面向2025年版C-NCAP側面碰撞工況的整車結構性能研究

張東明 錢志華 孫金霞 龔超 胡雪芬 趙毅

（蔚來，上海 200233）

1 前言

在機動車交通事故中，側面碰撞事故約占事故總數量的41.8%[1]，遠超正面碰撞及追尾碰撞所占的比例。

國內外諸多機構制定了相應的規程用以評價車輛的安全性。經過十余年的發展，中國新車評價規程（China-New Car Assessment Program,C-NCAP）測試項目覆蓋了乘員保護、行人保護及主動安全等多個方面。根據規劃，2025 年版C-NCAP 管理規則將對碰撞工況進行升級，由新型移動變形壁障（Advanced European Mobile Deformable Barrier，AEMDB）更新為中國先進移動變形壁障（Advanced Chinese Mobile Deformable Barrier，SC-MDB），進一步提高了對車輛側碰性能的要求。

本文對比2種壁障的特性及某車型在采用2種壁障時碰撞結果的差異，分析采用新規程條件下整車側面碰撞開發面臨的問題，并提出相應的改進方向。

2 壁障差異分析

不同碰撞試驗結果主要受側面碰撞壁障臺車自身質量、碰撞速度、離地高度、變形區尺寸以及變形區剛度等因素的影響，離地高度為壁障臺車車輪最下端與變形區下表面的垂向高度差，變形區尺寸為壁障臺車前端可變形區域（材料多為蜂窩鋁）的寬度、高度及厚度，如圖1所示。AE-MDB和SC-MDB臺車參數如表1所示。

表1 AE-MDB與SC-MDB臺車參數

圖1 壁障臺車主要尺寸

由表1 可知：SC-MDB 臺車比AE-MDB 臺車質量增加300 kg，碰撞速度提高10 km/h，整體碰撞能量提升75%；變形區寬度增加100 mm，對部分短軸距車型，C 柱與壁障臺車重疊量增大，承載增加；變形區厚度增加100 mm，考慮到絕大部分車型的側面碰撞工況中壁障變形區未完全壓潰，此變化對整車側面碰撞性能影響較小。

針對壁障臺車變形區剛度，構建壁障臺車剛性墻沖擊模型進行有限元分析，如圖2所示。設置一面全約束的剛性墻，將AE-MDB 和SC-MDB 臺車按相應碰撞速度撞擊剛性墻，讀取撞擊過程中剛性墻壓強。考慮到AE-MDB和SC-MDB臺車變形區蜂窩鋁在其寬度方向上分為3個區域，沖擊力按照3個區域分別讀取，分析結果如圖3所示，其中臺車位移為自壁障臺車與剛性墻接觸時起壁障臺車移動的距離。

圖2 壁障臺車剛性墻沖擊模型

圖3 壁障臺車剛性墻沖擊模型碰撞沖擊壓強

由圖3 可知：AE-MDB 臺車變形區左、中、右側的半程壓強（即壁障壓潰一半厚度時的單位面積沖擊力）分別為240.1 kN/m2、313.5 kN/m2、234.2 kN/m2；SC-MDB 臺車變形區左、中、右側的半程壓強分別為319.6 kN/m2、298.9 kN/m2、327.4 kN/m2。 AEMDB 臺車變形區左、右2 個區域單位沖擊力基本一致，中部的單位沖擊力比兩側高約30%，呈現“中間硬、兩邊軟”的規律。這種設計將較多的碰撞載荷傳導至B 柱，對B 柱性能要求較高，而車門區域的碰撞載荷相對較低。SC-MDB 臺車變形區左、中、右3 個區域單位沖擊力差距小于10%，剛度基本一致。

對比2 種壁障臺車可以發現，AE-MDB 臺車中部區域的單位沖擊力與SC-MDB 臺車的單位沖擊力基本一致，但左、右2 個區域的單位沖擊力顯著偏低，因此，SC-MDB 臺車碰撞工況下車門將承擔更大比例的碰撞載荷，SC-MDB 臺車碰撞能量的提升對車門的要求將高于對B 柱的要求。

基于某車型，分別利用AE-MDB 臺車和SCMDB 臺車進行側面碰撞有限元分析，碰撞后壁障臺車的變形及潰縮量如圖4所示。2種壁障臺車的變形模式基本一致，中部區域及左、右邊界位置潰縮量較大，左、右側中部潰縮量較小，壁障臺車整體變形呈現波浪狀。SC-MDB臺車左、中、右3個區域側潰縮量較AE-MDB臺車分別高83 mm、106 mm、113 mm，差異較小。

圖4 AE-MDB及SC-MDB臺車變形及潰縮量

3 整車側面碰撞模擬分析

在側面碰撞試驗中，壁障臺車的碰撞載荷主要由試驗車輛前、后車門及B 柱承擔。對于特定軸距及離地高度的試驗車輛，C 柱及門檻也可承擔部分碰撞載荷。基于某車型分別進行AE-MDB 及SCMDB 臺車的側面碰撞模擬分析，提取2 個工況下該車型B 柱最大侵入量、C 柱最大侵入量和車門最大侵入量，如表2所示，其中AE-MDB臺車碰撞工況對應的侵入量均已化歸為100%。

表2 某車型側面碰撞工況下結構最大侵入量%

由表2 可知，在SC-MDB 臺車碰撞工況下，B 柱最大侵入量增加22%。2 種工況下B 柱變形如圖5所示。SC-MDB 臺車碰撞工況下B 柱變形模式及B柱外板變形區域與AE-MDB 臺車碰撞工況下保持一致，但B 柱外板變形區變形程度提高。SC-MDB臺車碰撞工況C 柱最大侵入量提高了216%，其原因主要包括：SC-MDB 臺車的右邊界位于分析車型的C 柱區域，對C 柱造成較大沖擊；SC-MDB 臺車右側變形區剛度較AE-MDB臺車顯著提升。

圖5 SC-MDB與AE-MDB臺車碰撞工況B柱變形情況

車門變形輪廓線如圖6 所示。SC-MDB 臺車碰撞工況下前、后車門上部（腰線位置）侵入量分別增加10%和19%，變形模式與AE-MDB 臺車碰撞工況基本一致。此區域侵入量增加相對較小，主要是因為試驗車輛車門上部不在壁障臺車變形區撞擊區域內。由于車門中部已能被壁障臺車變形區域覆蓋，在SC-MDB 臺車碰撞工況下前、后門侵入量分別增加39%和57%，侵入量增幅較車門上部區域明顯變大。

圖6 SC-MDB與AE-MDB臺車碰撞工況車門變形輪廓線

從變形模式上看，不同于AE-MDB 臺車碰撞工況下門板的整體變形，SC-MDB 臺車碰撞工況下前門中部呈現彎曲變形，變形后前門狀態如圖7所示。SC-MDB臺車碰撞工況下碰撞后前門防撞梁彎折變形較大。在這種彎曲變形模式下，車門整體存在滑入乘員艙的趨勢，車門侵入量大幅增加，提高了車門鉸鏈、鎖鉤斷裂的風險[2-3]。試驗車輛的后門被壁障臺車變形區完全覆蓋，因此SC-MDB 臺車碰撞工況下后門中部的變形模式仍以整體變形為主。由前門變形模式可以預見，對于一些軸距較長的車型，若壁障變形區無法完全覆蓋后車門，則后門變形模式將變為彎曲變形。

圖7 SC-MDB臺車碰撞工況前門變形狀態

通過對比B 柱變形和車門變形可以發現，SCMDB 臺車碰撞工況下B 柱變形增加量小于車門變形增加量，這也印證了前文關于壁障臺車變形區剛度的論述，即SC-MDB 臺車變形區左、右兩側區域剛度提升，其相對于AE-MDB 臺車提升的碰撞能量將更多地傳遞至車門，因此車門侵入量增加大于B柱侵入量的增加。

4 SC-MDB臺車碰撞工況結構優化措施

針對SC-MDB 臺車碰撞工況下的結構優化措施可分為B 柱優化和車門優化2 個方面。首先，盡管SC-MDB 臺車碰撞工況下B柱變形模式未發生明顯變化，但B 柱是側面碰撞工況下主要的承載件及吸能件，仍需加強B 柱結構（尤其是B 柱變形吸能區）以吸收SC-MDB 臺車的碰撞能量提升。激光拼焊技術是一種行之有效的方案，如圖8所示，以拼焊分縫位置及B柱外板上、下段厚度作為優化變量，利用試驗設計（Design of Experiments，DOE）方法優化出滿足B柱侵入量要求且質量最輕的方案。該方案可在保證B 柱結構強度的前提下，最大限度地限制質量增加。

圖8 B柱外板拼焊方案

SC-MDB 臺車碰撞工況下車門的彎曲變形一方面顯著增大了乘員保護的難度，另一方面增大了因車門鎖鉤、鉸鏈失效造成車門整體脫落的可能[4]。為此，一方面需要加強車門防撞梁、腰線加強板等承力件，加強方式包括提升材料強度、增大截面和厚度尺寸；另一方面，車門與B 柱、C 柱以及門檻之間的關鍵搭接區域（見圖9）應保證足夠的搭接面積，確保車門碰撞載荷有效傳導至車身結構。

圖9 車門與車身關鍵搭接區域

基于DOE 優化方法，試驗車輛B 柱外板變形區料厚需提升30%，前車門防撞梁料厚提升35%，腰線加強板材料強度提升50%，分析結果如表3 所示。實施上述方案后B 柱侵入量降低20%，車門侵入量平均降低14.3%，均與AE-MDB 臺車碰撞工況下的侵入量相近。相對于傳統的一體式B 柱外板，基于DOE的B柱外板拼焊方案可在滿足侵入量要求的前提下，質量減輕15%。

表3 某車型SC-MDB工況優化方案分析結果%

5 結束語

本文通過構建剛性墻沖擊模型對比分析了AE-MDB 臺車與SC-MDB 臺車的特性，同時基于某試驗車輛有限元分析結果，對比了2 種工況下整車侵入的差異和變化，提出了優化措施，可得出如下結論：

a.SC-MDB臺車相對于AE-MDB臺車碰撞能量增加75%；SC-MDB 臺車變形區左、右兩側區域剛度較AE-MDB 臺車提升約30%。壁障臺車升級后，車門侵入量的增加大于B柱侵入量的增加。

b.SC-MDB 臺車碰撞工況下B 柱變形模式及變形區域未發生變化，變形程度及侵入量增加。為提高B 柱強度并降低侵入量，需對B 柱進行加強，提升吸能量。

c. SC-MDB 臺車碰撞工況下，車門由AE-MDB臺車碰撞工況下的整體變形侵入變為彎曲變形侵入，在增大侵入量的同時增加了車門脫落的風險。因此，需要加強車門防撞梁、腰線加強板，并保證車門與車身的關鍵搭接區域有足夠的搭接面積，在控制彎曲的同時將碰撞載荷傳導至B 柱、C 柱，保證整車結構完整性。