汽车夹层风窗玻璃抗冲击破坏机理与吸能特性的研究*

钟渝楷，姚小虎，臧曙光

(1.华南理工大学土木与交通学院，广州 510640； 2.中国建筑材料科学研究院，北京 100024)

2016017

汽车夹层风窗玻璃抗冲击破坏机理与吸能特性的研究*

钟渝楷1，姚小虎1，臧曙光2

(1.华南理工大学土木与交通学院，广州 510640； 2.中国建筑材料科学研究院，北京 100024)

本文建立了汽车风窗玻璃有限元模型，利用非线性动力学有限元软件LS-DYNA求解得到了风窗玻璃典型位置的加速度时程曲线和裂纹扩展模式，并与文献中的实验结果进行了对比，验证了模型的正确性；然后，基于该模型，研究风窗玻璃厚度对最大接触力、冲击块最大位移、头部损伤指标和吸能比率等吸能指标的影响规律。结果表明，汽车风窗玻璃遭受低速冲击时，在风窗玻璃总厚度不变的情况下，适当增加玻璃厚度、减小PVB厚度能起到更好保护乘员安全的效果。

汽车风窗玻璃；抗冲击；破坏机理；吸能特性；数值模拟

前言

聚乙烯醇缩丁醛(Polyvinyl butyral, PVB)夹层风窗玻璃是汽车重要组成部分，有防止驾驶员在车辆碰撞时抛出窗外、减轻或避免行人头部损伤和阻止碎石等物体冲击的作用。汽车前后风窗玻璃一般是两层无机玻璃(脆性)和一层PVB(高度非线性)夹层经高压压制而成的三维曲面[1]，具备良好的吸能作用和抗冲击能力，其破坏机理研究具有相当大难度。清华大学国家交通事故数据库的统计数据指出，81.02%的伤亡事故源于头部与风窗玻璃冲击[2]。

早期理论和实验研究主要采用线弹性材料本构和简化几何结构[3-4]。近年来，研究者逐步提出考虑损伤和应变率效应的本构。文献[5]中根据累计损伤理论，建立力学解析模型，研究建筑夹层玻璃外层受到风带来的小物体撞击时破坏的概率。文献[6]中进行了一定应变率范围的平板冲击实验，并采用其提出的JH-2模型描述无机玻璃的本构关系。

国内外学者利用风窗玻璃模型进行数值模拟，研究动态冲击下夹层风窗玻璃力学性能。文献[7]和文献[8]中利用等效材料模型对风窗玻璃受冲击后结构响应进行研究，得到与实验较相符的加速度时程曲线。文献[9]中通过对比5种模型，得到最理想的模型并进行参数研究。文献[10]中用LS-DYNA考察不同速度和撞击角度下风窗玻璃的破坏模式，得出与实验相符的结果。

然而，多数研究并未得到与实验相符的加速度时程曲线或裂纹形态，两者同时符合的更少；采用经验证材料模型的数值模拟往往未能验证风窗玻璃整体可靠性；对汽车风窗玻璃受冲击下的吸能特性及厚度优化研究较少，未能系统分析风窗玻璃抗冲击性能影响因素。

本文中建立汽车风窗玻璃全尺寸有限元模型，利用LS-DYNA求解得到了风窗玻璃典型位置的加速度时程曲线和风窗玻璃裂纹扩展模式，并与文献实验结果进行了对比，验证了模型的准确性。定义吸能指标，对风窗玻璃厚度改变时吸能特性进行较为全面的分析，得到较有工程应用价值的结果。

1 材料和有限元模型

1.1 有限元模型建立

图1 汽车前风窗玻璃有限元模型

基于不同材料模型，利用LS-DYNA建立两种风窗玻璃有限元模型，分别为两层模型(简称为G-P-S)和3层模型(G-P-G-T)。建立实际全尺寸风窗玻璃模型，尺寸为1 540mm×970mm，具有一定曲率，具体形状如图1所示。对划分单元进行质量控制，风窗玻璃平面内单元大小为5mm×5mm，混合型网格。四周边界条件采用固定支撑[10]。

两层模型采用弥散模型(smeared modeling)[7-8]，用一层壳单元模拟玻璃层，膜单元模拟PVB层，玻璃层和PVB层间共节点。此模型通过刚度调整，将玻璃破坏前后情况分开考虑，分别近似为“玻璃层”和“PVB层”。通过调整刚度和密度考虑各层之间影响，玻璃和PVB采用相同等效厚度tE和密度ρE：

(1)

(2)

式中：EG和EPVB为玻璃和PVB的弹性模量；ρG和ρPVB为玻璃和PVB的密度；tG和tPVB为玻璃和PVB的厚度。上层玻璃受拉破坏失去全部刚度，下层玻璃受压和PVB刚度依旧不变。调整后PVB层和玻璃层刚度分别为

(3)

EG,mod=2EG-E∏

(4)

玻璃层材料取分段线性塑性材料“MAT_PIEC-EWISE_LINEAR_PLASTICITY”；考虑低速率情况，PVB层选用橡胶型材料“MAT_MOONEY-RIV-LIN_RUBBER”。

玻璃材料采用JH2模型“MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS”，考虑材料累计损伤，具体材料参数见文献[12]，文献[13]中通过冲击实验证明JH2模型的可行性和正确性。

低加载率下PVB表现为超弹性，采用“VISCOELASTIC”材料本构。由于PVB在失效前变形很大，故吸能效果优越。PVB夹层材料(表1)在长时间荷载作用下表现为应力松弛，其超弹性和剪切模量描述为

G(t)=G+(G0-G)e-βt

(5)

式中：e为自然对数的底数；G为长时间剪切模量；G0为短时间剪切模量；β为G0到G的衰减率。

表1 PVB夹层材料参数

1.2 有限元模型验证

采用文献[14]中的冲击碰撞实验进行数值算例比较验证。实验采用欧洲标准EEVC规定的头部撞击系统[15]，用标准成人头部进行风窗玻璃冲击，头部质量为4.8kg，速度为11.1±0.2m/s。风窗玻璃与水平地面成25°，头部模型速度方向垂直于风窗玻璃表面。考虑重力加速度影响，方向竖直向下。模型如图2所示。由于边界接触简化、数值模拟与实验条件差异等原因，使曲线有些振荡，但结果基本吻合，如图3所示。

图2 头部撞击汽车风窗玻璃有限元模型

图3 速度11.2m/s时G-P-E模型加速度时程曲线和裂纹模式

由图可见，关注的第1和第2峰值对应得比较好，具体数值如表2所示。

表2 G-P-E模型头部线性加速 度数值模拟与实验值比较

同时进行速度为8.0m/s的验证算例。与文献[16]中实验得到的结果比较，结果见表3和表4。

表3 G-P-E模型吸能指标数值模拟与实验值比较

表4 G-P-G-T模型接触力与实验值比较

2 破坏机理研究

2.1 头部模型动态响应和风窗玻璃裂纹扩展

头部模型撞击风窗玻璃动态响应如图4所示。冲击块与上层玻璃开始接触，产生压缩应力波，由于风窗玻璃厚度较小，压缩波迅速传到非冲击面(下层玻璃)的自由端并反射为拉伸波。由于玻璃的承载作用，加速度迅速增加至第1峰值，速度出现小突变。玻璃的拉伸强度远小于压缩强度，故此时下层玻璃开始受拉伸破坏，之后裂纹扩展，玻璃破碎吸收能量并丧失承载能力，冲击块加速度迅速减小，上层玻璃随之破坏，裂纹逐渐变多变大，逐步扩展开来。

图4 头模撞击风窗玻璃动态响应

上下层玻璃都破坏之后，承载能力几乎全部丧失，这时PVB夹层开始起作用。由于PVB表现为超弹性材料的特性，变形可以很大，故很长时间段内冲击块加速度都保持缓慢增大。当达到最大的位移之后，冲击块开始反弹，加速度开始逐渐减小，速度反方向增大，一段时间后与PVB脱离接触，并保持匀速反向运动。至此，撞击过程结束。

数值模拟裂纹扩展如图5所示。由图可见，由于头部与风窗玻璃有一定距离，故开始3ms后才与风窗玻璃接触。文献[2]研究表明，风窗玻璃冲击后环向应力大于径向应力，故辐射状裂纹首先出现(图5(a)和图5(b))，之后环向裂纹出现(图5(c)和图5(d))。随着应力波传播，裂纹逐渐扩展，为塑性变形阶段，并发展为“蜘蛛网”状裂纹(图5(e))。

图5 数值模拟裂纹扩展

2.2 材料参数研究

2.2.1 玻璃失效应变的影响

不同玻璃失效应变下加速度曲线与实验值比较如图6所示，玻璃失效应变在0.000 5～0.1间变化。由图可见：在玻璃塑性失效应变小于0.05时，加速度变化情况与实验值较为相近；塑性失效应变超过0.05，加速度达到最大峰值，并且迅速衰减，与实验值相差甚大。实际上，玻璃塑性失效应变大致为0.001，太大失效应变使玻璃材料不再表现为脆性，与实际玻璃性能相差甚大。从图中也可看出，当塑性失效应变为0.001时，加速度时程曲线与实验值最为相近。

图6 不同玻璃失效应变下加速度曲线与实验值比较

2.2.2 玻璃失效应力的影响

图7 不同玻璃失效应力下加速度曲线与实验值比较

不同玻璃失效应力下加速度曲线与实验值比较如图7所示，玻璃失效应力在10～130MPa间变化。由图可见：不同玻璃失效应力下，加速度都出现了第1峰值和第2峰值；然而，随着失效应力的增加，玻璃表现越加“刚硬”，使得峰值呈现增大趋势；在失效应力10和30MPa时，第1峰值低于实验值。对头型加速度曲线的变化走势，失效应力的影响比失效应变小。但失效应力大于50MPa时，峰值明显增加，大于实验值并振荡越加剧烈。因此，失效应力大小大致为50MPa时最符合实验值。

2.2.3 PVB剪应力强度的影响

在应变率较低的情况下，PVB表现为超弹性，可由橡胶型材料模拟。采用Mooney-Rivlin，其强度由系数A和B体现。2(A+B)即为剪应力强度，通过改变参数A的值来改变强度大小。不同PVB剪应力强度下加速度曲线与实验值比较如图8所示。

图8 不同PVB剪应力强度下加速度曲线与实验值比较

由图可见：若PVB剪应力强度增大，冲击块加速度峰值也随着变大。PVB强度改变对第2峰值影响较大，这是因为第2峰值是由PVB变形承载得到，PVB强度增大导致相同变形下接触力变大，使加速度峰值变大。但总体上，PVB强度变化的影响比玻璃失效应变小。可以看到，当PVB的A值为1.45MPa时，加速度时程曲线最符合实验值。

3 吸能特性研究与结构优化

3.1 吸能指标定义

当今汽车领域用于判断行人头部损伤的标准，应用较广的是头部损伤指标HIC(head injury criteria)[21]，分为HIC15和HIC36。

(6)

式中：a(t)为加速度时间历程；t1和t2为冲击过程中的任意两个时间间隔，并且t1-t2=15ms或者t1-t2=36ms时，分别称为HIC15和HIC36。要求通过t1和t2的选择，使得HIC取得最大值。

为了更加全面地考量风窗玻璃的吸能效果，采用4个指标评价其吸能特性[21]：(1)冲击块与风窗玻璃冲击过程的最大接触力Fmax；(2)冲击过程中冲击块达到的最大位移值，即当速度为零并开始反弹时的位移值Dmax；(3)冲击块初始动能与冲击结束后的动能之差，定义为动能损失值Ω；(4)冲击块动能损失值Ω与初始动能的比值，定义为吸能比率β。

3.2 单一材料厚度分析

3.2.1 玻璃厚度分析

采用G-P-G-T模型，冲击块为刚体球，半径均为8.2cm，质量为4.8kg，初始速度为12m/s，冲击点为风窗玻璃几何中心。PVB厚度保持0.76mm，上下层玻璃厚度一致，分别为1.2，1.7，2.2，2.7，3.2，3.7和4.2mm。

图9为评价指标随玻璃厚度变化曲线。由图可见，接触力基本随着玻璃厚度增加而增大。当玻璃厚度逐渐增加，冲击块达到的最大位移线性下降。玻璃厚度的增加会增大抵抗冲击物冲击的能力，玻璃破碎会消耗一定的能量，故冲击块能达到的最大位移会相应减小。说明适当增加玻璃的厚度能够对驾乘人员起更佳保护作用。吸能效果随着玻璃厚度的变化呈现类抛物线变化，并且在厚度为2.2mm时达到最小。这与实际的风窗玻璃厚度2.1mm最为接近，说明现行的风窗玻璃厚度2.1mm可能不是较好的值，应该适当提高玻璃的厚度才能达到较好的吸能效果。

图9 评价指标随玻璃厚度变化曲线

3.2.2 PVB厚度分析

上下层玻璃厚度保持2.1mm，PVB厚度分别为0.38，0.76，1.14，1.52，1.90，2.28，2.66和3.04mm。

图10为评价指标随PVB厚度变化曲线。由图可见：虽然数据有些振荡，但总体上接触力随着PVB的厚度增加而变大；在0.76mm时冲击块的最大位移达到峰值，之后呈现线性下降。说明PVB厚度增加对抵抗风窗玻璃的变形起到积极作用。为防止碰撞发生后冲击物碰及驾乘人员，适当增加PVB夹层厚度有较大作用。吸能指标上，PVB厚度为0.76mm时，也就是现行运用较广的厚度，吸能效果最好。

图10 评价指标随PVB厚度变化情况

3.3 整体厚度优化

风窗玻璃总厚度保持4.96mm，PVB厚度分别取1.08，1.23，1.38，1.53，1.68，1.83，1.98，2.13和2.28mm，玻璃上下层厚度分为一致(上∶下=1∶1)和不一致(上∶下=1∶2和上∶下=2∶1)的情况。

图11为评价指标随玻璃厚度比例变化曲线。由图可见，随着PVB厚度减小，玻璃厚度增加，风窗玻璃凹陷量增大，接触力总体趋于减小。说明PVB厚度适当减小和玻璃厚度适当提高，对行人撞击风窗玻璃的保护效果是有益的。这是12m/s(43.2km/h)的低速碰撞情况，对于高速撞击，在总体厚度固定的情况下，PVB厚度增大对吸能效果起更积极的作用。因为玻璃破碎吸收的能量并不太大，主要的吸能损耗是PVB的作用。高速碰撞下，PVB表现为“逐步强化”，应变率提高，应变和应力相应加大，对外来冲击物起到“兜住”作用。

图11 评价指标随玻璃厚度比例变化情况

玻璃总厚度相同时，风窗玻璃吸收的能量是大致相同的，并无太大差异。这是因为两层玻璃的总厚度和PVB厚度保持不变，使得两者对吸能的贡献是基本不变的，不会随上下层厚度的变化而产生明显的波动。

在实际中，上下玻璃厚度一致更加方便安装及生产，不会有安装错位等问题。这说明现今主要采用上下玻璃一致的情况是比较合理的。

值得注意的是，在3种情况下的沙漏能很低，符合沙漏能不超过第1总能量10%的要求。这也佐证了仿真结果有较好的可靠性。

4 结论

利用LS-DYNA建立G-P-S和G-P-G-T两种有限元模型，与实验验证并进行PVB夹层汽车风窗玻璃受冲击破坏机理及吸能特性研究，得到与实验相符的加速度时程曲线及裂纹扩展形态，并解释其机理。进行材料参数研究，得到玻璃失效应变0.001、失效应力50MPa和PVB中A=1.45MPa时的加速度时程曲线与实验最相符。

研究发现，低速冲击下，现今使用风窗玻璃厚度2.1mm需适当加厚才能达到更好吸能效果，两层玻璃总厚度不变情况下，改变上下层玻璃厚度对吸能效果影响不大，减小PVB厚度能改善风窗玻璃吸能效果。但高速撞击情况还需进一步研究。

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A Research on the Mechanism of Impact Damage Resistance andEnergy Absorption Characteristics of Vehicle Laminated Windshield

Zhong Yukai1, Yao Xiaohu1& Zang Shuguang2

1.SchoolofCivilEngineeringandTransportation,SouthChinaUniversityofTechnology,Guangzhou510640;2.ChinaBuildingMaterialsScienceResearchInstitute,Beijing100024

In this paper, a finite element model for vehicle windshield is established, with which and by using nonlinear dynamic finite element software LS-DYNA, the time history curve of acceleration at a typical location and the crack propagation patterns of the windshield are obtained and compared with the experimental results in literatures, verifying the correctness of the model. Then based on the model, the law of the influence of windshield thickness on energy absorption indicators, including maximum contact force, maximum displacement of impactor, head injury criteria and energy absorption ratio etc, is investigated. The results show that when vehicle windshield is subjected to low-velocity impact, appropriately increasing glass thickness and reducing PVB thickness with the total thickness of windshield kept unchanged can have a better effect of occupant safety protection.

vehicle windshield; impact resistance; damage mechanism; energy absorption characteristic; numerical simulation

*国家国际科技合作专项项目(2011DFA53080)、国家自然科学基金(11372113)和爆炸科学与技术国家重点实验室(北京理工大学)开放课题(KFJJ14-2M)资助。

原稿收到日期为2014年6月26日，修改稿收到日期为2014年8月26日。