內高壓碰撞吸能盒的耐撞性能開發

朱學武 王士彬 張健

（1.中國第一汽車集團有限公司，汽車振動噪聲與安全控制綜合技術國家重點實驗室，長春 130011；2.國家汽車質量監督檢驗中心（長春），長春 130011）

主題詞：碰撞吸能盒 內高壓成型 平均壓潰力 耐撞性能 安全

1 前言

合理的受力結構是汽車輕量化的重要途徑，內高壓成型作為一種空心輕體件制造技術應運而生。20世紀90年代起，Gary E.Morphy研究了內高壓成型技術在副車架、排氣系統應用的可能性[1-2]。Williams B.W研究了內高壓鋁管不同斷面形狀對耐撞性的影響[3]。歐美汽車公司將內高壓成型技術廣泛應用于制造排氣系統、副車架、車身框架、散熱器支架等空心變截面構件。寶馬、奧迪、大眾、通用、福特已在多款車型應用了內高壓成型零件。沃爾沃汽車自2003年起開發內高壓成型吸能盒，并批量應用于V70和XC70車型，且已經推廣到Volvo全系列。在國內，哈爾濱工業大學、吉林大學等高校較早地開始成型工藝的研究。苑世劍、張寶亮、韓聰等研究了內高壓成型技術的機理、工藝、設備和應用[4-6]。

內高壓零件的成型技術已經被廣泛研究，但其耐撞性能的優劣性還不為工程師所熟知，嚴重地制約了其在碰撞吸能盒、前縱梁、A柱等耐撞零件上的應用。碰撞吸能盒屬于相對獨立的總成，便于開展設計和驗證，且具有封閉腔體，完全符合內高壓成型工藝的應用條件。本文基于某A級車已有沖焊結構碰撞吸能盒的耐撞性能，采用平均壓潰力的仿真方法[7-8]對內高壓成型吸能盒進行優化設計，并通過總成試驗、臺車試驗、整車試驗進行了沖焊結構、內高壓結構的全面對比。

2 碰撞吸能盒性能設計

2.1 耐撞性能設計

2.1.1 性能目標定義

某A級車現采用沖焊結構吸能盒（見圖1），內高壓吸能盒的性能目標定義為等性能切換，其耐撞性能應不低于沖焊結構，且不改變原有前縱梁等正面耐撞性關鍵部件的傳力穩定性，即內高壓吸能盒應滿足正面40%重疊16 km/h剛性10°角偏置碰撞（RCAR）、正面100%重疊50 km/h剛性墻碰撞（FRB）、正面40%重疊64 km/h可變形壁障偏置碰撞（ODB）3種正面碰撞工況的綜合性能要求。其耐撞性能目標定義為表1。

圖1 沖焊碰撞吸能盒結構

表1 碰撞吸能盒性能目標

2.1.2 性能優化

采用平均壓潰力方法對內高壓吸能盒進行結構優化，如圖2所示，首先進行RCAR工況的壓潰力、變形優化，再進行FRB、ODB工況的變形優化，得到滿足3個工況性能要求的吸能盒結構。

圖2 基于平均壓潰力的仿真優化

優化后，RCAR工況下，平均壓潰力及吸能對比如圖3所示。由圖3可知：內高壓吸能盒平均壓潰力為69 kN，高于沖焊結構的平均壓潰力55 kN，且最大壓潰力為91 kN，小于前縱梁前段壓潰力110 kN；內高壓結構的壓潰力波動平穩，吸能量由2.73 kJ增至3.46 kJ，增幅達26.7%。

圖3 平均壓潰力及吸能對比（RCAR）

對3個工況進行仿真，結果如表2所示。由表2可知，內高壓結構因無縱向焊縫，其總成剛度更均勻，壓潰更穩定、充分。

表2 吸能盒仿真分析對比

2.2 成型性能分析

在完成耐撞性能的仿真優化后，需進行內高壓結構的成型性分析，以確認其生產可行性。圖4所示為內高壓成型的壁厚減薄率仿真結果，成型后零件最大減薄率為21%，最大增厚為6%，除了局部位置有起皺的趨勢外，其余大部分位置成型性很好。

圖4 內高壓成型仿真分析

3 試驗驗證

3.1 總成試驗

總成試驗在落錘試驗塔（見圖5）上進行，將質量為72.5 kg的落錘提升至7 m高度，觸發控制器使落錘自由落體，撞擊固定在地板上的吸能盒總成。記錄試驗的加速度并拍攝試驗過程，用以檢驗內高壓成型吸能盒在沖擊試驗過程中是否逐級壓潰，評估沖焊結構、內高壓結構的吸能性。樣件的壓縮量及變形如表3、圖6所示。試驗結果表明，內高壓結構的總成試驗壓縮量和變形的一致性較高。

圖5 落錘試驗設備俯視圖

表3 吸能盒總成試驗壓縮量對比 mm

圖6 吸能盒總成試驗變形對比

3.2 近似臺車試驗結果

近似臺車試驗在前端結構完整的試驗后整車上進行，采用沙袋、鐵塊進行配重使近似臺車質量達到該車整備質量，為便于捕捉吸能盒碰撞變形細節，拆除前保險杠面罩、進氣格柵、前照燈、散熱器總成等前端結構件（見圖7）。同時，考慮到該近似臺車主體需重復使用，依據仿真結果將試驗工況設定為9 km/h低速RCAR、11 km/h低速FRB、30 km/h低速ODB，用以檢驗內高壓吸能盒變形是否合理、安全氣囊控制器（ACU）及車體加速度與沖焊結構相比是否產生明顯差異。該整車開發中已經具有16 km/h低速RCAR、14 km/h低速FRB、40 km/h低速ODB等3個工況的試驗結果。同工況不同速度的碰撞試驗中，ACU及車體加速度僅存在相位上的差異，波峰、波谷的數量和次序保持一致，故內高壓結構臺車試驗結果可與已有整車試驗結果進行對比，進而判斷吸能盒切換為內高壓結構后是否對整車已有的約束系統匹配產生影響。

圖7 近似臺車

3.2.1 正面低速RCAR碰撞試驗

試驗速度為9.2 km/h，變形過程和加速度分別如圖8、圖9所示。結果表明：內高壓吸能盒逐級壓潰，整車變形姿態平穩；與沖焊結構整車16 km/h試驗對比可見，兩次試驗的加速度波動相似，波峰、波谷一一對應，可知兩次試驗中吸能盒變形次序相似。

圖8 正面低速RCAR碰撞試驗變形過程

圖9 正面低速RCAR碰撞試驗加速度

3.2.2 正面低速剛性墻碰撞試驗

試驗速度為10.9 km/h，變形過程和加速度分別如圖10、圖11所示。結果表明：整車變形姿態平穩，內高壓吸能盒逐級壓潰；與沖焊結構整車14 km/h的試驗加速度對比可見，兩次試驗測量點的加速度波動相似，波峰、波谷一一對應，表明兩次試驗的吸能盒變形次序相似。

圖10 正面低速剛性墻碰撞試驗變形過程

圖11 正面低速剛性墻碰撞試驗加速度

3.2.3 正面低速偏置碰撞試驗

試驗速度為30.2 km/h，變形情況和加速度分別如圖12、圖13所示。結果表明：整車變形姿態平穩，內高壓吸能盒逐級壓潰；與沖焊結構整車40 km/h的試驗加速度對比可知，兩次試驗測量點的加速度波動相似，波峰、波谷一一對應，表明兩次試驗的前保險杠橫梁總成變形次序相似。

圖12 正面低速偏置碰撞試驗變形情況

在臺車試驗中，整車變形姿態平穩，內高壓吸能盒均能從前到后逐級壓潰；與該車型已有相應試驗結果對比可知，車體、ACU處加速度波動相似，波峰、波谷一一對應，初步判斷對現有約束系統影響有限。

圖13 正面低速偏置碰撞試驗加速度

3.3 整車試驗結果

3.3.1 正面剛性墻碰撞試驗（FRB）

試驗速度為50.3 km/h，變形情況和加速度分別如圖14、圖15所示。結果表明：整車變形姿態平穩，內高壓吸能盒逐級壓潰。

圖14 整車正面剛性墻碰撞試驗變形情況

圖15 整車正面剛性墻碰撞試驗加速度

前18 ms內，整車動能下降量為：

式中，m為整備質量；v1和v0分別為18 ms和0 ms時刻整車速度。

對左B柱車體加速度積分得到車體速度，如圖16所示。由圖16可知：整車0 ms時刻速度為13.97 m/s，裝有內高壓吸能盒和沖焊吸能盒的整車18 ms時刻速度分別為12.09 m/s和12.22 m/s。由式（1）計算可得，內高壓結構與沖焊結構吸能盒相比，整車動能下降量約增加6.8%。

圖16 整車正面剛性墻碰撞試驗車體速度

裝有沖焊吸能盒和內高壓吸能盒的整車在正面剛性墻碰撞中安全帶分別在第14.5 ms和第15 ms點火，兩者相差0.5 ms，滿足約束系統點火要求。

3.3.2 正面40%偏置碰撞試驗（ODB）

試驗速度為64.3 km/h，試驗情況和加速度分別如圖17、圖18所示。結果表明：整車變形姿態平穩，內高壓吸能盒逐級壓潰。

圖17 整車正面40%偏置碰撞試驗變形情況

圖18 整車正面40%偏置碰撞試驗加速度

裝有沖焊吸能盒和內高壓吸能盒的整車在正面偏置碰撞中安全帶分別在第23.5 ms和第24.5 ms點火，兩者相差1.0 ms，滿足約束系統點火要求。

4 輕量化與成本

對沖焊吸能盒和內高壓吸能盒進行稱重，質量分別為0.495 kg和0.480 kg，內高壓吸能盒與沖焊吸能盒相比，質量減輕3%。

沖焊吸能盒和內高壓吸能盒零件成本分別為5.67元和5.43元，成本降低4.2%。

5 結束語

本文以某A級車前吸能盒的原有耐撞性能為基準，采用平均壓潰力方法優化得到內高壓吸能盒結構，通過仿真和試驗方法驗證內高壓吸能盒的性能。仿真和試驗結果均表明，與原有沖焊結構相比，內高壓結構由于避免了沖焊結構的較硬縫焊，極大提高了變形的一致性，并可預見等性能切換對現有約束系統影響有限。同時，內高壓結構在吸能性、整車質量和成本方面也優于原有沖焊結構。內高壓成型工藝可以推廣到A柱、前縱梁等具有封閉腔體的零件上，實現輕量化的同時提高耐撞性能。