側面碰撞B柱變形模式對乘員損傷的分析

周 洋，顏伏伍，胡遠志

(1.重慶理工大學 汽車零部件先進制造技術教育部重點實驗室， 重慶 400054；2.東風小康汽車有限公司, 重慶 400033)

由于車輛側圍變形空間小，幾乎沒有緩沖空間來保證車內乘員的生存空間，因此側面碰撞經常導致車中乘員受到相比正面碰撞更為嚴重的傷害[1]。而側面碰撞中影響乘員安全的主要因素有車輛側面結構的侵入速度、侵入量、侵入形態、車門內飾系統的剛度、側面約束系統(氣囊和氣簾)以及乘員座椅等[2]。國內外眾多學者[3-6]針對側面碰撞從側圍結構、材料剛度等方面結合輕量化設計做了深入的研究。

而B柱作為重要的側面結構，其變形模式與乘員的損傷有著直接的關系[7]。B柱內部的加強部分剛度過高，會導致較差的能量吸收效率；但若其剛度過低，則會導致B柱變形過大，對車內乘員傷害更大[8]。因此，在車身設計時兼顧側面碰撞乘員損傷、控制合理的B柱的變形模式已成為了當今的研究熱點，但目前國內的研究中還較缺乏從更一般意義上分析B柱變形模式與乘員損傷的關系。

本文基于C-NCAP側面碰撞實驗中已完成對標的無氣囊有限元仿真實驗結果，建立多組多剛體與有限元混合模型，并對計算結果進行總結分析。結合多剛體(MB) 動力學理論和顯式動態有限元(FE)理論知識以及動力學響應分析方法，在多組仿真結果的基礎上，提出側碰中B柱變形模式與乘員損傷的一般規律性關系。

1 側碰模型建立及參數水平選取

汽車整車側面碰撞安全性取決于車身中一些關鍵部件的結構、強度，其中B柱的抗彎曲沖擊能力對整車側面碰撞安全性有決定性的影響[9]，因此，本文設置了B柱不同抗彎曲沖擊能力下的不同變形模式，通過仿真分析對其展開規律性研究。

本文運用概念設計方法[10]，將簡化的B柱和車門以及假人作為最基本的計算模型，在B柱及車門內飾與乘員接觸的主要位置建立多剛體，以旋轉平移鉸實現多剛體的連接和運動。然后在此簡化模型的基礎上，將提取的典型的B柱侵入位移曲線加載到B柱5個關鍵部位上(如圖1)，最后在MADYMO軟件中計算獲得結果，通過對結果中假人損傷的相對比較，得出B柱變形模式和假人損傷之間的一般關系的結論。圖1中各點的坐標見表1。

圖1 B柱5個關鍵部位距假人H點的Z向距離

位置Z軸坐標/mm距H點Z向距離/mmA點858498B點710350C點563203D點3688E點190-170H點360—

由于側面碰撞時Y方向是主要方向，能直接反映出車體結構的變形和乘員的受傷情況，因此本文只考慮了Y方向的侵入量。在實際情況時，由于不同車型側圍布置、結構強度、車身造型等因素的不同，B柱存在著多種變形模式，但其中3種模式是最典型的，即變形量最大的點分別出現在B柱上、中、下部分[3]。

如圖2所示，B柱變形時最大侵入量分別在A、C、E三個點的位置，因而可以認為有A、B、C三種變形模式，每種變形模式最大位移點分別對應假人的不同位置(表2)。同時，為了使計算結果更合理，根據資料設置不同的B柱侵入速度(6～10 m/s)和侵入量(230～350 mm)[11-14]，用MADYMO軟件計算，輸出肋骨壓縮量、腹部壓縮量和恥骨力3個性能指標，對各性能指標的均值進行分析。

圖2 3種變形模式及其與假人部位的對應

變形模式對應假人部位A型上肩部B型腹部C型座椅下端

本文中使用單因素變量法，把多因素的問題變成多個單因素的問題，只改變其中的某一個因素，從而研究這個因素對事物的影響。以變形模式作單一變量，保持剩下2個因素不變，分別可得3組數據，每組25個水平，用MADYMO進行3×25=75次仿真計算，再結合C-NCAP側面碰撞評價指標對數據進行分析。由于本次實驗中仿真計算后B柱均未與假人頭部接觸，故略去對假人頭部損傷指標的分析。

表3 各主要參數因素水平

將B柱的變化參數化，并且在表4～6中列出了不同變形模式下對于不同的最大侵入量的各點的侵入貢獻量。

表4 A型變形模式下各點的參數化及對應不同最大侵入量(mm)的貢獻量(mm)

B柱點ABCDE參數值10.920.850.760.68190190174.8161.5144.4129.2230230211.6195.5174.8156.4270270248.4229.5205.2183.6310310285.2263.5235.6210.8350350322.0297.5266.0238.0

表5 B型變形模式下各點的參數化及對應不同最大侵入量(mm)的貢獻量(mm)

B柱點ABCDE參數值0.920.9610.960.92190174.8168.2190168.2174.8230211.6220.8230220.8211.6270248.4259.2270259.2248.4310285.2297.6310297.6285.2350322.0336.0350.0336.0322.0

表6 C型變形模式下各點的參數化及對應不同最大侵入量(mm)的貢獻量(mm)

B柱點ABCDE參數值0.620.690.780.91190117.8131.1148.2171190230142.6158.7179.4207230270167.4186.3210.6243270310192.2213.9241.8279310350217.0241.5273.0315.0350.0

由于試驗的需要，建立了對應不同最大侵入速度、最大侵入量的B柱簡化位移曲線，共計 5×5=25組，見圖3。

2 側碰B柱變形模式對胸部損傷分析

在C-NCAP中，假人胸部得分由胸部壓縮量進行評價，即為胸部肋骨側向壓縮量，在側碰中對應28 mm的高性能限值和50 mm的低性能限值，分別對應4分和0分，處于兩者之間的測量值分別采用線性插值的方法得出相應分數[15]。一般要求車門及B柱在假人肋骨區域對應的位置的內飾能吸收較多能量，且盡量避免使用剛性較大的結構[16]。

2.1 胸部壓縮量試驗結果

把各因素各水平的胸部壓縮量實驗結果數據輸入EXCEL表后得到不同變形模式下的壓縮量柱狀圖，見圖4。

由于本文主要出于研究性質，加載條件與實際實驗相比波動范圍略大，以便能得出更一般性的規律，因此一些較小侵入速度與侵入量的組合會導致實驗結果中最大胸部壓縮量較小，但由不同B柱變形模式引起的變化關系及趨勢不變，故仍可用以做為研究參考。從圖4可以看出：在B型變形模式(即最大侵入的點位于B柱C點)時胸部壓縮量的峰值最大。

圖4 最大胸部壓縮量隨不同變形模式的變化

2.2 胸部壓縮量試驗結果分析

根據假人胸部損傷隨B柱變形模式的變化趨勢，選取不同水平值，進行運動響應分析。

經過計算，得到相應試驗組的假人部位的加速度-時間曲線和位移-時間曲線，整合成加速度-位移曲線，再將加速度-時間曲線積分，得到速度-時間曲線用于分析。

圖5是選取3組同樣最大侵入速度為8 m/s、最大侵入量為270 mm的實驗數據得到的位移-加速度曲線。從圖5可以看出：當變型模式從A到B再到C轉變時，胸部加速度的峰值先增大再減小，B柱變形模式為B型時胸部加速度峰值最大；A、C型的峰值較為接近。

圖5 不同變形模式下對應假人胸部位移的胸部加速度曲線

以A型變形模式為例分析其運動響應。由圖6可得：在6 ms時，假人胸部與B柱內飾發生接觸碰撞，而初始時B柱與假人(靜止狀態)存在較大的速度差，導致假人胸部速度迅速上升；假人胸部速度快速上升后受到來自腹部的拉力和座椅的摩擦力，加速度開始減小直至反向，速度開始下降；33.75 ms時，B柱達到最大位移，速度降為零，但胸部受到沖擊產生的能量還沒有消耗完，所以胸部位移量繼續上升。

分析可得： A型變形模式時最大侵入量的點對應假人的上肩部，B柱碰撞變形后并沒有與假人發生接觸，導致計算結果中損傷值較小；同時，B型變形模式(即最大侵入量的點對應假人的腹部)時，會導致胸部損傷值過大。因此，要減小假人的胸部損傷，應盡量使變形最大的點出現在B柱下端。

圖6 A型變形模式下假人胸部和B柱相關曲線

3 側碰B柱變形模式對腹部損傷的分析

在C-NCAP中，假人腹部得分由腹部壓縮量進行評價，即為腹部肋骨側向壓縮量，在側碰中對應47 mm的高性能限值和65 mm的低性能限值，分別對應4分和0分，處于兩者之間的測量值分別采用線性插值的方法得出相應分數[15]。一般假人腹部對應的側圍區域設計有突出于門內飾的扶手，易導致假人腹部受到嚴重撞擊[16]。

3.1 腹部壓縮量試驗結果

把各因素各水平的腹部壓縮量實驗結果數據輸入EXCEL表求均值后，得到不同變形模式下的最大腹部壓縮量柱狀圖，見圖7。可以看出：在B型變形模式(即最大侵入的點位于B柱C點)時腹部壓縮量的峰值最大。

圖7 最大腹部壓縮量隨不同變形模式的變化

3.2 腹部壓縮量試驗結果分析

選取適當的變量因素組成實驗組，通過計算，得到相應實驗組的假人腹部的加速度-時間曲線和位移-時間曲線，整合成加速度-位移曲線，再將加速度-時間曲線積分，得到速度-時間曲線，用于以下不同變形模式對假人腹部損傷的結果分析。

圖8是選取3組同樣最大侵入速度為8 m/s、最大侵入量為270 mm的實驗數據得到的位移-加速度曲線。從圖8可以看出：在B型變形模式時，腹部加速度的峰值最大，A型略小于C型時的加速度值；在B型變形模式下的腹部運動位移也要大于其他兩種變形模式。

圖8 不同變形模式下對應假人腹部位移的腹部加速度曲線

以A型變形模式為例，分析其運動響應。結合圖9可以看出：5 ms時假人腹部受到B柱的沖擊開始運動，由于B柱較高的速度水平而在極短的時間內腹部速度迅速上升；之后假人腹部由于座椅摩擦力加速度值開始下降直至反向，而運動速度增速減慢直至開始降低；33.75 ms時，B柱運動達到最大位移值，速度突變為0，腹部仍有一定的能量，所以位移量持續增加，直到腹部速度降為0。

圖9 A型變形模式下假人腹部和B柱相關曲線

由上述分析可得，導致在B型變形模式下腹部損傷過大的原因是:假人腹部受到相比其他兩種變形模式值更大、變化幅度更大的加速度作用。

4 側碰B柱變形模式對骨盆損傷的分析

在C-NCAP中，假人骨盆得分由恥骨力進行評價，在側碰中對應1.7 kN的高性能限值和2.8 kN的低性能限值，分別對應4分和0分，處于兩者之間的測量值分別采用線性插值的方法得出相應分數[15]。在假人骨盆與側圍對應區域一般可增加一些泡沫或推桿來改善側面碰撞性能，該措施會增加恥骨力值，但能較大地降低胸部和腹部損傷[16]。

4.1 恥骨力試驗結果

把各因素各水平的恥骨力值實驗結果數據輸入EXCEL表求均值后，得到不同變形模式下的最大恥骨力值柱狀圖，見圖10。由圖10可以看出：在B型變形模式(即最大侵入的點位于B柱C點)時恥骨力的峰值最大。

圖10 最大恥骨力隨不同變形模式的變化

4.2 恥骨力試驗結果分析

選取適當的變量因素組成實驗組，通過計算，得到相應實驗組的假人腹部的加速度-時間曲線和位移-時間曲線，整合成加速度-位移曲線，再將加速度-時間曲線積分，得到位移-時間曲線，用于不同B柱變形模式對假人骨盆損傷的結果分析。

圖11是選取3組同樣最大侵入速度為 8 m/s、最大侵入量為270 mm的實驗數據得到的位移-加速度曲線。從圖11可以看出：在B型變形模式時，骨盆加速度的峰值最大，C型略大于A型時的加速度值；在B型變形模式下的骨盆運動位移也要大于其他兩種變形模式。

以A型變形模式為例分析其運動響應。由圖12可得：1 ms時骨盆開始具有一個水平較低的側向運動速度，而B柱具有較高的侵入速度；3 ms時兩者發生碰撞，骨盆側向速度迅速上升，在11 ms時達到峰值；之后骨盆由于座椅的摩擦力而加速度反向，速度開始減小，骨盆位移量的增加也減緩；33.75 ms時，B柱達到最大位移值，速度突變為零，而此時腹部速度仍較大，骨盆受到腹部傳來的力產生一個速度波形，骨盆位移持續增大。

圖11 不同變形模式下對應假人骨盆位移的骨盆加速度曲線

圖12 A型變形模式下假人骨盆和B柱相關曲線

由上分析可得：在C型變形模式下，侵入量最大的點對應座椅下端，B柱的撞擊作用于座椅泡沫，導致計算結果中損傷值較小。還可以看出：在B型變形模式下，即最大侵入點對應假人腹部時，會導致假人所有損傷值較大，所以要盡量避免B型變形模式。

5 結論

由仿真結果可知：當B柱產生最大侵入量的點位于B柱中部位置(正對人體腹部)時，對人體胸部、腹部、骨盆均會造成較大的損傷，應盡量避免。最大侵入量的點位于B柱下端，B柱根部向內彎曲產生“鐘擺式”變形時，假人胸部、腹部、骨盆的損傷相比其他變形模式整體較小。

本文通過在簡化的約束系統模型加載25組極限工況下的位移曲線，得到不同B柱變形模式對假人在C-NCAP評價指標下的損傷情況，分析總結出規律性結論，為B柱結構剛度設計提供一定的指導。