客車頂棚結(jié)構(gòu)對側(cè)翻安全的影響*

楊 雙 鄧 松

(武漢理工大學汽車學院1) 武漢 430070) (現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點實驗室2) 武漢 430070) (汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心3) 武漢 430070)

客車頂棚結(jié)構(gòu)對側(cè)翻安全的影響*

楊 雙1,2,3)鄧 松1,2,3)

(武漢理工大學汽車學院1)武漢 430070) (現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點實驗室2)武漢 430070) (汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心3)武漢 430070)

為研究不同客車頂棚結(jié)構(gòu)對客車車身側(cè)翻安全性能的影響，通過有限元分析軟件Hyperworks和Ls-dyna建立客車車身數(shù)值模型進行分析.通過客車車身生存空間剩余量，以及側(cè)窗立柱與腰梁間夾角2個評估指標，提出在頂棚與側(cè)圍間添加斜撐，在頂棚橫、縱梁間布置斜撐，以及改變頂棚連接側(cè)圍彎梁彎角半徑3種增強車身上部強度的結(jié)構(gòu)方案.

客車側(cè)翻；Ls-dyna；生存空間；斜撐；頂棚

0 引 言

客車側(cè)翻是造成人員傷亡的重要事故方式之一.馬林等[1-2]通過改變立柱管材厚度實現(xiàn)提高客車車身上部強度.劉玉等[3-4]提出變截面沖壓立柱結(jié)構(gòu)和梯度強度立柱結(jié)構(gòu)提高客車車身側(cè)翻安全性.那景新等[5]提出腰梁結(jié)構(gòu)改進方案.覃禎員[6]提出合理設(shè)計前排座椅擋板骨架，以及改進立柱截面積來增強車身上部強度.饒建強等[7]對客車頂蓋部分進行了力學性能研究.LIANG等[8]研究了頂棚與側(cè)圍添加斜撐可以增強防撞性，但為表明何處為最佳方案.李仕鋒[9]研究了頂棚與側(cè)圍連接方式分別為圓弧梁、直斜梁、無彎梁結(jié)構(gòu)對車身上部強度影響，但是未具體研究頂棚不同彎梁半徑對車身上部強度的影響.在加強客車車身上部結(jié)構(gòu)中，多數(shù)學者主要研究對象為客車車身立柱，或者加強立柱與底盤的連接部分，以客車頂棚為主要研究對象較少.因此將客車頂棚作為主要研究對象研究其布置對客車車身安全有一定的科學意義.

1 客車模型建立

1.1 建立車身模型

使用Hypermesh中Ls-dyna模塊建立了某12 m長城市公交客車有限元模型.將ProE軟件中的車身三維模型分為頂棚、左側(cè)圍、右側(cè)圍、底盤、前圍、后圍6大部分，并導(dǎo)入Hypermesh中.由于車身桿件厚度較小，通過抽中面的方式生產(chǎn)二維面結(jié)構(gòu)桿件.根據(jù)工程實際中桿件的焊點種類、位置和數(shù)量以及桿件連接類型，采用RB2，RB3，Spring，1D Plot等桿件連接命令構(gòu)件與實際車身相符的客車車身結(jié)構(gòu).車身材料Q345C異型鋼管，使用2D板殼單元模擬，單元類型為MAT24，材料屬性見表1.

表1 材料屬性

2D單元之間使用節(jié)點融合以及spotweld點焊單元連接.懸架總成由RB2以及Spring模擬鋼板彈簧并與車身相連，車軸與輪轂使用RB2與懸架連接，輪胎使用1D Plot單元模擬.生存空間代表客車在側(cè)翻過程中乘客安全活動范圍，依據(jù)文獻[10]建立生存空間模型.圖1為梯形框內(nèi)部即為生存空間截面，生存空間上端A點到地板1 250 mm距離，生存空間下端B點距離底板500 mm，R點為定義生存空間的基準點，R與B點在同一水平高度，R與生存空間下端點水平距離為150 mm，R與生存空間下端點水平距離100 mm，R與側(cè)圍距離300 mm.根據(jù)車身底盤結(jié)構(gòu)不同高度，后排生存空間比前排生存空間高一些.生存空間使用MAT20剛性單元模擬.生存空間與地板的連接屬于可變形體與剛性體的連接，使用XtraNode類型接觸，通過直接共節(jié)點實現(xiàn)[11].原始客車整體模型見圖2.車身模型2D單元個數(shù)為1 086 862.

圖1 生存空間尺寸示意圖

圖2 原始客車整體模型

1.2 載荷以及邊界條件

碰撞過程中存在接觸，生存空間設(shè)置為剛性單元，車身與地面的接觸定義為Atomatic_Single_Surface，動態(tài)與靜態(tài)摩擦系數(shù)均為 0.5.側(cè)翻平臺與右后輪接觸處為側(cè)翻旋轉(zhuǎn)中心.碰撞過程的邊界地面剛性體RIGID WALL，側(cè)翻平臺在剛性地面的上方 800 mm處.為了在縮短模擬過程，動態(tài)模擬中省略未接觸地面的側(cè)翻過程，使用臨界

碰撞方法，將車身繞旋轉(zhuǎn)中心旋轉(zhuǎn)109.2°，這時車身頂棚距離地面5.76 mm，模型見圖3.車身載荷包括車身重力以及臨界碰撞角速度，重力加速度9 800 mm/s2，賦予車身接觸地面前角速度3 rad/s.利用求解器 Ls-dyna 對模型進行求解，模擬客車側(cè)翻在臨近碰撞地面的 0.15 s內(nèi)車身發(fā)生的變形.

圖3 原始客車整車臨界碰撞模型

2 提高客車車身上部強度方案

2.1 頂棚斜撐布置方案

客車頂棚的設(shè)計基本為橫梁與縱梁正交形式，原始模型頂棚結(jié)構(gòu)見圖4.斜撐具有較好的穩(wěn)定性，目前頂棚斜撐形式較少，研究頂棚不同斜撐布置形式對車身側(cè)翻安全性能的影響具有科學意義.

圖4 原始模型頂棚結(jié)構(gòu)

王南[12]提出4種斜撐布置方法，當上下、左右相鄰斜撐布置方式均不同時，構(gòu)件的應(yīng)力最小.將這種方法應(yīng)用到車身頂棚上.為了不增加過多車身質(zhì)量，并且保證頂棚的主要承載能力，因此在頂棚保留所有橫梁、中間2根縱梁以及安裝空調(diào)位置和天窗位置桿件，在頂棚采用4種方式布置斜撐，見圖5.

圖5 頂棚布置方式

頂棚添加斜撐方法，第1種是在頂棚縱梁與頂棚邊縱梁間添加斜撐，結(jié)構(gòu)的三維圖見圖6a).第2種是在相鄰頂棚橫梁之間添加斜撐，即所有添加的斜撐都在頂棚平面內(nèi)，不與側(cè)圍發(fā)生聯(lián)系，結(jié)構(gòu)的三維圖見圖6b).表2列出不同的頂棚斜撐布置方案.

圖6 結(jié)構(gòu)三維圖

2.2 頂棚與立柱斜撐布置方案

選擇斜撐與車身頂棚之間不同角度為研究對象，研究側(cè)翻過程中斜撐布置方案對車身變形的影響規(guī)律，確定斜撐的最優(yōu)布置方案.在實際情況中，為了不影響乘客，在客車側(cè)圍與頂棚之間添加的斜撐下端有2個極限位置，A點為最高點高度與立柱頂端齊平;B點為最低點高度與窗戶上端平齊;斜撐與頂棚之間存在夾角β;A點與B點的β分別為16.0°與40.4°.斜撐在頂棚的端點位置不變，并取兩個極限點中間點H，此時β=28.5°.圖7為斜撐布置在頂棚與A點，H點，B點分別為布置方案編號9,10,11.表3為頂棚與側(cè)圍之間斜撐布置方案表.

表2 頂棚斜撐布置方案表

圖7 頂棚與側(cè)窗立柱斜撐方案圖

布置方案斜撐下端位置頂棚與斜撐角度/(°)9A點16.010H點28.511B點40.4

2.3 彎梁圓角布置方案

在側(cè)翻碰撞過程中，頂棚與側(cè)圍連接的彎梁負責將碰撞區(qū)側(cè)圍形變與碰撞力通過頂棚傳遞到非碰撞區(qū)的側(cè)圍，此時彎梁的構(gòu)型對車身變形有影響.因此研究彎梁不同彎角曲率半徑對側(cè)翻車身變形的影響，確定彎梁的最優(yōu)布置方案.原始方案中彎梁外側(cè)圓角曲率半徑為94 mm，內(nèi)側(cè)圓角曲率半徑為46 mm.改進方案中保證彎梁橫向跨度不變，改變內(nèi)外側(cè)圓角半徑，通過調(diào)整頂棚與側(cè)圍間相對高度，保持彎梁圓弧與頂棚為相切過渡，表4為彎梁圓角布置方案.

表4 彎梁圓角布置方案

3 客車側(cè)翻評價指標

有限元仿真過程中為了節(jié)省時間會采用非全積分算法，若產(chǎn)生較大沙漏能會導(dǎo)致能量不守恒，仿真結(jié)果不可信.碰撞接觸算法中系統(tǒng)為保證計算正常自動添加質(zhì)量，若該質(zhì)量添加過多會導(dǎo)致仿真計算結(jié)果不可信性.因此仿真過程中初始質(zhì)量增加應(yīng)控制在在10 kg以內(nèi)并且沙漏能不超過5%.原始碰撞模型沙漏能為1.1%,初始質(zhì)量增加為4 kg.原始模型能量守恒圖見圖8，在整個計算過程中系統(tǒng)能量守恒，系統(tǒng)動能逐步轉(zhuǎn)化為車身塑性變形產(chǎn)生的內(nèi)能以及車身與地面摩擦產(chǎn)生的內(nèi)能.因此仿真計算結(jié)果可信.

圖8 原模型碰撞能量圖

3.1 生存空間與車身立柱距離

按照標準建立完整的生存空間模型，生存空間模型材料為MAT20，是一種可以被穿透的、不可變形的剛性材料.在碰撞過程中觀察生存空間與立柱之間縱向距離，若為負代表生存空間穿過立柱或其他部位，若為正代表生存空間未被侵入，乘客安全.使用生存空間剩余量評估多種方案的車身上部強度[13].與地面碰撞側(cè)圍有9根立柱，由前至后側(cè)窗立柱編號分別為1,2,3,4,5,6,7,8,9.碰撞過程中車身各處變形不一致，生存空間因為底盤高度變化存在不同高度，取在碰撞之前側(cè)窗立柱由前至后9根立柱上的與生存空間等高度的A,B,C,D,E,F,G,H,I9個生存空間點，測量點見圖9.測量生存空間頂點與立柱之間在側(cè)翻過程中Z方向上的距離.未發(fā)生侵入時這個距離定義為生存空間剩余量，利用軟件繪制出生存空間剩余量隨時間變化圖.圖10為原模型中9個側(cè)窗立柱測量點與生存空間Z方向上隨時間變化距離曲線.可以得出編號為9的立柱生存空間剩余量最小且為負值，代表生存空間被侵入23.6 mm.在不同布置方案中討論編號為9的側(cè)窗立柱生存空間剩余量的提高量來判斷對生存空間的影響.

圖9 側(cè)翻過程中9個測量點

圖10 原模型中9個側(cè)窗立柱生存空間剩余量 隨時間變化距離曲線

圖11a)為方案1～4與原模型第9立柱生存空間剩余量對比曲線，當頂棚橫梁間布置斜撐時，生存空間剩余量相對于原始模型都有所提高.斜撐布置表2中布置方案1～2生存空間剩余量都由-23.6 mm提高到-6.4 mm，方案3～4生存空間剩余量分別由-23.6 mm提高到3.2 mm與1.3 mm.當斜撐布置方案3即左右斜撐方向相同，前后相鄰斜撐方向不同時對生存空間剩余量影響最大，增加了生存空間26.8 mm，相對于生存空間初始值400 mm提高了6.69%.圖11b)為方案5～8與原模型第9立柱生存空間剩余量對比曲線，斜撐布置表2中布置方案5～8生存空間剩余量由-23.6 mm分別下降到-32.6,-33.0, -31.4, -32.4 mm.由此得出車身頂棚橫梁間的添加斜撐不能增強車身上部強度.圖11c)為方案9～11與原模型第9立柱生存空間剩余量對比曲線，斜撐布置表3中布置方案9～11生存空間剩余量分別提高到了18.5,31.0, 43.0 mm.當斜撐布置方案為11時，即當頂棚斜撐與側(cè)圍夾角為40.4°時生存空間剩余量提高量最大，提高了66 mm，相對于生存空間初始值400 mm提高了生存16.5%.圖11d)為方案12～14與原模型第9立柱生存空間剩余量對比曲線，彎梁圓角布置方案表三中布置方案12～14生存空間剩余量分別提高了28.5,8.9,4.6 mm.當斜撐布置方案為12時，彎梁圓角半徑為99 mm時生存空間剩余量提高量最大，相對于生存空間初始值400 mm提高了生存7.1%.雖然方案1～2有所提高，但是立柱依然侵入生存空間，方案3～4以及方案9～12生存空間剩余量為正，車身變形沒有侵入生存空間，達到保證成員安全的改進設(shè)計目的.

圖11 方案1～14與原模型第9立柱生存空間剩余量對比曲線

3.2 側(cè)窗立柱上部與腰梁變化角度

生存空間的評估方法僅表達了乘客與車身安全關(guān)系，不能對車身整體變形進行評估，可以使用客車地板與立柱夾角作為評估指標，立柱與腰梁夾角越小，車身上部變形越大.因此使用側(cè)窗立柱上部與腰梁平面夾角作為評估指標.通過測量碰撞邊側(cè)窗立柱與頂棚橫梁角度量化車身變形，分別測量車身9根立柱隨時間變化立柱與橫梁夾角γ，在出現(xiàn)滑移和回彈過程之前記錄最小立柱與橫梁夾角，得出不同布置方案下9根立柱的立柱與橫梁夾角γ.原始模型中第6立柱與腰梁夾角最小，值為69.47°.

圖12a)為原模型與方案1～4的立柱與腰梁夾角，斜撐布置方案1～4與原始模型相比立柱與車身腰梁角度γ均有提高.方案3～4改進效果優(yōu)于方案1～2.方案1～4的第6立柱夾角γ相對原始模型分別提高了1.92%,1.96%, 2.89%, 2.44%.中最佳方案為方案3.圖12b)為原模型與方案5～8的立柱與腰梁夾角，斜撐布置方案5～8為在頂棚橫梁之間添加斜撐，無論斜撐方向如何改變，立柱與車身腰梁角度均沒有增加，與生存空間剩余量結(jié)果相符，頂棚橫梁間添加斜撐不能增加車身上部強度.圖12c)為原模型與方案9～11的立柱與腰梁夾角，方案9～11在頂棚與斜撐之間布置斜撐，最佳方案為斜撐與立柱夾角40.4°時，其中第6立柱與腰梁夾角提高最多，相對原始方案提高了4.17°,提高百分比為6.47%.圖12d)為原模型與方案12～14的立柱與腰梁夾角，方案13～14與原模型相比提高較小，最佳方案為方案12為時彎梁圓角半徑為99 mm，第6立柱與腰梁夾角提高最多，相對原始方案提高了2.28°,提高百分比為3.3%.

圖12 原模型與方案1～14的立柱與腰梁夾角

4 結(jié) 論

通過生存空間剩余量和立柱與腰梁2個評估指標提出3種增強車身上部強度的結(jié)構(gòu)方案.為提高客車車身上部強度提供參考依據(jù).

1) 在頂棚與側(cè)圍間添加斜撐，雖然側(cè)圍與頂棚間布置斜撐需要在車內(nèi)對側(cè)圍與頂棚之間進行焊接斜撐，操作工藝較復(fù)雜，但是這種改進方案效果最好.當在斜撐下端點為與窗框高度齊平時，生存空間剩余量相對于原模型提高了66.6 mm，其中第6立柱與腰梁夾角由原模型提高了6.0%.

2) 在頂棚縱梁間布置斜撐，當相鄰斜撐左右方向相同、前后方向不同時效果最優(yōu)，生存空間剩余量相對于原方案提高了26.8 mm，其中第6立柱與腰梁夾角由原模型的提高了2.9%.并且發(fā)現(xiàn)并非在頂棚加斜撐梁就可以提高生存空間，在頂棚橫梁間添加斜撐沒有改進效果.

3) 改變頂棚連接彎角半徑，當彎角半徑為99 mm時效果最優(yōu)，生存空間剩余量相對于原方案提高了28.5 mm，其中第6立柱與腰梁夾角由原模型的提高了3.3%.

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Influence of Bus Ceiling Structures for Rollover Crashworthiness

YANG Shuang1,2,3)DENG Song1,2,3)

(SchoolofAutomotiveEngineering,WuhanUniversityofTechnology,Wuhan430070,China)1)(HubeiKeyLaboratoryofAdvancedTechnologyofAutomotiveComponents,Wuhan430070,China)2)(HubeiCollaborativeInnovationCenterforAutomotiveComponentsTechnology,Wuhan430070,China)3)

In order to study the influence the bus body rollover safety of different bus ceiling structures, numerical models of bus body are established through Hyperworks and Ls-dyna. By using two index which are bus body residual space and the angle between the side window pillar and waist beam, three kinds of structures are proposed for to reinforce the upper body strength of the bus. The first kind of structure is to add brace between ceiling and window pillar. The second solution is to furnish the brace between the ceiling beams. The third way is to change the corner radius of ceiling connection. These three structures provide reference for structure design with improved bus rollover crashworthiness.

bus rollover; Ls-dyna; residual space; brace; ceiling

2016-11-20

*教育部創(chuàng)新團隊發(fā)展計劃基金項目資助(IRT13087)

U461.91

10.3963/j.issn.2095-3844.2017.01.031

楊雙(1991—)：女，碩士生，主要研究領(lǐng)域為客車側(cè)翻碰撞