馬聰承，蘭鳳崇，陳吉清

泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)改善汽車側(cè)撞安全的仿真研究?

馬聰承1，2，蘭鳳崇1，3，陳吉清1，3

(1.華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣州 510640； 2.廣州科技貿(mào)易職業(yè)學(xué)院，廣州 511442；3.廣東省汽車工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640)

泡沫鋁結(jié)構(gòu)的輕量化與高比吸能的特點(diǎn)，使其成為潛力巨大的汽車吸能材料。本文中探索泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)在汽車側(cè)面碰撞過程中吸收碰撞能與降低加速度的機(jī)理與貢獻(xiàn)。首先建立泡沫鋁結(jié)構(gòu)的CAE模型，并通過試驗(yàn)獲取材料參數(shù)，為仿真提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，接著進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，最后以某汽車門檻橫梁加裝泡沫鋁結(jié)構(gòu)來驗(yàn)證其吸能效果。結(jié)果表明，優(yōu)化后的設(shè)計(jì)方案明顯降低了加速度，減小了侵入量，滿足了車身輕量化與高吸能的設(shè)計(jì)要求。

汽車；側(cè)面碰撞；泡沫鋁；輕量化；碰撞能量吸收；仿真

前言

汽車發(fā)生碰撞時(shí)，導(dǎo)致駕乘人員傷亡的原因主要有兩類:一是由于被撞擊后汽車結(jié)構(gòu)變形而侵入駕駛室生存空間，導(dǎo)致人員受壓迫傷亡；二是過大的加減速度超過了人體忍受極限閾值，從而導(dǎo)致傷亡[1－2]。根據(jù)汽車結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的特點(diǎn)，相對(duì)狹小的側(cè)面空間使側(cè)撞時(shí)駕乘人員更容易因?yàn)槠囎冃味躝___到傷害，因此，研究汽車側(cè)撞安全性具有重要意義。泡沫鋁材料在受壓試驗(yàn)中表現(xiàn)出較長的應(yīng)力平臺(tái)期和較低的最大極限應(yīng)力峰值，因而適合用于汽車的吸能元件[3]。設(shè)計(jì)合理的泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)，在汽車碰撞中可吸收更多的碰撞能與降低加減速度，從而可更好地保護(hù)駕乘人員的安全。

文獻(xiàn)[4]中已成功地將泡沫鋁材料填充到車門和車頂蓋等部件中，達(dá)到了既減輕車身質(zhì)量，又提高汽車結(jié)構(gòu)剛度的目的。文獻(xiàn)[5]中將泡沫鋁材料填充到汽車車架中獲得了良好的抗振性；文獻(xiàn)[6]中將泡沫鋁填充到汽車保險(xiǎn)杠中可以改善汽車碰撞吸能性；文獻(xiàn)[7]中將泡沫鋁填充到車門中可以提高防撞能力；文獻(xiàn)[8]中將泡沫鋁填充到發(fā)動(dòng)機(jī)支架和前縱梁等部位，均能達(dá)到提高汽車吸能和隔振的目的。文獻(xiàn)[9]和文獻(xiàn)[10]中對(duì)泡沫鋁材料復(fù)合結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)樣式提出一些方案，在汽車上驗(yàn)證時(shí)獲得了良好的吸能防撞效果。縱觀有關(guān)泡沫鋁材料性能與應(yīng)用的研究，還缺少關(guān)于泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)自身相關(guān)參數(shù)匹配關(guān)系對(duì)汽車碰撞吸能各設(shè)計(jì)目標(biāo)影響的研究，因此有必要加大力度對(duì)其展開更為詳實(shí)的研究。

本文中以泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為基礎(chǔ)，以提高某款實(shí)例車型的側(cè)撞安全性為主要目的，采用多目標(biāo)優(yōu)化的分析方法研究泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的密度和厚度參數(shù)匹配，將復(fù)合結(jié)構(gòu)應(yīng)用到汽車門檻橫梁中，使汽車在側(cè)面碰撞中達(dá)到降低加速度峰值和減少對(duì)駕駛室侵入量的目標(biāo)，滿足實(shí)例車型的設(shè)計(jì)要求，最后指出了泡沫鋁材料在汽車結(jié)構(gòu)中應(yīng)用的良好前景。

1 泡沫鋁結(jié)構(gòu)吸能特性研究

1.1 泡沫鋁及其復(fù)合結(jié)構(gòu)的吸能特性

閉孔泡沫鋁材料質(zhì)量輕、比剛度大、吸能能力強(qiáng)，但材料只能承受壓力而幾乎不承受拉力[11－12]。因此，泡沫鋁材料常與抗拉材料組成復(fù)合結(jié)構(gòu)而成為更理想的吸能元件[13－14]，即常將泡沫鋁材料和薄壁金屬元件組成復(fù)合結(jié)構(gòu)。泡沫鋁材料的機(jī)械性能受到一系列因素的影響，包括材料孔洞分布、孔洞類型、分布規(guī)律、孔隙特征、生產(chǎn)工藝、添加劑種類和添加方法等。而影響泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)吸能能力強(qiáng)弱的因素，還包括薄壁金屬元件的性能和結(jié)構(gòu)尺寸等因素。

文獻(xiàn)[15]中顯示，柱狀結(jié)構(gòu)件在承受軸向靜力壓縮時(shí)，圓形截面的結(jié)構(gòu)要比其它種類形狀的結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出更穩(wěn)定的吸能效果。圓柱結(jié)構(gòu)在發(fā)生穩(wěn)態(tài)逐步破壞時(shí)，會(huì)吸收更多能量。薄壁圓管的穩(wěn)定性受結(jié)構(gòu)本身尺寸大小的影響，重要參數(shù)為徑厚比圓柱管直徑D與厚度t的比值D/t和總長度L，其尺寸關(guān)系如圖1所示[16]。文獻(xiàn)[17]中在研究熱塑型碳纖維/PEEK圓柱管能量吸收與壁厚的關(guān)系時(shí)發(fā)現(xiàn)其能量吸收能力(比吸能)只與徑厚比有關(guān)。文獻(xiàn)[18]中的研究指出，薄壁圓管軸向壓潰的一般規(guī)律是若D/t＞80，則出現(xiàn)鉆石模式破壞；若D/t<50，且L/t<2，則發(fā)生圓環(huán)破損，圓環(huán)壓潰模式如圖2(a)所示。在承受軸向壓潰力時(shí)，若圓管總長度L過大，則容易引發(fā)Euler失穩(wěn)，其失穩(wěn)狀態(tài)如圖2(b)所示。本文中所選取試驗(yàn)方案均考慮了徑厚比值與薄壁圓管總長度滿足穩(wěn)定條件，以避免出現(xiàn)失穩(wěn)狀態(tài)。

圖1 薄壁鋁管尺寸參數(shù)

圖2 壓潰模式示意圖

泡沫鋁孔隙率φ指泡沫材料中的空氣隙總體積與材料的表觀體積的比值，在工業(yè)應(yīng)用中通常采用孔隙率為75%～90%的材料?？紫堵室部捎妹芏戎颠M(jìn)行換算:

式中:ρ0為鋁基體的材料密度；ρ1為泡沫鋁材料的表觀密度。

比吸能是衡量泡沫鋁圓柱體吸能能力的重要指標(biāo)。比吸能指結(jié)構(gòu)在有效破壞長度內(nèi)單位質(zhì)量所吸收的能量。泡沫鋁結(jié)構(gòu)吸收的總能量為

式中:P為瞬時(shí)載荷；P 為平均載荷；Si和Sb分別為有效破壞長度的起點(diǎn)和終點(diǎn)位移。泡沫鋁圓柱體的比吸能為

式中:Mf為泡沫鋁結(jié)構(gòu)質(zhì)量；V為泡沫鋁結(jié)構(gòu)體積；ρf為泡沫材料密度；A為泡沫鋁柱體的橫截面積；L為泡沫鋁結(jié)構(gòu)總長度。

泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)在進(jìn)行軸向壓潰試驗(yàn)時(shí)，所吸收的總能量值要比泡沫鋁圓柱體與薄壁鋁管個(gè)體單獨(dú)受壓時(shí)所吸收能量的總和大，其載荷-位移曲線如圖3所示。泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的載荷-位移曲線在所有曲線上方，高于泡沫鋁圓柱體與薄壁鋁管相加之和。其能量關(guān)系為

式中:E0為吸收能量的總和；Et為管壁獨(dú)立吸收的能量；Ef為泡沫芯體獨(dú)立吸收的能量；Ein為增加的附加能量。附加能量由于泡沫鋁圓柱體與薄壁鋁管的相互作用而產(chǎn)生，主要來源于泡沫鋁圓柱體對(duì)薄壁鋁管的支撐，縮短了薄壁鋁管的屈曲半波長，致使單位長度的薄壁鋁管產(chǎn)生了更多的塑性皺褶，從而增加了吸能效果。泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)所增加的附加能量約為30%[14]。

薄壁鋁管單位體積獨(dú)立吸收的能量Et可表示為

式中:δ為應(yīng)變達(dá)到εt時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移量，可表示為δ＝lεt；r為薄壁鋁管半徑；t為薄壁鋁管厚度；l為薄壁鋁管長度；ρ為薄壁鋁管現(xiàn)時(shí)密度；ρt為薄壁鋁管原密度；σt為薄壁鋁管屈服極限；εt為薄壁鋁管的壓實(shí)應(yīng)變。

泡沫鋁圓柱體單位體積所吸收的能量Ef為

式中:C1為結(jié)構(gòu)常數(shù)，C1≈0.3；ρf為泡沫鋁圓柱體的密度；εf為泡沫鋁圓柱體的壓實(shí)應(yīng)變，可認(rèn)為復(fù)合結(jié)構(gòu)的泡沫鋁圓柱體與薄壁鋁管壓實(shí)應(yīng)變近似相等，即εt≈εf。

式中:Wt為薄壁鋁管的總吸能量；Wf為泡沫鋁圓柱體的總吸能量；ρ/ρf為薄壁鋁管與泡沫鋁圓柱體的密度比值[14]。

1.2 泡沫鋁及其復(fù)合結(jié)構(gòu)靜壓與拉伸試驗(yàn)

分別對(duì)泡沫鋁圓柱體、薄壁鋁管、復(fù)合結(jié)構(gòu)試件進(jìn)行軸向靜壓試驗(yàn)，試件原樣如圖4所示。薄壁鋁管試件的尺寸參數(shù)如表1所示，鋁管厚度分別為0.5，1，1.5，2和2.5mm。泡沫鋁圓柱體的材料密度范圍為0.31～0.65g/cm3，所選材料參數(shù)見表2。

通常情況下薄壁鋁管所吸收的總能量比泡沫鋁圓柱體所吸收的能量大，但其屈服極限值也更高。在其他參數(shù)均相同時(shí)，薄壁鋁管與泡沫鋁圓柱的吸能量比值可表示為

圖4 試件原樣

表1 薄壁鋁管試件尺寸參數(shù)mm

表2 泡沫鋁試件孔隙率與密度對(duì)照

所有薄壁鋁管在軸向靜壓試驗(yàn)中均出現(xiàn)鉆石型折褶，折褶方式如圖5(d)所示，靜壓試驗(yàn)的幾個(gè)階段如圖5所示，圖中是尺寸為?50×120×1.5mm的薄壁鋁管折褶出現(xiàn)各階段的表現(xiàn)。

泡沫鋁圓柱體試件在靜壓試驗(yàn)中呈現(xiàn)逐層坍塌的特征，孔隙率為74%的泡沫鋁圓柱體?50×70mm的試驗(yàn)過程如圖6所示。

圖5 鋁管?50×120×1.5mm軸壓試驗(yàn)過程

圖9 各種孔隙率泡沫鋁與吸能總量的關(guān)系[8]

圖6 泡沫鋁壓縮試驗(yàn)過程

所有泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)在靜壓試驗(yàn)中均出現(xiàn)圓環(huán)折褶，對(duì)薄壁鋁管?50×50mm和84%孔隙率泡沫鋁圓柱體的復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行壓潰試驗(yàn)，過程如圖7所示。

圖7 鋁管-泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)壓縮試驗(yàn)

分別對(duì)孔隙率為76%的泡沫鋁圓柱體、厚度1.5mm的薄壁鋁管及其組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行軸向壓潰試驗(yàn)，其載荷-位移曲線對(duì)比如圖10(a)所示。圖中位于上方的T1FS2曲線是復(fù)合結(jié)構(gòu)的載荷-位移曲線，吸能總量最大，屈服應(yīng)力最大。FS2與T1S1分別是泡沫鋁圓柱體與薄壁鋁管的載荷-位移曲線。泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)在靜壓作用下出現(xiàn)圓環(huán)形折褶，與空心薄壁鋁管壓潰時(shí)出現(xiàn)的折褶個(gè)數(shù)相同，在載荷-位移曲線上呈現(xiàn)相同的波峰個(gè)數(shù)。泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)了更高的載荷峰值，波形特征更明顯，變化過程穩(wěn)定。由式(4)計(jì)算可知，復(fù)合結(jié)構(gòu)的總吸能量大于薄壁鋁管與泡沫鋁圓柱體單獨(dú)載荷值之和。

對(duì)同一厚度的薄壁鋁管分別與不同孔隙率的泡沫鋁圓柱體組合而成的復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行壓潰試驗(yàn)，其載荷-位移曲線如圖10(b)所示，T1FS1試件對(duì)應(yīng)的泡沫鋁孔隙率為76%，T1FS2對(duì)應(yīng)孔隙率為81%，

孔隙率為74%～90%的泡沫鋁材料，其載荷-位移曲線如圖8所示，圖中F1～F10分別表示10種不同孔隙率的泡沫鋁試件。由圖可見，泡沫鋁材料孔隙率值越小，屈服極限值和平臺(tái)期越大。由式(2)可知，若平臺(tái)期屈服點(diǎn)越高且壓縮位移越長，則材料吸能總量越大。對(duì)材料各孔隙率的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，包括吸能量、總質(zhì)量和比吸能等參數(shù)進(jìn)行分析，其散點(diǎn)分布如圖9所示?？梢姴牧系目紫堵试酱?，其吸能總量則越小，比吸能值也越小。T1FS3對(duì)應(yīng)孔隙率為84%。3種復(fù)合結(jié)構(gòu)的最大屈服應(yīng)力極限值較為接近。構(gòu)成復(fù)合結(jié)構(gòu)的泡沫鋁孔隙率越小，其平均載荷值越大，吸收的總能量越大。試驗(yàn)結(jié)果顯示，具有相同長度的泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)且其薄壁鋁管厚度相同時(shí)，則載荷-位移曲線均具有相同的波峰波谷個(gè)數(shù)，并且呈現(xiàn)穩(wěn)定的圓環(huán)形折褶。

圖8 各種孔隙率泡沫鋁載荷-位移曲線

圖10 載荷位移曲線對(duì)比

對(duì)不同孔隙率的泡沫鋁圓柱體與相同厚度尺寸的薄壁鋁管匹配后分別進(jìn)行軸向壓潰試驗(yàn)，其中部分樣件的試驗(yàn)結(jié)果如表3所示，復(fù)合結(jié)構(gòu)試件的薄壁鋁管尺寸為?50×70×1.5mm。結(jié)果顯示泡沫鋁孔隙率為76%的復(fù)合結(jié)構(gòu)比吸能值最高，孔隙率為74%的復(fù)合結(jié)構(gòu)總吸能量最高。

表3 泡沫鋁材料和復(fù)合結(jié)構(gòu)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

1.3 仿真模型的建立與驗(yàn)證

建立泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的有限元模型，如圖11所示。薄壁鋁管采用殼單元，單元尺寸為6mm，Jacobian＞0.7，Warpage<5，要求不出現(xiàn)三角形單元，材料選擇24號(hào)本構(gòu)模型。泡沫鋁圓柱體模型采用實(shí)體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，選用63號(hào)本構(gòu)模型，材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線由試驗(yàn)獲得。薄壁鋁管在軸向壓潰試驗(yàn)時(shí)，接觸類型設(shè)定為Automatic Surface to Surface。進(jìn)行仿真和試驗(yàn)后，復(fù)合結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)與仿真的載荷-位移曲線如圖12所示。由圖可見，兩者的位移和波峰個(gè)數(shù)基本一致，數(shù)據(jù)吻合度較高，平均誤差率為3.4%，以此判斷所建立的CAE模型可靠。對(duì)比泡沫鋁孔隙率為81%、薄壁鋁管尺寸為?50×50×1.5mm的復(fù)合結(jié)構(gòu)壓縮過程的試驗(yàn)與仿真對(duì)比如圖13所示，可以看出，從開始出現(xiàn)第一個(gè)折褶至試驗(yàn)終了，試驗(yàn)與仿真的外形變化基本一致。

圖11 復(fù)合結(jié)構(gòu)CAE模型

圖12 試驗(yàn)與仿真分析結(jié)果對(duì)比

圖13 泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)試驗(yàn)與仿真壓縮過程對(duì)比

2 復(fù)合結(jié)構(gòu)密度與厚度參數(shù)變化對(duì)設(shè)計(jì)目標(biāo)的影響分析

2.1 多目標(biāo)優(yōu)化原理和數(shù)學(xué)模型

對(duì)泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵影響因素進(jìn)行優(yōu)化，要求復(fù)合結(jié)構(gòu)用于汽車碰撞中既能降低加速度最大值，又能減小變形結(jié)構(gòu)對(duì)駕駛室空間的侵入量。要求復(fù)合結(jié)構(gòu)滿足輕量化、高比吸能、限制最大極限值等條件。采用非支配排序遺傳算法(NSGA-II)進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化。NSGA-II算法的優(yōu)點(diǎn)是探索性較好，在非支配排序中，選擇接近Pareto前沿的個(gè)體，從而增強(qiáng)Pareto的前進(jìn)能力。NSGA-II采用SBX(simulated binary crossover)的運(yùn)算機(jī)制生成子個(gè)體，進(jìn)行交叉運(yùn)算和突然變異運(yùn)算，在目標(biāo)空間中按照Pareto最優(yōu)關(guān)系將個(gè)體兩兩進(jìn)行比較，探尋到最優(yōu)的個(gè)體匹配方案。

多目標(biāo)優(yōu)化問題可用數(shù)學(xué)表達(dá)式描述為

研究復(fù)合結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)目標(biāo)與密度、厚度參數(shù)變化的影響關(guān)系，根據(jù)設(shè)計(jì)目標(biāo)尋找最優(yōu)匹配方案。t取值范圍為1～2.5mm，ρ取值范圍為0.31～0.70g/cm3，泡沫鋁密度所對(duì)應(yīng)的孔隙率范圍為74%～90%。

2.2 DOE試驗(yàn)分析和參數(shù)方案

采用DOE設(shè)計(jì)方法對(duì)兩個(gè)變量(ρi，tj)進(jìn)行方案匹配，DOE設(shè)計(jì)能提供合理而有效的組合方案。在取值范圍內(nèi)匹配200組樣本點(diǎn)，采用最優(yōu)拉丁超立方設(shè)計(jì)方法以獲得均勻的樣本點(diǎn)。

對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，泡沫鋁密度ρ與薄壁鋁管厚度t對(duì)總吸能量的Pareto響應(yīng)，如圖14(a)所示，t的一次項(xiàng)對(duì)總能量值的貢獻(xiàn)為正效應(yīng)，達(dá)到70%；t的二次項(xiàng)貢獻(xiàn)值20%；ρ的一次項(xiàng)與二次項(xiàng)對(duì)總吸能量的影響貢獻(xiàn)最小。建立t-ρ-E0的影響關(guān)系響應(yīng)面，如圖14(b)所示。從圖14看出，若泡沫鋁密度不變，則鋁管厚度越大，吸能總量也越大。但若鋁管厚度過大，將會(huì)導(dǎo)致復(fù)合結(jié)構(gòu)在受壓潰時(shí)其最大屈服應(yīng)力過大，因而并不適合用作汽車碰撞的保護(hù)結(jié)構(gòu)。理想的吸能結(jié)構(gòu)應(yīng)當(dāng)滿足較小極限應(yīng)力值與較長平臺(tái)期的基本屬性。

圖14 密度-厚度-總吸能量的響應(yīng)

根據(jù)Pareto響應(yīng)情況分析泡沫鋁密度ρ與鋁管厚度t對(duì)比吸能Es的影響，Pareto響應(yīng)圖如圖15(a)所示，密度ρ對(duì)比吸能的貢獻(xiàn)約為42%，厚度t對(duì)比吸能的貢獻(xiàn)約為25%，均為負(fù)效應(yīng)；密度ρ與厚度t的交差項(xiàng)是正效應(yīng)，約為17%，即泡沫鋁密度和鋁管厚度與比吸能值成反比，泡沫鋁密度的影響相對(duì)更大。密度ρ與厚度t對(duì)比吸能的響應(yīng)面結(jié)果如圖15 (b)所示，低密度泡沫鋁與小厚度鋁管所匹配的復(fù)合結(jié)構(gòu)比吸能較大，具有更優(yōu)良的高比吸能特性。

圖15 密度-厚度-比吸能的響應(yīng)

2.3 優(yōu)選方案的計(jì)算結(jié)果和分析

用NSGA-II算法進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，引入擁擠距離排序的方法，多目標(biāo)遺傳算法搜索過程中兩因子的尋優(yōu)過程散點(diǎn)分布如圖16所示。

優(yōu)化計(jì)算共運(yùn)行241次，計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)選取其中一部分列于表4，其中第227套方案為一套較優(yōu)解。方案中薄壁鋁管厚度t＝1.0mm，泡沫鋁材料密度ρ＝0.31g/cm3，對(duì)應(yīng)孔隙率為89%，比吸能為27.5J/g，總吸能量為3.54kJ。

此方案總體評(píng)價(jià)為比吸能值較高，薄壁鋁管總吸能量較小，為中上水平，總質(zhì)量較小，總體條件較符合汽車吸能結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)目標(biāo)，即滿足輕量化與比吸能要求，又避免出現(xiàn)最大應(yīng)力閾值過高。因此，綜合對(duì)比各優(yōu)化結(jié)果后，優(yōu)選第227套方案作為后續(xù)車身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的參考方案。

圖16 兩相關(guān)因子的尋優(yōu)過程散點(diǎn)分布

表4 NSGA-II優(yōu)化算法方案的部分?jǐn)?shù)據(jù)

3 實(shí)例車型門檻橫梁改善安全性研究

3.1 門檻橫梁結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)方案

根據(jù)汽車側(cè)面碰撞的特點(diǎn)，以門檻橫梁作為優(yōu)化對(duì)象，將復(fù)合結(jié)構(gòu)加裝到門檻橫梁中進(jìn)行碰撞仿真分析。組成復(fù)合結(jié)構(gòu)的薄壁鋁管厚度為1mm，泡沫鋁孔隙率為89%。泡沫鋁圓柱體與薄壁鋁管之間采用間隙配合，既使泡沫鋁約束了薄壁鋁管的壓縮行徑，又不至于過緊而增加不必要的剛度[19]。

在門檻橫梁上以離散結(jié)構(gòu)模式加裝7件泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)，復(fù)合結(jié)構(gòu)總質(zhì)量為901.6g。對(duì)汽車側(cè)撞中關(guān)鍵受力元件進(jìn)行優(yōu)化，刪減橫梁內(nèi)部3個(gè)支撐件、增加地板第2橫梁左板厚度、減小門檻橫梁前板厚度等處理，最終單側(cè)結(jié)構(gòu)質(zhì)量減輕636.3g。左右兩側(cè)橫梁共減輕1 272.6g。門檻橫梁上分布的泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)位置如圖17所示。分布方案主要依據(jù)橫梁結(jié)構(gòu)與原車碰撞后侵入量和變形特征確定[20]。

圖17 加裝泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)示意圖

3.2 系統(tǒng)仿真模型的建立與驗(yàn)證

參照法規(guī)規(guī)定采用移動(dòng)可變形壁障(MBD)對(duì)汽車CAE模型進(jìn)行仿真分析，汽車在碰撞120ms時(shí)變形特征如圖18所示。

圖18 目標(biāo)車碰撞變形特征

加裝復(fù)合結(jié)構(gòu)后，門檻橫梁的侵入量明顯減小，原車碰撞后出現(xiàn)的兩處折彎得到有效改善，侵入量數(shù)據(jù)對(duì)比如圖19所示。橫梁最大侵入量由原車的173.99mm減小到71.29mm，下降了59%。車門最大侵入量由原車的183.7mm下降到153.7mm，下降了16.3%。

圖19 加裝復(fù)合結(jié)構(gòu)前后侵入量對(duì)比

加裝復(fù)合結(jié)構(gòu)前后汽車座椅中點(diǎn)瞬時(shí)加速度如圖20(a)所示。原車加速度峰值14.5g發(fā)生在0.10s；加裝復(fù)合結(jié)構(gòu)后座椅中點(diǎn)加速度峰值7.64g發(fā)生在0.03s，下降了47.3%，加速度峰值降低明顯。根據(jù)人體損傷閾值的計(jì)算方式，以加速度為重要的參考標(biāo)準(zhǔn)，加裝泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)后明顯提高了汽車安全性。

加裝復(fù)合結(jié)構(gòu)前后門檻橫梁的瞬時(shí)加速度對(duì)比如圖20(b)所示。原車門檻橫梁加速度最大值31.4g出現(xiàn)在0.045s，此后又出現(xiàn)3個(gè)高峰值均在25.0g以上。加裝復(fù)合結(jié)構(gòu)后橫梁的加速度最大峰值為17.3g，下降了44.9%，瞬時(shí)加速度整體表現(xiàn)較為平穩(wěn)。

4 結(jié)論與展望

泡沫鋁及其復(fù)合結(jié)構(gòu)具有輕質(zhì)、高吸能和高剛度等特性，是目前逐步得到廣泛應(yīng)用的輕量化材料。本文中研究了泡沫鋁圓柱體、薄壁鋁管和復(fù)合結(jié)構(gòu)的壓縮吸能特性。通過試驗(yàn)與理論分析相結(jié)合，建立了泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的有限元模型，研究了不同孔隙率的泡沫鋁圓柱體與不同厚度的薄壁鋁管相匹配后復(fù)合結(jié)構(gòu)對(duì)吸能特性的影響，給出了壓縮應(yīng)力峰值、總吸能、總質(zhì)量與比吸能的變化規(guī)律。

為得到優(yōu)化的參數(shù)匹配方案，保證泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的綜合性能，對(duì)泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，對(duì)芯體密度與薄壁鋁管厚度因子進(jìn)行最優(yōu)拉丁超立方設(shè)計(jì)，使用NSGA-II算法得到全局Pareto響應(yīng)面，進(jìn)而獲得優(yōu)化方案的參數(shù)匹配。

在實(shí)車開發(fā)的初期階段，將泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)按照不同的間距放入車身門檻梁內(nèi)外板之間，用于增強(qiáng)汽車的抗側(cè)撞能力。在50km/h可移動(dòng)變形壁障側(cè)撞仿真中，改進(jìn)后車身側(cè)向加速度值與結(jié)構(gòu)特征點(diǎn)的侵入量都有明顯改善。駕駛室座椅中點(diǎn)的加速度峰值下降了47.3%，門檻橫梁最大侵入量下降了59%，顯現(xiàn)了泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)吸能的良好效果。

圖20 加裝復(fù)合結(jié)構(gòu)前后加速度動(dòng)態(tài)值

[1] 蔡志華，蘭鳳崇，陳吉清，等.基于汽車碰撞損傷的人體胸部有限元模型構(gòu)建與驗(yàn)證[J].醫(yī)用生物力學(xué)，2013，28(1):36－43.

[2] 李莉，楊濟(jì)匡，李偉強(qiáng)，等.汽車碰撞行人交通傷害特點(diǎn)分析[J].汽車工程，2005，27(1):44－46.

[3] 王青春，范子杰，宋宏偉，等.泡沫鋁填充帽型結(jié)構(gòu)軸向壓縮吸能特性的試驗(yàn)研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2004，40(11):98－102.

[4] 毛春升，鐘紹華.泡沫鋁技術(shù)及其在車輛中的應(yīng)用[J].汽車工藝與材料，2006(5):6－8.

[5] 于英華，宋海，吳雪娜.泡沫鋁填充汽車車架的抗振性研究[J].材料導(dǎo)報(bào)，2012，26(5):144－146.

[6] 劉春盟.泡沫鋁吸能結(jié)構(gòu)及其在汽車保險(xiǎn)杠中的應(yīng)用研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2011.

[7] 于英華，徐暢，阮德靈，等.泡沫鋁填充結(jié)構(gòu)汽車車門防撞梁仿真[J].遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，33(12).

[8] MA Congcheng，LAN Fengchong，CHEN Jiqing，et al.Automobile crashworthiness improvement by energy-absorbing characterisation of aluminium foam porosity[J].Materials Research Innovations，2015，19(1).

[9] Sung Woo Hitech Co Ltd.Crash boa in automotive bumper system: Korean，KR826471B1[P].2008－04－30.

[10] 蘭鳳崇，曾繁波，周云郊，等.閉孔泡沫鋁力學(xué)特性及其在汽車碰撞吸能中的應(yīng)用研究進(jìn)展[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2014，50 (22).

[11] 桂良進(jìn)，范子杰，王青春.泡沫填充圓管的軸向壓縮能量吸收特性[J].清華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2003，43(11):1526－1529.

[12] 王錄才，陳玉勇，曹國英，等.泡沫鋁力學(xué)性能及變形行為研究現(xiàn)狀與進(jìn)展[J].材料熱處理技術(shù)，2008，37(18):86－89.

[13] 楊智春，袁潘.填充泡沫鋁的多層鋁管動(dòng)態(tài)壓潰吸能特性研究[J].振動(dòng)工程學(xué)報(bào)，2012，25(1):12－16.

[14] 阿什比，等.泡沫金屬設(shè)計(jì)指南[M].劉培生，王習(xí)術(shù)，李言祥，譯.北京:冶金工業(yè)出版社，2006:157－162.

[15] FARLEY G L，JONES R M.Crushing characteristics of composite tubes with‘near-elliptical’cross section[J].Journal of Composite Materials，1992(26):1741－1751.

[16] THORNTON P H，EDWARDS P J.Energy absorption in composite tubes[J].Journal of Composite Materials，1982(16):521－545.

[17] RAMAKRISHNA S，HAMADA H.Energy absorption characteristics of crash worthy structural composite materials[J].Key Engineering Materials，1998(141－143):585－620.

[18] SONG Hongwei，F(xiàn)AN Zijie，YU Gang，et al.Partition energy absorption of axially crushed aluminum foam-filled hat sections[J]. International Journal of Solids and Structures，2005，42(9－10): 2575－2600.

[19] 蘭鳳崇，陳吉清，林建國.轎車參數(shù)化分析模型的構(gòu)造及應(yīng)用研究[J].計(jì)算機(jī)集成制造系統(tǒng)，2005，11(2):183－188.

[20] 蘭鳳崇，賴番結(jié)，陳吉清，等.泡沫鋁復(fù)合板材料高剛度車身結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)研究[C].2013中國汽車工程學(xué)會(huì)年會(huì)論文集:74－79.

Simulation Study on the Improvement of Vehicle Side Impact Safety by Aluminum Foam Composite Structure

Ma Congcheng1，2，Lan Fengchong1，3＆Chen Jiqing1，3
1.School of Mechanical＆Automotive Engineering，South China University of Technology，Guangzhou 510640；2.Guangzhou Vocational College of Technology＆Business，Guangzhou 511442；3.Guangdong Provincial Key Laboratory of Automotive Engineering，Guangzhou 510640

The features of light weight and high specific energy absorption make aluminum foam an ideal energy absorbing material with tremendous potential.In this paper，the mechanism and contribution of aluminum foam composite structure in absorbing crash energy and reducing acceleration are explored.Firstly，a CAE model for aluminum foam composite structure is built，and material parameters are obtained by test，providing basic data for simulation.Then a multi-objective optimization is conducted.Finally the energy absorbing effects are verified using the sill crossbeam of a vehicle with aluminum forms added.The results show that the optimized design scheme markedly lowers acceleration and reduces intrusion，meeting the design requirements of lightweighting and high energy absorption of vehicle body.

vehicle；side impact；aluminum foam；lightweighting；crash energy absorption；simulation

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.04.011

?廣東省科技計(jì)劃項(xiàng)目(2014B010137002，2014B010106002和2016A050503021)資助。

原稿收到日期為2016年5月11日，修改稿收到日期為2016年7月9日。

陳吉清，教授，E-mail:chjq＠scut.edu.cn。