基于管內(nèi)填充方法的客車側(cè)翻安全性改進(jìn)研究

曹立波 阮誠(chéng)心，3 黃新剛 龐進(jìn)軍

1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙，410082

2.安徽華菱汽車股份有限公司，馬鞍山，243061

3.胡志明工業(yè)大學(xué)，越南胡志明，999100

0 引言

客車運(yùn)輸是現(xiàn)代集體運(yùn)輸系統(tǒng)的主體部分之一，亦是最方便的交通工具之一，但客車運(yùn)輸容易發(fā)生大規(guī)模的傷亡，其中最危險(xiǎn)的是客車側(cè)翻。據(jù)統(tǒng)計(jì)，在2008年中國(guó)發(fā)生的29起特大事故中（一次死亡10人以上），客車事故約占83%，其結(jié)果是群死群傷，損失慘重［1］。在歐洲，公共汽車和長(zhǎng)途客車交通事故平均每年約發(fā)生20 000起，會(huì)造成約200人死亡和30 000人以上受傷［2］。因此，進(jìn)行客車側(cè)翻碰撞安全性改進(jìn)設(shè)計(jì)研究，對(duì)于保護(hù)乘員生命安全具有重要意義。何漢橋等［3］提出通過增加壁厚或增大截面面積來提高客車的側(cè)翻碰撞安全性，但不利于整車輕量化；Tomas等［4］在最大變形處添加加強(qiáng)鉸鏈來提高結(jié)構(gòu)剛度，該方法會(huì)導(dǎo)致車身附件加工的復(fù)雜性；Keith等［5］采用玻璃纖維聚合物材料來制造車身上部結(jié)構(gòu)，其生產(chǎn)成本較高；Salvador等［6］將泡沫材料填充到高強(qiáng)度空心鋼管中，改進(jìn)后的鋼管結(jié)構(gòu)剛度增大較小，而且其生產(chǎn)成本較高。本文提出一種在車身結(jié)構(gòu)適當(dāng)位置的矩形鋼管內(nèi)填充混合物的方法，該方法既能夠顯著提高客車的側(cè)翻碰撞安全性，又能夠有效地控制生產(chǎn)成本，利于整車的輕量化。

1 客車側(cè)翻碰撞安全性分析模型的建立

在CAD模型的基礎(chǔ)上建立了如圖1所示的客車整車有限元模型。車身骨架、底盤骨架均采用大小為10mm的殼單元進(jìn)行模擬，并盡量保證各連接梁共節(jié)點(diǎn)。輪胎及蒙皮采用大小為50mm的殼單元進(jìn)行模擬，且蒙皮與客車骨架之間通過點(diǎn)焊方式模擬連接。由已有試驗(yàn)可知，客車側(cè)翻不足以使車身骨架焊點(diǎn)失效［7］，因此模型中未考慮焊點(diǎn)失效問題。前后車橋采用大小為50mm的剛性殼單元進(jìn)行模擬，通過CONSTRAINED＿EXTRA＿NODES＿OPTION方式與底盤骨架連接。發(fā)動(dòng)機(jī)總成、蓄電池和油箱采用體單元進(jìn)行模擬，其質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量根據(jù)實(shí)際情況設(shè)定?？照{(diào)總成、備胎、車門、擋風(fēng)玻璃、乘員及座椅等，以質(zhì)量單元的形式直接加在相應(yīng)位置的節(jié)點(diǎn)上。為直觀表達(dá)車身變形對(duì)乘員損傷的影響，按照ECE R66法規(guī)，采用低密度剛性單元?jiǎng)?chuàng)建了車內(nèi)乘員生存空間，未考慮生存空間與客車各結(jié)構(gòu)之間的接觸。

圖1 客車側(cè)翻碰撞有限元模型

翻轉(zhuǎn)平臺(tái)及撞擊面采用剛性殼單元進(jìn)行模擬，將翻轉(zhuǎn)平臺(tái)和撞擊面的節(jié)點(diǎn)自由度完全固定。由于碰撞過程中的能量主要來自于重力所做的功，因此必須考慮重力加速度（9.8m/s2）?？蛙嚫鹘Y(jié)構(gòu)與蒙皮的接觸使用AUTOMATIC＿SINGLE＿SURFACE進(jìn)行定義，客車車輪與翻轉(zhuǎn)平臺(tái)及客車各結(jié)構(gòu)與撞擊面的接觸，均使用AUTOMATIC＿SURFACE＿TO＿SURFACE進(jìn)行定義，其摩擦因數(shù)定義為0.5。

客車車身骨架采用Q235B材料，底盤骨架采用Q345材料，蒙皮采用Q235A材料，均采用24＃分段線性彈塑性材料進(jìn)行模擬，并以表格的方式輸出不同應(yīng)變率對(duì)應(yīng)的硬化曲線。

按照ECE R66法規(guī)中的客車側(cè)翻碰撞安全性試驗(yàn)要求，客車停放在一個(gè)水平的翻轉(zhuǎn)平臺(tái)上，翻轉(zhuǎn)起始水平面與撞擊面之間的高度差為800mm，客車在沒有搖晃和不受其他外力影響的情況下側(cè)傾直至翻倒，側(cè)傾角速度不應(yīng)超過5°/s（0.087rad/s）。同時(shí)，ECE R66法規(guī)允許整車側(cè)翻碰撞安全性仿真模擬從客車剛接觸撞擊面時(shí)開始。所以，本文利用能量守恒方法，并借助LS＿DYNA程序計(jì)算出客車翻轉(zhuǎn)到撞擊面位置時(shí)的角速度為ω＝1.7×10－3rad/ms，該角速度即為仿真初始角速度。為了充分獲取側(cè)翻過程中車身的全部變形信息，整車碰撞過程時(shí)間設(shè)定為300ms。

2 客車側(cè)翻碰撞安全性仿真結(jié)果分析

利用LS＿DYNA軟件分析側(cè)翻碰撞過程中客車的動(dòng)態(tài)響應(yīng)情況，可以得到圖2所示的整車結(jié)構(gòu)變形圖。由圖2可以看出，300ms時(shí)車身骨架變形較大，且已經(jīng)侵入乘員生存空間。

圖2 300ms時(shí)整車結(jié)構(gòu)變形圖

圖3所示為地板橫梁、擱梁、側(cè)圍立柱及斜撐四者之間的連接部分的變形示意圖。由于原設(shè)計(jì)未在連接處加強(qiáng)，且所用材料和壁厚取值不太合理，致使其抗彎剛性不足，結(jié)構(gòu)在這些位置的變形較嚴(yán)重。此外，在地板橫梁與擱梁連接處，地板橫梁結(jié)構(gòu)變形較小，但擱梁、裙立柱及側(cè)圍立柱連接位置變形較大，這說明擱梁、裙立柱及側(cè)圍立柱結(jié)構(gòu)剛度不滿足客車側(cè)翻碰撞安全性要求。

圖3 側(cè)圍局部變形示意圖

由圖4可以看出，側(cè)圍后立柱及側(cè)窗立柱與腰梁連接處的彎曲變形較大，結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度剛度無法滿足整車側(cè)翻碰撞的安全性要求。圖5所示為前風(fēng)窗縱梁與頂部橫梁（如標(biāo)注1所示）以及頂部橫梁與上邊梁（如標(biāo)注2所示）之間的連接區(qū)域的變形示意圖，前風(fēng)窗縱梁發(fā)生了嚴(yán)重的扭轉(zhuǎn)變形，與上邊梁連接的頂部橫梁也發(fā)生了較大變形。

圖4 側(cè)圍結(jié)構(gòu)變形示意圖

圖5 頂部結(jié)構(gòu)變形示意圖

3 客車車身結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案

采用增加車身骨架各梁壁厚的方法來提高客車的側(cè)翻碰撞安全性，不僅會(huì)增加車身的質(zhì)量，還會(huì)提高整車的重心位置，使得客車的行駛穩(wěn)定性下降。鑒于此，采用局部加強(qiáng)的方法是比較好的選擇。本文研究了幾種管內(nèi)填充方法，既可以應(yīng)用在設(shè)計(jì)的新車上，又可以對(duì)已經(jīng)生產(chǎn)出來的客車進(jìn)行改進(jìn)。由客車側(cè)翻碰撞安全性仿真結(jié)果可知，該樣車在發(fā)生側(cè)翻碰撞事故之后，車身上部結(jié)構(gòu)的局部變形主要發(fā)生在側(cè)圍立柱與擱梁及裙立柱的連接處（如圖6標(biāo)注1所示）、側(cè)窗立柱與腰梁連接處（如圖6標(biāo)注2所示）、頂部橫梁兩端與上邊梁連接處（如圖6標(biāo)注3所示）等部分。因此，所需填充位置選擇了上述各處。

圖6 客車車身上部結(jié)構(gòu)的局部變形位置

在選擇填充材料時(shí)，需要重點(diǎn)考慮以下幾點(diǎn)要求：

（1）易于添加，所選材料為膠狀物或其稍微加熱后能變成黏度較低的液體，從而僅在鋼管壁上開一個(gè)小孔即可完成材料的添加，這樣就便于改進(jìn)方案的實(shí)施。

（2）能夠有效地提高鋼管的強(qiáng)度和剛度，滿足客車側(cè)翻結(jié)構(gòu)耐撞性要求，即在常溫和工作狀態(tài)下填充材料必須是固體。

（3）材料必須具有較小的密度，以滿足客車的輕量化要求。

（4）對(duì)人體無危害且經(jīng)濟(jì)性好。

綜合考慮以上要求和各種材料的性能后，本文提出了以下4種具體的填充材料方案：方案一，采用石蠟材料；方案二，采用松香材料；方案三，采用石蠟和松香混合材料；方案四，采用E－44環(huán)氧樹脂與木屑及650＃固化劑的混合物，三者的比例依次為1∶2∶1。具體填充方法如下：對(duì)于新開發(fā)的車型，可以在鋼管的填充邊界處預(yù)焊鋼板作為填充材料的邊界；對(duì)于舊車，可以在需要處開一個(gè)小口焊接一塊薄鋼板用于封裝。然后在封裝好的空間內(nèi)用注射器將材料填充進(jìn)去。其具體填充情況如圖7所示。

圖7 車身結(jié)構(gòu)填充位置

4 客車車身結(jié)構(gòu)改進(jìn)驗(yàn)證試驗(yàn)與仿真

為了驗(yàn)證改進(jìn)方案的有效性，進(jìn)行了圖8所示的結(jié)構(gòu)剛度試驗(yàn)。試件采用的材料為Q235，其矩形鋼管截面為50mm×30mm×1.0mm。鋼管下端通過固定架固定，拉力施加位置離固定架的高度為390mm。在結(jié)構(gòu)試驗(yàn)過程中，使用拉力機(jī)給試件施加側(cè)向拉力，拉力傳感器和位移傳感器用于測(cè)量鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力與相應(yīng)的位移。在鋼管內(nèi)按以上4種方案填充材料，如圖9所示。

圖8 結(jié)構(gòu)試驗(yàn)總體示意圖

圖9 填充填料后的鋼管示意圖

一年四季的環(huán)境溫度變化較大，可能對(duì)填充材料的強(qiáng)度剛度產(chǎn)生影響。因此，選擇10℃和45℃兩個(gè)溫度點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)。按照結(jié)構(gòu)剛度試驗(yàn)要求，分別對(duì)4種方案的試件在其溫度為10℃和45℃時(shí)進(jìn)行了試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖10所示。本文還對(duì)多次試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果表明各結(jié)構(gòu)的耐撞力曲線基本一致。

方案一的試驗(yàn)結(jié)果如圖10a所示。當(dāng)石蠟材料所處的環(huán)境溫度為10℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.907kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力比原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力提高了15.6%；當(dāng)石蠟所處的環(huán)境溫度為45℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.534kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力比原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力提高了3.8%。

方案二的試驗(yàn)結(jié)果如圖10b所示。當(dāng)松香材料所處的環(huán)境溫度為10℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為2.279kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力比原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力提高了38.2%；當(dāng)松香所處的環(huán)境溫度為45℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.477kN，填充填料前后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力相等。

方案三的試驗(yàn)結(jié)果如圖10c所示。當(dāng)石蠟與松香混合材料所處的環(huán)境溫度為10℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為2.063kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力比原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力提高了25.2%；當(dāng)石蠟與松香混合材料所處的環(huán)境溫度為45℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.667kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力比原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力提高了12.9%。

圖10 4種試驗(yàn)方案的鋼管耐撞力與位移曲線

方案四的試驗(yàn)結(jié)果如圖10d所示。位移在0～0.075m之間時(shí)：當(dāng)E－44環(huán)氧樹脂與木屑及650＃固化劑混合物所處的環(huán)境溫度為10℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.649kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為3.362kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力比原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力提高了103.8%；當(dāng)E－44環(huán)氧樹脂與木屑及650＃固化劑混合物所處的環(huán)境溫度為45℃時(shí)，原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為1.477kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力為2.974kN，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞力比原鋼管結(jié)構(gòu)的最大耐撞力提高了101.3%。仿真模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，如圖11所示。當(dāng)位移增大到0.075～0.09m之間時(shí)，鋼管受到的拉力超過其強(qiáng)度極限，鋼管開始出現(xiàn)裂紋，拉力迅速下降，甚至低于原結(jié)構(gòu)。實(shí)際使用過程中，由于結(jié)構(gòu)耐撞力大大增強(qiáng)，使得客車在側(cè)翻過程中的變形大大減小，鋼管承受的應(yīng)力不會(huì)超過其強(qiáng)度極限，因此這種改進(jìn)方案在實(shí)際中是合理的。

圖11 方案四結(jié)構(gòu)試驗(yàn)與仿真示意圖

對(duì)前三種方案的試驗(yàn)結(jié)果分析表明，當(dāng)環(huán)境溫度較低時(shí)，填充填料后的鋼管結(jié)構(gòu)的耐撞性能比較好；但當(dāng)環(huán)境溫度較高時(shí)，其改進(jìn)效果不明顯。而方案四的試驗(yàn)結(jié)果表明，無論是在低溫環(huán)境，還是在高溫環(huán)境，填充填料后的結(jié)構(gòu)的耐撞性能都可以得到顯著提高。另外，方案四中采用的木屑密度較小，E－44環(huán)氧樹脂與木屑及650＃固化劑混合物的密度為0.82g/cm3左右，其混合物密度是四種方案所用填充物中最小的。從輕量化的角度評(píng)價(jià)，方案四也具有明顯優(yōu)勢(shì)。因此，本文采用方案四對(duì)客車車身進(jìn)行改進(jìn)。

5 改進(jìn)結(jié)果

根據(jù)方案四對(duì)客車側(cè)翻碰撞仿真模型進(jìn)行了修改。其計(jì)算結(jié)果如圖12所示，從圖12中可以看出，改進(jìn)后的客車可以保證乘員有足夠的生存空間。為便于直觀對(duì)比改進(jìn)前后的客車側(cè)翻碰撞仿真結(jié)果，本文定義車身結(jié)構(gòu)對(duì)生存空間的侵入量為Dq，選擇碰撞側(cè)各立柱與生存空間的最小距離計(jì)算D值，計(jì)算結(jié)果如表1所示。表1中的負(fù)值表示侵入，正值表示未侵入。由表1可知，改進(jìn)前的客車各立柱的侵入量都大于66.4mm，而改進(jìn)后的客車各立柱距生存空間都還有一定距離，證明本文提出的改進(jìn)方案四能對(duì)車身上部的結(jié)構(gòu)安全起到有效的改進(jìn)作用，且經(jīng)方案四改進(jìn)后的客車側(cè)翻碰撞安全性滿足ECE R66法規(guī)要求。

圖12 改進(jìn)后的客車側(cè)翻碰撞仿真結(jié)果示意圖

表1 客車車身側(cè)圍結(jié)構(gòu)對(duì)生存空間的侵入量

6 結(jié)束語

本文建立了客車整車有限元模型，按照ECE R66法規(guī)進(jìn)行了客車側(cè)翻碰撞安全性研究。通過仿真分析獲知，由于車身側(cè)圍上部結(jié)構(gòu)剛度太小，變形量過大，導(dǎo)致側(cè)圍結(jié)構(gòu)侵入到乘員生存空間?；诜抡孀冃谓Y(jié)果，提出了4種既可以對(duì)新設(shè)計(jì)的車型進(jìn)行改進(jìn)，又可以應(yīng)用于已經(jīng)在使用的客車的改進(jìn)方案。試驗(yàn)結(jié)果表明：與方案一、方案二、方案三相比，方案四在低溫環(huán)境和高溫環(huán)境都能有效地提高客車車身上部結(jié)構(gòu)的耐撞性能，也符合客車輕量化的要求；方案四應(yīng)用于客車側(cè)翻碰撞仿真的結(jié)果表明，改進(jìn)后的客車側(cè)翻碰撞安全性能得到顯著提高，滿足ECE R66法規(guī)的乘員生存空間要求。

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