车用正交梯形蜂窝铝面内低速碰撞性能研究

邢攸冬 1?，李忠芳 1，王立虎 1，安钰坤 1，杨思一 1，袁建军 2; XING Youdong1?，LI Zhongfang1，WANG Lihu1，AN Yukun1，YANG Siyi1，YUAN Jianjun2

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1. 山东理工大学机械工程学院，山东淄博 255000； 2. 山东美陵美力达风机有限公司生产制造部，山东淄博 255000

中图分类号： O342

最近更新：2025-03-03

DOI： 10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2025156

摘要

制备了一种正交梯形蜂窝铝材料，代替传统形式吸能盒作为车辆的吸能装置，研究该材料在面内方向低速碰撞下的力学性能及能量吸收特性. 首先，用胶接的手段制备一种正交梯形蜂窝铝结构，用试验方法研究该材料的面内压缩过程，获得材料的应力与吸能特性. 其次，以理论分析方法研究材料的变形与受力情况，获得材料的吸能特性，并与试验结果进行比较. 最后，以仿真手段模拟材料的受载过程，结合优化设计方法，获得材料的最佳吸能参数分别为板厚0.50 mm，上板边长3.0 mm，此时正交梯形蜂窝铝材料质量比吸能可达28.8 kJ/kg，优于传统形式吸能盒结构，这表明正交梯形蜂窝铝代替传统吸能材料的可行性.

关键词

正交梯形蜂窝铝; 面内低速碰撞; 能量吸收; 力学性能; 有限元分析

随着汽车数量的增多，行驶过程中出现的交通事故也逐步增加. 当汽车行驶速度过快发生碰撞时，汽车车体出现损坏，当以较低行车速度发生碰撞时，汽车的破坏部位一般出现在车头^［

1］. 为保障行人的安全以及中低速下汽车的安全及完整性，可在汽车前端安装吸能装置^{［参考文献 2

百度学术}2］. 汽车吸能盒是汽车保险杠系统中重要的吸能装置，它安装在横梁与车架纵梁之间，是一种低速安全保护系统^{［参考文献 3-5}3-5］. 吸能装置一般为薄壳管状或多孔结构，在低速撞击下，吸能盒可以保证车辆碰撞后驾驶室内成员的有效安全空间及车辆主车体的完整性^{［参考文献 6

百度学术}6］. 满足车辆在低速碰撞时能有效吸收碰撞能量，并尽可能减小撞击力对车身纵梁的损害. 吸能盒既提高了汽车的被动安全性，又降低了撞击带来的维修成本^{［参考文献 7

百度学术}7］.

吸能盒的结构通常为方形，为改善吸能盒的吸能量，改变吸能盒的尺寸、形状、材料成为研究热点^［

8-10］. 欧阳明高^{［参考文献 11

百度学术}11］、Lahimer等^{［参考文献 12

百度学术}12］和Zhu等^{［参考文献 13

百度学术}13］研究表明，相比于传统燃油汽车，保险杠吸能盒若采用传统的空管结构则已经不能满足新能源汽车的大变形及能量吸收需求，亟需开发一种新型保险杠吸能盒. 陈静等^{［参考文献 14

百度学术}14］以一种匹配碳纤维复合材料保险杠防撞梁的吸能盒为研究对象，对吸能盒锥角、溃缩孔和厚度进行多目标优化，优化后吸能盒吸能量不仅大幅提升，而且吸能盒的质量明显减小. 任明伟等^{［参考文献 15

百度学术}15］基于某款汽车铝合金前防撞梁，开展了复合材料替代设计，并引入仿生螺旋铺层设计提升能量吸收特性. 白中浩等^{［参考文献 16

百度学术}16］研究了一种可应用于吸能盒结构设计的仿生微圆结构，与传统肋板结构相比，仿生微圆结构的能量吸收效率明显提高. Pan等^{［参考文献 17

百度学术}17］评估了所设计的防护结构在各种车辆碰撞下的动力性能和能量吸收能力，并将其应用于数值模拟.

吸能盒是车身防撞梁的重要组成部分，它能够在碰撞过程中吸收20％左右的能量，尤其在中低速碰撞中可防止车身纵梁发生变形，以降低车辆的维修成本^［

18］. 其效果评判标准为刚性墙以中低车速36 km/h的恒定速度撞击吸能盒，撞击时间设为车辆发生正碰的时间0.014 s^{［参考文献 19-20}19-20］，通过计算获得吸能盒的形变状况，测得吸能结果.

为满足汽车轻量化设计以及吸收更大的撞击载荷，对吸能盒进行材料填充成为研究热点. 张鹏等^［

21］进行了板状立方点阵力学设计及冲击吸能研究，结果表明，板状立方点阵结构填充吸能盒在低速冲击下较传统吸能盒具有优良的抗冲击和吸能特性，在轻量化汽车被动防护领域有广阔应用前景. 刘影^{［参考文献 22

百度学术}22］针对泡沫铝填充式吸能盒进行系统的结构参数优化来提高汽车安全防撞性能，验证了优化后吸能盒具有更好的吸能防撞特性.

随着新工艺、新材料的出现，许多新型轻质吸能材料得到应用，以期起到代替传统吸能盒的作用^［

23-24］. 彭杰^{［参考文献 25

百度学术}25］运用功能仿生学原理设计仿生低速吸能盒，为未来研究汽车被动安全尤其是碰撞安全提供新的设计思路. 马芳武等^{［参考文献 26

百度学术}26］、杨智春等^{［参考文献 27

百度学术}27］对三维负泊松比点阵结构进行多工况耐撞性研究，将梯度负泊松比点阵结构作为填充材料引入吸能盒设计，结果表明，在质量和最大峰值力增加不大的条件下，负泊松比结构填充吸能盒的综合吸能量与各冲击角度的耐撞性均得到大幅提升. Yao等^{［参考文献 28

百度学术}28］对整车轴向碰撞进行研究，结果表明蜂窝填充结构呈现出稳定变形现象.

以上新型结构的性能较传统蜂窝结构有较大的提升，但新型结构的制备一般采用3D打印的形式，制备工艺较传统形式复杂. 本文通过胶接方法制备一种正交梯形蜂窝铝新型吸能材料，通过试验方法分析其在中低速度下的力学性能及吸能情况，与传统车用吸能材料（吸能盒）相比，表明其作为汽车低速碰撞吸能材料的可行性；通过塑性能量耗散理论分析，表明试验结果的可靠性；通过仿真模拟获得仿真结果对标试验结果，从而减少试验次数，进一步通过优化方法优化材料结构尺寸，获得正交梯形蜂窝铝最优构型与最佳比吸能.

1 正交梯形蜂窝铝的制备及试验

1.1 正交梯形蜂窝铝的制备

图1为汽车用吸能盒材料和结构. 正交梯形蜂窝铝材料的基材为5052铝合金，由瓦楞板、铝平板、胶黏剂粘接而成，瓦楞板为标准梯形结构，选用梯形结构的原因是梯形比方形更易冲压成型，相较于圆弧形结构和三角形结构，梯形与平板间的胶黏剂涂覆会更均匀.

图1 汽车用吸能盒材料和结构^［

4-5］

Fig.1 Energy-absorbing box materials and structures for automobiles^［

4-5］

正交梯形蜂窝铝制备过程如图2所示. 首先将冲压好的瓦楞板与铝平板加工成所需要的尺寸并进行打磨；之后平铺一层铝平板，在铝平板的一面均匀涂抹胶黏剂，将瓦楞板平铺其上；接着在瓦楞板上涂抹胶黏剂，平放一层铝平板；在铝平板的另一面涂抹胶黏剂，将瓦楞板按照与上一层的90°方向进行安放. 重复以上步骤直到需要的板材高度，最终形成两层瓦楞孔洞之间相互垂直（0/90°正交结构）的结构材料. 板材打磨与胶黏剂涂覆处理过程如下，使用粒度为25 μm的砂纸对板材进行打磨，用TR200表面粗糙度测试仪测得经砂纸打磨后板材的平均表面粗糙度R_a为0.347 μm. 涂覆胶黏剂时，为了确保胶黏剂层的厚度，使用铜线作为垫片，胶黏剂的涂抹厚度为0.2 mm. 样品在室温下的固化时间为 24 h. 为了减小尺寸效应，样品的长高比控制在 1∶1~1∶2之间，样品尺寸为55 mm×85 mm×85 mm.

图2 正交梯形蜂窝铝制备过程

Fig.2 Preparation process of orthogonal trapezoidal aluminum honeycomb

正交梯形蜂窝铝单瓦楞结构形状如图3所示.瓦楞单个孔洞为标准的梯形结构，其中梯形上板边长 a=2.5 mm，下板边长b=5.0 mm，板厚为t₀=0.40 mm，高h=2.2 mm，夹角θ=60°，材料相对密度为0.98 g/cm³. 与普通蜂窝铝结构不同的是，正交梯形蜂窝铝材料在两层瓦楞之间安装一铝平板，该铝平板可以大大提升材料的力学性能，此外该结构呈现0/90°方向相同，在Y向上的具体应用已在文献［

29］中进行了研究，研究表明，材料在Y向有很好的力学性能，但是会出现一个较大的初始峰值应力，这作为汽车的减震吸能材料是不合适的. 本文主要研究正交梯形蜂窝铝材料在X向（图2）的力学性能以及通过相关分析表明其作为车用吸能材料的可行性.

图3 单瓦楞结构形状

Fig.3 The shape of single corrugated structure

1.2 压缩试验过程

压缩试验装置是济南时代试金试验机有限公司制造的YAW-3000A微机控制电液伺服压力试验机，最大压力可达3 000 kN，采用下端加载，上端固定的方法. 当压缩达到60％的材料高度时停止，材料的加载方向为X向，试验获得的数据由程序自动记录，并且工程应力和应变数据自动保存在硬盘中.

当正交梯形蜂窝铝压缩变形时，单位体积比吸能为J_SEA_V^［

30］，计算式为：

J_{S E A V} = \int_{0}^{ε} σ d ε

（1）

式中：σ为应力；ε为应变.

2 结果与分析

2.1 试验结果分析

材料的变形过程如图4所示.材料的顶端与设备固定，下端加载，随着加载时间增加，材料在下层与上层处出现孔洞的坍塌与形变，材料高度逐渐降低，材料的形变与坍塌过程并不是逐层出现的，这与材料在加工制备过程中存在缺陷是不可分的［图4（c）中虚线红色框处］，材料的首次变形总是出现在缺陷处；之后材料沿着首次出现变形的位置进一步发生变形，材料高度进一步降低，直至出现完全密实化.

（a）应变为0

（b）应变为0.1

（c）应变为0.4

（d）应变为0.6

图4 材料的变形过程

Fig.4 Material deformation process

材料的应力-应变-比吸能曲线如图5所示. 由图5（a）可知，材料存在明显的3个阶段，即材料的弹性阶段，缓慢上升阶段以及快速上升阶段. 材料的弹性阶段范围较小，应变在0.0~0.05，其特点是曲线较为平直，接近于一条直线［图5（a）中蓝线］，弹性阶段末端有明显的峰值，其与缓慢上升段可明显区分. 材料的吸能区间主要集中在缓慢上升阶段，该阶段曲线较为平缓，呈缓慢上升趋势，材料的孔洞坍塌变形基本出现在这一阶段. 本文规定材料的密实应变点为弹性阶段的斜率与材料曲线相交处的横坐标值［图5（a）中密实应变点的横坐标值，约在应变为0.5处］.之后，材料进入快速上升阶段.

（a）应力-应变曲线

（b）应变-比吸能曲线

图5 材料的应力-应变-比吸能曲线

Fig.5 Material stress-strain-specific energy absorption curve

材料缓慢上升阶段为材料的主要吸能阶段，该阶段处于0.05~0.5变形之间，该阶段之所以会出现逐渐上升趋势是因为材料孔洞坍塌折叠后，平板与孔洞壁堆叠在一起，材料厚度增大，出现应力强化，材料的单位体积比吸能可达25.5 MJ/m³，即试验用单块正交梯形蜂窝铝（55 mm×85 mm×85 mm）吸能为10.133 kJ.

2.2 材料吸能理论推导

定义首层压溃应力为最先被压溃的瓦楞在压溃全过程中所受到的平均外部应力. 根据能量守恒定律，压溃全过程中外力所做的功等于塑性变形耗散的能量，其中塑性变形耗散的能量主要为转向竖直方向的棱腰产生皱褶所耗散的能量.

理想情况下材料单胞变形过程如图6（a）所示，当单胞受到外载荷时，单胞顶端并不出现任何变化，单胞两侧出现对称的向内折叠，两端各自形成一个塑性铰变形，两条侧壁向内发生坍塌皱褶，吸能主要为两条侧壁变形时的弯曲变形能.在实际试验和仿真过程中，材料出现了如图6（b）所示的变形模式，即一条侧边出现弯曲皱褶变形，而另一条侧边出现旋转变形后压实的状态.

（a）理想情况

（b）实际情况

图6 材料单胞变形过程

Fig.6 Deformation process of material unit cell

单胞的吸能可以简化为两部分［式（2）和式（3）］.

E=E₁+E₂

（2）

E_{1} = M_{0} φ L = M_{0} \times \frac{2}{3} π \times a

E_{2} = M_{0} φ L =

M_{0} (\frac{3}{2} π + 3 π + \frac{3}{2} π) \times \frac{a}{2}

（3）

式中： $M_{0} = \frac{1}{4} σ_{0} {t_{0}}^{2}$ ， $σ_{0} = \sqrt[]{\frac{σ_{y} \times σ_{u}}{1 + n}}$ ，σ_y为屈服强度，σ_u为极限应力，n取0.2^［

31］；L为边长；φ为材料旋转的角度.

用于试验的材料每一层发生形变吸能的瓦楞数约为12个，共17层，实际有效吸能区间约为50%，故通过理论分析单块正交梯形蜂窝铝材料的单胞吸能可达到115 J，在有效应变下应变值为0.5，正交梯形蜂窝铝的单位体积比吸能约为28.56 MJ/m³（0.28 MJ/m³×12×17×0.5=28.56 MJ/m³），在试验条件下，单位体积比吸能约为25.5 MJ/m³. 试验值与理论值之间存在10.7%的误差，误差产生的主要原因是理论计算时过于理想化，即材料变形并不能达到计算时的完全压实的角度；胶剂的涂抹不均匀也会产生一定的误差.

2.3 仿真模拟

非线性仿真材料的基材为5052铝合金，忽略胶黏剂的影响，正交梯形蜂窝铝的参数设置从试验数据获得 5052铝合金密度为2.7 g/cm³，弹性模量为 71 GPa，泊松比为0.33；本构关系采用双线性各向同性硬化模型，屈服强度为280 MPa，切线模量为 500 MPa，低速加载下材料性能与应变速率无关. 上下压力板为不锈钢板，为了加快计算速度，减少计算机资源以及确保计算结果收敛，将正交梯形蜂窝铝和上下压板设置为不同的网格大小. 参考文献［

32］，当网格尺寸与单元尺寸之比为 0.125时，模拟结果与试验结果吻合良好，因此正交梯形蜂窝铝的网格尺寸可以由单元尺寸乘以0.125推得. 设置上下压板的网格尺寸为 2 mm，压板为实体单元，并将正交梯形蜂窝铝与上下压板的接触形式设置为粘接；将正交梯形蜂窝铝设置为材料本体自接触，类型为摩擦，静摩擦系数为0.3，动摩擦系数为0.2^{［参考文献 33

百度学术}33］. 下压板固定，上压板采用位移加载方式，位移设置为材料高度的60%，观察下压板的支反力情况，获得相关数据.

仿真条件下正交梯形蜂窝铝变形过程如图7所示，图7（a）（b）（c）中红色方框表明孔洞的形变坍塌过程. 由图7可知，当材料受到外载作用时，材料发生坍塌变形［类似图6（b）］. 与试验过程的变形情况不同，仿真条件下材料的变形均匀发生在各层孔洞上，这是因为仿真的材料是均质规整的，而试验用材料存在缺陷，因此试验过程中变形总是首先出现在缺陷处. 随着加载过程的推进，材料逐步压缩直至孔洞密实.

（a）应变为0

（b）应变为0.1

（c）应变为0.4

（d）应变为0.6

图7 仿真条件下正交梯形蜂窝铝变形过程（板厚t₀=0.40 mm，上板边长a=2.5 mm）

Fig.7 The simulation deformation process of orthogonal trapezoidal honeycomb aluminum （0.40 mm thickness， 2.5 mm length）

正交梯形蜂窝铝试验与仿真应力-应变对比如图8所示.由图8可知，应变在0.0~0.5，两者曲线较为相似，在弹性阶段后均出现缓慢上升的趋势. 试验过程的应力-应变曲线较为平坦光滑，而仿真曲线出现波动，这是因为在仿真过程中网格划分尺寸不同，细小的网格划分有较小的应力波动，而粗大的网格会出现较大的波动，但细小网格容易造成计算时间增长与资源浪费，因此网格尺寸应设置在合理范围内.

图8 正交梯形蜂窝铝试验与仿真应力-应变对比（板厚t₀=0.40 mm，上板边长a=2.5 mm）

Fig.8 Comparison of stress and strain between test and simulation of orthogonal trapezoidal honeycomb aluminum （0.40 mm thickness， 2.5 mm length）

2.4 结构尺寸优化

材料的能量吸收与材料的结构相关^［

34］，材料的吸能量是由应力-应变曲线包围的面积决定的，不同的孔洞尺寸产生的吸能不同. 通过2.3节的分析可知仿真与试验结果有较好的一致性，本节通过仿真手段进一步研究不同结构尺寸下材料的吸能性能. 为了优化正交梯形蜂窝铝的能量吸收性能，将能量吸收（尽可能大）作为设计标准，对a和t₀进行优化，优化问题如下：

\{\begin{matrix} m a x : J_{S E A V} \\ s . t . : X_{1} \leq t_{0} \leq X_{2} \\ X_{3} \leq a \leq X_{4} \end{matrix} = \{\begin{matrix} m a x : y = J_{S E A V} (a, t_{0}) \\ s . t . : 0.20 \leq t_{0} \leq 0.50 \\ 2.0 \leq a \leq 5.0 \end{matrix}

（4）

在一定尺寸范围内，材料受载后应尽量吸收更多的能量.为了加工制备的可行性以及作为蜂窝材料的合理性，孔洞尺寸a应为2.0~5.0 mm，板材料的厚度应为0.20~0.50 mm，在合理的尺寸范围内，做到单位体积比吸能最大化.

蜂窝结构的力学性能与t₀/a呈一定关系^［

31］. 采用中心组合设计（central composite design，CCD）方法得到如表1所示数据，采用仿真手段获得t₀/a下的材料比吸能，通过拟合公式获得在有效应变范围内，单位体积比吸能与t₀/a之间的关系.

J_{S E A V} = - 1 424 \times (t_{0} {/ a)}^{2} + 485.4 \times (t_{0} / a) - 16.728

（5）

表1 CCD表

Tab.1 CCD table

序号	因子1 a/mm	因子2 t₀/mm	响应 $J_{S E A V}$ /（MJ∙m^-3）
1	2.0	0.20	17.602
2	2.0	0.35	24.698
3	2.0	0.50	15.809
4	3.5	0.20	6.299
5	3.5	0.35	17.621
6	3.5	0.50	23.198
7	5.0	0.20	0.414
8	5.0	0.35	10.287
9	5.0	0.50	17.549

式（5）拟合方差值R²=0.978，这表明材料的单位体积比吸能与t₀/a呈二次函数关系，因此材料的单位体积比吸能并不会随着t₀/a的增大而持续增大，而是会存在一个峰值，这是因为当t₀/a比值增大时，材料会更早地进入快速上升阶段，导致单位体积比吸能范围缩小，从而单位体积比吸能数值减小. 通过响应面曲面图（图9），结合制备材料的可行性分析可知，当上板边长为3.0 mm，板厚为0.50 mm时，材料的单位体积比吸能最大，可达24.623 MJ/m³.

图9 比吸能-上边长-板厚响应面曲面图

Fig.9 Specific energy absorption-upper side length-plate thickness response surface diagram

2.5 不同结构形貌吸能盒吸能对比

各截面类型吸能盒比吸能对比如表2所示. 本文制备的正交梯形蜂窝铝在有效应变范围下（应变为0.5），最优结构为板厚0.50 mm，上板边长3.0 mm的材料质量比吸能可达28.8 kJ/kg. 在相同应用条件下，传统形式的圆形截面吸能盒的质量比吸能为18.6 kJ/kg，正方形截面吸能盒的质量比吸能为17.9 kJ/kg，正六边形（钢）截面吸能盒的质量比吸能为20.7 kJ/kg，方形阶梯结构吸能盒的质量比吸能为7.13 kJ/kg. 正交梯形蜂窝铝质量比吸能要高于其他传统材料，则本文制备的正交梯形蜂窝铝代替传统材料作为汽车减震吸能材料是可行的.

表2 各截面类型吸能盒比吸能对比

Tab.2 Comparison of specific energy absorption of energy-absorbing boxes of various cross-section types

截面类型	质量比吸能/（kJ∙kg^-1）
圆形^{［参考文献 35 百度学术}35］	18.6
正方形^{［参考文献 36 百度学术}36］	17.9
正六边形（钢）^{［参考文献 36 百度学术}36］	20.7
正六边形（铝）^{［参考文献 36 百度学术}36］	7.3
方形阶梯结构^{［参考文献 37 百度学术}37］	7.13
正交梯形蜂窝铝结构	28.8

3 结论

本文制备了一种正交梯形蜂窝铝材料，研究其面向低速冲击吸能特性，以期将其用作汽车碰撞吸能材料，代替传统形式的吸能材料.通过试验与仿真手段研究了材料在低速撞击下的力学性能，得出的结论如下：

1）材料受到外载时，并不是最下或最上层出现变形，而是在材料制备缺陷处首先出现变形，之后逐层压缩，材料的应力-应变在吸能区呈现逐渐上升的趋势，仿真结果与试验结果趋势相同.

2）以板厚0.40 mm，上板边长2.5 mm的单胞为例，研究了材料的变形吸能性能，通过塑形折叠理论得出单胞的单位体积比吸能可达0.28 MJ/m³，整体正交梯形蜂窝铝（55 mm×85 mm×85 mm）的单位体积比吸能可达到28.56 MJ/m³，试验条件下的单位体积比吸能为25.5 MJ/m³，两者存在一定误差，误差为10.7%，主要原因是理论分析时过于理想化，实际变形过程不会达到很大的变形量，从而出现试验数值低于理论数值.

3）对材料孔洞尺寸进行优化，以最佳吸能为目的，获取最佳尺寸结构. 通过仿真优化得出材料的单位体积比吸能与上板边长、板厚存在一定关系，但是材料的单位体积比吸能并不是随着板厚与上板边长比的增大而持续增大，这与材料的密实应变点、密度等参数相关，因此更加精确的吸能公式仍需要大量的试验或者仿真手段进一步完善. 通过与传统形式的吸能盒质量比吸能对比，正交梯形蜂窝铝的质量比吸能为28.8 kJ/kg，要高于传统形式吸能盒，表明正交梯形蜂窝铝代替传统吸能材料是可行的.

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