郭樹(shù)文　路深　卜曉兵　李璐江

摘 要：論文完成了某B級(jí)轎車25%重疊碰撞工況的優(yōu)化設(shè)計(jì)。首先本文通過(guò)對(duì)結(jié)果統(tǒng)計(jì)分析篩選出關(guān)鍵優(yōu)化結(jié)構(gòu);然后基于能量管理的方法，設(shè)定關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的吸能目標(biāo)。由于結(jié)構(gòu)能量目標(biāo)無(wú)法直接用于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，應(yīng)將能量目標(biāo)轉(zhuǎn)化為壓潰力目標(biāo)。接著基于壓潰力目標(biāo)利用壓潰理論進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。最終經(jīng)過(guò)驗(yàn)證，設(shè)計(jì)方案滿足目標(biāo)要求。

關(guān)鍵詞：25%重疊碰撞;關(guān)鍵結(jié)構(gòu);能量管理;壓潰理論

1 前言

據(jù)美國(guó)高速公路安全保險(xiǎn)協(xié)會(huì)（Insurance Institute for Highway Safety，IIHS）調(diào)查統(tǒng)計(jì)，在交通事故中，正面碰撞僅占4%，而40%重疊率以下的碰撞事故占事故總量的僅50%，其中25%以下重疊率事故占近24%。所以IIHS提出了25%小偏置重疊率碰撞。[1]

針對(duì)小偏置工況的設(shè)計(jì)思路當(dāng)前主要分為兩種，一種是避讓式，如沃爾沃S60和S90的設(shè)計(jì)方案，碰撞發(fā)生時(shí)，側(cè)向?qū)蚪Y(jié)構(gòu)使車輛與壁障擦過(guò);另一種為縱梁外擴(kuò)式，延長(zhǎng)防撞橫梁或者縱梁前端外擴(kuò)以增加與壁障的重疊率，最終靠乘員艙本身抵抗變形。[2-3]

本文結(jié)合某車型在該工況下的變形特點(diǎn)，分析關(guān)鍵承力結(jié)構(gòu)，并基于能量管理的方法和壓潰理論[4]，設(shè)定各個(gè)關(guān)鍵梁系優(yōu)化方案，已達(dá)到評(píng)價(jià)優(yōu)秀目標(biāo)。

2 IIHS正面25%重疊試驗(yàn)要點(diǎn)

根據(jù)IIHS中25%重疊碰撞試驗(yàn)規(guī)程，車輛撞擊速度為64km/h，壁障為剛性壁障，高1524mm，車輛與壁障重疊率為車身寬度的25%，在車輛前排駕駛員位置放置1個(gè)50th Hybrid Ⅲ男性假人，用來(lái)測(cè)量駕駛員的損傷。如圖1所示。

IIHS采用侵入量測(cè)量值評(píng)定車輛結(jié)構(gòu)等級(jí)，測(cè)量點(diǎn)如圖2所示。測(cè)量點(diǎn)分為乘員艙上部和乘員艙下部，乘員艙上部包括轉(zhuǎn)向管柱、A 柱上鉸鏈、上儀表板和左下方儀表板;乘員艙下部包括A柱下鉸鏈、左側(cè)擱腳板、左側(cè)足板、制動(dòng)踏板、駐車制動(dòng)踏板和門檻。統(tǒng)計(jì)上述各處的XYZ三向合成位移，與侵入量評(píng)估圖比較，如圖3所示，評(píng)估結(jié)果分：GOOD（優(yōu)秀）、ACCEPTABLE（良好）、MARGINAL（一般）和 POOR（差）4個(gè)等級(jí)。

評(píng)估時(shí)，分別對(duì)乘員艙上下兩部分的侵入量進(jìn)行單獨(dú)測(cè)量評(píng)估，測(cè)量點(diǎn)出現(xiàn)次數(shù)最多的評(píng)估結(jié)果作為該部分的評(píng)估結(jié)果，取乘員艙上下兩部中較差的一組評(píng)估結(jié)果作為測(cè)試車輛車體結(jié)構(gòu)的評(píng)估結(jié)果，該結(jié)果也決定了整車的碰撞安全性能評(píng)估結(jié)果。[5-6]

3 仿真試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 建立仿真模型

本文所用基礎(chǔ)車型為某B級(jí)轎車，車重1573kg，根據(jù)IIHS正面25%重疊率碰撞工況，在LSDYNA軟件中建立該車型有限元模型，如圖4所示。仿真模型經(jīng)過(guò)和實(shí)車試驗(yàn)對(duì)標(biāo)，滿足仿真精度要求。

3.2 侵入量結(jié)果統(tǒng)計(jì)

對(duì)該車輛碰撞后的乘員艙上下部選取的測(cè)量點(diǎn)的侵入量進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量點(diǎn)的侵入量評(píng)價(jià)結(jié)果如表1所示。由表可知，A柱上鉸鏈侵入量較大，超過(guò)125 mm，評(píng)級(jí)一般;A柱下鉸鏈，左側(cè)擱腳板，轉(zhuǎn)向管柱，上儀表板，門檻測(cè)量點(diǎn)評(píng)價(jià)均為良好，因此綜合乘員艙上下部評(píng)級(jí)得出該車車身評(píng)估結(jié)果為良好。如需達(dá)到優(yōu)秀還需要進(jìn)行優(yōu)化提升，A柱上下鉸鏈和門檻梁是改進(jìn)的重點(diǎn)所在，二者強(qiáng)度提升，轉(zhuǎn)向管柱和前圍板的侵入量也會(huì)相應(yīng)下降。如表1所示。

3.3 碰撞動(dòng)畫(huà)結(jié)果分析

由動(dòng)畫(huà)可知，車輛在與壁障發(fā)生碰撞時(shí)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，如圖5所示。該車型設(shè)計(jì)理念是利用自身結(jié)構(gòu)抵抗小偏置撞擊，在25%重疊率工況下，車輛前縱梁與壁障難以發(fā)生正面碰撞，如圖5和圖6所示。圖5和圖6為碰撞后各個(gè)關(guān)鍵梁系結(jié)構(gòu)的主視圖和俯視圖。由圖可知，在碰撞過(guò)程中，由于重疊率小的原因，前縱梁沒(méi)有產(chǎn)生較理想的壓潰變形，主要變形形式為彎折變形，這是與FRB和ODB碰撞形式不同之處。同樣該車型的吸能盒和副車架在碰撞過(guò)程中也沒(méi)有產(chǎn)生較大的吸能變形。

小偏置工況設(shè)計(jì)中，弱化了對(duì)加速度指標(biāo)的考核，所以乘員艙結(jié)構(gòu)通常采用較高強(qiáng)度的設(shè)計(jì)。乘員艙變形較大結(jié)構(gòu)如圖7和圖8所示，分析乘員艙動(dòng)畫(huà)變形情況可知，門檻梁變形較大，發(fā)生彎折;A柱下端受輪胎擠壓情況較為嚴(yán)重，會(huì)造成A柱上鉸鏈和下鉸鏈變形較大，對(duì)前圍板和儀表板同樣會(huì)造成不利影響;地板變形較大，中央通道后部發(fā)生嚴(yán)重褶皺，地板縱梁后部同樣產(chǎn)生較大變形。以上乘員艙的變形均應(yīng)盡量避免。

4 基于能量管理的抗撞性目標(biāo)設(shè)計(jì)

4.1 優(yōu)化思路的提出

經(jīng)過(guò)以上針對(duì)車身變形情況的分析，結(jié)合2.2中針對(duì)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果的研究，本文得出，改進(jìn)時(shí)應(yīng)該注意乘員艙地板的變形，加強(qiáng)門檻梁和地板縱梁的強(qiáng)度;乘員艙變形較大與前端吸能量也有較大關(guān)系，前端結(jié)構(gòu)吸能不足，強(qiáng)度匹配不合理，以至變形順序混亂，最終結(jié)構(gòu)較差。

此工況下前端結(jié)構(gòu)中縱梁和副車架屬于非主要承力結(jié)構(gòu)，難于進(jìn)行改進(jìn)。吸能盒壓潰量不足，可以進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，本文采用延長(zhǎng)防撞橫梁的方法，可以使防撞橫梁與壁障產(chǎn)生重疊，進(jìn)而使吸能盒壓潰吸能;基礎(chǔ)車型中左側(cè)結(jié)構(gòu)shotgun，A柱和門檻梁可改動(dòng)性較大，吸能量也較多，因此shotgun、A柱和門檻梁屬于本文優(yōu)化的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，主要對(duì)三者進(jìn)行優(yōu)化提升。

4.2 能量目標(biāo)確定

根據(jù)上述動(dòng)畫(huà)可知，車輛在與壁障碰撞時(shí)會(huì)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，造成在碰撞結(jié)束時(shí)刻，車輛與壁障脫離，此時(shí)車輛仍有一定動(dòng)能。所以車輛關(guān)鍵結(jié)構(gòu)吸能量計(jì)算公式為[7]：

式中，Ea為車體關(guān)鍵結(jié)構(gòu)總目標(biāo)吸能量，E0為初始動(dòng)能，Em為碰撞結(jié)束時(shí)動(dòng)能。

基礎(chǔ)車型和一個(gè)50th Hybrid Ⅲ假人質(zhì)量共重1573kg，起始速度為64km/h，由動(dòng)能公式計(jì)算可得初始動(dòng)能為248.5KJ，由整車模型能量曲線讀取整車能量為258KJ，如圖9所示，誤差率3.9%，屬于正常范圍，所以本文基礎(chǔ)車型仿真模型能量曲線準(zhǔn)確性較高;本文取150 ms為碰撞結(jié)束時(shí)刻，此時(shí)整車動(dòng)能為47.5KJ，模型中滑移能和沙漏能占比很小忽略不計(jì)。為了前后一致性，計(jì)算時(shí)均采用仿真模型能量進(jìn)行計(jì)算。即E0為258KJ，Em為42.5KJ，由式（1）可得，車身結(jié)構(gòu)總吸能量為210.5KJ。

圖10和圖11為車身主要吸能結(jié)構(gòu)吸能情況，由圖可知，shotgun，A柱和門檻梁吸能量分別為shotgun9.9KJ，A柱吸能量為11.2KJ，門檻梁吸能量為2.2KJ。因?yàn)楦倪M(jìn)主要針對(duì)乘員艙，不涉及前縱梁，副車架等前端結(jié)構(gòu)，故改進(jìn)后吸能量變化忽略不計(jì)。優(yōu)化改進(jìn)后地板各部件變形將會(huì)大大減小，按吸能量減少50%-60%計(jì)算，需要轉(zhuǎn)移的能量共約為13KJ。因此改動(dòng)結(jié)構(gòu)需要增加約13 KJ的吸能量。

5 基于壓潰理論的關(guān)鍵梁系設(shè)計(jì)

5.1 理論基礎(chǔ)

張君媛等人采用車輛前端碰撞能量管理方法，首先獲得吸能目標(biāo)，得到改進(jìn)后的目標(biāo)車型總成吸能量。本文首先提出目標(biāo)吸能量，由于能量目標(biāo)無(wú)法直接用于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，故將能量目標(biāo)轉(zhuǎn)化為壓潰力目標(biāo)，將能量與結(jié)構(gòu)緊密連接起來(lái)。公式如式（2）所示[8-10]。

式中，F(xiàn)0為壓潰力。K為壓潰系數(shù)，E0為目標(biāo)吸能量，D為壓縮長(zhǎng)度。

本文采用低碳鋼矩形截面設(shè)計(jì)關(guān)鍵構(gòu)件。低碳鋼矩形截面薄壁梁平均軸向壓潰力計(jì)算公式如下：

式中：F為平均軸向壓潰力;σ0為平均流動(dòng)應(yīng)力（材料屈服極限和斷裂極限的均值）;b 為矩形截面長(zhǎng)

5.2 設(shè)計(jì)方案

本文提出處改動(dòng)方案，第一，防撞橫梁延長(zhǎng)至與壁障重疊，增加吸能盒壓潰量，結(jié)構(gòu)如圖12所示。本文不針對(duì)吸能盒結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，基礎(chǔ)車型中吸能盒車身方向長(zhǎng)度D為166mm，厚度2mm，吸能盒截面長(zhǎng)125 mm，寬83mm，長(zhǎng)寬均值104 mm。由式（3）可知，軸向壓潰力F為94KN。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)設(shè)定改進(jìn)后壓潰系數(shù)為0.6，所以由式（2）可知，吸能量E0為9KJ。

基礎(chǔ)車型吸能盒吸能量約為4.5KJ，故吸能盒增加的吸能量約為4.5KJ，而其余改動(dòng)部分還需增加8.5KJ吸能量。本文針對(duì)shotgun和門檻梁只做材料厚度相關(guān)的改進(jìn)，A柱進(jìn)行材料厚度及結(jié)構(gòu)改進(jìn)。所以本文能量分配為，A柱吸能增加量為3KJ，門檻梁吸能增加量為2.5KJ，shotgun增加量為3KJ。

第二，基礎(chǔ)車型門檻梁結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較弱，導(dǎo)致乘員艙后部變形嚴(yán)重，所以應(yīng)對(duì)門檻梁進(jìn)行加強(qiáng)?；A(chǔ)車型中門檻梁分為兩部分，如圖13所示。門檻梁在此工況下也應(yīng)承擔(dān)一部分吸能功能，所以本文將門檻梁后部加強(qiáng)，材料更換為熱成型材料，前半部分設(shè)計(jì)為吸能結(jié)構(gòu)。

基礎(chǔ)車型中門檻部分吸能為2.2KJ，所以改進(jìn)后目標(biāo)吸能量為4.7KJ。門檻梁截面長(zhǎng)為157mm，寬為148mm，可壓潰長(zhǎng)度為120mm。由于門檻梁此處壓潰系數(shù)較低，本文設(shè)置為0.3。根據(jù)式（2）可知，此處目標(biāo)壓潰力F0=130KN。門檻梁前部?jī)?yōu)化方案為更改厚度，所以根據(jù)式（3）可知，優(yōu)化后厚度為應(yīng)為2.7mm。

第三，基礎(chǔ)車型A柱如圖14所示，結(jié)合第2節(jié)中的分析可知，A柱吸能量較少，結(jié)構(gòu)有待提升。本文優(yōu)化方案為將A柱內(nèi)吸能盒結(jié)構(gòu)增大，與A柱內(nèi)板形成三個(gè)方管結(jié)構(gòu)，截面長(zhǎng)為100mm，寬為30mm，壓潰方向平均長(zhǎng)度為110mm。A柱內(nèi)吸能盒初始吸能量為1.2KJ，目標(biāo)增加量為3KJ，故吸能盒目標(biāo)吸能總量為4.2KJ，每個(gè)吸能盒吸能量為1.4KJ。此處壓潰系數(shù)較大，設(shè)為0.6，由式（2）可得每個(gè)吸能盒截面壓潰力F0=21.2KN。由式（3）可知，厚度為1.3mm。

第四，基礎(chǔ)車型中shotgun可以進(jìn)行加厚，從而提高吸能量，左側(cè)初始吸能量為9.9KJ，目標(biāo)增量為3KJ，所以左側(cè)shotgun吸能總量為12.9KJ。shotgun壓潰方向長(zhǎng)度為800mm，設(shè)定壓潰系數(shù)為0.55，平均截面長(zhǎng)為90mm，寬度為50mm。由式（2）可得截面壓潰力F0=29.3KN。由式（3）可知，厚度為1.6mm。

6 設(shè)計(jì)方案驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所設(shè)計(jì)車身前端結(jié)構(gòu)相關(guān)構(gòu)件的合理性，將設(shè)計(jì)的優(yōu)化方案放入整車中進(jìn)行計(jì)算。新模型七個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)侵入量除歇腳板和左側(cè)地板外其他監(jiān)測(cè)點(diǎn)實(shí)際侵入量均顯著減小，且達(dá)到了優(yōu)秀標(biāo)準(zhǔn)。如表2所示。

優(yōu)化方案驗(yàn)證結(jié)果如圖16、17、18和19所示。圖16為地板變形情況，由圖可知，地板后部變形與優(yōu)化之前相比有很大改善;圖17為門檻梁和A柱變形情況，門檻梁前部變形吸能，后部保持結(jié)構(gòu)完整，同時(shí)A柱變形吸能情況良好，均達(dá)到預(yù)期;圖18為吸能盒情況，吸能盒邊壓潰情況良好，符合設(shè)計(jì)預(yù)期。圖19為優(yōu)化后各結(jié)構(gòu)能量吸收曲線，如圖所示，A柱吸能量14.9KJ，吸能盒吸能量8.7KJ，門檻吸能量5.4KJ，均與設(shè)計(jì)目標(biāo)接近;shotgun吸能量12.1KJ，比設(shè)計(jì)值少了0.8KJ，分析動(dòng)畫(huà)是因?yàn)閴簼⑾禂?shù)比預(yù)期要低，壓潰情況比預(yù)期差。

綜上，優(yōu)化方案達(dá)到預(yù)定目標(biāo)。

7 總結(jié)

本文以壓潰理論為基礎(chǔ)，對(duì)車身關(guān)鍵結(jié)構(gòu)進(jìn)行了正向設(shè)計(jì)。

（1）首先，分析模型動(dòng)畫(huà)和數(shù)據(jù)結(jié)果，遴選關(guān)鍵優(yōu)化結(jié)構(gòu)。然后基于能量管理手段，對(duì)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的目標(biāo)吸能量進(jìn)行了設(shè)定。

（2）其次，本文通過(guò)壓潰理論，基于前文設(shè)定的的能量目標(biāo)，計(jì)算得出結(jié)構(gòu)的壓潰力目標(biāo)。

（3）最終經(jīng)過(guò)驗(yàn)證，設(shè)計(jì)方案滿足目標(biāo)要求。

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