邵毅明，司紅建，查官飛

(重慶交通大學(xué) a.交通運(yùn)輸學(xué)院;b.機(jī)電與汽車工程學(xué)院，重慶 400074)

大客車在現(xiàn)代公共交通中有著非常重要的作用，但隨著客車運(yùn)輸業(yè)的飛速發(fā)展，側(cè)翻碰撞事故頻發(fā)，給人類的生命財產(chǎn)安全帶來了嚴(yán)重威脅，因此，側(cè)翻車身結(jié)構(gòu)安全性研究變得非常重要。在客車側(cè)翻試驗仿真方面，國外已有了相當(dāng)多的研究，國內(nèi)許多高校、研究機(jī)構(gòu)和企業(yè)也已進(jìn)行初步嘗試。但是國內(nèi)大部分側(cè)翻試驗仿真流程都不夠嚴(yán)謹(jǐn)，仿真結(jié)果也不可靠，并且很多仿真缺少對側(cè)翻仿真計算結(jié)果科學(xué)、量化的評價。筆者從側(cè)翻試驗仿真的流程切入，對5個進(jìn)程進(jìn)行具體分析，并對每個進(jìn)程中的重要環(huán)節(jié)集中討論，強(qiáng)調(diào)了有限元模型建模及模型驗證、碰撞過程簡化、仿真結(jié)果星級評價、腰身部位的結(jié)構(gòu)缺陷和改進(jìn)設(shè)計，從而通過更系統(tǒng)、更準(zhǔn)確的研究，提高了大客車側(cè)翻試驗仿真的精度［1］。對仿真結(jié)果進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)側(cè)圍腰身部位是主要的吸能變形區(qū)且側(cè)圍與地板的塑性鉸處變形嚴(yán)重?；谠摪l(fā)現(xiàn)，引入了星級評價方法，并重點對該區(qū)域進(jìn)行了結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計，改進(jìn)后客車的安全性得到明顯提高。

1 客車側(cè)翻試驗仿真流程

國內(nèi)的客車側(cè)翻試驗仿真規(guī)模小、仿真流程不夠完善。一個完整的客車側(cè)翻試驗仿真研究，需要經(jīng)過有限元模型建模、模型有效性驗證、求解和后處理、仿真結(jié)果評價和結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計5個過程，仿真流程如圖1所示［2］。

圖1 客車側(cè)翻試驗仿真流程

2 客車有限元模型

2.1 有限元模型的建立

側(cè)翻試驗流程說明，只有通過驗證有效的客車有限元模型才能用于側(cè)翻試驗仿真，并且，經(jīng)過安全性改進(jìn)設(shè)計的整車模型也要先驗證其有效性，因此，有限元模型的有效性驗證是整個側(cè)翻試驗仿真中非常重要的基礎(chǔ)環(huán)節(jié)，完善該環(huán)節(jié)的針對性研究很有意義。本文利用整車及各零部件的CAD數(shù)據(jù)建立了客車幾何模型，然后對幾何模型進(jìn)行簡化，用HyperMesh建立了整車骨架有限元模型，最后利用OptiStruct對車身進(jìn)行了4種常見工況分析和模態(tài)分析，從而驗證了有限元模型的有效性。

本文的研究對象為一款12 m長的豪華旅游大客車，車體骨架為全承載結(jié)構(gòu)。根據(jù)簡化原則和實際需要，建模時先對車身骨架采取了如下幾點措施［3］:忽略非承載構(gòu)件;彎曲桿件直化處理;設(shè)置短梁與公共節(jié)點;截面簡化、構(gòu)件表面光順化;載荷合理分配化;不考慮車身骨架在焊接過程中的殘余應(yīng)力和變形等;分析骨架的剛度和強(qiáng)度時不考慮連接失效;將剛性較大的零部件以質(zhì)點形式布置在對應(yīng)承載點。簡化后的客車骨架幾何模型見圖2。

圖2 簡化后的客車骨架幾何模型

本文以殼單元對大客車進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分(網(wǎng)格質(zhì)量控制標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定三角形單元數(shù)少于單元總數(shù)的5%)。在客車側(cè)翻碰撞過程中，骨架的塑性變形是主要的吸能形式。車身用薄壁件，在局部失穩(wěn)后產(chǎn)生的壓塌失效過程中直梁邊會沿圓弧曲線逐漸折疊，圓弧半徑

式中:C是截面的寬度;t是壁厚［4］。

網(wǎng)格單元尺寸小于圓弧弧長一半才能充分描述骨架在碰撞時的折疊變形，即網(wǎng)格單元邊長

建立的網(wǎng)格模型節(jié)點數(shù)為354 578，單元數(shù)為467 247，其中三角形單元14 485個，占總數(shù)的3.1%，達(dá)到網(wǎng)格質(zhì)量控制標(biāo)準(zhǔn)。通過定義網(wǎng)格模型的材料、連接形式、載荷，建立了骨架的有限元模型。

2.2 模型驗證

為了保證模型的可靠性和后期側(cè)翻試驗仿真的可行性，利用OptiStruct進(jìn)行工況分析和模態(tài)分析。

2.2.1 工況分析

日常使用中客車常見4種載荷工況［5］。4種工況下車身變形和應(yīng)力分布如圖3所示。

圖3 4種工況下車身變形和應(yīng)力分布

1)彎曲工況。底架后懸架附近、中前段的腰梁與斜撐位置、頂蓋縱梁與中間窗立柱連接處應(yīng)力較大;最大變形出現(xiàn)在底架的后部，后車架上最大應(yīng)力達(dá)144.2 MPa;高應(yīng)力區(qū)域都有足夠安全余量，滿足工況要求。

2)扭轉(zhuǎn)工況。頂蓋骨架外側(cè)縱梁與側(cè)窗立柱的連接處、底架左側(cè)的外縱梁中后部、中門附近的窗區(qū)及左后輪附近的側(cè)圍骨架處應(yīng)力較大;與右前空氣懸掛相連的大梁上最大應(yīng)力，值為97.8 MPa;各處的應(yīng)力都在各自的許用應(yīng)力范圍內(nèi)，滿足工況要求。

3)制動工況。重心前移導(dǎo)致車架與前后輪罩的連接處應(yīng)力增大，最大值為86 MPa;左、右側(cè)圍的局部受力變化較為頻繁，應(yīng)適當(dāng)增加該區(qū)域骨架的剛度與強(qiáng)度;模型各處的最大應(yīng)力都在許用應(yīng)力范圍內(nèi)，滿足工況要求。

4)轉(zhuǎn)彎工況。最大應(yīng)力區(qū)域在車身中段底架橫梁與側(cè)圍裙部的連接處，最大值為156 MPa;水平橫向彎矩最大的區(qū)域出現(xiàn)在車體中段;模型各處的最大應(yīng)力都在許用應(yīng)力范圍內(nèi)，滿足工況要求。

2.2.2 模態(tài)分析

對大客車來講，高頻振動通常只是局部振動，影響較小，而低階振動對整車的影響較大，低階模態(tài)反映車身的剛度特性。計算得出車身的前12階模態(tài)，其中前6階為剛體模態(tài)，見圖4和表1。

圖4 大客車車身前6階自由模態(tài)振型

表1 大客車車身自由模態(tài)分析結(jié)果

客車行駛時，振動主要由于路面的不平及發(fā)動機(jī)、傳動軸、車輪等轉(zhuǎn)動的不平衡引起。路面激振通常在3 Hz以下，發(fā)動機(jī)工作引起的激振在35 Hz以上，傳動軸轉(zhuǎn)動的不平衡引起的激振在33 Hz以上，車輪轉(zhuǎn)動不平衡引起的激振一般低于11 Hz。所以，從振動和強(qiáng)度的角度考慮，車身模態(tài)分析的前幾階主要振型應(yīng)該在5～33 Hz出現(xiàn)［6］。

由模態(tài)分析的結(jié)果可知，車身前幾階主要頻率在6.99～16.21 Hz，滿足要求。車身結(jié)構(gòu)固有頻率能避開主要激振的影響，且各階的模態(tài)變化比較平順，沒有出現(xiàn)剛度、強(qiáng)度突變現(xiàn)象。

3 側(cè)翻試驗仿真和結(jié)果評價

基于前文建立的大客車骨架網(wǎng)格模型，參照ECE R66客車車身上部結(jié)構(gòu)強(qiáng)度法規(guī)標(biāo)準(zhǔn)建立生存空間和側(cè)翻試驗臺，按照LS-DYNA格式建立了客車整車側(cè)翻有限元模型。簡化側(cè)翻碰撞過程，提交LS-DYNA進(jìn)行計算，利用HyperView、Hyper-Graph并結(jié)合LS-PREPOST對仿真結(jié)果進(jìn)行分析，引入了星級評價方法對安全性進(jìn)行量化評價。

3.1 客車側(cè)翻試驗仿真模型的建立

建立剛性平面模擬生存空間，前、中、后3段分別模擬駕駛員、中前排乘員和后排乘員生存空間。按照圖5所示尺寸規(guī)格建立側(cè)翻試驗臺。定義接觸、載荷、約束、輸出參數(shù)、時步及沙漏控制，建立的客車側(cè)翻碰撞有限元仿真模型，如圖6所示。

圖5 側(cè)翻試驗臺幾何標(biāo)準(zhǔn)圖

圖6 大客車側(cè)翻碰撞有限元仿真模型

3.2 仿真過程簡化

本文采用能量轉(zhuǎn)換法簡化大客車側(cè)翻碰撞過程，從客車接觸地面時刻開始模擬計算。翻轉(zhuǎn)試驗平臺和大客車旋轉(zhuǎn)角速度保持5°/s，即0.087 rad/s。從臨界側(cè)翻時刻到客車接觸地面的過程中，重心降低了 Δh=970 mm。根據(jù)能量守恒定理:

式中:EK1、EP1、h0分別為臨界側(cè)翻時刻的動能、勢能和質(zhì)心高度;EK2、EP2、h1分別為接觸地面時刻的動能、勢能和質(zhì)心高度;J為整車轉(zhuǎn)動貫量。

任意設(shè)定一個角速度值ω0，導(dǎo)入到LS-DYNA中計算出動能EK0，由

即可得J值。將J帶入式(5)求得大客車接觸地面時的角速度 ω2=2.52 rad/s。

3.3 大客車側(cè)翻試驗仿真結(jié)果

3.3.1 側(cè)翻試驗仿真整車變形分析

整個側(cè)翻仿真過程時間定為400 ms，圖7是大客車在 0、0.06、0.15、0.20、0.30、0.40 s 六個時刻的車體變形。分析可知，整個碰撞過程分2個階段:第1階段，車身頂蓋邊緣與地面先碰撞，此階段頂蓋、風(fēng)窗、側(cè)圍腰身參與變形，車體下半部分變形較小;第2階段，車身脫離翻轉(zhuǎn)臺，整個側(cè)面都與地面碰撞，此階段整個骨架參與變形。

圖7 不同時刻的車體變形

3.3.2 側(cè)翻試驗仿真剩余空間分析

大客車安全性的根本目的是保障側(cè)翻碰撞過程中駕駛員與乘員的生存空間，本文參照ECER66要求分別建立了駕駛員、中前排乘員和后排乘員的生存空間，直觀評價側(cè)翻車身結(jié)構(gòu)安全性能。圖8分別為駕駛員、中前排乘員、后排乘員的剩余空間。

圖8 大客車側(cè)翻實驗仿真剩余空間

如圖8(b)所示，在0.215 s時，第2根風(fēng)窗立柱和上腰梁侵入中前排乘員生存空間，侵入量為40.606 mm，駕駛員及后排乘員生存空間均有一定安全余量。依照ECE R66規(guī)定:變形的車身結(jié)構(gòu)不能侵入生存空間任何部位，判斷該車不滿足側(cè)翻安全標(biāo)準(zhǔn)。

3.4 客車車身側(cè)翻安全性評價——星級評價方法

觀察車體變形圖知，側(cè)圍與地板的塑性鉸處變形嚴(yán)重，側(cè)圍與地板的夾角可以作為生存空間的評估角［7］。鑒于該角的重要性，引入基于客車截斷模型(包含侵入生存空間的第2根風(fēng)窗立柱的截斷模型)各塑性鉸結(jié)構(gòu)夾角的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評價法［8］。

星級評價說明如圖9所示，其中:α1、α6為側(cè)圍立柱與地板的夾角;α2、α5為上腰梁夾角;α3、α4為窗立柱與頂蓋橫梁的夾角。

圖9 星級評價說明

客車上部結(jié)構(gòu)變形指數(shù)

從式(7)可知:DIα=1為生存空間被侵入的臨界點;當(dāng)DIα＞1時，生存空間被結(jié)構(gòu)侵入;當(dāng)DIα＜1時，生存空間有安全余量。DIα的值反映結(jié)構(gòu)強(qiáng)度差異性，本文所提出的星級評價方法如表2所示。

初始時刻 α1=87.002 2°，變形最大時刻 α1=68.740 9°。又由變形圖可知:上腰梁角度變化很小，Δα1= Δα2=18.262°，大客車 l=700 mm。代入式(7)得 DIα=1.03＞1，即大客車結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不合格，星級評價為★，需要對該客車進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)。

表2 客車上部結(jié)構(gòu)強(qiáng)度星級評價

4 大客車側(cè)翻安全性改進(jìn)設(shè)計

4.1 側(cè)翻安全性結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計

由仿真結(jié)果知，側(cè)圍腰身部位(上腰梁與下腰梁及中間部位)是主要的碰撞吸能區(qū)和變形區(qū)，分析可知該區(qū)域存在以下明顯不足:①上下腰梁之間缺少立柱設(shè)計，造成窗立柱和艙門立柱之間沒有結(jié)構(gòu)直接連接，導(dǎo)致車身部件在碰撞時碰撞能量不能快速有效通過腰身部位傳遞到車身底架;②側(cè)圍與地板的塑性鉸處強(qiáng)度偏弱，造成變形較大，即變化較大，導(dǎo)致側(cè)翻碰撞中側(cè)窗立柱侵入量過大。

現(xiàn)對腰身部位結(jié)構(gòu)做如下改進(jìn)設(shè)計:

1)封閉環(huán)結(jié)構(gòu)的應(yīng)用。側(cè)圍上下腰梁之間增加立柱，并合理安排頂蓋橫梁、窗立柱、側(cè)圍立柱、地板橫梁、艙門立柱、底架橫梁的位置，形成大、小封閉環(huán)結(jié)構(gòu)。頂蓋橫梁、窗立柱、側(cè)圍立柱直接由一根梁加工成型，該結(jié)構(gòu)和地板橫梁組成2段式結(jié)構(gòu)的小封閉環(huán)，和艙門立柱、底架橫梁組成4段式結(jié)構(gòu)的大封閉環(huán)。鑒于封閉環(huán)的設(shè)計可能影響大客車的正面碰撞安全性，所以在車身縱向?qū)⑸涎洪g斷焊接到窗立柱上，下腰梁保留前后貫通的形式，如圖10所示。閉環(huán)結(jié)構(gòu)的應(yīng)用可以改善側(cè)翻過程中碰撞力的傳遞路線，使得碰撞力可以很順暢地從觸地骨架梁結(jié)構(gòu)傳遞到車身底架及車身另一側(cè)，從而有效地避免車身與地面接觸一側(cè)因為應(yīng)力集中產(chǎn)生過大的塑性變形。同時，對下腰梁前后貫通形式的保留，可以在正面碰撞時使碰撞力往后快速傳遞［9］。

圖10 封閉環(huán)結(jié)構(gòu)示意圖

2)改善立柱的截面形態(tài)。梁結(jié)構(gòu)的抗彎截面系數(shù)越大其抗變形能力越強(qiáng)［10］。通過調(diào)整窗立柱、側(cè)圍立柱的截面形態(tài)，能在質(zhì)量較小變化的前提下有效提高其抗彎變形能力。但是窗立柱截面形態(tài)的改變會影響玻璃、蒙皮等附件的安裝，后期將完善相關(guān)研究。

圖11 窗立柱截面形態(tài)改善示意圖

3)地板橫梁與側(cè)圍立柱連接處加角板。觀察車體變形圖可知，側(cè)圍與地板的塑性鉸處變形嚴(yán)重。對下部2個鉸點采用角板加強(qiáng)，角板的增加減小了此部位的應(yīng)力集中，延緩了最大變形時間，防止了側(cè)圍立柱因變形過大而發(fā)生斷裂。

圖12 角板設(shè)計結(jié)構(gòu)示意圖

4.2 改進(jìn)后側(cè)翻安全性評價

改進(jìn)前風(fēng)窗立柱侵入生存空間40.606 mm，改進(jìn)后距生存空間還有89.645 mm的剩余距離。改進(jìn)后側(cè)圍變形變小，由圖13可知側(cè)圍與地板骨架夾角變化最大時刻達(dá) 75.3535°，Δα1= Δα2=11.648°，改進(jìn)后該大客車的星級評價結(jié)果為★★★，所以改進(jìn)后該客車上部 0.6＜DIα=0.65＜0.8，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較好，改進(jìn)措施非常有效。

圖13 改進(jìn)前后側(cè)圍與地板骨架夾角時間歷程

5 結(jié)論

1)結(jié)合客車側(cè)翻碰撞仿真的需求，完善了客車側(cè)翻試驗仿真流程。

2)對客車幾何模型進(jìn)行簡化，用HyperMesh建立了車身有限元模型，利用OptiStruct進(jìn)行了4種常見工況分析和模態(tài)分析，從而驗證了有限元模型的有效性。

3)參照ECER66建立側(cè)翻試驗臺，按照LSDYNA格式建立客車整車側(cè)翻試驗仿真模型，對側(cè)翻碰撞過程進(jìn)行了簡化，提交LS-DYNA進(jìn)行計算，利用 HyperView、HyperGraph并結(jié)合 LS-PREPOST對仿真結(jié)果進(jìn)行分析。

4)引入星級評價方法對安全性進(jìn)行了量化評價。

5)重點對腰身部位結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，通過封閉環(huán)結(jié)構(gòu)的應(yīng)用、改善立柱的截面形態(tài)、地板橫梁與側(cè)圍立柱連接處加角板3項結(jié)構(gòu)設(shè)計，明顯提高了大客車側(cè)翻安全性。

6)今后的研究工作要重點完善上下腰梁間距調(diào)整、側(cè)圍斜撐梁的應(yīng)用、頂蓋改進(jìn)設(shè)計、關(guān)鍵部位壁厚和材料的選用、截面形態(tài)優(yōu)化等，并對改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)對正面碰撞、正面偏置碰撞的影響進(jìn)行研究。

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