劉宇，郝琪，田鈺楠，毛怡

（湖北汽車工業(yè)學院 汽車工程學院，湖北 十堰442002）

汽車耐撞性設計一直是汽車開發(fā)過程中的關注重點，設計的好壞將直接影響汽車碰撞過程中汽車的損壞程度和乘員的傷亡情況，因此在汽車前端設有專門的防撞子系統(tǒng)來提高汽車的耐撞性，其中吸能盒是汽車前端重要的部件。吸能盒一般布置在汽車縱梁的前端，為廂型式薄壁結構。為達到最優(yōu)的吸能效果，除對吸能盒本身進行設計外，目前有大量研究采用添加填充物以達到較好的防撞效果。正泊松比材料在受到單軸拉伸時橫向會發(fā)生收縮，負泊松比材料反而會發(fā)生側向膨脹，這種反常的“拉脹”行為使其逐漸得到關注，成為具有發(fā)展?jié)摿Φ囊环N新材料。負泊松比結構在有效吸能的同時，出現(xiàn)收縮壓實，有效減小壓潰量，極大地調節(jié)了吸能與壓潰的矛盾。在對負泊松比結構的研究中，國內外學者針對汽車吸能盒進行了大量負泊松比蜂窩填充研究［1-3］，研究結果皆表明采用負泊松比結構對汽車相關結構進行設計，可以顯著提高汽車的耐撞性及對行人的保護作用。但在針對負泊松比填充結構的研究中缺乏不同填充結構之間的應用對比，文中采用目前研究較多的內凹六邊形結構以及雙箭頭結構［8］，在內凹六邊形結構基礎上設計了一種新型弧邊結構，將三者應用于汽車前端吸能盒內，對比研究在低速及高速碰撞速度下不同負泊松比填充結構的吸能防護性能。

1 仿真模型的建立

1.1 汽車前端吸能盒結構

汽車前端防護結構主要包括前保險杠、兩側吸能盒以及縱梁等結構，文中主要研究3種負泊松比填充結構在碰撞防護中的性能差異，故采用的研究對象為單個吸能盒結構，如圖1所示。

文中采用的吸能盒有限元模型如圖2所示，吸能盒在圖1所示原始結構上進行了等效尺寸放大4倍以便于填充研究，后部采用殼單元模擬吸能盒后部汽車結構，并賦予600 kg 質量，吸能盒殼體間采用1D 焊接單元進行連接，后部質量板采用剛性材料、使用MAT20 號材料卡片進行模擬，殼體使用Q235 號材料、采用MAT24 號材料卡片進行模擬，內部填充結構采用鋁合金材料，材料性能見表1。

殼單元類型取shell 163殼單元，單元算法采用Belytschko-Tsay，使用面內單點積分，計算速度快，通常對于大變形問題是穩(wěn)定有效的。為保證數(shù)值結果的收斂性，沿單元厚度取5個積分點。在沖擊過程中采用自動單面接觸形式，忽略碰撞過程中摩擦力的影響。為便于對比各填充結構的壓縮距離，約束模型后部質量板自由度，僅釋放沿碰撞方向的移動及轉動自由度，分別在低速及高速下進行碰撞研究，采用Ls-dyna求解器進行碰撞計算。

圖1 前端防護結構

圖2 吸能盒有限元模型

表1 材料性能

1.2 負泊松比三維填充結構

建立內凹六邊形結構、雙箭頭結構和某種新型弧邊負泊松比填充結構，二維連接方式見圖3：L1和L2為桿長，T1和T2為桿厚，H為高，α和β為夾角，尺寸參數(shù)皆采用現(xiàn)有研究中的優(yōu)化值［1，5-6］，內凹六邊形與弧邊結構相鄰行通過共用邊連接，相鄰列通過連接桿連接［11］，雙箭頭結構相鄰行與相鄰列緊密相鄰，通過對二維排列進行旋轉陣列得到三維填充結構。圖4為3種填充結構三維有限元模型。

圖3 不同結構二維排列圖

圖4 不同結構三維排列圖

2 低速碰撞仿真

低速碰撞是指車速為15 km·h-1左右的碰撞，常發(fā)生在堵車、停車等情況下，一般不會造成重大的事故和人員傷亡，但會對汽車和駕駛員造成一定程度的傷害［9］。采用低速碰撞速度為20 km·h-1，無填充時吸能盒碰撞能量曲線見圖5，總能量守恒，沙漏能小于總能量的5%，模型有效，滿足要求。

圖5 原始吸能盒碰撞能量曲線圖

原始吸能盒與內凹六邊形結構低速碰撞結束變形圖見圖6，其他2 種結構與內凹六邊形結構相似。結果顯示，在低速碰撞中原始吸能盒在碰撞接觸處發(fā)生結構變形，而3種填充結構皆未發(fā)生較大的變形，未表現(xiàn)出明顯的負泊松比變形特性，僅在碰撞接觸處內部填充結構發(fā)生了微小的結構變形，結構整體基本仍能夠保持原有形狀及尺寸，此時3種填充結構的壓縮量皆小于原始吸能盒，在低速時填充結構抵抗變形的能力要遠好于原始吸能盒。低速下使用3 種填充結構后的模型碰撞各項數(shù)據(jù)對比如表2和圖7所示。單位質量結構的吸能量為

式中：SEA為比吸能；EA為吸能量；M為總質量。

圖6 低速碰撞結束變形圖

表2 低速碰撞壓縮量及峰值碰撞力數(shù)據(jù)表

圖7 低速碰撞吸能數(shù)據(jù)圖

從圖7a 可看出：內凹六邊形結構最快達到能量吸收峰值，隨后雙箭頭與弧邊結構基本同時達到能量峰值，原始結構最后達到峰值，但其最終吸能量略高于雙箭頭結構，弧邊結構高于內凹六邊形結構而低于雙箭頭結構，最終吸能量都相差不大。從圖7b中可看到考慮質量因素時4種結構的差異：總吸能量相差不大的情況下，原始吸能盒由于未增加填充結構質量最小，故比吸能值遠高于其余結構；內凹六邊形結構與弧邊結構比吸能皆高于雙箭頭結構。在汽車碰撞中，研究內容皆以時間為標準，在碰撞時間內結構的壓縮量越小意味著結構在碰撞中的變形量越小，也意味著汽車前圍對于駕駛室的侵入量越小。原始吸能盒的壓縮量最大，因此在碰撞中的變形量最大，結構最終吸能量最大，對于駕駛室的侵入量也最大；內凹六邊形結構的壓縮量雖然最小，但其峰值碰撞力高于原始結構與弧邊結構。綜合壓縮量及峰值碰撞力來看，弧邊結構相較于其他結構，壓縮量較小，峰值碰撞力最小，對汽車碰撞的保護性能較好；從吸能與比吸能綜合考慮，原始結構由于變形量較大吸能效果略好于其他結構；從結構本身考慮，當4 種結構皆達到相同的壓縮量即碰撞方向的應變一致時，原始結構的吸能效果遠低于其他結構。綜合來看，在低速碰撞中，內凹六邊形結構的吸能效果較好，但造成的峰值碰撞力較大；弧邊結構在吸能中表現(xiàn)低于內凹六邊形結構但高于雙箭頭結構，且造成的峰值碰撞力較小。

3 高速碰撞仿真

圖8 高速碰撞結束變形圖

按照C-NCAP 正面碰撞試驗［7］設置碰撞速度為50 km·h-1，各模型高速碰撞結束變形圖如圖8所示，在高速碰撞中3種填充結構皆呈現(xiàn)出較為明顯的負泊松比狀態(tài)，在碰撞方向結構收縮的同時，結構本身在垂直碰撞方向上也進行收縮；3種填充結構中部位置皆向結構中心進行不同程度的收縮，這種兩向收縮的特性為負泊松比典型的變形特點［10］，此時結構密度集中，硬度增大，抵抗變形的能力增強。3 種結構在碰撞端的結構變形程度較大，而雙箭頭結構中部位置收縮變形程度相較于內凹六邊形結構較大，相較于弧邊結構較小，故其結構密度增加程度大于內凹六邊形結構小于弧邊結構；3種結構的壓縮量大小也表現(xiàn)出此種趨勢。由于雙箭頭結構密度增加程度大于內凹六邊形結構，其結構硬度較大，抵抗變形的能力相應提高，其最終壓縮量也小于內凹六邊形結構；同理弧邊結構整體收縮程度大于雙箭頭結構，其結構密度及硬度增加程度皆最大，抵抗變形的能力最高，最終壓縮量也最小；而3種填充結構的變形程度皆小于原始吸能盒。因此通過增加填充結構能夠提高吸能盒結構抵抗變形的能力。

圖9 高速碰撞吸能數(shù)據(jù)圖

模型高速碰撞各項數(shù)據(jù)對比如圖9 和表3 所示。在高速碰撞中弧邊結構與雙箭頭結構最快達到吸能峰值，且基本同時達到吸能峰值，在吸能曲線上升階段弧邊結構吸能最多；其次為內凹六邊形階段，接近峰值時雙箭頭結構吸能超過內凹六邊形結構，最終接近弧邊結構；原始吸能盒最慢達到吸能峰值。越快達到吸能峰值，結構的相對密度越大，硬度越大，抵抗變形的效果越好。在高速碰撞中各模型比吸能情況與低速下基本相似，弧邊結構的比吸能與內凹六邊形結構的差距不斷減小。而從壓縮量及峰值碰撞力考慮，原始吸能盒壓縮量極大，峰值碰撞力由于壓縮量的增大，結構逐級變形，碰撞力隨結構壓潰相應降低，其峰值碰撞力最?。慌c低速碰撞相比，雙箭頭結構在高速下的防護效果較好，其壓縮量低于內凹六邊形結構；弧邊結構在高速碰撞下壓縮量最小，峰值碰撞力低于其他填充結構高于原始吸能盒，原因是高速下結構呈現(xiàn)出負泊松比狀態(tài)，在結構收縮初始階段吸能盒殼體與填充結構存在間隙，在填充結構與剛性墻接觸時，結構開始變形，給予剛性墻很大的抵抗作用，從而造成其碰撞力高于原始吸能盒，而在低速碰撞中，內部填充結構基本未發(fā)生變形，故其碰撞力低于原始吸能盒。綜合各項評價指標，弧邊結構在高速碰撞中的防護效果較好，具有更好的吸能抗沖擊性能。

表3 高速碰撞壓縮量及峰值碰撞力數(shù)據(jù)表

4 結論

1）在低速及高速碰撞中3 種填充結構的壓縮量皆小于原始吸能盒結構，在應用中對于駕駛室的侵入量皆小于原始結構。

2）在低速碰撞中，由于速度較低，各填充結構皆未呈現(xiàn)負泊松比變形特性；而高速中3種填充結構皆呈現(xiàn)出明顯的兩向收縮負泊松比變形特性。

3）在低速時，內凹六邊形結構吸能效果較好，弧邊結構峰值碰撞力最低；在高速時雙箭頭結構性能遠好于其在低速時的防護性能，而弧邊結構的吸能防護效果最好，且其造成的峰值碰撞力也較低。

4）在應用中，弧邊填充結構在低速及高速中的綜合表現(xiàn)優(yōu)于其余結構，對于汽車碰撞防護具有較高的實際意義。