覃炳恒 邱貴年 韋學(xué)軍 劉昌業(yè)

(上汽通用五菱汽車(chē)股份有限公司 柳州 545007)

0 引 言

在車(chē)頂擠壓和側(cè)面碰撞中，B柱作為主要的承載部件，抗抵車(chē)頂結(jié)構(gòu)和側(cè)面結(jié)構(gòu)發(fā)生的大變形，對(duì)保護(hù)乘員安全和提高車(chē)身車(chē)頂及側(cè)面結(jié)構(gòu)的抗彎性能起到重要的作用[1]，因此，考慮到B柱抗彎性能對(duì)乘員安全和車(chē)體變形的影響研究至關(guān)重要，B柱的抗彎性能研究一直是車(chē)輛側(cè)面碰撞研究中重要課題.胡侃[2]通過(guò)改變B柱內(nèi)外板厚度進(jìn)行優(yōu)化進(jìn)而加強(qiáng)側(cè)面耐撞性.譚耀武[3]利用Hypermesh和Hyperstudy軟件對(duì)B柱拼焊板及內(nèi)板的結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究分析并優(yōu)化.陳新[4]對(duì)某型轎車(chē)的B柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，采用高強(qiáng)度鋼結(jié)構(gòu)和拼焊板技術(shù)將B柱內(nèi)外板分成上下兩部分進(jìn)行焊接.上述關(guān)于B柱結(jié)構(gòu)方面的研究主要針對(duì)B柱加強(qiáng)板、拼焊板和內(nèi)板進(jìn)行分析，而對(duì)截面形狀參數(shù)的研究較少.

綜上，文中提出從B柱不同截面長(zhǎng)寬比對(duì)其抗彎性能的研究分析.由于B柱結(jié)構(gòu)復(fù)雜，截面形狀是不規(guī)則的非等截面曲梁，直接研究B柱截面長(zhǎng)寬比增大試驗(yàn)和仿真難度，需要將B柱進(jìn)行截面等效處理.B柱簡(jiǎn)化模型的截面原型選用胸部位置附近的截面，并驗(yàn)證其有效性.其次對(duì)不同截面長(zhǎng)寬比的單帽梁樣件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)及仿真，并進(jìn)行對(duì)比分析，最終得出結(jié)論：準(zhǔn)靜態(tài)與動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)得出規(guī)律相同，截面周長(zhǎng)一定的情況下，單帽梁的截面長(zhǎng)寬比越小其抗彎性能越強(qiáng).

1 B柱截面等效簡(jiǎn)化模型——薄壁梁

1.1 B柱截面等效簡(jiǎn)化模型

通過(guò)有限元仿真，討論B柱孔洞結(jié)構(gòu)、倒角及加強(qiáng)肋、曲面弧度、結(jié)構(gòu)梯度，以及有限元網(wǎng)格大小對(duì)三點(diǎn)彎曲結(jié)果的影響，最后對(duì)B柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化設(shè)計(jì).在汽車(chē)發(fā)生側(cè)面碰撞時(shí)，考慮乘坐姿勢(shì)，乘員腹部器官和胸部器官二者當(dāng)中，腹部器官的損傷對(duì)生命的威脅程度相對(duì)較低，因?yàn)楦共恐饕悄c，胃等軟質(zhì)的器官，可以承受外界破壞的能力較高.而有研究顯示碰撞中的侵入速度對(duì)車(chē)內(nèi)乘員肩部和胸部的變形影響比腹部更加顯著[5].故B柱簡(jiǎn)化模型的截面原型選用胸部位置附近的截面.選取某公司某車(chē)型B柱截面尺寸作為簡(jiǎn)化模型薄壁梁的原型截面a，截面尺寸為130 mm×85 mm，焊接邊寬15 mm，焊點(diǎn)間距60 mm.其示意圖見(jiàn)圖1a).考慮到后期部件的加工制造難度，去掉該截面不對(duì)稱結(jié)構(gòu)，在截面慣性矩不變的前提下刪除多余倒角，并將形狀調(diào)整為單帽型結(jié)構(gòu)截面b，見(jiàn)圖2b)，將B柱等效簡(jiǎn)化為規(guī)則的單帽型薄壁梁結(jié)構(gòu).

1.2 單帽型薄壁梁結(jié)構(gòu)的驗(yàn)證

截面彎曲剛度與樣件材料的彈性模量E及截面的慣性矩I有關(guān).根據(jù)截面慣性矩盡量保持不變的原則，測(cè)量截面a與截面b的周長(zhǎng)、面積，以及截面慣性矩，分析以上兩個(gè)簡(jiǎn)化截面結(jié)構(gòu)參數(shù)的差異，其結(jié)果見(jiàn)表1.

圖1 B柱截面等效簡(jiǎn)化前后

表1 簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)截面參數(shù)對(duì)比

由表1可知，兩個(gè)截面的慣性矩?cái)?shù)值誤差均在5%以內(nèi)，滿足截面慣性矩的誤差要求；另外，其周長(zhǎng)與面積的誤差也均在10%以內(nèi)，滿足工程使用的要求.

1.3 截面尺寸長(zhǎng)寬比不同的薄壁梁幾何模型

針對(duì)截面尺寸長(zhǎng)寬比的研究，主要截面類(lèi)型為單帽型結(jié)構(gòu)，為保證研究過(guò)程中內(nèi)容的單一性與一致性，每種樣本點(diǎn)單帽梁的材料780DP、梁長(zhǎng)1 000 mm、截面周長(zhǎng)430 mm、厚度1.5 mm、焊接邊長(zhǎng)度15 mm和焊點(diǎn)間距為60 mm，唯一變量為等周長(zhǎng)下的截面長(zhǎng)寬比.基于初始截面尺寸130 mm×85 mm，挑選了32組長(zhǎng)寬比由0.38～5.14的樣本點(diǎn)進(jìn)行仿真模擬.單帽梁的截面尺寸長(zhǎng)取值范圍60～180 mm、寬取值范圍35～155 mm，5 mm為取值間距.

2 準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

在萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上對(duì)試件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)以觀察試件的變形過(guò)程.試件采用兩端簡(jiǎn)支的支承方式使得B柱相對(duì)于壓頭有相對(duì)滑移的現(xiàn)象，且保證了模型結(jié)構(gòu)的完整性，使得準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)?zāi)軌蝽樌M(jìn)行[6].其中試驗(yàn)壓頭高45 mm、直徑30 mm，兩支撐架之間的跨距820 mm.支座及壓頭材料均為45號(hào)鋼.試驗(yàn)中壓頭下壓位移統(tǒng)一為150 mm，同時(shí)為了保證薄壁梁在準(zhǔn)靜態(tài)下受壓，設(shè)置壓頭恒定加載速度為10 mm/min(仿真時(shí)為提高計(jì)算速度，取2 mm/ms).試驗(yàn)全程用攝像機(jī)記錄壓頭與試件接觸處變形情況.

2.2 準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)仿真與對(duì)標(biāo)

有限元模型由HyperMesh建模完成，所有的薄壁結(jié)構(gòu)采用四節(jié)點(diǎn)的全積分殼單元離散，網(wǎng)格尺寸為5 mm×5 mm.支撐滾柱采用六面體單元模擬，網(wǎng)格大小為10 mm×10 mm，材料模型為Q235.剛性壓頭可直接通過(guò)建立剛性墻Rigidwall來(lái)對(duì)薄壁梁施加加載力，根據(jù)實(shí)際壓頭尺寸，設(shè)置剛性墻為半徑15 mm、長(zhǎng)300 mm的圓柱體形狀，并向其施加恒定加載速度2 mm/ms(仿真時(shí)為提高計(jì)算速度，故將此加載速度適當(dāng)提高).薄壁結(jié)構(gòu)之間采用點(diǎn)焊的方式連接，即相鄰的兩部分之間嵌入六面體單元，六面體單元緊貼殼單元的兩個(gè)面，面積以實(shí)際焊點(diǎn)的大小決定，材料設(shè)置為MATL100.約束下端的四個(gè)底板的全部自由度來(lái)模擬試驗(yàn)機(jī)的固定工作臺(tái).

建模過(guò)程中，采用點(diǎn)到面接觸模擬焊點(diǎn)與上下兩板間的接觸，采用自動(dòng)單面接觸模擬薄壁件受壓過(guò)程中發(fā)生的所有接觸，以避免在計(jì)算過(guò)程中互相發(fā)生穿透而導(dǎo)致計(jì)算中止.薄壁件選用 B400/780DP 材料模型.隨后在Control Cards選項(xiàng)里對(duì)輸出控制設(shè)置、沙漏控制、接觸控制、計(jì)算結(jié)束時(shí)間、時(shí)間步長(zhǎng)、輸出動(dòng)畫(huà)時(shí)間步長(zhǎng)等進(jìn)行設(shè)置.最終得到模型并將模型導(dǎo)出K文件提交給LS-DYNA求解器計(jì)算.圖2為準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)裝置仿真模型與實(shí)物圖.

圖2 準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)裝置仿真模型與實(shí)物圖

通過(guò)對(duì)基礎(chǔ)截面的單帽梁進(jìn)行有限元仿真計(jì)算及相應(yīng)的準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，得到單帽梁的加載力與位移仿真與試驗(yàn)曲線，其對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖3.由圖3可知，仿真與試驗(yàn)的兩條曲線過(guò)程平穩(wěn)，走勢(shì)一致，幾乎貼合；另外，載荷峰值的誤差僅為1.01%，平均載荷的誤差也僅為1.35%，各項(xiàng)誤差極小.因此，該仿真模型可行且可靠.

圖3 簡(jiǎn)化單帽梁的位移-載荷仿真與試驗(yàn)曲線對(duì)比

2.3 準(zhǔn)靜態(tài)下評(píng)價(jià)指標(biāo)的確定

為了更好更方便的研究薄壁梁的抗彎性能，準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)從主要以下兩個(gè)指標(biāo)進(jìn)行評(píng)判：

1) 平均加載力Fm平均力Fm為加載力曲線在彎曲位移上的算術(shù)平均值.它反映的是整個(gè)彎曲過(guò)程中的整體載荷水平，在薄壁梁彎曲位移一定的情況下，平均加載力的值越大，反映該薄壁梁抗彎性能越強(qiáng)[7-8]，為

(1)

式中：Sf為加載剛性壓頭的撞擊位移；p(s)為加載剛性壓頭撞擊位移為s時(shí)瞬態(tài)撞擊力.

2) 單帽型薄壁梁?jiǎn)挝毁|(zhì)量所受到的彎矩值(MME)MME為單帽型薄壁梁?jiǎn)挝毁|(zhì)量所受到的彎矩值，是衡量單帽梁抗彎性能的一個(gè)重要參數(shù)，MME值越大，表明該薄壁梁的抗彎性能越強(qiáng)，為

(2)

式中：θf(wàn)為薄壁梁最終的彎曲角度；M(θ)為薄壁梁彎曲角度為θ時(shí)瞬態(tài)的彎矩值；m為薄壁梁樣件的總質(zhì)量.

2.4 準(zhǔn)靜態(tài)下不同截面長(zhǎng)寬比的薄壁梁仿真結(jié)果分析

根據(jù)選取的32組樣本點(diǎn)信息，分別在基礎(chǔ)截面單帽梁仿真模型的基礎(chǔ)上進(jìn)行修改調(diào)整，完成對(duì)32組樣本點(diǎn)的有限元模型建立.通過(guò)Ls-Dyna軟件求解計(jì)算，獲得32種不同截面長(zhǎng)寬比的單帽梁在準(zhǔn)靜態(tài)工況下的抗彎特性，其計(jì)算結(jié)果統(tǒng)計(jì)見(jiàn)圖4.

由圖4可知，平均加載力、MME等曲線整體的變化趨勢(shì)一致，即等截面周長(zhǎng)的情況下，單帽型薄壁梁受到的平均加載力與MME隨截面長(zhǎng)寬比的增大逐漸降低.

為了進(jìn)一步針對(duì)長(zhǎng)寬比這一影響因素進(jìn)行對(duì)比分析，從仿真樣本點(diǎn)中挑選幾組最具代表性的不同長(zhǎng)寬比樣件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn).挑選的樣件其具體截面尺寸為100 mm×115 mm，107.5 mm×107.5 mm，115 mm×100 mm，125 mm×90 mm，135 mm×80 mm，145 mm×70 mm，并增加一組截面周長(zhǎng)不同、長(zhǎng)寬比為設(shè)置為1、截面尺寸為100 mm×100 mm的單帽梁試驗(yàn)樣件.統(tǒng)計(jì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果見(jiàn)表2.

表2 長(zhǎng)寬比樣本點(diǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)表

由表2可知,分析截面長(zhǎng)寬比對(duì)單帽梁抗彎性能的影響.圖5為試驗(yàn)中單帽梁所受到的平均加載力及MME值隨截面長(zhǎng)寬比的變化圖.

圖5 長(zhǎng)寬比樣本點(diǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)變化圖

由圖5可知，單帽梁準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)中平均加載力及MME值隨截面長(zhǎng)寬比的變化趨勢(shì)與仿真計(jì)算所得到的趨勢(shì)一致，即等截面周長(zhǎng)的情況下，單帽形薄壁梁受到的平均加載力與MME值隨截面長(zhǎng)寬比的增大逐漸降低.

3 沖擊載荷下單帽形薄壁梁結(jié)構(gòu)分析

3.1 動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)

試驗(yàn)臺(tái)的結(jié)構(gòu)與準(zhǔn)靜態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)臺(tái)大體相同，其相關(guān)尺寸與跨距皆與準(zhǔn)靜態(tài)式樣相同，與準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)不同的是，試驗(yàn)中為防止薄壁梁樣件受到?jīng)_擊彈出試驗(yàn)臺(tái)架，造成設(shè)備損壞及人員傷害，在支撐架上設(shè)置了限位裝置，限制其側(cè)向運(yùn)動(dòng).信號(hào)采集系統(tǒng)包括應(yīng)變傳感器、位移傳感器以及高速攝像機(jī).

試驗(yàn)的加載設(shè)備為高速落錘試驗(yàn)系統(tǒng)，其錘頭最大沖擊速度為15 m/s，速度控制精度高達(dá)1.0%，錘頭底端弧面直徑為110 mm，整個(gè)落錘結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)質(zhì)量為21 kg，配重板單塊2 kg，對(duì)于不同的薄壁梁樣件，所使用的錘頭質(zhì)量也不盡相同.錘頭裝置與抓取提升裝置均有兩導(dǎo)軌配合引導(dǎo)，實(shí)現(xiàn)快速加載，保證錘頭垂直下落并能滿足相應(yīng)的沖擊速度，見(jiàn)圖6.

圖6 動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)設(shè)備

根據(jù)C-NCAP對(duì)側(cè)面碰撞試驗(yàn)的要求，同樣設(shè)置錘頭的沖擊速度為50 km/h，即13.89 m/s，因此，錘頭的提升高度設(shè)置為10.1 m.為了保證試驗(yàn)中不同單帽形薄壁梁樣件之間的可比性，需根據(jù)不同的單帽梁結(jié)構(gòu)調(diào)整錘頭的質(zhì)量，以保證單帽梁在試驗(yàn)中的彎曲位移至少達(dá)到150 mm.

3.2 動(dòng)態(tài)下評(píng)價(jià)指標(biāo)的確定

為了更好更方便的研究薄壁梁的抗彎性能，動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)根據(jù)兩個(gè)主要指標(biāo)進(jìn)行評(píng)判.

1) 平均加載力Fm同樣按照2.3中的平均加載力作為動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的抗彎性能指標(biāo).

2) 能量比R能量比是由薄壁梁結(jié)構(gòu)在受到?jīng)_擊載荷至其彎曲位移達(dá)到150 mm過(guò)程中所吸收的能量除以錘頭下落至與薄壁梁結(jié)構(gòu)發(fā)生碰撞時(shí)的初始能量而得到，R表現(xiàn)了薄壁梁結(jié)構(gòu)在沖擊載荷下吸收能量能力，R越大，則該薄壁梁其抗彎性能越弱，為

(3)

式中：E0為錘頭下落至與薄壁梁結(jié)構(gòu)發(fā)生碰撞時(shí)的初始能量；F(s)為薄壁梁結(jié)構(gòu)彎曲位移為s時(shí)所受到的瞬態(tài)加載力；m0為試驗(yàn)錘頭的質(zhì)量；h為錘頭釋放的高度，本試驗(yàn)中錘頭釋放高度均為10.1 m.

3.3 不同截面長(zhǎng)寬比的薄壁梁動(dòng)態(tài)沖擊下抗彎性能分析

為了分析不同截面長(zhǎng)寬比的薄壁梁在動(dòng)態(tài)沖擊下的抗彎性能，從表2的樣本點(diǎn)中挑選具有代表性的三組進(jìn)行動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，見(jiàn)圖7，長(zhǎng)寬比樣本點(diǎn)動(dòng)態(tài)試驗(yàn)樣件圖.三組樣本點(diǎn)單帽梁其抗彎性能各不相同，為了保證在試驗(yàn)中其彎曲位移均能達(dá)到150 mm的指標(biāo)，根據(jù)不同樣件的結(jié)構(gòu)調(diào)整錘頭的質(zhì)量，具體錘頭質(zhì)量信息、樣件尺寸及試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3.

圖7 長(zhǎng)寬比樣本點(diǎn)動(dòng)態(tài)試驗(yàn)樣件圖

組號(hào)錘頭質(zhì)量/kg截面尺寸(長(zhǎng)×寬)/(mm×mm)長(zhǎng)寬比樣件總質(zhì)量/kg平均加載力/kN能量比R樣件最終彎曲角度/(°)D-545100×1150.875.63214.9850.4%45.97D-645107.5×107.515.63215.2151.2%48.42D-721145×702.0715.6328.4060.6%54.46

由表3可知，準(zhǔn)靜態(tài)下三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)得到的規(guī)律在動(dòng)態(tài)沖擊工況下依舊成立，即：等截面周長(zhǎng)的情況下，單帽型薄壁梁受到的平均加載力隨截面長(zhǎng)寬比的增大逐漸降低，另外能量比以及樣件的最終彎曲角度都隨著截面長(zhǎng)寬比的增大而逐漸增大，因此單帽梁的抗彎性能隨著長(zhǎng)寬比的增加逐漸減弱.

4 不同截面薄壁梁準(zhǔn)靜態(tài)與動(dòng)態(tài)抗彎性能對(duì)比分析

為了進(jìn)一步分析比較不同截面長(zhǎng)寬比的單帽梁分別在準(zhǔn)靜態(tài)及動(dòng)態(tài)沖擊下的抗彎性能，選取表2中三組樣本點(diǎn)，長(zhǎng)寬比分別為0.87，1及2.071,將每組單帽梁樣件在不同工況下得到的力與位移試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)圖8.

圖8 長(zhǎng)寬比樣本點(diǎn)準(zhǔn)靜態(tài)與動(dòng)態(tài)試驗(yàn)數(shù)據(jù)變化圖

由圖8可知，相同單帽梁樣件在動(dòng)態(tài)沖擊的工況下得到力與位移曲線趨勢(shì)與準(zhǔn)靜態(tài)下得到的曲線一致，但由于動(dòng)態(tài)沖擊下材料的應(yīng)變率效應(yīng)，其受到的平均加載力、平均彎矩等評(píng)價(jià)指標(biāo)更大，體現(xiàn)出的抗彎性能更強(qiáng).

5 結(jié) 束 語(yǔ)

根據(jù)某微型客車(chē)B柱模型，選取其關(guān)鍵截面，根據(jù)簡(jiǎn)化前后慣性矩不變?cè)瓌t，將其簡(jiǎn)化成為單帽型薄壁梁結(jié)構(gòu)，并通過(guò)驗(yàn)證簡(jiǎn)化模型的合理性.為了探究單帽型薄壁梁不同截面長(zhǎng)寬比對(duì)其抗彎性能的影響規(guī)律，進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)和仿真.綜上所述，動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)下得到的規(guī)律與準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)相同：截面周長(zhǎng)一定的情況下，單帽梁的截面長(zhǎng)寬比越小其抗彎性能越強(qiáng).