潘志紅，陸勁昆，宋晉華，陳 仁，羅 運(yùn)

（東風(fēng)汽車有限公司 東風(fēng)日產(chǎn)乘用車公司 技術(shù)中心，廣州 510800）

根據(jù)各國(guó)和各地區(qū)的事故統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示，相對(duì)于正面碰撞和側(cè)面碰撞，翻滾事故雖然在所有交通事故中所占的比例并不高，但是它在致死事故中所占的比例非常高[1]。根據(jù)北美NHTSA 機(jī)構(gòu)調(diào)查的乘用車和皮卡近5 年（2012 ～2016 年）在翻滾事故中的致死人數(shù)和比例[2]，如圖1a 和1b 數(shù)據(jù)所示，近5 年的翻滾事故致死率都在30%以上。對(duì)于中國(guó)市場(chǎng)而言，如圖1c 和1d 所示，自2012 年起，由于市場(chǎng)上SUV 的銷量快速攀升，翻滾事故占比逐年上升，原因是SUV 相比轎車車姿更高，翻滾的傾向性也更高；此外，相對(duì)正碰和側(cè)碰等事故而言，雖然翻滾事故在中國(guó)的占比較低，但是單起翻滾事故的平均死亡率近幾年都處于較高水平且呈上升態(tài)勢(shì)，比如2015 年單起翻滾事故造成了0.71 人死亡?？梢姡瓭L事故對(duì)中國(guó)社會(huì)和交通人身安全也造成了惡劣影響[3-4]。

對(duì)于翻滾對(duì)乘員的傷害和車頂抗壓的關(guān)系，很多學(xué)者也做了大量的調(diào)查和研究。文獻(xiàn)[5]～[10]論述了車頂抗壓強(qiáng)度和乘員不同部位損傷值的關(guān)系，包含頭部、頸部、脊椎等，也論述了翻滾事故對(duì)乘員造成的傷害和車頂抗壓強(qiáng)度有關(guān)。此外，美國(guó)權(quán)威機(jī)構(gòu)IIHS 統(tǒng)計(jì)了數(shù)款SUV 車型的車頂抗壓強(qiáng)度和翻滾事故對(duì)乘員造成損傷的關(guān)系，提出當(dāng)車頂抗壓強(qiáng)度峰值和車輛整備質(zhì)量比（Roof Strength to Vehicle Weight Ratio，SWR）從1.5倍提高到2.5倍時(shí)，翻滾事故致死的傷害可以降低28%，當(dāng)SWR 超過2.5 倍時(shí)，翻滾事故致死的傷害將降低得更多[11]。

此外，關(guān)于提高車輛車頂抗壓強(qiáng)度的優(yōu)化方法，也有一些學(xué)者做了相關(guān)的研究。文獻(xiàn)[12]提出了利用多目標(biāo)遺傳算法優(yōu)化車頂抗壓強(qiáng)度；文獻(xiàn)[13]提出了利用拉丁超立方法和微分進(jìn)化算法對(duì)車頂抗壓強(qiáng)度進(jìn)行優(yōu)化。在國(guó)內(nèi)，過往車型的車頂抗壓性能的強(qiáng)度目標(biāo)是大于或等于GB 26134—2010 規(guī)定的1.5 倍車輛整備質(zhì)量，2017 年中國(guó)頒布了中國(guó)保險(xiǎn)汽車安全指數(shù)規(guī)程（簡(jiǎn)稱C-IASI），規(guī)定車頂抗壓的優(yōu)秀目標(biāo)是強(qiáng)度峰值與車輛整備質(zhì)量之比SWR ≥4.0（圖2）[14]。

針對(duì)車頂抗壓性能，過往文獻(xiàn)主要面向新車詳細(xì)數(shù)據(jù)開發(fā)階段的優(yōu)化，即在具備完成車體數(shù)據(jù)的前提下進(jìn)行的，缺少早期開發(fā)階段的規(guī)劃。本研究的重點(diǎn)在于開發(fā)早期的概念階段，在僅有造型數(shù)據(jù)的情況下，通過超靜定力學(xué)分析規(guī)劃車頂抗壓性能，待到詳細(xì)數(shù)據(jù)階段，再通過正交試驗(yàn)方法結(jié)合斷面理論對(duì)板件進(jìn)一步優(yōu)化，以滿足C-IASI 的優(yōu)秀目標(biāo)并控制質(zhì)量的增加。

圖1 北美和中國(guó)近些年翻滾事故死亡情況調(diào)查[2-4]

圖2 C-IASI 車頂抗壓強(qiáng)度評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)及車型開發(fā)目標(biāo)

1 方法

1.1 車頂抗壓試驗(yàn)工況

C-IASI 車頂抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)為準(zhǔn)靜態(tài)測(cè)試，該測(cè)試在整車上進(jìn)行。C-IASI 規(guī)定試驗(yàn)方法為：參考圖3所示方法，加載裝置的剛性壓板以約5 mm/s 的速度向試驗(yàn)車輛施加載荷，車頂強(qiáng)度等級(jí)基于試驗(yàn)過程中在壓板位移量127 mm 范圍內(nèi)測(cè)得的SWR 進(jìn)行評(píng)價(jià)[14]，評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)如圖2 所示。

圖3 車頂抗壓試驗(yàn)視圖

1.2 超靜定力學(xué)理論分析

1.2.1 方法

根據(jù)圖3 車頂抗壓試驗(yàn)中加載裝置的角度，α為側(cè)傾角25°，β為俯傾角5°，假設(shè)壓板的載荷目標(biāo)為F，將F分解為x、y、z三個(gè)方向的分力Fx、Fy和Fz。

本研究的開發(fā)車輛整備質(zhì)量為1 700 kg，為了達(dá)到C-IASI 規(guī)程的優(yōu)秀目標(biāo)，即SWR ≥4.0，車體需在127 mm 行程內(nèi)提供67 kN 的載荷峰值，即載荷目標(biāo)F為67 kN，將其代入式（1），計(jì)算得到壓板施加給車體x、y、z三個(gè)方向的分力，結(jié)果見表1。

表1 車輛x、y、z 三個(gè)方向載荷分解kN

對(duì)于表1 的數(shù)據(jù)，x方向?yàn)檐嚿黹L(zhǎng)度方向，由于Fx力較小，F(xiàn)y和Fz力相對(duì)較大，本文重點(diǎn)研究y和z向力，即Fy和Fz。

由于車頂抗壓試驗(yàn)過程近似于準(zhǔn)靜態(tài)變形，所以可將壓板施加到車頂側(cè)梁的力近似為均布力q，根據(jù)過往車型經(jīng)驗(yàn)，車頂抗壓反力通常在行程為70 ～90 mm 時(shí)達(dá)到峰值，本研究假設(shè)反力在行程為80 mm 時(shí)最大。獲得造型數(shù)據(jù)后，在3D 軟件中，將壓板偏置80 mm，通過測(cè)量偏置后的壓板和車輛造型數(shù)據(jù)的位置關(guān)系，得到車頂側(cè)梁的受力情況如圖4 所示。

圖4 車頂側(cè)梁的受力分析

圖中：l為A 柱上接頭點(diǎn)至C 柱上接頭點(diǎn)的距離（壓板偏置前可測(cè)量得到），mm；a為A 柱上接頭點(diǎn)至B 柱上接頭點(diǎn)的距離（壓板偏置前可測(cè)量得到），mm；b為B 柱上接頭點(diǎn)至C 柱上接頭點(diǎn)的距離（壓板偏置前可測(cè)量得到），mm；c為壓板偏置后和車輛造型數(shù)據(jù)的前后接觸點(diǎn)距離（壓板偏置后可測(cè)量得到），mm；d為壓板偏置后和車輛造型數(shù)據(jù)的前接觸點(diǎn)距離和A 柱上接觸點(diǎn)的距離（壓板偏置前可測(cè)量得到），mm；q為壓板施加到車體的均布力，kN/mm，各項(xiàng)指標(biāo)測(cè)量結(jié)果見表2。

表2 尺寸測(cè)量數(shù)據(jù) mm

由于該模型為三支座簡(jiǎn)易梁模型，屬于超靜定結(jié)構(gòu)，僅利用靜力平衡方程不能求解出Fa、Fb和Fc三個(gè)解，需利用變形協(xié)調(diào)方程的補(bǔ)充方程進(jìn)行求解：

式中： (fB)q為均布力在B 點(diǎn)引起的撓度，mm；為多余約束力在B 點(diǎn)引起的撓度，mm。根據(jù)變形協(xié)調(diào)方程，兩者之和為0，求解式（3）如下：

綜上所述，學(xué)生的高校時(shí)期是培養(yǎng)學(xué)生人生觀和價(jià)值觀最佳時(shí)期也是最為關(guān)鍵的時(shí)期，所以應(yīng)高度重視社會(huì)主義核心價(jià)值觀和高校精神文明的建設(shè)。在當(dāng)下，隨著我國(guó)快速的發(fā)展，我國(guó)這些“90后”大學(xué)生的人生觀、價(jià)值觀也在發(fā)生變化，有的學(xué)生在嚴(yán)重干擾下甚至?xí)c社會(huì)主義核心價(jià)值觀背道而馳。而大學(xué)生作為我國(guó)社會(huì)主義建設(shè)的主要團(tuán)體，未來(lái)祖國(guó)的希望，所以大學(xué)教育工作者所背負(fù)的責(zé)任也是巨大的，學(xué)生的自身的價(jià)值觀直接影響到未來(lái)社會(huì)主義的發(fā)展，因此，在高校進(jìn)行社會(huì)主義核心價(jià)值觀和高校精神文明的建設(shè)是任重而道遠(yuǎn)的。

將表1 中的Fy和Fz的數(shù)值結(jié)合測(cè)量得到的c數(shù)值，求解出Fy和Fz分別對(duì)應(yīng)的q均布力，此外，將測(cè)量得到的a、b、c、d和l的測(cè)量數(shù)值代入式（3），可求出壓板和車體接觸分力Fy和Fz分別在A/B/C柱上接頭點(diǎn)的分力，結(jié)果見表3。

表3 三個(gè)支撐點(diǎn)x、y、z 三個(gè)方向的分力kN

3 個(gè)支撐點(diǎn)分別對(duì)應(yīng)圖4 的A/B/C 柱上接頭點(diǎn)位置，對(duì)于Fax而言，小標(biāo)中的a代表位置A柱上接頭點(diǎn)，x代表x方向上的受力，其它位置點(diǎn)的支撐力同理。

根據(jù)表3 的結(jié)果數(shù)值可知，y向力Fay、Fby和Fcy這3 個(gè)力中，最大的是Fby為21.7 kN，z向力最大的是Fbz為46.6 kN，分布點(diǎn)都在B 柱上接頭點(diǎn)處，因此可以認(rèn)定由y向的頂蓋中橫梁和z向的B 柱構(gòu)成的路徑受力最大，即最關(guān)鍵力學(xué)路徑，如圖5所示。

從輕量化的角度考慮，這兩個(gè)關(guān)鍵路徑的鋼板材質(zhì)可選擇高強(qiáng)度和厚度較大的鋼板，并對(duì)這兩個(gè)路徑的骨骼件進(jìn)行重點(diǎn)設(shè)計(jì)和優(yōu)化，而其它跟車頂抗壓性能相關(guān)聯(lián)但不是關(guān)鍵的路徑，比如路徑3 的頂蓋前橫梁和頂蓋側(cè)梁等路徑，則可選擇強(qiáng)度和板厚較低的材質(zhì)。 此外，明確了各個(gè)路徑的受力后，主機(jī)廠可以根據(jù)受力大小設(shè)計(jì)斷面形狀、材質(zhì)和厚度信息。

圖5 主要受力路徑及目標(biāo)分解值

1.2.2 可靠性驗(yàn)證

到設(shè)計(jì)開發(fā)的中后期，骨骼件數(shù)據(jù)完成制作后，通過整車CAE 模型可以提取出圖5 所示的路徑1 的z向和路徑2 的y向的斷面通過力，結(jié)果如圖6 所示。

圖6 整車CAE 模型提取的斷面通過力和壓板行程關(guān)系

將設(shè)計(jì)早期超靜定力學(xué)理論推算出的路徑1 的Fbz和路徑2 的Fby與圖6 數(shù)值進(jìn)行對(duì)標(biāo)，結(jié)果見表4。

表4 力學(xué)分析和CAE 結(jié)果的比較 kN

由結(jié)果可知，在早期僅有造型數(shù)據(jù)而尚未有骨骼件數(shù)據(jù)的情況下，通過理論預(yù)測(cè)的數(shù)值和整車CAE 結(jié)果比較接近，偏差在10%以內(nèi)，證明該方法可在設(shè)計(jì)早期應(yīng)用，以提供方向性的指導(dǎo)，明確需要重點(diǎn)設(shè)計(jì)和優(yōu)化的鈑金，提高開發(fā)效率。

1.3 正交試驗(yàn)分析

在概念階段明確了關(guān)鍵受力路徑后，在詳細(xì)數(shù)據(jù)階段，繼續(xù)通過正交試驗(yàn)法對(duì)詳細(xì)部品進(jìn)一步優(yōu)化。在確保車頂抗壓性能目標(biāo)達(dá)成的情況下，需考慮車輛的輕量化設(shè)計(jì)，因此同時(shí)選擇車頂抗壓強(qiáng)度和總質(zhì)量作為正交試驗(yàn)的指標(biāo)。通常情況下，跟車頂抗壓性能關(guān)聯(lián)的板件有A 柱內(nèi)外板、中立柱內(nèi)外板、側(cè)邊梁內(nèi)外板、頂蓋前橫梁、頂蓋中橫梁等零件，A 柱內(nèi)外板的強(qiáng)度一般依據(jù)前碰性能要求來(lái)確定，中立柱內(nèi)外板和側(cè)邊梁強(qiáng)度一般依據(jù)側(cè)碰性能要求來(lái)確定，為了不影響其它性能的達(dá)成，選擇頂蓋前橫梁、頂蓋中橫梁和中立柱內(nèi)板這3 個(gè)關(guān)鍵力學(xué)路徑的零件作為優(yōu)化對(duì)象，并根據(jù)文獻(xiàn) [15]和 [16]中有關(guān)提高梁結(jié)構(gòu)彎矩的理論，即補(bǔ)強(qiáng)壓縮側(cè)效率最高的原則，選取圖7 中關(guān)鍵力學(xué)路徑上受壓側(cè)的板件厚度作為正交試驗(yàn)的因素，另外根據(jù)車型開發(fā)中常用板厚設(shè)定3 個(gè)水平，建立L9（34）正交表，見表5。

圖7 正交試驗(yàn)因素圖

表5 因素和水平表 mm

表6 正交試驗(yàn)分析結(jié)果及極差分析

結(jié)合圖3 的試驗(yàn)工況，建立車頂抗壓的CAE仿真模型，利用LS-DYNA 有限元軟件計(jì)算表6 中的9 組正交試驗(yàn)樣本，并統(tǒng)計(jì)車頂抗壓強(qiáng)度和板件A ～D 的質(zhì)量和。對(duì)于正交試驗(yàn)而言，極差R是指在同一組數(shù)據(jù)中最大值和最小值之差，極差值越大，則表明該因素對(duì)目標(biāo)指標(biāo)的影響程度越大，可認(rèn)為該因素越關(guān)鍵；反之則表示該因素對(duì)目標(biāo)指標(biāo)的影響程度越不顯著，其重要程度越一般[17-24]。

2 結(jié)果分析

極差R的大小和因素的重要性成正比，由表6中極差R可得出各因素對(duì)車頂抗壓強(qiáng)度峰值和質(zhì)量的貢獻(xiàn)度，其中對(duì)車頂強(qiáng)度貢獻(xiàn)度的順序?yàn)椋航宇^支架C ＞中立柱內(nèi)板加強(qiáng)件D ＞頂蓋中橫梁（下）B ＞頂蓋前橫梁A，對(duì)質(zhì)量的貢獻(xiàn)度順序?yàn)椋喉斏w前橫梁A ＞頂蓋中橫梁（下）B ＞中立柱內(nèi)板加強(qiáng)件D ＞接頭支架C。為了直觀地表示各因素對(duì)指標(biāo)的貢獻(xiàn)度，分別以各因素的水平為橫坐標(biāo)，以指標(biāo)為縱坐標(biāo)，得到各因素波動(dòng)與指標(biāo)的關(guān)系，如圖8 所示。

由圖8 可知，相對(duì)其它因素而言，當(dāng)提高接頭支架C 因素的厚度時(shí)，車頂抗壓性能的改善量最大，且增加的質(zhì)量最少，因此，可以認(rèn)為接頭支架的厚度對(duì)車頂抗壓性能的貢獻(xiàn)度最大，對(duì)質(zhì)量影響最小。由于板件的強(qiáng)度可通過板件的材質(zhì)或者厚度進(jìn)行表征，所以圖8 的結(jié)果也可體現(xiàn)接頭支架的強(qiáng)度對(duì)車頂抗壓強(qiáng)度的貢獻(xiàn)度最大。

圖8 因素波動(dòng)和指標(biāo)的關(guān)系

初始模型中因素水平的組合為A2B2C2D2，通過車頂抗壓性能和質(zhì)量的貢獻(xiàn)度確認(rèn)后，在考慮車身輕量化的情況下，將因素的組合調(diào)整為A1B1C3D3，并利用有限元軟件LS-DYNA 軟件重新計(jì)算車頂抗壓的強(qiáng)度，結(jié)果如圖9 所示。

圖9 新組合計(jì)算結(jié)果

由圖9 可知，新組合A1B1C3D3 相對(duì)原組合車頂抗壓的強(qiáng)度從67.6 kN 提升到68.5 kN，并且質(zhì)量從8.5 kg 減輕到7.1 kg，見表7。

表7 原始組合和新組合比較

3 優(yōu)化設(shè)計(jì)及驗(yàn)證

依據(jù)文獻(xiàn)[15]和[16]的補(bǔ)強(qiáng)理論，即棱線越多，可提供軸向強(qiáng)度越大的理論，對(duì)支架的棱線進(jìn)行優(yōu)化，確保棱線連續(xù)，如圖10 所示。接頭支架在連接中立柱和頂蓋中橫梁的折角位置棱線是斷開的（圖10a），而優(yōu)化后的接頭數(shù)據(jù)棱線平順連續(xù)，且棱線和中立柱內(nèi)板的棱線過渡平順（圖10b），確保了力傳遞的連續(xù)。

圖10 接頭支架形狀優(yōu)化前后

提取CAE 模型中接頭支架張角的大小，如圖11所示，發(fā)現(xiàn)優(yōu)化后支架的張角降低，不增加質(zhì)量的情況下，車頂抗壓強(qiáng)度峰值從優(yōu)化前的68.5 kN 提高到77.3 kN（圖12）。在滿足1.2.1 章節(jié)設(shè)定的67 kN 目標(biāo)的基礎(chǔ)上，將車頂抗壓強(qiáng)度向上提高到77.3 kN，性能更優(yōu)。

圖11 接頭支架張角大小

圖12 優(yōu)化支架棱線前后結(jié)果

4 結(jié)論

（1）在車輛開發(fā)的概念階段，在僅有造型數(shù)據(jù)而尚未有骨骼件數(shù)據(jù)的情況下，利用超靜定力學(xué)分析理論預(yù)測(cè)車頂抗壓的受力情況和關(guān)鍵力學(xué)路徑。研究表明，該方法可用于指導(dǎo)車體骨骼件的設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)以性能為驅(qū)動(dòng)的車型正向開發(fā)。

（2）通過研究發(fā)現(xiàn)，連接中立柱內(nèi)板和頂蓋中橫梁的接頭支架強(qiáng)度對(duì)車頂抗壓性能的貢獻(xiàn)度最大，通過因素重新組合，在提高了車體抗壓強(qiáng)度的情況下，實(shí)現(xiàn)輕量化。

（3）研究表明，在變形過程中控制接頭支架的張角，在不增加質(zhì)量的情況下，可有效改善車頂抗壓的總反力。