王 峰，莫易敏，呂俊成,，黃 峰，林智桂

(1.武漢理工大學(xué) 機電工程學(xué)院，湖北 武漢 430070；2. 上汽通用五菱汽車股份有限公司，廣西 柳州 545007)

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焊接翻邊對薄壁梁吸能特性的影響研究

王 峰1，莫易敏1，呂俊成1,2，黃 峰1，林智桂2

(1.武漢理工大學(xué) 機電工程學(xué)院，湖北 武漢 430070；2. 上汽通用五菱汽車股份有限公司，廣西 柳州 545007)

基于數(shù)值模擬，研究了焊接邊寬度及新型焊接邊設(shè)計對雙帽形薄壁梁吸能特性的影響。動態(tài)落錘試驗結(jié)果證明，寬度的增加和新型焊接邊設(shè)計均可有效提高平均壓潰力與比吸能。

雙帽形薄壁梁；焊接翻邊；軸向沖擊；能量吸收

作為能量吸收結(jié)構(gòu)主要形式的薄壁梁被廣泛用于改善車輛耐撞性[1]。在矩形、正六邊形、槽型等不同截面形狀薄壁梁簡化模型的眾多研究中，重點對不同截面形狀薄壁梁的優(yōu)缺點進行比較[2-3]。但是由于汽車設(shè)計的約束，非矩形截面薄壁梁在汽車吸能結(jié)構(gòu)的應(yīng)用發(fā)展較為受限。帽形薄壁梁由于其結(jié)構(gòu)規(guī)整、方便，在汽車安全碰撞結(jié)構(gòu)設(shè)計中被廣泛采用。筆者對雙帽形薄壁梁進行研究，通過仿真與試驗分析焊接翻邊的寬度與設(shè)計對薄壁梁吸能特性的影響。

1 雙帽形薄壁梁的吸能特性

圖1所示為雙帽形薄壁梁的截面形式，a為長邊長度，b為寬邊長度，f為翻邊長度。筆者取雙帽形薄壁梁為等邊長，即C=a=b,采用非線性有限元軟件HYPERMESH/LS-DYNA進行仿真研究，單元網(wǎng)格大小為2.5 mm。圖2所示為薄壁梁軸向沖擊仿真模型及落錘試驗工裝圖。

圖1 雙帽形薄壁梁的截面形式

圖2 薄壁梁軸向沖擊仿真模型及落錘試驗工裝圖

在軸向沖擊工況下，雙帽形薄壁梁的動態(tài)力學(xué)行為類似于正方形和矩形截面箱形管。對于雙帽形薄壁梁，在發(fā)生軸對稱折疊壓潰時[4-6]，有：

Pm/m0=52.20(l/t)1/2

(1)

式中:Pm為接觸面上的平均撞擊力；m0=σ0t2/4為橫截面的塑性失效彎矩(每單位周長)；l為截面長，l=2a+2b+4f=4(C+f);t為壁厚。

筆者應(yīng)用Cowper-Symonds本構(gòu)關(guān)系，計入屈服應(yīng)力隨應(yīng)變率增大而增大的影響，對屈服應(yīng)力進行修正：

(2)

(3)

52.20(l/t)1/2×[1+(0.33v/lB)1/q]

(4)

薄壁梁吸收碰撞能量的另外一個指標為比吸能SEA值[8-10]，其計算公式為：

SEA=PmH/m

(5)

雙帽形薄壁梁發(fā)生軸向壓潰時，其塑性破損模式可能是軸對稱的或者是非軸對稱的，也可能出現(xiàn)彎曲變形，而變形形式取決于長寬比、厚度、高度，以及焊接邊等結(jié)構(gòu)參數(shù)。筆者對雙帽形薄壁梁的變形形式進行定義，以便后續(xù)數(shù)據(jù)統(tǒng)計的需要。薄壁梁軸向壓潰變形模式如圖3所示，圖3(a)為薄壁梁漸進式軸向壓潰(P壓潰模式)，其特點為梁壁經(jīng)歷了嚴重的向內(nèi)和向外的塑性變形，褶皺緊湊并連續(xù)且呈現(xiàn)軸對稱模式，焊接邊與褶皺變形同步、規(guī)律性明顯；圖3(b)為薄壁梁方管式軸向壓潰，即非緊湊型破損模式(S壓潰模式)，其特點是薄壁梁軸向壓潰不規(guī)律，褶皺形成不穩(wěn)定并呈現(xiàn)非對稱、不連續(xù)的模式，焊接邊變形與褶皺形成并無規(guī)律，該模式整體上相對不穩(wěn)定，有發(fā)生Euler屈曲的趨勢，是薄壁梁設(shè)計不希望出現(xiàn)的能量耗散結(jié)構(gòu)；圖3(c)為薄壁梁不規(guī)則軸向壓潰(I壓潰模式)，其特點是薄壁梁軸向壓潰不規(guī)則，發(fā)生褶皺變形，同時也會發(fā)生其他結(jié)構(gòu)變形(塌陷、內(nèi)彎等)，但并未出現(xiàn)薄壁梁明顯彎曲；圖3(d)為薄壁梁彎曲變形(B壓潰模式)，其主要表現(xiàn)為在發(fā)生軸向壓潰的同時薄壁梁彎曲變形明顯，薄壁梁下端發(fā)生彎曲失穩(wěn)。

圖3 薄壁梁軸向壓潰變形模式

2 焊接翻邊的吸能影響仿真分析

2.1 焊接翻邊寬度的影響

筆者基于數(shù)值模擬的方法研究雙帽形薄壁梁焊接翻邊對吸能特性的影響。薄壁梁有限元模型為等截面，即a=b=85mm，f∈(15,30)mm。設(shè)計16組樣本模型分析焊接翻邊寬度對軸向沖擊下的薄壁梁吸能影響。圖4為平均壓潰力隨焊接翻邊變化的趨勢圖。等截面雙帽形薄壁梁，平均壓潰力隨焊接翻邊f(xié)的增加而升高；SEA隨焊接翻邊的增加而升高。對比f=30mm與f=15mm的模型，SEA提高約20%。同時，由樣件變形模式分析得到，較大的翻邊長度有助于薄壁梁形成穩(wěn)定的變形，不易發(fā)生彎曲、內(nèi)陷等不合理變形；相反，較小的翻邊長度不僅會大幅降低SEA值，更容易出現(xiàn)彎曲等不良變形。

圖4 平均壓潰力隨翻邊寬度變化趨勢

2.2 對稱斜向焊接翻邊的吸能影響

基于傳統(tǒng)的雙帽形薄壁梁結(jié)構(gòu)形式，筆者提出對稱斜向焊接邊的雙帽形薄壁梁的新型結(jié)構(gòu)，如圖5所示。θ為斜向焊接邊與薄壁梁中軸線的夾角，從前后視圖可觀察到兩焊接邊對稱交叉。

圖5 對稱斜向焊接邊雙帽形薄壁梁

對稱斜向焊接邊對軸向沖擊下的雙帽形薄壁梁的仿真試驗，根據(jù)傾斜角、長高比、厚度與邊長比、焊接邊寬度與邊長比等無量綱參數(shù)進行試驗，驗證斜向焊接邊薄壁梁具有良好的吸能特性，即可改進變形模式不好的傳統(tǒng)雙帽形薄壁梁軸向壓潰，提升其軸向壓潰的穩(wěn)定性;同時，研究相關(guān)參數(shù)對薄壁梁變形模式、壓潰力等的影響。

(1)傾斜角θ對變形模式的影響分析。薄壁梁在軸向載荷下，發(fā)生類似圖3所示的變形。當(dāng)薄壁梁發(fā)生圖3(a)所示規(guī)則的“手風(fēng)琴”式褶皺變形時，能夠起到較好的變形吸能作用，其壓潰力變化平穩(wěn)有序；當(dāng)發(fā)生其他3種變形時，可能導(dǎo)致整個部件進入歐拉彎曲等變形模式，失去原有設(shè)計的能量吸收能力。

通過仿真試驗結(jié)果的統(tǒng)計，雙帽形對稱斜向焊接邊薄壁梁參數(shù)θ的變化對薄壁梁的變形模式有至關(guān)重要的作用。筆者設(shè)計的薄壁梁模型高度均為H=400mm，f=20mm，t=1.4mm，邊長設(shè)計范圍為[45,95]且以10mm均布取值，考慮對稱性設(shè)計要求及有限元模型建立需要，θ可選范圍為[0°,9°]。表1為雙帽形斜向焊接邊薄壁梁仿真試驗部分模型參數(shù)θ，各邊長對應(yīng)θ受可選范圍影響逐漸減少，試驗組數(shù)也相應(yīng)降低。

表1 C=75 mm薄壁梁仿真試驗?zāi)Ｐ徒y(tǒng)計表

在相同焊接邊寬度f=20 mm，高度H=400 mm，t=1.4 mm的情況下，設(shè)計42組雙帽形對稱斜向焊接邊薄壁梁模型仿真試驗，分析薄壁梁傾斜角θ變化對變形模式的影響，如圖6所示。通過42組仿真試驗?zāi)Ｐ头治隹梢缘玫剑?/p>

圖6 θ和C/H影響薄壁梁變形模式的分析圖

邊長一定、傾斜角度不同的情況下，薄壁梁變形形式具有區(qū)間性。C/H∈(0.13,0.17)，傾斜角θ∈[1°,4°]的模型具有較好的漸進式變形，即P變形模式；C/H∈(0.17,0.25)，較好的漸進式變形P模式所對應(yīng)的傾斜角θ區(qū)間收縮到[2°,3°]；同一邊長下，不規(guī)則變形I模式對應(yīng)的θ∈[5°,9°]具有共性，C/H∈(0,0.13)薄壁梁的變形模式以彎曲變形B模式為主。

傾斜角θ一定、邊長不同的情況下，隨著C/H的增大，變形模式受傾斜角θ區(qū)間的影響呈現(xiàn)3種趨勢。θ∈{0°,5°,6°,7°,8°,9°}，薄壁梁模型的變形模式均為不規(guī)則變形；θ∈{2°,3°}，邊長大于55 mm的薄壁梁模型具有良好的漸進式變形即P模式，一致性良好；θ∈{1°,4°}，隨著C/H升高，變形模式由P模式向I模式轉(zhuǎn)變，邊長為95 mm、傾斜角度為4°的薄壁梁軸向壓潰為漸進式變形即P模式。

雙帽形對稱斜向薄壁梁的變形模式呈現(xiàn)P、I、B這3種模式，彎曲變形B模式出現(xiàn)在C=45 mm的情況下，說明C/H低于0.13變形模式控制較為困難。薄壁梁的不規(guī)則變形I模式的出現(xiàn)，表明傾斜角度θ對模型變形有著重要影響，且較大的角度會使得變形不規(guī)則、脫離設(shè)計要求。與傳統(tǒng)雙帽形薄壁梁相比，對稱斜向焊接邊在不改變截面尺寸的情況下，通過改變焊接邊斜向角度可使得θ=0°的傳統(tǒng)雙帽形薄壁梁的不規(guī)則變形模式(I模式)轉(zhuǎn)化為漸進式變形模式(P模式)。同時，通過仿真試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計，可得到傾斜角度θ的適應(yīng)范圍具有區(qū)間性且與多參數(shù)有關(guān)。

不同傾斜角度下，雙帽形對稱斜向焊接邊薄壁梁的變形模式會出現(xiàn)漸進式、不規(guī)則式、彎曲式3種。圖7為對稱斜邊薄壁梁變形模式，依次為傾斜角度0°、1°、2°、3°、4°、5°、6°、7°對稱斜向焊接邊薄壁梁模型0 ms、15 ms、30 ms時的軸向壓潰變形。15 ms時，1°、2°、3°模型呈現(xiàn)較為穩(wěn)定的漸進式壓潰，褶皺有序形成，具有“手風(fēng)琴”式的特征。同時，其他模型的變形已出現(xiàn)局部失穩(wěn)現(xiàn)象及不規(guī)則壓潰變形，0°、7°薄壁梁模型下端出現(xiàn)非彈性失穩(wěn)現(xiàn)象可能導(dǎo)致其進入歐拉彎曲變形模式，4°、5°、6°薄壁梁模型在形成褶皺的過程中出現(xiàn)非漸進式的壓縮變形且下端已出現(xiàn)失穩(wěn)變形。30 ms時，通過觀察模型褶皺情況可判斷，2°、3°薄壁梁模型軸向壓潰良好，褶皺形成具有典型的“手風(fēng)琴”式特征。傾斜角為4°的薄壁梁模型在15 ms至30 ms變形過程中，出現(xiàn)了不規(guī)則失穩(wěn)，導(dǎo)致其變形模式由P模式演變?yōu)镮模式。其余模型因為在15 ms時即已出現(xiàn)非規(guī)則失穩(wěn)破壞，因此其30 ms時的模型軸向壓潰無論是皺褶還是其他變形結(jié)構(gòu)都呈現(xiàn)變形過程中的不穩(wěn)定和不規(guī)則性。

圖7 C=75 mm對稱斜邊薄壁梁變形模式

(2)傾斜角θ對薄壁梁壓潰力的影響分析。由于平均載荷對于諸如汽車碰撞加速度設(shè)計和預(yù)測等的重要性，大多數(shù)的研究都更為集中地關(guān)注薄壁梁軸向壓縮的平均載荷。薄壁梁設(shè)計的不合理會造成壓潰形式的不規(guī)則，繼而使得平均軸向壓潰力及能量吸收偏低。雙帽形對稱斜向焊接邊薄壁梁的設(shè)計，通過改善變形模式以達到能量吸收要求，并保證平均壓潰力可以滿足設(shè)計要求。

圖8為C=85 mm時的0°、2°、3°薄壁梁模型的位移-軸向壓潰力圖。由圖8可知，傾斜角度為2°、3°的薄壁梁變形模式為漸進式，褶皺形成良好，且兩薄壁梁模型的壓潰力曲線特征相同、變化平穩(wěn)，后續(xù)曲線最大載荷改變不大，最大載荷相對位移基本相同也可證明薄壁梁變形是漸進式變形。傾斜角度為0°的薄壁梁是傳統(tǒng)薄壁梁的設(shè)計模型，因為出現(xiàn)類似內(nèi)彎等非規(guī)則變形，造成壓潰力曲線最大載荷明顯高于傾斜角度為2°、3°的薄壁梁模型，其最大載荷相對位移偏大，可證明其變形形式為非漸進式的。因此，焊接邊的對稱斜向設(shè)計可改善薄壁梁壓潰力趨勢及其平穩(wěn)性。同時，3°模型壓潰形式的改善使其平均壓潰力得到提高。仿真模型統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明，其提升幅度可達到10%左右。

圖8 0°、2°、3°模型的位移-軸向壓潰力圖

3 焊接翻邊對吸能影響的試驗驗證

筆者通過仿真模型分析得出焊接邊對雙帽形薄壁梁吸能特性的影響規(guī)律，并通過圖2(b)所示動態(tài)落錘試驗設(shè)備進行驗證。設(shè)備落錘最大質(zhì)量可以達到2 000 kg，初始接觸速度可達到15 m/s。筆者設(shè)定落錘質(zhì)量為198 kg,初始速度為13.8 m/s。f=30 mm薄壁梁樣件與仿真模型的動態(tài)沖擊位移-壓潰力曲線及變形如圖9所示。樣件試驗與仿真模型的壓潰力曲線較為吻合，平均壓潰力誤差小于5%，同時，兩者的變形結(jié)果也基本一致。分析f=15、20、25 mm的樣件試驗結(jié)果均滿足誤差要求，從而可以證明，所建立仿真模型較準確，結(jié)果可信。

圖9 f=30mm仿真模型與試驗對比

焊接翻邊寬度的變化對吸能特性的影響試驗結(jié)果如表2所示。隨著焊接翻邊寬度的增加，平均壓潰力與SEA值都有明顯的增加，30 mm樣件相較于15 mm有約20%的提高，與仿真模型的結(jié)果分析一致。4組樣件動態(tài)沖擊變形對比如圖10所示，隨著焊接翻邊的增加，薄壁梁樣件變形模式逐漸趨于穩(wěn)定，減少或避免了不規(guī)則變形及彎曲內(nèi)彎變形等現(xiàn)象。

表2 焊接邊寬度變化樣件沖擊試驗結(jié)果

圖10 焊接邊寬度變化樣件沖擊變形

對稱斜向焊接邊設(shè)計薄壁梁的動態(tài)沖擊驗證選取關(guān)鍵樣本點進行試驗，即θ=0°和3°兩個樣件。圖11和圖12分別為0°和3°樣件軸向沖擊位移-壓潰力曲線與變形對比圖。相較于傳統(tǒng)設(shè)計雙帽形薄壁梁，θ=3°樣件平均壓潰力提升了16.8%，壓潰形式緊湊且穩(wěn)定，有效改善了傳統(tǒng)設(shè)計薄壁梁的吸能特性。

圖11 0°和3°樣件軸向沖擊位移-壓潰力曲線

4 結(jié)論

基于仿真分析與動態(tài)落錘試驗，筆者對焊接翻邊軸向沖擊下雙帽形薄壁梁吸能特性的影響進行了研究，得到以下結(jié)論：①焊接翻邊的增加可有效改善雙帽形薄壁梁的變形形式，提高壓潰力與SEA值；②對稱斜向焊接邊的設(shè)計對提高平均壓潰力及改善變形模式有顯著效果；③落錘沖擊試驗表明，所建立的仿真分析模型具有較高的可信度，對稱斜向焊接邊的傾斜角度設(shè)計合理有效。

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WANG Feng:Doctorial Candidate; School of Mechanical and Electronic Engineering, WUT, Wuhan 430070, China.

[編輯：王志全]

Effect of Welded Flange on Energy Absorption of Spot-weld Double-hat Section

WANGFeng,MOYimin,LVJuncheng,HUANGFeng,LINZhigui

Spot-weld double-hat section is the main structural form selection of automobile and ship safety collision. The effects of width and new shape of spot-weld on thin-walled beam energy absorption characteristics were investigated through the simulation analysis. Results of drop hammer experiment show that the crushing force and SEA can be significantly increased by the width increasing and new shape of spot-weld.

spot-weld double-hat section; welded flange; axial dynamic impact; energy absorption

2015-05-05.

王峰(1985-)，男，寧夏銀川人，武漢理工大學(xué)機電工程學(xué)院博士研究生.

2095-3852(2015)06-0715-05

A

F407.472；TB12

10.3963/j.issn.2095-3852.2015.06.012