崔營(yíng)營(yíng) 衣本鋼 田洪生 毛立忠 閆軍飛

（比亞迪汽車(chē)工業(yè)有限公司，深圳 518118）

主題詞：25%小偏置碰撞 車(chē)身側(cè)滑 環(huán)狀安全車(chē)身 車(chē)身輕量化

1 前言

正面碰撞是汽車(chē)事故中最常見(jiàn)的碰撞形式，而在正面碰撞導(dǎo)致的死亡事故中，25%小偏置碰撞約占1∕4，且由于小偏置碰撞時(shí)碰撞對(duì)象與車(chē)身重疊率低，車(chē)身主要傳力路徑無(wú)法參與傳力與吸能，導(dǎo)致乘員艙受力較大。根據(jù)以往車(chē)型的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，當(dāng)整車(chē)質(zhì)量超過(guò)2 t時(shí)，靠車(chē)身自身在25%小偏置碰撞試驗(yàn)中達(dá)到車(chē)身結(jié)構(gòu)優(yōu)秀的目標(biāo)較為困難，車(chē)身需要增加較多質(zhì)量承擔(dān)碰撞反力。如果使車(chē)輛側(cè)滑，從而使壁障無(wú)法觸及乘員艙，即可減小乘員艙的受力及變形，車(chē)身不必增加過(guò)多質(zhì)量即可達(dá)到車(chē)身結(jié)構(gòu)優(yōu)秀的目標(biāo)。當(dāng)整車(chē)質(zhì)量不超過(guò)2 t 時(shí)，加強(qiáng)車(chē)身策略與車(chē)身側(cè)滑策略需要增加的質(zhì)量相當(dāng)；當(dāng)整車(chē)質(zhì)量大于2 t 時(shí)，車(chē)身側(cè)滑策略需要增加的質(zhì)量較加強(qiáng)車(chē)身策略小40%左右。因此，當(dāng)車(chē)身質(zhì)量較大時(shí)應(yīng)采用車(chē)身側(cè)滑策略。

本文基于25%小偏置碰撞的數(shù)學(xué)模型分析從壁障接觸防撞梁到接觸輪胎和從壁障接觸輪胎到接觸A 柱下段2個(gè)階段側(cè)滑時(shí)需要的側(cè)向加速度和側(cè)向力，并提出基于輕量化設(shè)計(jì)的車(chē)身側(cè)滑策略，包括“環(huán)狀安全車(chē)身”[1]與橫向引導(dǎo)式邊梁關(guān)鍵結(jié)構(gòu)。最后，基于理論分析、有限元模型仿真驗(yàn)證及參考車(chē)型側(cè)滑結(jié)構(gòu)分析，總結(jié)車(chē)身側(cè)滑策略及傳力路徑，以期為后續(xù)新開(kāi)發(fā)車(chē)型提供參考。

2 25%小偏置碰撞數(shù)學(xué)模型的建立

壁障與車(chē)輛的位置關(guān)系如圖1 所示，壁障最外側(cè)邊界與車(chē)輛中心線的距離為25%車(chē)輛寬度[2]。圖2所示為某車(chē)型壁障與邊梁、A 柱的重疊位置示意，其中d0為壁障前端到A 柱外側(cè)的重疊量，d1為壁障切點(diǎn)與邊梁最前端的重疊量，壁障前端的圓弧半徑為R=152 mm。

圖1 壁障與車(chē)輛位置示意[2]

圖2 某車(chē)型壁障與邊梁、A柱的重疊量

統(tǒng)計(jì)研發(fā)中的車(chē)型A、B 和側(cè)滑效果較好的3 種參考車(chē)型C、D、E 的壁障與車(chē)身相對(duì)位置參數(shù)，如表1 所示。從表1 中可以看出，由于各車(chē)型的寬度不同，壁障與A柱的重疊量也不同，車(chē)輛寬度大時(shí)，d0較大，側(cè)滑相對(duì)困難。

表1 不同車(chē)型的壁障與車(chē)身相對(duì)位置參數(shù) mm

25%小偏置碰撞分為2 個(gè)階段，第1 個(gè)階段為從壁障接觸防撞梁到接觸輪胎的過(guò)程，第2個(gè)階段為從壁障接觸輪胎到接觸A 柱下段的過(guò)程，見(jiàn)圖2。在第2 個(gè)階段，壁障將接觸乘員艙A 柱下段時(shí)：若車(chē)輛未完全側(cè)滑出壁障接觸范圍（半滑），A柱下段與壁障的相對(duì)位移為(d0-R)，即壁障的圓弧切點(diǎn)接觸到A柱，并在最后時(shí)刻由圓弧段擠壓A 柱下段，將車(chē)輛推出；若車(chē)輛完全側(cè)滑出壁障擠壓范圍，A 柱下段與壁障的相對(duì)位移為d0，即壁障的最前端剛接觸到A柱，但壁障未能擠壓A柱[3]。

側(cè)滑的數(shù)學(xué)模型為：

式中，d為車(chē)輛側(cè)滑位移；a為車(chē)輛側(cè)向加速度；t為側(cè)滑時(shí)間；F為車(chē)輛需要的側(cè)滑力；m為車(chē)輛整備質(zhì)量[4]。

3 車(chē)身側(cè)滑的仿真驗(yàn)證及關(guān)鍵因素分析

3.1 車(chē)型A側(cè)滑力理論計(jì)算

由于純電動(dòng)車(chē)型A 質(zhì)量超過(guò)2 t，前期設(shè)計(jì)未考慮側(cè)滑方案，試制階段第1 輪摸底試驗(yàn)車(chē)身變形較為嚴(yán)重，也未發(fā)生側(cè)滑，車(chē)身結(jié)構(gòu)處于良好水平，未達(dá)到優(yōu)秀目標(biāo)。進(jìn)行方案優(yōu)化后單邊質(zhì)量增加了20 kg，優(yōu)化方案的第3 次小偏置碰撞試驗(yàn)中，車(chē)身結(jié)構(gòu)達(dá)到優(yōu)秀目標(biāo)。如果雙邊均進(jìn)行優(yōu)化，車(chē)身質(zhì)量將增加39 kg，本文基于側(cè)滑策略對(duì)車(chē)身結(jié)構(gòu)進(jìn)行輕量化研究。

車(chē)型A 的整車(chē)質(zhì)量為2 000 kg，第1 個(gè)階段需要的側(cè)滑位移d1=146 mm，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，此階段的時(shí)間為t1=34 ms，由式（1）、式（2）可得需要的側(cè)滑力的理論計(jì)算值為=500 kN，第2個(gè)階段需要的側(cè)滑位移d2=d0-Rd1=92 mm，時(shí)間為t2=66 ms，同理，需要的側(cè)滑力的理論計(jì)算值為=84 kN。

3.2 車(chē)身側(cè)滑優(yōu)化方案及側(cè)滑仿真驗(yàn)證

3.2.1 參考車(chē)型側(cè)滑結(jié)構(gòu)分析

圖3 所示為中保研25%小偏置碰撞試驗(yàn)中車(chē)身結(jié)構(gòu)優(yōu)秀的車(chē)型前艙示意[5-7]，圖4所示為對(duì)應(yīng)車(chē)型的碰撞側(cè)滑結(jié)果，可以看出3 種車(chē)型均有較大的側(cè)向位移，車(chē)輛接觸壁障后發(fā)生側(cè)滑，壁障沒(méi)有正面撞擊A 柱下段。通過(guò)對(duì)參考車(chē)型前艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)參考車(chē)型在輪胎前方和減振器中心位置各存在1個(gè)橫梁，可在側(cè)滑過(guò)程中傳力，這是25%小偏置碰撞設(shè)計(jì)的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)。

圖3 參考車(chē)型前艙結(jié)構(gòu)

圖4 參考車(chē)型小偏置碰撞側(cè)滑效果

3.2.2 車(chē)型A側(cè)滑優(yōu)化方案

基于前文的分析，本文對(duì)車(chē)型A 進(jìn)行前艙結(jié)構(gòu)優(yōu)化，設(shè)計(jì)了一種新型前艙橫梁結(jié)構(gòu)，用于25%小偏置碰撞側(cè)向位移導(dǎo)向，優(yōu)化方案如圖5 所示。橫梁①與副吸能盒在縱梁搭接在相同位置，副吸能盒通過(guò)45°斜撐結(jié)構(gòu)③與縱梁搭接，橫梁①在輪胎前方50 mm 的位置，橫梁②在減振器位置，可提高輪罩之間的橫向連接剛度，從而增大25%小偏置碰撞第2 個(gè)階段的側(cè)滑力。新增的橫梁在側(cè)滑過(guò)程第1、第2 個(gè)階段可以起到傳力的作用。

圖5 車(chē)身側(cè)滑優(yōu)化方案

3.2.3 車(chē)型A側(cè)滑仿真驗(yàn)證

車(chē)型A 的車(chē)身邊梁沿縱向設(shè)計(jì)，沒(méi)有橫向引導(dǎo)結(jié)構(gòu)，且邊梁長(zhǎng)度較短，在輪前邊緣位置。如果整車(chē)在第1 個(gè)階段沒(méi)有側(cè)滑，壁障的平面會(huì)擠壓邊梁，如圖6 所示，此時(shí)沒(méi)有橫向力的分解，邊梁會(huì)產(chǎn)生較大的縱向力擠壓乘員艙，且如果在第2個(gè)階段邊梁提供的橫向力不足，會(huì)最終導(dǎo)致車(chē)輛側(cè)滑位移不足。因此，第1 個(gè)階段需要確保邊梁的圓弧切點(diǎn)運(yùn)動(dòng)到邊梁最前端，從而在第2個(gè)階段依靠壁障圓弧擠壓邊梁提供側(cè)滑力，同時(shí)減小邊梁的縱向受力。

圖6 壁障力分解

第1 個(gè)階段結(jié)束時(shí)壁障與邊梁的相對(duì)位置如圖7 所示。原方案壁障平面部分重疊量仍較大，達(dá)到134 mm。優(yōu)化后壁障與上邊梁重疊量減小到26 mm，說(shuō)明優(yōu)化方案對(duì)于第1 個(gè)階段的側(cè)滑影響較大，達(dá)到預(yù)設(shè)的側(cè)滑量。

圖7 第1個(gè)階段結(jié)束時(shí)壁障與邊梁相對(duì)位置

第2個(gè)階段結(jié)束時(shí)壁障與邊梁的相對(duì)位置如圖8所示：原方案壁障與A柱重疊量為324 mm，車(chē)身未發(fā)生側(cè)滑，而是繞著壁障逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致乘員艙受力較大，變形較嚴(yán)重；優(yōu)化后，壁障在第2 個(gè)階段由圓弧面擠壓邊梁，產(chǎn)生較大的側(cè)向力，車(chē)輛發(fā)生側(cè)滑，壁障與A柱的重疊量為0，使得乘員艙受力較小，變形大幅減小[8]。

圖8 第2個(gè)階段結(jié)束時(shí)壁障與A柱下段位置

3.3 車(chē)身側(cè)滑的關(guān)鍵因素

3.3.1 考慮車(chē)身變形的修正系數(shù)

3.1 節(jié)的側(cè)滑力是在車(chē)身完全剛性的假設(shè)下計(jì)算獲得的，而實(shí)際碰撞中車(chē)身在與壁障擠壓的過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生相對(duì)變形，所以實(shí)際需要的壁障力小于理論值。表2所示為基于CAE 軟件計(jì)算獲得的側(cè)滑力[8-9]，修正系數(shù)Ψ為仿真值與理論值的比值。壁障力對(duì)比結(jié)果如圖9 所示，與原方案相比，優(yōu)化方案的側(cè)滑力能更好地滿(mǎn)足側(cè)滑需求。

表2 仿真?zhèn)然εc修正系數(shù)

圖9 側(cè)滑力對(duì)比

3.3.2 右縱梁及右A柱的側(cè)滑量

影響車(chē)輛最終是否側(cè)滑的另一個(gè)關(guān)鍵指標(biāo)為右縱梁和右A 柱在整個(gè)碰撞過(guò)程中的橫向位移。如果車(chē)輛未發(fā)生側(cè)滑，右縱梁的橫向位移會(huì)先增大，到壁障接觸A 柱下段時(shí)，車(chē)輛繞著壁障逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，同時(shí)右縱梁開(kāi)始反方向移動(dòng)，橫向運(yùn)動(dòng)量開(kāi)始減小。如果車(chē)輛側(cè)滑，右縱梁與A柱測(cè)點(diǎn)的橫向位移會(huì)一直增大，直到車(chē)輛彎曲滑出，脫離壁障，如圖10所示。

圖10 右縱梁與右A柱橫向位移

3.3.3 前艙橫梁橫向力分配

在整個(gè)碰撞過(guò)程中，前艙增加的2 根橫梁分別在2個(gè)階段起到了傳力作用，提供了側(cè)滑需要的側(cè)向力。側(cè)滑力與2根橫梁的橫向力曲線如圖11所示，第1個(gè)階段時(shí)間較短，故該階段需要的側(cè)向力較大。總側(cè)滑力為317 kN，2根橫梁的受力情況如表3所示。

圖11 側(cè)滑力與2根橫梁的橫向力曲線

從表3 可以看出，橫梁①在第1 個(gè)階段對(duì)橫向力的傳遞起到了關(guān)鍵作用。由圖11可以看出，橫梁②在第2個(gè)階段傳力中起關(guān)鍵作用，而且2個(gè)橫梁與縱梁形成框架結(jié)構(gòu)，增加了縱梁剛度。如果在縱梁間只增加1根橫梁，縱梁的變形、失穩(wěn)較為嚴(yán)重，仿真結(jié)果如圖12a 所示，在縱梁間增加2根橫梁時(shí)，縱梁框架的完整性、變形量均得到明顯改善，保證了前艙的橫向力傳遞，如圖12b所示。

圖12 不同橫梁方案下縱梁變形量仿真結(jié)果

4 車(chē)型A的25%小偏置碰撞實(shí)車(chē)驗(yàn)證

如圖13 所示，為了達(dá)到25%小偏置碰撞中車(chē)身結(jié)構(gòu)優(yōu)秀的目標(biāo)，將車(chē)型A防撞梁左側(cè)加長(zhǎng)了118 mm，使壁障可以更多地接觸防撞梁，以使車(chē)身更早開(kāi)始傳力。

圖13 防撞梁加長(zhǎng)方案

車(chē)型A在25%小偏置碰撞第2個(gè)階段結(jié)束時(shí)壁障與A 柱重疊量如圖14 所示，右A 柱橫向位移如表4 所示，由于優(yōu)化前的A 柱橫向位移量小于壁障與A 柱的重疊量，所以通過(guò)增大橫向加速度及位移的方式不能使車(chē)輛側(cè)滑。而增加橫向力的傳遞后，A柱橫向位移大于壁障與A 柱重疊量，車(chē)輛得以順利側(cè)滑，且乘員艙受力減小。25%小偏置碰撞試驗(yàn)結(jié)果如圖15所示，優(yōu)化前車(chē)身A 柱、門(mén)檻因受力較大產(chǎn)生較大變形，優(yōu)化后車(chē)身框架較為完整。

圖15 優(yōu)化前后車(chē)型A乘員艙變形對(duì)比

表4 右A柱橫向位移

圖14 優(yōu)化前后車(chē)型A第2個(gè)階段結(jié)束時(shí)壁障與A柱重疊量

綜上，通過(guò)加長(zhǎng)防撞梁和增加前艙傳力結(jié)構(gòu)，可以使車(chē)輛產(chǎn)生足夠的橫向加速度與橫向力，使車(chē)輛在乘員艙接觸壁障前完成側(cè)滑，保證乘員艙的穩(wěn)定性與安全性。

5 基于側(cè)滑策略的環(huán)狀安全車(chē)身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

圖4中參考車(chē)型C、D、E的邊梁較長(zhǎng)，且有橫向引導(dǎo)結(jié)構(gòu)，前艙在不同位置加了2 根橫梁?？偨Y(jié)上述車(chē)型25%小偏置碰撞工況的側(cè)滑策略結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的主要傳力路徑，如圖16所示。

圖16 側(cè)滑傳力路徑示意

基于前文分析，本文對(duì)下一代車(chē)身側(cè)滑策略的關(guān)鍵傳力路徑與結(jié)構(gòu)進(jìn)行規(guī)劃和設(shè)計(jì)。25%小偏置碰撞側(cè)滑的關(guān)鍵設(shè)計(jì)策略如下：

a.加長(zhǎng)、加強(qiáng)防撞梁可使防撞梁最大限度地參與第1個(gè)階段的橫向力傳遞。目前可采用如圖17所示的鋁合金防撞梁，經(jīng)拓?fù)鋬?yōu)化[9]的鋁合金防撞梁較熱成型防撞梁截面力抗彎性能提升70%，質(zhì)量減輕40%。

圖17 鋁防撞梁優(yōu)化及數(shù)據(jù)設(shè)計(jì)

b.橫向引導(dǎo)式邊梁延伸至吸能盒后端，可使碰撞時(shí)邊梁最前端與壁障圓弧面接觸，產(chǎn)生橫向分力，增加車(chē)身橫向位移。

c.對(duì)于純電動(dòng)車(chē)型，可在其前縱梁與副吸能盒搭接位置增加第1根橫梁，在減振器位置增加第2根橫梁，2根橫梁與縱梁形成穩(wěn)定的框架結(jié)構(gòu)，可以更有效地傳遞來(lái)自邊梁的橫向力。

d.對(duì)于燃油車(chē)型，如果動(dòng)力總成可傳遞足夠的橫向力，則可以不增加發(fā)動(dòng)機(jī)艙的橫梁，如圖18所示。

圖18 燃油車(chē)型動(dòng)力總成橫向傳力

e.增強(qiáng)門(mén)檻傳力，使輪胎的力更多地傳遞到門(mén)檻，減小A柱上段的受力。

f.在前艙形成3 個(gè)環(huán)狀安全車(chē)身結(jié)構(gòu)，保證前艙有足夠的剛度提供側(cè)滑需要的橫向力，如圖19所示。

圖19 環(huán)狀安全車(chē)身結(jié)構(gòu)

6 結(jié)束語(yǔ)

本文通過(guò)對(duì)車(chē)輛側(cè)滑的理論和仿真分析、實(shí)車(chē)驗(yàn)證和對(duì)參考車(chē)型的結(jié)構(gòu)分析，對(duì)25%小偏置碰撞過(guò)程中的側(cè)滑過(guò)程及傳力路徑進(jìn)行分析，給出了基于側(cè)滑策略的環(huán)狀安全車(chē)身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)策略。