配置多種形式前懸架車型的小偏置碰撞性能開發(fā)策略研究

【摘要】為同時滿足配置麥弗遜和雙叉臂前懸架車型的小偏置碰撞性能要求，針對麥弗遜和雙叉臂前懸架在正面25%偏置碰撞工況中的變形模式及結果差異進行原因分析，通過增加門檻前端吸能塊、弱化前指梁和A柱前端、設置門洞前部緩沖區(qū)域等措施對該車型進行了結構優(yōu)化，并應用LS-DYNA仿真、實車試驗驗證了安全策略和優(yōu)化措施的有效性，試驗中車輛結構等級評定為優(yōu)秀。

關鍵詞：小偏置碰撞 前懸架 變形模式

中圖分類號：U491.6" "文獻標志碼：A" "DOI： 10.20104/j.cnki.1674-6546.20240317

Small Offset of Rigid Barrier Crash Strategy Study Based on Diversified Front Suspension of Architecture

Wang Cong Yang Zhigang Chen Wei Chen Feng Lin Xianghui

（1. Zeekr Intelligence Technology， Ningbo 315336; 2. Geely Auto Group Central Research Institute， Ningbo 315336）

【Abstract】To meet the small offset barrier crash performance requirements of both McPherson and double wishbone front suspension system， this paper analyzes the cause of deformation pattern and discrepancy of results in 25% offset collision condition of both McPherson and double wishbone front suspension. The vehicle is optimized structurally by taking measures such as adding energy absorption zone at the front end of doorsill， wreaking the front beam and A-pillar front segment， and setting the buffer zone of the front end of door. Effectiveness of these safety strategies and optimization measures have been verified by LS-DYNA simulation and real vehicle test， in which the vehicle structure grade is rated as excellent.

Key words：" Small offset of rigid barrier crash， Front suspension， Deformation pattern

【引用格式】 王聰， 楊志剛， 陳偉， 等. 配置多種形式前懸架車型的小偏置碰撞性能開發(fā)策略研究[J]. 汽車工程師， 2025（3）： 35-41.

WANG C， YANG Z G， CHEN W， et al. Small Offset of Rigid Barrier Crash Strategy Study Based on Diversified Front Suspension of Architecture[J]. Automotive Engineer， 2025（3）： 35-41.

1 前言

正面小偏置碰撞是正面碰撞事故中致死率最高的事故[1]，美國公路安全保險協會（Insurance Institute for Highway Safety，IIHS）首先關注了此類碰撞，并于2012年提出了重疊率為25%的小偏置壁障（Small Overlap Barrier，SOB）碰撞試驗。中國保險汽車安全指數（China Insurance Automotive Safety Index，C-IASI）在國內率先引入駕駛員側正面25%偏置碰撞評價，又于2024年引入乘員側正面25%偏置碰撞，作為車內乘員安全指數考核項。C-IASI評價規(guī)程[2]中的小偏置碰撞試驗工況碰撞速度高（64 km/h）、剛性壁障與車身主要承載結構（前縱梁、防撞梁等）錯開，到2020年，僅78%的受試車型小偏置碰撞評價為優(yōu)秀[3]，小偏置碰撞成為車輛被動安全開發(fā)與車身結構設計的重難點。

小偏置碰撞性能開發(fā)策略主要分為兩種：車輛產生側向力，側滑避開壁障；車輛前期潰縮吸能，后期承載。

目前，大多數研究集中在側移滑出模式，如崔營營等[4]通過建立數學模型，對車輛在25%偏置碰撞中的側滑過程進行力學分析，發(fā)現在壁障與車輪接觸前，如果車身沒有足夠的橫向支撐、A柱下部與壁障重疊率高，很難實現側移滑出模式。

在潰縮吸能策略中，車輪與懸架的鉸接點失效變形模式差異會導致碰撞結果完全不同，張健等[5]探究了車輪與底盤零部件間鉸接點失效導致車輪脫落對碰撞結果的影響，但未與車身結構結合分析，且目前車身結構優(yōu)化研究主要集中在加強車輪前部車身，使前指梁、防撞梁、副車架等提早介入以增加吸能量[6-7]。

電動汽車的前懸一般較短、質量較大，在碰撞中難以產生側滑所需的側向力，無法采用側移滑出策略。本文在上述研究基礎上，考慮某車型整車質量大導致碰撞能量增加、車身前部結構吸能有限等因素，采用潰縮吸能策略。在不對前部結構進行加強的前提下，針對該車型的兩種不同類型前懸架配置，研究懸架鉸接點、車輪、車身結構等失效與變形模式差異，進而優(yōu)化車身結構設計，制定碰撞性能開發(fā)策略，并進行CAE仿真及實車試驗驗證。

2 小偏置碰撞性能開發(fā)策略

2.1 安全策略類型選擇

本文車型的車身結構及其與壁障的相對位置如圖1所示，前部車身結構中的前指梁、副車架、防撞梁等未進行前伸加強，且與壁障的重疊量d0較小。同時，橫向支撐結構有限、剛度不足導致碰撞中無法產生足夠的橫向力使車輛側向滑移。由于壁障與A柱重疊量d1較大，車輛無法通過前部結構提早介入、側移而滑過壁障，從而實現側移滑出模式，故采用前期潰縮吸能、后期承載的策略。

2.2 碰撞性能開發(fā)策略

2.2.1 安全策略分析與制定

采取潰縮吸能策略的車型通常通過加強車身前端結構使其盡早介入吸能，以減少后部支撐結構承受的載荷。因此，需要A柱與門洞在撞擊壁障前盡量吸收能量，避免前圍侵入量過大及A柱折彎。

受空間布置及造型約束，本文車型上部承載路徑中前指梁等部位未進行前伸加強，中部承載路徑的前防撞梁與壁障Y向重疊量很小，下部承載路徑中的副車架未采用可提早介入承載的長副車架及小腿梁[6-7]，如圖2所示。

所以該車型在小偏置碰撞前期，車身結構介入非常有限，導致車輛結構吸能量有限，加速度及壁障反力較小。碰撞過程中期為主要吸能階段，主要承載路徑為壁障接觸輪胎，下擺臂鉸接點脫離、折彎吸能，后輪轂在壁障和門檻之間受擠壓、承載，最后破碎吸能滑出，同時，上部前指梁及減震器塔等潰縮、撕裂吸能。

在碰撞過程后期，壁障直接與側圍門洞結構接觸，此時門洞不允許過大變形，A柱不允許折彎，以保證乘員生存空間，故A柱、門檻、鉸鏈柱等必須具備足夠的強度以減小變形。該車型在小偏置碰撞過程中壁障與車輛結構作用反力與位移的關系如圖3所示。

2.2.2 關鍵路徑

為保證車身門洞結構不變形失穩(wěn)，需確保A柱、門檻等主要結構能承載的力高于碰撞過程中的峰值載荷，還需考慮碰撞后期壁障接觸側圍門洞時的碰撞力減小、碰撞能量減少，以控制結構侵入量。

碰撞能量的轉換公式為[8]：

E=mv²₀/2=E_c+E_s （1）

E_s=F_s" （2）

式中：E為碰撞能量，m為整車質量，v₀=64 km/h為碰撞車速，E_c為底盤部件輪轂破碎、副車架結構脫離變形吸能量，E_s為車身結構變形吸能量，F為車身結構變形承載力，s為結構變形量。

由于本文車型在碰撞過程中車身結構介入晚，前期Es占比很小，因此需提升底盤的變形吸能占比，故應重點關注底盤的傳力路徑（壁障-輪胎-副車架-門檻）、副車架鉸接點脫離形式、輪轂滑出時機及是否破碎吸能等。副車架鉸接點是否完全失效會導致車輪運動形式、左前門門環(huán)變形模式不同[5]。

3 懸架變形模式差異及影響

本文車型基于同一架構采用了不同的前懸架形式，在小偏置碰撞性能開發(fā)中，針對配置麥弗遜前懸架的車型，鉸接點如圖4所示，懸架鉸接點和車輪的預期變形及失效模式為：副車架與下擺臂鉸接點Pt3失效脫落、但Pt2不失效，下擺臂在Pt1與Pt2之間折彎變形吸能，輪轂同步與門檻前端接觸，破碎吸能后滑出。

針對配置雙叉臂前懸架的車型，鉸接點如圖5所示，由于下擺臂增加鉸接點Pt5（開孔固定及螺栓連接減振器下部支撐結構）導致強度減弱，因此下擺臂鉸接點Pt5會先斷裂。故其預期變形模式為：Pt5最早失效，下擺臂與羊角脫離，從而無法限制車輪外翻，且下擺臂與羊角連接斷開后不再承載，鉸接點Pt2與Pt3不會發(fā)生脫離、彎曲變形吸能，同時，因減振器上部鉸接點Pt6相對麥弗遜懸架Pt4位置靠外，導致輪轂較早外翻滑出。

兩種形式前懸架的變形模式如圖6所示。

配置不同形式前懸架時，壁障反力與門檻承載力的對比如圖7所示。配置雙叉臂前懸架車型的車輪過早滑出，且車輪與門檻接觸時間縮短，門檻承載力從約400 kN降低至約200 kN，碰撞中期吸收能量大幅減少。故后期需吸收的能量增加，壁障反力從約600 kN增大至約750 kN，從而使壁障與車身門洞結構接觸力增大，導致結構變形增加、結構侵入量與壁障位移增大，從而使配置雙叉臂前懸架時車輛A柱發(fā)生折彎，如圖8所示。

針對配置不同形式前懸架時碰撞過程中A柱承載力進行對比，如圖9所示：配置雙叉臂前懸架時A柱承載力峰值達124 kN，超過配置麥弗遜前懸架時A柱承載力峰值110 kN和A柱結構設計承載限值，導致A柱發(fā)生折彎現象。

4 結構優(yōu)化及驗證

4.1 優(yōu)化措施

4.1.1 輪轂及門檻路徑優(yōu)化

在門檻前端增加支撐吸能盒（如圖10所示），使輪轂翻轉時能接觸到門檻，門檻介入時間提早，限制輪轂過早滑出。同時可增強A柱下內/外板翻邊的連接強度，避免輪轂及制動盤與A柱下端撞擊后撕裂分離，也可增加后期壁障撞擊門檻前部時的緩沖吸能量。

4.1.2 A柱前端結構弱化

前指梁內板及下板開孔弱化、發(fā)動機罩鉸鏈結構弱化設計，如圖11所示。防止鉸鏈、前指梁變形后在A柱前端堆積，造成A柱過早介入承載、承載力峰值超過結構設計限值。

4.1.3 A柱結構優(yōu)化

A柱改用熱成型激光拼焊板（前段590 MPa、料厚1.6 mm，后段1 500 MPa、料厚1.8 mm）進行分區(qū)設計，如圖12所示。結合前述措施，相當于在門洞前端額外增加緩沖吸能區(qū)域，提高了設計穩(wěn)健性，以防止結構侵入量增大、A柱承載力峰值過大導致折彎。

4.2 小偏置碰撞性能開發(fā)策略調整

由前文可知，底盤傳力路徑差異導致車身結構受力、變形模式存在較大差異，為保證配置雙叉臂前懸架時在小偏置碰撞中結構侵入量小、性能達標，需調整小偏置碰撞安全策略使車身結構同時滿足配置兩種形式前懸架時的要求。

碰撞前期吸能有限，但由于車身前部結構受布置和造型限制，以及方案更改成本高、質量增加過多等，本文車型不更改碰撞前期涉及的前端結構。主要通過增加碰撞中期的承載時間與吸能量、額外增加碰撞后期的緩沖吸能空間進行改善，策略調整如圖13所示：

a. 中期階段，增加門檻前端吸能盒、確保門檻提前介入承載，防止輪轂過早滑出，延長碰撞過程中期輪轂、門檻變形吸能的時間，進而增加中期吸能量。

b. 后期階段，在門洞結構前部額外增加緩沖區(qū)域，增加吸能空間，降低車身結構及A柱的承載力峰值，減小門洞結構承載力，提升結構穩(wěn)健性。

4.3 仿真及試驗驗證

基于C-IASI小偏置碰撞評價規(guī)程，車身內飾及門洞各測點的侵入量對比如表1所示，優(yōu)化后的車體結構可以同時滿足配置不同形式懸架時小偏置碰撞“優(yōu)秀”（G）的目標評級。

同時，針對優(yōu)化前配置雙叉臂前懸架時的A柱折彎失效問題進行了仿真與實車試驗驗證，如圖14、圖15所示，結果表明，優(yōu)化后配置不同前懸架車型的A柱均未出現折彎。

5 結束語

本文針對基于同一架構配置兩種不同形式前懸架的車型，對懸架鉸接點失效模式差異導致小偏置碰撞變形模式、傳遞路徑及結果差異等進行分析，并開展車身結構優(yōu)化，對小偏置碰撞安全策略進行了調整，仿真分析及實車驗證結果表明，該車型車身結構侵入量在C-IASI小偏置碰撞評價規(guī)程中車身結構評級達到“優(yōu)秀”級別，且A柱未出現折彎，可得到以下結論：

a. 小偏置碰撞過程中，確保主要承載路徑為門檻，懸架鉸接點脫落、懸架變形模式對底盤吸能影響很大，底盤傳力路徑中門檻傳力路徑介入時間、傳遞力對后續(xù)門環(huán)結構變形影響很大。

b. 基于同一架構配置不同形式前懸架（雙叉臂式與麥弗遜式）時，懸架鉸接點脫落、擺臂折彎、輪轂脫落及失效變形模式存在差異，導致小偏置碰結果不同，需結合各路徑統一考慮，系統性優(yōu)化車身結構。

c. 對于小偏置碰撞中車身結構介入較晚、前期變形吸能占比小的車型，需額外加強門洞（門檻、A柱等）支撐結構，確保結構承載能力（截面尺寸、材料強度及厚度等）大于碰撞過程中產生的最大載荷。

d. 應防止小偏置碰撞中因吸收能量有限，后期壁障與門洞結構接觸時，承載力峰值過大導致A柱折彎及結構侵入量增加?？紤]碰撞能量吸收及安全穩(wěn)健性，在門洞區(qū)域前端額外增加緩沖吸能區(qū)域，能進一步確保A柱不發(fā)生折彎及車身結構評級優(yōu)秀。

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（責任編輯 斛 畔）

修改稿收到日期為2024年7月5日。