ODB工況下車體前縱梁路徑變形模式控制方法及應用

趙雪梅，吳昌生，邸曙升

（東風汽車集團有限公司 東風日產乘用車公司 技術中心，廣州 510800）

前碰工況中，參與傳力并與能量吸收密切相關的主要車體骨骼為機艙段的吸能盒和前縱梁，它們的變形模式及能量吸收對車體碰撞性能表現至關重要。

與FLP（正面100%重疊剛性壁障50 km/h碰撞）工況下車輛與壁障100%重疊不同，ODB（正面40%可潰縮壁障64 km/h碰撞）中壁障與車體的重疊量及允許偏差[1]為±20 mm，導致前防撞橫梁所受載荷會隨著不同偏差而發生變化。并且壁障前后高度、剛性不同，再加上車姿制造偏差，吸能盒及前縱梁所受載荷同樣會隨著不同偏差而發生變化。以上因素會影響防撞橫梁、吸能盒、前縱梁的變形模式，進而影響整車的能量吸收和變形量。

以本文所研究的車型為例，壁障在y向存在±20 mm的允許偏差，z向存在±10 mm的車姿制造偏差，如圖1所示。

圖1 壁障與整車的關系

在ODB工況中，壁障保險杠元件與目標車型主要傳力路徑——前防撞橫梁-吸能盒-前縱梁（后文簡稱為前縱梁路徑）之間存在高度差，如圖2所示。

圖2 ODB工況壁障與前縱梁路徑的位置關系

在上述條件下，會造成ODB工況中前縱梁路徑部品無法實現最優變形模式，如圖3所示。某車型吸能盒被壓彎，不能達到軸向潰縮吸能效率。圖4為某車型在ODB工況中未能折彎，相比折彎模式，此種變形模式會導致乘客艙受到的前端載荷更大。

以往對前縱梁變形設計的研究中大多只關注前縱梁自身，沒考慮試驗偏差及其前序部品（防撞橫梁和吸能）對前縱梁的影響。如清華大學王大志對前縱梁的結構設計及變形控制研究[2]，以及浙江大學蘇建關于前縱梁結構的優化[3]。本文致力于前防撞橫梁、吸能盒、前縱梁的變形順序、變形位置和變形模式的研究，系統性地提出了前防撞橫梁-吸能盒-前縱梁變形模式規劃、考慮試驗偏差的控制方法和應用實例。

圖3 某車型ODB中吸能盒變形模式

圖4 某車型ODB中前縱梁變形模式

1 傳力路徑部品變形模式規劃、控制方法及應用

1.1 傳力路徑部品變形模式規劃

在前縱梁路徑中，為了使能量吸收最大化，首先規劃路徑各個部品的變形模式，如圖5所示。

圖5 變形模式規劃

（1）前防撞橫梁：為整個路徑的第一受力部品，其變形模式直接影響吸能盒所受的載荷方向，因此在吸能盒變形前，防撞橫梁應折彎以減小吸能盒所受彎矩。

（2）吸能盒：作為前端能量吸收的關鍵部品，軸向潰縮可將能量吸收最大化。

（3）前縱梁：一方面為了釋放發動機艙的潰縮吸能空間，另一方面為了減輕后方乘客艙的壓力，需要前縱梁潰縮或折彎變形或二者并存，由于搭載和布置的限制，本文在對象車型上規劃了兩次折彎變形。

以上部品變形順序從前到后依次進行。

1.2 前防撞橫梁的變形模式控制方法

在設計防撞橫梁折彎位置時，需根據防撞橫梁受力特性，設定穩定的折彎誘導結構以保證折彎位置的穩定性。建立其變形前的力學模型，并進行受力分析，如圖6所示。

圖6 防撞橫梁變形前力學分析

由以上分析可知，防撞橫梁在標記點O處所受彎矩最大，根據力學模型，可得出標記點離左側吸能盒的距離D為：

考慮試驗壁障位置偏差±20 mm的影響，可確定實際試驗中防撞橫梁變形前的彎矩最大區域：

根據式（2），可確定本文所研究的車型最大彎矩在整車坐標系下y向為（-208，-224） mm區間，為保證折彎部位的一致性，以及折彎耐力一致，在此區域防撞橫梁上下表面設置折彎引導孔，圓心在范圍中心：y=-216 mm，直徑覆蓋最大彎矩范圍區域：d=16 mm，對象車型設置如圖7所示。

圖7 對象車型防撞橫梁折彎誘導孔位置設計

1.3 吸能盒的變形模式控制方法

吸能盒變形順序控制：為保證吸能盒在防撞梁之后變形，其軸向壓潰最大可承受力，應大于防撞梁折彎變形時所需的吸能盒支撐力。假定前縱梁發生折彎變形時，其所受載荷為均布力q，則從圖6的防撞梁力學模型可推導出吸能盒需提供的支撐力F為：

吸能盒峰值最大可承受力Fb＞F，具體數值根據能量吸收計劃確定，本文不做展開。

吸能盒變形模式控制：影響吸能盒變形模式最大的因素是xz視圖壁障前端與壁障前端并不完全重疊，且防撞橫梁的高度尺寸與吸能盒也存在偏差，因此從防撞橫梁傳遞到吸能盒的是軸向力及y向彎矩，如圖8所示。

在此種受力模式下，如圖9所示，吸能盒上下表面存在應力差。若上下部分屈服應力相同，下邊緣達到屈服極限時，上邊緣應力還未達屈服極限，導致整體結構發生壓彎，而非潰縮變形。因此，未加控制的吸能盒容易向下彎曲變形。

為實現吸能盒穩定的軸向潰縮，本文通過以下3種方式來控制。

圖9 吸能盒截面應力分析

（1）將吸能盒左右分體結構變更為如圖10所示的上下分體結構，且上半部板厚＜下半部板厚，以降低形心軸減小彎矩以及上下應力差。

圖10 吸能盒斷面優化設計

（2）上下部分材料差異化設定：上半部采用屈服應力低的材料，下半部采用屈服應力高的材料。屈服應力比值盡可能趨近，以盡可能滿足上下表面同時達到屈服的軸向潰縮條件，如圖11所示。

圖11 吸能盒屈服應力設定

（3）為進一步穩固吸能盒變形模式，消除上下試驗偏差影響，目標車型根據薄板壓屈原理，通過設定壓潰筋控制潰縮穩定性。

本文所研究的車型吸能盒方案如圖12所示。

圖12 對象車型吸能盒方案

1.4 前縱梁的變形模式控制方法

1.4.1 前縱梁變形順序控制

與吸能盒變形順序控制原理相同，為使前縱梁在吸能盒潰縮后變形，需滿足變形所需的最大可承受力＞吸能盒的變形最大可承受力。

1.4.2 前縱梁變形模式控制

前縱梁作為乘客艙前方的直接傳力部品，其變形模式直接影響后方所受載荷方向，如下圖所示，前縱梁折彎后，可釋放機艙在此區間的潰縮空間S（圖13），還可以大幅降低導致乘客艙變形所受載荷的大小（圖14）。

本文將前縱梁的第一次折彎設定在防撞橫梁折彎后，在防撞橫梁折彎后拖鉤套筒變為受載最前點，其受力模型如圖15所示。

根據斷面壓彎的受力特性，可分析得知前縱梁斷面各處的應力分布，如圖16所示。前縱梁內表面壓應力相對外側較小，且越靠近前圍的斷面形心軸與載荷點y向偏差e越大，產生的Mz也隨之增加，從而內側壓應力降低，外側壓應力增加。

圖13 前縱梁折彎前后空間釋放

圖14 前縱梁斷面通過力與變形模式的關系

圖15 前縱梁變形前受力模式

圖16 前縱梁變形前斷面應力分布

第1次折彎處特別設定最大可承受載荷下降（如通過折彎誘導，如加孔、誘導筋、強度差異化等方式）可以控制前縱梁按計劃折彎，此處前縱梁可承受載荷F按斷面最大壓應力σF+σMz轉換計算得出。第1次折彎后，前縱梁后半段受到的載荷方向發生改變，如圖17所示。

圖17 前縱梁第2次折彎前后段受力模式

由于Mz方向發生了變化，前縱梁斷面壓應力變更為內側比外側大（圖18），且越靠近前圍，產生的Mz也隨之增加，從而內側壓應力降低，外側壓應力增加。

圖18 前縱梁第2次折彎前后段斷面應力分布

與第1次折彎處設定方法相同，可控制第2次折彎部位，斷面可承受載荷F'按斷面最大壓應力σFx+σM′z轉換計算得出。為控制兩次折彎按前后順序進行，斷面可承受載荷設定應滿足F'＞F，因此，前縱梁整體斷面可承受載荷及對象車型的實現方案如圖19所示。

圖19 對象車型前縱梁設計方案

2 結果驗證

通過以上的分析可知，壁障試驗位置偏差影響可通過控制防撞橫梁的變形模式來消除，車姿制造偏差可通過吸能盒穩定的軸向潰縮模式來控制，前縱梁通過合理的可承受載荷分配及與之匹配的結構方案實現穩定的折彎模式。

為驗證方案的穩定性，根據車輛姿態及試驗壁障位置容差，分解出壁障與前縱梁傳力路徑實際存在7種極限工況。根據車姿設計和C-NCAP設計偏差，進行了7個工況的解析。以壁障與車輛的理論位置關系為參考，7種工況的壁障與前縱梁傳力路徑的位置關系說明見表1。

表1 七種工況壁障位置偏差說明

圖20所示的CAE解析結果顯示，通過以上方法進行改進設計前，僅在工況2、5變形模式和規劃一致，其余工況均與計劃不符，且各不相同。

而通過本文詳述的方法進行改進后，防撞橫梁、吸能盒及前縱梁均按照規劃折彎，如圖21所示。

圖20 設計改進前ODB 七種工況下前縱梁路徑變形模式

圖21 設計改進后ODB 七種工況下前縱梁路徑變形模式

兩次實物試驗結果表明，防撞橫梁折彎位置、吸能盒潰縮模式及前縱梁變形模式均與計劃吻合，如圖22所示。

綜上可判定本文采用的變形模式控制方法可有效地保證試驗結果的穩定性和實物性能表現的一致性。

圖22 對象車型兩次實物試驗中前縱梁路徑變形模式

3 結論

本文通過分析在ODB工況下，研究試驗允許偏差范圍中的車體關鍵路徑骨骼零件——防撞梁、吸能盒、前縱梁，完成了從前到后系統性變形模式的規劃。基于各零件不同的力學特性，提出了各自的變形模式控制方法及實現案例。經CAE解析和實物試驗，驗證了控制方法的有效性。