王鵬 莊華曄 張林陽 夏廣明 范喜龍

（中國第一汽車股份有限公司研發(fā)總院，長春 130011）

1 前言

CAE分析是汽車產(chǎn)品開發(fā)的重要環(huán)節(jié)，當前隨著產(chǎn)業(yè)加速和開發(fā)流程的不斷縮短，部分車企對于CAE分析依賴程度加深，對CAE結果的精準性要求也越來越高，以支撐其減少碰撞試驗次數(shù)，甚至取消車身的試制，既大幅縮短開發(fā)周期，又降低了產(chǎn)品開發(fā)成本。

為進一步提升CAE仿真精度，一方面對材料數(shù)據(jù)輸入的準確性要求越來越高，同時對于焊點、鉚點、膠粘等連接點的變形特性和失效行為也需要精確仿真[1-2]，而不能再簡單地將連接點定義為剛性的實體單元。

與此同時，在全球節(jié)能減排的發(fā)展趨勢下，車身輕量化進程不斷深入，鋁鎂合金等輕質(zhì)材料的應用比例不斷提高，連接工藝也從傳統(tǒng)的點焊切換為鉚接、膠接等機械連接工藝。因此，及時開展關于各類新材料和新連接工藝連接點的精細化表征，提高材料數(shù)據(jù)和連接點數(shù)據(jù)輸入的準確性，對于提升整車碰撞CAE精度十分必要。

本研究基于鋁板材料和自沖鉚接+粘接復合連接技術，設計連接點不同工況的斷裂失效試驗，對試驗數(shù)據(jù)處理，并通過有限元仿真獲取模型本構關系中的各項參數(shù)，最終通過T型部件碰撞試驗，驗證數(shù)據(jù)模型使用的準確性和實用性。

2 試驗

2.1 試驗設備

準靜態(tài)試驗采用CMT5205型電子萬能試驗機，動態(tài)試驗采用HTM16020液壓高速拉伸試驗機，同時匹配高速攝像機與DIC非接觸應變測量分析系統(tǒng)，T型部件驗證試驗采用高速撞擊試驗臺。

2.2 試驗樣品

試驗基材選用鋁板6016-T4（1.2 mm）。連接試件組合材料組合為6016-T4（1.2 mm）+6016-T4（1.2 mm），自沖鉚釘直徑為5.3 mm，鉚釘長度為5.5 mm，結構膠型號1840C，膠層厚度為0.2 mm。

用于動態(tài)試驗的連接試件包括3種類型，分別為搭接試件、剝離試件、十字拉伸試件，各試件形狀和尺寸如圖1所示。

圖1 各連接試件形狀和尺寸

用于驗證試驗的T型部件的形狀和尺寸如圖2所示。

圖2 T型部件形狀和尺寸

2.3 試驗方法

準靜態(tài)試驗加載速率采用1 mm/min，動態(tài)試驗加載速率采用5 m/s，母材拉伸性能試驗按GB/T 228.1和GB/T 30069.2執(zhí)行，每種試驗均至少重復3次。

3 結果與分析

3.1 試驗結果

為支撐連接試件斷裂失效仿真，同時判斷連接點失效強度是否合理，需要先期完成母材強度數(shù)據(jù)測試，對6016-T4（1.2 mm）鋁板進行材料準靜態(tài)拉伸和動態(tài)拉伸試驗，獲得不同應變速率下高速拉伸應力—應變曲線組，并進行擬合外延處理，最終得到滿足CAE仿真平臺LS-DYNA輸入要求的曲線組。

材料拉伸試驗后，載荷除以試件初始橫截面積得到工程應力（也稱名義應力），非接觸測量可以同時獲得工程軸向應變，由此得到的工程應力應變曲線。使用工程應力應變曲線計算彈性模量，泊松比，屈服強度。真實應力應變曲線轉化公式為：

式中，ε為工程應變；εT為真實應變。

式中，ε為工程應變；σ為工程應力；σT為真實應力。

獲得真實應力應變曲線后，在擬合外推前，需要先確定塑性應變，公式為：

式中，εpl為塑性應變；εT為真實應變；σT為真實應力；E為彈性模量。

獲得真實應力-塑性應變曲線后，剔除頸縮點之后的數(shù)據(jù)，使用數(shù)據(jù)處理軟件將頸縮前的數(shù)據(jù)采用Johnson-Cook模型（不考慮溫度效應），對材料的多個應變速率曲線進行統(tǒng)一擬合外推到應變?yōu)?，公式為：

式中，σT為真實應力；εpl為塑性應變；ε?pl為動態(tài)塑性應變速率；ε?pl0為準靜態(tài)塑性應變速率；A、B、C和n為待求材料參數(shù)，可通過特定條件求解和最小二乘法擬合得到。

多應變速率擬合曲線如圖3所示，相應獲得的材料卡支撐連接試件CAE建模仿真使用。

圖3 多應變速率下的母材性能

為獲得拉剪、撕裂和正拉典型工況下鉚粘復合連接點的斷裂載荷和失效形式，通過高速拉伸試驗機分別對搭接試件、剝離試件和十字拉伸試件進行動態(tài)拉伸試驗，獲得的載荷-位移曲線如圖5所示。

3.2 建模仿真

對上述3種典型工況進行建模：母材均采用殼單元16號積分建模，單元尺寸為2 mm；自沖鉚釘采用實體單元建模，與母材接觸方式定義為*CONTACT_SPOTWELD；膠粘采用實體單元建模，與母材接觸方式定義為*CONTACT_TIED_NODES_TO_SURFACE。將擬合外延后的多應變速率下的母材性能曲線作為輸入條件，并根據(jù)試驗工況，設置試件的約束狀態(tài)和加載狀態(tài)，試件一端固定，另一端以5m/s的速度加載，試驗載荷通過對試件定義參考屆面*DATABASE_CROSS_SECTION_PLANE進行輸出，并在試件上選擇相同間距兩點間距作為位移變化量，通過*DATABASE_HISTORY_NODE進行輸出。3種典型工況的仿真模型如圖4所示。

圖4 鉚粘復合連接試件仿真模型

3.3 仿真對標結果及分析

模擬計算鉚接復合連接點在搭接、剝離、十字拉伸等工況下的變形過程，并以實測試驗中獲得的最大載荷和彎矩作為失效條件，即當仿真過程中連接點的載荷或彎矩達到了實測試驗中的最大載荷或彎矩，連接點即立即失效并刪除。

通過多輪次的仿真標定，最終將仿真輸出的載荷-位移曲線與實測試驗結果進行對比分析，對比結果如圖5所示。

圖5 鉚粘復合連接點試件動態(tài)拉伸對比分析結果

首先可以看出，關于母材為6016鋁板的自沖鉚接-粘接復合連接點在拉剪、撕裂和正拉3種典型工況下的CAE仿真輸出的載荷-位移曲線與實測試驗獲取的載荷-位移曲線高度匹配，仿真精度高，說明建立的仿真模型能夠準確地表征自沖鉚接和粘接這兩種具有不同變形模式的連接技術復合疊加狀態(tài)下的連接點的變形行為。

同時橫向對比3種典型工況下的極限變形載荷，可以看出自沖鉚接-粘接復合連接點在拉剪工況下的極限變形載荷最大，達到了7.42 kN，正拉工況稍弱，為5.10 kN，撕裂工況下的極限變形載荷最小，僅有1.29 kN，因此實際應用過程中，應盡量避免連接點僅處于單一撕裂的工況。

3.4 T型部件驗證

為驗證上述鉚粘復合連接點CAE仿真模型在多工況復合狀態(tài)下的仿真精度和實用性，設計了同時具有拉剪、撕裂和正拉3種工況的T型部件，并對其一端進行高速撞擊驗證試驗，高速撞擊前后的T型部件照片見圖6，同時對T型部件開展同步建模，并輸入已獲得的拉剪、撕裂和正拉3種工況的定義參數(shù)，CAE仿真結果與實測試驗進行對比驗證，仿真狀態(tài)下的高速撞擊變形前后的T型部

圖6 高速撞擊前后的T型部件照片

由于高速狀態(tài)下，實測試驗中較難采集T型部件的變形載荷和位移，故選擇采集T型部件的加速度信號，輸出實測試驗和仿真狀態(tài)的加速度-時間曲線并進行對比分析，如圖8所示。

圖8 T型部件高速撞擊對比分析

從圖6的實測試驗照片和圖7的仿真試驗狀態(tài)示意圖的對比，和圖8中兩種試驗狀態(tài)下加速度-時間曲線的對比均可以看出，母材為6016鋁板的自沖鉚接-粘接復合連接點在T型部件驗證工況下的CAE仿真結果與實測試驗失效模式完全相同，結果高度匹配，在幾乎相同的加速度下（實測最大加速度689 m/s2，仿真最大加速度661 m/s2），準確預測并實現(xiàn)了連接點的失效，仿真精度較高，達到了95.9%（參考加速度）。這說明所建立的仿真模型與獲得的仿真參數(shù)，能夠準確地表征鉚粘復合連接點在混合復雜工況下的變形行為，實用性較高。

圖7 仿真狀態(tài)下高速撞擊前后的T型部件狀態(tài)

4 結束語

本研究以母材為鋁板的自沖鉚接+粘接復合連接點為研究對象，通過設計連接點拉剪、撕裂和正拉等三種工況下的動態(tài)拉伸試驗和CAE仿真建模標定，獲取了仿真模型本構關系中的各項參數(shù)，最后對疊加多種工況的T型部件開展CAE碰撞仿真與高速撞擊對比驗證試驗，CAE仿真準確預測并實現(xiàn)了連接點的失效，仿真精度達到了95.9%，精準表征了鉚粘復合連接點在混合復雜工況下的變形與失效行為，在整車碰撞CAE仿真中具有較高的實用性。