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一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法

阅读：85发布：2021-02-24

IPRDB可以提供一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法专利检索，专利查询，专利分析的服务。并且本发明针对现有汽车前纵梁设计存在的不足，提出了一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法，旨在通过规划纵梁的整体变形模式，使用截面分析和计算方法，实现前纵梁正面碰撞变形模式的可控设计。本发明的设计方法包括如下步骤：A：规划前纵梁在前碰工况下的总体变形模式：将前纵梁由前至后依次划分为前部叠缩压溃段、中部Y向折弯段、后部微变形支撑段及后部稳定延伸段；B：推导帽形截面前纵梁的平均压溃反力表达式；C：根据前纵梁各段的要求，由前至后依次对前纵梁各段进行设计；D：根据C步骤的设计结果，利用计算机进行模拟分析，并根据模拟结果对设计进行确认或更改。本发明的设计思路具有很好的实用性，亦可应用于汽车其它部件的设计。，下面是一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法专利的具体信息内容。

权利要求

1.一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法，其特征在于包括如下步骤：

A：规划前纵梁在前碰工况下的总体变形模式：将前纵梁由前至后依次划分为前部叠缩压溃段、中部Y向折弯段、后部微变形支撑段及后部稳定延伸段；

B：推导帽形截面前纵梁的平均压溃反力表达式；

C：根据前纵梁各段的要求，由前至后依次对前纵梁各段进行设计；

D：根据C步骤的设计结果，利用计算机进行模拟分析，并根据模拟结果对设计进行确认或更改。

2.根据权利要求1所述的帽形截面的汽车前纵梁设计方法，其特征在于所述B步骤中，所述帽形截面前纵梁的平均压溃反力表达式如下：式中：Fm为平均压溃反力，单位为kN；M0＝σ0t2/4，单位为N.mm；σ0为纵梁钣金材料屈服强度，单位为Mpa；L＝2a+2b+4f，单位为mm；a为纵梁前段内板宽度，b为纵梁前段内板高度，f为纵梁内板焊接边宽度，t为纵梁外板材料厚度。

3.根据权利要求1所述的帽形截面的汽车前纵梁设计方法，其特征在于所述C步骤中的前部叠缩压溃段的设计过程如下：根据前纵梁总体压溃吸能目标和有效压溃距离，初步确定前纵梁前端的平均压溃反力，进而根据B步骤中的帽形截面前纵梁平均压溃反力表达式和边界条件设计帽形截面薄壁梁的高度、宽度和焊接边宽度。

4.根据权利要求3所述的帽形截面的汽车前纵梁设计方法，其特征在于所述C步骤中的前部叠缩压溃段的设计过程如下：a、确定所用材料的屈服强度σ0；b、根据布置空间初步确定前纵梁叠缩压溃段结构的截面高度a、长度b及名义周长L；c、利用帽形截面前纵梁平均压溃反力表达式及前纵梁叠缩压溃段的平均压溃反力公式，为达到前纵梁叠缩压溃段结构的目标平均压溃反力，优化前纵梁B1段压溃结构的周长L、壁厚t，确定各个设计变量的设计值；所述前纵梁叠缩压溃段的平均压溃反力公式如下：0.73DFm＝Et，其中D为前纵梁叠缩压溃段结构的纵向长度，单位为mm；Et为前纵梁叠缩压溃段结构的吸能目标值，单位为kJ，Fm是前纵梁平均压溃反力；d、建立前部叠缩压溃段结构轴向压溃的有限元仿真模型，进行前部叠缩压溃段结构的轴向压溃仿真分析，提取仿真所得的前部叠缩压溃段结构的平均压溃力，验证前部叠缩压溃段平均压溃反力是否达到帽形截面前纵梁平均压溃反力表达式的设计目标。

5.根据权利要求3所述的帽形截面的汽车前纵梁设计方法，其特征在于所述C步骤中的中部Y向折弯段的设计过程如下：a、根据前纵梁中部Y向折弯段折弯位置在整车碰撞中所受到的纵向力的大小和仿真分析力矩值，得出设计目标函数：其中，A为前纵梁中部Y向折弯段截面的料厚面积；My和Mz分别为前纵梁中部Y向折弯段截面所受到的Y向和Z向弯矩；Iy和Iz分别为截面图形对于Y轴和Z轴的惯性矩；dy和dz分别为截面上某点到形心主惯性轴Y轴和Z轴的距离，σ为前纵梁中部Y向折弯段折弯位置在整车碰撞中所受到的纵向力，σs为前纵梁中部Y向折弯段折弯位置材料的屈服强度；

b、根据设计目标函数确定前纵梁中部Y向折弯段折弯位置材料的屈服强度σs，据此选择前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的材料；

c、结合前舱总布置空间，以已设计好的前纵梁叠缩压溃段结构截面尺寸为基础，同时考虑前纵梁中部Y向折弯段与下弯纵梁的连接，初步确定前纵梁中部Y向折弯段折弯位置截面的高度、宽度及名义周长；

d、结合a步骤中所述的设计目标函数，为满足前纵梁中部Y向折弯段折弯位置最大正应力设计目标，确定前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的壁厚t；

e、以设定的轴向受力要求和输入的力矩值所设计出的折弯位置截面结构的几何和材料参数为基础，建立整车碰撞仿真模型，进行整车碰撞分析，并提取前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的力矩值和纵向力-时间曲线；

f、验证前纵梁中部Y向折弯段折弯位置截面纵向力最大值Fx-max是否达到设计目标Fx-max>F，其中，F为前纵梁中部折弯段的纵向受力阈值；

g、重复截面优化步骤，整个过程迭代到满足Fx-max>F为止；

h、从前到后，依次使用同样的方法对前纵梁中部Y向折弯段各弯折位置的截面进行设计。

6.根据权利要求5所述的帽形截面的汽车前纵梁设计方法，其特征在于所述d步骤中，前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的壁厚t＜A/L，其中A为前纵梁中部Y向折弯段截面的料厚面积，L为前纵梁中部Y向折弯段截面的名义周长。

7.根据权利要求5或6所述的帽形截面的汽车前纵梁设计方法，其特征在于如果计算发现前纵梁中部Y向折弯段各弯折位置截面破坏趋势和策略规划的需求不一致时，可通过如下方法进行调整：a、增加腔体内部加强板，以调整截面惯性矩和主惯性轴角度，从而改变截面应力最大点位置；b、在前纵梁表面增加诱导结构，以更改弯折位置所受到的力矩方向。

说明书全文

一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法

技术领域

[0001] 本发明属于汽车安全设计技术领域，涉及前纵梁前碰结构设计，具体地说，本发明涉及到一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法。

背景技术

[0002] 随着城乡居民汽车保有量的迅猛增长，道路交通事故已经在全世界范围内成为威胁人类生命的严重公害。据WHO分析预测：到2020年，道路交通事故将成为世界上仅次于心血管疾病和忧郁症的第三大人身威胁，为此，世界各发达国都对汽车碰撞安全性做出了强制性要求，建立了各自的法规体系，并先后实施了新车评估体系(NCAP：New Car Assessment Programme)，旨在进一步促进汽车碰撞安全性能的提高。

[0003] 汽车被动安全性能指汽车发生交通事故时，车辆能够对车内的乘员或车外的行人进行保护，以防止发生伤害或使伤害降至最低程度的性能。设计人员采用各种方法力求汽车车身结构在碰撞中能够以预定的方式变形，从而有效地吸收碰撞能量，产生良好的碰撞波形以减轻乘员所受冲击伤害，为乘员约束系统的匹配奠定基础。车身结构的抗撞性主要是由薄壁梁形结构和接头组成的框架结构决定的，它们也是碰撞过程中吸收碰撞冲击能的主导，同时为乘员舱提供大部分的刚性。前纵梁是乘用车车身结构重要的纵向受力构件，其基本结构为薄壁梁形，一般地，安全车身要求前纵梁在正面碰撞中吸收30％-50％的能量，并具有一定的结构稳定性能，确保前端结构以特定的方式变形，保证乘员舱的结构完整性。因此，合理设计前纵梁使其能够以预定的方式变形和吸能，是车身结构抗撞性设计的主要内容。

[0004] 针对乘用车前纵梁结构的设计，由于工程中碰撞设计相关的分析和理论目前不够完善，在设计上普遍存在耗时较多的试错式设计方法以及结构材料冗余现象。

[0005] 公告号为CN 201310039923.3的中国专利公开了一种前纵梁的设计方法，包括：1、获取对标车正面碰撞时的加速度-时间曲线和压溃距离-时间曲线；2、目标车前纵梁最前端到动力总成前端的长度为X；结合压溃距离-时间曲线获取开始产生压溃时的第一时刻t0，以及压溃距离为X时对应的第二时刻t1；3、获取在t0～t1时间段内对标车的恒定等效加速度a；4、获取目标车试验质量m；获取目标车在t0～t1时间段内受到的等效平均碰撞力F；5、根据在前纵梁最前端到动力总成前端的吸能段内前纵梁所承担的碰撞力的比重，获取前纵梁在t0～t1时间段内受到的等效碰撞力；6、根据前纵梁在t0～t1时间段内受到的等效碰撞力获取前纵梁横截面的长度、宽度、壁厚及材料参数。此法在逆向设计领域确有一定参考价值，但对于全新正向开发没有太多指导意义。

[0006] 公告号为201310388342.0的中国专利公开了一种乘用车前纵梁抗撞性设计方法，旨在克服现有技术传统的“试错法”，即设计汽车前纵梁时需要反复修改计算机仿真模型、反复进行试验测试等问题。所述的乘用车前纵梁抗撞性设计方法分为四步：1、推导多直角截面薄壁梁平均压溃反力表达式；2、设计前纵梁压溃变形部分截面；3、推导矩形截面薄壁梁平均弯矩表达式；4、设计前纵梁弯曲变形部分截面。此法仅适用于矩形截面的纵梁设计，事实上，当前，帽形截面前纵梁已经得到了广泛而成功的应用，而且此发明所述方法对前纵梁的整体变形模式缺乏总体规划，没有针对前纵梁变形模式的可控设计方案。

发明内容

[0007] 本发明针对上述现有汽车前纵梁设计存在的不足，提出了一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法，旨在通过规划纵梁的整体变形模式，使用截面分析和计算方法，实现前纵梁正面碰撞变形模式的可控设计。

[0008] 本发明的帽形截面的汽车前纵梁设计方法包括如下步骤：

[0009] A：规划前纵梁在前碰工况下的总体变形模式：将前纵梁由前至后依次划分为前部叠缩压溃段、中部Y向折弯段、后部微变形支撑段及后部稳定延伸段；

[0010] B：推导帽形截面前纵梁的平均压溃反力表达式；

[0011] C：根据前纵梁各段的要求，由前至后依次对前纵梁各段进行设计；

[0012] D：根据C步骤的设计结果，利用计算机进行模拟分析，并根据模拟结果对设计进行确认或更改。

[0013] 具体来说，所述B步骤中，所述帽形截面前纵梁的平均压溃反力表达式如下：

[0014]

[0015] 式中：Fm为平均压溃反力，单位为kN；M0＝σ0t2/4，单位为N.mm；σ0为纵梁钣金材料屈服强度，单位为Mpa；L＝2a+2b+4f，单位为mm；a为纵梁前段内板宽度，b为纵梁前段内板高度，f为纵梁内板焊接边宽度，t为纵梁外板材料厚度。

[0016] 进一步地，概括来讲，所述C步骤中的前部叠缩压溃段的设计过程如下：根据前纵梁总体压溃吸能目标和有效压溃距离，初步确定前纵梁前端的平均压溃反力，进而根据B步骤中的帽形截面前纵梁平均压溃反力表达式和边界条件设计帽形截面薄壁梁的高度、宽度和焊接边宽度。

[0017] 具体来说，所述C步骤中的前部叠缩压溃段的设计过程如下：a、确定所用材料的屈服强度σ0；b、根据布置空间初步确定前纵梁叠缩压溃段结构的截面高度a、长度b及名义周长L；c、利用帽形截面前纵梁平均压溃反力表达式及前纵梁叠缩压溃段的平均压溃反力公式，为达到前纵梁叠缩压溃段结构的目标平均压溃反力，优化前纵梁B1段压溃结构的周长L、壁厚t，确定各个设计变量的设计值；所述前纵梁叠缩压溃段的平均压溃反力公式如下：0.73DFm＝Et，其中D为前纵梁叠缩压溃段结构的纵向长度，单位为mm；Et为前纵梁叠缩压溃段结构的吸能目标值，单位为kJ，Fm是前纵梁平均压溃反力；d、建立前部叠缩压溃段结构轴向压溃的有限元仿真模型，进行前部叠缩压溃段结构的轴向压溃仿真分析，提取仿真所得的前部叠缩压溃段结构的平均压溃力，验证前部叠缩压溃段平均压溃反力是否达到帽形截面前纵梁平均压溃反力表达式的设计目标。

[0018] 进一步地，所述C步骤中的中部Y向折弯段的设计过程如下：

[0019] a、根据前纵梁中部Y向折弯段折弯位置在整车碰撞中所受到的纵向力的大小和仿真分析力矩值，得出设计目标函数：

[0020]

[0021] 其中，A为前纵梁中部Y向折弯段截面的料厚面积；My和Mz分别为前纵梁中部Y向折弯段截面所受到的Y向和Z向弯矩；Iy和Iz分别为截面图形对于Y轴和Z轴的惯性矩；dy和dz分别为截面上某点到形心主惯性轴Y轴和Z轴的距离，σ为前纵梁中部Y向折弯段折弯位置在整车碰撞中所受到的纵向力，σs为前纵梁中部Y向折弯段折弯位置材料的屈服强度；

[0022] b、根据设计目标函数确定前纵梁中部Y向折弯段折弯位置材料的屈服强度σs，据此选择前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的材料；

[0023] c、结合前舱总布置空间，以已设计好的前纵梁叠缩压溃段结构截面尺寸为基础，同时考虑前纵梁中部Y向折弯段与下弯纵梁的连接，初步确定前纵梁中部Y向折弯段折弯位置截面的高度、宽度及名义周长；基于前纵梁前段截面形貌，结合前舱设计空间(如轮胎包络大小、动力总成尺寸及安装位置、纵梁折弯位置规划)，以及纵向承力要求确定前纵梁中部截面Z向高度和Y向宽度进而确定截面的名义周长；

[0024] d、结合a步骤中所述的设计目标函数，为满足前纵梁中部Y向折弯段折弯位置最大正应力设计目标，确定前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的壁厚t；上述a、b、c三步骤是从物理逻辑上从前往后依次进行的，前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的壁厚t是基于结合a步骤中所述的设计目标函数，a步骤已知最大正应力、My、Mz、Iy、Iz、dy、dz，据此反求出A，而c步骤也得到了截面的名义周长L，根据物理知识，壁厚t的临界值就可以求出来了(t＝A/L)，具体取值是由迭代优化得到的；

[0025] e、以设定的轴向受力要求和输入的力矩值所设计出的折弯位置截面结构的几何和材料参数为基础，建立整车碰撞仿真模型，进行整车碰撞分析，并提取前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的力矩值和纵向力-时间曲线；

[0026] f、验证前纵梁中部Y向折弯段折弯位置截面纵向力最大值Fx-max是否达到设计目标Fx-max>F，其中，F为前纵梁中部折弯段的纵向受力阈值；

[0027] g、重复截面优化步骤，整个过程迭代到满足Fx-max>F为止；

[0028] h、从前到后，依次使用同样的方法对前纵梁中部Y向折弯段各弯折位置的截面进行设计。

[0029] 进一步地，所述d步骤中，前纵梁中部Y向折弯段折弯位置的壁厚t＜A/L，其中A为前纵梁中部Y向折弯段截面的料厚面积，L为前纵梁中部Y向折弯段截面的名义周长。

[0030] 进一步地，如果计算发现前纵梁中部Y向折弯段各弯折位置截面破坏趋势和策略规划的需求不一致时，可通过如下方法进行调整：a、增加腔体内部加强板，以调整截面惯性矩和主惯性轴角度，从而改变截面应力最大点位置；b、在前纵梁表面增加诱导结构，以更改弯折位置所受到的力矩方向。

[0031] 所述后部微变形支撑段的设计过程如下：后部微变形支撑段的设计过程与中部Y向折弯段的设计过程类似，只是保持这个区域尽量少变形或微变形，为此壁厚t一般取大于A/L，具体的值也是不断迭代优化得到的。

[0032] 所述后部稳定延伸段的设计过程如下：后部稳定延伸段的设计与中部Y向折弯段的设计过程类似，只是保持这个区域不变形，为此壁厚t要大于A/L。方法不再赘述。

[0033] 本发明的设计思路如下：

[0034] 目前国内主流C-NCAP安全评价标准中的正面碰撞部分包含正面刚性墙碰撞和40％两类实验，这两种碰撞实验的最终评价标准均为假人伤害指标满足要求。而在CAE仿真分析中，为了方便评估，则需要将假人伤害指标分解转换到车身指标上。正面偏置碰撞对应的仿真分析车身评价指标为结构侵入量，而正面刚性墙碰撞对应的仿真分析车身评价指标为B柱根部位置的等效加速度。

[0035] 汽车前纵梁是正面碰撞工况的关键结构件，其结构布置、截面几何参数和材料属性直接影响整车在正面碰撞工况下的耐撞性能。由于工程中碰撞设计相关的分析和理论目前不够完善，在设计上普遍存在耗时较多的试错式设计方法以及结构材料冗余现象。本发明的研究内容即为如果通过规划前纵梁变形模式，使用截面分析和计算方法，实现前纵梁碰撞变形模式的可控设计。

[0036] 如图1所示为一种典型的汽车前纵梁结构，本发明将其从左至右(即沿汽车由前向后方向)分为四部分：前部叠缩压溃段(即B1段)、中部折弯段(即B2段)、后部微变形支撑段(即B3段)、和后部稳定延伸段(即B4段)。其B1段、B2段的主要作用在于碰撞过程中通过自身变形来吸收碰撞能量；B3段则要求具有一定的强度和刚度以支撑来之前方的碰撞冲击，保证在碰撞过程中产生的折拐变形尽量小，使乘员舱前挡板侵入量保持在合理范围内；B4段的主要作用为传递并分散碰撞冲击力至白车身后部，力求消除白车身局部应力过度集中，保证车身结构强度分布合理。

[0037] 在B3段保证一定强度的情况下，如果将B1段、B2段设计得偏弱，比如通过减少纵梁内部加强板结构、增加诱导结构、降低材料厚度等方法，使B1段、B2段可以充分变形吸能，那么可以很好地满足正面偏置碰撞要求。但达不到足够强度的B1段、B2段会造成在正面刚性墙碰撞工况中，B1段、B2段可承受的X向(即车头指向车尾方向)力下降，前60ms内可吸收碰撞能量较少，从而导致60ms时刻以后B柱根部位置等效加速度提高，在实验中体现的结果就是假人受到严重伤害。如若B1段、B2段强度过大，显然B3段的强度应相应提高，这样才能承受B1段、B2段传递过来的碰撞冲击载荷。由此将产生不必要的材料浪费，严重地更会导致设计不可能实现。因此对B1段、B2段设计要求可以设定为承受一定大小的X向碰撞力，既不能太大，以免超出正面偏置碰撞工况性能需要；也不能太小，以免不满足正面刚性墙碰撞工况性能要求。这个值可作为前纵梁B1段、B2段的性能评价指标。

[0038] 在整车碰撞过程中，加速度曲线的第二个峰值发生原因是前纵梁在碰撞过程中发生首次破坏。如果首次破坏发生在前纵梁B2段，前纵梁B2段折弯从而过早丧失吸能能力，就会导致动力总成接触乘员舱时车辆还具有很大的动能。而动力总成在碰撞中几乎可视为不发生变形吸能的刚体，因此加速度曲线在碰撞后半程就会产生一个很高的加速度峰值，从而使得最终的等效加速度值变大，导致乘员受到严重的二次碰撞伤害。为避免此类情况发生，就要求使首次破坏发生在前纵梁B1段，并且使加速度曲线在20ms之前的第一个峰值尽量地高，使之尽量接近理想加速度曲线，从而达到降低等效加速度的目的。

[0039] 由于载荷、结构或边界约束等原因，前纵梁不可能从前到后都实现“手风琴式”轴向叠缩压溃，常常表现为以折弯形式实现破坏。因此在预研阶段，需要规划前纵梁B1段、B2段的变形模式，本发明规划前纵梁B1段轴向叠缩压溃，B2段左右方向折弯的变形模式总体控制策略。其中B1段设计为稳定的轴向叠缩压溃，以吸收尽可能多的碰撞冲击动能。B2段因为蓄电池、发动机悬置等零件布置的原因，无法实现手风琴式轴向叠缩压溃变形，因此设计为向车外侧的左右折弯模式。B3段需要保持不变形或者尽量少变形，以确保发动机和变速箱不接触或者少接触乘员舱钣金结构；B4段不变形。

[0040] 如图2，为了便于研究前纵梁各段的变形模式，规划设定5个关键点。具体如下：P0点位于B1段的前端，P1点位于B1段与B2段的交界处，P2点位于B2段的中部，P3点位于B2段的后端，P4点位于B3段与B4段的交界处。

[0041] 为保证B1段压溃时P2、P3点不发生破坏，P2、P3点在折弯破坏前可承受的X向力要大于B1段的轴向压溃反力，同时在P2、P3点折弯破坏时所受到的X向力不得超过B3段的承力限值。

[0042] 由于结构在某处出现塑性铰后，该处承受的弯矩和轴向力不能继续增加，因此设计目的为塑性铰出现前，纵梁的轴向力能达到设计要求。根据初始规划，破坏顺序为P1、P2、P3，因此在P1发生破坏的时候，P2、P3需要保持在弹性变形阶段，以保持整车纵向支撑力。而当P2发生破坏的时刻，P3需要继续保持在弹性阶段。依照这样的思路，如果仅研究某个截面发生塑性变形破坏之前的受力情况，P1、P2、P3三个点的截面均可用材料力学的截面计算方法进行近似分析。

[0043] B1～B3段结构确定后，即意味着作为前纵梁性能指标的可承受纵向支撑力(X向力)已经确定。这对需要形成塑性铰的破坏位置P2、P3点的设计具有指导意义。纵向力是前纵梁各个关键点截面设计的评价指标，而造成破坏并且决定其截面上破坏首先发生位置的主要因素是碰撞过程中该截面受到的力矩。由于前舱总布置的差异，不同结构的整车前纵梁B2段在碰撞过程中受到的力矩情况也各不相同，因此对具体车型的前纵梁结构进行优化设计就需要通过整车模拟分析以得到力矩，并将所得力矩作为截面设计优化的输入。

[0044] 帽形截面薄壁前纵梁作为一种结构可靠，工艺简单的前纵梁截面设计方式，已被业界广泛采用。为此，本发明着重帽形截面薄壁梁设计。

[0045] 1、确定帽形截面薄壁梁受轴向力作用时其超折叠单元能量耗散的表达式：

[0046] 根据Abramowicz和Wierzbicki学者的超折叠单元理论，针对帽形截面薄壁梁在轴向力的作用下产生的对称叠缩压溃破损现象，可以将帽形结构分成若干个“L”型超折叠单元。

[0047] 相对于钣金的弹性应变，前纵梁B1段轴向叠缩区域的塑性应变要大得多，因此，可以认为在轴向叠缩压溃过程中折叠波长2H是恒定的，超折叠单元平均压溃反力可以表示为[0048]

[0049] 其中，δe＝0.73×2H，为第i个塑性流动区域等效应力；r为区域4的翻转半径；C＝(a+2b+2f)/4。

[0050] 取A1＝8I1，A2＝p，A3＝2I3，A4＝0，A5＝0，则薄壁梁内板帽形截面每个超折叠单元吸收的内能可以表示为

[0051]

[0052] 薄壁梁外板折叠变形吸收的内能可以表示为

[0053]

[0054] 帽形截面叠缩变形的总能量耗散为

[0055] ET＝4Eint+Epl

[0056]

[0057] 设，截面的名义周长L＝2a+2b+4f，由ET＝Pm×δe，I1＝0.555，I3＝1.148，则有：

[0058]

[0059] 对于理想塑性材料，定义σ0为材料的屈服强度，则有：

[0060]

[0061] 超折叠单元的有效压溃距离δe与超折叠单元折叠波长2H的关系为

[0062] δe＝0.73×2H (7)；

[0063] 联立式(5)～(7)，得帽形截面薄壁梁平均压溃反力的表达式为

[0064]

[0065] 其中，A1＝17.76，A2＝π，A3＝9.184,M0＝σ0t2/4。

[0066] 根据能量最小原理，对式(8)求偏导：

[0067]

[0068] 得到帽形截面薄壁梁平均压溃反力的最终表达式为：

[0069]

[0070]

[0071]

[0072] 设计前纵梁B1段叠缩压溃结构截面：

[0073] 1、根据其在整车正面碰撞中吸能要求及纵向可用变形空间，由式(11)计算其平均压溃反力，并将该值作为设计目标；

[0074] 0.73DFm＝Et (11)；

[0075] 式(11)中，D为前纵梁B1段结构的纵向长度，单位为mm；Et为前纵梁B1段结构的吸能目标值，单位为kJ，Fm为平均压溃反力，单位为N。

[0076] 2、确定材料的屈服强度σ0，并据此选择合适的前纵梁B1段的材料；

[0077] 3、根据布置空间初步确定前纵梁B1段结构的截面高度a、长度b及名义周长L；

[0078] 4、利用帽形截面薄壁梁平均压溃反力表达式(10a)，为达到前纵梁B1段结构的目标平均压溃反力Fm，优化前纵梁B1段压溃结构的周长L、壁厚t，确定各个设计变量的设计值；

[0079] 5、如图6建立前纵梁B1段结构轴向压溃的有限元仿真模型，进行前纵梁B1段结构的轴向压溃仿真分析，提取仿真所得的前纵梁B1段结构的平均压溃力，验证前纵梁B1段平均压溃反力是否达到表达式(10a)的设计目标。

[0080] 设计前纵梁B2段结构截面：

[0081] 1、推导前纵梁B2段折弯破坏点最大应力表达式：

[0082] 对于前纵梁B2段结构规划为折弯破坏变形模式的截面，在塑性变形破坏发生前，截面上最大正应力点位置受到的应力表达式为

[0083] σ＝σFx+σMy+σMz (12)；

[0084] 其中：

[0085]

[0086]

[0087] 如果以主惯性轴将截面划分为四个象限，如图7所示，那么，根据材料力学，对于σFx，理论上平均分布于整个截面，即在所有四个象限都是负应力；对于σMy，理论上第一、第二象限应力和第三、第四象限应力相反；而对于σMz，则理论上第一、第四象限和第二、第三象限符号相反。

[0088] 根据设定的受力要求和输入的力矩值迭代设计前纵梁B2段折弯破坏位置截面：

[0089] 由于力矩的作用，应力最大的点所承受的一定是压应力，并且其所处的象限会首先发生破坏，表现在前纵梁结构上，即为出现向该侧的折弯现象。工程上，常用第三强度理论(即最大剪应力理论)近似作为碰撞工况中材料破坏的判定标准：

[0090] σ＞σs (14)；

[0091] 即如果某处所受应力大于该处材料的屈服应力，则可认为结构在该处发生破坏。

[0092] 如图8，设计前纵梁B2段折弯位置结构截面的步骤如下：

[0093] 1、根据前纵梁B2段折弯位置结构在整车碰撞中所受到的纵向力的大小和仿真分析力矩值，联立式(13)～(14)得出设计目标函数

[0094]

[0095] 其中，A为截面的料厚面积；My和Mz分别为薄壁梁截面所受到的Y向和Z向弯矩；Iy和Iz分别为截面图形对于Y轴和Z轴的惯性矩；dy和dz分别为截面上某点到形心主惯性轴Y轴和Z轴的距离。

[0096] 2、确定材料的屈服强度σs，据此选择前纵梁B2段破坏点P2位置的材料；

[0097] 3、结合前舱总布置空间，以已设计好的前纵梁B1段结构截面尺寸为基础，同时考虑前纵梁B2段与下弯纵梁的连接，初步确定B2段折弯结构截面的高度、宽度及名义周长；

[0098] 4、结合式(15)，为满足前纵梁B2段结构最大正应力设计目标，确定前纵梁B2段位置结构的壁厚t；

[0099] 5、以设定的轴向受力要求和输入的力矩值设计出的破坏点位置截面结构的几何和材料参数为基础，建立整车碰撞仿真模型，进行整车碰撞分析，并提取前纵梁B2段折弯位置的力矩值和纵向力-时间曲线；

[0100] 6、验证前纵梁B2段结构截面纵向力Fx-max最大值是否达到设计目标

[0101] Fx-max>F (16)；

[0102] 其中，F为前纵梁中部折弯段的纵向受力阈值。

[0103] 7、重复截面优化步骤，整个过程迭代到该截面可承受的纵向力满足式(16)为止。

[0104] 8、从前到后，依次使用同样的方法对前纵梁B2段各折弯点位置的截面进行设计。

[0105] 如果计算发现截面破坏趋势和策略规划的需求不一致，则可通过如下方法进行调整：1、增加腔体内部加强板，以调整截面惯性矩和主惯性轴角度，从而改变截面应力最大点位置。2、在前纵梁表面增加诱导结构，以更改截面破坏位置点所受到的力矩方向。

[0106] 所述后部微变形支撑段的设计过程如下：后部微变形支撑段的设计过程与中部Y向折弯段的设计过程类似，只是保持这个区域尽量少变形或微变形，为此壁厚t一般取大于A/L，具体的值也是不断迭代优化得到的。

[0107] 所述后部稳定延伸段的设计过程如下：后部稳定延伸段的设计与中部Y向折弯段的设计过程类似，只是保持这个区域不变形，为此壁厚t要大于A/L。方法不再赘述。

[0108] 本发明的帽形截面的汽车前纵梁设计方法通过规划纵梁的整体变形模式，使用截面分析和计算方法，实现了前纵梁正面碰撞变形模式的可控设计，其设计思路具有很好的实用性，亦可应用于汽车其它部件的设计。

附图说明

[0109] 图1是本发明所述的汽车前纵梁结构分段示意图。

[0110] 图2是本发明所述的汽车前纵梁变形模式规划示意图。

[0111] 图3是本发明所述的前纵梁设计方法流程图。

[0112] 图4是本发明所述的前纵梁前部本体帽形截面示意图。

[0113] 图5是本发明所述的帽形截面内板结构受轴向力作用“叠缩”变形时产生的超折叠单元示意图，其中数字1～5分别代表超折叠单元中按照变形剧烈程度和位置划分的第1～5个塑性流动区域。

[0114] 图6是本发明所述的基于薄壁梁抗撞性理论建立的薄壁梁压溃工况加载示意图。

[0115] 图7是本发明所述的帽形截面分区示意图。

[0116] 图8是本发明所述的前纵梁中部折弯段的截面设计流程图。

[0117] 图9是实施例1的前纵梁变形模式整车模拟分析结果。

具体实施方式

[0118] 下面对照附图，通过对实施实例的描述，对本发明的具体实施方式如所涉及的各构件的形状、构造、各部分之间的相互位置及连接关系、各部分的作用及工作原理等作进一步的详细说明。

[0119] 实施例1、

[0120] 采用本实施例的帽形截面的汽车前纵梁设计方法设计某汽车前纵梁的过程如下:

[0121] 1、规划前纵梁在前碰工况下的总体变形模式：

[0122] 前纵梁变形模式规划，总体如图2所示：B1段稳定叠缩压溃；B2段平面内Y向折弯；B3段折拐变形尽可能的小；B4段不变形，与车身底板强度匹配。

[0123] 2、推导帽形截面薄壁梁平均压溃反力表达式：

[0124] 根据具体实施方式中的推导过程，得到帽形截面薄壁梁平均压溃反力表达式为[0125]

[0126] 式中:Fm为平均压溃反力，单位为kN；M0＝s0t2/4，单位为N.mm；σ0为钣金材料屈服强度，单位为Mpa；参照图4，名义周长为L＝2a+2b+4f，单位为mm；a为前纵梁B1段内板本体高度，单位为mm；b为前纵梁B1段内板本体宽度，单位为mm；f为纵梁内板本体焊接边宽度，单位为mm；t为纵梁外板本体材料厚度，单位为mm。

[0127] 3、设计前纵梁B1段结构截面：

[0128] 如图1某乘用车前纵梁布置空间已经确定，根据前纵梁在正面碰撞中的变形模式将其划分为四段：依次为B1段-前纵梁前部叠缩压溃段；B2段-前纵梁中部折弯段；B3段-前纵梁后部微变形支撑段；B4段-前纵梁后部稳定延伸段。

[0129] 前纵梁B1段的长度为400mm，根据式(11)0.73DFm＝Et，前纵梁B1段的有效压溃长度为292mm，为了使前纵梁B1段能够吸收15～20kJ的碰撞能量，其平均压溃反力为51～68kN。在接下来的设计中，本发明拟将60kN作为前纵梁B1段的目标平均压溃反力。

[0130] 由式(10a) 可知，帽形截面薄壁梁的平均压溃反力与所选用的材料、截面名义周长L以及壁厚t等三个因素有关，后两个因素与帽形截面薄壁梁的质量有关，为了尽可能地减轻所设计结构的质量，选择屈服强度为325MPa的高强度钢作为前纵梁B1段的材料。

[0131] 根据前纵梁的布置空间，前纵梁B1段的宽高比为0.6，选择截面名义周长530mm作为初始值，为了使平均压溃反力为60kN，可由式(10a) 计算得到若干组帽形截面尺寸与壁厚的组合结果。

[0132] 根据结构的布置空间调整截面高度、宽度及名义周长L。如图4，确定前纵梁B1段的高度a＝136mm，宽度b为82mm，前纵梁内板本体焊接边宽度f为26mm，截面厚度t为1.8mm。

[0133] 参阅图6，利用商用软件LS-DYNA计算前纵梁B1段的平均压馈反力。当前纵梁B1段厚度为1.8mm时，平均压馈反力为58kN，能达到前纵梁B1段吸收碰撞能量的要求，可以满足平均压溃反力的要求。

[0134] 4、推导前纵梁B2段折弯破坏点最大应力表达式：

[0135]

[0136] 其中，A为截面的料厚面积；My和Mz分别为薄壁梁截面所受到的Y向和Z向弯矩；Iy和Iz分别为截面图形对于Y轴和Z轴的惯性矩；dy和dz分别为截面上某点到形心主惯性轴Y轴和Z轴的距离。

[0137] 5、设计前纵梁B2段折弯破坏位置的截面：

[0138] 前纵梁B2段因为蓄电池、发动机悬置等零件布置的原因，无法实现手风琴式轴向叠缩压溃变形模式，本发明将前纵梁B2段设计为向车外侧的左右折弯模式。B3段需要保持不变形或者尽量少变形，以确保发动机和变速器不接触或者少接触乘员舱的钣金结构。

[0139] 本实施例中，规划前纵梁B2段有两个折弯破坏点(即P2、P3点)，故取n＝2；根据空间布置和初始模型仿真结果，求得前纵梁P2点位置和P3点位置分别承受纵向100kN作用力时，绕Z轴的力矩分别为2150N.mm和3400N.mm。因此本发明接下来将这两个值分别作为前纵梁P2点位置和前纵梁P3点位置初始力矩数据输入值。

[0140] 步骤如下：

[0141] 1、选择与前纵梁B1段相同的材料作为前纵梁B2段的材料，即取材料的屈服强度为325Mpa；

[0142] 2、结合前舱总布置空间，以前纵梁B1段压溃结构截面尺寸为基础，初步确定B2段折弯结构截面的宽度a为82mm；高度b为136mm；焊接边宽度f为26mm；厚度t为1.8mm；

[0143] 3、折弯破坏点位置(P2、P3点)处截面设计：

[0144] P2点处截面设计：

[0145] 1)根据前纵梁P2点位置绕Z轴初始力矩值2150Nmm、初步确定的B2段折弯结构截面参数和边界条件，建立正面碰撞仿真模型，进行整车碰撞模拟分析，并提取前纵梁P2点位置变形图、前纵梁P2点位置的力矩值和纵向承力-时间曲线；

[0146] 2)对比前纵梁B2段P2点位置变形图和变形模式策略规划的需求，若发现不一致，可通过如下方法进行调整：

[0147] a、增加腔体内部加强板，以调整截面惯性矩和主惯性轴角度，从而改变截面应力最大点位置；

[0148] b、在梁表面增加诱导结构，以更改破坏点截面所受到的力矩方向。

[0149] 3)验证前纵梁B2段P2点结构截面纵向承力Fx-max最大值是否达到设计目标[0150] Fx-max>F (16)；

[0151] 4)重复截面优化步骤，整个过程迭代到该截面可承受的纵向力满足式(16)。最终，前纵梁B2段P2点位置本体的横截面参数为高度a＝139mm，宽度b为81mm；焊接边宽度f为43mm；厚度t为1.8mm。前纵梁B2段P2点承受的纵向力为101kN；绕Y轴的力矩为2272N.mm；绕Z轴的力矩为2151N.mm。

[0152] P3点处截面设计：

[0153] 1)根据前纵梁P3点位置绕Z轴初始力矩值3400Nmm、初步确定的B2段折弯结构截面参数和边界条件，建立正面碰撞仿真模型，进行整车碰撞模拟分析，并提取前纵梁P3点位置变形图、前纵梁P3点位置的力矩值和纵向承力-时间曲线；

[0154] 2)对比前纵梁B2段P3点变形图和变形模式策略规划的需求，若发现不一致，可通过如下方法进行调整：

[0155] a、增加腔体内部加强板，以调整截面惯性矩和主惯性轴角度，从而改变截面应力最大点位置。

[0156] B、在梁表面增加诱导结构，以更改破坏点截面所受到的力矩方向。

[0157] 3)验证前纵梁B2段P3点结构截面纵向承力Fx-max最大值是否达到设计目标[0158] Fx-max>F (16)；

[0159] 4)重复截面优化步骤，整个过程迭代到该截面可承受的纵向力满足式(16)。最终，前纵梁B2段P3点位置本体的横截面参数为高度a＝140mm，宽度b为73mm；焊接边宽度f为42mm；厚度t为1.8mm。前纵梁P3点位置承受的纵向力为95.3kN；绕Y轴的力矩为575N.mm；绕Z轴的力矩为3434N.mm。

[0160] 6、模拟分析结果：

[0161] 根据上述方法设计某车型左前纵梁，完成后在模拟分析中表现如图9所示，在在图中可以清晰地看到从前纵梁前部轴向压溃到P2、P3点依次破坏的全过程。并且前纵梁变形模式与图2预先策略规划的匹配良好。

标题	发布/更新时间	阅读量
前纵梁-专利编号CN109131560A	2020-05-11	351
前纵梁-专利编号CN103101576B	2020-05-11	480
纵梁组件-专利编号CN102892596A	2020-05-12	451
纵梁贴花-专利编号CN109421802A	2020-05-12	170
前纵梁-专利编号CN103101576A	2020-05-13	497
纵梁组件-专利编号CN102892596B	2020-05-13	272
汽车纵梁-专利编号CN102700614A	2020-05-11	560
托架纵梁-专利编号CN1060129C	2020-05-13	603
托架纵梁-专利编号CN1151142A	2020-05-11	602
车顶纵梁-专利编号CN108466586A	2020-05-12	825

一种帽形截面的汽车前纵梁设计方法

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