基于壓潰理論的小偏置碰撞結構優化

郭樹文 路深 卜曉兵 李璐江

中國汽車技術研究中心 天津市 300300

1 前言

據美國高速公路安全保險協會（Insurance Institute for Highway Safety，IIHS）調查統計，在交通事故中，正面碰撞僅占4%，而40%重疊率以下的碰撞事故占事故總量的僅50%，其中25%以下重疊率事故占近24%。所以IIHS提出了25%小偏置重疊率碰撞。[1]

針對小偏置工況的設計思路當前主要分為兩種，一種是避讓式，如沃爾沃S60和S90的設計方案，碰撞發生時，側向導向結構使車輛與壁障擦過；另一種為縱梁外擴式，延長防撞橫梁或者縱梁前端外擴以增加與壁障的重疊率，最終靠乘員艙本身抵抗變形。[2-3]

本文結合某車型在該工況下的變形特點，分析關鍵承力結構，并基于能量管理的方法和壓潰理論[4]，設定各個關鍵梁系優化方案，已達到評價優秀目標。

2 IIHS正面25%重疊試驗要點

根據IIHS中25%重疊碰撞試驗規程，車輛撞擊速度為64km/h，壁障為剛性壁障，高1524mm，車輛與壁障重疊率為車身寬度的25%，在車輛前排駕駛員位置放置1個50th Hybrid Ⅲ男性假人，用來測量駕駛員的損傷。如圖1所示。

IIHS采用侵入量測量值評定車輛結構等級，測量點如圖2所示。測量點分為乘員艙上部和乘員艙下部，乘員艙上部包括轉向管柱、A 柱上鉸鏈、上儀表板和左下方儀表板；乘員艙下部包括A柱下鉸鏈、左側擱腳板、左側足板、制動踏板、駐車制動踏板和門檻。統計上述各處的XYZ三向合成位移，與侵入量評估圖比較，如圖3所示，評估結果分：GOOD（優秀)、ACCEPTABLE（良好 )、MARGINAL（一般)和 POOR（差)4個等級。

圖1 25%重疊碰撞測試示意圖

評估時，分別對乘員艙上下兩部分的侵入量進行單獨測量評估，測量點出現次數最多的評估結果作為該部分的評估結果，取乘員艙上下兩部中較差的一組評估結果作為測試車輛車體結構的評估結果，該結果也決定了整車的碰撞安全性能評估結果。[5-6]

圖2 乘員艙侵入量測點位置

圖3 侵入量評估圖

3 仿真試驗結果分析

3.1 建立仿真模型

本文所用基礎車型為某B級轎車，車重1573kg，根據IIHS正面25%重疊率碰撞工況，在LSDYNA軟件中建立該車型有限元模型，如圖4所示。仿真模型經過和實車試驗對標，滿足仿真精度要求。

圖4 基礎車型示意圖

3.2 侵入量結果統計

對該車輛碰撞后的乘員艙上下部選取的測量點的侵入量進行測量，測量點的侵入量評價結果如表1所示。由表可知，A柱上鉸鏈侵入量較大，超過125 mm，評級一般；A柱下鉸鏈，左側擱腳板，轉向管柱，上儀表板，門檻測量點評價均為良好，因此綜合乘員艙上下部評級得出該車車身評估結果為良好。如需達到優秀還需要進行優化提升，A柱上下鉸鏈和門檻梁是改進的重點所在，二者強度提升，轉向管柱和前圍板的侵入量也會相應下降。如表1所示。

3.3 碰撞動畫結果分析

由動畫可知，車輛在與壁障發生碰撞時發生偏轉，如圖5所示。該車型設計理念是利用自身結構抵抗小偏置撞擊，在25%重疊率工況下，車輛前縱梁與壁障難以發生正面碰撞，如圖5和圖6所示。圖5和圖6為碰撞后各個關鍵梁系結構的主視圖和俯視圖。由圖可知，在碰撞過程中，由于重疊率小的原因，前縱梁沒有產生較理想的壓潰變形，主要變形形式為彎折變形，這是與FRB和ODB碰撞形式不同之處。同樣該車型的吸能盒和副車架在碰撞過程中也沒有產生較大的吸能變形。

小偏置工況設計中，弱化了對加速度指標的考核，所以乘員艙結構通常采用較高強度的設計。乘員艙變形較大結構如圖7和圖8所示，分析乘員艙動畫變形情況可知，門檻梁變形較大，發生彎折；A柱下端受輪胎擠壓情況較為嚴重，會造成A柱上鉸鏈和下鉸鏈變形較大，對前圍板和儀表板同樣會造成不利影響；地板變形較大，中央通道后部發生嚴重褶皺，地板縱梁后部同樣產生較大變形。以上乘員艙的變形均應盡量避免。

圖5 碰撞后俯視圖

圖6 碰撞后主視圖

表1 基礎車型侵入量統計結果

圖7 碰撞后地板變形情況

圖8 碰撞后門檻梁變形情況

4 基于能量管理的抗撞性目標設計

4.1 優化思路的提出

經過以上針對車身變形情況的分析，結合2.2中針對數據統計結果的研究，本文得出，改進時應該注意乘員艙地板的變形，加強門檻梁和地板縱梁的強度；乘員艙變形較大與前端吸能量也有較大關系，前端結構吸能不足，強度匹配不合理，以至變形順序混亂，最終結構較差。

此工況下前端結構中縱梁和副車架屬于非主要承力結構，難于進行改進。吸能盒壓潰量不足，可以進行結構改進，本文采用延長防撞橫梁的方法，可以使防撞橫梁與壁障產生重疊，進而使吸能盒壓潰吸能；基礎車型中左側結構shotgun，A柱和門檻梁可改動性較大，吸能量也較多，因此shotgun、A柱和門檻梁屬于本文優化的關鍵結構，主要對三者進行優化提升。

4.2 能量目標確定

根據上述動畫可知，車輛在與壁障碰撞時會發生偏轉，造成在碰撞結束時刻，車輛與壁障脫離，此時車輛仍有一定動能。所以車輛關鍵結構吸能量計算公式為[7]：

式中，Ea為車體關鍵結構總目標吸能量，E0為初始動能，Em為碰撞結束時動能。

基礎車型和一個50th Hybrid Ⅲ假人質量共重1573kg，起始速度為64km/h，由動能公式計算可得初始動能為248.5KJ，由整車模型能量曲線讀取整車能量為258KJ，如圖9所示，誤差率3.9%，屬于正常范圍，所以本文基礎車型仿真模型能量曲線準確性較高；本文取150 ms為碰撞結束時刻，此時整車動能為47.5KJ，模型中滑移能和沙漏能占比很小忽略不計。為了前后一致性，計算時均采用仿真模型能量進行計算。即E0為258KJ，Em為42.5KJ，由式（1）可得，車身結構總吸能量為210.5KJ。

圖10和圖11為車身主要吸能結構吸能情況，由圖可知，shotgun，A柱和門檻梁吸能量分別為shotgun9.9KJ，A柱吸能量為11.2KJ，門檻梁吸能量為2.2KJ。因為改進主要針對乘員艙，不涉及前縱梁，副車架等前端結構，故改進后吸能量變化忽略不計。優化改進后地板各部件變形將會大大減小，按吸能量減少50%-60%計算，需要轉移的能量共約為13KJ。因此改動結構需要增加約13 KJ的吸能量。

5 基于壓潰理論的關鍵梁系設計

5.1 理論基礎

張君媛等人采用車輛前端碰撞能量管理方法，首先獲得吸能目標，得到改進后的目標車型總成吸能量。本文首先提出目標吸能量，由于能量目標無法直接用于結構設計，故將能量目標轉化為壓潰力目標，將能量與結構緊密連接起來。公式如式（2）所示[8-10]。

式中，F0為壓潰力。K為壓潰系數，E0為目標吸能量，D為壓縮長度。

圖9 整車能量曲線

圖10 主要吸能結構吸能曲線

圖11 地板各結構吸能曲線

本文采用低碳鋼矩形截面設計關鍵構件。低碳鋼矩形截面薄壁梁平均軸向壓潰力計算公式如下：

式中：F為平均軸向壓潰力；σ0為平均流動應力（材料屈服極限和斷裂極限的均值）；b 為矩形截面長

5.2 設計方案

本文提出處改動方案，第一，防撞橫梁延長至與壁障重疊，增加吸能盒壓潰量，結構如圖12所示。本文不針對吸能盒結構進行改進，基礎車型中吸能盒車身方向長度D為166mm，厚度2mm，吸能盒截面長125 mm，寬83mm，長寬均值104 mm。由式（3）可知，軸向壓潰力F為94KN。根據經驗設定改進后壓潰系數為0.6，所以由式（2）可知，吸能量E0為9KJ。

圖12 橫梁改進結構

基礎車型吸能盒吸能量約為4.5KJ，故吸能盒增加的吸能量約為4.5KJ，而其余改動部分還需增加8.5KJ吸能量。本文針對shotgun和門檻梁只做材料厚度相關的改進，A柱進行材料厚度及結構改進。所以本文能量分配為，A柱吸能增加量為3KJ，門檻梁吸能增加量為2.5KJ，shotgun增加量為3KJ。

第二，基礎車型門檻梁結構強度較弱，導致乘員艙后部變形嚴重，所以應對門檻梁進行加強。基礎車型中門檻梁分為兩部分，如圖13所示。門檻梁在此工況下也應承擔一部分吸能功能，所以本文將門檻梁后部加強，材料更換為熱成型材料，前半部分設計為吸能結構。

基礎車型中門檻部分吸能為2.2KJ，所以改進后目標吸能量為4.7KJ。門檻梁截面長為157mm，寬為148mm，可壓潰長度為120mm。由于門檻梁此處壓潰系數較低，本文設置為0.3。根據式（2）可知，此處目標壓潰力F0=130KN。門檻梁前部優化方案為更改厚度，所以根據式（3）可知，優化后厚度為應為2.7mm。

圖13 門檻梁結構

第三，基礎車型A柱如圖14所示，結合第2節中的分析可知，A柱吸能量較少，結構有待提升。本文優化方案為將A柱內吸能盒結構增大，與A柱內板形成三個方管結構，截面長為100mm，寬為30mm，壓潰方向平均長度為110mm。A柱內吸能盒初始吸能量為1.2KJ，目標增加量為3KJ，故吸能盒目標吸能總量為4.2KJ，每個吸能盒吸能量為1.4KJ。此處壓潰系數較大，設為0.6，由式（2）可得每個吸能盒截面壓潰力F0=21.2KN。由式（3）可知，厚度為1.3mm。

第四，基礎車型中shotgun可以進行加厚，從而提高吸能量，左側初始吸能量為9.9KJ，目標增量為3KJ，所以左側shotgun吸能總量為12.9KJ。shotgun壓潰方向長度為800mm，設定壓潰系數為0.55，平均截面長為90mm，寬度為50mm。由式（2）可得截面壓潰力F0=29.3KN。由式（3）可知，厚度為1.6mm。

圖14 改進前A柱吸能盒

圖15 改進后A柱吸能盒

表2 改進車型侵入量統計結果

6 設計方案驗證

為了驗證所設計車身前端結構相關構件的合理性，將設計的優化方案放入整車中進行計算。新模型七個監測點侵入量除歇腳板和左側地板外其他監測點實際侵入量均顯著減小，且達到了優秀標準。如表2所示。

優化方案驗證結果如圖16、17、18和19所示。圖16為地板變形情況，由圖可知，地板后部變形與優化之前相比有很大改善；圖17為門檻梁和A柱變形情況，門檻梁前部變形吸能，后部保持結構完整，同時A柱變形吸能情況良好，均達到預期；圖18為吸能盒情況，吸能盒邊壓潰情況良好，符合設計預期。圖19為優化后各結構能量吸收曲線，如圖所示，A柱吸能量14.9KJ，吸能盒吸能量8.7KJ，門檻吸能量5.4KJ，均與設計目標接近；shotgun吸能量12.1KJ，比設計值少了0.8KJ，分析動畫是因為壓潰系數比預期要低，壓潰情況比預期差。

圖16 地板變形情況

圖17 門檻梁變形情況

圖18 吸能盒變形情況

圖19 優化后關鍵結構能量曲線

綜上，優化方案達到預定目標。

7 總結

本文以壓潰理論為基礎，對車身關鍵結構進行了正向設計。

（1）首先，分析模型動畫和數據結果，遴選關鍵優化結構。然后基于能量管理手段，對關鍵結構的目標吸能量進行了設定。

（2）其次，本文通過壓潰理論，基于前文設定的的能量目標，計算得出結構的壓潰力目標。

（3）最終經過驗證，設計方案滿足目標要求。