宋小雨，毛曉東，李井泉，任思蒙，徐志強(qiáng)，劉慶永

(中鋁材料應(yīng)用研究院有限公司,北京 102209)

隨著我國汽車保有量不斷提升，交通事故發(fā)生率也在不斷增加。汽車安全的發(fā)展方向也由單純保護(hù)車內(nèi)成員安全向同時保護(hù)車內(nèi)成員和車外行人的方向發(fā)展，NCAP(New Car Assessment Program)把行人保護(hù)納入考核范圍，我國已經(jīng)在C-NCAP(2018版)中引入行人保護(hù)評價[1]。

在人車碰撞事故中，最嚴(yán)重的損傷部位為頭部，其致死率高達(dá)80%。發(fā)動機(jī)罩是行人在碰撞事故中頭部接觸的主要區(qū)域之一，因此發(fā)動機(jī)罩在結(jié)構(gòu)設(shè)計時不僅要考慮其本身的剛度和強(qiáng)度，而且還要考慮行人保護(hù)的要求。

在提升發(fā)動機(jī)罩行人保護(hù)性能方面，國外品牌的豪華車型多采用發(fā)動機(jī)罩彈起機(jī)構(gòu)或安裝氣囊，但由于成本較高，低端車型沒有廣泛使用。目前提升發(fā)動機(jī)罩行人保護(hù)性能的主要方法是采用吸能的結(jié)構(gòu)設(shè)計形式和緩沖吸能的材料。國內(nèi)外很多研發(fā)機(jī)構(gòu)做了一些系統(tǒng)的研究和探索：郭佳欣研究了車輛前部造型及發(fā)動機(jī)罩傾角等因素對行人頭部損傷的影響[2]；劉奇等研究了行人頭部與發(fā)動機(jī)罩碰撞的摩擦效應(yīng)[3]；聶冰冰等提出了行人頭部撞擊汽車發(fā)動機(jī)罩蓋的多波峰特征與結(jié)構(gòu)設(shè)計方法[4]；李景濤等提出有利于行人保護(hù)的非對稱式發(fā)動機(jī)罩蓋的設(shè)計方法[5]；王智森等研究了行人保護(hù)仿真分析與性能優(yōu)化方法[6]；閆海濤等對某車型行人保護(hù)頭型碰撞仿真與試驗結(jié)果進(jìn)行了對比分析[7]；路洪洲等研究了鋁合金汽車車身覆蓋件的行人保護(hù)性能，分析了鋁合金發(fā)動機(jī)罩的碰撞吸能原理[8]；Carlos Arregui-Dalmases等研究了基于行人頭部保護(hù)和剛度要求對引擎蓋內(nèi)板進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計[9]；Untaroiu C等開發(fā)并驗證了用于行人保護(hù)的汽車罩設(shè)計的頭部沖擊器有限元模型[10]。

1 行人頭部碰撞保護(hù)標(biāo)準(zhǔn)

HIC(Head Injury Criterion)是目前使用最為廣泛的頭部傷害評價標(biāo)準(zhǔn)。美國聯(lián)邦機(jī)動車安全標(biāo)準(zhǔn) FMVSS(Federal Motor Vehicle Safety Standards)提出了HIC的計算公式[1]：

(1)

t2-t1≤15 ms

式中：

a—頭部重心的合成加速度；

t1、t2—在沖擊過程中時間積分的2個時刻，這兩個時刻的取值應(yīng)使HIC值取得最大值。

現(xiàn)在，世界各國的機(jī)動車安全標(biāo)準(zhǔn)幾乎都取HIC=1 000作為安全界限值。當(dāng)汽車碰撞時的速度達(dá)到40 km/h時，行人碰撞頭部傷害指數(shù)HIC基本達(dá)到或超過人體頭部嚴(yán)重傷害的界限值1 000。

2 鋁制肋板式發(fā)動機(jī)罩碰撞試驗及仿真模型建立

2.1 行人頭部模型沖擊試驗

按照C-NCAP(2018版)評價規(guī)程，進(jìn)行行人頭部模型沖擊器試驗，見圖1。

圖1 行人頭部模型沖擊試驗Fig.1 Impact test of the pedestrian head model

根據(jù)C-NCAP(2018版)法規(guī)要求，頭部模型沖擊器參數(shù)為，兒童頭塊質(zhì)量為3.5 kg，直徑為165 mm。試驗工況為，撞擊速度為40 km/h，沖擊方向相對于水平面的試驗沖擊角度為50°。

2.2 行人頭部模型沖擊實驗仿真模型建立

按照C-NCAP(2018版)規(guī)定，頭皮材料為各向同性粘彈性材料，發(fā)動機(jī)罩內(nèi)外板采用鋁合金材料，其中外板采用6014鋁合金，板材厚度h=1.0 mm，內(nèi)板采用5182鋁合金，板材厚度h=1.0 mm，其特性如表1所示。頭骨為剛性材料，所建立的頭部有限元模型如圖2所示。

圖2 頭部有限元模型Fig.2 Finite element model of head

在Hypermesh中建立發(fā)動機(jī)罩的有限元模型，其中內(nèi)板和加強(qiáng)件之間通過結(jié)構(gòu)膠和鉚釘進(jìn)行膠鉚連接，結(jié)構(gòu)膠采用實體單元建模，材料屬性見表1，鉚釘采用剛性單元來進(jìn)行簡化；內(nèi)板與外板四周采用包邊的形式結(jié)合在一起，在建模時內(nèi)板和外板可共用最外層的單元來實現(xiàn)包邊連接，并將該層的單元厚度設(shè)置為內(nèi)板厚度與外板厚度之和的兩倍。本研究建立的發(fā)動機(jī)罩的有限元模型如圖3所示。

圖3 發(fā)動機(jī)罩有限元模型Fig.3 Finite element model of engine hood

表1 材料力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical property parameter of materials

約束條件：約束發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板與鉸鏈相連的左右4個螺栓孔的全部自由度，發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板前部銷軸固定孔除了繞x軸轉(zhuǎn)動自由度外其他自由度全部約束。

載荷條件：根據(jù)C-NCAP(2018版)法規(guī)要求，兒童頭塊質(zhì)量為3.5 kg，直徑為165 mm，以40 km/h的速度與發(fā)動機(jī)罩碰撞，沖擊方向相對于水平面的實驗沖擊角度為50°。

2.3 仿真計算結(jié)果與實驗結(jié)果的對比

由于本課題研究對象主要是發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板的結(jié)構(gòu)設(shè)計部分，沖擊區(qū)域主要為發(fā)動機(jī)罩中間部位的肋板結(jié)構(gòu)部分，因此未考慮發(fā)動機(jī)罩邊緣、風(fēng)擋玻璃等位置下的沖擊情況。

在發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板中部選擇5個典型的沖擊點C4.0、C6.0、C7.1、C5.3、C7.3，如圖4所示。根據(jù)C-NCAP(2018版)法規(guī)要求，分別進(jìn)行沖擊實驗及有限元仿真，得到各點的頭部傷害HIC值如表2所示。

圖4 發(fā)動機(jī)罩碰撞點位置Fig.4 Location of hood impact points

表2 HIC仿真值與實驗值的對比Table 2 Comparison between HIC simulation value and test value

從表2可以看出，鋁制發(fā)動機(jī)罩的仿真值和實驗值吻合良好，誤差均控制在法規(guī)要求的小于10%以內(nèi)，證明發(fā)動機(jī)罩行人保護(hù)分析模型的可靠性。同時可以看出，對于肋板式鋁制發(fā)動機(jī)罩，分布在橫梁位置處的碰撞點對應(yīng)的HIC值大多可以滿足行人保護(hù)要求，而分布在空檔位置處的碰撞點對應(yīng)的HIC值存在碰撞結(jié)果超過了其上限值1000的情況。

3 雙臺式鋁合金發(fā)動機(jī)罩結(jié)構(gòu)設(shè)計及行人保護(hù)性能驗證

3.1 發(fā)動機(jī)罩碰撞吸能原理分析

HIC值越低，發(fā)動機(jī)罩對行人頭部碰撞的損傷越小。根據(jù)HIC計算公式(1)，最小的損傷結(jié)果即最優(yōu)化的加速度曲線波動應(yīng)該是首先出現(xiàn)一個加速度峰值(一次加速度)，接著是加速度值保持在較低的、基本不變的加速度水平(二次加速度)，如圖5所示。由圖5可知，降低二次加速度是達(dá)到行人保護(hù)預(yù)期效果的方法之一。

圖5 最優(yōu)化的加速度曲線特征Fig.5 Optimized characteristics of acceleration curve

降低二次加速度的方法：一是增大發(fā)動機(jī)罩與發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部剛性部件的間隙，即吸能空間D(參見圖6)；二是提高一次加速度峰值，實現(xiàn)二次加速度峰值的降低。

圖6 發(fā)動機(jī)罩下部空間示意圖Fig.6 Schematic diagram of engine hood lower space

而一次加速度大多是由外板導(dǎo)致的。在一次碰撞時，反彈力主要由靜支撐力和慣性力組成，即

F=Fs+FI

(2)

式中：

F—反彈力；

Fs—靜支撐力；

FI—慣性力，在碰撞過程中，F(xiàn)s<

提高一次碰撞反彈力(即提高靜支撐力和慣性力)的方法：增加板材厚度，改變內(nèi)板結(jié)構(gòu)提高慣性質(zhì)量。慣性質(zhì)量是影響第一加速度的首要因素，主要依賴于有效碰撞面積。頭部碰撞過程模型以及有效慣性質(zhì)量模型如圖7所示。

根據(jù)動量守恒原理：

(3)

(4)

式中：

m—頭部沖擊器的質(zhì)量；

v0—頭部沖擊器的初始速度；

v1—頭部沖擊器碰撞后速度；

MEI—表示有效慣性質(zhì)量；

rEI—有效碰撞半徑；

ρ0—碰撞區(qū)域密度；

h0—碰撞區(qū)域厚度。

v1越小，加速度越大。由公式(3)可知，可以通過提高有效慣性質(zhì)量MEI來減小v1，進(jìn)而提高一次加速度峰值。

由公式(4)可知，增大有效碰撞半徑rEI，即增大有效碰撞面積可以增大有效慣性質(zhì)量MEI。為了增大有效碰撞面積，發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板結(jié)構(gòu)設(shè)計時需要減少鏤空式設(shè)計。

綜上所述，為了提高行人保護(hù)性能，需提高有效碰撞面積，增加板材厚度、增大發(fā)動機(jī)罩與發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部剛性部件的間隙、減少鏤空式設(shè)計。

3.2 發(fā)動機(jī)罩板材厚度對行人保護(hù)性能的影響

選取HIC值超過1000的碰撞點C7.1進(jìn)一步分析，提取碰撞過程的加速度曲線，如圖8所示。

圖8 不同厚度板材在碰撞點C7.1處加速度-時間曲線Fig.8 Acceleration-time curves at collision point C7.1 for plates with different thicknesses

橫坐標(biāo)表示行人頭部模型與發(fā)動機(jī)罩的碰撞接觸時間，縱坐標(biāo)表示頭部模型的合成加速度。在C7.1點處，加速度曲線出現(xiàn)了明顯的第二個峰值。主要是因為在碰撞過程中，頭部模型首先接觸發(fā)動機(jī)罩外板，外板變形帶動內(nèi)板一起向下運動，由于在碰撞點C7.1點處無發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板支撐，剛度不足，碰撞點位置變形量過大，使行人頭部模型帶動發(fā)動機(jī)罩內(nèi)外板與發(fā)動機(jī)艙內(nèi)剛性部件發(fā)生了二次碰撞，從而導(dǎo)致HIC值激增。為此，進(jìn)一步分析了厚度h=1.0 mm、1.1 mm、1.2 mm的板材對行人保護(hù)性能的影響。由圖8可知，HIC值隨著發(fā)動機(jī)罩板材厚度的增加而降低。主要是因為隨著發(fā)動機(jī)罩材料厚度的增加，提升了發(fā)動機(jī)罩的整體剛度，降低了二次碰撞加速度的峰值，從而實現(xiàn)了HIC值的降低。

3.3 發(fā)動機(jī)罩吸能空間對行人保護(hù)性能的影響

同樣選取HIC值超過1 000的碰撞點C7.1進(jìn)一步分析，提取碰撞過程的加速度曲線，如圖9所示。橫坐標(biāo)表示頭部模型與發(fā)動機(jī)罩的碰撞接觸時間，縱坐標(biāo)表示頭部模型的合成加速度。在C7.1點處，加速度曲線同樣出現(xiàn)了明顯的第二個峰值。主要是因為在碰撞過程中，頭部模型首先接觸發(fā)動機(jī)罩外板，外板變形帶動內(nèi)板一起向下運動，由于在碰撞點C7.1點處吸能空間D(發(fā)動機(jī)罩和發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部剛性部件的間隙，參見圖6)不足，使行人頭部帶動發(fā)動機(jī)罩內(nèi)外板與發(fā)動機(jī)艙內(nèi)剛性部件發(fā)生了碰撞，從而導(dǎo)致HIC值激增。從圖9可知，隨著吸能空間的增加，HIC值降低。主要是因為隨著吸能空間的增加，降低了二次碰撞前的速度，從而減小了二次碰撞加速度的峰值，進(jìn)而實現(xiàn)了HIC值的降低。

圖9 不同吸能空間D在碰撞點C7.1處加速度-時間曲線Fig.9 Acceleration-time curves at collision point C7.1 for different energy absorption spaces D

3.4 雙臺式鋁合金發(fā)動機(jī)罩結(jié)構(gòu)設(shè)計

雖然增加板材厚度、增大吸能空間可以實現(xiàn)頭部傷害值的降低，但是增加板材厚度，不利于發(fā)動機(jī)罩輕量化設(shè)計，同時受車身造型和發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部附件布置的影響，增加吸能空間也十分困難。因此，需要對發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板結(jié)構(gòu)進(jìn)行重新設(shè)計，利用結(jié)構(gòu)充分吸收碰撞過程中的能量，從而避免或減小發(fā)生二次碰撞，進(jìn)而實現(xiàn)行人保護(hù)性能的提升。

通過影響行人頭部碰撞保護(hù)的理論分析及大量有限元仿真分析證明：采用連續(xù)的結(jié)構(gòu)設(shè)計形式，增大碰撞區(qū)域的有效半徑，提高碰撞區(qū)域的有效碰撞面積，可以顯著降低HIC值。為此，考慮發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板結(jié)構(gòu)由肋板式改為雙臺式，如圖10所示。

圖10 雙臺式鋁合金機(jī)罩Fig.10 Double-bench aluminum alloy engine hood

經(jīng)有限元仿真分析得到的雙臺式結(jié)構(gòu)發(fā)動機(jī)罩在碰撞點C7.1處加速度曲線，如圖11所示。

圖11 雙臺式鋁合金機(jī)罩在碰撞點C7.1處加速度-時間曲線Fig.11 Acceleration-time curve at collision point C7.1 for the double-bench aluminum alloy engine hood

從圖11可知，雙臺式鋁制發(fā)動機(jī)罩改變了碰撞過程加速度曲線，即首先出現(xiàn)一個加速度峰值(一次加速度)，接著是加速度值保持在較低的加速度水平(二次加速度)。通過雙臺式結(jié)構(gòu)的兩級吸能，顯著降低了行人頭部與發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部剛性部件的二次碰撞加速度，從而實現(xiàn)了行人頭部碰撞傷害值的降低。

同理，利用有限元仿真分析獲得雙臺式結(jié)構(gòu)發(fā)動機(jī)罩上所有選取碰撞點的HIC值分布情況，如圖12所示。從圖12可知，雙臺式發(fā)動機(jī)罩結(jié)構(gòu)對應(yīng)的HIC值分布均勻、波動比較小，且均處于650以下，沒有出現(xiàn)HIC值大于1 000的碰撞點。通過雙臺式特征的結(jié)構(gòu)設(shè)計形式，提高了有效碰撞面積，進(jìn)而提高了有效慣性質(zhì)量，實現(xiàn)二次碰撞加速度峰值的降低，進(jìn)而實現(xiàn)了行人頭部保護(hù)性能的提升。

圖12 雙臺式鋁合金機(jī)罩在不同碰撞點處的HIC值Fig.12 HIC values at different collision points for the double-bench aluminum alloy hood

4 雙臺式鋁合金發(fā)動機(jī)罩剛度、抗凹性能驗證

根據(jù)輸入的邊界約束條件以及載荷施加條件，對雙臺式鋁制發(fā)動機(jī)罩剛度性能、發(fā)動機(jī)罩外板抗凹性能進(jìn)行分析，并根據(jù)有限元分析結(jié)果判斷發(fā)動機(jī)罩結(jié)構(gòu)滿足產(chǎn)品性能要求。

4.1 剛度性能分析驗證

發(fā)動機(jī)罩有限元模型選用殼單元，單元平均尺寸8 mm，螺栓連接孔處做出擬合點，內(nèi)外板包邊采用共節(jié)點方式連接，粘膠膠位置采用實體單元模擬，發(fā)動機(jī)罩有限元模型，如圖13所示。發(fā)動機(jī)罩剛度分析包括彎曲剛度、扭轉(zhuǎn)剛度、側(cè)向剛度。

圖13 雙臺式鋁合金制機(jī)罩有限元分析模型Fig.13 Finite element analysis model of the double-bench aluminum alloy engine hood

發(fā)動機(jī)罩的彎曲剛度的計算如式(5)所示，側(cè)向剛度的計算如式(6)所示，扭轉(zhuǎn)剛度計算如式(7)所示：

KB=180/UZ

(5)

KC=180/UY

(6)

KT= 180S/arctan(UZ/S)

(7)

式中：

KB、KC、KT—分別為發(fā)動機(jī)罩的彎曲剛度、側(cè)向剛度和扭轉(zhuǎn)剛度；

UY、UZ—分別為在Y向和Z向的變形量；

S—左、右兩側(cè)緩沖塊之間Y軸方向的距離。

對發(fā)動機(jī)罩進(jìn)行彎曲剛度、扭轉(zhuǎn)剛度及側(cè)向剛度的CAE分析，發(fā)動機(jī)罩剛度分析位移云圖如圖14所示。

圖14 剛度分析位移云圖Fig.14 Displacement cloud map of stiffness analysis

雙臺式鋁合金制機(jī)罩經(jīng)過仿真分析后得出相應(yīng)的剛度值見表3。

表3 雙臺式鋁合金機(jī)罩剛度分析結(jié)果Table 3 Stiffness analysis result of the double-bench aluminum alloy hood

從表3中可以看出，發(fā)動機(jī)罩的剛度性能指標(biāo)均滿足目標(biāo)要求。

4.2 抗凹性能分析驗證

發(fā)動機(jī)罩鈑金結(jié)構(gòu)有限元模型選用殼單元，單元平均尺寸8 mm，發(fā)動機(jī)罩外板受壓部位使用2 mm平均尺寸標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行網(wǎng)格局部細(xì)化，螺栓連接孔處做出擬合點，內(nèi)外板包邊采用共節(jié)點方式連接，粘膠位置采用實體單元模擬并賦予粘膠材料屬性。發(fā)動機(jī)罩抗凹性分析模型如圖15所示。

圖15 雙臺式鋁合金發(fā)動機(jī)罩抗凹性分析模型Fig.15 Anti-concave analysis model of the double-bench aluminum alloy engine hood

抗凹壓頭是幾何型面為半徑12.5 mm的半球，壓頭采用中面及殼單元建模，單元按照3 mm尺寸進(jìn)行建模，將壓頭定義為剛性體，其模型如16所示。

圖16 抗凹性分析壓頭模型Fig.16 Pressure head model of anti-concave analysis

鋁合金發(fā)動機(jī)罩外板抗凹性分析的點位一般選取較為薄弱位置，距離內(nèi)外板粘膠較遠(yuǎn)位置，考慮到發(fā)動機(jī)罩對稱結(jié)構(gòu)，一般選取單側(cè)進(jìn)行抗凹性分析，選取抗凹性分析位置為點P1和點P2，如圖17所示。

外板抗凹性分析結(jié)果主要從初始剛度、最大變形及最大應(yīng)力三個指標(biāo)考察，初始剛度要求不小于20 N/mm，最大變形要求不大于5 mm，最大應(yīng)力要求不超過材料的屈服強(qiáng)度，即不產(chǎn)生殘余塑性變形，分析結(jié)果如表4所示。

表4 雙臺式鋁合金發(fā)動機(jī)罩抗凹性分析結(jié)果Table 4 Anti-concave analysis result of the double-bench aluminum alloy engine hood

從表4中可以看出，雙臺式鋁合金機(jī)罩的抗凹性能滿足要求。

5 結(jié) 論

1) 傳統(tǒng)肋板式鋁制發(fā)動機(jī)罩表面剛度分布不均勻，在肋板間的空檔位置處行人頭部容易與機(jī)艙內(nèi)剛性部件發(fā)生二次碰撞，從而導(dǎo)致該碰撞點處頭部傷害值激增，不利于行人保護(hù)。

2) 采用雙臺式發(fā)動機(jī)罩內(nèi)板結(jié)構(gòu)設(shè)計形式，利用雙臺結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行兩級吸能，有效提升了二次碰撞前的結(jié)構(gòu)吸能性，增加了有效的碰撞面積，降低頭部碰撞的二次加速度峰值，進(jìn)而實現(xiàn)了頭部傷害值的降低。

3) 通過采用雙臺式的發(fā)動機(jī)罩結(jié)構(gòu)，實現(xiàn)了發(fā)動機(jī)罩中部的多個沖擊點的頭部傷害值降低，有效減小人車碰撞過程中行人頭部傷害值。本研究成果對于提升行人頭部碰撞保護(hù)的鋁制發(fā)動機(jī)罩設(shè)計開發(fā)具有重要的參考意義。