純電動(dòng)SUV正面25%偏置碰撞仿真和優(yōu)化

王占宇，周士兵，張本宏，郭曉光，周華晨

(1.東北林業(yè)大學(xué) 交通學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150040；2.中國(guó)重汽集團(tuán)濟(jì)南特種車有限公司，山東 濟(jì)南 250117)

0 引言

我國(guó)汽車保有量的急劇上升，使汽車正面碰撞事故發(fā)生率增加，駕乘人員的傷亡率上升。正面25%偏置碰撞(以下簡(jiǎn)稱“小偏置碰撞”)約占正面碰撞事故總量的1/4[1]。針對(duì)小偏置碰撞事故，僅有美國(guó)公路安全保險(xiǎn)協(xié)會(huì)(Insurance Institute for Highway Safety，IIHS)發(fā)布了相關(guān)測(cè)試規(guī)程和評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，我國(guó)安全性法規(guī)和新車評(píng)價(jià)規(guī)程(China-New Car Assessment Program, C-NCAP)對(duì)此類碰撞事故沒有做出相關(guān)評(píng)價(jià)。為降低駕乘人員的傷亡率及補(bǔ)充國(guó)內(nèi)對(duì)此類碰撞的研究，有必要研究小偏置碰撞試驗(yàn)下汽車的碰撞安全性。

針對(duì)小偏置碰撞，主要基于傳統(tǒng)燃油汽車進(jìn)行研究。Derek等[2]提出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)向系統(tǒng)失效及增大側(cè)氣簾與氣囊相互作用來保護(hù)假人頭部的方案。Nguyen等[3-4]提出了延長(zhǎng)防撞橫梁和改進(jìn)門檻梁的優(yōu)化方案。汪俊等[5]提出了加強(qiáng)車輛結(jié)構(gòu)完整性可降低駕乘人員的受傷風(fēng)險(xiǎn)。Kim[6]、王翼等[7]、賈麗剛等[8]提出了車身封閉環(huán)狀結(jié)構(gòu)對(duì)小偏置碰撞的重要性。王玉超等[9]提出了把上縱梁、前縱梁和副車架通過側(cè)向傳力機(jī)構(gòu)連成一體的“避能”結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理念。肖龍等[10]從車體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和關(guān)鍵材料更換進(jìn)行了優(yōu)化改進(jìn)。李燦民等[11]總結(jié)多款車型測(cè)試成績(jī)不優(yōu)秀的原因，提出了概念性的結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案。而對(duì)于電動(dòng)汽車的碰撞安全性研究，Kukrej等[12]、Berzi等[13]利用有限元技術(shù)研究了在小偏置碰撞下電池系統(tǒng)的變形情況。葛云飛等[14]、胡平等[15]進(jìn)行正面40%偏置碰撞和正面100%碰撞的研究，對(duì)前縱梁和吸能盒進(jìn)行了優(yōu)化。可見，大多數(shù)研究主要基于傳統(tǒng)車型進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，針對(duì)純電動(dòng)汽車進(jìn)行小偏置碰撞的研究較少。

基于此，本研究利用有限元法，根據(jù)IIHS測(cè)試規(guī)程，建立純電動(dòng)SUV小偏置碰撞仿真模型，考慮電動(dòng)汽車的結(jié)構(gòu)布局，從改善碰撞力傳遞路徑和加強(qiáng)乘員艙剛度兩個(gè)方面進(jìn)行優(yōu)化，以提高純電動(dòng)汽車的碰撞安全性。

1 汽車碰撞有限元模型的建立

以某純電動(dòng)SUV為研究對(duì)象，整車模型包括白車身、乘員艙、動(dòng)力總成、電池包、轉(zhuǎn)向系統(tǒng)及前后懸架等。鈑金件網(wǎng)格采用板殼單元。白車身主要結(jié)構(gòu)部件有前防撞梁、吸能盒、前縱梁、上縱梁、前圍板下橫梁及中底板邊梁。乘員艙主要保護(hù)件有A柱外板、A柱加強(qiáng)板、A柱內(nèi)板、上下鉸鏈處加強(qiáng)板、前圍板、前圍板左右輪罩、前門防撞梁。動(dòng)力總成(電動(dòng)機(jī)和變速箱等)剛度較大，在碰撞中基本不發(fā)生變形，將其視為剛體。動(dòng)力源電池包布置在底盤下部，以中后地板為依托，對(duì)車內(nèi)空間基本不產(chǎn)生影響。轉(zhuǎn)向與懸架系統(tǒng)多為桿件，網(wǎng)格采用桿單元。采用ANSA軟件進(jìn)行幾何處理、網(wǎng)格劃分，設(shè)置零部件材料屬性、連接及接觸，簡(jiǎn)化部件增加質(zhì)量點(diǎn)以進(jìn)行配重，建立如圖1所示的碰撞仿真模型，模型質(zhì)量為1 778 kg，共有2 669 002個(gè)單元，2 271 259 個(gè)節(jié)點(diǎn)。

根據(jù)IIHS正面25%偏置碰撞測(cè)試規(guī)程，設(shè)置邊界條件：剛性壁障與車體前端重疊率為25%，壁障采用MAT20剛性材料，保證壁障所有節(jié)點(diǎn)的相對(duì)位移不變，并限定6個(gè)方向的自由度。車體與壁障的摩擦系數(shù)為0.15，車體與剛性地面的摩擦系數(shù)為0.1，車速為64 km/h，計(jì)算時(shí)間為0.12 s，重力加速度為9.81 m/s2。利用顯式求解軟件LS-DYNA進(jìn)行計(jì)算。從圖2整車系統(tǒng)的能量變化曲線可知，動(dòng)能逐漸減小，內(nèi)能逐漸增大，曲線變化合理且光滑過渡，整個(gè)碰撞過程中能量守恒。從圖3知，沙漏能占總能量的0.93%，小于5%[16]，說明結(jié)果有效。

圖1 整車碰撞有限元模型Fig.1 Vehicle collision finite element model

圖2 能量曲線Fig.2 Energy change curves

圖3 沙漏能比率曲線Fig.3 Hourglass energy ratio curve

2 仿真結(jié)果分析存在的問題

(1)整車加速度過大。整車加速度是碰撞分析中最重要的輸出參數(shù)之一，過大的加速度會(huì)對(duì)駕乘人員造成嚴(yán)重的傷害。根據(jù)加速度曲線(圖4)可知，左右B柱X/Y向的加速度曲線變化趨勢(shì)基本一致，加速度最大峰值均出現(xiàn)在60 ms左右，其中左側(cè)X向最大峰值為56.54g，左側(cè)Y向最大峰值為26.83g；右側(cè)X向最大峰值為45.64g，右側(cè)Y向最大峰值為24.32g。根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，以左側(cè)B柱加速度變化曲線為主要參考，左側(cè)X向加速度最大峰值超過IIHS中的目標(biāo)值50g，會(huì)對(duì)駕乘人員產(chǎn)生嚴(yán)重?fù)p傷。

圖4 加速度曲線Fig.4 Acceleration curves

圖5 前圍板最大侵入量(單位: mm)Fig.5 Maximum intrusion of front dash panel (unit: mm)

(2)前圍板侵入量過大。前圍板作為發(fā)生正面碰撞時(shí)保護(hù)駕乘人員的重要部件，對(duì)其侵入量的分析也非常重要。從圖5前圍板最大變形云圖可知，前圍板最大侵入量為246.59 mm，遠(yuǎn)超過駕乘人員所能承受的最大極限。

(3)關(guān)鍵吸能部件變形吸能不足。從車體結(jié)構(gòu)變形圖(圖6)可知，由于剛性壁障與車體前端重疊率很小，前艙吸能結(jié)構(gòu)中僅左上縱梁發(fā)生壓潰變形。關(guān)鍵吸能部件吸能盒和前縱梁變形不足，導(dǎo)致中地板左側(cè)邊梁、左A柱、左A柱上邊梁等部件發(fā)生嚴(yán)重變形。從主要結(jié)構(gòu)部件吸能量統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)(表1)可知，左上縱梁、左A柱和中地板左側(cè)邊梁吸能量較大，成為主要的碰撞力傳遞路徑。而吸能盒和前縱梁吸能量不足，沒有成為有效的碰撞力傳遞路徑。

圖6 車體結(jié)構(gòu)變形Fig.6 Vehicle body structure deformation

(4)評(píng)級(jí)結(jié)果差。針對(duì)電動(dòng)汽車在小偏置碰撞試驗(yàn)下的結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)，如果影響高壓供電系統(tǒng)的完整性，將會(huì)使評(píng)級(jí)結(jié)果下降。因此，在進(jìn)行該車型結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)之前，首先檢查高壓供電系統(tǒng)的完整情況。如圖7所示，電池包與模組最小變形距離大于0，安全系數(shù)高,不影響結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)。

表1 小偏置碰撞下車體主要結(jié)構(gòu)部件吸能量統(tǒng)計(jì)Tab.1 Energy absorption statistics of main structural components of vehicle body under small offset collision

圖7 電池包-模組最小距離曲線Fig.7 Curve of battery pack vs. module minimum distance

利用HyperView軟件對(duì)乘員艙上下部IIHS規(guī)定結(jié)構(gòu)測(cè)量點(diǎn)進(jìn)行侵入量分析，結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)結(jié)果如圖8所示。可以看出，儀表板上部和門框上鉸鏈處評(píng)級(jí)為“差”；轉(zhuǎn)向管柱和左側(cè)儀表板處評(píng)級(jí)為“及格”；門框下鉸鏈處評(píng)級(jí)為“良好”；其余規(guī)定結(jié)構(gòu)測(cè)量點(diǎn)處評(píng)級(jí)為“優(yōu)秀”。根據(jù)IIHS的評(píng)級(jí)要求，該車體結(jié)構(gòu)乘員艙上部評(píng)級(jí)為“差”，乘員艙下部評(píng)級(jí)為“優(yōu)秀”，最終結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)僅為“差”等級(jí)。

圖8 測(cè)量點(diǎn)侵入量評(píng)級(jí)Fig.8 Rating of measuring point intrusion

3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1 優(yōu)化方案

(1)改善碰撞力傳遞路徑。純電動(dòng)SUV在小偏置碰撞中吸能盒和前縱梁吸能量不足，沒有成為有效碰撞力的傳遞路徑，考慮車身總布置、裝配和運(yùn)動(dòng)學(xué)干涉的影響，利用本田思域車體前端吸能結(jié)構(gòu)原理，如圖9(a)所示，延長(zhǎng)前防撞梁及內(nèi)部增加套管；如圖9(b)所示，增大吸能盒前端截面尺寸；如圖9(c)所示，延長(zhǎng)上縱梁尺寸并增大截面積；如圖9(d)所示，在前縱梁與上縱梁之間增加連接桿。

(2)提高乘員艙剛度。在增加碰撞力傳遞路徑的基礎(chǔ)上，根據(jù)安全籠式車身技術(shù)原理，進(jìn)一步改善乘員艙變形情況。如圖9(e)所示，在中地板邊梁加筋；如圖9(f)所示，將A柱加強(qiáng)板下端延長(zhǎng)。由于增加零部件厚度可提高剛度[17]，采用可熱處理強(qiáng)化6xxx系鋁合金材料[18]，如表2所示，更改乘員艙相關(guān)部件強(qiáng)度和厚度。

圖9 結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案示意圖Fig.9 Schematic diagram of structural optimization scheme

優(yōu)化后整車的整備質(zhì)量由1 778 kg增大到1 784 kg，其中白車身(無(wú)開閉件)質(zhì)量由365.047 kg 增大到370.078 kg，前門總成質(zhì)量由22.699 kg增大到23.712 kg。

表2 更改材料的強(qiáng)度和厚度Tab.2 Strength and thickness of materials after replacement

3.2 優(yōu)化結(jié)果分析

為了便于對(duì)優(yōu)化結(jié)果的分析，定義改善碰撞力傳遞路徑的優(yōu)化方案為前期優(yōu)化，提高乘員艙剛度的優(yōu)化方案為后期優(yōu)化。根據(jù)圖10優(yōu)化前后的前圍板侵入量可知，后期加強(qiáng)乘員艙剛度的前圍板最大侵入量為151.29 mm，較前期改善碰撞力傳遞路徑后的最大侵入量173.24 mm，降低了12.67%。

圖10 前圍板優(yōu)化最大侵入量(單位: mm)Fig.10 Maximum intrusion of front dash panel (unit: mm)

由圖11中優(yōu)化前后整車加速度變化曲線可知，后期加強(qiáng)乘員艙剛度后，X向最大加速度值由前期改善碰撞力傳遞路徑后的49.77g增大到55.25g，增加了11.01%。Y向最大加速度值由前期優(yōu)化的12.39g增加到12.9g，改變較小。X向加速度值明顯增大的原因是增強(qiáng)了A柱、中地板左側(cè)邊梁等部件的強(qiáng)度及提高了乘員艙相關(guān)部件的材料屬性和厚度，使整車結(jié)構(gòu)剛度增大。解決提高乘員艙剛度后加速度峰值過大的問題，成為本研究的重點(diǎn)。

圖11 優(yōu)化前后加速度曲線Fig.11 Acceleration curves before and after optimization

圖12 優(yōu)化前后結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)Fig.12 Structure rating before and after optimization

3.3 優(yōu)化前后結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)

根據(jù)前期改善碰撞力傳遞路徑與后期加強(qiáng)乘員艙剛度的結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)(圖12)可知，結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)提升到“良好”。雖然加強(qiáng)乘員艙剛度后，評(píng)級(jí)結(jié)果沒有再次提升，但是各個(gè)規(guī)定結(jié)構(gòu)測(cè)量點(diǎn)侵入量數(shù)值有了一定的減小。

4 正交試驗(yàn)優(yōu)化

4.1 目標(biāo)值與因素水平的選取

進(jìn)行正交試驗(yàn)的目的是解決加強(qiáng)乘員艙剛度優(yōu)化后整車加速度峰值超過目標(biāo)值的問題。選取整車加速度最大峰值作為目標(biāo)值，但乘員艙變形量過大，也會(huì)對(duì)駕乘人員造成嚴(yán)重傷害。若將IIHS規(guī)定的乘員艙上下部10個(gè)結(jié)構(gòu)測(cè)量點(diǎn)值作為乘員艙變形量的評(píng)價(jià)指標(biāo)，其需要約束的目標(biāo)值太多，在此次正交試驗(yàn)中難以實(shí)現(xiàn)。前圍板最大侵入量能間接反映乘員艙的變形情況，因此選取前圍板最大侵入量作為試驗(yàn)設(shè)計(jì)的次要目標(biāo)值。

在小偏置碰撞試驗(yàn)中，主要吸能部件為吸能盒和前縱梁，抵抗乘員艙不發(fā)生變形的主要部件之一為A柱，因此本次正交試驗(yàn)選取吸能盒厚度、前縱梁厚度、A柱加強(qiáng)板厚度、A柱加強(qiáng)板材料4個(gè)因素作為設(shè)計(jì)變量，分別用符號(hào)A，B，C，D表示。吸能盒和前縱梁厚度水平選取2.8，3.0，3.2 mm，A柱加強(qiáng)板厚度水平選取1.5，1.8，2.0 mm，A柱加強(qiáng)板材料水平選取強(qiáng)度較大的HC340/590DP，HC550/980DP，HC600/980QP，其材料特性如表3所示。

表3 試驗(yàn)材料特性Tab.3 Properties of test materials

4.2 仿真結(jié)果分析與計(jì)算

根據(jù)L9(34)正交試驗(yàn)表，得到9組試驗(yàn)樣本，將每組樣本數(shù)據(jù)利用ANSA軟件進(jìn)行相應(yīng)的更改，然后導(dǎo)入LS-DYNA中進(jìn)行求解計(jì)算，共需進(jìn)行9次計(jì)算，仿真結(jié)果如表4所示。

表4 仿真結(jié)果Tab.4 Simulation result

根據(jù)表4仿真結(jié)果進(jìn)行極差分析，找到設(shè)定的各個(gè)影響因素對(duì)目標(biāo)值的主次影響關(guān)系，從而找到最優(yōu)水平組合。其極差計(jì)算公式為：

(1)

式中,ki為各因素取i水平的均值；kij為第j列所對(duì)應(yīng)的影響因素取水平i時(shí)的仿真試驗(yàn)結(jié)果之和。

Rj=max[ki]-min[ki]，

(2)

式中,Rj為第j列對(duì)應(yīng)因素的極差，極差越大，該因素下所選水平對(duì)目標(biāo)值影響越大，所求極差最大的因素也就是最主要的因素，極差值與影響因素的主次關(guān)系呈正相關(guān)。對(duì)表4中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析，如表5、表6、圖13所示。

前圍板侵入量各水平變化趨勢(shì)見圖14。

表5 整車加速度最大峰值的ki和Rj值Tab.5 kiand Rj values of vehicle maximum peak acceleration

表6 前圍板侵入量ki和Rj值Tab.6 ki and Rj values of front dash panel intrusion

圖13 加速度峰值各水平變化趨勢(shì)Fig.13 Acceleration peak trends in various levels

圖14 前圍板侵入量各水平變化趨勢(shì)Fig.14 Front dash panel intrusion trends in various levels

通過極差分析，得到影響加速度峰值的最優(yōu)組合為A1B1C1D1，影響前圍板侵入量的最優(yōu)組合為A2B3C2D3。基于成本、車身輕量化和各因素對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響大小，綜合考慮加速峰值最優(yōu)組合和前圍板侵入量最優(yōu)組合，對(duì)B和D因素折中選用水平2。A因素對(duì)前圍板侵入量指標(biāo)的影響作用大于對(duì)加速度峰值的影響作用，故A因素選用水平2。而C因素對(duì)兩種評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響均為最小，基于成本考慮選水平1。最終優(yōu)化組合為A2B2C1D2，將最優(yōu)組合設(shè)為試驗(yàn)10進(jìn)行仿真分析，說明有效性。

4.3 正交試驗(yàn)優(yōu)化的有效性

如圖15所示，通過對(duì)比分析正交試驗(yàn)優(yōu)化前、試驗(yàn)1及試驗(yàn)10的加速度變化曲線可知，正交試驗(yàn)優(yōu)化后加速度曲線更加平緩，試驗(yàn)10加速度最大峰值比試驗(yàn)1的最大峰值升高了1.77g，原因主要是試驗(yàn)10優(yōu)化組合方案在對(duì)加速值降低的過程中考慮了乘員艙變形量這一因素。但是試驗(yàn)10比優(yōu)化前降低了10.48g，降低了18.97%，使得整車加速度最大峰值處于目標(biāo)值的合理范圍之內(nèi)。

圖15 優(yōu)化前后加速度變化曲線Fig.15 Acceleration curves before and after optimization

如圖16所示，試驗(yàn)10較正交試驗(yàn)優(yōu)化前的前圍板最大侵入量151.29 mm降低了7.77 mm，較試驗(yàn)4降低了2.98 mm。從前圍板最大侵入量數(shù)值可以看出正交優(yōu)化方案的可行性。

圖16 前圍板最大侵入量(單位: mm)Fig.16 Maximum intrusions of front dash panel (unit: mm)

5 結(jié)論

根據(jù)IIHS相關(guān)測(cè)試和評(píng)價(jià)規(guī)程，應(yīng)用ANSA軟件建立小偏置碰撞仿真模型，仿真分析純電動(dòng)SUV的碰撞安全性，采用結(jié)構(gòu)優(yōu)化與正交試驗(yàn)相結(jié)合的方法進(jìn)行改進(jìn)，得出以下結(jié)論。

(1)純電動(dòng)SUV在小偏置碰撞試驗(yàn)下存在傳統(tǒng)關(guān)鍵吸能部件變形吸能不足、乘員艙變形嚴(yán)重和加速度峰值超過目標(biāo)值的問題。

(2)傳統(tǒng)吸能部件(吸能盒和前縱梁)變形吸能的增加，使其成為有效碰撞力傳遞路徑。采用可熱處理強(qiáng)化6xxx系鋁合金材料，在保證車身輕量化的同時(shí)，可提高乘員艙剛度。優(yōu)化后車體結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)由“差”提升到“良好”，前圍板最大侵入量由246.59 mm減小到151.29 mm。

(3)研究重點(diǎn)集中在如何解決提高乘員艙剛度后加速度峰值過大的問題。利用4因素3水平正交試驗(yàn)，在前圍板最大侵入量由151.29 mm降低到146.49 mm的前提下，得到整車加速度最大峰值由55.86g降低到44.77g的最優(yōu)組合方案。

(4)利用IIHS對(duì)小偏置碰撞評(píng)估方法中的結(jié)構(gòu)評(píng)級(jí)要求，進(jìn)行純電動(dòng)SUV小偏置碰撞的分析與優(yōu)化，沒有涉及到假人傷害值和約束系統(tǒng)對(duì)安全性的影響，且優(yōu)化后沒有對(duì)不同重疊率的正面碰撞影響進(jìn)行分析。下一步將從這幾個(gè)方面進(jìn)行深入研究。