某車型匹配新型大尺寸變速器的正面耐撞性優化＊

肖海濤管立君王純劉衛國，2周大永，2趙福全，2祝賀

（1.浙江吉利汽車研究院有限公司；2.浙江省汽車安全控制技術重點實驗室）

某車型匹配新型大尺寸變速器的正面耐撞性優化＊

肖海濤1管立君1王純1劉衛國1，2周大永1，2趙福全1，2祝賀1

（1.浙江吉利汽車研究院有限公司；2.浙江省汽車安全控制技術重點實驗室）

2012版C-NCAP正面偏置碰撞速度與歐洲相同，對汽車耐撞性要求比以前更為嚴格。針對某車型重新匹配新型大尺寸變速器后導致正面吸能空間不足、正面偏置碰撞安全性能下降的問題，根據試驗結果和有限元分析結果進行了正面車身結構優化。通過優化縱梁降低了整車加速度波形，減少了乘員艙的侵入量，使該車型能夠滿足整車安全性能要求。

1 前言

2012版C-NCAP評價標準[1]從2012年7月1日起正式實施，最新版本評價標準中正面40%重疊可變形壁障碰撞的初始速度由56 km/h提高到64 km/h，導致碰撞總能量提升了約30.6%。根據CNCAP官方發布的2012年第三批車型評價的最新成績[2]，正面偏置碰撞的安全性能普遍表現欠佳，面碰撞速度的提高使得對車體結構的安全性能要求更為嚴格。

本文對某車型匹配新型大尺寸變速器后導致的變形吸能空間減少、侵入量增加問題進行車身結構優化，保證了車身結構變形模式合理、吸能充分，減小了乘員艙的侵入量，滿足了正面碰撞中車身結構的安全性能目標要求。

2 正面碰撞車身結構設計原則

發生碰撞時，車輛的減速度越大則乘員受傷害越嚴重。此外，若駕駛室變形很大，動力總成、前圍擋板等剛性零部件后移量過大，可能導致轉向管柱或三踏板等部件后移對乘員形成擠壓傷害，并危及車內乘員的生存空間，使乘員受到傷害[5]。

根據正面碰撞過程對乘員的傷害情況，乘員艙前部的車體結構部分應有盡可能多的變形，以最大限度吸收碰撞的沖擊能量，使得作用在乘員身體上的力、彎矩和加速度值不超過人體所能承受的極限；而乘員艙不應發生過大碰撞變形，以保證乘員具有足夠的生存空間和結構穩定性，如圖1所示。

變形區首先需具有足夠的變形吸能空間，其次其載荷路徑要完整并具有足夠的承載能力，才能在有限空間內通過自身變形吸收足夠的碰撞能量。

3 某車型匹配新變速器后存在問題及分析

某車型前期開發設計時原動力總成采用5MT（手動變速器）配置，在首輪實車64 km/h正面偏置碰撞試驗中出現：踏板后移并與儀表橫梁產生運動干涉，離合器踏板在碰撞后被鎖死；制動踏板在碰撞后被鎖死；油門踏板碰撞后X向侵入量為158 mm，嚴重超標，安裝區域的防火墻局部變形較為嚴重。侵入量和變形情況參見表1和圖2。

表1 三踏板侵入量和鎖死情況

后續由于產品戰略需求，需將5MT更換成6MT。6MT質量比5MT增加了12.3 kg，在碰撞中整車總能量稍有增加，但由于6MT較5MT外形尺寸大很多，導致變速器更換后整車正面偏置碰撞的吸能空間減小了110 mm，如圖3所示。吸能空間大幅減小，導致該空間中原有結構無法變形吸能，更多的碰撞沖擊傳遞到乘員艙，使乘員沖擊更為嚴重，乘員傷害得分降低，嚴重影響整車結構的安全性能。另外，匹配6MT的蓄電池比5MT的蓄電池位置X負向移動20 mm，Y負向移動40 mm，Z正向移動17 mm，蓄電池支架結構變化，影響正面碰撞左縱梁前端的壓潰性能。配置5MT的實車64 km/h正面偏置碰撞試驗中油門踏板侵入量已經超標，故在匹配6MT之后正面偏置碰撞中踏板后移量仍無法滿足該車型的安全目標要求。

為了解決以上問題，需要根據整車碰撞試驗結果進行有限元仿真對標，對該車型的50 km/h正面100%剛性壁障碰撞（FRB50）與64 km/h正面40%偏置可變形壁障碰撞（ODB64）進行仿真與試驗結果的對標分析，利用對標結果進行正面碰撞車身結構的優化與評估。

根據圖4的整車FRB50與ODB64變形情況對比可以看出，仿真與試驗的整車變形效果基本一致。根據圖5的FRB50與ODB64整車車體響應曲線分析可知，整車加速度曲線的峰值時刻對應基本一致，仿真與試驗結果波形整體變化趨勢基本一致。對于局部變形區域的侵入量應考慮仿真和試驗的誤差，因此，針對踏板侵入量有限元仿真結果的評估與分析，以相對變化的比率大小來預估優化后踏板在試驗中的后移量。

在對標模型基礎上進行該車型匹配6MT的整車碰撞有限元分析，如圖6所示，根據圖6的整車車體響應有限元結果分析可知，匹配6MT后，FRB50和ODB64碰撞工況整車碰撞加速度過高，其中FRB50碰撞加速度峰值由38.5 g增加到55.6 g，ODB64碰撞加速度峰值由42.5 g增加到50.2 g，第1階波形變化不大，第2階加速度升高導致約束系統匹配困難，乘員保護存在較大風險。

在ODB64中根據仿真計算結果的變化趨勢進行分析，將油門踏板侵入量仿真值的變化率乘以實車試驗結果的侵入量作為6MT實車結果的預估值，如表2所示。通過仿真和試驗結果可知，油門踏板的X向侵入量雖然降低了9.5%，但由于該車型匹配5MT時油門后移量為158 mm，所以，油門踏板后移量約為142 mm，大于上限100 mm，超標問題仍然存在。

表2 某車型匹配5MT和6MT ODB64仿真分析油門踏板X向侵入量情況對比

基于該6MT的整車加速度曲線評估乘員傷害情況得分如表3、表4所示，可知，FRB50和ODB64碰撞乘員得分分別為12.98分和13.13分，兩種碰撞工況乘員保護均不達標，其目標得分分別為14分和14.5分;乘員傷害較嚴重的區域主要集中在胸部和小腿區域，根據車身結構性能對乘員傷害的影響分析，胸部主要受第2階加速度影響，小腿區域主要受侵入量影響，因此變更6MT后，整車加速度增加和侵入量超標問題導致了乘員保護的安全性能下降，且乘員保護得分未考慮油門踏板侵入量罰分。

表3 某車型匹配6MT后FRB50仿真分析前排乘員傷害情況得分

表4 某車型匹配6MT后ODB64仿真分析前排乘員傷害情況得分

4 正面車身結構優化

4.1 整車加速度波形及前圍侵入優化后

由于更改大尺寸的6MT后導致吸能空間減少110 mm，同時無法通過調整發動機艙內的布置情況為正面碰撞提供更多的吸能空間，因此需要提高現有吸能空間內部件對碰撞能量的吸收程度。

正面碰撞中，一方面其碰撞載荷通過縱梁向車身后部傳遞；另一方面，前縱梁需要由前至后依次壓潰變形，避免發生彎折，起到吸收碰撞能量的作用。

4.1.1 材料等級提升

為提高現有吸能空間內縱梁對碰撞能量的吸收，需要提高縱梁的截面承載能力。由于現有縱梁已經存在三層焊，若大幅增加板料厚度可能帶來焊接質量問題，無法保證碰撞中該處結構的連接強度，因此采取措施：將左、右前縱梁前段材料強度提高190 MPa，厚度維持在2 mm；左、右前縱梁外板材料強度提高340 MPa；左、右縱梁前段側板材料強度提高200 MPa，左、右前縱梁前段加強板厚度更改為2.8 mm；左、右前縱梁外板加強板厚度減薄為1.8 mm。通過提高材料等級提高截面的承載能力，在保證安全性能的前提下可兼顧車身的輕量化。

4.1.2 結構優化

合理的變形次序不僅能夠使結構有效發揮變形吸能作用，而且能夠在一定程度上引導結構的穩定變形模式。前縱梁后端在碰撞后先發生彎曲變形很容易引導整個前縱梁未變形區域相對轉動，形成彎曲變形，導致縱梁吸能不充分且變形模型控制困難。前縱梁逐級壓潰的變形模式按照由前向后的次序設計，左、右縱梁對應位置采用相同的措施，具體如圖7所示。

如圖7所示，優化縱梁前段前端設置2道誘導槽結構，通過誘導縱梁前段潰縮變形來提高縱梁前段吸能，有效控制變形穩定性。同時前縱梁前段側板縮短61 mm，而前縱梁外板均向前延長61 mm，并在與縱梁前段誘導槽相應的位置設計誘導結構，使得誘導槽1、4在X向位置對應，誘導槽2、5在X向位置對應，這樣在縱梁前端形成兩道環形的壓潰誘導結構，控制壓潰變形的位置。優化左前縱梁前段加強板結構可以提高結構穩定性。在縱梁后端增加誘導槽結構，增加一道誘導槽3，在保證縱梁前端壓潰吸能和變形可控的前提下，增加后端變形，使后端發生彎折變形，從而提高縱梁整體在碰撞中的能量吸收。

4.2 中央通道及油門踏板優化

如圖8所示，在新增的中央通道加強板材料780DP、厚度1.5 mm的基礎上，采用落地式油門踏板[5]。控制中央通道處的變形，將落地式油門踏板布置在侵入量較小的前地板區域，可以有效控制油門踏板的侵入量，具體布置位置如圖9所示。

5 正面車身結構優化方案驗證

首先，對優化后的車身關鍵零部件變形模式進行分析。根據FRB50有限元結果分析，優化后在縱梁內、外板材料等級提升的前提下，縱梁前段壓潰理想，整體變形模式、變形順序合理。優化前、后縱梁后端彎折情況基本一致，優化后變形位置可控，如圖10所示。總體上，根據縱梁的變形模式，優化后第1階波形會提高，前端吸能效果更好，后端彎折變形穩定可控，能夠較好的控制動力總成對前圍板的侵入。

根據ODB64有限元結果分析，優化后左縱梁前端吸能更充分、軸向性較好，能夠較好地傳遞碰撞能量，總體上匹配6MT優化后左縱梁變形吸能效果比優化前好，如圖11所示。

然后，根據發動機艙前圍板侵入量云圖分析整車碰撞的侵入情況。根據正面兩種工況的仿真結果分析可知，優化后FRB50前圍板最大變形由85mm減小為46 mm，優化后ODB64前圍板最大變形由155 mm減小為120 mm，前圍板和地板侵入降低有利于降低踏板侵入量，對乘員保護有利，如圖12所示。

對整車加速度曲線進行分析可知，該車型匹配6MT經過車身結構優化后，其FRB50和ODB64的整車加速度峰值降低，如圖13所示。FRB50碰撞加速度峰值由55.6 g降低為48.4 g，第1階波形在21.6 ms達到32.9 g，提高了第1階加速度，相應降低了第2階加速度。ODB64碰撞加速度峰值由50.2 g降低到44.7 g，第1階波形在40～60 ms期間都得到提升，進而降低了第2階加速度。

如表5所示，根據ODB64仿真計算結果，通過侵入量降低的比率分析，該車型匹配6MT優化后油門踏板后移量和上移量明顯降低，懸臂式油門踏板后移量仿真計算值為110 mm，根據試驗結果按比率計算得到其后移量為126 mm，仍然超標。采用落地式油門踏板布置位置變形情況如圖14所示，實車試驗中測得該處的后移量最大值為45 mm，上移量最大為12 mm，優化后其后移量和上移量與此處結構實車變形基本一致，因此可以解決油門踏板侵入量超標問題。

表5 某車型匹配5MT和6MT優化后ODB仿真分析油門踏板侵入量情況對比得分

對表6和表7的約束系統分析可知，FRB50前排乘員傷害得分14.49分，大于目標值14分；ODB64前排乘員傷害得分14.74分，大于目標值14.5分。前排乘員傷害情況滿足安全性能目標要求。

表6 某車型匹配6MT優化后FRB仿真分析前排乘員傷害情況得分

表7 某車型匹配6MT優化后ODB仿真分析前排乘員傷害情況得分

6 結束語

針對某車型匹配新型大尺寸變速器后導致正面吸能空間不足、正面碰撞安全性能下降的問題，進行了正面車身結構優化。通過提高縱梁截面強度、合理設計誘導槽結構、加強中央通道、采用落地式油門踏板等措施，提高了整車加速度第1階波形，降低了第2階加速度波形，整車加速度波形得到控制，減小了乘員艙的侵入量，滿足了整車安全性能目標要求。

1C-NCAP管理規則（2012年版）.

2曹雷.2012第三批C-NCAP成績:最高5星/最低2星. http://www.autohome.com.cn;2012.09.02.

3馬琳琳，楊娜.轎車結構耐撞性分析與改進.機械設計與制造，2008，6:106-108.

4王大志.基于乘員保護的汽車正面碰撞結構設計與變形控制研究：[學位論文]，北京:清華大學，2006.

5張金換，杜匯良，馬春生.汽車碰撞安全性設計.北京:清華大學出版社，2010.

（責任編輯簾青）

修改稿收到日期為2013年11月1日。

Optimization of Frontal Crashworthiness for A Vehicle Model with a New Large-sized Transmission

Xiao Haitao1，Guan Lijun1，Wang Chun1，Liu Weiguo1，2，Zhou Dayong1，2，Zhao Fuquan1，2，Zhu He1
（1.Geely Automobile Research Institute；2.Zhejiang Key Laboratory of Automobile Safety Technology）

The frontal offset crash speed of C-NCAP 2012 is the same as that of Europe;however，the crashworthiness requirement is stricter.To solve such problems as inadequately frontal energy-absorbing space caused by new large-sized transmissioninaspecificvehicleanddecliningsafetyperformanceinthefrontaloffsetcrash，the structuraloptimizationoffrontal body is performed based on test results and finite element analysis.The intrusion of occupant compartment is decreased by optimizingsiderailsandreducingvehicleaccelerationwaveform，thusmeetingtherequirementsofvehiclesafetyperformance.

Transmission,Re-adaptation,Frontal crashworthiness,Energy-absorbing space, Optimization

變速器重新匹配正面耐撞性吸能空間優化

U461.91

：A文獻標識碼：1000-3703（2014）02-0053-05

浙江省汽車安全控制技術重點實驗室建設項目（2009E10013）。