轎車高速追尾碰撞中結構耐撞性優化設計

楊濟匡 唐超群

湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室,長沙,410082

轎車高速追尾碰撞中結構耐撞性優化設計

楊濟匡 唐超群

湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室,長沙,410082

轎車在高速追尾碰撞事故中油箱破裂導致燃油泄漏可造成嚴重的事故后果。為了提高轎車追尾碰撞結構耐撞性及降低燃油泄漏的風險,根據北美聯邦機動車安全法規新FMVSS301要求,建立了轎車整車追尾碰撞有限元模型,進行高速追尾碰撞仿真分析。使用正交試驗設計方法(OED)和綜合平衡法對后縱梁及后保險杠的板厚、材料參數進行了優化設計。以油箱的最大有效塑性應變值為主要評價指標,后縱梁和后保險杠的總吸能量及油箱周圍結構的變形為輔助指標,得到了后縱梁和后保險杠的參數最優組合,即后縱梁厚度為1.5mm,材料為DP800,后保險杠厚度為2.0mm,材料為DP1000時結果為最優,油箱最大有效塑性應變值減小了50.07%。改進前后的仿真計算結果對比表明,主要結構部件的參數優化設計是提高追尾碰撞中車輛耐撞性能的一種有效方法。

追尾碰撞;正交試驗設計;綜合平衡法;耐撞性;結構優化

0 引言

車輛追尾碰撞事故是我國城市道路中的主要交通事故類別之一,發生率僅次于正面碰撞和側面碰撞,根據2008年中國道路交通事故統計數據,追尾碰撞事故約占全年事故的11.57%,造成的受傷人數比例約為11.56%,死亡人數比例約為15.04%,低于正面碰撞和側面碰撞事故次數比例,但是追尾碰撞造成的直接財產損失比例為25.12%,高于正面碰撞的21.44%和側面碰撞的24.39%,而且在全國高速公路事故中,追尾碰撞事故次數比例位居首位,高達44.86%[1]。由于追尾碰撞容易導致燃油泄露從而引發火災,且造成的財產損失十分嚴重,因此追尾碰撞越來越引起各國的重視,我國在2006年7月1日頒布實施了《乘用車后碰撞燃油系統安全要求》(GB20072-2006)[2],該標準要求的碰撞速度為50±2km/h,與日本TRIAS 33試驗規程中追尾碰撞速度相同,而北美聯邦機動車安全法規新FMVSS301及加拿大機動車安全標準新CMVSS301要求追尾碰撞速度高達80±1.0km/h,這對汽車后碰的結構耐撞性和燃油系統完整性提出了更高的要求。在國內,由于追尾碰撞法規實施時間較正面碰撞及側碰撞法規實施時間短,且追尾碰撞不包括在中國新車評價規程之中,所以國內對正面碰撞和側面碰撞中轎車結構耐撞性的研究[3-5]較多,對汽車追尾碰撞的結構耐撞性研究則相對較少,而目前國際上汽車追尾碰撞法規的要求越來越嚴格,因此更需要對汽車追尾碰撞耐撞安全性進行研究分析。朱平等[6]對國產某款轎車進行了在GB20072-2006條件下的后縱梁和后圍板結構改進,一定程度上提高了整車耐撞性。本文結合廣泛應用的正交試驗設計方法[7-8]和綜合平衡法[9],按照新FMVSS301的法規要求,建立了某款車型的有限元模型,進行了追尾碰撞仿真分析,對追尾碰撞中的主要結構——后縱梁和后保險杠的材料和厚度進行參數優化設計,尋找后縱梁和后保險杠的參數最優匹配方案,從而盡可能地降低燃油泄露的風險性,提高轎車追尾碰撞中的結構耐撞性及燃油系統的完整性和安全性。

1 整車有限元模型的建立與仿真分析

1.1 整車有限元分析模型的建立

本文以某款車為研究對象,應用Hpermesh軟件劃分有限元網格,在白車身的基礎上,補充懸架系統、動力總成、排氣系統、車門、油箱、行李箱蓋等零部件建立了整車有限元模型。模型中使用焊點單元連接各零件,部分螺栓使用剛性rigid單元連接,后懸架等關鍵結構件的連接采用轉動鉸、球鉸等連接方式,以反映整車實際運動中機構間復雜的約束關系。由于應變的變化快慢會影響彈塑性材料的塑性行為,而高應變率會導致彈塑性材料的動力硬化行為,即在高應變率下材料的彈性模量更高,所以高速碰撞中必須考慮應變率對材料特性的影響,本文采用Cow per-Symonds模型考慮應變率。整車有限元模型共有936 259個節點,1 064 611個單元。

1.2 有限元分析模型的驗證

按照我國《乘用車后碰撞燃油系統安全要求》(GB20072-2006)對建立的有限元車模進行追尾碰撞驗證,計算時間為100m s。將得到的B柱加速度曲線與文獻[6]中的同類車型在國家轎車質量監督檢驗中心進行的實車試驗進行比較,如圖1所示,兩條曲線的加速度峰值出現時刻及升降趨勢基本吻合,整體趨勢也基本吻合,而兩曲線的加速度峰值大小不一致,這是由于同類車型的后部結構類似,但材料、形狀、厚度等參數設置不同而導致的。因此本文建立的有限元分析模型是可靠的,可以用來進行后碰撞的分析。

圖1 B柱加速度-時間曲線對比圖

1.3 仿真分析工況

參照北美聯邦機動車安全法規新FMVSS301要求,對驗證后的整車有限元模型進行追尾碰撞仿真分析,追尾碰撞中臺車以80km/h的碰撞速度與整車進行70%偏置碰撞,如圖2所示。計算時間為150m s。

圖2 追尾碰撞有限元分析模型

1.4 評價指標的確定

由于新FMVSS301法規對燃油系統完整性的要求在試驗中可通過觀察和度量燃油溢出量來判斷,而油箱的燃油溢出量在仿真中很難模擬,故使用油箱的最大有效塑性應變值為主要評價指標。

碰撞時后部結構的能量吸收會間接影響到油箱的結構變形,車輛整備質量m0為1499kg,可移動障壁質量m1為1368kg,假人質量m2為176kg,可移動障壁初始速度v1為80km/h,根據動量定理有

計算初始模型可得碰撞后車輛、假人及可移動障壁的平均速度:

根據動能守恒定律:

計算可得碰撞后消耗的總內能E=185k J。總能量E包括可移動障壁吸收的能量、地面損耗的能量及車體后部結構吸收的能量。其中后縱梁和后保險杠吸收的能量為30.51k J,約占總能量E的16.5%。而后圍內外板、右側圍內外板、行李箱蓋等結構共吸收能量才26.76k J。故后縱梁與后保險杠是轎車后部吸能的關鍵結構部件。當后縱梁及后保險杠的參數變化后,后部整體結構的吸能能力也會跟著變化,從而影響到后地板及油箱周圍結構的變形,間接影響油箱的變形,故以后縱梁和后保險杠的總吸能量及油箱周圍主要結構的變形為輔助評價指標。油箱周圍主要結構的變形如圖3所示。

圖3 油箱周圍主要結構變形圖

2 優化方法

本文優化方法的思路是:通過正交試驗設計方法[10]進行參數分析,再采用綜合平衡法求解最優匹配方案。

正交試驗設計方法是多因素的優化試驗設計方法,它是從全面試驗的樣本點中挑出部分有代表性的樣本點做試驗,這些代表點具有正交性,其作用是使用較少的試驗次數就可以找出因素水平間的最優搭配或由試驗結果通過計算推斷出最優搭配。它是通過使用正交表安排試驗的。本文中使用的是L9(34)正交表。

綜合平衡法應用于多指標試驗中,先對每個指標分別進行單指標的直觀分析,得到每個指標的影響因素主次順序和最佳水平組合,然后根據理論知識和實際經驗,對各指標的分析結果進行綜合比較和分析,從而得出較優方案。

3 結構參數的分析及優化

在高速追尾碰撞的要求下,汽車后部主要結構的變形及壓潰式吸能模式對燃油系統的完整性有著至關重要的影響。主要結構中后縱梁和后保險杠不僅需要壓潰變形來充分吸收碰撞中的撞擊能量,還應具備一定的強度,使得油箱周圍的結構變形在一定范圍之內,從而保護油箱的結構不被破壞。因此,在后縱梁和后保險杠的材料及厚度的選擇上,要求不同材料和不同厚度之間能達到較好的匹配以滿足追尾碰撞的要求。

3.1 參數的正交試驗設計

本文采用4因子3水平的正交試驗,選取后縱梁的材料、厚度,后保險杠的材料、厚度為仿真試驗的4個因子,分別標記為A、B、C、D。并對這4個因子選取 3個水平,分別標記為1、2、3,列出因子水平表如表1所示。

表1 正交試驗設計因子水平表

后縱梁和后保險杠使用3種抗拉強度不同的DP系列雙相高強度鋼,其材料的力學性能參數如表2所示。

表2 備選材料的參數

3.2 仿真試驗結果的分析

在追尾碰撞模型中,縱梁和后保險杠的參數根據表1的因子水平表修改后進行整車追尾碰撞仿真。由于本試驗屬于多指標試驗設計,故在進行試驗結果分析時,采用綜合平衡法,即先單指標計算分析,再根據各指標的分析結果進行平衡,從而得到試驗方案的最優組合,使得燃油泄露的風險性最小。按照L9(34)正交試驗表完成仿真試驗,試驗設計方案及仿真結果如表3所示。

3.2.1 油箱有效塑性應變值及其K i值

對表3中的試驗數據進行計算,得各因子平均轉化率Ki值及極差值R,其中,K i=K ij/3,Kij表示因子j取水平數為i時(i=1,2,3)相應的試驗結果之和;R=max(K 1,K2,K3)-min(K 1,K2,K3),R的大小反應了試驗中各因子影響力的大小,極差大表示該因子對評價指標的影響大,極差小則反之。油箱最大有效塑性應變值與因子水平的關系如表4所示。

表3 正交試驗設計方案及仿真結果

表4 油箱最大有效塑性應變值的Ki值及R值

為了便于直觀分析,作出了各因子與評價指標的關系圖,如圖4所示。

圖4 油箱有效塑性應變值與因子水平的關系圖

從表4和圖4可以得出以下結論:①從表4的極差R可知,后保險杠的厚度對油箱有效塑性應變值的影響最大,后縱梁的材料、后保險杠的材料及后縱梁的厚度對應變值的影響依次減弱;②后縱梁及后保險杠的厚度越大,油箱有效塑性應變值越小。

3.2.2 總吸能量及其K i值

計算得到正交試驗中總吸能量的Ki值及R值,見表5,并繪制出總能量與因子水平的關系圖,如圖5所示。

表5 總吸能量的Ki值及R k J

圖5 總吸能量與因子水平的關系圖

由圖5可以得知,后保險杠的厚度及材料屈服強度越小,吸收的總能量越多;總能量的吸收隨著后縱梁厚度及材料屈服強度的增加先增大后減小。

3.3 優化方案的選取

根據各因子對各評價指標的重要性,使用綜合平衡法選取因子水平如下:D對主要評價指標油箱的有效塑性應變值的影響突出,選取D3;油箱有效塑性應變值在C2時最小,選取C2;B是影響后縱梁和后保險杠總質量增加的主要因素,且對應變值和能量吸收的影響不明顯,從經濟成本考慮,選取B1;A對油箱塑性應變值的影響僅次于D,但是對總能量的吸收隨著A值的增加先增大后減小,考慮到后縱梁的吸能能力直接影響到碰撞力向后地板前部的傳遞,水平2、水平3的選取對各指標存在一些矛盾,本文暫選取A 2、A 3。由此暫選取方案1(A 2B1C2D3)和方案2(A 3B1C2D3),將方案1和方案2進行仿真分析比較,從而選出最優方案。

3.4 優化方案仿真結果分析

改進方案與原始方案的仿真結果對比見表6。對表6的結果進行進一步分析計算可知,經過改進后,方案1和方案2對油箱的有效塑性應變值分別減小了42.69%和50.07%;方案1和方案2對總能量的吸收分別減小了15.67%和20.33%。

表6 改進方案與原始方案的仿真結果對比

圖6為改進方案與原始方案的油箱有效塑性應變云圖,圖中還標出了油箱4個變形區域的最大油箱有效塑性應變值。

油箱的有效塑性應變值為本文中主要考慮的指標,由于改進后的油箱最大有效塑性應變值為0.3208,且油箱塑性應變區域也大大減少,提高了油箱的燃油安全性,同時兩組方案在總質量增加及總能量的吸收上相差不顯著,因此本文選取方案2為最優組合。

圖6 油箱的有效塑性應變云圖對比

4 結束語

本文使用正交試驗設計方法及綜合平衡法,對追尾碰撞中轎車后部關鍵結構件的材料及厚度參數進行優化,改進前后的仿真結果對比表明,后縱梁和后保險杠的耐撞性能對追尾碰撞結構耐撞性及燃油系統完整性和安全性有顯著影響。改進設計后,設計油箱最大有效塑性應變值減小了50%,有效地降低了燃油泄漏的風險性,增強了轎車追尾碰撞的耐撞性,為今后開展轎車高速追尾碰撞仿真研究提供了可借鑒的方法。受試驗條件的限制,文中最后的優化結果尚未進行試驗驗證,這是本文的局限性所在。

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Optim ization of Structure Crashworthiness for a Passenger Car in High-speed Rear-end Impact

Yang Jikuang Tang Chaoqun
State Key Laboratory of Advanced Design and Manu facture for Vehicle Body,Hunan University,Changsha,410082

A severe consequence could be resulted from an accident due to gas leakage from tank of passenger car in a high speed rear-end impact.This study aimed to imp rove the crashworthiness of the passenger car in rear-end im pact and m inimize the risk of gas leakage.Firstly a finite element model of a full-scale carw as developed and validated for simulation of a high-speed rear-end impact according to the rules of new FM VSS301.The rear bumper and rail structurewere op timized by using OED and comprehensive equilibrium methods.The effects of 4 parameters(thickness and type ofmaterialof rear railand rear bumper)on integrity of fuel system of the carwere considered asmain design parameters.The main objective of optim izationwas them aximum effective strain of fuel tank.The secondary objectives w ere the energy-absorbing capability of rear rail and rear bumper and the deformation of tank structure around.The optimal param eters are as follow s:material of rear rail is DP800w ith thickness of 1.5mm,m aterial of rearbumper is DP1000 with thickness of 2.0mm.In this configuration themaxim um of the effective strain of fuel tank is reduced by 50.07%.The results show parameter optimization ofmain structure is very usable in im proving the crashworthinessof passenger car in the rear-end im pact.

rear-end impact;orthogonalexperimental design(OED);comprehensive equilibrium method;crashworthiness;structure optim ization

U461.91

1004—132X(2011)05—0616—05

2010—03—01

國家高技術研究發展計劃(863計劃)資助項目(2006A A110101);高等學校學科創新引智計劃項目(111-2-11);湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室自主研究課題(60870004);教育部長江學者與創新團隊發展計劃資助項目(531105050037)

(編輯 袁興玲)

楊濟匡,男,1948年生。湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室教授、博士研究生導師。研究方向為汽車碰撞安全。獲國家科技進步獎二等獎1項。發表論文 180余篇。唐超群,女,1984年生。湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室碩士研究生。