劉曉東，韓鵬鵬，陳 娜

（中國汽車技術(shù)研究中心有限公司，天津300300）

0 引言

中國新車型能評估體系 （China New Car Assistant Program，CNCAP）2018年7月開始將行人保護納入評價范圍，包含頭部碰撞和腿部碰撞兩部分［1］。頭部碰撞評價時，需要通過WAD1000、WAD2100包絡(luò)線及發(fā)動機罩側(cè)面參考線等確定碰撞區(qū)域范圍。對于轎車、微型車等發(fā)動機罩離地高度相對較低的車型，頭部碰撞區(qū)域可避開前端發(fā)動機罩鎖區(qū)域。但對于中、大型SUV，由于其車身離地空間較高，發(fā)動機罩前端鎖扣區(qū)域一般處于頭部碰撞范圍內(nèi)。發(fā)動機罩鎖區(qū)域剛強度較大且可變形吸能空間有限，CNCAP評估體系下常出現(xiàn)較大范圍嚴重失分現(xiàn)象。發(fā)動機罩抗凹支架是該區(qū)域的一個關(guān)鍵吸能部件，抗凹支架結(jié)構(gòu)設(shè)計是否合理，對該區(qū)域頭部碰撞性能有著重要影響。

鋁合金材料由于具有輕量化、工藝等方面的優(yōu)勢［2-3］，近年來越來越得到重視，尤其在新能源汽車開發(fā)中，鋁合金發(fā)動機罩應(yīng)用越來越多。傳統(tǒng)鋼材料發(fā)動機罩下，抗凹支架較多應(yīng)用的鏤空式結(jié)構(gòu)如圖1所示，此類抗凹支架設(shè)計可通過合理布置吸能空間、調(diào)整支架剛強度達到較好的行人頭部碰撞保護效果［4-5］。但由于鋁合金與鋼材料在密度、彈性模量等方面具有較大差異，部分鋁合金鏤空式抗凹支架頭部傷害值并不理想，通過單一調(diào)整抗凹支架強度較難滿足行人頭部保護性能要求。

本文作者在CNCAP2018評價規(guī)程下，基于某鏤空式鋁合金抗凹支架結(jié)構(gòu)，建立了簡化的有限元模型，結(jié)合頭部碰撞過程，對頭部運動響應(yīng)進行了分析，并對頭部所受作用力進行了研究。頭部作用力分解為結(jié)構(gòu)變形抵抗力和隨動質(zhì)量抵抗力，分析了二者對頭部加速度的影響，結(jié)合工程實例對抗凹支架結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化。

圖1 鏤空式抗凹支架

1 CNCAP行人保護評價方法

2018版CNCAP行人頭部碰撞用成人或兒童頭型以40±0.72 km／h的速度按規(guī)定角度沖擊目標(biāo)汽車，如圖2所示。通過內(nèi)置的三向加速度傳感器采集信號得到頭部加速度曲線，對曲線進行處理得到HIC15進行評價［1］，計算公式如 （1）所示：

式中：a（t）為頭部沖擊器質(zhì)心處合成加速度，單位為9.8 m／s2；t1、t2分別為 HIC達到最大時計算窗口的起、止時間，單位為ms，t2-t1≤15 ms。HIC15是CNCAP中評價頭部損傷程度的指標(biāo)，相關(guān)交通事故研究表明，HIC值大小與頭部損傷程度AIS、行人死亡率存在重要關(guān)系［6］。

圖2 CNCAP碰撞工況

2 仿真分析

基于某中型SUV結(jié)構(gòu)建立有限元分析簡化模型，其中抗凹支架為鏤空式結(jié)構(gòu)，如圖3所示，支架厚度為1.0 mm，材料為6016鋁合金。選取抗凹支架區(qū)域CH1碰撞點進行分析 （圖4所示）。

圖3 抗凹支架結(jié)構(gòu)

圖4 CH1碰撞點

2.1 碰撞結(jié)果分析

將碰撞模型代入非線性動力分析軟件DYNA中計算，得到當(dāng)前鎖扣區(qū)域頭部加速度-時間曲線，如圖5所示。各階段發(fā)動機罩變形截面圖如圖6所示。

圖5 CH1點加速度-時間曲線

圖6 頭部碰撞過程

結(jié)合仿真動畫對碰撞過程各階段進行說明：碰撞發(fā)生后0～1 ms內(nèi)，加速度曲線快速提升，此時頭部開始接觸發(fā)動機罩外板、抗凹支架結(jié)構(gòu)；在t＝1～3 ms內(nèi)，頭部加速度上升緩慢，此階段抗凹支架發(fā)生較大變形；t＝3 ms后加速度再次快速提升，在t＝7.3 ms頭部加速度到達峰值，此時頭部侵入深度達到最大并接觸鎖扣加強下板及發(fā)動機罩內(nèi)板結(jié)構(gòu)；之后頭部開始旋轉(zhuǎn)，在t＝13 ms時進入反彈階段。

對加速度曲線進行處理，得到CH1碰撞點頭部傷害值結(jié)果，如表1所示，HIC15達1 395.3，按CNCAP評估該點得分僅為0.25分。

表1 CH1傷害值計算結(jié)果

抗凹支架區(qū)域HIC15較高，存在以下兩方面問題： （1）碰撞初期頭部加速度值偏低，碰撞能量吸收不足，1 ms頭部加速度僅為50×9.8 m／s2左右；（2）HIC值計算窗口內(nèi)，平均加速度偏大。在峰值附近4～13 ms，頭部加速度維持較高水平，導(dǎo)致HIC15計算時間段內(nèi)平均加速度達97.1×9.8 m／s2。

提升頭部碰撞初始加速度，降低峰值附近平均加速度，有利于改善CH1處頭部傷害值。

2.2 加速度曲線簡化

加速度曲線按形狀常分為前三角波、后三角波、矩形波［7-9］。CH1處在碰撞初期t＝0～3 ms加速度值較低；峰值時刻出現(xiàn)較晚，在t＝7 ms左右，曲線形狀可簡化為峰值時刻較晚的后三角波形式。對CH1點加速度曲線進行簡化，如圖7所示。

圖7 CH1點加速度曲線簡化

簡化曲線中，在碰撞初期t＝0～3 ms曲線出現(xiàn)一定的凸形狀波動，在約t＝7～13 ms出現(xiàn)凹狀波動。凸形波動提升了前期加速度，凹狀波動也使峰值之后的加速度有所降低。如果能夠提升凸、凹波動幅度，將有利于提升前期吸能、降低HIC15平均加速度，從而降低HIC15值。

3 頭部受力分析

頭部加速度是由碰撞中發(fā)動機罩對頭部的抵抗作用產(chǎn)生的作用力決定的，加速度曲線波動反映了碰撞過程中所受抵抗力的變化。

3.1 頭部抵抗力產(chǎn)生機制

頭部沖擊發(fā)動機罩時，一方面使發(fā)動機罩產(chǎn)生結(jié)構(gòu)變形，另一方面會帶動碰撞點附近部分發(fā)動機罩結(jié)構(gòu)隨著頭部一起運動。頭部受到的抵抗力由兩部分組成：一部分是發(fā)動機罩變形抵抗力，另一部分是隨動質(zhì)量抵抗力［10-12］。

頭部沖擊簡化模型如圖8所示，可將發(fā)動機罩簡化為彈簧加質(zhì)量塊組合，沖擊時彈簧產(chǎn)生結(jié)構(gòu)變形抵抗力，質(zhì)量塊m2產(chǎn)生隨動質(zhì)量抵抗力。

圖8 簡化碰撞模型

其中：F是總作用力；F1是結(jié)構(gòu)變形抵抗力；F2是隨動質(zhì)量抵抗力；k是彈簧剛度系數(shù)；x表示彈簧變形量。

在實際頭部與車碰撞中，k代表發(fā)動機罩等變形部件的等效剛度系數(shù)，x代表頭部侵入深度。k主要由發(fā)動機罩等變形部件的結(jié)構(gòu)形式、材料力學(xué)性能決定。m2是表示發(fā)動機罩跟隨頭部運動部分的等效質(zhì)量。m2與發(fā)動機罩隨動區(qū)域的范圍有關(guān)，隨動區(qū)域范圍越大、m2越大；另一方面隨動區(qū)域大小相同時，發(fā)動機罩材料密度越大，m2越大。

鋼材料發(fā)動機罩常通過調(diào)整結(jié)構(gòu)鋼強度優(yōu)化頭部碰撞效果，對隨動質(zhì)量因素考慮相對較少。而鋁合金材料密度、彈性模量等性能參數(shù)與鋼差異較大，發(fā)動機罩的剛度系數(shù)、隨動質(zhì)量因素也存在較大差別，單一優(yōu)化結(jié)構(gòu)鋼強度較難達到預(yù)期效果。

3.2 CH1點作用力影響分析

在模型中調(diào)整發(fā)動機罩的材料密度進行仿真，如表2所示。

表2 密度設(shè)置 g·cm-3

密度設(shè)為0.01 g／cm3時，已經(jīng)遠低于初始密度值，此時隨動質(zhì)量m2相對較小，隨動質(zhì)量抵抗力大大降低。將模型代入DYNA進行求解，得到頭部加速度曲線，并與初始狀態(tài)結(jié)果對比，曲線如圖9所示。

圖9 改變密度加速度曲線對比

與初始結(jié)果相比，降低密度后加速度曲線發(fā)生了一定波動。在初始階段約t＝3 ms內(nèi)，曲線發(fā)生一定程度的下降，在此階段由于發(fā)動機罩結(jié)構(gòu)變形較小，結(jié)構(gòu)變形抵抗力較低，隨動質(zhì)量因素對加速度作用明顯。t＝3 ms以后曲線波動幅度相對較小，CH1點處頭部受力以結(jié)構(gòu)變形抵抗力為主，隨動質(zhì)量因素對加速度作用不明顯，說明在此階段結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)較大，這是由于觸底鎖扣加強板等不易變形結(jié)構(gòu)造成的。鋁合金機罩CH1點隨動質(zhì)量因素僅在碰撞初期對頭部加速度產(chǎn)生一定影響，CH1處隨動質(zhì)量不足，整體作用不明顯。

將加速度曲線進行簡化，如圖10所示。密度由2.7 g／cm3降低至0.01 g／cm3后，簡化曲線在0～7 ms上升段、7～13 ms下降段近似直線，不再出現(xiàn)凸、凹狀波動，說明凸、凹狀波動與隨動質(zhì)量抵抗力存在著重要聯(lián)系。

在模型中提升材料密度進行仿真分析，計算得到加速度對比曲線，如圖9所示；并對曲線進行簡化處理，如圖10所示。隨著密度提升，隨動區(qū)域質(zhì)量增加、隨動質(zhì)量抵抗力變大，簡化曲線中凸、凹狀波動幅度也呈增加趨勢。

圖10 降低密度簡化曲線對比

由于隨動質(zhì)量增加，碰撞初期加速度提升，說明該階段隨動質(zhì)量抵抗力與結(jié)構(gòu)變形抵抗力相互疊加，提升隨動質(zhì)量，有助于提升碰撞初期加速度；而峰值至反彈階段，由于隨動質(zhì)量提升，頭部加速度減小，說明該階段隨動質(zhì)量作用力與結(jié)構(gòu)變形抵抗力相互抵消，提升隨動質(zhì)量，有助于降低該階段加速度。

密度提升至5.6 g／cm3時，隨動質(zhì)量抵抗力對整個碰撞過程影響顯著。鋼材料密度達7.85 g／cm3，對于鋼材料發(fā)動機罩，隨動質(zhì)量因素影響較大。而鋁合金材料密度僅2.7 g／cm3，當(dāng)前抗凹支架區(qū)域隨動質(zhì)量因素作用不足。

由加速度曲線計算得到HIC15，如表3所示。隨著密度提升，HIC15明顯下降。說明適當(dāng)增加隨動質(zhì)量，有助于減小抗凹支架處頭部傷害值。

表3 不同密度下HIC15

3.3 提升抗凹支架密度分析

在模型中單獨調(diào)整抗凹支架密度進行分析。計算得到加速度曲線，如圖11所示；處理曲線計算HIC15，如表4所示。

圖11 不同抗凹支架密度下加速度曲線對比

表4 不同抗凹支架密度下HIC15

隨著密度提升，HIC15呈降低趨勢。但HIC15變化幅度、曲線變化均不顯著，說明當(dāng)前鏤空式結(jié)構(gòu)下，抗凹支架結(jié)構(gòu)對整體隨動質(zhì)量影響不顯著。

4 抗凹支架優(yōu)化分析

由上述分析可知，提升隨動質(zhì)量，有助于改善抗凹支架處頭部傷害值，但當(dāng)前鏤空形式抗凹支架的隨動質(zhì)量不足。因此提出兩種連續(xù)式抗凹支架結(jié)構(gòu)，如圖12所示。

圖12 兩種連續(xù)式抗凹支架結(jié)構(gòu)

形式一采用連續(xù)式抗凹支架結(jié)構(gòu)，形式二在形式一基礎(chǔ)上增加加強筋以提升隨動區(qū)域范圍。計算得到兩種方案下加速度曲線與HIC15，分別如圖13、表5所示。

圖13 3種形式抗凹支架加速度曲線對比

表5 HIC15計算結(jié)果

兩種連續(xù)式抗凹支架結(jié)構(gòu)下，結(jié)果均有所改善，HIC15值均降低。碰撞初期加速度值更高，峰值后加速度降低，說明隨動質(zhì)量抵抗力變大。

形式二抗凹支架下結(jié)果改善更顯著。對比1.5 ms時刻抗凹支架變形云圖 （如圖14所示）可知，形式二中由于帶有加強筋，隨動區(qū)域范圍更大，有利于提升碰撞中的隨動質(zhì)量。

圖14 抗凹支架變形云圖

5 總結(jié)

本文作者對鋁合金材料下，發(fā)動機罩抗凹支架區(qū)域的行人保護性能進行了研究。利用簡化模型對抗凹支架區(qū)域頭部碰撞進行仿真分析，對碰撞中頭部所受作用力進行了分解。通過研究不同密度下頭部加速度曲線的變化規(guī)律，分析了隨動質(zhì)量抵抗力的影響效果。結(jié)合分析結(jié)果對抗凹支架結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化?？偨Y(jié)如下：

（1）與鋼材料相比，鋁合金密度偏小，碰撞中抗凹支架區(qū)域隨動質(zhì)量不足。

（2）對于鋁合金抗凹支架，適當(dāng)提升隨動質(zhì)量抵抗力，有助于提升碰撞初期頭部加速度、降低峰值后加速度，改善HIC15。

（3）連續(xù)式抗凹支架結(jié)構(gòu)有助于提升鋁合金機罩隨動質(zhì)量，同時加強筋結(jié)構(gòu)有助于提升連續(xù)式抗凹支架的隨動區(qū)域范圍，從而提升隨動質(zhì)量抵抗力。

該研究對鋁合金材料抗凹支架等部件的結(jié)構(gòu)設(shè)計具有一定參考意義。