可脫落式前副車架在正面碰撞中的應(yīng)用

胡琦

摘要：為了解決整備質(zhì)量較大的SUV車型在正面碰撞中減速度峰值大，車輛前端變形空間不足的碰撞安全問題。對(duì)前副車架連接點(diǎn)的脫落設(shè)計(jì)進(jìn)行了分析研究，從連接點(diǎn)空間受力的角度入手，設(shè)計(jì)了一款可脫落式前副車架方案。結(jié)果顯示，前副車架脫落方案對(duì)于降低整車碰撞減速度和增加整車位移有顯著的效果，整車減速度峰值由48.1g下降為35.3g，整車位移由571.7mm增加為589.6mm。最后進(jìn)行了整車正面剛性墻碰撞試驗(yàn)，試驗(yàn)和仿真結(jié)果的整車減速度、整車位移和關(guān)鍵位置變形模式的吻合度較高。

Abstract： In order to solve the problem of high deceleration peak and insufficient front-end deformation space of SUV with large curb weight in frontal crash. In this paper， the analysis and study were done on separate design of front subframe. The results show that the falling of the front sub-frame can be achieved ， the peak deceleration of the vehicle decreases from 48.1g to 35.3g ， and the vehicle X-displacement increases from 571.7mm to 589.6mm. Finally， the vehicle frontal rigid wall impact test is carried out， and the vehicle deceleration， the vehicle displacement and the deformation of? key positions are highly consistent.

關(guān)鍵詞：SUV;正面碰撞;碰撞減速度;可脫落式前副車架

Key words： SUV;vehicle front crash;crash accelerate pulse;separate design of front subframe

0? 引言

在正面碰撞中，整車對(duì)碰撞脈沖的響應(yīng)水平和保證乘員艙的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性是衡量耐撞性能最重要的兩個(gè)指標(biāo)。為了追求更大的乘坐空間和車型整體外觀效果，SUV普遍采用短前懸和大尺寸輪胎的設(shè)計(jì)風(fēng)格，壓縮了車身前部縱梁結(jié)構(gòu)的吸能變形空間和縱梁在輪包處的橫截面積，在正面碰撞中縱梁吸能不足而且容易發(fā)生折彎變形，導(dǎo)致正面碰撞中整車減速度水平較高，增加被動(dòng)安全開發(fā)難度?？擅撀涫礁避嚰艿膽?yīng)用指的是：在滿足車身結(jié)構(gòu)強(qiáng)度耐久，NVH性能的前提下，當(dāng)其發(fā)生碰撞，副車架連接點(diǎn)的受力達(dá)到某限值時(shí)，副車架連接點(diǎn)脫開，帶動(dòng)動(dòng)力總成向下向后移動(dòng)，釋放碰撞能量，緩解機(jī)艙各大總成的剛性碰撞，同時(shí)縱梁獲得更大的變形空間和變形時(shí)間，有利于降低整車減速度的峰值。示意圖如圖1所示。

1? 基礎(chǔ)模型FRB仿真結(jié)果分析

1.1 整體能量分析

如圖2所示：FRB仿真模型總能量184KJ，總體能量守恒，動(dòng)能曲線和內(nèi)能曲線平滑轉(zhuǎn)換，可以作為方案驗(yàn)證和優(yōu)化的基礎(chǔ)仿真模型。

1.2 基礎(chǔ)模型前部變形和整車減速度波形及位移曲線分析

如圖3所示為整車基礎(chǔ)模型FRB減速度波形曲線和整車位移曲線：第一個(gè)峰值為24.1g，出現(xiàn)時(shí)刻為14.8ms;第二個(gè)峰值為32.7g，出現(xiàn)時(shí)刻為26.8ms，整車減速度最大峰值為48.1g，出現(xiàn)時(shí)刻為46.5ms;整車最大X向位移為571.7mm。結(jié)合整車變形和減速度波形分析可知，第一峰值由前防撞梁-吸能盒系統(tǒng)剛度決定，第二峰值是由縱梁前段剛度和可變形空間決定。第三峰值的出現(xiàn)是由于動(dòng)力總成和機(jī)艙眾多部件擠壓之后與剛性墻碰撞產(chǎn)生[1-11]。車身和吸能盒變形如圖4所示。

1.3 基礎(chǔ)模型FRB仿真結(jié)果小結(jié)

基礎(chǔ)模型FRB仿真結(jié)果顯示，吸能盒和縱梁前段有序變形，變形模式以壓潰式為主，內(nèi)能吸收充分，整車最大位移為571.7mm。目前存在的問題是整車的第三個(gè)減速度峰值48.1g對(duì)于整車正面碰撞安全性能開發(fā)有較大的困難。

2? 可脫落副車架連接點(diǎn)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 副車架前后連接點(diǎn)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

針對(duì)基礎(chǔ)模型仿真結(jié)果分析，第三峰值出現(xiàn)時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)前部已經(jīng)沒有可變形空間，基于可脫落式副車架降低減速度峰值的原理，針對(duì)副車架連接點(diǎn)進(jìn)行受力分析和常見的脫開方式研究。如圖5所示為基礎(chǔ)車輛副車架前后連接點(diǎn)處結(jié)構(gòu)，通過螺栓與車身緊固連接。常見的副車架前后連接點(diǎn)的失效方式為螺栓剪斷和鈑金撕裂。由于金屬破壞力波動(dòng)較大、不容易控制等特點(diǎn)，螺栓的剪斷和連接點(diǎn)鈑金件撕裂的失效方式存在不穩(wěn)定性，本文將設(shè)計(jì)一種新的脫開方式。

根據(jù)空間任意力系理論并結(jié)合大量的仿真模擬，采集了FRB工況中副車架前后連接點(diǎn)的受力情況，得到了在Oxy平面上前連接點(diǎn)合力與X方向夾角中位數(shù)約等于30°，后連接點(diǎn)主要受力方向?yàn)閄向。依此設(shè)計(jì)脫開結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)，如圖6所示。當(dāng)連接點(diǎn)受力達(dá)到螺栓提供的滑動(dòng)摩擦限值且合力方向與開口方向接近時(shí)，羊角結(jié)構(gòu)與螺栓接觸面發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，副車架前連接點(diǎn)實(shí)現(xiàn)滑脫，后點(diǎn)在長(zhǎng)圓孔中發(fā)生滑動(dòng)。

2.2 副車架前后連接螺栓等級(jí)選型和零部件試驗(yàn)驗(yàn)證

為了保證連接的緊固要求、副車架總成連接點(diǎn)的強(qiáng)度和耐久性能要求，根據(jù)以往經(jīng)驗(yàn)和查表得知， M12*1.25，10.9級(jí)和M14*1.5，10.9級(jí)螺栓可以滿足條件，螺栓性能如表1所示。結(jié)合副車架前連接點(diǎn)受力分析結(jié)果和從零部件設(shè)計(jì)制造成本和裝配工藝的角度考慮，選擇M12*1.25，10.9級(jí)螺栓進(jìn)行剪切試驗(yàn)和安裝點(diǎn)拉脫強(qiáng)度試驗(yàn)。

試驗(yàn)一：連接螺栓滑動(dòng)摩擦力和剪切強(qiáng)度試驗(yàn)。

如圖7所示，采用轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)角法進(jìn)行緊固，轉(zhuǎn)矩為90Nm+90°～105°，預(yù)緊力為71-88KN，超彈性裝配。試驗(yàn)結(jié)果如圖7和表2所示[12]。

試驗(yàn)結(jié)果顯示：試驗(yàn)曲線在位移2-5mm階段有一個(gè)平臺(tái)期，平均力值約為15KN，該階段主要是套筒和螺栓接觸面的摩擦力，當(dāng)套筒移動(dòng)到與螺栓接觸之后力值迅速上升，直到螺栓被剪斷，剪斷平均力值在58KN左右。

試驗(yàn)二：副車架前連接點(diǎn)局部結(jié)構(gòu)拉脫強(qiáng)度試驗(yàn)。

模擬副車架前安裝點(diǎn)局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了兩組試驗(yàn)：①水平方向，測(cè)試在螺栓緊固作用下接觸面的極限摩擦力;②與水平方向成20°夾角，測(cè)試受力與水平面成一定角度情況下的拉脫力。結(jié)果顯示：水平方向試驗(yàn)的拉脫力約為12kN，與該型號(hào)螺栓提供的理論摩擦力極限值相近;與水平面成20°夾角試驗(yàn)方案，連接點(diǎn)發(fā)生鈑金結(jié)構(gòu)破壞，拉脫力約為48KN。試驗(yàn)圖片和試驗(yàn)結(jié)果如圖8和表3所示。

3? 整車FRB碰撞仿真驗(yàn)算

將副車架前后連接點(diǎn)脫落設(shè)計(jì)方案代入整車基礎(chǔ)模型仿真驗(yàn)算，如圖9所示在FRB仿真模型中前點(diǎn)從豁口脫開，后點(diǎn)在長(zhǎng)圓孔中發(fā)生滑動(dòng)。

如圖10所示：整車最大減速度峰值由48.1g降低為35.3g，降低了12.8g;在還沒有觸發(fā)副車架脫落條件的前40ms，曲線幾乎完全吻合;40-55ms之間，副車架連接點(diǎn)觸發(fā)脫開條件，副車架脫開，減速度水平顯著下降;55ms之后，優(yōu)化模型的曲線時(shí)間偏后，但斜率幾乎一致?；A(chǔ)模型整車X向最大位移為571.7mm，優(yōu)化方案為589.6mm，增大了18mm，位移最大值出現(xiàn)時(shí)刻推后了3.6ms左右。優(yōu)化結(jié)果證明了可脫落式副車架，對(duì)整車減速度峰值、整車最大位移、整車減速時(shí)間都有明顯的改善。

4? 實(shí)車碰撞試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)標(biāo)

4.1 整車正面碰撞試驗(yàn)準(zhǔn)備

根據(jù)CNCAP試驗(yàn)法規(guī)要求進(jìn)行試驗(yàn)準(zhǔn)備和試驗(yàn)前的各項(xiàng)數(shù)據(jù)測(cè)量，試驗(yàn)前整車如圖11所示。

4.2 試驗(yàn)與仿真整車減速度、整車位移對(duì)標(biāo)分析

整車X向減速度波形對(duì)比如圖12所示：在0-30ms階段，曲線吻合度非常好，說明CAE模型前端零件之間的搭接關(guān)系和材料本構(gòu)曲線輸入準(zhǔn)確可靠;40-55ms階段曲線存在差異，仿真結(jié)果減速度值略大于試驗(yàn)值，原因是在CAE模型中動(dòng)力總成設(shè)置為不變形的剛體，且在實(shí)際碰撞試驗(yàn)中，副車架脫開后會(huì)帶動(dòng)動(dòng)力總成向下和向后移動(dòng)比較明顯，但是在CAE仿真模型中因?yàn)橛邢迒卧l(fā)生較大畸變，摩擦系數(shù)的差異等原因，導(dǎo)致CAE仿真模型該時(shí)段數(shù)值較大;55-100ms的動(dòng)力總成后部空間變形和反彈階段，曲線吻合較好?？傮w來說，試驗(yàn)和仿真模型的X向減速度曲線的主要趨勢(shì)和波峰波谷都具有較高的一致性，試驗(yàn)與仿真結(jié)果整車X向位移曲線基本一致，試驗(yàn)結(jié)果在69.8ms時(shí)刻位移達(dá)到最大值586.6mm，仿真結(jié)果在67.3ms時(shí)刻位移達(dá)到最大值589.6mm。

4.3 試驗(yàn)與仿真結(jié)果變形姿態(tài)對(duì)標(biāo)分析

如圖13所示為整體變形側(cè)視圖，試驗(yàn)結(jié)果與仿真整體變形姿態(tài)，前部主要部件變形模式一致。副車架前后連接點(diǎn)在實(shí)物碰撞試驗(yàn)中達(dá)到了設(shè)計(jì)意圖：前連接點(diǎn)從豁口脫開，后連接點(diǎn)在長(zhǎng)圓孔滑槽中發(fā)生滑動(dòng)，如圖14所示。

5? 結(jié)論

通過仿真和實(shí)車試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果顯示：在保證副車架總成連接點(diǎn)的強(qiáng)度和耐久性能要求的前提下，當(dāng)副車架連接點(diǎn)受力達(dá)到一定條件時(shí)發(fā)生脫開，能夠降低整車減速度水平、增加整車位移，增加正面碰撞中的吸能空間;可脫落式副車架對(duì)于改善正面碰撞波形，降低整車被動(dòng)安全開發(fā)難度有重要的借鑒意義。

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