車載氫系統結構側翻安全性仿真分析與改進

何灼馀，楊山

（610039 四川省 成都市 西華大學 汽車與交通學院）

0 引言

氫燃料電池客車由于其具有零排放、高效率以及氫氣來源廣泛等優點被認為是解決化石燃料環境污染問題和能源危機問題的可行方案[1]。然而氫氣是一種易燃燒安全性不高的氣體，因此在大力推廣燃料電池客車的同時也應當重視其行駛的安全性問題。

對于氫燃料電池車而言，絕大多數使用高壓氣瓶來儲存氫氣[2]。因此除了研究儲氫瓶本身結構外，同樣也需要關注將其安裝在汽車上的固定結構是否同樣安全。毛新凱等[3]對燃料電池客車氣瓶支架進行垂向、制動、轉彎3 種工況下的靜強度分析以及模態分析；姜國峰等[4]使用正碰試驗與有限元仿真，試驗與理論相結合的方法對氫系統展開了碰撞安全性分析；Zhou 等[5]為了降低儲氫瓶在碰撞中吸收的能量，設計了一種負泊松比（negative Poisson's ratio，NPR）結構的保護外殼，分別研究對比不同結構、材料的NPR 結構外殼的碰撞性能，并對結構的耐撞性和吸能性進行優化；黃金豪等[6]對車載供氫系統進行了沖擊載荷下的穩態、瞬態分析以及PSD 隨機振動分析，并對氫系統的框架尺寸進行了優化；李錦康等[7]對車載供氫系統氫氣瓶的固定裝置進行靜力分析，并對其進行多工況拓撲優化以及尺寸優化，改進后的結構既滿足強度要求，質量又減輕了16.3%；韓寧等[8]研究了氫燃料電池客車在追尾碰撞過程中儲氫瓶支架的應力與位移情況。

以上研究校核了儲氫瓶固定結構在靜態工況或正面碰撞、追尾碰撞工況中是否滿足安全要求。但與傳統的客車相比，由于氫燃料電池客車車頂安裝有車載氫系統，這使其具有更大質量以及更高質心，發生側翻的可能性更高。當車輛發生側翻碰撞時，車載氫系統的安裝強度、剛度將會直接影響到整車的氫安全性，而固定裝置作為將儲氫瓶固定在車頂上的重要結構，其在側翻碰撞中是否安全是值得關注的一點。因此使用非線性動力學分析軟件LS-DYNA 與OptiStruct 軟件相結合，提取出儲氫瓶在碰撞工況中的相對位移以及碰撞加速度載荷，并基于碰撞加速度載荷對儲氫瓶固定裝置進行靜強度分析，依照GB/T26990-2011《燃料電池電動汽車車載氫系統技術條件》中的要求對其進行剛度評價以及固定裝置是否斷裂失效進行強度評價，最后根據仿真結果進行結構改進以達到安全要求。

1 仿真模型建立

1.1 建立客車骨架及供氫系統模型

根據某公司提供的CAD 圖紙，在CATIA 中完成幾何建模，然后將其導入到HyperMesh 有限元軟件中進行前處理。為了提高仿真效率以及準確性，需要對燃料電池客車結構進行合理簡化[9]。保留車身主體骨架。懸架總成屬于輔助部件，可以忽略幾何形狀，建立簡化模型。空調、電機、電池等設備則是以質量點的方式進行代替。車載氫系統則只保留氫氣瓶、固定支座以及固定帶等主要承載件。

客車骨架采用2D 單元進行離散，網格尺寸設為15 mm；同樣，對于供氫系統中的儲氫瓶、固定帶等也可將其看作薄壁件，采用2D 單元進行離散,尺寸定為10 mm。客車骨架管件間的連接可采用共節點的方式進行模擬，焊接以及螺栓連接則是以rbe2 剛性單元代替。最終建立好的模型如圖1 所示。

圖1 整車有限元模型Fig.1 Finite element model of bus

1.2 材料屬性

該款燃料電池客車車身骨架材料為Q345 鋼，固定支座及固定帶使用Q235 鋼。儲氫瓶則是簡化鋁合金內膽與碳纖維纏繞層的材料差異性，將其看作一體，賦予相同的材料屬性[10]。具體材料性能參數如表1 所示。

表1 材料性能參數Tab.1 Material property parameters

2 燃料電池客車側翻碰撞分析

2.1 建立側翻碰撞有限元模型

側翻仿真以GB 17578-2013《客車上部結構強度要求及試驗方法 》中的要求進行。為了提高效率，在仿真分析之前需要對側翻過程進行簡化。由于車體在隨側翻平臺一起旋轉，再到脫離側翻平臺與地面發生碰撞之前的這段時間內，客車骨架沒有任何形變產生。故省略這段空翻過程，將其簡化為繞定軸轉動，以車身骨架剛觸地時作為仿真的初始時刻。模型如圖2 所示。

圖2 側翻碰撞模型Fig.2 Rollover collision model

客車在整個側翻過程中，系統應遵循能量守恒定律，因此在計算觸地角速度時可以據此進行計算，根據能量守恒定律可得：

式中：ω0——客車臨界側翻角速度；ω1——客車剛觸地時角速度；h0——臨界側翻時質心離地高度；h1——剛觸地時質心離地高度；J——客車轉動慣量。

通過任意給定初始角速度ω，利用LS-DYNA軟件進行試算得到初始動能E，再由公式(3)即可計算得到客車的轉動慣量。

聯立式（1）與式（2），可得車身骨架剛接觸地面時的角速度為1.513 rad/s。翻轉角速度通 過*INITIAL_VELO -CITY_GENERATION 設置；整車及車載氫系統的接觸用*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLES-URFACE 來設置；而剛性地面則使用關鍵字*RIGIDWALL_PLANAR 來模擬。

2.2 側翻碰撞結果分析

2.2.1 碰撞能量

在整車碰撞仿真中，有限元模型的總能量應該保持守恒，同時由于采用了單點積分算法以及設置了接觸，在仿真過程中系統還會產生沙漏能和界面滑移能，若沙漏能以及界面滑移能小于總能量的5%，則認為仿真計算是滿足精度要求。

整個碰撞過程的能量變化曲線如圖3 所示，從曲線整體趨勢來看，系統能量變化符合能量守恒定律，同時由于重力勢能作為額外功引起了總能量的增加，整個過程中沙漏能以及界面滑移能占比分別為0.4%、1.3%，滿足小于5%的要求。

圖3 仿真過程能量曲線Fig.3 Rollover collision energy curve

2.2.2 儲氫瓶加速度值

該燃料電池客車一共裝有6 個儲氫瓶，共2 組，定義從前往后（車頭到車尾）分別為第1、第2 組儲氫瓶，而同組中的儲氫瓶加速曲線大體一致，因此可以將每組的平均合成加速度作為該組加速度的評價指標。

由圖4 可知，2 組幾乎是在同一時刻到達加速度峰值，第1 組峰值出現在62.8 ms，而第2 組則是在62.3 ms。其中第2 組儲氫瓶加速度峰值最大，為207.7 g（g 為重力加速度）。但從曲線整體趨勢來看，除去峰值時間段內，其余時間儲氫瓶整體加速度較小。

圖4 合成加速度曲線Fig.4 Resultant acceleration curve

2.2.3 儲氫瓶相對位移

圖5 為儲氫瓶相對于固定支座在X、Y、Z 方向上的位移曲線，由圖5 可知，最大位移發生在Z向，其值為128 mm，已遠超出法規的13 mm 要求。除此之外，Y 向最大位移為86 mm，其值也不滿足要求。因此原固定裝置會導致儲氫瓶相對位移過大，不滿足剛度要求。

圖5 儲氫瓶與固定支座相對位移曲線Fig.5 Displacement curve between hydrogen tank and fixed support

3 基于碰撞載荷的固定裝置強度分析

為了能更加精確地得到在側翻碰撞中固定裝置的應力值大小，單獨將儲氫瓶及其固定裝置建立更加細致的有限元模型進行分析，由圖4 可知第2組的加速度峰值最大，因此提取第2 組儲氫瓶在合成加速度以及合成角加速度最大時刻所對應沿X、Y、Z 坐標軸的分量，將其作為固定裝置分析的加載條件，具體數值如表2 所示。

表2 碰撞載荷Tab.2 Collision load

由于每個儲氫瓶的固定裝置相同，因此選取其中一個進行分析。同樣為了盡可能模擬儲氫瓶在側翻碰撞時的受力狀態，需要將其擺放到客車側翻剛接觸地面時的位置。模型示意圖如圖6 所示。

圖6 非線性靜力分析模型Fig.6 Nonlinear static analysis model

分析之前需設置接觸。對于固定帶與橡膠墊圈、固定支座與橡膠墊圈之間采用TIE 綁定約束，而儲氫瓶與橡膠墊圈之間則使用CONTACT 來設置一般接觸，固定帶與固定支座螺栓面之間用剛性單元進行連接。加速度載荷使用*GRAV 關鍵字定義，角加速度度則使用*RFORCE 定義，同時需要約束固定支座螺栓孔6 個自由度，最后建立非線性分析控制卡片NLPARM，完成設置后提交給OptiStruct求解器進行求解。

借助HyperView 后處理軟件可得側翻碰撞載荷中氫氣瓶的固定裝置應力值，如圖7 所示。由于螺栓孔外的一層washer 是用剛性單元進行模擬連接的，故應力具有不真實性，因此給予屏蔽。由圖可知固定支座應力最大值為554.3 MPa，固定帶應力最大值為326.9 MPa。固定支座與固定帶均采用Q235 鋼，其強度極限為410 MPa，由圖7 可知，固定支座的最大應力值已遠超材料的強度極限，在碰撞載荷中會發生斷裂失效，而固定帶的應力值雖未超過強度極限，但也已經發生塑性變形。

圖7 固定裝置應力云圖Fig.7 Stress cloud map of fixed device

綜合以上分析結果來看，儲氫瓶的固定裝置不具有足夠的強度和剛度，不滿足安全要求，因此需要對其結構進行改進。

4 結構改進分析

4.1 固定結構改進

通過對側翻過程時序圖的研究發現，由于固定裝置結構的原因，會使得氫氣瓶發生橫向移動，導致出現較大的位移，而且客車總質量大，會造成側翻時的沖擊較大，以至于儲氫瓶的加速度偏大和固定裝置的應力過大。

解決上述問題需要從兩方面考慮：一是需要提高固定結構的強度；二是需要減少車載氫系統在碰撞中所受到的沖擊，為此設計了一種新的固定結構，如圖8 所示。主要由滑軌底座、滑軌、固定支座、固定帶以及吸能盒等部件組成。改進后的結構由之前的單個固定支座換成整體式固定支座，并且每個儲氫瓶由之前的2 套固定帶現增加為4 套，固定帶的結構材料不變，固定支座由之前的Q235 換成強度更高的Q345。滑軌底座與客車頂蓋骨架之間以及整體式固定支座與滑軌之間分別采用螺栓連接；滑軌與滑軌底座之間可相對滑動；吸能盒則安裝于滑軌與滑軌底座之間，主要有兩種作用：當儲氫瓶在微小沖擊下利用吸能盒自身的剛度約束滑軌間的滑動，而當沖擊過大時，則利用吸能盒的吸能特性減少儲氫瓶及其固定裝置所受到的沖擊。

圖8 改進后固定結構Fig.8 Fixed structure after improvement

4.2 氫氣瓶擺放位置改進

原車氫氣瓶為橫置式擺放，該布置方式在發生側翻時容易使氫氣瓶發生橫向竄動，進而供氫管路有發生彎折失效的風險。因此，為避免此種情況的發生，將氫氣瓶橫置式改為縱置式。如圖9 所示。

圖9 縱置式擺放Fig.9 Vertical placement

4.3 吸能盒結構設計

負泊松比結構由于其具有優異的抗沖擊性、拉脹性以及斷裂韌性等特點，廣泛應用于汽車行業，而內凹六邊形蜂窩結構構型相對簡單，且具有代表性[11]，因此吸能裝置由普通吸能盒外加負泊松比結構填充核心構成，其材料采用6061 鋁合金。內凹六邊形單胞如圖10 所示。使用基體材料所占面積與單胞的總面積之比來計算內凹六邊形負泊松比結構的相對密度：

圖10 單胞結構Fig.10 Reentrant honeycomb

4.4 結構改進分析

將改進后的結構再次進行整車碰撞分析，改進前后的加速度對比結果如圖11 所示。由圖11 可知，結構改進后的儲氫瓶加速度峰值為33.1g，同樣是出現在第2 組，但與改進前相比其峰值加速度降低了84.1%。該加速度峰值不超過45g，對高壓儲氫系統損傷風險較小，因此能滿足安全要求[13]。

圖11 加速度對比曲線Fig.11 Acceleration contrast curves

為了體現吸能盒在新結構中的緩沖、吸能作用，使用HyperGraph 后處理器，提取出在側翻碰撞中車載氫系統的總能量以及單個吸能盒吸收的能量，結果如圖12 所示。由圖12 可知，單個吸能盒吸收的能量為1 918.46 J，占單個氫系統總能量的36%，吸能效果顯著。

圖12 能量曲線Fig.12 Energy curve

因此綜合圖11、圖12 可知，儲氫瓶碰撞加速度峰值能大幅度降低，主要得益于吸能盒吸收了大部分的能量，起到了良好的緩沖吸能作用。故新的固定裝置以及吸能盒的使用有助于減少儲氫瓶在碰撞過程中的沖擊，降低碰撞載荷，提高氫安全性。

同樣提取出在整個碰撞過程中儲氫瓶相對于固定支座在X、Y、Z 方向上的相對位移，如圖13所示。由圖13 可知，結構改進后儲氫瓶相對位移最大值出現在Y 向，其值為13 mm，滿足法規中的位移要求；另外2 個方向的位移都小于13 mm。因此改進后的固定裝置滿足剛度要求。

圖13 儲氫瓶與固定支座相對位移曲線Fig.13 Displacement curve between hydrogen tank and fixed support

同樣提取出在碰撞過程中儲氫瓶沿X、Y、Z軸的加速度和角加速度值進行強度分析，具體載荷如表3 所示。接觸方式以及約束形式與之前分析相同。固定支座與固定帶在側翻碰撞載荷中的應力云圖如圖14 所示。

圖14 固定裝置應力云圖Fig.14 Stress cloud map of fixed device

表3 碰撞載荷Tab.3 Collision load

由圖14 可知，固定支座最大應力為425.5 MPa，由于其材料為Q345，強度極限為552 MPa，因此在碰撞過程中不會斷裂失效；而固定帶最大應力為23.8 MPa，小于235 MPa 未發生塑性變形，因此新的固定結構能夠在側翻時將儲氫瓶牢靠地固定在原位置上不會斷裂失效，滿足強度要求。

5 結論

對某氫燃料電池客車進行側翻碰撞分析以及儲氫瓶固定裝置強度分析得到如下結論：

（1）在側翻碰撞過程中儲氫瓶在Y、Z 方向上的相位移較大，遠超國家標準GB/T 26990-2011《燃料電池電動汽車 車載氫系統 技術條件 》中13 mm 的要求，原車載氫系統的固定裝置不滿足剛度要求。

（2）基于側翻碰撞中的加速度載荷對固定裝置進行強度分析，其結果顯示固定支座的最大應力值已超過材料的強度極限，會出現斷裂失效；而固定帶則會發生塑性變形。因此固定裝置不滿足強度要求。

（3）為了解決問題，提出滑動式固定結構、氣瓶縱置式布置以及使用吸能盒三點改進方案。由改進后的仿真結果可知，新的固定裝置以及吸能盒的使用能有效降低儲氫瓶的加速度載荷和固定裝置應力值以及儲氫瓶的相對位移值，使得其剛度、強度都滿足要求。