为适应全球范围内节能减排的需要，降低车辆车体重量的要求越来越高。目前，采用高强钢板、降低钢板厚度是车辆制造业发展的方向之一。同时，要求车辆结构具有尽可能小的质量，较大刚度，能在冲击作用下具备较高的能量吸收效率［1-4］。帽型薄壁梁结构可作为主要承载结构和被动能量吸收部件广泛应用于汽车和航空系统中，研究帽型薄壁梁在轴向冲击条件下的变形特点和能量吸收特性对工程安全设计有着十分重要的意义［5-6］。对于这类问题，在工程设计和应用中，解析分析方法多数仅适用于理想结构工况，而且，受限于实际物理问题的非线性程度，存在较大误差；而实验分析方法虽然可信度高，但花费大、周期长。随着数值仿真技术的发展，数值仿真可在一定程度上替代实验，有效预测物理过程的状态变化及结构的响应特性［7-10］。本文对帽型薄壁梁结构开展了轴向冲击响应实验测试研究，获得了帽型薄壁梁结构在落锤冲击下的基本变形模式及力学响应特性，在此基础上，利用有限元对其冲击变形过程及其能量吸收特性进行研究，探讨了材料壁厚等参数对结构压缩变形及碰撞能量吸收特性的影响，为工程应用提供参考。 1 帽型梁试件及冲击实验方法 1.1 试件及实验原理 落锤轴向冲击实验在宁波大学冲击动力学实验室的大型落锤冲击设备上进行，落锤总高19 m；落锤质量分别为20 和42kg，设定自由落体高度为13.4m，撞击试件时的初速度约为16.3m·s-1。帽型梁试件及落锤冲击实验装置原理如图1所示。图1（a）中，帽型梁试件由单帽结构与腹板经点焊连接而成，长为300mm，点焊间距为30mm。 图1 落锤冲击实验原理图及试件结构尺寸Fig.1 Schematic diagram of dropped hammer impact test and size of sample structure 实验中，如图1（b）所示，在落锤上安装加速度传感器，用于测量锤头冲击过程的加速度；试件底部安置压电动态力传感器，用于测量加载端及试件底部的冲击力；电荷放大器采用B.K 2635；Tektronix TDS3014B瞬态波存采样频率为100kHz；采用基恩士（Keyence）GK 激光位移传感器，用于测量锤头冲击试件过程的位移变化δ（t），避免利用加速度传感器积分计算变形位移的方法引入的误差；采用Photron FASTCAM 高速照相机记录试件变形过程，采样频率为3 000·s-1。通过对实验数据处理和分析，可以得到帽型梁试件轴向冲击过程完整的力F（t）-位移δ（t）响应曲线，进而分析试件的能量吸收特性。 1.2 实验结果 图2-图4分别为壁厚为0.8mm 的帽型结构梁在落锤冲击速度为16.3 m·s-1时测到的试件冲击端的力-时间、位移-时间及试件屈曲变形过程。从图3可见，整个冲击过程包括冲击压缩变形阶段（a）、试件弹性回复及锤头反弹阶段（b）以及二次冲击（c）。在落锤冲击下，试件压缩变形在6.7ms完成，如图4所示。塑性屈曲失稳同时在试件上端及部形成，发生对称折叠，如图5所示，图中为3次验的结果。 图2 力-时间曲线Fig.2 Impact force vs.time 图3 位移-时间曲线Fig.3 Displacement vs.time 图4 试件变形过程Fig.4 The deformation process 图5 试件冲击变形模式Fig.5 Collapsing mode 2 有限元分析及结果 2.1 有限元模型 采用LS-DYNA 有限元软件对帽型梁结构在落锤轴向冲击下的实验进行分析，帽型梁选用薄壳单元，薄壁钢板之间通过焊点连接，落锤和支座采用刚体模型，网格尺寸为5 mm，接触面采用Automatic Contact、Nodal to surface接触模型。 为得到试件本构特性参数，在帽型梁上沿轴向取样，制成拉伸试样，测试了该钢板的准静态和动态拉伸性能曲线。实验结果表明：该材料在10-4～103 s-1应变率范围内，率硬化效应不明显。因此，有限元材料模型近似采用双线性弹塑性本构，其中，弹性模量E＝2.1×105 MPa，屈服应力σ＝320 MPa，塑性模量E1＝1.0×104 MPa。 2.2 有限元计算结果 图6（a）和图6（b）分别为壁厚为0.8mm 和1.0 mm 的帽型结构梁在落锤轴向冲击作用下的有限元模拟的变形屈曲模式与实验结果比较。其中，落锤质量为20kg，冲击速度为16.3 m·s-1。当壁厚为1.0mm 时，典型的塑性屈曲变形发生在落锤冲击端，而底部几乎没有塑性屈曲失稳变形。 图7 给出了实验与有限元分析得到壁厚为0.8mm的帽型梁的加速度-时间曲线、位移-时间响应曲线比较。实验和有限元分析结果表明：碰撞瞬间，锤头冲击力迅速增大并达到峰值，一旦发生屈曲，冲击力减小，曲线趋于一个平台。在落锤冲击下，首先在冲击端产生屈曲折叠失稳，并不断发展，随后，在试件底部产生屈曲皱褶，并且壁厚较小的帽型梁结构底端屈曲皱褶现象更明显。对于壁厚较小的帽型梁在冲击中容易导致整体变形发展不稳定，导致整体弯曲现象。实验结果与有限元分析结果吻合均较好，因此可利用有限元方法对其压溃变形及能量吸收过程进行分析，开展数值实验及辅助设计分析。 图6 有限元与实验的变形比较Fig.6 Comparison of impact deformation between the simulation and experimental results 图7 有限元与实验的曲线比较Fig.7 Comparison of the simulation and experimental results 2.3 轴向冲击屈曲及能量吸收 对不同壁厚帽型梁的压溃变形及能量吸收过程进行有限元分析，3种帽型梁壁厚分别为0.8、1.0、1.2mm，落锤质量为200kg，冲击速度为16.3m·s-1。 图8为3种不同厚度帽型梁在落锤冲击下从冲击端开始逐渐屈曲变形、直到被完全压溃的过程。图8（a）显示了厚度为0.8mm 帽型梁在冲击端经过几个屈曲变形后，梁沿轴向发生整体失稳，折叠屈曲过程不稳定，最终形成5个塑性折叠区；图8（b）显示了厚度为1.0mm 帽型梁折叠屈曲变形发展较均匀稳定、规则，可形成7个塑性折叠区；图8（c）显示了厚度为1.2mm 帽型梁从冲击端开始屈曲变形并稳定向下发展，但每个屈曲折叠长度增加，最终形成6个塑性折叠屈曲段。结果表明：折叠屈曲区的数量并不随试件壁厚减小而单调增加，试件壁厚太小，会发生整体弯曲失稳；厚度为1.0mm 帽型梁具备较好的稳定变形及能量吸收特性。 图8 帽型结构件的碰撞仿真变形压溃图Fig.8 The simulated deformation process 图9和图10给出了3种不同壁厚试件的位移-时间和冲击力-位移曲线的比较，由近似水平段力-位移曲线可见：厚度为1.0mm 帽型梁具有比较平稳的屈曲及能量吸收响应。后期的冲击力快速上升，这是由试件屈曲压实引起的。图11为3种不同壁厚的试件单位质量的塑性能量吸收Eabsorb（塑性功／试件质量）-变形位移曲线比较，从图中可见，在冲击屈曲发生初期，三者单位质量能量吸收相差不大，但壁厚为1.0mm 试件整体能量吸收效率最好，这与其稳定屈曲折叠区多一致。因此，从能量吸收效率和轻量化考虑，应合理设计选择梁的壁厚。 图9 试件位移-时间曲线比较Fig.9 Displacement vs.time for different samples 图10 不同壁厚试件力-位移比曲线比较Fig.10 Force vs.displacement for different samples 图11 单位质量的能量吸收-位移曲线比较Fig.11 Energy absorption vs.displacement 4 小结 对长度为300mm 的帽型梁试件在落锤轴向冲击下的能量吸收性能开展了实验及有限元分析。实验分别对冲击过程中的力、变形位移及屈曲过程进行了测量和高速相机记录，在此基础上对冲击响应及能量吸收过程开展了有限元模拟分析。结果表明：1）利用试件材料试验得到的本构参数，有限元分析计算得到的变形屈曲模式、力-位移响应曲线均与实验结果吻合较好。2）有限元结果分析表明，随着试件壁厚的减小，折叠屈曲区数量增多。但如果试件壁厚太小，轴向冲击过程试件易发生弯曲失稳，影响折叠屈曲的稳定发展。对于长度为300mm 的帽型梁试件，厚度为1.0mm 的帽型梁比厚度为1.2和0.8mm 的试件具有更好的能量吸收效率。本文的研究结果可为帽型梁结构工程设计和分析提供参考。 为适应全球范围内节能减排的需要，降低车辆车体重量的要求越来越高。目前，采用高强钢板、降低钢板厚度是车辆制造业发展的方向之一。同时，要求车辆结构具有尽可能小的质量，较大刚度，能在冲击作用下具备较高的能量吸收效率［1-4］。帽型薄壁梁结构可作为主要承载结构和被动能量吸收部件广泛应用于汽车和航空系统中，研究帽型薄壁梁在轴向冲击条件下的变形特点和能量吸收特性对工程安全设计有着十分重要的意义［5-6］。对于这类问题，在工程设计和应用中，解析分析方法多数仅适用于理想结构工况，而且，受限于实际物理问题的非线性程度，存在较大误差；而实验分析方法虽然可信度高，但花费大、周期长。随着数值仿真技术的发展，数值仿真可在一定程度上替代实验，有效预测物理过程的状态变化及结构的响应特性［7-10］。本文对帽型薄壁梁结构开展了轴向冲击响应实验测试研究，获得了帽型薄壁梁结构在落锤冲击下的基本变形模式及力学响应特性，在此基础上，利用有限元对其冲击变形过程及其能量吸收特性进行研究，探讨了材料壁厚等参数对结构压缩变形及碰撞能量吸收特性的影响，为工程应用提供参考。1 帽型梁试件及冲击实验方法1.1 试件及实验原理落锤轴向冲击实验在宁波大学冲击动力学实验室的大型落锤冲击设备上进行，落锤总高19 m；落锤质量分别为20 和42kg，设定自由落体高度为13.4m，撞击试件时的初速度约为16.3m·s-1。帽型梁试件及落锤冲击实验装置原理如图1所示。图1（a）中，帽型梁试件由单帽结构与腹板经点焊连接而成，长为300mm，点焊间距为30mm。图1 落锤冲击实验原理图及试件结构尺寸Fig.1 Schematic diagram of dropped hammer impact test and size of sample structure实验中，如图1（b）所示，在落锤上安装加速度传感器，用于测量锤头冲击过程的加速度；试件底部安置压电动态力传感器，用于测量加载端及试件底部的冲击力；电荷放大器采用B.K 2635；Tektronix TDS3014B瞬态波存采样频率为100kHz；采用基恩士（Keyence）GK 激光位移传感器，用于测量锤头冲击试件过程的位移变化δ（t），避免利用加速度传感器积分计算变形位移的方法引入的误差；采用Photron FASTCAM 高速照相机记录试件变形过程，采样频率为3 000·s-1。通过对实验数据处理和分析，可以得到帽型梁试件轴向冲击过程完整的力F（t）-位移δ（t）响应曲线，进而分析试件的能量吸收特性。1.2 实验结果图2-图4分别为壁厚为0.8mm 的帽型结构梁在落锤冲击速度为16.3 m·s-1时测到的试件冲击端的力-时间、位移-时间及试件屈曲变形过程。从图3可见，整个冲击过程包括冲击压缩变形阶段（a）、试件弹性回复及锤头反弹阶段（b）以及二次冲击（c）。在落锤冲击下，试件压缩变形在6.7ms完成，如图4所示。塑性屈曲失稳同时在试件上端及部形成，发生对称折叠，如图5所示，图中为3次验的结果。图2 力-时间曲线Fig.2 Impact force vs.time图3 位移-时间曲线Fig.3 Displacement vs.time图4 试件变形过程Fig.4 The deformation process图5 试件冲击变形模式Fig.5 Collapsing mode2 有限元分析及结果2.1 有限元模型采用LS-DYNA 有限元软件对帽型梁结构在落锤轴向冲击下的实验进行分析，帽型梁选用薄壳单元，薄壁钢板之间通过焊点连接，落锤和支座采用刚体模型，网格尺寸为5 mm，接触面采用Automatic Contact、Nodal to surface接触模型。为得到试件本构特性参数，在帽型梁上沿轴向取样，制成拉伸试样，测试了该钢板的准静态和动态拉伸性能曲线。实验结果表明：该材料在10-4～103s-1应变率范围内，率硬化效应不明显。因此，有限元材料模型近似采用双线性弹塑性本构，其中，弹性模量E＝2.1×105MPa，屈服应力σ＝320 MPa，塑性模量E1＝1.0×104MPa。2.2 有限元计算结果图6（a）和图6（b）分别为壁厚为0.8mm 和1.0 mm 的帽型结构梁在落锤轴向冲击作用下的有限元模拟的变形屈曲模式与实验结果比较。其中，落锤质量为20kg，冲击速度为16.3 m·s-1。当壁厚为1.0mm 时，典型的塑性屈曲变形发生在落锤冲击端，而底部几乎没有塑性屈曲失稳变形。图7 给出了实验与有限元分析得到壁厚为0.8mm的帽型梁的加速度-时间曲线、位移-时间响应曲线比较。实验和有限元分析结果表明：碰撞瞬间，锤头冲击力迅速增大并达到峰值，一旦发生屈曲，冲击力减小，曲线趋于一个平台。在落锤冲击下，首先在冲击端产生屈曲折叠失稳，并不断发展，随后，在试件底部产生屈曲皱褶，并且壁厚较小的帽型梁结构底端屈曲皱褶现象更明显。对于壁厚较小的帽型梁在冲击中容易导致整体变形发展不稳定，导致整体弯曲现象。实验结果与有限元分析结果吻合均较好，因此可利用有限元方法对其压溃变形及能量吸收过程进行分析，开展数值实验及辅助设计分析。图6 有限元与实验的变形比较Fig.6 Comparison of impact deformation between the simulation and experimental results图7 有限元与实验的曲线比较Fig.7 Comparison of the simulation and experimental results2.3 轴向冲击屈曲及能量吸收对不同壁厚帽型梁的压溃变形及能量吸收过程进行有限元分析，3种帽型梁壁厚分别为0.8、1.0、1.2mm，落锤质量为200kg，冲击速度为16.3m·s-1。图8为3种不同厚度帽型梁在落锤冲击下从冲击端开始逐渐屈曲变形、直到被完全压溃的过程。图8（a）显示了厚度为0.8mm 帽型梁在冲击端经过几个屈曲变形后，梁沿轴向发生整体失稳，折叠屈曲过程不稳定，最终形成5个塑性折叠区；图8（b）显示了厚度为1.0mm 帽型梁折叠屈曲变形发展较均匀稳定、规则，可形成7个塑性折叠区；图8（c）显示了厚度为1.2mm 帽型梁从冲击端开始屈曲变形并稳定向下发展，但每个屈曲折叠长度增加，最终形成6个塑性折叠屈曲段。结果表明：折叠屈曲区的数量并不随试件壁厚减小而单调增加，试件壁厚太小，会发生整体弯曲失稳；厚度为1.0mm 帽型梁具备较好的稳定变形及能量吸收特性。图8 帽型结构件的碰撞仿真变形压溃图Fig.8 The simulated deformation process图9和图10给出了3种不同壁厚试件的位移-时间和冲击力-位移曲线的比较，由近似水平段力-位移曲线可见：厚度为1.0mm 帽型梁具有比较平稳的屈曲及能量吸收响应。后期的冲击力快速上升，这是由试件屈曲压实引起的。图11为3种不同壁厚的试件单位质量的塑性能量吸收Eabsorb（塑性功／试件质量）-变形位移曲线比较，从图中可见，在冲击屈曲发生初期，三者单位质量能量吸收相差不大，但壁厚为1.0mm 试件整体能量吸收效率最好，这与其稳定屈曲折叠区多一致。因此，从能量吸收效率和轻量化考虑，应合理设计选择梁的壁厚。图9 试件位移-时间曲线比较Fig.9 Displacement vs.time for different samples图10 不同壁厚试件力-位移比曲线比较Fig.10 Force vs.displacement for different samples图11 单位质量的能量吸收-位移曲线比较Fig.11 Energy absorption vs.displacement4 小结对长度为300mm 的帽型梁试件在落锤轴向冲击下的能量吸收性能开展了实验及有限元分析。实验分别对冲击过程中的力、变形位移及屈曲过程进行了测量和高速相机记录，在此基础上对冲击响应及能量吸收过程开展了有限元模拟分析。结果表明：1）利用试件材料试验得到的本构参数，有限元分析计算得到的变形屈曲模式、力-位移响应曲线均与实验结果吻合较好。2）有限元结果分析表明，随着试件壁厚的减小，折叠屈曲区数量增多。但如果试件壁厚太小，轴向冲击过程试件易发生弯曲失稳，影响折叠屈曲的稳定发展。对于长度为300mm 的帽型梁试件，厚度为1.0mm 的帽型梁比厚度为1.2和0.8mm 的试件具有更好的能量吸收效率。本文的研究结果可为帽型梁结构工程设计和分析提供参考。参考文献［1］ABEDRABBO N，MAYER R，THOMPSON A，et al.Crash response of advanced high-strength steel tubes：experiment and model［J］.International Journal of Impact Engineering，2009，36（8）：1 044-1 057.［2］ZHANG X W，SU H，YU T X.Energy absorption of an axially crushed square tube with a buckling 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文章来源：固体力学学报 网址: http://gtlxxb.400nongye.com/lunwen/itemid-27243.shtml

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