微型電動(dòng)汽車轉(zhuǎn)向管柱支撐結(jié)構(gòu)耐撞性設(shè)計(jì)?

鄭玉卿，朱西產(chǎn)，董學(xué)勤，趙汝濤，馬志雄，4

(1.同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804； 2.湖州師范學(xué)院工學(xué)院，湖州 313000； 3.易覺(jué)汽車科技(上海)有限公司，上海 201806；4.現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430070)

前言

據(jù)交通事故統(tǒng)計(jì)分析和汽車碰撞試驗(yàn)分類研究報(bào)告，有46%的駕駛員傷害是由轉(zhuǎn)向盤、轉(zhuǎn)向管柱和轉(zhuǎn)向器組成的轉(zhuǎn)向系統(tǒng)造成的[1]。吸能轉(zhuǎn)向系統(tǒng)是在傳統(tǒng)轉(zhuǎn)向系統(tǒng)的基礎(chǔ)上加入了可壓縮塑性變形吸能部件，如可壓縮變形轉(zhuǎn)向柱、可變形支架等，國(guó)外從20世紀(jì)30年代開(kāi)始對(duì)吸能轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)和性能進(jìn)行研究，60年代在轎車上裝用并進(jìn)行事故和試驗(yàn)相關(guān)性研究[2]，80年代開(kāi)始進(jìn)行大量的吸能轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)碰撞仿真、試驗(yàn)研究和優(yōu)化設(shè)計(jì)[3－7]。研究結(jié)果表明:吸能轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)能在意外的正面碰撞事故發(fā)生時(shí)緩和沖擊并吸收碰撞能量，能減輕或防止駕駛員傷害。作為汽車被動(dòng)安全的主要措施之一，吸能轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)目前在國(guó)內(nèi)外已廣泛地應(yīng)用于不同類型汽車上。

近幾年，微型電動(dòng)汽車產(chǎn)銷量均呈井噴式上升，據(jù)2013年山東省經(jīng)濟(jì)與信息化委員會(huì)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示，全省微型電動(dòng)汽車銷量為169 049輛。微型電動(dòng)汽車具有價(jià)格低、體積小、車身輕、速度慢等特點(diǎn)，但涉及乘員安全的車身結(jié)構(gòu)耐碰撞性同樣不容小覷。國(guó)家管理部門尚未頒布微型電動(dòng)汽車相關(guān)的法規(guī)文件加以約束規(guī)范，廠家在降低制造成本過(guò)程中也會(huì)導(dǎo)致車身結(jié)構(gòu)碰撞安全性嚴(yán)重不足，如乘員安全帶不帶限力裝置、未配置安全氣囊和潰縮式轉(zhuǎn)向管柱等，在正面高速碰撞時(shí)轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)勢(shì)必會(huì)對(duì)乘員胸部或腿部造成損傷或重大傷害。據(jù)此，本文中以GB11557—2011[8]中規(guī)定的人體模塊碰撞力為目標(biāo)，以市場(chǎng)上某款微型電動(dòng)車為對(duì)象，設(shè)計(jì)了一種新型潰縮式轉(zhuǎn)向管柱吸能支撐結(jié)構(gòu)。

本文中利用Hypermesh 9.0建立了一套由支撐結(jié)構(gòu)、吸能轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)和人體模塊組成的碰撞系統(tǒng)仿真模型，利用Lsdyna 971進(jìn)行非線性有限元碰撞數(shù)值計(jì)算，對(duì)比評(píng)估不同工況下的碰撞仿真結(jié)果，然后進(jìn)行參數(shù)比較選擇和樣件制作，最后在水平線性沖擊試驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行人體模塊-駕駛轉(zhuǎn)向系統(tǒng)沖擊試驗(yàn)，驗(yàn)證轉(zhuǎn)向管柱支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的有效性，試驗(yàn)成功后交付微型電動(dòng)汽車廠家使用，并應(yīng)用于50km/h正撞國(guó)標(biāo)認(rèn)證試驗(yàn)。

1 支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求

1.1 原轉(zhuǎn)向管柱支撐結(jié)構(gòu)

圖1為某款微型電動(dòng)汽車原轉(zhuǎn)向管柱唯一支撐結(jié)構(gòu)示意圖。轉(zhuǎn)向管柱經(jīng)法蘭盤通過(guò)一根壁厚為2.0mm、截面為50mm×30mm的矩形管與車身橫梁相焊接，矩形管底部還增焊了一片5mm厚的加強(qiáng)鋼板，支撐結(jié)構(gòu)兩頭均采用焊接固定，目的是增強(qiáng)轉(zhuǎn)向盤的轉(zhuǎn)向操縱剛度。GB 11557—2011的技術(shù)要求如下:“4.2按照附錄C規(guī)定的試驗(yàn)程序，人體模塊以24.1～25.3km/h的相對(duì)速度撞擊轉(zhuǎn)向操縱裝置(即轉(zhuǎn)向盤)時(shí)，轉(zhuǎn)向操縱裝置作用在人體模塊上的水平力不得超過(guò)11 123N。若轉(zhuǎn)向操縱裝置裝有安全氣囊的車輛滿足GB/T 20913—2007中4.2.2.4和4.2.2.5的規(guī)定，則認(rèn)為該轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)滿足上述4.2的要求?！逼髽I(yè)為節(jié)約生產(chǎn)成本，該款微型電動(dòng)汽車未配置安全氣囊和潰縮吸能轉(zhuǎn)向管柱，圖1的原支撐結(jié)構(gòu)可滿足車輛全局坐標(biāo)系中橫向(Y)、垂向(Z)的轉(zhuǎn)向操縱剛度和強(qiáng)度要求，但縱向(X)強(qiáng)度過(guò)大，仿真結(jié)果顯示假人胸塊以規(guī)定的試驗(yàn)速度沖擊轉(zhuǎn)向盤，沖擊力已然超標(biāo)。

圖1 原支撐結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 設(shè)計(jì)要求

上述轉(zhuǎn)向操縱系統(tǒng)要滿足對(duì)人體模塊撞擊水平力不得超過(guò)11 123N的要求，且不配置安全氣囊和潰縮吸能轉(zhuǎn)向管柱的現(xiàn)實(shí)約束條件下，須重新設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)向管柱支撐結(jié)構(gòu)。新轉(zhuǎn)向管柱支撐結(jié)構(gòu)詳細(xì)設(shè)計(jì)要求如下。

(1)工藝實(shí)施簡(jiǎn)單。因該微型電動(dòng)車是量產(chǎn)車型，年銷量可達(dá)3萬(wàn)臺(tái)，任何新結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案應(yīng)確保工藝實(shí)施簡(jiǎn)單，改動(dòng)最小，且結(jié)構(gòu)制造成本要低，容易獲得。

(2)強(qiáng)度定向設(shè)計(jì)。人體模塊X向沖擊試驗(yàn)力不得超過(guò)11 123N，Y向和Z向的轉(zhuǎn)向操縱確保剛度和強(qiáng)度充足，不得影響駕駛員的駕乘感。

(3)設(shè)計(jì)空間合理。由于橫梁與法蘭盤之間安裝間距固定，且橫梁上還有其他必要元件的分布和搭載，不得造成與其他任何組件間的干涉。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)機(jī)理

因槽型梁具有抗彎扭的天然優(yōu)勢(shì)，且加工工藝簡(jiǎn)單，截面參數(shù)易優(yōu)化。為滿足上述3點(diǎn)設(shè)計(jì)要求，基于金屬塑性變形吸能原理[9]，僅用2根對(duì)稱分布的槽型薄壁梁來(lái)實(shí)現(xiàn)，且中部均開(kāi)有一個(gè)V型缺口，分布方式見(jiàn)圖2。圖中L為單根槽型梁長(zhǎng)，l為缺口到端部距離，θ為左右槽型梁之間夾角，t為槽型梁板厚，h為槽型梁高度，b為槽型梁翼緣寬度，合并端與法蘭盤相連，分開(kāi)端與橫梁相連，因槽型梁選用薄板，采用氬弧焊接固定。選取圖2中左側(cè)槽型梁的一半為分析對(duì)象，其中CD端翼緣焊接于法蘭盤上，槽型梁V型缺口的彈性受力分析示意圖如圖3所示。圖中c為V型尖角A到翼緣自由邊BC的距離；b為槽型梁上下翼緣板寬度；a為槽型梁中性軸到主梁板ED之間的距離。當(dāng)轉(zhuǎn)向盤受到人體模塊縱向沖擊(X向)，且槽型梁處于彈性變形階段時(shí)，轉(zhuǎn)向盤傳導(dǎo)至法蘭盤上的力平均分解到左右兩側(cè)槽型梁上，設(shè)左側(cè)槽型梁上的分力為F1，等效集中作用在距ED邊為a的中性軸上。因V型缺口兩側(cè)型槽梁僅在尖角A處(A實(shí)際上是一條面與面之間折線)相連，故反作用力 F1′只能作用在V型尖角A處，方向與F1相反，大小相等，于是F1與F1′形成一個(gè)力矩，當(dāng)該力矩大于V型缺口自身抵抗彎折的彈性力矩時(shí)，槽型梁V型缺口進(jìn)入塑性變形階段，之后V型缺口兩側(cè)槽型梁板發(fā)生復(fù)雜的塑性擠壓變形。本設(shè)計(jì)正是利用V型缺口的應(yīng)力集中效應(yīng)來(lái)激發(fā)槽型梁的塑性壓潰，通過(guò)控制c的大小來(lái)調(diào)節(jié)人體沖擊模塊在與轉(zhuǎn)向盤縱向沖擊過(guò)程中的接觸力峰值。

圖2 新支撐結(jié)構(gòu)示意圖

圖3 V型缺口彈性階段受力示意圖

3 數(shù)值仿真驗(yàn)證

3.1 有限元模型

基于上述支撐結(jié)構(gòu)總體設(shè)計(jì)要求，可初步確定槽型梁相應(yīng)尺寸與材料參數(shù)如下:h＝40mm，b＝20mm，t＝1.0mm，l＝75mm，L足夠長(zhǎng)，安裝角度 θ＝90°，V型缺口最大寬度為 30mm，屈服強(qiáng)度為205MPa。 c分別取 20，21，22，23和 24mm 建立了 5個(gè)仿真對(duì)比模型。參照GB11557—2011附錄C規(guī)定的試驗(yàn)程序，即人體模塊沖擊試驗(yàn)，對(duì)上述原支撐結(jié)構(gòu)和新支撐結(jié)構(gòu)分別建立了人體模塊碰撞仿真驗(yàn)證模型，如圖4和圖5所示。模型中槽型梁材料模型選用?Mat＿Piecewise＿Linear＿Plasticity，彈性模量為208 000MPa，泊松比為 0.3，密度為 7.85g/mm3，應(yīng)變率效應(yīng)參數(shù):C＝40，P＝5[10]。

圖4 原支撐結(jié)構(gòu)有限元模型

圖5 新支撐結(jié)構(gòu)有限元模型(c＝24mm)

原支撐機(jī)構(gòu)方管和橫梁材質(zhì)均為SPHC，加強(qiáng)板和法蘭等材質(zhì)為Q235，兩者屈服強(qiáng)度接近[11－12]，統(tǒng)一設(shè)為270MPa，彈性模量、泊松比、密度、材料模型和應(yīng)變率效應(yīng)參數(shù)設(shè)定同上。此外，轉(zhuǎn)向管柱相關(guān)部件均為厚壁構(gòu)件，一般不易失效，材料也采用Q235。轉(zhuǎn)向盤骨架材質(zhì)為鋁鎂合金，屈服強(qiáng)度為115.2MPa，彈性模量為28 267MPa，泊松比為0.35，密度為1.8g/mm3，材料應(yīng)變率效應(yīng)不明顯，材料模型為Mat24，真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線由供應(yīng)商提供，如圖6所示。人體模塊由一塊剛性板和橡膠塊組成，質(zhì)量為34.28kg，模型相關(guān)技術(shù)參數(shù)[13]符合GB 11557—2011規(guī)定要求，該模型由易覺(jué)汽車科技(上海)有限公司提供。

圖6 鋁鎂合金真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線

人體模塊與轉(zhuǎn)向盤之間接觸采用?Contact＿Automatic＿Surface＿To＿Surface，其余構(gòu)件之間采用?Contact＿Automatic＿Single＿Surface接觸類型，摩擦因數(shù)均設(shè)為0.2[14－15]。人體模塊碰撞初始速度設(shè)為6.944m/s，轉(zhuǎn)向管柱根部萬(wàn)向節(jié)處采用Revolute Joint模擬其轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程，最底下銷軸末端和前部橫梁兩端都采用全約束固定，人體模塊與轉(zhuǎn)向盤之間的碰撞力通過(guò)設(shè)置接觸參數(shù)SPR和MPR為1來(lái)提取。仿真模型單元總數(shù)56 298個(gè)，結(jié)構(gòu)單元平均邊長(zhǎng)為8mm，人體模塊單元平均邊長(zhǎng)為50mm，計(jì)算總時(shí)間為0.08s。圖7為原支撐結(jié)構(gòu)縱向沖擊后的最終塑性變形，可見(jiàn)型材組合焊接而成的原支撐結(jié)構(gòu)幾乎無(wú)任何塑性變形，只有轉(zhuǎn)向盤出現(xiàn)了塑性變形。

3.2 橫向和垂向強(qiáng)度校核

圖7 原支撐結(jié)構(gòu)最終塑性變形

新支撐結(jié)構(gòu)兩端焊接固定，是一種超靜定結(jié)構(gòu)，橫向和垂向的理論強(qiáng)度校核非常復(fù)雜，本文中選取了支撐結(jié)構(gòu)中最弱的工況c＝24mm進(jìn)行動(dòng)態(tài)沖擊數(shù)值仿真驗(yàn)證，將人體模塊旋轉(zhuǎn)至橫向，沖擊速度不變，提取槽型梁的截面力和人體模塊接觸力，獲得橫向和垂向的彈塑性極限抗力曲線，橫向沖擊后支撐結(jié)構(gòu)塑性變形和人體模塊接觸力分別見(jiàn)圖8和圖9，沖擊過(guò)程中槽型梁在V型缺口處出現(xiàn)了較明顯的塑性變形，經(jīng)彈性階段和塑性階段時(shí)間節(jié)點(diǎn)分析可知:支撐結(jié)構(gòu)橫向彈性極限抗力可達(dá)4 493N，塑性極限抗力為8 270N。對(duì)于垂向沖擊工況，沖擊后的支撐結(jié)構(gòu)塑性變形和人體模塊接觸力分別見(jiàn)圖10和圖11，沖擊過(guò)程中因轉(zhuǎn)向管柱底部有傳動(dòng)銷軸支撐，故圖10中的V型支撐結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)明顯塑性變形，圖11中的垂向塑性極限抗力也出現(xiàn)了高峰值；其次，與橫向沖擊工況相比，沖擊初始階段因鋁鑄轉(zhuǎn)向盤垂向剛度較小，轉(zhuǎn)向盤更易產(chǎn)生塑性壓潰變形，故圖11中人體模塊垂向沖擊力曲線的前期出現(xiàn)了緩慢上升階段而非陡升，導(dǎo)致V型支撐結(jié)構(gòu)的彈性和塑性變形階段不易區(qū)分，此時(shí)可通過(guò)分析局部塑性變形漸變?cè)茍D來(lái)近似獲得V型支撐結(jié)構(gòu)塑性變形觸發(fā)的時(shí)間節(jié)點(diǎn)，對(duì)照可得V型支撐結(jié)構(gòu)的垂向彈性極限抗力為4 273N，塑性極限抗力為19 687N。一般來(lái)說(shuō)，駕駛員在正常轉(zhuǎn)向操縱過(guò)程中對(duì)支撐結(jié)構(gòu)不會(huì)產(chǎn)生如此大的Y和Z向作用分力，將新支撐結(jié)構(gòu)安裝在實(shí)車中進(jìn)行了轉(zhuǎn)向操縱體驗(yàn)，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)人員反映良好，因此認(rèn)為該支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足側(cè)向和垂向的剛強(qiáng)度要求。

圖8 橫向沖擊塑性變形

圖9 人體模塊橫向沖擊力曲線

圖11 人體模塊垂向沖擊力曲線

圖10 垂向沖擊塑性變形

3.3 仿真結(jié)果討論

圖12 為5個(gè)新支撐結(jié)構(gòu)模型縱向沖擊后的最終塑性變形對(duì)比。將圖12與圖7進(jìn)行對(duì)比可知:人體模塊碰撞轉(zhuǎn)向盤過(guò)程中，轉(zhuǎn)向盤材質(zhì)較軟，在所有模型中均率先發(fā)生了塑性變形；在沖擊第2階段，原支撐結(jié)構(gòu)無(wú)塑性變形，人體模塊被彈回，說(shuō)明原支撐結(jié)構(gòu)縱向強(qiáng)度太大，未起到任何潰縮吸能作用，而5個(gè)新支撐結(jié)構(gòu)在V型缺口均發(fā)生了不同程度的拉伸和彎曲塑性變形，塑性變形發(fā)生的初始位置與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)預(yù)期相一致，且5個(gè)新支撐結(jié)構(gòu)的變形模式也相同，但由仿真結(jié)果可知，新支撐結(jié)構(gòu)的縱向潰縮量有所區(qū)別，隨c增大而增大，如c＝24mm時(shí)，支撐結(jié)構(gòu)縱向總潰縮量比c＝20mm時(shí)多了14.08mm，這說(shuō)明含V型缺口槽型梁能起到潰縮吸能作用，且吸能水平可調(diào)。

圖12 5個(gè)新支撐結(jié)構(gòu)最終塑性變形對(duì)比

原支撐結(jié)構(gòu)和5個(gè)新支撐結(jié)構(gòu)的碰撞仿真過(guò)程中人體模塊與轉(zhuǎn)向盤之間碰撞力曲線對(duì)比見(jiàn)圖13。峰值力從高到低依次為 18 387，17 001，14 007，12 155，10 754和10 061N。由此可見(jiàn):原支撐結(jié)構(gòu)無(wú)任何潰縮，對(duì)人體模塊碰撞力也最大，遠(yuǎn)高于11 123N的國(guó)標(biāo)要求；而新支撐結(jié)構(gòu)的人體模塊碰撞力隨著參數(shù)c的增大而呈非線性減小，其中c為20，21，22mm 3個(gè)模型，支撐結(jié)構(gòu)V型缺口處的潰縮略顯不足，人體模塊碰撞力仍然超標(biāo)，只有當(dāng)c≥23mm時(shí)，人體模塊的仿真碰撞力才能滿足國(guó)標(biāo)要求。仿真結(jié)果對(duì)比表明，新支撐結(jié)構(gòu)可以通過(guò)調(diào)節(jié)V型缺口的關(guān)鍵參數(shù)c來(lái)滿足人體模塊碰撞力小于11 123N的國(guó)標(biāo)要求，且工藝易實(shí)施。

圖13 仿真碰撞力曲線對(duì)比

4 沖擊試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 沖擊試驗(yàn)準(zhǔn)備

根據(jù)上述結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)指導(dǎo)值，在上海曹安鋼材市場(chǎng)購(gòu)得DC01冷軋鋼板一塊，屈服強(qiáng)度實(shí)測(cè)均值為195MPa[16]，考慮到板材厚度偏差、工藝尺寸偏差和屈服強(qiáng)度比仿真選用值略小，厚度選定1.2mm(實(shí)測(cè)均值為1.18mm)，c取保守值24mm，槽型梁長(zhǎng)度L足夠長(zhǎng)，確保連接。通過(guò)板料切割、折彎、切V槽和打磨等工序后，制成試驗(yàn)樣件，其一端通過(guò)氬弧焊接安裝到法蘭盤上，另一端焊接在可拆卸的替代橫梁方管上，兩根槽型梁對(duì)稱安裝，夾角為90°，轉(zhuǎn)向管柱最下方銷軸調(diào)整角度后焊接在可拆卸鋼板上，確保碰撞發(fā)生后轉(zhuǎn)向系統(tǒng)可繞十字萬(wàn)向節(jié)旋轉(zhuǎn)。人體模塊采用配重為35.1kg鋼塊來(lái)替代，可在線性沖擊水平試驗(yàn)臺(tái)水平滑軌上滑動(dòng)。所有部件、測(cè)試傳感器和數(shù)據(jù)采集設(shè)備均安裝調(diào)試完畢后，對(duì)樣件進(jìn)行外表面噴涂，采用高速攝像機(jī)記錄碰撞試驗(yàn)全過(guò)程，實(shí)測(cè)配重鋼塊初速度為6.87m/s，人體模塊水平?jīng)_擊試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)汽車設(shè)計(jì)研究院進(jìn)行，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖14所示。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

圖14 新支撐結(jié)構(gòu)沖擊試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)

圖15 ～圖17分別顯示了水平線性沖擊試驗(yàn)過(guò)程中不同時(shí)刻對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)向盤塑性變形、槽型梁塑性變形和槽型梁最終塑性變形情況，在沖擊試驗(yàn)過(guò)程中轉(zhuǎn)向盤和槽型梁支撐結(jié)構(gòu)發(fā)生的塑性變形位置與仿真過(guò)程相一致，新支撐結(jié)構(gòu)正是在V型缺口處發(fā)生了塑性拉伸和彎曲擠壓，但并未撕裂斷開(kāi)。從塑性變形次序來(lái)看仍是先轉(zhuǎn)向盤后支撐結(jié)構(gòu)，與仿真模型的變形次序完全一致，說(shuō)明含V型缺口的槽型梁支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)縱向沖擊抗力大于轉(zhuǎn)向盤縱向沖擊抗力，只有縱向沖擊抗力達(dá)到一定的設(shè)計(jì)閾值即V型缺口的縱向彈性極限抗力時(shí)，支撐結(jié)構(gòu)才開(kāi)始發(fā)生塑性變形，實(shí)現(xiàn)潰縮吸能，從而降低人體模塊碰撞接觸力。

圖15 T＝0.454s轉(zhuǎn)向盤塑性變形

圖18 為c＝24mm時(shí)人體模塊仿真碰撞力與沖擊試驗(yàn)碰撞力曲線對(duì)比。分析可知，兩者變化趨勢(shì)一致，試驗(yàn)曲線整體偏低，仿真和試驗(yàn)峰值力分別為10 061和9 442N，可見(jiàn)新支撐結(jié)構(gòu)滿足國(guó)標(biāo)要求，兩者偏差僅為6.1%，可滿足一般工程設(shè)計(jì)要求。峰值力出現(xiàn)時(shí)刻不一致是試驗(yàn)和仿真數(shù)據(jù)的采集密度和采集時(shí)間長(zhǎng)短不同所致。試驗(yàn)驗(yàn)證成功后，新支撐結(jié)構(gòu)已交付廠家，在已完成的整車國(guó)標(biāo)正面50km/h碰撞試驗(yàn)中，同樣起到了較好的潰縮吸能作用，最終的碰撞試驗(yàn)報(bào)告也證實(shí)了試驗(yàn)假人胸部和大腿的沖擊力均已滿足國(guó)標(biāo)50km/h正撞法規(guī)要求。

圖16 T＝0.465s新支撐結(jié)構(gòu)塑性變形

圖17 新支撐結(jié)構(gòu)最終塑性變形

圖18 c＝24mm試驗(yàn)與仿真碰撞力曲線對(duì)比

5 新支撐結(jié)構(gòu)夾角θ的影響

考慮到V型支撐結(jié)構(gòu)在微型電動(dòng)車車身結(jié)構(gòu)布置中的通用性問(wèn)題，假設(shè)V型支撐結(jié)構(gòu)安裝空間與橫梁上的零部件均不存在干涉，討論不同夾角θ對(duì)人體模塊碰撞力的影響。以水平線性沖擊試驗(yàn)驗(yàn)證過(guò)夾角為90°的仿真模型為基礎(chǔ)，分別建立了夾角θ分別為 30°，60°和 120°3個(gè)對(duì)比模型，保持 c＝24mm，且縱向法蘭盤與橫梁之間距離不變，如圖19所示。

圖19 3個(gè)不同夾角的V型支撐結(jié)構(gòu)

仿真結(jié)果如圖20所示，圖中同時(shí)示出夾角為90°時(shí)的曲線(實(shí)線)。由圖可見(jiàn)，3個(gè)V型支撐結(jié)構(gòu)均在V型尖角處發(fā)生了塑性變形，且在碰撞初始階段，碰撞力走勢(shì)幾乎相同，這說(shuō)明4個(gè)仿真模型中轉(zhuǎn)向盤均率先發(fā)生了潰縮，V型支撐結(jié)構(gòu)緊隨其后。碰撞力峰值隨著夾角增大呈近似線性下降，30°，60°，90°和 120°對(duì)應(yīng)的碰撞力峰值分別為 12 199，11 300，10 061和9 124N，可見(jiàn)新支撐結(jié)構(gòu)的安裝夾角須大于60°，方能滿足法規(guī)對(duì)人體模塊碰撞力的要求。此外，夾角θ越大，由靜力學(xué)分析可知，新支撐結(jié)構(gòu)橫向強(qiáng)度隨之提高，垂向強(qiáng)度影響不大，這也有利于改善駕乘感，因此在滿足工藝約束和部件干涉的條件下，盡可能為V型結(jié)構(gòu)爭(zhēng)取大的安裝夾角θ是合理選擇。

圖20 不同夾角θ的碰撞力曲線對(duì)比(c＝24mm)

6 結(jié)論

(1)基于GB11557—2011人體模塊沖擊力規(guī)定和碰撞試驗(yàn)要求，采用非線性有限元?jiǎng)恿W(xué)數(shù)值仿真技術(shù)對(duì)原支撐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了碰撞仿真評(píng)估，其耐撞性指標(biāo)不甚理想。然后基于彈塑性力學(xué)理論，設(shè)計(jì)了含V型缺口的槽型薄壁梁支撐結(jié)構(gòu)，它具有成本低、工藝簡(jiǎn)單、占用空間小和強(qiáng)度與吸能水平皆可調(diào)等優(yōu)點(diǎn)。

(2)一系列碰撞仿真結(jié)果分析表明:人體模塊碰撞力可通過(guò)調(diào)節(jié)槽型梁上V型缺口的關(guān)鍵參數(shù)c來(lái)實(shí)現(xiàn)非線性控制。碰撞試驗(yàn)結(jié)果很好地驗(yàn)證了仿真過(guò)程中新支撐結(jié)構(gòu)縱向設(shè)計(jì)強(qiáng)度、塑性變形觸發(fā)位置和潰縮吸能效果，新支撐結(jié)構(gòu)完全滿足國(guó)標(biāo)規(guī)定的人體模塊碰撞力不大于11 123N的強(qiáng)制性要求，同時(shí)還仿真校核了橫向和垂向抗沖擊強(qiáng)度，也滿足實(shí)車駕乘感的要求。最后仿真分析了不同安裝夾角θ對(duì)人體模塊碰撞力的影響。結(jié)果表明:夾角θ越大，碰撞力越小。

(3)該V型支撐結(jié)構(gòu)為國(guó)內(nèi)微型電動(dòng)汽車的轉(zhuǎn)向機(jī)構(gòu)潰縮吸能支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考，有助于降低駕乘人員的碰撞事故傷害。但該支撐結(jié)構(gòu)材質(zhì)較薄，焊接處的疲勞耐久性仍需后續(xù)的實(shí)車路試加以驗(yàn)證與完善。此外，V缺口控制參數(shù)c與支撐結(jié)構(gòu)吸能水平之間非線性控制定量關(guān)系還有待進(jìn)一步研究。

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