基于管內填充方法的客車側翻安全性改進研究

曹立波 阮誠心，3 黃新剛 龐進軍

1.湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙，410082

2.安徽華菱汽車股份有限公司，馬鞍山，243061

3.胡志明工業大學，越南胡志明，999100

0 引言

客車運輸是現代集體運輸系統的主體部分之一，亦是最方便的交通工具之一，但客車運輸容易發生大規模的傷亡，其中最危險的是客車側翻。據統計，在2008年中國發生的29起特大事故中（一次死亡10人以上），客車事故約占83%，其結果是群死群傷，損失慘重［1］。在歐洲，公共汽車和長途客車交通事故平均每年約發生20 000起，會造成約200人死亡和30 000人以上受傷［2］。因此，進行客車側翻碰撞安全性改進設計研究，對于保護乘員生命安全具有重要意義。何漢橋等［3］提出通過增加壁厚或增大截面面積來提高客車的側翻碰撞安全性，但不利于整車輕量化；Tomas等［4］在最大變形處添加加強鉸鏈來提高結構剛度，該方法會導致車身附件加工的復雜性；Keith等［5］采用玻璃纖維聚合物材料來制造車身上部結構，其生產成本較高；Salvador等［6］將泡沫材料填充到高強度空心鋼管中，改進后的鋼管結構剛度增大較小，而且其生產成本較高。本文提出一種在車身結構適當位置的矩形鋼管內填充混合物的方法，該方法既能夠顯著提高客車的側翻碰撞安全性，又能夠有效地控制生產成本，利于整車的輕量化。

1 客車側翻碰撞安全性分析模型的建立

在CAD模型的基礎上建立了如圖1所示的客車整車有限元模型。車身骨架、底盤骨架均采用大小為10mm的殼單元進行模擬，并盡量保證各連接梁共節點。輪胎及蒙皮采用大小為50mm的殼單元進行模擬，且蒙皮與客車骨架之間通過點焊方式模擬連接。由已有試驗可知，客車側翻不足以使車身骨架焊點失效［7］，因此模型中未考慮焊點失效問題。前后車橋采用大小為50mm的剛性殼單元進行模擬，通過CONSTRAINED＿EXTRA＿NODES＿OPTION方式與底盤骨架連接。發動機總成、蓄電池和油箱采用體單元進行模擬，其質量和轉動慣量根據實際情況設定?？照{總成、備胎、車門、擋風玻璃、乘員及座椅等，以質量單元的形式直接加在相應位置的節點上。為直觀表達車身變形對乘員損傷的影響，按照ECE R66法規，采用低密度剛性單元創建了車內乘員生存空間，未考慮生存空間與客車各結構之間的接觸。

圖1 客車側翻碰撞有限元模型

翻轉平臺及撞擊面采用剛性殼單元進行模擬，將翻轉平臺和撞擊面的節點自由度完全固定。由于碰撞過程中的能量主要來自于重力所做的功，因此必須考慮重力加速度（9.8m/s2）?？蛙嚫鹘Y構與蒙皮的接觸使用AUTOMATIC＿SINGLE＿SURFACE進行定義，客車車輪與翻轉平臺及客車各結構與撞擊面的接觸，均使用AUTOMATIC＿SURFACE＿TO＿SURFACE進行定義，其摩擦因數定義為0.5。

客車車身骨架采用Q235B材料，底盤骨架采用Q345材料，蒙皮采用Q235A材料，均采用24＃分段線性彈塑性材料進行模擬，并以表格的方式輸出不同應變率對應的硬化曲線。

按照ECE R66法規中的客車側翻碰撞安全性試驗要求，客車停放在一個水平的翻轉平臺上，翻轉起始水平面與撞擊面之間的高度差為800mm，客車在沒有搖晃和不受其他外力影響的情況下側傾直至翻倒，側傾角速度不應超過5°/s（0.087rad/s）。同時，ECE R66法規允許整車側翻碰撞安全性仿真模擬從客車剛接觸撞擊面時開始。所以，本文利用能量守恒方法，并借助LS＿DYNA程序計算出客車翻轉到撞擊面位置時的角速度為ω＝1.7×10－3rad/ms，該角速度即為仿真初始角速度。為了充分獲取側翻過程中車身的全部變形信息，整車碰撞過程時間設定為300ms。

2 客車側翻碰撞安全性仿真結果分析

利用LS＿DYNA軟件分析側翻碰撞過程中客車的動態響應情況，可以得到圖2所示的整車結構變形圖。由圖2可以看出，300ms時車身骨架變形較大，且已經侵入乘員生存空間。

圖2 300ms時整車結構變形圖

圖3所示為地板橫梁、擱梁、側圍立柱及斜撐四者之間的連接部分的變形示意圖。由于原設計未在連接處加強，且所用材料和壁厚取值不太合理，致使其抗彎剛性不足，結構在這些位置的變形較嚴重。此外，在地板橫梁與擱梁連接處，地板橫梁結構變形較小，但擱梁、裙立柱及側圍立柱連接位置變形較大，這說明擱梁、裙立柱及側圍立柱結構剛度不滿足客車側翻碰撞安全性要求。

圖3 側圍局部變形示意圖

由圖4可以看出，側圍后立柱及側窗立柱與腰梁連接處的彎曲變形較大，結構的強度剛度無法滿足整車側翻碰撞的安全性要求。圖5所示為前風窗縱梁與頂部橫梁（如標注1所示）以及頂部橫梁與上邊梁（如標注2所示）之間的連接區域的變形示意圖，前風窗縱梁發生了嚴重的扭轉變形，與上邊梁連接的頂部橫梁也發生了較大變形。

圖4 側圍結構變形示意圖

圖5 頂部結構變形示意圖

3 客車車身結構改進方案

采用增加車身骨架各梁壁厚的方法來提高客車的側翻碰撞安全性，不僅會增加車身的質量，還會提高整車的重心位置，使得客車的行駛穩定性下降。鑒于此，采用局部加強的方法是比較好的選擇。本文研究了幾種管內填充方法，既可以應用在設計的新車上，又可以對已經生產出來的客車進行改進。由客車側翻碰撞安全性仿真結果可知，該樣車在發生側翻碰撞事故之后，車身上部結構的局部變形主要發生在側圍立柱與擱梁及裙立柱的連接處（如圖6標注1所示）、側窗立柱與腰梁連接處（如圖6標注2所示）、頂部橫梁兩端與上邊梁連接處（如圖6標注3所示）等部分。因此，所需填充位置選擇了上述各處。

圖6 客車車身上部結構的局部變形位置

在選擇填充材料時，需要重點考慮以下幾點要求：

（1）易于添加，所選材料為膠狀物或其稍微加熱后能變成黏度較低的液體，從而僅在鋼管壁上開一個小孔即可完成材料的添加，這樣就便于改進方案的實施。

（2）能夠有效地提高鋼管的強度和剛度，滿足客車側翻結構耐撞性要求，即在常溫和工作狀態下填充材料必須是固體。

（3）材料必須具有較小的密度，以滿足客車的輕量化要求。

（4）對人體無危害且經濟性好。

綜合考慮以上要求和各種材料的性能后，本文提出了以下4種具體的填充材料方案：方案一，采用石蠟材料；方案二，采用松香材料；方案三，采用石蠟和松香混合材料；方案四，采用E－44環氧樹脂與木屑及650＃固化劑的混合物，三者的比例依次為1∶2∶1。具體填充方法如下：對于新開發的車型，可以在鋼管的填充邊界處預焊鋼板作為填充材料的邊界；對于舊車，可以在需要處開一個小口焊接一塊薄鋼板用于封裝。然后在封裝好的空間內用注射器將材料填充進去。其具體填充情況如圖7所示。

圖7 車身結構填充位置

4 客車車身結構改進驗證試驗與仿真

為了驗證改進方案的有效性，進行了圖8所示的結構剛度試驗。試件采用的材料為Q235，其矩形鋼管截面為50mm×30mm×1.0mm。鋼管下端通過固定架固定，拉力施加位置離固定架的高度為390mm。在結構試驗過程中，使用拉力機給試件施加側向拉力，拉力傳感器和位移傳感器用于測量鋼管結構的耐撞力與相應的位移。在鋼管內按以上4種方案填充材料，如圖9所示。

圖8 結構試驗總體示意圖

圖9 填充填料后的鋼管示意圖

一年四季的環境溫度變化較大，可能對填充材料的強度剛度產生影響。因此，選擇10℃和45℃兩個溫度點進行試驗。按照結構剛度試驗要求，分別對4種方案的試件在其溫度為10℃和45℃時進行了試驗，試驗結果如圖10所示。本文還對多次試驗進行了對比，結果表明各結構的耐撞力曲線基本一致。

方案一的試驗結果如圖10a所示。當石蠟材料所處的環境溫度為10℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為1.907kN，填充填料后的鋼管結構的耐撞力比原鋼管結構的最大耐撞力提高了15.6%；當石蠟所處的環境溫度為45℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為1.534kN，填充填料后的鋼管結構的耐撞力比原鋼管結構的最大耐撞力提高了3.8%。

方案二的試驗結果如圖10b所示。當松香材料所處的環境溫度為10℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為2.279kN，填充填料后的鋼管結構的耐撞力比原鋼管結構的最大耐撞力提高了38.2%；當松香所處的環境溫度為45℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為1.477kN，填充填料前后的鋼管結構的耐撞力相等。

方案三的試驗結果如圖10c所示。當石蠟與松香混合材料所處的環境溫度為10℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為2.063kN，填充填料后的鋼管結構的耐撞力比原鋼管結構的最大耐撞力提高了25.2%；當石蠟與松香混合材料所處的環境溫度為45℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為1.667kN，填充填料后的鋼管結構的耐撞力比原鋼管結構的最大耐撞力提高了12.9%。

圖10 4種試驗方案的鋼管耐撞力與位移曲線

方案四的試驗結果如圖10d所示。位移在0～0.075m之間時：當E－44環氧樹脂與木屑及650＃固化劑混合物所處的環境溫度為10℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為3.362kN，填充填料后的鋼管結構的耐撞力比原鋼管結構的最大耐撞力提高了103.8%；當E－44環氧樹脂與木屑及650＃固化劑混合物所處的環境溫度為45℃時，原鋼管結構的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結構的最大耐撞力為2.974kN，填充填料后的鋼管結構的耐撞力比原鋼管結構的最大耐撞力提高了101.3%。仿真模擬結果與試驗結果基本一致，如圖11所示。當位移增大到0.075～0.09m之間時，鋼管受到的拉力超過其強度極限，鋼管開始出現裂紋，拉力迅速下降，甚至低于原結構。實際使用過程中，由于結構耐撞力大大增強，使得客車在側翻過程中的變形大大減小，鋼管承受的應力不會超過其強度極限，因此這種改進方案在實際中是合理的。

圖11 方案四結構試驗與仿真示意圖

對前三種方案的試驗結果分析表明，當環境溫度較低時，填充填料后的鋼管結構的耐撞性能比較好；但當環境溫度較高時，其改進效果不明顯。而方案四的試驗結果表明，無論是在低溫環境，還是在高溫環境，填充填料后的結構的耐撞性能都可以得到顯著提高。另外，方案四中采用的木屑密度較小，E－44環氧樹脂與木屑及650＃固化劑混合物的密度為0.82g/cm3左右，其混合物密度是四種方案所用填充物中最小的。從輕量化的角度評價，方案四也具有明顯優勢。因此，本文采用方案四對客車車身進行改進。

5 改進結果

根據方案四對客車側翻碰撞仿真模型進行了修改。其計算結果如圖12所示，從圖12中可以看出，改進后的客車可以保證乘員有足夠的生存空間。為便于直觀對比改進前后的客車側翻碰撞仿真結果，本文定義車身結構對生存空間的侵入量為Dq，選擇碰撞側各立柱與生存空間的最小距離計算D值，計算結果如表1所示。表1中的負值表示侵入，正值表示未侵入。由表1可知，改進前的客車各立柱的侵入量都大于66.4mm，而改進后的客車各立柱距生存空間都還有一定距離，證明本文提出的改進方案四能對車身上部的結構安全起到有效的改進作用，且經方案四改進后的客車側翻碰撞安全性滿足ECE R66法規要求。

圖12 改進后的客車側翻碰撞仿真結果示意圖

表1 客車車身側圍結構對生存空間的侵入量

6 結束語

本文建立了客車整車有限元模型，按照ECE R66法規進行了客車側翻碰撞安全性研究。通過仿真分析獲知，由于車身側圍上部結構剛度太小，變形量過大，導致側圍結構侵入到乘員生存空間?；诜抡孀冃谓Y果，提出了4種既可以對新設計的車型進行改進，又可以應用于已經在使用的客車的改進方案。試驗結果表明：與方案一、方案二、方案三相比，方案四在低溫環境和高溫環境都能有效地提高客車車身上部結構的耐撞性能，也符合客車輕量化的要求；方案四應用于客車側翻碰撞仿真的結果表明，改進后的客車側翻碰撞安全性能得到顯著提高，滿足ECE R66法規的乘員生存空間要求。

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