某款SUV 小重疊偏置碰撞結構耐撞性研究

徐作文，賈新建，洪求才，顏先華

（眾泰汽車工程研究院，杭州 310016）

2017 年末，全國民用汽車保有量24 028 萬輛，發生交通事故212 846 起，共造成63 093 人死亡，帶來直接經濟損失121 000 萬元[1]。

相關研究表明，正面碰撞發生頻次在交通事故中最高，其中致死率最高的正面碰撞為小重疊偏置碰撞（碰撞時車和障礙物的重疊率不大于30%），約占所有正面碰撞致死事故的25%。

2012 年，美國公路安全保險協會（Insurance Institute for Highway Safety，IIHS）發布正面25%小重疊偏置碰撞評級測試規范。同年，該組織公布了11款車型的測試結果，其中兩款車獲得“差”評級，僅有兩款車獲得“好”評級。在評價規程的推動下，近年來國外主機廠和研究機構越來越重視對小重疊偏置碰撞的研發，研究了車身和懸架系統的設計對小重疊偏置碰撞的影響，并多用于實車開發中[2-4]，相關性能表現提升明顯。截至2018 年底，有30 款車和27 款車分別獲得IIHS 2019 TOP SAFETY PICK+和IIHS TOP SAFETY PICK 評級稱號[5]。

國內最近幾年對小重疊偏置碰撞的研究逐漸增多，多采用CAE 仿真模型進行研究[6]，在實際車型開發中應用還相對較少[7]。

本文針對某SUV 在試驗中獲得“較差”評價，通過理論、有限元和試驗相結合的方式對該車型進行改進，研究結果用于提升該車型的性能。

1 小重疊偏置碰撞機理

IIHS 研究表明乘員艙結構完整性對整體等級的評價起著決定作用[8]，本文重點探討結構耐撞性的機理以及研究改進工作。

1.1 理論分析

1.1.1 載荷傳遞

在小重疊偏置碰撞中，由于車輛與剛性碰撞壁障的重疊量小，碰撞接觸位置在機艙縱梁的外側，碰撞過程中的吸能盒與前縱梁難以產生軸向壓潰，不能充分吸收碰撞能量。碰撞的載荷有兩條傳遞路徑，如圖1 所示：（1）shotgun-A 柱傳遞路徑。（2）前輪胎-A 柱以及前圍板-門檻傳遞路徑。

1.1.2 能量傳遞

碰撞發生后，車輛的前艙、乘員艙以及底盤會發生變形從而吸收能量，同時車輛還會繼續運動，能量傳遞公式為[9]：

式中：E0、v0、m分別為車輛的初始動能、初始速度和質量；E1、E2、E3分別為前艙變形、乘員艙變 形和底盤變形所吸收的能量；v1為碰撞后車輛的殘余速度。

1.2 實車碰撞情況

1.2.1 變形情況

某款SUV 在做小重疊偏置碰撞試驗時，左側輪胎失效脫落，左前側變形嚴重，門框有所變形，整體情況如圖2 所示。

圖2 車輛整體變形

就局部變形而言，左側前車門微微拱起，A 柱明顯折彎；A 柱上邊梁位置出現折彎；A 柱下部和門檻被明顯壓潰。

圖3 車輛局部變形

原理分析：試驗過程中，前縱梁基本未參與碰撞變形，左側前縱梁與前輪罩連接件脫落；左側shotgun（前輪罩上邊梁/前指梁）部位壓潰，具體如圖4 所示。

圖4 主要傳力路徑變形情況

小重疊偏置碰撞試驗中，因為撞擊的力度非常大，底盤中的不少部件自身與其它件之間發生連接失效：左側輪胎發生脫落，輪轂有部分破裂，左側前輪轉向節與懸架安裝位置處斷裂，如圖5a 所示；傳動半軸脫落，如圖5b 所示；轉向橫拉桿斷裂，如圖5c 所示；副車架下擺臂與轉向節脫落，如圖5d 所示。

圖5 底盤主要失效區域

1.2.2 結構評級

根據IIHS 規程，對監測點進行測量，所得結果見表1。

表1 侵入量分析結果 cm

根據表1 繪制侵入量評級圖，如圖6 所示，乘員艙下部評級結果為一般（M），乘員艙上部評級結果為較差（P），車輛結構評級為較差（P）。

圖6 初始試驗乘員艙侵入量等級評定

2 有限元模型建立與標定

2.1 建立有限元模型

根據IIHS 規程的碰撞分析工況，建立有限元分析模型。本文采用Hypermesh 軟件建立整車碰撞分析模型，如圖7 所示。該模型由某SUV 模型、剛性壁障以及剛性地面組成。整車質量為1 542 kg，模型的單元數為2 143 748 個，節點數為2 203 357 個。

通常，在小重疊碰撞過程中，底盤零件在巨大的沖擊載荷作用下，會發生大變形和斷裂，各零件連接會在沖擊力的作用下發生脫落，如圖8 所示。中為3 向主應力。

圖7 25%小重疊偏置碰撞仿真分析模型

圖8 底盤失效形式

整車帶動車輪與剛性壁障發生直接碰撞接觸，在壁障的正向沖擊作用下，輪轂受到向后的撞擊力，并與A 柱和門檻梁前端等零件發生碰撞，輪轂受到強大的擠壓力而發生劇烈形變。輪胎受到的碰撞力傳遞到下擺臂上時，下擺臂受到沿車身運動方向相反的碰撞力，在碰撞過程中發生大變形的彎折甚至是斷裂。

在小重疊偏置碰撞中，針對底盤和車身結構中的零件斷裂和失效，在計算模型中設置材料和連接位置力失效。

材料失效模型采用最大塑性應變失效，單元等效塑性應變失效準則，采用V-M 失效準則，式（2）

當定義平均等效塑性應變達到某臨界值時，該單元會因失去承載能力而被破壞，該臨界值稱為單元失效塑性應變（EPPF），如圖9 所示。

圖9 主應力方向

在材料模型中設置EPPF 值，在計算中當單元的應變值達到該設置值時，相應的單元被刪除，并釋放周圍相關節點的自由度，以模擬裂紋的擴展從而實現材料的失效。材料模型設置如圖10 所示。

圖10 材料模型設置

在小重疊偏置碰撞中，針對底盤和車身結構中的零件斷裂和失效，在計算模型中設置材料和連接位置的失效，設置失效的點如圖11 和表2 所示。

圖11 底盤失效位置

表2 底盤失效設置

2.2 模型標定

2.2.1 變形

從仿真和試驗結果圖片來看，車輛的整體變形比較一致，具體如圖12 和圖13 所示。

圖12 50 ms 整體變形

圖13 100 ms 整體變形

仿真與試驗中的A 柱、上邊梁和前側門框的碰撞變形位置基本一致，局部變形模式相同，如圖14 ～16 所示。

圖14 A 柱局部變形

圖15 上邊梁變形

圖16 前側門框變形

2.2.2 侵入量

碰撞測量點如圖17 所示，該車沒有駐車制動踏板結構，所以測點未測量。

車體結構測點變形結果見表3，可以看出仿真值與試驗結果趨勢基本一致。

圖17 碰撞測量點

表3 試驗和分析侵入量結果 cm

圖18為試驗和仿真侵入量等級評價，由圖可知，仿真與試驗值整體變化趨勢一致，絕大部分測點值均在同一評價區間中。由于塑料件建模細化程度及材料力學特性原因，上儀表板與左下儀表板差異略大，但在同一評價等級，可以接受。

圖18 試驗和仿真侵入量等級評價

綜上所述，仿真和試驗的結果比較吻合，仿真分析模型具備較高的可信度。

3 分析與改進

3.1 數學模型

根據能量守恒定律，碰撞過程中車輛的初始速度轉化為汽車前艙、乘員艙以及底盤等通過變形所吸收的能量和車輛的殘余動能，式（1）中的頭三項可以表達為：

第四項為：

式中：vx，vy分別為碰撞后x與y方向的殘余速度；k1、k2和k3分別為車輛前艙、乘員艙以及底盤的縱向等效剛度；ΔS1為前艙吸收部件軸向變形量；ΔS2為乘員艙吸收部件軸向變形量；ΔS3為底盤吸收部件等效軸向變形量。

根據IIHS 的研究表明，乘員艙的侵入較大是造成IIHS 評級較差的主要原因[10]。因此，要最大限度保證乘員艙不變形是設計改進的主要方向。要考慮增大前艙變形量、底盤變形量，載荷盡可能被兩者吸收，同時產生側向位移和側向加速度。

3.2 原因分析

根據小重疊偏置碰撞的特點和傳力路徑，將車身結構從前到后分為3 個碰撞區域：碰撞區域1（Zone1），前保險杠區域，從前防撞梁到shotgun前端；碰撞區域2（Zone2），發動機艙區域，從shotgun 前端到前擋板；碰撞區域3（Zone3），乘員艙區域，A 柱之后的區域。具體分布和碰撞變形如圖19 所示。

圖19 小重疊偏置碰撞區域劃分和變形

根據劃分的不同碰撞區域，小重疊偏置碰撞過程可以分為以下3 個階段：

第1 階段：汽車通過Zone1，前保險杠與剛性壁障接觸，剛性壁障幾乎沒有受到來自整車結構的阻擋，只是接觸到保險杠的一小段，所以這個階段產生的碰撞力也很小，幾乎可以忽略不計。

第2 階段：汽車通過Zone2，剛性壁障受到了來自shotgun、水箱上邊梁等零件的阻擋，但是在整車傳遞路徑布置的過程中，shotgun 傳力很小；剛性壁障和輪胎接觸，輪胎逐漸發生變形、向后移動和偏轉，在此過程中又和A 柱下部、門檻等接觸，將載荷傳遞給乘員艙。

第3 階段：汽車通過Zone1 和Zone2 以后，隨著輪胎的變形、偏轉甚至脫落，剛性壁障以較大的碰撞速度撞向門檻梁與A 柱，乘員艙受到很大的沖擊載荷，因此這段區域的碰撞載荷力很大，造成乘員艙嚴重變形，汽車在碰撞載荷力作用下，發生很大的側向旋轉。

針對小重疊偏置碰撞的結構策略，需要對Zone1、Zone2 和Zone3 三個碰撞區域綜合考慮?？紤]到結構的輕量化和經濟性，小重疊碰撞的結構改進主要針對前縱梁外側區域（Zone1 和Zone2），同時兼顧考慮對乘員艙區域（Zone3）進行強化設計或改進，從而達到提升整車小重疊偏置碰撞性能的目的。

3.3 改進策略和方案

總體思路：一是增加導向作用，使車輛在碰撞接觸后盡可能彈開shotgun-ring（前輪罩上邊梁-環+牛角結構）；二是底盤載荷不要傳遞至門檻和A 柱，在碰撞過程中輪胎要盡可能脫落；三是保持乘員艙的剛度和強度[11]。

3.3.1 結構設計策略一

構建側向位移導向結構，盡可能減少側向殘余位移，減少車身與壁障的接觸面積，降低車身受到的載荷。具體措施有兩點：（1）增加副吸能盒，增加能量吸收，防止內側變形，增加向外側的傳力通道。（2）增加前防撞梁長度，擴大前防撞的覆蓋區域，使碰撞過程中的壁障與前防撞梁直接接觸。

基于結構設計策略一，提出改進方案1：新增前縱梁左側加強盒零件，內部包含1 根拉結圓管件，具體如圖20 和表4 所示。

圖20 改進方案示意圖

表4 具體改進方案

3.3.2 結構設計策略二

盡量避免shotgun 出現懸臂結構，延長shotgun使其成為一條與前縱梁并行的載荷傳遞路徑，把shotgun 和前縱梁構建成一個封閉路徑的環狀結構。

具體措施：延長shotgun 長度，使其與前縱梁前端搭接，盡量避免出現懸臂結構；提升shotgun的結構強度，對shotgun 和上邊梁進行弧形設計，使shotgun 沿車身縱向的起伏較小，碰撞中更易于穩定壓潰；副車架的外八字設計能夠傳遞小重疊偏置碰撞中的碰撞力，增加碰撞能量吸收。

改進方案2：去掉原有前大燈橫梁外板，新增新前大燈橫梁內外板零件，在前輪罩上邊梁內外板的前端新增前輪罩上邊梁延伸件內外板，如圖21所示。

圖21 shotgun 改進方案

3.3.3 結構設計策略三

提高門環結構的整體強度，減少乘員艙在碰撞過程中的變形。

改進方案3：將A 柱上加強板，以及A 柱、門檻梁和B 柱零件更改為熱成形零件，如圖22 所示。

圖22 改進零件示意圖

4 改進效果評估

4.1 車體變形

上述的結構設計策略一、二、三分別對應方案1 ～3，設計策略二和三的組合方案稱為方案4，設計策略一和三的組合方案稱為方案5。

在基礎車對標模型的基礎上，分別針對方案1 ～5 進行仿真計算，計算結果見表5。

表5 改進方案效果對比 cm

根據5 個方案的仿真分析結果可知，方案5 增加縱梁側向引導結構與乘員艙熱成型材料應用組合，車身結構評級乘員艙下部為優秀，乘員艙上部為良好，綜合評級達到良好。方案5 評定等級如圖23 所示。

5 試驗方案驗證

綜合考慮成本、工藝、結構改進等多種影響因素，并結合各改進方案的改進效果，最終選定改進方案5 作為該車型的改進方案。

圖23 改進方案5 評定等級

針對方案5 進行改進方案的試驗樣車試制，并對試驗樣車進行試驗驗證。試驗過程中，發動機罩折彎，輪胎基本脫落，輪轂破裂，如圖24 所示。

圖24 車輛整體變形圖

試驗后A 柱變形較小，A 柱上邊梁無折彎，門檻變形較小，與改進前相比改善非常大，有效提升了乘員保護能力，如圖25 所示。

圖 25 改進后實車局部變形圖

試驗后車輛結構侵入量測量點的數值見表6。試驗后車輛結構評定等級如圖26 所示，由圖可知，乘員艙下部和乘員艙上部的評級結果均為良好，試驗中未出現擱腳空間壓潰導致假人腳部被卡、鉸鏈柱完全撕裂等情況，車輛結構最終評級為良好。

6 結論

在對小重疊偏置碰撞載荷傳遞的理論分析基礎上，采用CAE 和試驗相結合的方法對某SUV 進行小重疊偏置碰撞的仿真分析并提出優化方案，車體結構評級由“較差”升至“合格”，通過試驗驗證了優化方案可以滿足設計要求。通過系統研究得出以下結論：（1）縱梁左側增加側向引導結構件，有利于車體碰撞時側向滑動，減少車身受到的載荷。（2）加強并延長shotgun 結構，使shotgun 結構能夠提前介入碰撞力的傳遞，從而有效吸收能量并提供碰撞過程側向支撐，減少乘員艙的受載沖擊。（3）對于A 柱、B 柱、A 柱上邊梁和門檻等構成乘員艙框架結構的主要零部件，均采用熱成形材料，以保證乘員艙結構的完整性。

表6 改進方案實車驗證結果 cm

圖26 改進方案實車驗證評定等級

本研究對于小重疊偏置碰撞的實車結構改進和前期設計有一定的參考意義。