彭 倩，蔣小晴，楊濟匡?，E C Chirwa

（1.湖南大學(xué)汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，湖南長沙 410082；2.博爾頓大學(xué)建筑環(huán)境與工程學(xué)院，博爾頓BL3 5AB）

在所有交通事故類型中，翻滾事故是一種傷亡率極高的事故形態(tài).根據(jù)NHTSA（美國高速公路安全管理局）統(tǒng)計，過去10年中，美國每年因汽車翻滾喪生近萬人，約占交通事故中乘員總死亡人數(shù)的1／3［1］.其中，大部分的頭頸部嚴(yán)重損傷是由車頂蓋擠壓侵入造成的［2］.

為了降低翻滾事故的傷亡和風(fēng)險，20世紀(jì)70年代，NHTSA制定了車輛頂蓋抗壓安全強制性法規(guī)FMVSS216，該法規(guī)在準(zhǔn)靜態(tài)條件下對車輛頂蓋進行抗壓測試.真實的汽車翻滾過程非常復(fù)雜，由于試驗條件及重復(fù)性等要求的限制，動態(tài)翻滾試驗還未廣泛開展［3］.到目前為止，歐洲及日本等國仍未出臺與轎車翻滾安全相關(guān)的法規(guī)，因此FMVSS216依然是當(dāng)前全球范圍內(nèi)與轎車翻滾安全相關(guān)的最具影響力法規(guī).

最新版的FMVSS216法規(guī)于2009年5月發(fā)布并將于2012年9月起逐步實施.新版法規(guī)在現(xiàn)行法規(guī)基礎(chǔ)上改版升級，主要改動如下［4］：1）適用車輛范圍擴大；2）頂蓋強度標(biāo)準(zhǔn)提高；3）增加了頭部生存空間要求；4）由雙側(cè)頂蓋試驗取代現(xiàn)行的單側(cè)頂蓋試驗.改版后的FMVSS216法規(guī)首次采用雙側(cè)頂蓋抗壓測試方法，除了近側(cè)（先加載側(cè)）測試外，還增加了遠側(cè)（后加載側(cè)）頂蓋的測試，且強度要求大幅提高，因此新版法規(guī)的實施將對汽車頂蓋抗壓安全性能提出更高的要求.

FMVSS216的加載角度一直存在較大爭議，普遍認為現(xiàn)行的角度組合（25°滾動、5°俯仰角）不夠嚴(yán)格，不能反映真實的翻滾環(huán)境［3，5－6］.Friedman曾提議采用45°滾動、7.5°俯仰角的角度組合［5］；而Chirwa等則建議采用45°滾動、10°俯仰角的角度組合［6］.CFIR開發(fā)的頂蓋試驗程序M216［7］，分別在車輛近、遠側(cè)頂蓋采用25°滾動、10°俯仰角及40°滾動、10°俯仰角的組合進行加載.新版的FMVSS216中將繼續(xù)沿用現(xiàn)行加載角度，因此加載角度組合對頂蓋兩側(cè)抗壓性能的影響還有待進一步研究.

本研究更新了Ford Fiesta的頂蓋抗壓有限元模型并進行了相關(guān)試驗驗證.采用全因子方法進行實驗設(shè)計，基于新版FMVSS216法規(guī)開展虛擬試驗來研究不同滾動角及俯仰角對頂蓋抗壓性能的影響，并評估頂蓋兩側(cè)的抗壓性能差異.到目前為止，我國在轎車結(jié)構(gòu)耐撞性方面研究開展較多［8－9］，但與轎車翻滾安全有關(guān)的研究卻非常有限，且車輛翻滾安全法規(guī)還未出臺，因此汽車頂蓋抗壓及翻滾安全性能研究將成為我國汽車安全研究發(fā)展的新領(lǐng)域.

1方法與材料

1.1 壓板加載過程空間坐標(biāo)轉(zhuǎn)換

轎車頂蓋抗壓試驗通過壓板對頂蓋加載來模擬翻滾事故中地面與頂蓋的碰撞過程.在頂蓋抗壓試驗中，不同的加載角度條件下，壓板的位置可根據(jù)空間笛卡爾坐標(biāo)系來轉(zhuǎn)換，如圖1所示，具體轉(zhuǎn)換關(guān)系見方程組（1）（2）.

圖1 空間笛卡爾坐標(biāo)系的位置轉(zhuǎn)換Fig.1 Transformations of spatial Cartesian coordinate systems

或者

在試驗過程中，壓板加載方向的向量為：n＝｛cosαsinβ，sinα，－cosαcosβ｝.如圖1所示，α為側(cè)傾角，β為俯仰角.

1.2 有限元模型

研究對象為2004年歐洲產(chǎn)的一款小型家用轎車Ford Fiesta，其整備質(zhì)量為1 164kg.該整車有限元模型初始基于RADIOSS軟件開發(fā)，后來由英國博爾頓大學(xué)在LS－DYNA軟件下建立，已應(yīng)用于虛擬試驗研究［10－11］.

為提高運行效率及仿真精度，對原整車有限元模型進行了簡化和更新.刪除了發(fā)動機、懸架等底盤部件，并對車身部件重新進行網(wǎng)格劃分以及部件連接.由于風(fēng)擋玻璃在真實翻滾事故中容易裂損，在頂蓋抗壓測試中通常保持完整，而導(dǎo)致抗壓試驗中頂蓋強度比真實事故中偏高［5－6］，因此風(fēng)擋玻璃不予保留.如圖2（a）所示，該轎車頂蓋抗壓模型由白車身、車門及連接件組成，共包含170301個單元.轎車側(cè)圍車身結(jié)構(gòu)如圖2（b）所示，其A柱及B柱分別由內(nèi)、外板及其加強板組成.白車身及車門由單點積分殼單元模擬；焊點單元則使用Beam單元來模擬，且不定義焊點失效；頂蓋壓板尺寸為1 829mm×762mm，通過剛性材料模擬.門檻及地板則通過結(jié)點約束來固定.

本組患者50例中，3例因出現(xiàn)并發(fā)癥或是由于患者本身因素而死亡，其余均順利在術(shù)后7～125天時間內(nèi)順利拔管，成功轉(zhuǎn)入康復(fù)病房進行康復(fù)治療或者治愈之后順利出院。

圖2 轎車有限元模型Fig.2 Vehicle FE model

1.3 頂蓋抗壓試驗及模型驗證

Ford Fiesta轎車的近端頂蓋抗壓試驗在英國Bolton大學(xué)進行［12］，試驗在準(zhǔn)靜壓條件下完成，試驗裝置及樣車如圖3（a）所示.壓板安裝于試驗擺臂頂端，擺臂可繞固定轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)，通過擺臂帶動壓板旋轉(zhuǎn)運動來實現(xiàn)對近側(cè)頂蓋的靜壓測試.壓板與頂蓋初始接觸點到轉(zhuǎn)軸的距離為1 480mm，頂蓋的壓縮行程持續(xù)210mm.該試驗初始加載角度組合為8°滾動、6°俯仰角.

圖3 樣車頂蓋抗壓變形過程Fig.3 Vehicle roof crush events

圖3記錄了試驗樣車在0～150mm的壓縮行程中的變形情況.隨著壓板的旋轉(zhuǎn)，近側(cè)頂蓋逐漸壓潰變形，而遠側(cè)頂蓋與A柱交界處逐漸折彎，車體出現(xiàn)小幅扭轉(zhuǎn).試驗樣車最終變形如圖4所示，受壓板擠壓作用，近側(cè)A柱、頂蓋與壓板接觸區(qū)域出現(xiàn)嚴(yán)重壓潰；B柱中部明顯折彎；C柱無顯著變形，但其下方側(cè)圍有較大范圍的壓痕.

圖4 車體變形對比Fig.4 Final deformation comparisons

頂蓋的載荷位移曲線如圖5所示.在擠壓初始階段，頂蓋與壓板的接觸主要集中在A柱中部，車體主要通過A柱抗彎變形而承載，因此抵抗力較低.隨著壓板行程增加，B柱逐漸變形，車體主要通過B柱軸向抗壓變形而承載，因此頂蓋抵抗力逐步增加.隨著B柱中部折彎，其軸向承載能力逐漸減弱，壓縮行程增至120mm時，頂蓋抵抗力開始略微下降.

圖5 載荷位移曲線對比Fig.5 Force－displacement curves comparisons

有限元模型的驗證過程如圖4和圖5所示，仿真過程采用的加載條件與真實試驗相同.從圖4來看，仿真中車身壓潰變形模式與真實試驗結(jié)果非常接近；而從圖5來看，仿真中載荷位移曲線的峰值及變化趨勢與真實試驗結(jié)果保持一致.有限元模型得到較好的驗證，因此能夠用于頂蓋抗壓的虛擬研究.

1.4 虛擬試驗

基于新版FMVSS216法規(guī)，開展Ford Fiesta的雙側(cè)頂蓋抗壓虛擬試驗研究.通過全因子法進行正交試驗設(shè)計；以滾動角和俯仰角度為變量（見表1），分別采用9個滾動角度及4個俯仰角度進行組合，共36組虛擬試驗.新版FMVSS216法規(guī)要求分別對頂蓋近遠兩側(cè)進行127mm（5inch）的加載，兩側(cè)加載條件完全相同，其中近側(cè)試驗完成后，再進行遠側(cè)試驗.虛擬試驗的試驗條件與新版法規(guī)一致.

表1 全因子實驗設(shè)計Tab.1 Full factorial experimental design

2 結(jié)果與討論

2.1 滾動角對頂蓋強度的影響

圖6～圖9所示為4組不同的俯仰角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨滾動角的變化.

圖6 頂蓋抗壓強度變化（5°俯仰）Fig.6 Roof strength variations with pitch angle 5°

圖7 頂蓋抗壓強度變化（10°俯仰）Fig.7 Roof strength variations with pitch angle 10°

如圖6所示，當(dāng)俯仰角為5°時，頂蓋兩側(cè)的抵抗力峰值隨滾動角度增大而逐漸降低.當(dāng)滾動角為10°時，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值同為41.5kN；隨著滾動角增大，頂蓋兩側(cè)強度不同程度減弱，其中遠側(cè)尤為明顯.當(dāng)滾動角為45°時，頂蓋兩側(cè)強度差異最大，此時近側(cè)抵抗力峰值較遠側(cè)高出約37.1%.在該俯仰角下，頂蓋近側(cè)和遠側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為30.1%和46.3%.

如圖7所示，當(dāng)俯仰角為10°時，近側(cè)頂蓋抵抗力峰值隨滾動角增大持續(xù)下降.對于遠側(cè)，抵抗力峰值在10°～15°以及25°～30°滾動角變化范圍內(nèi)急劇降低，而在其他角度范圍時無明顯改變.當(dāng)滾動角為30°時，頂蓋兩側(cè)出現(xiàn)最大強度差異，此時近側(cè)抵抗力峰值比遠側(cè)高約39.2%.在該俯仰角下，頂蓋近側(cè)和遠側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為46.5%和53%.

如圖8所示，當(dāng)俯仰角為15°時，頂蓋兩側(cè)作用力峰值均隨滾動角增加而總體小幅下降.在10°～25°滾動角范圍內(nèi)，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值降低比較明顯，且峰值差異較?。辉?0°～50°滾動角范圍時，頂蓋強度無顯著改變，兩側(cè)抵抗力峰值差異保持約為4kN.在該俯仰角下，頂蓋近側(cè)和遠側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為19.5%和31%.

圖8 頂蓋抗壓強度變化（15°俯仰）Fig.8 Roof strength variations with pitch angle 15°

圖9 頂蓋抗壓強度變化（20°俯仰）Fig.9 Roof strength variations with pitch angle 20°

如圖9所示，當(dāng)俯仰角為20°時，近側(cè)峰值保持為約20kN，幾乎不受滾動角影響.對于遠側(cè)，在15°～45°滾動角范圍內(nèi)小幅下降，極值差異約6.6 kN.在以上所有36組測試下，僅在15°滾動及20°俯仰角組合時，遠側(cè)強度略高于近側(cè).兩側(cè)最大強度差異出現(xiàn)在30°滾動角，此時近側(cè)峰值比遠側(cè)高23.3%.在該俯仰角下，近遠兩側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為8.2%和27%，遠側(cè)強度變化更明顯.

在俯仰角分別為5°和10°時，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值隨滾動角增加的變化幅度較大，此時滾動角變化對頂蓋強度影響較顯著；當(dāng)俯仰角分別為15°和20°時，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值隨滾動角增加變化幅度較小，此時滾動角對頂蓋強度影響不夠顯著.

從兩側(cè)抗壓能力來看，近側(cè)頂蓋抗壓能力相對更高；但從抵抗力峰值變化來看，4組俯仰角下，遠側(cè)頂蓋強度均隨滾動角度改變出現(xiàn)更大的變化范圍，顯然滾動角變化對遠側(cè)強度影響更加顯著.

在以上所有俯仰角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨著滾動角度從10°～45°變化持續(xù)下降，當(dāng)滾動角繼續(xù)增大時，頂蓋兩側(cè)強度無明顯變化，因此頂蓋抵抗力峰值趨于45°滾動角收斂.

2.2 俯仰角對頂蓋強度的影響

圖10～圖18所示為9組不同的滾動角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨俯仰角增大的變化.

圖10 頂蓋抗壓強度變化（10°滾動）Fig.10 Roof strength variations with roll angle 10°

圖11 頂蓋抗壓強度變化（15°滾動）Fig.11 Roof strength variations with roll angle 15°

圖12 頂蓋抗壓強度變化（20°滾動）Fig.12 Roof strength variations with roll angle 20°

圖13 頂蓋抗壓強度變化（25°滾動）Fig.13 Roof strength variations with roll angle 25°

如圖10～13所示，在滾動角度分別為10°，15°，20°以及25°時，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值具有相近的變化趨勢.以上4組條件下，頂蓋強度均隨著俯仰角增加而整體下降.以近側(cè)為例，以上4組情況下，頂蓋抵抗力峰值極值差異分別為50.3%，50.1%，49.2%以及44.2%，而遠側(cè)的強度變化則相對較小.值得注意的是，當(dāng)俯仰角在10°～15°時，以上4組情況下，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值均急劇下降，且幅度在15kN以上，但俯仰角度在其他范圍變化時，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值變化相對較小.

如圖14～圖16所示，在滾動角分別為30°，35°，40°時，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值的變化趨勢比較相近.相對于10°～25°滾動角，這三組情況下頂蓋強度仍隨俯仰角增加而明顯降低，但整體降低幅度逐漸縮小.尤其是在10°～15°俯仰角之間，頂蓋強度降低幅度逐漸減弱.以上三組情況中，近側(cè)頂蓋抵抗力峰值極值差異分別為37.5%，40.5%和34.3%，而遠側(cè)的強度變化范圍則相對較小.

圖14 頂蓋抗壓強度變化（30°滾動）Fig.14 Roof strength variations with roll angle 30°

圖15 頂蓋抗壓強度變化（35°滾動）Fig.15 Roof strength variations with roll angle 35°

圖16 頂蓋抗壓強度變化（40°滾動）Fig.16 Roof strength variations with roll angle 40°

如圖17和圖18所示，當(dāng)滾動角分別在45°，50°時，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值的變化趨勢較為一致.以上2組情況下頂蓋強度在5°～10°俯仰角時下降比較明顯，在10°～15°俯仰角之間時，頂蓋兩側(cè)抵抗力的降低幅度均小于3kN.當(dāng)滾動角增至45°時，頂蓋強度在10°～15°俯仰角之間已無顯著差異.以上2組情況下，近側(cè)頂蓋強度極值差異分別為36.4%和36.6%，而遠側(cè)的強度變化范圍則相對更小.

圖17 頂蓋抗壓強度變化（45°滾動）Fig.17 Roof strength variations with roll angle 45°

圖18 頂蓋抗壓強度變化（50°滾動）Fig.18 Roof strength variations with roll angle 50°

以上9組滾動角下，遠端頂蓋抵抗力峰值均隨俯仰角度改變出現(xiàn)更大的變化范圍，顯然滾動角變化對遠側(cè)強度影響更加顯著.在以上所有滾動角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨著俯仰角度在5°～15°變化而持續(xù)下降，而在15°～20°之間無明顯差異.對于固定的俯仰角，頂蓋兩側(cè)強度趨于45°滾動角收斂，而在45°滾動角下，兩側(cè)頂蓋強度在10°～15°俯仰角之間無顯著差異，因此頂蓋強度趨向于10°俯仰角收斂.

2.3 車身結(jié)構(gòu)件對頂蓋強度的影響

該頂蓋抗壓模型僅包含車身結(jié)構(gòu)件，其他可能影響頂蓋強度的部件（如風(fēng)擋玻璃）并未包含在內(nèi)，因此以上所有測試中，頂蓋強度主要來源于車身的A柱和B柱.

以近側(cè)頂蓋為例，如圖19所示，在相同俯仰角下，A柱抵抗力峰值變化約為5kN；而相同滾動角時，A柱抵抗力峰值極值差異保持在4.5kN左右.當(dāng)滾動角及俯仰角變化時，A柱的抗壓能力并無較大改變.因此在不同加載條件下，A柱能夠提供穩(wěn)定的抗壓能力.

圖19 A柱抗壓強度變化Fig.19 A pillar strength variations

近側(cè)B柱抵抗力峰值如圖20所示.在5°和10°俯仰角下，B柱抗壓能力隨著滾動角增加而急劇下降；而在15°和20°俯仰角下，B柱抗壓能力較低，且?guī)缀醪皇軡L動角影響.

圖20 B柱抗壓強度變化Fig.20 B pillar strength variations

在相同滾動角下，隨著俯仰角從5°～20°增加，壓板與A柱保持接觸，但與B柱的間隔距離逐漸增加，因此B柱在有效行程（127mm）內(nèi)的承載作用逐漸降低.在5°～10°俯仰角下，B柱能夠發(fā)揮明顯的承載作用；當(dāng)俯仰角增至15°時，B柱承載作用已極其有限，由此看出B柱抗壓強度趨向于10°俯仰角收斂.

在相同俯仰角下，隨著滾動角度增加，B柱的承載模式逐漸由軸向壓潰承載向斜向壓彎承載轉(zhuǎn)變，當(dāng)滾動角增至45°時，B柱承載能力不再明顯降低.從圖20可以看出，B柱作用力峰值在45°滾動角以及10°俯仰角時趨于收斂.

3 結(jié) 論

在不同滾動角及俯仰角條件下，基于Ford Fiesta小型轎車開展了全因子組合虛擬試驗.從本研究虛擬分析結(jié)果可得到以下結(jié)論：

1）在127mm的壓縮行程中，當(dāng)滾動角度相同時，頂蓋兩側(cè)強度均隨俯仰角從5°至15°逐漸減弱；當(dāng)俯仰角度相同時，頂蓋兩側(cè)強度隨滾動角從10°至45°時逐漸降低.

2）從頂蓋兩側(cè)強度差異來看，近側(cè)抗壓能力較遠側(cè)更強.

3）從頂蓋強度變化范圍來看，滾動角對遠側(cè)強度影響較大，而俯仰角對近側(cè)強度影響顯著.

4）FMVSS 216的加載角度組合（25°滾動、5°俯仰角）無法體現(xiàn)最嚴(yán)格的加載條件；從本研究虛擬試驗結(jié)果來看，最嚴(yán)格的加載角度組合應(yīng)該為45°滾動、10°俯仰角.

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