考慮頂壓與側碰安全性的轎車車身B柱結構優化設計

雷 飛 陳 新 陳國棟 官鳳嬌

湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙，410082

0 引言

車身側面結構的局限性及碰撞類型的多樣性導致側面碰撞比其他類型碰撞引起的乘員損傷更為嚴重。車輛在斜坡上或轉彎時發生的側面碰撞，極有可能導致翻滾事故，而翻滾事故是一種危害性較大的單車事故，雖然其發生概率較低，但死亡率高達33%［1］。在車頂擠壓和側面碰撞事故中，B柱結構對保護乘員安全和提高車身車頂及側面結構的耐撞性能起到了重要的作用。B柱與A柱、上邊梁構成側圍框架結構，一起抵抗擠壓時車頂發生的大變形，可以有效地保證乘員生存空間。B柱與側圍、前后車門及車門防撞桿一起構成了車身側圍的安全防護體系，保護乘員安全。

在側面碰撞中，合理的B柱結構及變形模式對提高側面結構的耐撞性至關重要。龍海靖等［2］對兩輛轎車B柱結構改進前后的側面碰撞乘員損傷情況進行了研究，研究表明，合理的B柱結構可以降低乘員損傷指標。在車頂擠壓中，B柱結構剛度對車頂強度有著重要的影響。潘鋒等［3］研究了某轎車車頂結構的耐撞性，并進行了全局靈敏度分析，結果表明，B柱結構對車頂強度的貢獻度最大。因此，B柱結構的優化設計對提高車頂強度和側面碰撞安全性具有重要意義。

由于B柱在車頂強度和側面碰撞安全性中的重要性，國內外學者開展了一些關于B柱結構件的厚度、材料及截面形狀的優化研究工作［4-6］。同時，隨著高強度鋼和拼焊技術在汽車耐撞性領域的逐步應用，部分學者也將其引入到B柱結構的設計中。譚耀武等［7］采用拼焊板結構對B柱進行優化設計，提高了車輛側碰安全性，同時達到輕量化的要求。潘鋒等［8］對車頂結構進行耐撞性研究，將高強度鋼應用到車身側圍結構的優化設計中，提高了車頂強度。這些研究工作對B柱結構在單種工況下進行優化設計，均取得了一定的優化。綜合考慮B柱結構起主要承載作用的多種整車安全性能工況，能優化設計出更為合理的B柱結構。目前僅針對B柱結構進行耐撞性優化設計的相關研究相對較少。

本文以某轎車為例，綜合考慮車頂強度和側面碰撞的安全性能，通過采用高強度鋼結構和拼焊板技術，對B柱結構進行優化設計。在材料成本基本不變的情況下，有效地降低了B柱結構總質量，提高了車頂強度和側面碰撞的安全性能。

1 B柱結構耐撞性優化設計的整體思路

1.1 B柱結構耐撞性優化設計思路

由于B柱結構在頂壓和側面碰撞中起主承載作用，故對B柱結構進行優化設計。本文對B柱結構設計的整體流程如圖1所示。

圖1 B柱結構耐撞性設計的整體流程

首先，根據美國FMVSS216車頂強度標準和US-NCAP的側面碰撞標準建立某轎車的車頂強度和側面碰撞的有限元模型，并將仿真結果與試驗結果對比，驗證兩種工況下有限元模型的準確性。然后，對該車型的車頂強度和側面耐撞性能進行分析，確定B柱結構耐撞性優化的必要性。綜合考慮車頂強度和側面碰撞的安全性能，采用高強度鋼結構和拼焊板技術對B柱結構進行耐撞性優化設計。最后，將優化后的整車車頂強度和側面碰撞安全性與優化前的整車模型進行對比分析。

1.2 B柱結構優化方法

考慮頂壓與側面碰撞安全性，對車身B柱結構進行優化設計，具體流程如圖2所示。首先，確定優化問題的設計目標、約束及設計變量。然后，通過拉丁超立方試驗設計獲得樣本點，基于這些樣本點采用移動最小二乘法構造近似模型。最后，采用遺傳算法對近似模型進行優化獲得優化解，并對優化解進行仿真驗證。若優化解的近似模型與仿真驗證值的誤差超出許可要求，則需要添加新的樣本點，重新構造近似模型，再進行優化求解，直至誤差滿足要求。

圖2 B柱結構優化設計方法流程圖

2 有限元模型的建立及驗證

以某轎車作為研究對象，綜合考慮到車頂強度和整車側面碰撞安全性能，分別建立車頂強度和側面碰撞的有限元模型，并將仿真結果與試驗結果對比，驗證模型的準確性。其中，采用HyperMesh軟件建立兩種分析工況下的有限元模型，并使用LS-DYNA軟件對模型進行仿真分析。

2.1 車頂強度分析工況

根據美國聯邦機動車輛安全標準FMVSS216建立整車車頂強度分析的有限元模型，如圖3所示。在車輛底部施加全約束以模擬試驗中車身底梁的固定約束。創建762mm×1829mm的剛性墻對車頂結構加載，剛性墻的滾翻角為25°、俯仰角為5°。剛性試驗裝置的前緣中心位于車頂外表面最前點的前方254mm處。同時，剛性墻正好與車頂表面發生接觸，且其縱向中心線經過與車頂的接觸點。根據試驗要求的速度13mm／s進行仿真，會耗費巨大的計算成本。為了減少計算時間，可以通過增大剛性墻的加載速度進行車頂強度仿真。Mao等［9］認為在控制模型的動能與內能比值的情況下，加載速度為2235.2mm／s的仿真也能較合理地模擬試驗結果。故本文剛性墻以2235.2mm／s的速度對車頂進行加載。

圖3 整車車頂強度分析的有限元模型

從圖4所示的車頂作用力與壓潰位移曲線可知，仿真結果與試驗曲線趨勢基本吻合，最大車頂作用力對應的壓潰位移也基本一致，其中，試驗曲線引用自文獻［10］。試驗曲線的峰值為32.152kN，仿真曲線的峰值為31.898kN。因此，仿真驗證了整車車頂強度分析模型的準確性。

圖4 車頂作用力與壓潰位移曲線

2.2 側面碰撞工況

根據美國新車評價規程US-NCAP的側面碰撞試驗要求建立整車側面碰撞的有限元模型，如圖5所示。移動壁障的初始碰撞速度為62km／h，其方向與試驗車輛的縱向中心線成63°，撞擊時壁障的縱向中心線與試驗車輛的縱向中心線要保證垂直。碰撞基準線位于軸距中分線之前940mm的橫向截面。

圖5 整車側面碰撞的有限元模型

圖6為側面碰撞試驗結果與仿真變形對比圖，其中碰撞后的試驗照片引用自文獻［11］。實車碰撞試驗結果與仿真變形對比可知，車輛前后車門、B柱和門檻等側面結構都發生了較嚴重的變形，頂蓋上邊梁中部位置也都發生了向內側凹陷變形。故仿真變形結果能較好地與試驗變形結果相吻合。

圖6 側面碰撞試驗結果與仿真變形對比

圖7所示為側面碰撞試驗與仿真的整車質心速度曲線，仿真曲線與試驗曲線的趨勢一致，試驗曲線的峰值為6.522m／s，仿真曲線的峰值為6.703m／s。圖8所示為側面碰撞B柱中部侵入速度曲線，兩曲線整體趨勢一致，峰值的大小與時刻基本相等，試驗曲線的峰值為11.669m／s，仿真曲線的峰值為11.626m／s。其中，試驗曲線均引用自文獻［12］。因此，仿真驗證了整車側面碰撞模型的準確性。

圖7 試驗與仿真的整車質心速度對比

3 車身B柱結構耐撞性優化設計

3.1 設計變量

選擇B柱結構作為研究對象，采用拼焊技術將B柱內板和B柱外板分成上下兩部分進行焊接。同時，去除原有的B柱加強板，如圖9所示。

圖8 試驗與仿真的B柱中部侵入速度對比

圖9 B柱結構設計變量的選定

拼焊焊縫的高度位置與側面碰撞中可變形移動壁障的上表面高度位置平齊，以保證側圍結構具有足夠的剛度抵抗變形。Min等［13］的研究表明，拼焊焊縫基本不影響板件的應力應變特性。因此，有限元模型中焊接板的連接采用節點重合的方式。

優化對象為B柱內板和B柱外板的上下部分等4塊板件的厚度及材料，厚度離散設計變量和材料離散設計變量如表1所示。

表1 優化設計變量

3.2 優化目標及約束

頂壓和側面碰撞兩種工況下的評價方法不同，故優化設計中的約束條件也不同。在整車車頂結構耐撞性分析中，將車頂結構最大承載力作為車頂強度優化設計的約束條件。在側面碰撞安全性分析中，選取側面碰撞中B柱侵入量與B柱侵入速度為側碰安全性優化設計的約束條件。

在B柱結構總質量和材料成本控制的前提下，通過高強度鋼材料的選型及厚度優化對該車型B柱結構進行耐撞性設計，以提高整車頂部強度及側面碰撞安全性。因此，將B柱結構件的總質量作為優化設計目標，同時將結構件的材料成本作為約束條件。

3.2.1 總質量及材料成本

在滿足車輛碰撞安全性能要求的同時，輕量化是實現燃油經濟性的重要措施。因此汽車碰撞安全優化時都應該考慮到部件的總質量。本文將部件的總質量作為優化目標。

采用高強度鋼對車身結構進行優化，同時考慮到材料成本的控制，這將更加具有實際工程意義。將部件相對成本（部件質量與所選高強度鋼的相對成本的乘積之和）作為約束條件。材料相對成本見表2［14］，原始材料的牌號為IF140／270。本文控制B柱結構件相對成本不超過部件原始相對成本。激光拼焊與傳統點焊工藝相比，可大大簡化生產工序，從而降低生產成本［15］。因此，本文將材料成本作為約束條件，未考慮工藝成本。

表2 材料相對成本［14］

3.2.2 車頂結構最大承載力

本文根據美國NHTSA制定的標準要求對車頂強度進行評價，該標準要求車頂最大承載作用力應達到車輛整備重量的2.5倍。車頂最大承載作用力為

其中，k為最大承載作用力與整車整備重量的比；m為整車整備質量，該車型為1539kg；g為重力加速度，9.8m／s2。

由式（1）可知，此時車頂最大承載作用力應達到37.706kN。因此，將車頂最大承載作用力作為約束條件，其值不小于37.706kN。

3.2.3 B柱侵入量

在本研究中，B柱各個測點位置為試驗車輛在側面碰撞過程中的5個測量水平級位置［16］。B柱侵入量取B柱結構上第1、3、4水平級所對應測點（車輛門檻位置、車門中間位置和車窗下邊框水平位置）的最大侵入變形量的平均值。

唐友名等［11］根據相關統計數據對駕駛員側乘員損傷最大AIS均值與變形侵入量的關系進行二次多項式擬合。當乘員最大AIS均值為等級3時，侵入量為355mm。將B柱侵入量作為約束條件，其值取不大于350mm。

3.2.4 B柱侵入速度

在側面碰撞分析中，B柱侵入速度也是一個重要的指標。在我國側面碰撞試驗中，可變形移動壁障的質量為950kg，試驗速度為50m／s。整車側面結構的侵入速度可接受的范圍一般在7～10m／s之間。文獻［17］研究表明，控制側面結構的侵入速度在8m／s以下能夠較好地滿足側面碰撞乘員安全性的要求。

文中的整車側面碰撞分析根據美國USNCAP的側面碰撞試驗要求，可變形移動壁障的質量為1365kg，試驗速度為62m／s。為更加嚴格對整車側面結構的耐撞性能要求，選取B柱侵入速度不大于11m／s作為約束條件。

3.3 優化數學模型的建立

考慮到高強度鋼板的厚度選取范圍［18］并結合車身結構的板厚，厚度設計變量的值可選用1.0mm、1.1mm、1.2mm、1.5mm、1.6mm、1.8mm、2.0mm。 材 料 設 計 變 量 可 選 擇HSLA350、DP590、DP780、DP980和 Boron1550等5種高強度鋼［19］。

優化問題的數學模型可定義為

其中，mass為B柱拼焊內板與外板的總質量，B柱結構的原始總質量約為5.288kg；cost為部件相對成本，部件原始相對成本約為6.822；force為頂壓工況中車頂承載的最大作用力；B-intrusion為側碰工況中B柱侵入量；B-velocity為側碰工況中B柱侵入速度；i為板件厚度選取范圍；j為高強度鋼材料曲線ID，如表2所示。

采用拉丁超立方試驗設計選取36個樣本點，并計算相應的響應值。采用移動最小二乘構造近似模型，其精度在很大程度上取決于權函數。采用的高斯權函數為

式中，di為任意點與第i采樣點之間的距離；θ為擬合參數，θ＝10。

基于移動最小二乘構造的近似模型，采用遺傳算法進行優化，以獲得優化解。選擇種群數為50，經過100代遺傳算法迭代。

3.4 優化結果分析

通過遺傳算法對近似模型進行優化獲得最優設計變量及設計目標值。各個設計變量的初始值和優化值如表3所示。

表3 設計變量優化結果

各個設計目標的優化前后結果及改進效果如表4所示，其中，仿真驗證值是將8個設計變量的優化值賦予原始有限元模型進行計算的結果。由表4可知，通過近似模型計算得到的設計目標值與仿真驗證值的相對誤差均小于2.5%。由此證明該優化方法是可行的。同時，表4給出了設計變量優化后的整車車頂強度和側面碰撞安全性各評價指標的改進效果。

表4 設計目標優化結果

考慮B柱結構變化對白車身剛度及模態可能產生的影響，對比分析了優化前后白車身剛度及模態性能，結果表明，使用本文優化方案對兩者性能影響較小。

圖10為優化前后側面碰撞中B柱變形云圖。由圖10可知，原始模型在B柱中部發生了較大的彎曲變形，變形位置大約處于乘員胸部的高度。該B柱的變形模式對乘員的安全保護不利。優化后B柱的上部和中部的變形均相對較小，而下部位置的變形較大。由于上部變形小有利于對乘員的保護，而下部變形稍大有利于吸收碰撞能力并推開乘員，即B柱結構剛度服從上強下弱的分布形式，讓更多的變形發生在B柱下部，有利于乘員保護。

4 結語

本文綜合考慮車頂強度和整車側面碰撞安全性能，通過采用高強度鋼結構和拼焊板技術，對B柱結構的材料和厚度進行優化設計，實現了B柱結構的輕量化并提高了整車車頂和側面結構的耐撞性能。同時為高強度鋼和拼焊技術應用于B柱結構耐撞性優化設計提供了一種參考思路。

圖10 優化前后側面碰撞中B柱變形云圖對比

針對B柱結構起主要承載作用的兩種整車安全性能，本文提出了B柱結構耐撞性優化設計的整體思路，確定了兩種安全性能的設計目標及約束，建立了B柱結構耐撞性優化的數學模型。結合移動最小二乘法和遺傳算法對B柱結構進行優化設計，最終獲得優化解。同時考慮到高強度鋼材料成本的控制及離散拼焊板件厚度優化，因此該方法具有一定的實際工程意義。

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