基于碰撞安全性具有引導結構汽車前縱梁設計

劉 珊，楊 斌，李書舟

（1.湖南電氣職業技術學院汽車工程學院，湖南 湘潭 411101；2.廣東理工學院，廣東 肇慶 526100）

1 引言

汽車正面發生碰撞時，前縱梁是重要的承載和吸能結構，100%的正面碰撞是理想工況，實際中偏置碰撞是經常發生的工況[1]。發生偏置碰撞時，單側的前縱梁完全軸向壓潰吸能，而另一側則會發生彎曲變形，失去承載能力；因此，通過改變前縱梁結構，使得兩側前縱梁最大限度的發揮作用，提升整車碰撞安全性的重要途徑，也是目前，提升整車碰撞安全星級的重要途徑。

國內外學者對此進行了一定研究：文獻[2]基于碰撞安全性和輕量化的要求，對某款前縱梁結構進行優化設計，通過開設工藝孔的方法，實現減重和提升碰撞過程中的能量吸收；文獻[3]基于LS-DYNA 對影響前縱梁吸能的壁厚、截面積、梁長度、接觸面摩擦系數等因素進行分析，截面積和摩擦系數影響較大；文獻[4]基于輕量化要求，研究材料的截面積、厚度、長度等對前縱梁安全性的影響，并進行輕量化設計；文獻[5]采用軟件仿真的方法對前縱梁彎曲變形承載的最大極限角進行分析，并對影響角度的最大因素進行優化。

針對前縱梁進行優化設計分析，基于前縱梁彎曲壓潰變形，分析前縱梁彎曲變形的截面受力變形模式，設計具有外延變形和對稱變形交替出現的前縱梁結構，在前縱梁開引導槽，以此提升前縱梁的安全性；基于碰撞法規，選取正面100%剛性壁障碰撞和正面40%可變形壁障碰撞進行改變前后的性能驗證；選取加速度、變形等指標進行對比分析，驗證具有引導結構的前縱梁對整車安全性的改變。

2 引導前縱梁設計

2.1 前縱梁失效分析

汽車發生正面碰撞時，絕對的100%正面碰撞很少發生，經常發生的是偏置工況的碰撞，依據中國新車評價規程CNCAP 準則，正面40%偏置可變形壁障碰撞工況[6]，如圖1（a）所示。在車輛發生偏置碰撞時，車輛主要的承載傳遞路徑前縱梁總成，一側發生軸向承載壓潰變形，而另一側則發生彎曲變形，失去承載能力，這將大大減弱前縱梁的承載能力，降低整車的安全性[7]。

圖1 偏置碰撞工況變形Fig.1 Deformation of Offset Collision Conditions

前縱梁在承載壓潰過程中，軸向壓縮變形-載荷曲線，如圖2 所示。在整個過程中，矩形截面軸向受力，呈現出多種變化形式，主要有三類形式，對稱、非對稱、外延等[8-9]，如表1 所示。不同形式的軸向承載能力，如圖3 所示。由圖中對比結果可知，外延模式的承載能力最強，可以對前縱梁進行合理的結構設計，發生軸向載荷作用時出現該種變形模式，提升零件的承載能力。同時，在相同的承載能力下，可以選在寬厚比較小的材料，可以實現零件的輕量化設計[10]。這里采用設計引導槽結構，提升前縱梁的承載能力，同時實現輕量化。

圖2 軸向壓縮變形-載荷曲線Fig.2 Axial Compression Deformation-Load Curve

表1 截面受力變形模式Tab.1 Section of the Force Deformation Mode

圖3 不同模式軸向承載能力Fig.3 Different Modes of Axial Load Carrying Capacity

2.2 引導槽設計

圖4 引導槽設計Fig.4 Guide Slot Design

如圖4 所示，當發生外延變形時，與之相鄰的部位發生對稱變形，因此，產生外延變形模式時，因此在設計引導槽時，應保證每個引導槽之間的距離L 等于兩種變形的波長之和的整數倍，即：

針對所研究的車輛，首先考慮該車前艙的空間布置，如圖5（a）所示，左縱梁前端與變速箱前端距離為180mm，根據縱梁變形波長，縱梁的變形波長約為72mm。因此可以預測，左縱梁的變形折疊波形為2 個變形波形至3 個變形波形，因此，在理論上可對縱梁開設4 道引導槽，但是由于距離左縱梁前端85mm 處有個空氣過濾器的安裝支架。因此，左縱梁實際的可以開設誘導槽的距離為85mm，所以改進后對左右縱梁拼焊前部都只開設2 道誘導槽，縱梁改進前后結構，如圖5（b）、圖5（c）所示。

圖5 縱梁結構改進方案Fig.5 Improvements to the Longitudinal Beam Structure

3 碰撞安全性評價

3.1 仿真模型

依據中國新車評價規程C-NCAP 準則，正面100%剛性壁障碰撞是在整車基礎上設置初始速度，汽車與平面剛性墻碰撞是進行碰撞接觸碰撞，如圖6（a）所示。仿真方案在表2 中列出，其中方案編號的X 取1、2、3 分別表示碰撞初始速度為40km/h、50km/h 和60km/h 三種工況。在正面40%可變形壁障碰撞仿真當中，車輛正面與壁障表面所接觸的部分占車寬的百分比是40%，如圖6（b）所示，重疊的一側為駕駛員所在側。

圖6 碰撞模型Fig.6 Collision Model

表2 碰撞仿真方案Tab.2 Collision Simulation Scheme

在偏置碰撞仿真中，前縱梁設置兩種不同的結構采用三種碰撞速度以研究前縱梁優化結構對于汽車正面耐撞性的影響，仿真試驗方案在表1 中列出，其中方案編號的X 取1、2、3 分別表示碰撞初始速度為50km/h、56km/h 和60km/h 三種工況。

3.2 前縱梁正面碰撞仿真結果分析

3.2.1 車體加速度

仿真車體中相應位置放置加速度傳感器用以輸出加速度信號，正面剛性壁碰撞中，B 柱下端的加速度值是表征整車正面碰撞特性好壞的一項重要指標，如圖7（a）所示。輸出整車碰撞的加速度曲線，經頻率濾波后，改進前后仿真的加速度曲線對比，如圖7（b）所示。仿真模型B 柱下端的加速度曲線，如圖7（b）所示。從圖中可以看出，改進前后加速度曲線的變化趨勢是一致的，縱梁改進后車體碰撞減速度曲線相對平穩，峰值較改進后有所減少。由加速度-時間歷程曲線可以看出，由于只對縱梁前部結構進行改進，加速度變化相對較小。在碰撞后期，改進后整車加速度沒有明顯的尖峰出現，說明改進后該車能夠在整個碰撞過程中平緩、均勻地充分吸收碰撞能量，具有較好的緩沖吸能性能。仿真結果中B 柱加速度峰值大小對比，如表3 所示。其中，改進前后的最大加速度出現在6Oms 附近，40km/h 時加速度降低了8.03%，50km/h 時加速度降低了5.65%，60km/h 時加速度降低了6.65%。可以看出，在改進前縱梁后，汽車的正面碰撞特性得到了相對的改善，說明縱梁結構的改進設計達到了預期效果。

圖7 加速度測試Fig.7 Acceleration Test

表3 B 柱仿真加速度峰值對比Tab.3 B-Column Simulation Acceleration Peak Contrast

3.2.2 車身變形

仿真模型計算終止時間設定為120ms，計算后取50km/h 下車身結構變形時序圖，如圖8 所示。從變形時序圖中可以看出在碰撞后車身變形過程基本結束。從車體變形結果來看，整車乘員艙在正面碰撞中沒有大的變形，基本保持了駕駛員艙的完整性。從整體的車體變形來看，改進前后仿真變形較為相似，車體變形主要集中在前艙。從仿真曲線來看改進后車型在正面碰撞中整體有著較好的表現。

圖8 50km/h 時車身結構變形對比Fig.8 Comparison of Body Structure Deformation at 50km/h

對于正面碰撞，前艙部件的變形是重點的關注對象。前艙的變形結果，如圖9（a）所示。前部防火墻的變形云圖，如圖9（b）所示。從圖9（a）、圖9（b）可以看出，在受到軸向的壓潰力作用下，縱梁后部頂向防火墻，導致在防火墻與縱梁接觸處的侵入量增大。縱梁中后部在碰撞過程中發生折彎，避免了縱梁剛性頂入防火墻導致過大的侵入量，如圖9（b）所示。

從圖9（a）中可以看出，未改進前的縱梁雖發生了變形，但左右縱梁變形模式不相同，總的來說左右縱梁沒有發生穩定的對稱折疊潰縮變形模式。改進后在縱梁前端出現了較為對稱的軸向壓潰變形，變形模式穩定，有效地吸收了碰撞能量，從而達到了縱梁變形模式穩定，壓塌順序合理的目的，改善了汽車的正面碰撞特性。

圖9 50km/h 時部分零件變形情況Fig.9 Partial Part Deformation at 50km/h

經過對前縱梁的優化改進，踏板組及防火墻的侵入量得到了有效控制，侵入量均有減少趨勢，車門A 柱的變形量減少，改進前后對比，如表4 所示。從侵入量曲線以及表中數據來看，車門A 柱、方向盤侵入量有所減少，與改進前相比效果不明顯；三踏板侵入量在前縱梁改進后侵入量得到明顯減小約為10%左右。40km/h 和60km/h 時侵入量減小明顯，50km/h 減小程不明顯，但其侵入量還是控制在較低水平，對車內乘員的損傷很小。

表4 改進前后測點侵入量對比（單位：mm）Tab.4 Comparison of Measuring Point Intrusion（mm）

3.3 前縱梁偏置碰撞仿真結果分析

3.3.1 車體加速度

把建立的整車偏置碰撞有限元模型提交到分析軟件進行碰撞過程計算，設置200ms 的碰撞計算時間，計算完成后提取車體結構要求指標項，有A 柱、制動踏板、油門踏板等部位相對位移變化曲線及B 柱下部、前排座椅以及后排座椅加速度變化曲線，如圖所示。具體的測點位置，如圖10（a）所示。經過仿真計算，輸出整車碰撞的加速度曲線，頻率濾波后，進行仿真后的加速度曲線對比，如圖10（b）～圖10（d）所示。偏置碰撞下仿真模型B 柱下端的加速度曲線，如圖10（d）所示。從圖中可以看出，縱梁改進后車體碰撞加速度曲線相對平穩，峰值較改進后有所減少，B 柱加速度峰值大小對比如表5 所示。由加速度-時間歷程曲線可以看出，由于只對縱梁前部結構進行改進，所以曲線第一個峰值相同。改進后該車能夠在整個碰撞過程中平緩、均勻地充分吸收碰撞能量，具有較好的緩沖吸能性能。其中，50km/h 時加速度降低了9.23%，56km/h 時加速度降低了6.2%，60km/h 時加速度降低了7.49%。偏置碰撞中以車體加速度代表假人加速度，由圖10（b）、圖10（c）可以看出，在縱梁改進后，汽車的偏置碰撞特性得到了相對的改善，說明縱梁結構的改進設計在偏置碰撞中同樣達到了預期效果。

圖10 側碰加速度對比Fig.10 Acceleration Test

表5 B 柱仿真加速度曲線峰值對比Tab.5 B-Column Simulation Acceleration Peak Contrast

3.3.2 車身變形

仿真模型計算終止時間設定為200ms。車身前艙變形對比，如圖11 所示。從前縱梁變形來看，車體變形主要集中在左半與蜂窩鋁碰撞部分。從仿真結果來看改進后的車型在偏置碰撞中整體亦有著較好的表現。

對于正撞及偏置碰撞，前艙部件的變形均是重點的關注對象。前艙的變形結果，如圖11 所示。從圖11 可以看出，左縱梁在受到軸向的壓潰力作用下，縱梁后部頂向防火墻，導致在防火墻與左縱梁接觸處的侵入量達到了最大。縱梁中后部在碰撞過程中發生折彎，避免了縱梁剛性頂入防火墻導致過大的侵入量，同時由于縱梁折彎導致發動機后移抵住防火墻，導致防火墻對乘員艙有個較大的侵入。

圖11 56km/h 前艙變形情況Fig.11 Deformation of the Front Cabin at 56km/h

從圖11 中可以看出，未改進前的縱梁前段雖發生了變形，但變形很小，吸收碰撞能量很小。改進后左縱梁前端出現了較為對稱的軸向壓潰變形，變形模式穩定，有效地吸收了碰撞能量，從而達到了縱梁穩定的變形模式，改善了汽車偏置碰撞特性。經過對整車偏置碰撞的優化仿真結果進行分析，各評價指標的侵入量得到了有效控制，侵入量均有減少，改進前后對比，如表6 所示。

表6 改進前后測點侵入量對比（mm）Tab.6 Comparison of Measuring Point Intrusion（mm）

從侵入量曲線以及表中數據來看，各測點侵入量均有較小，離合踏板侵入量在前縱梁改進后侵入量得到明顯減小約為10%左右。車門A 柱，方向盤侵入量有所減少，與改進前相比效果不明顯，其侵入量均在較低水平，對車內乘員的損傷很小。

4 結論

對具有變形引導結構的前縱梁進行分析設計，結果可知：

（1）根據前縱梁彎曲變形截面形式可知，外延變形承載能力最強，當外延變形和對稱變形交替出現時，梁結構承載彎曲變形的能力最強；（2）引導結構設計時，引導槽的間距需要滿足外延變形波長和對稱變形波長之和的整數倍；（3）從兩種碰撞工況前縱梁變形模式來看，改進設計使前縱梁的變形更為穩定，出現軸向穩定變形模式，同時提高了部分吸能特性，提高了整車的耐撞性。