微型汽車平臺翻滾試驗仿真研究與影響因素分析

莫易敏徐東輝劉昌業(yè),2

（1.武漢理工大學(xué)，武漢 430070；2.上汽通用五菱汽車股份有限公司，柳州 540057）

微型汽車平臺翻滾試驗仿真研究與影響因素分析

莫易敏1徐東輝1劉昌業(yè)1,2

（1.武漢理工大學(xué)，武漢 430070；2.上汽通用五菱汽車股份有限公司，柳州 540057）

為研究微型汽車翻滾碰撞安全性能，建立了基于平臺翻滾試驗的微型汽車多剛體動力學(xué)模型，并驗證了模型的準(zhǔn)確性。研究了試驗平臺距地高度、試驗平臺擋板高度、試驗車輛初始翻轉(zhuǎn)角度和試驗車輛初始速度等4項初始碰撞參數(shù)對翻滾碰撞安全性能的影響，結(jié)果表明，乘員頭部和頸部的綜合損傷情況與跌落高度、擋板高度和翻轉(zhuǎn)角度總體上呈正相關(guān)關(guān)系，與初始速度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。該研究可為微型汽車動態(tài)平臺翻滾試驗的設(shè)計和優(yōu)化提供參考。

主題詞:微型汽車 平臺翻滾試驗 多剛體模型 碰撞參數(shù)

1 前言

在汽車安全事故中，雖然發(fā)生正面碰撞和側(cè)面碰撞所占比例較高，翻滾事故發(fā)生率較低，但是翻滾事故卻具有較高的死亡率和致傷率。與乘用車相比，微型汽車質(zhì)心更高，但是輪距相對較小，更容易出現(xiàn)翻滾事故；并且消費人群多為鄉(xiāng)鎮(zhèn)、城鄉(xiāng)結(jié)合部的居民，外界環(huán)境因素更加導(dǎo)致了微型汽車翻滾事故的高發(fā)生率；另一方面，微型汽車載客較多，一旦發(fā)生翻滾就會造成更加嚴(yán)重的死傷事故。

目前，世界各國尚無針對車輛翻滾碰撞安全性能方面的強制性法規(guī)，在已開展的研究工作中，主要依據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)標(biāo)準(zhǔn)FMVSS 216和ECE R66法規(guī)，在車輛動態(tài)翻滾性能方面尚未開展深入研究[1]。因此，研究汽車特別是微型汽車動態(tài)翻滾碰撞安全性能，對車輛翻滾性能提升、翻滾事故中乘員保護以及相關(guān)試驗方法優(yōu)化具有重要意義。

2 仿真模型的建立與驗證

在汽車被動安全研究領(lǐng)域中，多剛體動力學(xué)法是模擬計算采用的主要方法之一。多剛體動力學(xué)法采用一些剛體和無質(zhì)量的彈簧、阻尼以及各種動態(tài)鉸鏈來描述系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)。與傳統(tǒng)的汽車動力分析相比，該方法可對大位移系統(tǒng)做運動分析，能夠更好地處理非線性問題。因此，本文采用多剛體動力學(xué)方法進行微型汽車平臺翻滾試驗仿真研究與影響因素分析。

2.1 多剛體模型

結(jié)合實際情況，在已有的有限元模型基礎(chǔ)上建立多剛體模型。多剛體動力學(xué)分析流程如圖1所示。

圖1 多剛體動力學(xué)分析流程

2.1.1 整車模型建立

將已有整車有限元模型中關(guān)鍵部件的單元（Elements）和節(jié)點（Nodes）信息復(fù)制到多剛體軟件MADYMO中得到整車有限元模型。以此為基礎(chǔ)，利用橢球多剛體（ELLIPSOID）分別搭建前車體、后車體、頂蓋、側(cè)圍、懸架、輪胎、座椅等關(guān)鍵部件，采用圓柱多剛體（CYLINDER）搭建儀表盤。所研究車型的前懸架為雙橫臂結(jié)構(gòu)，后懸架為非獨立懸架。從建模便捷性和后續(xù)修改簡便性的角度出發(fā)，以上結(jié)構(gòu)的建模原點與全局坐標(biāo)系原點重合，整車質(zhì)心位置即為質(zhì)心在全局坐標(biāo)系的位置[2]。

車輛的初始運動是通過車輛質(zhì)心的運動參數(shù)來定義的，因此質(zhì)心定義為自由鉸鏈（JOINT.FREE）；因座椅相對于質(zhì)心無相對運動，定義為固定鉸鏈（JOINT.BRAC）；懸架中各部件的連接采用轉(zhuǎn)動鉸鏈（JOINT.REVO）來模擬。

2.1.2 假人模型調(diào)用

法規(guī)FMVSS208中規(guī)定采用HybirdⅢ型假人進行平臺翻滾試驗，因此直接從MADYMO軟件中調(diào)用此類型假人到已經(jīng)搭建好的整車模型中，利用鉸鏈位置調(diào)節(jié)語句（INITIAL JOINT_POS）來調(diào)整假人的相對位置和姿態(tài)。

2.1.3 安全帶模型建立

所研究車型采用傳統(tǒng)的三點式安全帶，因此安全帶的建模采用MADYMO軟件中常用的1D&2D混合式安全帶建模方法，建模步驟為：

a.進行安全帶預(yù)模擬，建立與假人貼合良好的安全帶模型；

b.重新建立1D安全帶部分，建立滑環(huán)；

c.賦予1D安全帶延伸率曲線，賦予2D安全帶材料特性；

d.建立卷收器，設(shè)置預(yù)緊力和限力；

e.建立安全帶與假人之間的接觸。

在進行安全帶建模時，通過接觸設(shè)置與位置調(diào)整來保證安全帶與假人良好的貼合，同時建立了安全帶滑環(huán)模型，可更加真實地模擬安全帶約束系統(tǒng)。

2.1.4 接觸特性設(shè)置

接觸特性為多剛體動力學(xué)分析中關(guān)鍵的設(shè)置內(nèi)容，車輛動態(tài)翻滾過程中主要涉及到的接觸特性包括車身與地面接觸、輪胎與地面接觸、輪胎與翻滾平臺擋板接觸等3部分。設(shè)置接觸特性的參考依據(jù)為：車輛頂部抗壓試驗輸出的位移-壓力曲線；輪胎壓力試驗輸出的剛度曲線；輪胎與翻滾平臺擋板接觸尚無專項試驗，參考系統(tǒng)自帶算例中的內(nèi)容對擋板剛度進行設(shè)置。

2.1.5 其它設(shè)置

試驗平臺同樣采用橢球多剛體（ELLIPSOID）進行建立，因仿真從試驗平臺與試驗車輛發(fā)生相對運動開始，因此僅需建立平臺擋板模型即可。地面模型采用剛體平面（PLANE）進行建立。為模擬真實試驗條件，對模型施加重力加速度（LOAD.SYSTEM_ACC）及整車初始運動速度（INITIAL.JOINT_VEL）。模擬整車翻滾試驗時暫不考慮懸架運動，因此將整車模型中定義的懸架轉(zhuǎn)動鉸鎖死。帶有假人的整車平臺翻滾試驗多剛體模型如圖2所示。

圖2 帶假人多剛體模型

2.2 模型驗證

由于所研究車型不具有側(cè)面氣囊安全結(jié)構(gòu)，在實車試驗中未安放假人，因此初次仿真對標(biāo)分析時在多剛體模型中也不安放假人。在進行仿真結(jié)果與試驗結(jié)果誤差分析時，選取車輛關(guān)鍵運動狀態(tài)對應(yīng)時刻的相對誤差為仿真與試驗誤差分析依據(jù)。

2.2.1 車輛運動狀態(tài)對比

令車輛與平臺開始發(fā)生相對運動為T0時刻，選取關(guān)鍵運動狀態(tài)分別為輪胎與地面第1次接觸、車輛翻滾1/4周、車輛翻滾1/2周、車輛翻滾3/4周和車輛翻滾1周等。仿真與試驗結(jié)果對比如表1所列。

表1 仿真與試驗結(jié)果對比

由上述分析可知，在選取的關(guān)鍵運動狀態(tài)中，試驗和仿真相對誤差在5%以內(nèi)，滿足＜10%的仿真要求。

2.2.2 加速度對比分析

試驗時，在B柱下端安裝了加速度傳感器，用于測量試驗過程中車身加速度。仿真時，在仿真模型后處理中獲得了B柱下端位移情況，并通過“derivative”函數(shù)兩次求導(dǎo)獲得了B柱下端加速度。因車輛主要運動方向為Y向，因此僅對車輛在Y向的加速度進行對比，試驗與仿真中的B柱下端加速度曲線對比結(jié)果如圖3所示。

圖3 試驗與仿真的B柱下端加速度對比曲線

由圖3可看出，試驗與仿真曲線的趨勢和峰值基本吻合，仿真關(guān)鍵時間點稍有滯后，但滿足誤差（＜10%）要求，模型具有足夠精度。

3 翻滾碰撞參數(shù)影響規(guī)律研究

基于平臺翻滾試驗仿真模型研究試驗中每個初始翻滾碰撞參數(shù)對車輛翻滾碰撞安全性能的影響，每次仿真分析時只改變1個初始翻滾碰撞參數(shù)，其它參數(shù)均選定為基礎(chǔ)數(shù)值。

3.1 影響因素確定

在進行平臺翻滾試驗時，試驗平臺距地高度（跌落高度）、試驗平臺擋板高度、試驗車輛初始翻轉(zhuǎn)角度、試驗車輛初始速度等4項初始翻滾碰撞參數(shù)可以改變，因此選定這4項參數(shù)為試驗影響因素，并以法規(guī)FMVSS 208中規(guī)定的數(shù)值為基礎(chǔ)數(shù)值，即跌落高度為228.6 mm，擋板高度為101.6 mm，初始翻轉(zhuǎn)角度為23.0°，初始速度為48.0 km/h?；谄脚_翻滾試驗可實現(xiàn)的范圍，根據(jù)均勻試驗設(shè)計原則，每個參數(shù)分別選取與基礎(chǔ)數(shù)值偏差±5%和±10%共4個數(shù)值來進行仿真對比研究。仿真參數(shù)選取結(jié)果如表2所列[3]。

表2 仿真參數(shù)數(shù)值

3.2 結(jié)果分析

法規(guī)FMVSS 208中僅規(guī)定了“假人任何部位不允許拋出車外”一項評判指標(biāo)，因此參考正碰、側(cè)碰、鞭打試驗中相關(guān)指標(biāo)，選取假人頭部HIC36、頸部Z向最大載荷和胸部壓縮量共3項乘員傷害指標(biāo)作為翻滾碰撞安全性能評價標(biāo)準(zhǔn)[4,5]。為了更直觀地了解各項翻滾碰撞參數(shù)對翻滾性能的影響規(guī)律，利用各輸出結(jié)果與基礎(chǔ)數(shù)值的比值進行分析研究。

首先設(shè)定翻滾碰撞參數(shù)全部為基礎(chǔ)數(shù)值進行仿真，結(jié)果如圖4所示。圖4a為頭部加速度曲線、HIC36傷害值以及對應(yīng)車輛形態(tài)和假人形態(tài)，圖4b為頸部Z向載荷以及損傷峰值時對應(yīng)的車輛形態(tài)和假人形態(tài)，圖4c為胸部壓縮量曲線以及壓縮峰值時對應(yīng)的車輛形態(tài)和假人形態(tài)。

3.2.1 初始跌落高度

表3為在不同跌落高度下假人模型的動態(tài)響應(yīng)結(jié)果；圖5為跌落高度對假人傷害的影響趨勢。

圖4 以基礎(chǔ)數(shù)值作為參數(shù)時的仿真結(jié)果

表3 不同跌落高度時假人損傷情況

圖5 跌落高度對假人損傷影響曲線

由各輸出結(jié)果可知，跌落高度為240.0 mm時，在車輛翻滾1周時刻，假人頭部HIC36值最大；其余跌落高度時，在車輛翻滾1/4周時刻，假人頭部HIC36值最大。假人頭部損傷是由頭部與頂蓋或與A柱上邊梁撞擊造成，圖6為不同跌落高度時假人頭部傷害值最大時的頭部狀態(tài)。由圖6可看出，當(dāng)?shù)涓叨仍黾雍?，假人頭部與頂蓋及A柱上邊梁發(fā)生碰撞時的相對速度更高，導(dǎo)致碰撞程度及碰撞力更大，因此HIC36值更高，假人頭部損傷程度增加。

根據(jù)結(jié)果輸出文件發(fā)現(xiàn)，假人頸部Z向最大載荷均為負(fù)值（圖4b），即為壓力。當(dāng)?shù)涓叨容^小時，車輛僅翻滾1/4周，假人頸部Z向最大載荷出現(xiàn)在車輛翻滾1/4周時刻，此時假人頭部與頂蓋碰撞導(dǎo)致頸部受到壓力，假人頸部損傷較小，如圖7a所示；其它跌落高度下車輛均翻滾1周，假人頸部Z向最大載荷出現(xiàn)在車輛翻滾1周時刻，假人頭部與A柱上邊梁碰撞導(dǎo)致頸部受到壓力，如圖8b所示。由上述分析可知，跌落高度越大，則車輛第1次與地面接觸時速度越高，并且會影響車輛翻滾1周時刻的速度，因此，跌落高度越大，假人頭部和頸部相對車身的Z向運動速度越高，促使假人頭部更早與車頂或是A柱上邊梁接觸，進而導(dǎo)致假人頸部的Z向載荷更大，頸部損傷增大。跌落高度與乘員胸部壓縮量無明顯規(guī)律[6]。

圖6 不同跌落高度下假人頭部傷害值最大時頭部狀態(tài)

圖7 不同跌落高度時假人頸部Z向最大載荷狀態(tài)

3.2.2 初始擋板高度

設(shè)定不同擋板高度進行仿真分析，假人模型的各項傷害值如表4所列，擋板高度對假人損傷的影響趨勢如圖8所示。

表4 不同擋板高度仿真結(jié)果

圖8 擋板高度對假人損傷影響曲線

通過后處理輸出文件及動畫可以發(fā)現(xiàn)，假人頭部HIC36最大值均出現(xiàn)在車輛翻滾1/4周時刻，擋板高度增加后，輪胎與擋板碰撞接觸點位置更加靠上，導(dǎo)致車輛旋轉(zhuǎn)角速度更大，因此車輛與地面接觸時旋轉(zhuǎn)速度更大，假人頭部與頂蓋發(fā)生碰撞時的相對速度更大，因此假人頭部損傷程度總體呈現(xiàn)增加趨勢。擋板高度為96.5 mm時頭部損傷比擋板高度為91.4 mm時小，可能因為擋板高度增加后，車輛沿Y軸運動速度的減小程度更大，導(dǎo)致假人頭部損傷相對減小。

當(dāng)擋板高度小于基礎(chǔ)值（101.6 mm）時，車輛旋轉(zhuǎn)速度較小，僅翻滾1/4周，頸部Z向最大載荷出現(xiàn)在車輛翻滾1/4周時刻；當(dāng)擋板高度＞101.6 mm時，最大載荷出現(xiàn)在車輛翻滾1周時刻。由于擋板高度對車輛沿X軸的轉(zhuǎn)動速度和Y軸的移動速度都有影響，而頸部傷害受這兩個速度的綜合影響，因此擋板高度對頸部傷害的影響規(guī)律不明顯。不同擋板高度條件下，胸部壓縮量峰值呈現(xiàn)遞增趨勢，但是峰值時刻無明顯規(guī)律。

3.2.3 初始翻轉(zhuǎn)角度

表5為不同初始翻轉(zhuǎn)角度下的仿真結(jié)果，圖9為初始翻轉(zhuǎn)角度對假人損傷的影響趨勢。

表5 不同初始翻轉(zhuǎn)角度仿真結(jié)果

圖9 初始翻轉(zhuǎn)角度對假人損傷影響曲線

在初始翻轉(zhuǎn)角度為24.2°時，頭部HIC36最大值發(fā)生在車輛翻滾1周時刻，其余初始翻轉(zhuǎn)角度時，HIC36最大值均出現(xiàn)在車輛翻滾1/4周時刻。假人頭部損傷依然是由頭部與頂蓋或與A柱上邊梁撞擊造成。車輛初始翻轉(zhuǎn)角度增大后，假人的初始偏轉(zhuǎn)角度也增大，因此假人更早處于危險的姿態(tài)，假人頭部與其它部件發(fā)生碰撞的程度更大，因此假人頭部損傷更加嚴(yán)重[7,8]。

當(dāng)初始翻轉(zhuǎn)角度較小時，車輛僅翻滾1/4周，頸部最大載荷出現(xiàn)在車身與地面第1次接觸之后，并且最大載荷為正值，即為拉力。因為初始翻轉(zhuǎn)角度較小時，車身與地面第1次碰撞時，假人頭部與頂蓋或與上邊梁還沒來得及接觸車輛就運動到下一狀態(tài)，因此假人頸部最大載荷為拉力，頸部最大拉力時假人形態(tài)如圖10所示。隨著初始翻轉(zhuǎn)角度增大，車輛翻滾1周，此時假人頭部與A柱上邊梁發(fā)生碰撞導(dǎo)致假人頸部受到壓力，出現(xiàn)假人頸部最大載荷。初始翻轉(zhuǎn)角度越大，頭、頸部更容易處于危險狀態(tài)，所以出現(xiàn)頸部最大載荷也隨翻轉(zhuǎn)角度增大而增大。

圖10 頸部最大拉力時假人形態(tài)

根據(jù)表5可知，假人胸部壓縮量均在10 mm左右，總體呈現(xiàn)遞增趨勢。通過假人胸部壓縮量曲線和仿真動畫發(fā)現(xiàn)，車輛翻滾1/4周時假人胸部最大壓縮量出現(xiàn)在車身與地面第1次接觸時，此時假人形態(tài)如圖11a所示，其余初始翻轉(zhuǎn)角度時，假人胸部最大壓縮量出現(xiàn)在車輛翻滾1周時刻，此時假人形態(tài)如圖11b所示。初始翻轉(zhuǎn)角度越大，假人所處的初始狀態(tài)越危險，在翻滾過程中由于慣性作用受到的傷害越大，假人胸部壓縮量越大。

圖11 胸部最大壓縮量時假人形態(tài)

3.2.4 初始速度

不同初始速度時的仿真結(jié)果如表6所列，不同初始速度對假人損傷的影響趨勢如圖12所示。

通過后處理仿真輸出文件發(fā)現(xiàn)，當(dāng)車輛初始速度增大到50.4 km/h后，車輛翻滾周數(shù)僅為1/4周，這是因為初始速度增大后，車輛與地面碰撞接觸前在空中自由運動的時間減短，車輛與地面接觸時轉(zhuǎn)動速度較小，導(dǎo)致翻滾圈數(shù)減少，主要的運動形式為車身與地面發(fā)生相對滑動。隨著初始速度的增大，車身與地面碰撞時間減少，由于慣性原因，假人還未到達最危險形態(tài)就運動到下一形態(tài)，整體形態(tài)變化較小。因此，假人總體損傷值呈現(xiàn)下降趨勢。

表6 不同初始速度時仿真結(jié)果

圖12 不同初始速度對假人損傷影響曲線

由上述分析可知，假人頭部損傷與初始速度呈負(fù)相關(guān)，與其它碰撞參數(shù)總體上均呈正相關(guān)；頭部HIC36值基本上出現(xiàn)在車輛與地面第1次碰撞及車輛翻滾1周時刻，這兩個時刻的車輛速度以及運動狀態(tài)對翻滾碰撞過程中假人的頭部損傷有較大影響。假人頸部損傷與跌落高度和翻轉(zhuǎn)角度呈正相關(guān)，與初始速度呈負(fù)相關(guān)，與擋板高度關(guān)系不是十分明顯。假人頸部Z向最大載荷出現(xiàn)時刻與頭部損傷最大時刻基本一致，是由于假人頭部與頂蓋或A柱上邊梁發(fā)生碰撞沖擊導(dǎo)致頸部壓力過大造成；假人胸部壓縮量變化范圍較小，壓縮量峰值時刻有一定規(guī)律，但是壓縮量與碰撞參數(shù)之間的影響規(guī)律不是十分明顯。綜合來看，假人綜合損傷情況除與初始速度呈負(fù)相關(guān)外，與其它參數(shù)均呈正相關(guān)。

4 結(jié)束語

本文運用多剛體動力學(xué)分析軟件MADYMO建立了微型汽車平臺翻滾試驗仿真模型，對標(biāo)分析了無假人狀態(tài)下多剛體模型與實車試驗之間的誤差，驗證了模型的準(zhǔn)確性；采用HybirdⅢ假人模型，分析了微型汽車平臺翻滾試驗中4項初始翻滾碰撞參數(shù)對車輛翻滾安全性能的影響，得到了假人頭部和頸部損傷情況與初始碰撞參數(shù)之間的影響規(guī)律。該研究可為微型汽車動態(tài)平臺翻滾試驗的設(shè)計和優(yōu)化提供參考依據(jù)。

1 Albrodt S B,Tahan F,Digges K.Evaluation of Different Roof Strength Methods in Quasi-Static and Dynamic Rollover Tests Using Finite Element Analysis of a 2003 Ford Explorer Model.SAE 2014 World Congress&Exhibition.2014.

2 Chou C C,Wu F.Development of MADYMO-based model for simulation of laboratory rollover test modes.Proceedings of the 19th International Technical Conference on the Enhanced Safety of Vehicles(ESV),Washington,DC.2005.

3 Parent D P,Kerrigan J,Crandall J.Comprehensive computational rollover sensitivity study part 2:Influence of vehicle, crash,and occupant parameters on head,neck,and thorax response.SAE Technical Paper,2011.

4 Maciej Pawel Czechowicz,George Mavros.Analysis of vehicle rollover dynamics using a high-fidelity model.Vehicle System Dynamics,2014,525.

5 商恩義,陳現(xiàn)嶺,楊勁松.駕駛員側(cè)50%假人約束系統(tǒng)配置5%女性假人傷害研究.汽車技術(shù),2015（3）:47～51.

6 Mattos G A,Mcintosh A S,Grzebieta R H,et al.Sensitivity of Head and Cervical Spine Injury Measures to Impact Factors Relevant to Rollover Crashes.Traffic Injury Prevention, 2015,16sup1.

7 Lingbo Yan,Libo Cao,CingDao Kan,et al.Comparison of vehicle kinematics and occupant responses between Jordan rollover system and an over-the-road rollover.International Journal of Crashworthiness,2012,17（2）:173～194.

8 顏凌波.乘用車的翻滾碰撞特性及防護措施研究：[學(xué)位論文].長沙：湖南大學(xué),2012.

（責(zé)任編輯 文 楫）

修改稿收到日期為2016年7月24日。

A Simulation Study of Minivan Dolly Rollover Test and Analysis of Influence Factors

Mo Yimin1,Xu Donghui1,Liu Changye1,2
（1.Wuhan University of Technology,Wuhan 430070;2.SGMW Corporation,Liuzhou 540057）

To study the safety performance of mini van in rollover and collision,a multiple rigid body dynamics model based on dolly rollover test was established and validated.The influence of four initial collision parameters including the distance between dolly and ground,the height of baffle,the initial rollover angel and the velocity of the vehicle on vehicle safety performance in rollover and collision was researched.The results indicate that the comprehensive injury of occupant’s head and neck has a positive correlation with falling height,baffle height and tilt angel,but have a negative correlation with initial velocity.This research can provide reference for design and optimization of min vehicle dummy rollover test.

Mini vehicle,Dolly rollover test,Multiple rigid body model,Collision parameters

U467.1+4

A

1000-3703（2016）11-0056-06