基于多胞結構的車身前端輕量化和耐撞性設計*

賀良國，趙 杰，谷先廣

（1.合肥工業大學機械工程學院，合肥 230009； 2.合肥工業大學智能制造技術研究院，合肥 230009）

前言

隨著新能源汽車的推廣，如何在實現車身輕量化的同時提高汽車的耐撞性能成為研究人員亟需解決的問題［1-3］。鋁合金作為輕質材料用于代替鋼材具有明顯的減輕質量效果，而鋁合金多胞結構因具備質量小、耐撞性能優異等優點更受到廣泛關注［4-6］。

ZHANG等［7］對比分析了泡沫填充方管與多胞方管的吸能特性，發現多胞結構的吸能效率要高于泡沫填充結構。ZHANG等［8］對單胞和不同截面的多胞結構進行了準靜態軸壓試驗，結果表明，多胞結構在吸能效率方面明顯優于單胞結構。WANG等［9］對內部隔板分別橫向和縱向放置的多胞薄壁梁進行了三點抗彎性能分析，證實了多胞結構在橫向載荷下具有優異的吸能特性。此外，一些研究將多胞結構應用于車身設計。王智文等［10］設計了“目”形截面鋁合金保險杠，探究其在臺車試驗下的耐撞性能，發現吸能量較原鋼制零件提高了70%。周鑫美等［11］對汽車前縱梁進行了多胞改型設計，結果表明多胞結構在車身設計的應用有利于整車正撞的安全性能。

目前對多胞結構耐撞性的研究大多以薄壁管或零部件裝置為對象，而將其應用到實際整車輕量化和耐撞性優化設計的研究較少。針對上述問題，本文中提出一種兩步式順序設計方法。首先，基于前端部件的外形，設計了不同多胞構型并進行了吸能特性的對比分析。然后，綜合運用最優拉丁超立方采樣（optimal Latin hypercube sampling，OLHS）試驗設計技術、徑向基函數（radial basis function，RBF）近似模型和改進非支配排序遺傳算法（non-dominated sorting genetic algorithm，NSGA-II）對前端多胞構型的結構參數進行了多目標優化，進而實現與車身性能的合理匹配，達到車身結構輕量化和耐撞性的設計要求。

1 問題描述

1.1 正面碰撞的耐撞性設計基本準則

在正面碰撞過程中，可通過控制結構的合理變形和能量吸收來降低峰值加速度，并減小防火墻入侵量，保護乘員安全［12］。

1.1.1 變形模式和能量吸收

圖1 前端結構碰撞空間管理

前端結構在碰撞中通常發生軸向與彎曲的混合變形，而彎曲變形所吸收的能量遠小于軸向壓潰變形。圖1為前端碰撞空間管理示意圖。區間S1指保險杠前端到動力總成剛性前表面，包括A-前保險杠、B-吸能盒和C-前縱梁直梁。其中，A和B區碰撞剛度應相對較小，目的是在低速碰撞時吸收絕大部分能量和高速碰撞下將碰撞能量盡可能均勻地傳遞到車身的吸能部件。C區碰撞剛度應高于A-B區，期望產生相對均勻的漸進壓潰變形，以此充分吸收碰撞能量。D區為動力總成所在區域，區間S2指動力總成的剛性后表面到前圍板，對應前縱梁后端E區，其剛度應高于區間S1，保證有效地為區間S1的壓潰吸能變形提供穩定的支撐平臺，并吸收高速碰撞的剩余能量，降低防火墻入侵量，從而減輕乘員傷害。

1.1.2 結構吸能指標

評價變形結構的能量吸收能力，常用指標包括峰值壓潰力（peak crushing force，PCF）、平均壓潰力（mean crushing force，MCF）、壓潰力效率（crushing force efficiency，CFE）、吸能（energy absorption，EA）和比吸能（specific energy absorption，SEA）。一般認為CFE和SEA越高，結構的吸能效果越好。

MCF表示為壓潰變形過程中壓潰力的平均值，即

式中：d為總壓潰距離；F（δ）為隨壓潰距離變化的瞬時壓潰力。CFE表示為MCF與PCF的比值：

EA指結構在總壓潰距離內吸收的總能量。SEA定義為EA與結構質量M的比值：

1.1.3 碰撞波形

碰撞加速度波形是評價車輛正撞耐撞性的重要指標。然而對于不同波形，很難直觀地進行點對點的比較分析。為解決該問題，本文中采用具有少量參數的雙臺階波形對實際碰撞波形進行簡化分析［13］。圖2為正撞加速度曲線及其等效雙臺階波形的示意圖。研究認為較高的第1臺階加速度G1和較低的第2臺階加速度 G2有利于保護乘員安全［14］。

1.2 整車碰撞模型的建立與驗證

參照C-NCAP評價規程，建立了某款純電動汽車正面100%碰撞工況的有限元模型。碰撞初速度為50 km／h，仿真計算時間為120 ms。在進行仿真優化前，須對有限元模型的有效性進行試驗驗證。整車結構變形和試驗對比結果如圖3所示，兩者的碰撞變形模式基本一致。圖4為整車碰撞加速度波形對比。仿真加速度曲線的變化趨勢和峰值加速度與試驗結果吻合較好，說明建立的有限元模型具有較好的精度，可用于后續的結構設計和優化。

圖2 正面碰撞加速度波形和雙臺階波形

圖3 整車正面碰撞變形模式對比

圖4 整車碰撞加速度波形對比

1.3 鋁制和鋼制前端耐撞性能對比

1.3.1 鋁制前端模型的建立

根據1.1節碰撞空間管理可知，A、B和C區為主要吸能區。碰撞發生時，主要通過前保險杠的彎曲變形和吸能盒與前縱梁直梁的壓潰變形吸收碰撞能量，D和E區即前縱梁中后端內部設計有加強板避免過早發生彎折變形。為保證變形順序，遵循“前柔后剛”的原則，將A、B和C區即前保險杠、吸能盒和前縱梁直梁的材料換為鋁合金，料厚不變，D和E區則保持鋼制設計。鋁合金材料為AA6063-T5，其主要參數見表1。鋼、鋁板料的連接采用共節點形式模擬［15］。

表1 AA6063-T5材料參數

1.3.2 鋁制與鋼制前端耐撞性指標對比

對鋁制前端整車模型進行正面碰撞仿真，并與鋼制設計方案進行對比，結果見表2。材料由鋼換為鋁合金后使前端質量減輕42.3%，峰值加速度降低18.7%，說明前鋁后鋼的結構能有效提高輕量化水平，并改善碰撞變形的穩定性。圖5～圖7分別為加速度波形、簡化波形和能量吸收曲線對比圖。由于鋁合金強度低于鋼，致使在碰撞開始階段缺少足夠的起始剛度，使 G1降低13.5%，吸能量減少11.3%，車身耐撞性能降低。

2 多胞前端結構設計

2.1 多胞結構模型的建立

圖5 鋼制與鋁制前端整車模型碰撞波形對比

圖6 鋼制與鋁制前端整車模型簡化波形對比

圖7 鋼制與鋁制前端吸能對比

由于多胞結構比單胞具有更高的吸能效率和承載能力［16］，為增強鋁制前端的耐撞性能，將多胞結構應用至前端部件設計，以此增加軸向壓潰剛度和抗彎性能。以實車前端部件截面形狀為基礎，設計了多種多胞構型方案，其截面形狀、相關尺寸和代號見表3。后綴α和β分別表示肋板橫向和縱向放置。通過建立前保險杠的三點彎曲和前縱梁直梁的軸向壓潰工況的仿真模型以評判多胞結構的耐撞性。

圖8為多胞結構在橫向和軸向沖擊下的示意圖。各多胞管采用BT四節點殼單元離散，厚度與實車一致。多胞管和壓頭之間采用自動點面接觸，對多胞管自身采用自動單面接觸，且動態與靜態摩擦因數分別取0.2和0.3［17］。此外多胞結構的材料同為AA6063-T5，采用LS-DYNA中MAT24單元進行模擬。前保險杠、吸能盒和前縱梁直梁壓潰距離分別設定為60、40和150 mm。AA6063-T5為應變率不敏感材料，因此在進行有限元仿真分析時不考慮應變率對其材料參數的影響［18］。

表3 前端部件結構設計

圖8 兩種工況有限元模型

2.2 多胞構型吸能特性對比分析

2.2.1 前保險杠吸能特性分析

圖9為前保險杠變形模式對比。結構的屈曲變形集中在頂部。對于肋板縱向放置的α型多胞結構，由于沒有橫向隔板的約束，變形由頂部延伸至下部，變形程度大于肋板橫向放置的β型，因此相應耗散的能量更多。β型肋板對上翼緣的支撐較弱，出現較為嚴重的局部壓痕，降低了截面的抗彎強度。

圖9 前保險杠變形模式對比

表4為前保險杠在三點彎曲工況下吸能特性的數值計算結果。在胞數相同的情況下，α型結構的SEA和CFE均高于β型。多胞構型的SEA和CFE都比原單胞設計有不同程度的提高，其中，B2α、B3α和B4的SEA分別比單胞設計B1高出14.4%、36.7%和36.1%，其CFE比B1分別增加7.6%、11.3%和3.8%。因此，綜合考慮CFE和SEA，在所有截面設計中B3α構型耐撞性能表現最優。

表4 三點彎曲工況數值分析結果

2.2.2 吸能盒和前縱梁直梁吸能特性分析

圖10為前縱梁直梁變形對比圖。α型多胞結構肋板的橫向放置有效地減小了褶皺半波長，使褶皺數目增多。對于胞數相同的β型結構，胞的壓潰剛度較不均勻，導致變形較不穩定。另外，單胞結構在軸向載荷下壓潰褶皺較少且發生屈曲變形，除β型多胞結構外，胞數越多，變形更穩定，壓潰褶皺數量更多。

圖10 前縱梁變形模式對比

表5和表6分別為吸能盒和前縱梁直梁在軸向載荷下的數值分析結果。兩個不同部件的α型多胞管的SEA和CFE均高于β型。圖11和圖12分別為吸能盒和前縱梁直梁的CFE和SEA的對比。可以看出，兩者的SEA和CFE變化趨勢一致，隨著胞數的增多，CFE和SEA均呈增大趨勢。其中，E4和L4耐撞性能最優，SEA比單胞設計分別高出24.0%和39.1%，而其CFE分別高出23.4%和27.3%。

表6 前縱梁直梁數值分析結果

圖11 壓潰效率CFE對比

圖12 比吸能SEA對比

綜上所述，選取前保險杠的B3α構型、吸能盒的E4構型和前縱梁直梁的L4構型應用至整車前端結構設計。各部件通過添加內部肋板構建為多胞截面，如圖13所示。

圖13 前端改型設計

3 優化設計與結果分析

多胞前端設計的尺寸參數對整車耐撞性能有很大影響［19］。本文中系統地運用OLHS試驗設計方法、RBF近似模型技術和NSGA-II優化算法尋求前端多胞構型結構參數的最優分布。

3.1 設計變量與響應

選取前保險杠、吸能盒、前縱梁及肋板的厚度作為設計變量，如圖14所示。設計變量初值和取值范圍列于表7。多胞前端優化的主要目的是提高整車的耐撞性并減輕質量，因此選取上述關鍵吸能件的總吸能EA和總質量M作為優化目標，碰撞峰值加速度A、防火墻最大入侵量I以及雙臺階簡化波形參數G1和G2為設計約束條件。各設計響應的原始設計數值和優化目標列于表8。

圖14 設計變量

表7 設計變量與取值范圍 mm

表8 優化目標和約束的原始值和目標值

3.2 近似模型的構建與精度檢驗

采用OLHS試驗設計方法生成60個樣本點，通過有限元仿真得到各個樣本點的響應值，并利用樣本數據構建徑向基RBF近似模型。為驗證近似模型精度，還須生成10組樣本數據。采用統計量確定性系數R2和均方根誤差RMSE來評估近似模型和樣本點之間的誤差［20］：

表9 近似模型精度檢驗

3.3 優化過程與結果分析

多胞前端結構多目標優化的數學模型為

采用NSGA-II優化算法對上述構建的RBF近似模型進行優化求解，并對優化后的結果進行仿真驗證。表10列出了優化后設計變量的取值。表11為原始設計與優化后的對比。由表11可見，仿真值與預測值相對誤差最大為9.61%，表明構建的RBF近似模型可信度較高。與原始設計相比，前端結構的質量減輕35.79%，吸能量增加10%。此外，優化設計的峰值加速度和防火墻入侵量分別降低8.62%和11.97%。

表10 設計變量優化設計結果 mm

表11 原始設計與優化設計對比

圖15 原始設計與優化后變形比較

圖15 為前縱梁的變形模式與防火墻入侵量云圖。優化后的前縱梁由彎折模式變為均勻壓潰模式，產生的褶皺更多且變形更加穩定，說明多胞結構提高了縱梁截面承載能力，同時防火墻的最大入侵量也減少了23 mm。圖16～圖18分別為優化前后碰撞加速度、簡化波形和吸能曲線對比。在原始設計中，前縱梁過早發生側向彎曲，導致碰撞載荷急劇下降，極大地降低了前縱梁的承載能力。優化后，B區和C區具有相對均勻和漸進的軸向壓潰變形，使總吸能量超過原始設計，提高了第1臺階加速度G1，降低了峰值加速度和第2臺階加速度G2，有利于保護乘員安全。

圖16 原始設計與優化設計的碰撞波形對比

圖17 原始設計與優化設計雙臺階波形對比

4 結論

（1）前端結構材料分布為前鋁后鋼時能實現有效減輕質量并減小峰值加速度，但吸能量小于原鋼制設計方案。因此，本文中將多胞結構應用到前端截面設計，以此提高前端結構的吸能能力。

圖18 原始設計與優化設計前端吸能對比

（2）基于前端部件的外形，設計了不同多胞構型，并進行了耐撞性對比。結果表明多胞結構能有效減小褶皺半波長，大幅提高吸能效率，其中B3α、E4和L4構型為最優截面設計。

（3）綜合考慮整車輕量化和耐撞性要求，對多胞前端結構參數進行多目標優化，優化結果：車身前端質量減小35.79%，峰值加速度和防火墻入侵量分別降低8.62%和11.97%，說明多胞結構在車身設計中的應用有利于提高耐撞性和輕量化水平。