蔣珂

（200093 上海市 上海理工大學 機械工程學院）

0 引言

汽車保有量的日益增加給交通環(huán)境帶來了巨大壓力，頻發(fā)的交通事故造成了慘痛的人員傷亡和經(jīng)濟損失，汽車的碰撞安全性是車身結構設計階段必須考慮的重要因素。汽車安全技術分為被動安全和主動安全，主動安全的研究方向是盡可能避免汽車發(fā)生安全事故；被動安全的研究方向是在汽車發(fā)生事故后，最大程度減少車內外人員受到的損傷[1]。被動安全技術對減少道路交通事故死亡率具有顯著作用，對提升汽車碰撞安全性能有重要意義。

車與車碰撞的事故一般分為正面碰撞、側面碰撞和追尾碰撞等，其中正面碰撞事故的發(fā)生率最高。正面碰撞的形式又可分為正面100%全寬碰撞（FRB）、正面40%偏置碰撞（ODB）和正面25%小偏置碰撞（SOB）等[2]。在實際的交通事故中，偏置碰撞事故是很常見的碰撞情況，本文將基 于2018 版C-NCAP（China-New Car Assessment Program，中國新車評價規(guī)程）的40%偏置碰撞工況要求，對某在研純電動SUV 進行車身結構的仿真與優(yōu)化，提升汽車的碰撞安全性能。

為提高汽車廠商對車輛耐撞性設計的重視，構建安全可靠的道路交通環(huán)境，世界各地區(qū)都制定了相應的碰撞安全法規(guī)和評價體系[3-4]。目前可分為2 種：以美國為代表的美標FMVSS 法規(guī)和US NCAP 評價標準，以歐盟各國為代表的歐標ECE法規(guī)和Euro NCAP 評價標準。我國的C-NCAP 依托于中國汽車技術研究中心，于2006 年發(fā)布了首版評價手冊，包括乘員保護、行人保護和主動安全三大部分，推動了汽車廠商對車輛安全技術的重視，促進了中國汽車產業(yè)的健康發(fā)展。

1 有限元仿真模型的建立

目前，研究汽車碰撞安全性能的方法主要為實車試驗法和有限元仿真分析法。實車試驗法是最直觀的方法，但其成本較高，且車輛一經(jīng)碰撞后不能重復進行試驗，試驗費用也很高。而有限元仿真分析法能夠貫穿于整個汽車開發(fā)流程，有效縮短研發(fā)周期，減少經(jīng)濟損耗，可以大量重復地進行試驗，結合各種專業(yè)工程軟件及時修改設計缺陷，提升新車型的研發(fā)效率。有限元法的中心思想是將復雜的結構離散為有限的一個個小單元，通過求解出每個小單元的近似解，進而推導出整個結構的解。汽車碰撞是一個大變形和非線性的過程，通常采用有限元顯示非線性方法進行求解。

2018 版C-NCAP 規(guī)定的正面40%重疊可變形壁障碰撞試驗工況如圖1 所示[5]。

圖1 正面40%重疊可變形壁障碰撞試驗Fig.1 Front 40% overlap deformable barrier crash test

試驗車輛的碰撞速度設為64 km/h，車身前端與可變形壁障的重疊率為車寬的40%，上下限在±20 mm，撞擊側位于車身前端左側。此外，為了模擬和評估車內乘員受傷害的程度，駕駛員側和副駕駛員側放置Hybrid Ⅲ型50 百分位男性假人，第2 排左側座椅放置Hybrid Ⅲ型5 百分位女性假人?？勺冃伪谡系男问饺鐖D2 所示，由蜂窩鋁主體、保險杠元件、背板、覆板、保險杠面板和黏合劑組成，其中蜂窩鋁高650 mm，寬1 000 mm，深450 mm，材料為鋁3003。

圖2 可變形壁障結構尺寸Fig.2 Deformable barrier structure dimensions

根據(jù)C-NCAP規(guī)定的試驗工況，基于三維模型，利用有限元前處理軟件ANSA 搭建整車碰撞仿真模型，如圖3 所示。模型建立步驟：（1）將CATIA模型導入ANSA 進行幾何清理，簡化對碰撞結果影響較小的部分；（2）網(wǎng)格劃分，檢查網(wǎng)格質量，修復干涉和穿透等；（3）對各零部件進行連接，包括螺栓連接、點焊模擬和粘膠模擬等；（4）賦予各零部件對應的材料；（5）設置接觸形式，整車自身采用自動單面接觸，整車和壁障間采用自動面面接觸。對整車施加重力加速度9.8 m/s2，賦予初始速度64 km/h，設置仿真時間為150 ms，提交有限元求解器LS-Dyna 進行仿真分析。

圖3 40%偏置碰撞有限元仿真模型Fig.3 40% offset collision finite element simulation model

汽車碰撞過程中，大部分動能會轉化成內能，總能量基本保持不變，而沙漏能會不可避免地產生[6]。為提高模型計算效率，減少仿真時間，LSDYNA 在求解汽車碰撞過程中，會縮減積分單元，導致單元節(jié)點位移可能不為零，但因積分節(jié)點位于單元中心，插值運算得出的應變?yōu)榱悖瓷陈┈F(xiàn)象。沙漏現(xiàn)象在物理中不會發(fā)生，但數(shù)學計算中會發(fā)生。一般認為，有限元模型的沙漏能不大于總能量的5%，即可認為該模型符合精度要求。圖4 為該仿真模型的能量變化曲線。可以看出，沙漏能占總能量的比例遠遠小于5%，因此可認為該仿真模型具有一定的有效性。

圖4 有限元仿真模型能量變化曲線Fig.4 Energy change curve of finite element simulation model

2 偏置碰撞車身結構仿真結果分析

2.1 車身加速度與乘員艙侵入量

一般以B 柱加速度作為評價整車加速度的指標，測量點取B 柱下端。車身加速度是評價車身所受沖擊的重要指標，車身加速度越大，整車所受的沖擊越大，車內乘員受到的損傷程度也越高，整車碰撞安全性能就越差[7]。對優(yōu)化前的碰撞模型進行仿真分析，得到B 柱加速度曲線如圖5 所示。可以看出，0～150 ms 內，在12 ms 左右出現(xiàn)了加速度的第1 個峰值，此時保險杠與可變形壁障發(fā)生接觸，最大加速度出現(xiàn)時刻為92 ms，達到40.0 g，按照C-NCAP 五星車型的標準，應降低至35.0 g以下，當前模型仿真結果不能滿足目標要求。

圖5 B 柱加速度曲線Fig.5 Acceleration curve of B pillar

汽車碰撞事故發(fā)生后，車內乘員的生存空間是保證乘員生命安全的重要因素。取駕駛員腳部、踏板、中部橫梁、防火墻及方向盤下部為測量點，同時測量車身左側A 柱和B 柱的位移，共同作為評價乘員艙生存空間的指標，得到仿真后的各測量點結果見表1。

表1 乘員艙侵入量Tab.1 Crew cabin intrusion

可以看出，除踏板侵入量以外，其他各測量點侵入量均不滿足目標要求。其中，駕駛員側腳部腳趾處侵入量為92 mm，遠高于目標上限值60 mm，駕駛員下肢受到的損傷風險較大。中部橫梁侵入量為77 mm，超出目標上限值3 倍多，直接減小了乘員的胸部生存空間。防火墻侵入量達到上限，乘員艙整體變形情況較差。

2.2 車體結構變形分析

觀察仿真結果，發(fā)現(xiàn)A 柱發(fā)生較為嚴重的折彎，如圖6 所示，該變形情況有可能導致碰撞事故發(fā)生后，車門不能正常開啟，駕駛員無法順利逃生，對車內乘員的生命安全造成威脅。A 柱作為連接車頂和前艙的部件，應保證一定的剛度，因此需要對A 柱進行優(yōu)化改進。

圖6 A 柱變形仿真結果Fig.6 Deformation of A pillar

前縱梁是汽車重要的承載部件，在汽車正面碰撞過程中，前縱梁是關鍵的吸能部件，碰撞后的前縱梁變形結果如圖7 所示?？梢钥闯?，縱梁后部變形情況不夠理想，發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象。

圖7 前縱梁變形情況Fig.7 Deformation of front middle rail

關注本研究純電動車型碰撞后前艙內高壓線束的擠壓變形情況。圖8 為碰撞仿真后的變形情況及高壓線束的有效塑性應變，可以看出高壓線束受到了三電橫梁和水箱上橫梁的擠壓變形。

圖8 高壓線束變形情況Fig.8 Deformation of high-voltage wiring harness

3 車身結構優(yōu)化方案及仿真結果

正面碰撞過程中，車身前端的碰撞力傳遞路徑一般分為上中下3 條。碰撞力在上部由上邊梁傳向乘員艙及A 柱；在中部由前防撞梁和吸能盒傳至前縱梁；在下部由下邊梁、副車架傳至車輪等[8-9]。

40%偏置碰撞工況下的傳力路徑及截面力如圖9 所示。碰撞力從前防撞梁及吸能盒傳至后部的前縱梁及乘員艙，分析各零件截面力，針對上文討論的車體結構變形情況，提出增大吸能盒吸能能力、增強前縱梁吸能強度和提升A 柱結構強度的優(yōu)化方案，并進行仿真分析。

圖9 車身碰撞力傳力路徑Fig.9 Body impact force transmission path

吸能盒在碰撞過程中的變形形式為壓潰變形，它可以將前防撞梁傳遞的能量吸收并傳遞至前縱梁，起到關鍵的橋梁作用[10]。常見的吸能盒截面有方形和圓形，基于與前縱梁的形狀尺寸配合，采用方形截面，為提升吸能率，在吸能盒中部添加橫筋。此外，由上文所述優(yōu)化前縱梁變形情況知，縱梁在潰縮時失穩(wěn)，基于工程經(jīng)驗，在吸能盒前端4個角落開孔，如圖10 所示。同時，將前縱梁厚度由2.2 mm 增大至2.6 mm，截面形狀采用目字形，如圖11 所示。吸能盒和前縱梁的材料均采用6063鋁合金，彈性模量為69 000 MPa，泊松比為0.33。優(yōu)化后的仿真結果可看出縱梁變形趨于平穩(wěn)，如圖12 所示。

圖10 吸能盒結構形式Fig.10 Crash box structure

圖11 前縱梁結構形式Fig.11 Middle rail structure

圖12 優(yōu)化后的前縱梁變形情況Fig.12 Deformation of optimized front middle rail

針對上文討論的A 柱嚴重折彎現(xiàn)象，為提升A 柱強度，在A 柱內板側增加一塊加強板，厚度為1.2 mm，材料為CR980T/700Y，彈性模量為207 000 MPa，泊松比為0.29；A 柱外板側也增加一塊加強板，厚度為1.2 mm，材料為CR780T/420Y，彈性模型為207 000 MPa，泊松比為0.29，如圖13所示。優(yōu)化后的A 柱變形情況如圖14 所示，

圖13 A 柱添加加強板Fig.13 Reinforcement plate for A pillar

圖14 優(yōu)化后的A 柱變形情況Fig.14 Deformation of optimized A pillar

此外，觀察結構優(yōu)化后的高壓線束變形情況如圖15 所示。高壓線束未受到擠壓，無斷裂風險。

圖15 優(yōu)化后的高壓線束擠壓情況Fig.15 Squeezing of optimized high-voltage wiring harness

提取優(yōu)化后整車模型的碰撞仿真結果，得到B柱加速度，如圖16 所示。在0～150 ms 的仿真時間內，最大加速度峰值為35.1 g，位于88 ms。相較結構優(yōu)化前的加速度值40.0 g，B 柱加速度值得到了明顯的降低，基本達到目標要求。

圖16 模型優(yōu)化后的B 柱加速度曲線Fig.16 Acceleration curve of B pillar after model optimization

測量乘員艙入侵量得到表2。可知，各測量指標均滿足目標要求，防火墻最大侵入量由120 mm降低至50 mm，駕駛員腳部侵入量降低至最大值以下，中部橫梁侵入量由77 mm 降低至11 mm，A 柱和B 柱僅發(fā)生微小位移，乘員艙的生存空間一定程度上得到了改善和保證。

表2 模型優(yōu)化后的乘員艙入侵量Tab.2 Intrusion of crew cabin after model optimization

（續(xù)表）

4 結論

本文基于C-NCAP 規(guī)定的40%偏置碰撞工況，對某在研SUV 車型進行了碰撞仿真分析與優(yōu)化，通過分析碰撞力在車身的傳遞路徑，對主要吸能零部件進行結構優(yōu)化，改善吸能盒和前縱梁截面形狀，增大前縱梁厚度，采取輕型鋁合金材料。對A 柱添加加強板，材料采用高強度鋼。優(yōu)化后的碰撞仿真結果表明車身變形情況趨于合理，前艙內高壓線束未受到擠壓。此外，選取B 柱加速度和乘員艙變形量作為評價車內乘員受到的損傷風險，模型優(yōu)化后得到的各評價指標都有明顯的降低，滿足優(yōu)化目標的需求，汽車的碰撞安全性能得以提升。