正面碰撞等級預估方法

唐洪斌，張君媛，劉國軍

（1.中國第一汽車股份有限公司研發總院，長春 130031；2.吉林大學汽車工程學院，長春 130022；3.汽車振動噪聲與安全控制綜合技術國家重點實驗室，長春 130031）

前言

目前我國已有的正面碰撞客觀評價體系有CNCAP（中國新車評價規程）的正面剛性墻碰撞（FRB）和可移動正面偏置碰撞（MPDB），C-IASI（中國保險汽車安全指數）的正面25%偏置碰撞（SOB）。本文中基于NHTSA數據庫120款車型FRB碰撞數據和IIHS數據庫中160款車型的SOB碰撞數據，通過相關性分析提出了碰撞波形統計評價方法。同時針對MPDB工況，通過搭建理論模型，建立了FRB波形與MPDB工況車輛兼容性評價的關系，提出碰撞波形理論評價方法。

車輛碰撞波形反映了車體的結構特征，是車輛抗撞性能的體現。碰撞波形的優劣直接影響到約束系統的匹配，進而對乘員傷害造成影響，最終直接體現在車輛星級上。在車體結構設計階段如果能夠對碰撞波形的質量進行評價，則為約束系統的匹配打下良好基礎，為車輛獲得優異的星級提供保障。

1 FRB工況碰撞等級預估方法

從NHTSA數據庫中提取出120款車型在FRB工況下的碰撞試驗數據。數據包含車輛的碰撞星級、碰撞波形、乘員的加速度曲線以及乘員頭、頸、胸、腿等部位的傷害值等信息。在此基礎上建立碰撞波形的特征參數，分析特征參數與碰撞星級和乘員傷害值的關系，從而確定敏感參數，并以此建立碰撞波形的定性評價準則（蜘蛛圖）和定量評價準則（回歸因數f）。

1.1 FRB工況碰撞波形定性評價準則

以碰撞試驗波形為基礎，選取碰撞波形的15個直接和間接特征參數：碰撞波形峰值A、最大動態壓潰量D、回彈時刻T、碰撞波形形心（T，G）、碰撞波形的乘員負載指數OLC，以及將碰撞波形轉化為雙臺階波獲得的波形參數，即雙臺階波的兩個臺階高度G和G、發動機碰撞時刻T、發動機前端壓潰量D、兩個臺階高度比i、兩個臺階寬度比ω、能量密度比α、發動機前端結構等效剛度KAC、車輛前端結構等效剛度KAE。對這些參數和星級進行相關性分析，結果如圖1所示。相關性系數的數值如表1所示。

圖1 碰撞波形參數與星級的相關性

表1 碰撞波形參數與星級的相關性系數

根據表1中的相關性系數，選擇每組相關性系數較大的波形參數作為評價指標，即碰撞波形峰值A、最大動態壓潰量D、回彈時刻T、波形型心G、等效雙臺階波高度比i、等效雙臺階波寬度比ω、等效剛度KAE和波形的OLC值。統計8個參數對應3個碰撞星級的均值繪制蜘蛛圖，如圖2所示。

圖2中紅色為五星界限，藍色為四星界限，綠色為三星界限，將碰撞波形參數的值放在該圖中，可以清楚顯示每項指標所處的星級位置，在紅色線以內說明該波形較易獲得五星，各波形參數的值越向圖中心聚攏，波形質量越好。在蜘蛛圖中，碰撞波形參數與星級的關系是定性的評價準則，可以從圖上直觀地判斷哪些波形參數需要改進。

圖2 碰撞波形參數與星級的對應關系

1.2 FRB工況碰撞波形定量評價準則

利用15個波形參數與乘員局部傷害值計算得到的乘員綜合傷害概率P、綜合傷害指數WIC和乘員胸部加速度峰值A進行相關性分析，如圖3所示。在數學統計中相關性系數大于0.3時認為具有一定的相關性，由此選取以下參數（碰撞波形峰值A、最大動態壓潰量D、回彈時刻T、波形型心G與T、等效雙臺階波第2臺階高度G、等效剛度KAE和波形的OLC值共8個參數）建立碰撞波形定性評價指標f。該指標通過波形參數與傷害指標之間的多元回歸分析獲得。

圖3 碰撞波形參數與乘員傷害之間的相關性

1.2.1 波形參數對綜合傷害概率P的回歸

由圖4可以看出，當α越小時對應的星級越高。在34款五星車型中，α＜0.4的車型有20款，占比為58.8%；在38款四星車型中，α＜0.4的車型有9款，占比為23.68%；在11款三星車型中，α＜0.4的車型有2款，占比為18.18%。當α＜0.4時，總車型共有31款，五星車型占比為64.52%。

圖4 回歸指標α和星級的關系

綜上所述，α越小，車型所占星級越高，當α＜0.4時，有接近65%的概率可以做到五星車。

1.2.2 波形參數對WIC的回歸

選擇對WIC相關性最大的9個參數為獨立變量，對WIC做多元回歸，公式為

采用min-max標準化方法，對P做標準化處理，得到指標β，并按照車輛星級歸類，如圖5所示。

圖5 回歸指標β和星級的關系

由圖5可以看出，當β越小時對應的星級越高。在34款五星車型中，β＜0.5的車型有18款，占比為52.94%；在38款四星車型中，β＜0.5的車型有9款，占比為23.68%；在11款三星車型中，β＜0.5的車型有5款，占比為45.45%。當β＜0.5時，總車型共有32款，五星車型占比為56.25%。

綜上所述，β越小，車型所占星級越高，當β＜0.5時，有56%的概率可以做到五星車。

1.2.3 波形參數對乘員加速度峰值A的回歸

選擇對A相關性最大的5個參數為獨立變量，對A做多元回歸，公式為

由圖6可以看出，當γ越小時，對應的星級越高。在34款五星車型中，γ＜0.6的車型有14款，占比為41.18%；在38款四星車型中，γ＜0.6的車型有7款，占比為18.42%；在11款三星車型中，γ＜0.6的車型有5款，占比為45.45%。當γ＜0.6時，總車型共有26款，五星車型占比為53.85%。

圖6 回歸指標γ和星級的關系

綜上所述，在總的83款雙臺階波車型中，同時滿足α＜0.4、β＜0.5和γ＜0.6的車型數有18款，其中五星車型有12款，占比為66.67%。

1.2.4 碰撞波形定量評價指標f

經過對α、β、γ3組數據做平均，令f=1/3×（α+β+γ），當f＜0.6時，得到的星級占比情況如表2所示。

表2 f＜0.6時3個星級的車型占總車型的比例

在所有車型中，f＜0.6的車型共有45款，其中五星車占比為55.56%，四星車占比為33.33%。

為表示不同平均值對應五星車占比，按照上述方法做出了f＜0.2、f＜0.3、f＜0.4、f＜0.5、f＜0.6、f＜0.7、f＜0.8的五星車和四星車占比情況，如表3所示。

表3 f的分布范圍與車型等級之間的關系

通過表3可以看出，隨著f的提升，五星車占比逐漸降低，而四星車占比增加，所以在進行整車設計時得到的f值越小越好，即α、β、γ越小越好。當碰撞波形的回歸因數f＜0.6時，認為碰撞波形合格。

2 SOB工況碰撞等級預估方法

從IIHS數據庫中提取出160款車型在SOB工況下的碰撞試驗數據。數據包含7個等級評價結果（車輛總體等級、假人頭/頸部傷害等級、胸部傷害等級、臀部/大腿傷害等級、小腿/腳部傷害等級、約束系統與假人運動等級（簡稱約束系統等級）、車輛結構和乘員艙等級（簡稱車輛結構等級）），以及乘員艙上部和下部10個侵入點的侵入量。侵入量測量點的位置如圖7所示。

圖7 10個侵入量測量點的位置

2.1 乘員艙10個侵入量測量點的危險系數

經過數據處理和分析發現，針對SOB碰撞工況，大約有80%以上的車型，車輛結構評價等級與車輛總體評價等級的結果一致。車輛的結構等級主要根據乘員艙上部和下部共10個侵入量測量點的等級來判斷。依據式（7）計算出160款車的10個測量點的危險系數，如圖8所示。

圖8 10個侵入量測量點的等級和危險系數

式中：G代表優秀，A代表良好，M代表一般，P代表較差。

研究發現，在乘員艙上部4個測量點有3個點是危險點，分別為A柱上鉸鏈、下儀表板和上儀表板；在乘員艙下部6個測量點有2個點是危險點，分別為A柱下鉸鏈和駐車制動踏板。整體來看，在SOB工況下，乘員艙上部比下部更危險。

2.2 乘員艙上部侵入量與車輛結構等級的關系

通過數據統計，建立乘員艙上部侵入量的總和與車輛結構等級之間的關系，如圖9所示。乘員艙上部4個點的侵入量總和小于25 cm，車輛結構等級為G；侵入量總和在25～40 cm之間，車輛結構等級為A；侵入量總和在40～60 cm之間，車輛結構等級為M；侵入量總和大于60 cm，車輛結構等級為P。

圖9 乘員艙上部侵入量總和與車輛結構等級的關系

通過數據統計，建立乘員艙上部侵入量的最大值與車身結構等級之間的關系，如圖10所示。乘員艙上部侵入量最大值小于8 cm時，車身結構等級為G；上部侵入量最大值在8～14 cm之間，車身結構等級為A；上部侵入量最大值在14～19 cm之間，車身結構等級為M；上部侵入量最大值大于19 cm時，車身結構等級為P。

圖10 乘員艙上部侵入量最大值與車輛結構等級的關系

考慮概念設計階段的需求，建議把乘員艙上部侵入量的最大值作為SOB工況概念設計階段的目標，乘員艙上部侵入量的總和作為參考目標。

3 MPDB工況碰撞等級預估方法

針對在2020版的Euro NCAP和2021版的CNCAP中采用的MPDB工況，由于缺少MPDB工況統計數據，所以采用解析方法進行碰撞波形的評價。采用“壁障-車輛-乘員”碰撞解析模型，如圖11所示。以FRB碰撞波形、整車質量為輸入，求解系統的動力學響應，計算車輛在MPDB工況的部分兼容性評價指標，包括壁障的OLC值和壁障的最大變形量MD。

圖11 “壁障-車輛-乘員”碰撞解析模型

在圖11的解析模型中，將壁障、車輛和乘員分別簡化為3個質量塊M、M、m，將壁障和車輛的前端吸能結構以及約束系統簡化為3段彈簧剛度K、K、k，且車輛和壁障質量塊均以v的初速度對撞。在求解過程中，壁障的等效剛度K和約束系統的等效剛度k均為線性剛度，車體前端吸能結構的等效剛度K由碰撞波形計算得出，即

式中：t為時間；F（t）為FRB工況碰撞過程中車輛的碰撞力；d（t）為車輛位移；a（t）為車輛加速度。

從圖11的解析模型中提取壁障和車輛部分的模型，可以看作是彈簧剛度串聯的雙自由度振動模型，根據機械原理可以簡化為圖12所示的等效單自由度模型。其中，v為等效速度，M為等效質量，K為等效剛度，計算公式為

圖12 壁障與車輛的等效單自由度模型

在碰撞波形和整車質量已知的情況下，對圖12的單自由度模型進行求解，并將運動振動分解到壁障和車輛，即可求解出壁障、車輛運動響應，如式（12）～式（15）所示。

式中：u和u分別為壁障和車輛的振幅系數；d和d分別為壁障和車輛的位移；a和a分別為壁障和車輛的加速度；v和v分別為壁障和車輛的速度。

根據壁障的運動響應可以計算壁障的OLC值和壁障的最大變形量MD，從而評價車輛的部分碰撞兼容性指標，如式（16）～式（19）所示。

4 結論

利用NHTSA和IIHS真實正面碰撞試驗數據進行統計和歸納，建立了正面碰撞FRB、SOB工況評價等級與碰撞波形、侵入量之間的對應關系；利用解析求解的方式，以FRB碰撞波形輸入為前提，建立了正面碰撞MPDB工況評價等級與成員傷害、侵入量之間的對應關系。根據此方法可在碰撞結構設計初期，對3種正面碰撞工況進行評價等級的預估，并可為約束系統的匹配打下良好的結構基礎，為車輛獲得優異的星級提供保障。