, 28(5): 373-375. YI Y F, LONG S Y, XU S Y, et al. Microstructure and Mechanical Properties of Low- Pressure Casting A356 Aluminum Alloy Wheel Hub[J]. Special Casting & Nonferrous Alloys, 2008, 28(5): 373-375. [7] , , , .徐莉 邓高涛 王焕然 等 烘烤硬化对于一种钢板材动态[C]// 2016拉伸本构方程以及碰撞安全性的影响 中国汽车. : , 2016: 600工程学会年会论文集 北京 机械工业出版社604. XU L, DENG G T, WANG H R, et al. The Effects on BakeHardening for a Steel Sheet Material on the Dynamic Tensile Constitutive Equation and Impact Safety[C]// 2016 SAEChina Congress Proceedings. Beijing: China Machine Press, 2016: 600-604. [8] BAILEY S J, BALDINI N C, BARKLEY E I, et al. Annual Book of ASTM Standards: Metals- Mechanical Testing; Elevated and Low Temperature Tests; Metallography[M]. West Conshohocken, PA: ASTM International, 2003: 61-82.