某乘用車正面碰撞性能分析及結構優化

裴永勝，張振宇，鄧國紅，楊鄂川，張 勇

(1.重慶理工大學 重慶汽車學院，重慶 400054;2.上海同捷科技股份有限公司，上海 201206)

隨著經濟的發展，汽車保有量逐年增長，給我們的生活帶來了巨大的便利，但交通事故的多發也帶來了巨大的人員傷亡和經濟損失。在汽車碰撞事故中，發生概率最大的是正面碰撞，同時正面碰撞對人體的傷害也最嚴重［1］。因此，汽車正面碰撞一直是被動安全研究的重點。

研究表明:在車輛正面碰撞時，吸能盒、前縱梁、翼子板、發動機罩等為主要的吸能部件。在正面碰撞中，這些部件吸收的能量占車輛吸收總能量的50%左右［2］。特別是吸能盒與縱梁對汽車正面碰撞性能的影響尤為明顯。吸能盒作為車輛低速碰撞時的主要吸能部件，是保持碰撞力及加速度處于較低水平的重要組件，可降低乘員損傷及車身結構變形程度［3］。通過改變吸能部件的截面形狀、尺寸、壁厚和材料參數，就能使其具有不同的吸能特性［4］。同時，還可以通過適當控制前縱梁外板壁厚和在其內部增設加強板，使之逐級參與碰撞吸能，以產生較好的填谷效應［5］。在降低加速度峰值的同時增加吸能，減少前圍侵入量。因此，可以對這些部件進行機構改進，優化其吸能特性，進而提高其正面碰撞安全性。

本文利用LS-DYNA有限元軟件對某轎車進行100%的正面碰撞仿真，分析了其主要吸能部件的吸能特性。針對吸能盒、前縱梁等主要吸能部件進行結構改進，從而使該型車碰撞性能得到了提升。

1 有限元模型的建立

有限元模型嚴格按照建模標準進行，利用Hypermesh軟件進行網格劃分，所有薄板沖壓成型件均采用四邊形和三角形殼單元模擬，單元尺寸在4～12 mm，目標尺寸為8 mm。劃分好的整車模型共有468個PART，1 181 979個殼單元，其中四邊形單元共有1 128 340個，三角形單元共有53 639個。在所有殼單元中，三角形單元占4.5%，小于5%，說明網格劃分合理，滿足仿真精度要求。焊點對碰撞性能有較大影響，梁單元及實體單元均有較高的模擬精度［6］，但梁單元易于建模，所以本文采用梁單元BEAM(MAT100號材料)模擬鈑金件之間的焊點，螺栓孔的連接采用RIGID單元模擬，膠粘采用SOLID單元進行模擬，材料和部件之間的連接均參照實際情況建模。由于發動機剛度較大，碰撞中基本不變形，可以視為剛體。建模時，根據發動機外形輪廓建立殼單元模型，將其設為剛體材料進行模擬。

根據GB11551—2003正面碰撞法規建立仿真工況，車輛模型以50 km/h(沿X軸的負方向)的初速度垂直撞擊剛性墻，同時對整車模型施加豎直向下(沿Z軸的負方向)的重力加速度。碰撞模型如圖1所示。

圖1 100%正面碰撞模型

2 仿真結果分析

在碰撞中，如果車輛剛度較大，車輛前端吸能量遠低于車輛動能，乘員會受到較大沖擊，不利于保護乘員。如果車輛前端剛度不夠，會造成乘員艙前部進入量過大，縮小乘員生存空間。所以，車輛的吸能段應該具有較好的吸能特性，在碰撞中能較好地吸收整車動能，使車體加速度與侵入量達到良好的匹配，最大限度地保護乘員［7］。同時，整車碰撞加速度及前圍侵入量成為仿真中衡量碰撞性能的主要指標。

由于B柱與門檻梁的交界處剛度大，不易變形，且位于乘員艙中部，能代表乘員艙的加速度，因此，選取左右B柱下端加速度代表整車加速度，圖2為碰撞中左右B柱加速度曲線。從圖2可知:左側B柱加速度峰值為52.5 g，出現在31 ms，此時左側吸能盒壓潰結束，縱梁即將彎折，剛度增大造成加速度迅速上升;右側B柱加速度最大峰值為43.7 g，出現在35 ms，此時散熱器支架撞擊發電機及起動機，發動機發生扭轉，致使右縱梁提前發生彎折，同時造成右側吸能盒壓潰變形不如左側充分。發動機及主要吸能部件變形如圖3所示。據研究顯示，吸能盒褶皺越多吸能效果越好［8］，從結果中可以看出吸能盒壓潰造成產生的褶皺較少，影響了吸能效果。

圖2 B柱加速度曲線

圖3 主要吸能部件變形

前圍侵入量是另一個重要評價標準，該車仿真結束時的前圍侵入量如圖4所示。碰撞中最大動態侵入量為126.5 mm，最大靜態侵入量為91.6 mm。最大侵入量發生在前圍板右側ABS安裝支架處。

圖4 前圍板x向位移云圖

從分析結果可以看出:由于發動機扭轉而轉動，造成右側吸能盒吸能不足，前圍右側侵入量較大;左側吸能盒吸能充分，但在吸能盒壓潰變形結束后縱梁即將發生彎折變形時，對應的左側B柱加速度峰值較大，說明吸能盒剛度偏小，與縱梁剛度匹配性不好。因此，該車正面碰撞性能仍有進一步提升的空間。

3 結構優化及仿真驗證

良好的吸能結構應能將盡量多的動能轉化為變形能。金屬薄壁管件壓潰變形相比其他變形形式能吸收更多能量。從仿真結果可看出:吸能盒變形褶皺變形不充分，褶皺數量較少，影響了吸能效果。對引導槽進行結構改進，由前至后引導槽逐漸減小，使其剛度逐漸增加，達到逐級吸能的效果。同時，鑒于吸能盒剛度較小的情況，將其厚度由2.0 mm增至2.5 mm。優化前后的吸能盒如圖5所示。

圖5 吸能盒優化前后對比

從表1可以看出，雖然整車最大加速度由52.5 g降低到 45.1 g，降幅明顯，但是，前圍侵入量未得到明顯改善，最大侵入量反而增加，說明車體加速度與侵入量沒有達到良好的匹配，需要進一步對結構進行改進，降低前圍侵入量。

表1 初步優化結果

從主要吸能部件的變形中可以看出，前圍最大侵入量發生在ABS支架處，不排除縱梁彎折帶動ABS支架擠壓前圍板造成前圍板右側侵入量較大這一可能。考慮到ABS質量較小，對整車碰撞影響不大，在初步優化模型中將ABS支架去掉后進行分析計算，得到分析結果如表2所示。

從表2可以看出，不含有ABS支架與含有ABS支架的B柱加速度及前圍侵入量相當，說明前圍右側較大的侵入量并非由ABS支架擠壓前圍板造成。分析動畫可以看出，發動機扭轉帶動縱梁彎折，縱梁向后擠壓前圍板是主要原因。

表2 不含ABS支架結果對比分析

針對前地板下面的彎曲縱梁變形過大，造成前縱梁向后擠壓前圍板的情況，如圖6所示，對前圍下方縱梁進行加強，加入厚度為2 mm、材料為HC400的加強板。

圖6 縱梁加強板

對縱梁結構改進后，進行仿真計算，得到前圍板位移云圖，如圖7所示。由圖7可知前圍最大動態侵入量為120 mm，靜態侵入量為85.4 mm，最大動態侵入量及碰撞結束后的靜態侵入量均有降低。B柱加速度如圖8所示，左側B柱最大峰值為42.9 g，比未優化前降低了5 g，相比初步優化模型加速度略有增加。優化前后結果對比如表3所示，通過對吸能盒及縱梁等部件的優化，使前圍侵入量及B柱加速度峰值均有降低，有效提升了該車型的碰撞性能。

圖7 前圍板x向位移云圖

圖8 B柱加速度曲線

表3 優化前后結果對比

4 結束語

在Hypermesh中建立了整車有限元模型，通過仿真分析，研究了該車100%正面碰撞安全性能。針對吸能盒強度小、變形吸能效果不好的問題進行了結構改進，同時針對縱梁進行了局部加強，達到逐級吸能，減少前圍侵入量的效果。對改進后的整車進行了仿真分析，結果表明:改進后的結構吸能特性得到了改善，基本達到逐級變形吸能的效果;B柱加速度變化平穩，峰值加速度由最初的52 g降低到46 g，同時前圍侵入量得到了降低。通過結構優化，該車的碰撞性能得到有效提高，達到了優化設計的目的。

［1］蘭鳳崇，鐘陽，莊良飄，等.基于自適應響應面法的車身前部吸能部件優化［J］.汽車工程，2010(5)：404-408.

［2］McNay II，Gene H.Numerical Modeling of Tube Crash with Experiment omparison［C］//SAE Passenger Car Meeting and Exposition America Detroit，1988.

［3］Zarei H，Kroger M.Optimum honeycomb filled crash absorber design［J］.Materials and Design，2008，28(1)：193-204.

［4］鐘志華，張維剛，曹立波，等.汽車碰撞安全技術［M］.北京：機械工業出版社，2005.

［5］白中浩.汽車前碰撞吸能方法及其關鍵技術研究［D］.長沙：湖南大學，2006.

［6］楊濟匡，葉映臺，彭倩，等.實體單元焊點模型在前縱梁碰撞仿真中的應用［J］.吉林大學學報，2011(11)：1542-1548.

［7］胡遠志.基于LS-DYNA和HyperWorks的汽車安全仿真與分析［M］.北京：清華大學出版社，2011.

［8］Mamalis A C，Manolakos D E，Ioannidis M B.Finite Element Simulation of THE Axial Collapse of Metallic Thinwalled Tubes with Octagonal Cross-section［J］.Thin-Walled Structures，2003，4：891-900.