ODB工況下車(chē)體前縱梁路徑變形模式控制方法及應(yīng)用

趙雪梅，吳昌生，邸曙升

（東風(fēng)汽車(chē)集團(tuán)有限公司 東風(fēng)日產(chǎn)乘用車(chē)公司 技術(shù)中心，廣州 510800）

前碰工況中，參與傳力并與能量吸收密切相關(guān)的主要車(chē)體骨骼為機(jī)艙段的吸能盒和前縱梁，它們的變形模式及能量吸收對(duì)車(chē)體碰撞性能表現(xiàn)至關(guān)重要。

與FLP（正面100%重疊剛性壁障50 km/h碰撞）工況下車(chē)輛與壁障100%重疊不同，ODB（正面40%可潰縮壁障64 km/h碰撞）中壁障與車(chē)體的重疊量及允許偏差[1]為±20 mm，導(dǎo)致前防撞橫梁所受載荷會(huì)隨著不同偏差而發(fā)生變化。并且壁障前后高度、剛性不同，再加上車(chē)姿制造偏差，吸能盒及前縱梁所受載荷同樣會(huì)隨著不同偏差而發(fā)生變化。以上因素會(huì)影響防撞橫梁、吸能盒、前縱梁的變形模式，進(jìn)而影響整車(chē)的能量吸收和變形量。

以本文所研究的車(chē)型為例，壁障在y向存在±20 mm的允許偏差，z向存在±10 mm的車(chē)姿制造偏差，如圖1所示。

圖1 壁障與整車(chē)的關(guān)系

在ODB工況中，壁障保險(xiǎn)杠元件與目標(biāo)車(chē)型主要傳力路徑——前防撞橫梁-吸能盒-前縱梁（后文簡(jiǎn)稱為前縱梁路徑）之間存在高度差，如圖2所示。

圖2 ODB工況壁障與前縱梁路徑的位置關(guān)系

在上述條件下，會(huì)造成ODB工況中前縱梁路徑部品無(wú)法實(shí)現(xiàn)最優(yōu)變形模式，如圖3所示。某車(chē)型吸能盒被壓彎，不能達(dá)到軸向潰縮吸能效率。圖4為某車(chē)型在ODB工況中未能折彎，相比折彎模式，此種變形模式會(huì)導(dǎo)致乘客艙受到的前端載荷更大。

以往對(duì)前縱梁變形設(shè)計(jì)的研究中大多只關(guān)注前縱梁自身，沒(méi)考慮試驗(yàn)偏差及其前序部品（防撞橫梁和吸能）對(duì)前縱梁的影響。如清華大學(xué)王大志對(duì)前縱梁的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及變形控制研究[2]，以及浙江大學(xué)蘇建關(guān)于前縱梁結(jié)構(gòu)的優(yōu)化[3]。本文致力于前防撞橫梁、吸能盒、前縱梁的變形順序、變形位置和變形模式的研究，系統(tǒng)性地提出了前防撞橫梁-吸能盒-前縱梁變形模式規(guī)劃、考慮試驗(yàn)偏差的控制方法和應(yīng)用實(shí)例。

圖3 某車(chē)型ODB中吸能盒變形模式

圖4 某車(chē)型ODB中前縱梁變形模式

1 傳力路徑部品變形模式規(guī)劃、控制方法及應(yīng)用

1.1 傳力路徑部品變形模式規(guī)劃

在前縱梁路徑中，為了使能量吸收最大化，首先規(guī)劃路徑各個(gè)部品的變形模式，如圖5所示。

圖5 變形模式規(guī)劃

（1）前防撞橫梁：為整個(gè)路徑的第一受力部品，其變形模式直接影響吸能盒所受的載荷方向，因此在吸能盒變形前，防撞橫梁應(yīng)折彎以減小吸能盒所受彎矩。

（2）吸能盒：作為前端能量吸收的關(guān)鍵部品，軸向潰縮可將能量吸收最大化。

（3）前縱梁：一方面為了釋放發(fā)動(dòng)機(jī)艙的潰縮吸能空間，另一方面為了減輕后方乘客艙的壓力，需要前縱梁潰縮或折彎變形或二者并存，由于搭載和布置的限制，本文在對(duì)象車(chē)型上規(guī)劃了兩次折彎變形。

以上部品變形順序從前到后依次進(jìn)行。

1.2 前防撞橫梁的變形模式控制方法

在設(shè)計(jì)防撞橫梁折彎位置時(shí)，需根據(jù)防撞橫梁受力特性，設(shè)定穩(wěn)定的折彎誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)以保證折彎位置的穩(wěn)定性。建立其變形前的力學(xué)模型，并進(jìn)行受力分析，如圖6所示。

圖6 防撞橫梁變形前力學(xué)分析

由以上分析可知，防撞橫梁在標(biāo)記點(diǎn)O處所受彎矩最大，根據(jù)力學(xué)模型，可得出標(biāo)記點(diǎn)離左側(cè)吸能盒的距離D為：

考慮試驗(yàn)壁障位置偏差±20 mm的影響，可確定實(shí)際試驗(yàn)中防撞橫梁變形前的彎矩最大區(qū)域：

根據(jù)式（2），可確定本文所研究的車(chē)型最大彎矩在整車(chē)坐標(biāo)系下y向?yàn)椋?208，-224） mm區(qū)間，為保證折彎部位的一致性，以及折彎耐力一致，在此區(qū)域防撞橫梁上下表面設(shè)置折彎引導(dǎo)孔，圓心在范圍中心：y=-216 mm，直徑覆蓋最大彎矩范圍區(qū)域：d=16 mm，對(duì)象車(chē)型設(shè)置如圖7所示。

圖7 對(duì)象車(chē)型防撞橫梁折彎誘導(dǎo)孔位置設(shè)計(jì)

1.3 吸能盒的變形模式控制方法

吸能盒變形順序控制：為保證吸能盒在防撞梁之后變形，其軸向壓潰最大可承受力，應(yīng)大于防撞梁折彎變形時(shí)所需的吸能盒支撐力。假定前縱梁發(fā)生折彎變形時(shí)，其所受載荷為均布力q，則從圖6的防撞梁力學(xué)模型可推導(dǎo)出吸能盒需提供的支撐力F為：

吸能盒峰值最大可承受力Fb＞F，具體數(shù)值根據(jù)能量吸收計(jì)劃確定，本文不做展開(kāi)。

吸能盒變形模式控制：影響吸能盒變形模式最大的因素是xz視圖壁障前端與壁障前端并不完全重疊，且防撞橫梁的高度尺寸與吸能盒也存在偏差，因此從防撞橫梁傳遞到吸能盒的是軸向力及y向彎矩，如圖8所示。

在此種受力模式下，如圖9所示，吸能盒上下表面存在應(yīng)力差。若上下部分屈服應(yīng)力相同，下邊緣達(dá)到屈服極限時(shí)，上邊緣應(yīng)力還未達(dá)屈服極限，導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)發(fā)生壓彎，而非潰縮變形。因此，未加控制的吸能盒容易向下彎曲變形。

為實(shí)現(xiàn)吸能盒穩(wěn)定的軸向潰縮，本文通過(guò)以下3種方式來(lái)控制。

圖9 吸能盒截面應(yīng)力分析

（1）將吸能盒左右分體結(jié)構(gòu)變更為如圖10所示的上下分體結(jié)構(gòu)，且上半部板厚＜下半部板厚，以降低形心軸減小彎矩以及上下應(yīng)力差。

圖10 吸能盒斷面優(yōu)化設(shè)計(jì)

（2）上下部分材料差異化設(shè)定：上半部采用屈服應(yīng)力低的材料，下半部采用屈服應(yīng)力高的材料。屈服應(yīng)力比值盡可能趨近，以盡可能滿足上下表面同時(shí)達(dá)到屈服的軸向潰縮條件，如圖11所示。

圖11 吸能盒屈服應(yīng)力設(shè)定

（3）為進(jìn)一步穩(wěn)固吸能盒變形模式，消除上下試驗(yàn)偏差影響，目標(biāo)車(chē)型根據(jù)薄板壓屈原理，通過(guò)設(shè)定壓潰筋控制潰縮穩(wěn)定性。

本文所研究的車(chē)型吸能盒方案如圖12所示。

圖12 對(duì)象車(chē)型吸能盒方案

1.4 前縱梁的變形模式控制方法

1.4.1 前縱梁變形順序控制

與吸能盒變形順序控制原理相同，為使前縱梁在吸能盒潰縮后變形，需滿足變形所需的最大可承受力＞吸能盒的變形最大可承受力。

1.4.2 前縱梁變形模式控制

前縱梁作為乘客艙前方的直接傳力部品，其變形模式直接影響后方所受載荷方向，如下圖所示，前縱梁折彎后，可釋放機(jī)艙在此區(qū)間的潰縮空間S（圖13），還可以大幅降低導(dǎo)致乘客艙變形所受載荷的大?。▓D14）。

本文將前縱梁的第一次折彎設(shè)定在防撞橫梁折彎后，在防撞橫梁折彎后拖鉤套筒變?yōu)槭茌d最前點(diǎn)，其受力模型如圖15所示。

根據(jù)斷面壓彎的受力特性，可分析得知前縱梁斷面各處的應(yīng)力分布，如圖16所示。前縱梁內(nèi)表面壓應(yīng)力相對(duì)外側(cè)較小，且越靠近前圍的斷面形心軸與載荷點(diǎn)y向偏差e越大，產(chǎn)生的Mz也隨之增加，從而內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力降低，外側(cè)壓應(yīng)力增加。

圖13 前縱梁折彎前后空間釋放

圖14 前縱梁斷面通過(guò)力與變形模式的關(guān)系

圖15 前縱梁變形前受力模式

圖16 前縱梁變形前斷面應(yīng)力分布

第1次折彎處特別設(shè)定最大可承受載荷下降（如通過(guò)折彎誘導(dǎo)，如加孔、誘導(dǎo)筋、強(qiáng)度差異化等方式）可以控制前縱梁按計(jì)劃折彎，此處前縱梁可承受載荷F按斷面最大壓應(yīng)力σF+σMz轉(zhuǎn)換計(jì)算得出。第1次折彎后，前縱梁后半段受到的載荷方向發(fā)生改變，如圖17所示。

圖17 前縱梁第2次折彎前后段受力模式

由于Mz方向發(fā)生了變化，前縱梁斷面壓應(yīng)力變更為內(nèi)側(cè)比外側(cè)大（圖18），且越靠近前圍，產(chǎn)生的Mz也隨之增加，從而內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力降低，外側(cè)壓應(yīng)力增加。

圖18 前縱梁第2次折彎前后段斷面應(yīng)力分布

與第1次折彎處設(shè)定方法相同，可控制第2次折彎部位，斷面可承受載荷F'按斷面最大壓應(yīng)力σFx+σM′z轉(zhuǎn)換計(jì)算得出。為控制兩次折彎按前后順序進(jìn)行，斷面可承受載荷設(shè)定應(yīng)滿足F'＞F，因此，前縱梁整體斷面可承受載荷及對(duì)象車(chē)型的實(shí)現(xiàn)方案如圖19所示。

圖19 對(duì)象車(chē)型前縱梁設(shè)計(jì)方案

2 結(jié)果驗(yàn)證

通過(guò)以上的分析可知，壁障試驗(yàn)位置偏差影響可通過(guò)控制防撞橫梁的變形模式來(lái)消除，車(chē)姿制造偏差可通過(guò)吸能盒穩(wěn)定的軸向潰縮模式來(lái)控制，前縱梁通過(guò)合理的可承受載荷分配及與之匹配的結(jié)構(gòu)方案實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的折彎模式。

為驗(yàn)證方案的穩(wěn)定性，根據(jù)車(chē)輛姿態(tài)及試驗(yàn)壁障位置容差，分解出壁障與前縱梁傳力路徑實(shí)際存在7種極限工況。根據(jù)車(chē)姿設(shè)計(jì)和C-NCAP設(shè)計(jì)偏差，進(jìn)行了7個(gè)工況的解析。以壁障與車(chē)輛的理論位置關(guān)系為參考，7種工況的壁障與前縱梁傳力路徑的位置關(guān)系說(shuō)明見(jiàn)表1。

表1 七種工況壁障位置偏差說(shuō)明

圖20所示的CAE解析結(jié)果顯示，通過(guò)以上方法進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)前，僅在工況2、5變形模式和規(guī)劃一致，其余工況均與計(jì)劃不符，且各不相同。

而通過(guò)本文詳述的方法進(jìn)行改進(jìn)后，防撞橫梁、吸能盒及前縱梁均按照規(guī)劃折彎，如圖21所示。

圖20 設(shè)計(jì)改進(jìn)前ODB 七種工況下前縱梁路徑變形模式

圖21 設(shè)計(jì)改進(jìn)后ODB 七種工況下前縱梁路徑變形模式

兩次實(shí)物試驗(yàn)結(jié)果表明，防撞橫梁折彎位置、吸能盒潰縮模式及前縱梁變形模式均與計(jì)劃吻合，如圖22所示。

綜上可判定本文采用的變形模式控制方法可有效地保證試驗(yàn)結(jié)果的穩(wěn)定性和實(shí)物性能表現(xiàn)的一致性。

圖22 對(duì)象車(chē)型兩次實(shí)物試驗(yàn)中前縱梁路徑變形模式

3 結(jié)論

本文通過(guò)分析在ODB工況下，研究試驗(yàn)允許偏差范圍中的車(chē)體關(guān)鍵路徑骨骼零件——防撞梁、吸能盒、前縱梁，完成了從前到后系統(tǒng)性變形模式的規(guī)劃?；诟髁慵煌牧W(xué)特性，提出了各自的變形模式控制方法及實(shí)現(xiàn)案例。經(jīng)CAE解析和實(shí)物試驗(yàn)，驗(yàn)證了控制方法的有效性。