基于壓潰理論的小偏置碰撞結(jié)構(gòu)優(yōu)化

郭樹文　路深　卜曉兵　李璐江

摘 要：論文完成了某B級轎車25%重疊碰撞工況的優(yōu)化設計。首先本文通過對結(jié)果統(tǒng)計分析篩選出關(guān)鍵優(yōu)化結(jié)構(gòu);然后基于能量管理的方法，設定關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的吸能目標。由于結(jié)構(gòu)能量目標無法直接用于結(jié)構(gòu)設計，應將能量目標轉(zhuǎn)化為壓潰力目標。接著基于壓潰力目標利用壓潰理論進行結(jié)構(gòu)設計。最終經(jīng)過驗證，設計方案滿足目標要求。

關(guān)鍵詞：25%重疊碰撞;關(guān)鍵結(jié)構(gòu);能量管理;壓潰理論

1 前言

據(jù)美國高速公路安全保險協(xié)會（Insurance Institute for Highway Safety，IIHS）調(diào)查統(tǒng)計，在交通事故中，正面碰撞僅占4%，而40%重疊率以下的碰撞事故占事故總量的僅50%，其中25%以下重疊率事故占近24%。所以IIHS提出了25%小偏置重疊率碰撞。[1]

針對小偏置工況的設計思路當前主要分為兩種，一種是避讓式，如沃爾沃S60和S90的設計方案，碰撞發(fā)生時，側(cè)向?qū)蚪Y(jié)構(gòu)使車輛與壁障擦過;另一種為縱梁外擴式，延長防撞橫梁或者縱梁前端外擴以增加與壁障的重疊率，最終靠乘員艙本身抵抗變形。[2-3]

本文結(jié)合某車型在該工況下的變形特點，分析關(guān)鍵承力結(jié)構(gòu)，并基于能量管理的方法和壓潰理論[4]，設定各個關(guān)鍵梁系優(yōu)化方案，已達到評價優(yōu)秀目標。

2 IIHS正面25%重疊試驗要點

根據(jù)IIHS中25%重疊碰撞試驗規(guī)程，車輛撞擊速度為64km/h，壁障為剛性壁障，高1524mm，車輛與壁障重疊率為車身寬度的25%，在車輛前排駕駛員位置放置1個50th Hybrid Ⅲ男性假人，用來測量駕駛員的損傷。如圖1所示。

IIHS采用侵入量測量值評定車輛結(jié)構(gòu)等級，測量點如圖2所示。測量點分為乘員艙上部和乘員艙下部，乘員艙上部包括轉(zhuǎn)向管柱、A 柱上鉸鏈、上儀表板和左下方儀表板;乘員艙下部包括A柱下鉸鏈、左側(cè)擱腳板、左側(cè)足板、制動踏板、駐車制動踏板和門檻。統(tǒng)計上述各處的XYZ三向合成位移，與侵入量評估圖比較，如圖3所示，評估結(jié)果分：GOOD（優(yōu)秀）、ACCEPTABLE（良好）、MARGINAL（一般）和 POOR（差）4個等級。

評估時，分別對乘員艙上下兩部分的侵入量進行單獨測量評估，測量點出現(xiàn)次數(shù)最多的評估結(jié)果作為該部分的評估結(jié)果，取乘員艙上下兩部中較差的一組評估結(jié)果作為測試車輛車體結(jié)構(gòu)的評估結(jié)果，該結(jié)果也決定了整車的碰撞安全性能評估結(jié)果。[5-6]

3 仿真試驗結(jié)果分析

3.1 建立仿真模型

本文所用基礎(chǔ)車型為某B級轎車，車重1573kg，根據(jù)IIHS正面25%重疊率碰撞工況，在LSDYNA軟件中建立該車型有限元模型，如圖4所示。仿真模型經(jīng)過和實車試驗對標，滿足仿真精度要求。

3.2 侵入量結(jié)果統(tǒng)計

對該車輛碰撞后的乘員艙上下部選取的測量點的侵入量進行測量，測量點的侵入量評價結(jié)果如表1所示。由表可知，A柱上鉸鏈侵入量較大，超過125 mm，評級一般;A柱下鉸鏈，左側(cè)擱腳板，轉(zhuǎn)向管柱，上儀表板，門檻測量點評價均為良好，因此綜合乘員艙上下部評級得出該車車身評估結(jié)果為良好。如需達到優(yōu)秀還需要進行優(yōu)化提升，A柱上下鉸鏈和門檻梁是改進的重點所在，二者強度提升，轉(zhuǎn)向管柱和前圍板的侵入量也會相應下降。如表1所示。

3.3 碰撞動畫結(jié)果分析

由動畫可知，車輛在與壁障發(fā)生碰撞時發(fā)生偏轉(zhuǎn)，如圖5所示。該車型設計理念是利用自身結(jié)構(gòu)抵抗小偏置撞擊，在25%重疊率工況下，車輛前縱梁與壁障難以發(fā)生正面碰撞，如圖5和圖6所示。圖5和圖6為碰撞后各個關(guān)鍵梁系結(jié)構(gòu)的主視圖和俯視圖。由圖可知，在碰撞過程中，由于重疊率小的原因，前縱梁沒有產(chǎn)生較理想的壓潰變形，主要變形形式為彎折變形，這是與FRB和ODB碰撞形式不同之處。同樣該車型的吸能盒和副車架在碰撞過程中也沒有產(chǎn)生較大的吸能變形。

小偏置工況設計中，弱化了對加速度指標的考核，所以乘員艙結(jié)構(gòu)通常采用較高強度的設計。乘員艙變形較大結(jié)構(gòu)如圖7和圖8所示，分析乘員艙動畫變形情況可知，門檻梁變形較大，發(fā)生彎折;A柱下端受輪胎擠壓情況較為嚴重，會造成A柱上鉸鏈和下鉸鏈變形較大，對前圍板和儀表板同樣會造成不利影響;地板變形較大，中央通道后部發(fā)生嚴重褶皺，地板縱梁后部同樣產(chǎn)生較大變形。以上乘員艙的變形均應盡量避免。

4 基于能量管理的抗撞性目標設計

4.1 優(yōu)化思路的提出

經(jīng)過以上針對車身變形情況的分析，結(jié)合2.2中針對數(shù)據(jù)統(tǒng)計結(jié)果的研究，本文得出，改進時應該注意乘員艙地板的變形，加強門檻梁和地板縱梁的強度;乘員艙變形較大與前端吸能量也有較大關(guān)系，前端結(jié)構(gòu)吸能不足，強度匹配不合理，以至變形順序混亂，最終結(jié)構(gòu)較差。

此工況下前端結(jié)構(gòu)中縱梁和副車架屬于非主要承力結(jié)構(gòu)，難于進行改進。吸能盒壓潰量不足，可以進行結(jié)構(gòu)改進，本文采用延長防撞橫梁的方法，可以使防撞橫梁與壁障產(chǎn)生重疊，進而使吸能盒壓潰吸能;基礎(chǔ)車型中左側(cè)結(jié)構(gòu)shotgun，A柱和門檻梁可改動性較大，吸能量也較多，因此shotgun、A柱和門檻梁屬于本文優(yōu)化的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)，主要對三者進行優(yōu)化提升。

4.2 能量目標確定

根據(jù)上述動畫可知，車輛在與壁障碰撞時會發(fā)生偏轉(zhuǎn)，造成在碰撞結(jié)束時刻，車輛與壁障脫離，此時車輛仍有一定動能。所以車輛關(guān)鍵結(jié)構(gòu)吸能量計算公式為[7]：

式中，Ea為車體關(guān)鍵結(jié)構(gòu)總目標吸能量，E0為初始動能，Em為碰撞結(jié)束時動能。

基礎(chǔ)車型和一個50th Hybrid Ⅲ假人質(zhì)量共重1573kg，起始速度為64km/h，由動能公式計算可得初始動能為248.5KJ，由整車模型能量曲線讀取整車能量為258KJ，如圖9所示，誤差率3.9%，屬于正常范圍，所以本文基礎(chǔ)車型仿真模型能量曲線準確性較高;本文取150 ms為碰撞結(jié)束時刻，此時整車動能為47.5KJ，模型中滑移能和沙漏能占比很小忽略不計。為了前后一致性，計算時均采用仿真模型能量進行計算。即E0為258KJ，Em為42.5KJ，由式（1）可得，車身結(jié)構(gòu)總吸能量為210.5KJ。

圖10和圖11為車身主要吸能結(jié)構(gòu)吸能情況，由圖可知，shotgun，A柱和門檻梁吸能量分別為shotgun9.9KJ，A柱吸能量為11.2KJ，門檻梁吸能量為2.2KJ。因為改進主要針對乘員艙，不涉及前縱梁，副車架等前端結(jié)構(gòu)，故改進后吸能量變化忽略不計。優(yōu)化改進后地板各部件變形將會大大減小，按吸能量減少50%-60%計算，需要轉(zhuǎn)移的能量共約為13KJ。因此改動結(jié)構(gòu)需要增加約13 KJ的吸能量。

5 基于壓潰理論的關(guān)鍵梁系設計

5.1 理論基礎(chǔ)

張君媛等人采用車輛前端碰撞能量管理方法，首先獲得吸能目標，得到改進后的目標車型總成吸能量。本文首先提出目標吸能量，由于能量目標無法直接用于結(jié)構(gòu)設計，故將能量目標轉(zhuǎn)化為壓潰力目標，將能量與結(jié)構(gòu)緊密連接起來。公式如式（2）所示[8-10]。

式中，F(xiàn)0為壓潰力。K為壓潰系數(shù)，E0為目標吸能量，D為壓縮長度。

本文采用低碳鋼矩形截面設計關(guān)鍵構(gòu)件。低碳鋼矩形截面薄壁梁平均軸向壓潰力計算公式如下：

式中：F為平均軸向壓潰力;σ0為平均流動應力（材料屈服極限和斷裂極限的均值）;b 為矩形截面長

5.2 設計方案

本文提出處改動方案，第一，防撞橫梁延長至與壁障重疊，增加吸能盒壓潰量，結(jié)構(gòu)如圖12所示。本文不針對吸能盒結(jié)構(gòu)進行改進，基礎(chǔ)車型中吸能盒車身方向長度D為166mm，厚度2mm，吸能盒截面長125 mm，寬83mm，長寬均值104 mm。由式（3）可知，軸向壓潰力F為94KN。根據(jù)經(jīng)驗設定改進后壓潰系數(shù)為0.6，所以由式（2）可知，吸能量E0為9KJ。

基礎(chǔ)車型吸能盒吸能量約為4.5KJ，故吸能盒增加的吸能量約為4.5KJ，而其余改動部分還需增加8.5KJ吸能量。本文針對shotgun和門檻梁只做材料厚度相關(guān)的改進，A柱進行材料厚度及結(jié)構(gòu)改進。所以本文能量分配為，A柱吸能增加量為3KJ，門檻梁吸能增加量為2.5KJ，shotgun增加量為3KJ。

第二，基礎(chǔ)車型門檻梁結(jié)構(gòu)強度較弱，導致乘員艙后部變形嚴重，所以應對門檻梁進行加強?；A(chǔ)車型中門檻梁分為兩部分，如圖13所示。門檻梁在此工況下也應承擔一部分吸能功能，所以本文將門檻梁后部加強，材料更換為熱成型材料，前半部分設計為吸能結(jié)構(gòu)。

基礎(chǔ)車型中門檻部分吸能為2.2KJ，所以改進后目標吸能量為4.7KJ。門檻梁截面長為157mm，寬為148mm，可壓潰長度為120mm。由于門檻梁此處壓潰系數(shù)較低，本文設置為0.3。根據(jù)式（2）可知，此處目標壓潰力F0=130KN。門檻梁前部優(yōu)化方案為更改厚度，所以根據(jù)式（3）可知，優(yōu)化后厚度為應為2.7mm。

第三，基礎(chǔ)車型A柱如圖14所示，結(jié)合第2節(jié)中的分析可知，A柱吸能量較少，結(jié)構(gòu)有待提升。本文優(yōu)化方案為將A柱內(nèi)吸能盒結(jié)構(gòu)增大，與A柱內(nèi)板形成三個方管結(jié)構(gòu)，截面長為100mm，寬為30mm，壓潰方向平均長度為110mm。A柱內(nèi)吸能盒初始吸能量為1.2KJ，目標增加量為3KJ，故吸能盒目標吸能總量為4.2KJ，每個吸能盒吸能量為1.4KJ。此處壓潰系數(shù)較大，設為0.6，由式（2）可得每個吸能盒截面壓潰力F0=21.2KN。由式（3）可知，厚度為1.3mm。

第四，基礎(chǔ)車型中shotgun可以進行加厚，從而提高吸能量，左側(cè)初始吸能量為9.9KJ，目標增量為3KJ，所以左側(cè)shotgun吸能總量為12.9KJ。shotgun壓潰方向長度為800mm，設定壓潰系數(shù)為0.55，平均截面長為90mm，寬度為50mm。由式（2）可得截面壓潰力F0=29.3KN。由式（3）可知，厚度為1.6mm。

6 設計方案驗證

為了驗證所設計車身前端結(jié)構(gòu)相關(guān)構(gòu)件的合理性，將設計的優(yōu)化方案放入整車中進行計算。新模型七個監(jiān)測點侵入量除歇腳板和左側(cè)地板外其他監(jiān)測點實際侵入量均顯著減小，且達到了優(yōu)秀標準。如表2所示。

優(yōu)化方案驗證結(jié)果如圖16、17、18和19所示。圖16為地板變形情況，由圖可知，地板后部變形與優(yōu)化之前相比有很大改善;圖17為門檻梁和A柱變形情況，門檻梁前部變形吸能，后部保持結(jié)構(gòu)完整，同時A柱變形吸能情況良好，均達到預期;圖18為吸能盒情況，吸能盒邊壓潰情況良好，符合設計預期。圖19為優(yōu)化后各結(jié)構(gòu)能量吸收曲線，如圖所示，A柱吸能量14.9KJ，吸能盒吸能量8.7KJ，門檻吸能量5.4KJ，均與設計目標接近;shotgun吸能量12.1KJ，比設計值少了0.8KJ，分析動畫是因為壓潰系數(shù)比預期要低，壓潰情況比預期差。

綜上，優(yōu)化方案達到預定目標。

7 總結(jié)

本文以壓潰理論為基礎(chǔ)，對車身關(guān)鍵結(jié)構(gòu)進行了正向設計。

（1）首先，分析模型動畫和數(shù)據(jù)結(jié)果，遴選關(guān)鍵優(yōu)化結(jié)構(gòu)。然后基于能量管理手段，對關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的目標吸能量進行了設定。

（2）其次，本文通過壓潰理論，基于前文設定的的能量目標，計算得出結(jié)構(gòu)的壓潰力目標。

（3）最終經(jīng)過驗證，設計方案滿足目標要求。

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