轎車側面碰撞乘員艙分區剛度優化與匹配研究*

胡玉梅,姜亞洲，禹慧麗，崔泰松,楊芳霞

(1.重慶大學，機械傳動國家重點實驗室，重慶 400044; 2.汽車噪聲振動和安全技術國家重點實驗室，重慶 400039)

前言

基于安全需求，汽車側面碰撞安全研究一直是國內外汽車被動安全性研究的熱點。良好的車體結構抗撞性能為乘員生存空間提供了有力的保證，而車體結構抗撞性與乘員艙剛度密切相關。在側面碰撞過程中，乘員艙剛度的分配決定了車身的變形和側面部件如車門B柱內板等的侵入速度和侵入量，因此對整車乘員艙剛度的匹配優化具有重要的實際意義。

國內外汽車安全技術研究人員針對乘員艙剛度做了大量研究。文獻[1]～文獻[4]中通過優化側圍結構(如B柱、防撞桿和門檻等部件)，文獻[5]中通過在車身側面采用高強度鋼，以及文獻[6]和文獻[7]中利用提高車門剛度等來加強側面剛度以改善側面結構抗撞性；文獻[8]中研究了側面碰撞車體結構與乘員傷害的關系，并在此基礎上得到了側面碰撞車體結構抗撞性的評價參數；文獻[9]中通過提取轎車相應部分的慣性特性和剛度特性建立了整車側面碰撞參數化模型，并針對側面結構抗撞性進行了剛度參數的優化。此研究主要用于概念設計階段的轎車側面結構抗撞性設計；文獻[10]中通過調整乘員艙部分構件厚度研究了構件的剛度對乘員損傷的影響等。

綜上所述，雖然目前國內外對車身側面碰撞的研究很多都與剛度有關，但對從乘員艙剛度的優化和車身側面不同區域剛度的匹配對側面結構抗撞性能或乘員傷害指標的影響等方面進行的研究較少。本文中將乘員艙側面被撞區域劃分為6個區域，得出各分區剛度的匹配關系和分區剛度與乘員傷害指標的關系。

1 側面碰撞乘員艙分區剛度的定義

目前，在汽車碰撞安全法規中，不管是強制性的國家法規，還是有著更高要求的NCAP，都只是對作為最終指標的假人傷害指標作了明確規定，而對于車體側面結構抗撞性并沒有提出詳細的規定。但車體侵入速度和侵入量與乘員傷害指標有直接的關系，文獻[11]中的研究結果表明，肋骨變形量與B柱腰線處的侵入速度可以用線性關系表示，侵入速度每增加1m/s，則肋骨變形量相應增加4.7mm；而侵入量、侵入速度與車身結構不同區域的剛度及其相互之間的匹配直接相關。因此，在進行車體結構抗撞性結構設計時，如果通過不同區域的剛度及其相互之間的匹配關系來評價車體側面結構抗撞性的改善情況，就顯得比較方便。

由于乘員艙各區域在側面碰撞過程中所起的作用不同，有必要將整車側面與移動壁障相接觸的區域進行分區來研究，如圖1所示，將車身側撞區域劃分為6個區域來考慮。

但是，如何評價車體側面不同區域的剛度及其相互之間的匹配，目前沒有相關文獻報道。參考文獻[12]中的啟示，以側面碰撞過程中乘員艙所承受的側面壓縮力與其壓縮變形量的關系曲線(稱為剛度曲線)來描述乘員艙分區剛度。圖2為分區2的乘員艙剛度曲線，現以它為例對乘員艙分區剛度進行說明。

圖2中Fp為乘員艙受到壓縮力的最大值；Δp為乘員艙壓縮力最大時的變形；F0是為描述乘員艙剛度曲線經過(Fp，Δp)點后的穩定區間所設定的一個值，F0=αFp，α為小于1的比例系數(本文中取α=0.9[10])；Δ0為乘員艙受到的壓縮力從Fp降至在曲線最低點之前最后一次到F0時的乘員艙變形；Δp′則為壓縮力保持較大值的變形區段，Δp′=Δp-Δ0；Δmax為碰撞過程中乘員艙最大擠壓變形；Δend為碰撞結束后乘員艙變形。

2 車身側圍的分區剛度水平

為實現對乘員艙各分區剛度的匹配與優化，有必要先了解乘員艙分區剛度水平和乘員傷害情況。為此建立了包含車身結構、發動機和底盤結構的某自主品牌轎車有限元模型，并按國家相關標準的要求，利用VPG提供的符合ECER95標準的移動變形壁障作為側面碰撞的撞擊車，如圖3所示。

2.1 模型驗證

按照C-NCAP可變形移動壁障側面碰撞試驗的要求和構建的側面碰撞有限元模型，提交Ls-dyna計算，并進行分析以驗證模型的準確性。圖4為轎車撞擊側的試驗與仿真對比,計算結果如圖5所示。

由圖4和圖5可知，該車側撞有限元模型具有較高精度，分析結果可靠，可有效指導側撞安全設計。

2.2 車身側圍分區剛度水平分析

原車乘員艙分區剛度曲線如圖6所示，分區剛度評價參數如表1所示。

FP/NΔp/mmΔp′/mmΔmax/mm分區164962551244626555分區235666610-323016033分區3515817486-175620730分區4204832216954223327分區5122455903-359915869分區6906612952-462421685

由圖6和表1可見，對車身側面剛度貢獻大的區域主要為分區4、5和6，而分區1、2和3“相對較弱”，側面剛度呈現上弱下強的趨勢。其中，分區2剛度最弱，容易造成乘員胸部處侵入速度增加。據文獻[11]中的換算方法，可得駕駛員的肋骨平均變形量為35.45mm，其C-NCAP評分計算胸部分值為1.31分，說明該轎車側撞安全性能較差，須進行改進和優化。

3 側撞分區剛度優化與匹配研究

為達到合理優化分區剛度改善側面結構抗撞性的目的，采取正交試驗法[13-14]對車身的側面撞擊區結構進行優化，并選擇車身側面碰撞主要承載結構，如B柱內外加強板、門檻加強板、前后車門防撞桿、地板橫梁及其內部加強板、后地板橫梁和車頂橫梁等關鍵構件作為乘員艙分區剛度優化的試驗設計對象。

3.1 側撞安全性能車身評價指標

在正交試驗中，須采用試驗目標用來衡量試驗效果；而在中國新車安全評價程序(C-NCAP)中，假人的胸部評分指標是評價整車側面結構抗撞性的非常重要的指標。因此本文中以對應假人胸部處的B柱侵入速度和B柱中部侵入量作為正交試驗的優化目標，來說明分區剛度的優化對側面抗撞性的影響。

3.2 設計變量及水平

根據其承受載荷的特點，可將所研究的關鍵構件分為承受軸向撞擊力的構件和承受橫向撞擊力的構件。其中，受橫向撞擊力的構件分別為：B柱內外加強板、門檻加強板和前后車門防撞桿。受軸向撞擊力構件分別為：地板橫梁及內部加強板、后地板橫梁和車頂橫梁等。考慮到影響側面碰撞的因素較多，并結合乘員艙構件在碰撞中的受力特點，將主要承受軸向撞擊力的車身橫梁類構件和主要承受橫向撞擊力的車身側圍立柱等構件，分組進行優化。這一方面有助于有針對性地研究它們對側面剛度的貢獻，另外也提高正交優化的效率。這些構件分組優化的設計變量如表2所示。

對于每個設計變量取3個水平，其中材料屈服強度的3個水平為152、340和587MPa[15]；構件厚度的3個水平為原板厚和原板厚±0.3mm。根據試驗設計變量的數量，分別選擇L18(21×37)和L18(37)正交試驗安排表。正交試驗安排表和試驗結果如表3和表4所示。表中v與v′為B柱腰線處侵入速度，i與i′為B柱腰線處侵入量。

表4 受軸向撞擊力的構件正交試驗表

3.3 試驗結果分析

根據表3和表4利用極差分析法來對試驗結果數據進行分析和評價，如圖7所示。

圖7中，yjk為第j(j=a～h或a′～g′)個因素、第k(k=1,2,3)個水平所對應的試驗指標和；由yjk的最大值或者最小值可以判斷j因素的最優水平，各因素的最優水平組合即最優組合。Rj反映了第j因素水平變動時試驗指標的變動幅度。Rj越大，說明該因素對試驗指標影響越大，因此也越重要。

表5和表6為受橫向撞擊力的構件分別選取B柱侵入速度與B柱中部侵入量作為安全性指標得到的正交試驗結果。

表5 B柱侵入速度之和正交試驗結果 m/s

表6 B柱侵入量之和正交試驗結果 mm

由表5可知，在試驗范圍內的優化方案①為：a2 b3 c3 d3 e3 f3 g1 h2；受橫向撞擊力的構件對于胸部位置B柱侵入速度影響程度大小排列為：d>b>c>e>f>g>h>a。

由表6可知，在試驗范圍內的優化方案②為：a2 b3 c3 d3 e3 f3 g3 h2；受橫向撞擊力的構件影響程度大小排列為：b>d>f>e>a>c>h>g。

表7和表8為受軸向撞擊力的構件分別選取B柱侵入速度與B柱中部侵入量作為安全性指標得到的正交試驗結果。

表7 B柱侵入速度之和正交試驗結果 m/s

表8 B柱侵入量之和正交試驗結果 mm

由表7可知，在試驗范圍內的優化方案③為：a′1 b′3 c′3 d′1 e′2 f′2 g′2;受軸向撞擊力構件按影響程度大小排列為：b′>e′>f′>c′>a′>d′>g′。

由表8可知，在試驗范圍內的優化方案④為：a′3 b′3 c′3 d′3 e′3 f′2 g′3；受軸向撞擊力構件按影響程度大小排列為：b′>e′>c′>f′>a′>g′>d′。

優化方案的組合有很多種，綜合成本和效果兩方面考慮，本文中擬出兩種較優且典型的優化方案，其中優化方案1主要關注在低成本的條件下可能的優化效果；優化方案2主要關注得到一個較好的優化效果須付出的成本代價。各方案具體參數如表9所示。

表9 乘員艙優化方案具體參數

3.4 優化結果對比和分區剛度匹配研究

經整車側面碰撞仿真分析，得到原車和優化方案1、2對應的B柱腰線處侵入速度，B柱上、中、下部位的侵入量如表10所示。

表10 優化前后B柱侵入信息對比

據文獻[11]中換算，得到的肋骨評價變形量以及通過C-NCAP評分評估駕駛員的胸部傷害計算方法的分值，如表11所示。

表11 乘員傷害指標換算值

由表10和表11不難看出，通過B柱侵入速度、侵入量和換算后的肋骨變形量對比，經過方案1、2優化后的B柱腰線處侵入速度和B柱侵入量均大幅減少，對應胸部分值均有增加，改善了側面碰撞中車體的結構抗撞性能，降低了對人體的沖擊載荷，并減少了側面碰撞中假人的損傷。原車和優化方案1、2中側面結構各分區剛度對比如圖8所示。

由圖8可以看出，各分區剛度基本滿足“增加Fp，減小Δp與Δmax，并兼顧對Δp′的考慮”的改善要求，方案1、2對應的各區剛度均有不同程度的加強，有效提高了車身側面剛度，尤其側面最大侵入量Δmax值較原車減幅較大，沒有造成乘員艙嚴重變形。

為便于評價分區剛度相互之間的關系，參考圖2，若定義各分區剛度曲線壓縮力峰值下的剛度為K分區=Fp/Δp，則圖8中各曲線對應的分區剛度如圖9所示。

由圖9可以得出如下結果。

(1) 各分區剛度明顯分為兩組，即4區、5區、6區為高剛度水平組；而1區、2區、3區為低剛度水平組。

(2) 對于每一條曲線，它們都呈現中間高、兩邊低的“山峰”形狀；對于高剛度水平組，其“山峰”的高度h1約為120N/mm;對于低剛度水平組，其“山峰”的高度h2約為30N/mm；且兩組曲線“峰頂”的剛度值近似存在固定關系，即KAi-KBi≈150N/mm。

(3) 方案1和方案2對側撞性能的改善體現為各剛度曲線同步上升，表明若要改善車體結構抗撞性以減少乘員損傷，則所采取的結構改進措施應能使剛度曲線同步上升。上升的幅度越高，改善效果越好。

(4) 參考圖9再結合表11可進一步推算出“峰頂”剛度K分區2、K分區5與乘員胸部得分的關系，如圖10所示。例如，若要使乘員胸部分值達到4分，則相應的分區剛度K分區2、K分區5大小分別約為：89N/mm、240N/mm，對應的整個分區剛度曲線如圖11所示。

而要達到這兩根曲線的剛度，應加強B柱及加強板、門檻及加強板和地板橫梁等構件，并重點加強前車門(車門防撞桿等)對應乘員區域的結構等。再經仿真分析就可知結構加強后各分區剛度是否達到曲線值；若未達到，則繼續修改上述構件的厚度或采用高強度鋼，直到仿真分析表明達到顯示的分區剛度為止。

4 結論

(1) 將乘員艙被撞區域劃分為6個分區，采用正交試驗方法對乘員艙分區剛度進行優化，得到剛度優化的方案1和方案2。

(2) 整車側面碰撞區域的剛度明顯分為高剛度水平組和低剛度水平組；且各組的剛度曲線均呈“山峰”狀，“峰”高分別約為120和30N/mm；兩組曲線“峰頂”剛度近似呈150N/mm恒差關系。

(3) 優化方案對側面結構抗撞性的改善體現為各剛度曲線同步上升，進而演繹出“峰頂”剛度與乘員胸部得分的關系。

(4) 若要改善車體結構抗撞性以減少乘員損傷，則采取的結構改進措施應能使剛度曲線同步上升。上升的幅度越高，改善效果會越好，同時“峰頂”剛度與胸部得分關系曲線可以為相應的結構設計提供指導。

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