崔崇楨

（鄭州宇通客車股份有限公司，鄭州 450001）

在客車交通事故中，約有50%為碰撞事故，所占比例最高，其中83%的碰撞是正面碰撞事故[1]。國內(nèi)外公路客車通常采用平頭造型，客車前部可變形吸能空間小，且車身結(jié)構(gòu)多采用矩形型材焊接而成的桁架車架結(jié)構(gòu)，車身壓潰吸能能力較弱。當發(fā)生正面碰撞事故時，較高的碰撞能量使客車前部結(jié)構(gòu)容易產(chǎn)生大變形，擠壓駕駛員及前排乘客。為了解決這一難題，國內(nèi)外一些大學(xué)、科研機構(gòu)和客車制造廠商對如何提高客車碰撞安全性進行了研究。CERIT 等[2]在車架前部上方設(shè)計了兩種吸能結(jié)構(gòu)，降低前圍結(jié)構(gòu)的侵入量，增加駕駛員和導(dǎo)游生存空間。BERG 等[3]設(shè)計研發(fā)了一種客車前部防碰撞保護結(jié)構(gòu)（FCG），改善了駕駛員和導(dǎo)游的保護效果。為推動我國客車正面碰撞安全性提升，中華人民共和國交通運輸部發(fā)布了JT/T 1369—2020 《客車正面碰撞的乘員保護》行業(yè)標準，要求客車30 km/h 正面碰撞后，駕駛區(qū)應(yīng)存在生存空間。李強[4]、李友真[5]、彭旺等[6]、黎勇等[7]從吸能結(jié)構(gòu)材料厚度、誘導(dǎo)槽位置和形狀等方面，對大客車緩沖吸能裝置的耐撞性能進行了研究。曹立波等[8]、楊延功等[9]對大型客車正面碰撞吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計和約束系統(tǒng)進行了研究。以上研究主要通過仿真分析方法從理論上分析了吸能結(jié)構(gòu)對提升客車正面碰撞安全性的重要性，但對大客車產(chǎn)品實際開發(fā)設(shè)計過程中如何進行吸能器設(shè)計及驗證考慮較少，對客車工程設(shè)計人員進行不同客車正面碰撞安全性工程化開發(fā)的指導(dǎo)作用不足。本文將結(jié)合全承載大客車實車結(jié)構(gòu)特點，采用正向設(shè)計法，通過整車正面碰撞仿真分析計算出吸能器的壓潰力設(shè)計目標，并制作鋁合金和DP 鋼兩種吸能器，通過臺車和實車碰撞試驗驗證吸能器的吸能效果，為大客車碰撞吸能器設(shè)計探索一種可行的方法。

1 吸能器設(shè)計

1.1 吸能器壓潰力確定

以質(zhì)量為13 t 的12 m 全承載客車為研究對象，首先建立大客車整車有限元模型，并進行正面30 km/h 碰撞仿真分析（碰撞動能約為450 kJ），如圖1 所示，客車前部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大變形，向駕駛區(qū)凹陷。由于轉(zhuǎn)向管柱的固定支架向車內(nèi)變形，受其影響，方向盤下沿向后移動245 mm、向下移動99 mm，侵入駕駛員生存空間，如圖1b 所示。

圖1 大客車正面碰撞仿真分析及駕駛員生存空間

為了改善駕駛員生存空間，在整車有限元模型中增加簡化吸能器模型，并對車架傳力結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，使吸能器承受的碰撞力向車架多條傳力結(jié)構(gòu)傳遞分散，確保吸能器能夠產(chǎn)生軸向變形，如圖2所示。以駕駛員生存空間不被方向盤等內(nèi)飾侵入為目標，通過調(diào)整吸能器的壁厚、材料等參數(shù)，進行多次仿真分析對比，確定吸能器吸收的能量不低于整車碰撞能量的25%時，即吸能器吸收的能量不低于112 kJ，前部結(jié)構(gòu)變形量較低，可以滿足不侵入駕駛員生存空間的要求。根據(jù)大客車車架前段吸能器實際安裝空間，確定左右兩側(cè)可以安裝兩個吸能器，因此，單個吸能器吸能量為56 kJ；車架前端到前圍內(nèi)面的距離約為200 mm，考慮安裝誤差，吸能器長度設(shè)計成180 mm；車架前端面的高度為160 mm，確定吸能器截面輪廓尺寸為150 mm。由于吸能器被壓潰后還有一定的剩余長度，有效吸能長度約為原長度的0.7 倍，因此，有效吸能長度約為130 mm，根據(jù)式（1）可以計算出單個吸能器平均壓潰力約為430 kN。式中：E為單個吸能器吸收的能量，J；s為吸能器的壓潰變形量，m；F為吸能器的平均壓潰力，N。

圖2 客車車架傳力結(jié)構(gòu)示意圖

因此，按照430 kN 壓潰力指標進行吸能器參數(shù)設(shè)計、材料及工藝選擇等。

1.2 吸能器結(jié)構(gòu)設(shè)計

設(shè)計吸能器結(jié)構(gòu)時，需要確定吸能器截面型式、材料、厚度等參數(shù)。常見的吸能器截面形狀有正方形結(jié)構(gòu)、田字型結(jié)構(gòu)、多邊形結(jié)構(gòu)、嵌套結(jié)構(gòu)等，常用的吸能器材料有鋼材、鋁合金、復(fù)合材料等[10-11]。由于客車動能大，吸能器需要吸收的能量也較大，普通的單層薄壁結(jié)構(gòu)難以滿足吸能要求，所以選取內(nèi)外雙層八邊形結(jié)構(gòu)、田字型和雙目型等多胞截面型式，確保吸能器的吸能量。結(jié)合材料、工藝制造的可行性，內(nèi)外八邊形吸能器截面結(jié)構(gòu)更加復(fù)雜，焊接方式難以制造，因此選用綜合性能良好的6 系鋁合金材料，通過擠壓方式成型；田字型和雙目型吸能器截面相對規(guī)則、簡單，可以通過焊接方式制造，因此選用DP600 鋼，兼顧成型性和材料強度。以430 kN 的平均壓潰力為目標進行吸能器靜態(tài)壓潰仿真分析，從而確定理論壁厚，最終確定3 種吸能器結(jié)構(gòu)參數(shù)，見表1。

表1 不同吸能器參數(shù)對比

2 樣件試制

根據(jù)吸能器設(shè)計方案，采用擠壓成型的工藝試制鋁合金吸能器，并在鋁合金吸能器前部棱邊上增加誘導(dǎo)孔，降低壓潰力的初始峰值。為了便于在車架上安裝，在鋁合金吸能器的后部焊接封板，并開螺栓孔，如圖3 所示。

圖3 鋁合金吸能器樣件

采用DP600 的鋼材試制鋼吸能器，鋼制吸能器外板和內(nèi)板之間采用塞焊工藝，并在棱邊上增加誘導(dǎo)孔，如圖4 所示。

圖4 田字型和雙目型吸能器樣件

3 試驗驗證

3.1 靜壓試驗驗證

在萬能試驗機上對兩種材料的吸能器進行靜態(tài)壓縮試驗，對比吸能器變形情況和壓潰力，吸能器樣件長度均為300 mm。在初步方案中鋁合金吸能器采用6005 材料，壓潰時出現(xiàn)了鋁型材結(jié)構(gòu)碎裂，沒有產(chǎn)生褶皺變形，變形模式不穩(wěn)定，不利于碰撞吸能，不滿足設(shè)計要求。改用6061 材料，壓潰時變形模式變好，但出現(xiàn)局部撕裂現(xiàn)象；最終通過調(diào)整鋁合金吸能器的材質(zhì)，采用6063P 的鋁合金，冷卻方式采用水冷，壓潰力在450 kN 左右，壓潰力平穩(wěn)，滿足設(shè)計要求，且解決了吸能器壓潰過程中的撕裂問題。3種鋁合金吸能器壓潰變形如圖5所示，6063P 鋁合金吸能器壓潰力如圖6 所示。

圖5 三種鋁合金吸能器壓潰變形對比

圖6 6063P 鋁合金吸能器壓潰力-位移曲線

兩種DP600 鋼吸能器軸向壓潰變形如圖7 所示，雙目型吸能器和田字型吸能器軸向變形過程中，均出現(xiàn)棱邊焊點、焊縫開裂失效，部分母材撕裂，變形模式不穩(wěn)定。從圖8 壓潰力曲線來看，雖然棱邊上增加了誘導(dǎo)孔，但雙目型吸能器在變形初始屈服時刻仍然出現(xiàn)了高達800 kN 的壓潰力峰值，是鋁合金吸能器的1.67 倍，這需要車架結(jié)構(gòu)具有很高的強度保證吸能器首先壓潰變形；在壓潰變形過程中由于焊點、母材失效，導(dǎo)致田字型DP 鋼吸能器平均壓潰力不足250 kN，雙目型吸能器平均壓潰力不足350 kN，均低于設(shè)計的目標值。

圖7 DP600 鋼吸能器變形對比

圖8 DP600 鋼吸能器壓潰力-位移曲線

從鋁合金吸能器和DP600 鋼吸能器的靜壓試驗可以看出，6063P 鋁合金吸能器變形模式穩(wěn)定，本體沒有撕裂失效；而DP 鋼吸能器屈服峰值力高，焊點與母材撕裂失效難以控制，且平均壓潰力較低，達不到設(shè)計要求。因此，選用鋁合金吸能器進行進一步研究。

3.2 臺車碰撞試驗驗證

6063P 鋁合金碰撞吸能器在靜態(tài)壓縮試驗中的性能滿足設(shè)計要求，還需要對其在偏置碰撞、斜角碰撞等條件下的變形情況進行試驗驗證，保證在實際碰撞工況中也能很好地產(chǎn)生變形。因此，采用臺車碰撞的方式，對單吸能器碰撞、偏置碰撞、斜角碰撞3 種工況條件下的碰撞性能進行驗證。

3.2.1 單吸能器碰撞

將6063P 鋁合金吸能器固定在臺車前部剛性面上，進行碰撞。臺車及吸能器總質(zhì)量為1007 kg，碰撞時刻實際速度為49.2 km/h。模擬在理想狀態(tài)下，鋁合金吸能器的變形情況。碰撞后，鋁合金吸能器產(chǎn)生了褶皺變形，變形量約為185 mm，沒有撕裂、開裂現(xiàn)象出現(xiàn)，如圖9 所示。

圖9 6063P 鋁合金吸能器碰撞變形

3.2.2 偏置碰撞

在實際碰撞工況中，鋁合金吸能器可能局部與其他車輛或物體產(chǎn)生碰撞，在這種碰撞條件下，吸能器也要能夠吸收部分能量。因此，進行了6063P鋁合金吸能器局部撞擊障礙物的變形情況，如圖10所示，臺車及吸能器總質(zhì)量為1 024 kg，偏置率為50%，碰撞時刻速度為35.1 km/h。碰撞后，6063P鋁合金吸能器沿撞擊部位分界處產(chǎn)生撕裂，被撞擊部分產(chǎn)生了軸向壓潰變形，變形量約為160 mm，意味著在實際碰撞中即使吸能器局部產(chǎn)生碰撞，也能起到吸能作用。

圖10 6063P 鋁合金吸能器偏置碰撞變形

3.2.3 斜角碰撞

在實車斜角碰撞中，由于吸能器主要碰撞受力方向與其軸向成一定角度，吸能器的后部連接部位也要承受一定的橫向力，需要后部連接方式橫向強度能夠支撐吸能器產(chǎn)生斜角變形。因此，進行吸能器15°斜角碰撞試驗，如圖11 所示，臺車及吸能器質(zhì)量為683 kg（不含配重塊質(zhì)量），碰撞時刻速度為40 km/h。吸能器產(chǎn)生壓潰變形，變形量約為50 mm，吸能器根部母材局部產(chǎn)生撕裂，但吸能器后部連接方式未失效，吸能器未脫落，滿足設(shè)計要求。

圖11 6063P 鋁合金吸能器斜角碰撞變形

從以上3 種鋁合金吸能器碰撞試驗可以看出，鋁合金吸能器在多種碰撞工況中都能產(chǎn)生壓潰變形，未發(fā)生撕裂、脫落現(xiàn)象，吸能性能良好。

3.3 整車碰撞試驗驗證

為了驗證6063P 鋁合金吸能器在整車正面碰撞中的變形情況，在交通部公路交通試驗場進行改進后整車30 km/h 的正面碰撞試驗，試驗車輛總質(zhì)量13.404 t，以30 km/h 的速度垂直撞擊剛性壁障，如圖12 所示，并采用泡沫駕駛員假人測量生存空間是否被擠壓。

圖12 30 km/h 正面碰撞試驗車輛

碰撞后，前部左右吸能器產(chǎn)生良好的軸向壓潰變形，沒有失穩(wěn)、撕裂現(xiàn)象產(chǎn)生，如圖13 所示，表明吸能器吸能效果較好。

圖13 左右側(cè)6063P 鋁合金吸能變形對比

碰撞后方向盤向后移動142 mm，與駕駛員模型腹部x向距離為65 mm；方向盤由于慣性力向上輕微翻轉(zhuǎn)，方向盤下沿與駕駛員模型大腿z向距離增加了12 mm，達到80 mm，如圖14 所示。說明方向盤未侵入到駕駛員假人腹部，也沒有擠壓駕駛員假人大腿，駕駛員生存空間完好，滿足《客車正面碰撞的乘員保護》標準4.1 中“客車駕駛區(qū)和前排乘客座椅區(qū)域應(yīng)存在正面碰撞的生存空間”的技術(shù)要求，達到設(shè)計目標。

圖14 碰撞后駕駛員生存空間

整車改進前后方向盤的移動量見表2，方向盤后移量減少了103 mm，下移量減少了111 mm，駕駛員生存空間的改善效果明顯。

表2 改進前后駕駛員生存空間對比

從以上分析結(jié)果可以看出，通過增加吸能器和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，大客車在正面碰撞中前部結(jié)構(gòu)變形得到有效控制，方向盤后移量明顯改善，保證了駕駛員的生存空間不被侵入。

4 結(jié)論

（1）結(jié)合大型全承載客車整車30 km/h 正面碰撞仿真分析，確定吸能器需要吸收的能量和壓潰力，作為吸能器的設(shè)計目標。

（2）通過合理調(diào)整優(yōu)化鋁合金吸能器的材料、冷卻方式，可以控制吸能器的壓潰力、變形模式，獲得良好的吸能效果。6063P 鋁合金吸能器在多種碰撞工況中都能產(chǎn)生理想的變形，滿足整車碰撞安全性設(shè)計要求。

（3）DP600 鋼吸能器壓潰過程中屈服力大、焊縫、母材容易產(chǎn)生開裂失效，實際壓潰力與理論設(shè)計值差距大。

（4）具有良好吸能特性的吸能器加上傳力路徑優(yōu)化設(shè)計是保證客車整車碰撞中駕駛員生存空間的有效辦法。