基于25%小偏置碰撞的車身結構研究

崔營營 衣本鋼 田洪生 毛立忠 閆軍飛

（比亞迪汽車工業(yè)有限公司，深圳 518118）

主題詞：25%小偏置碰撞 車身側(cè)滑 環(huán)狀安全車身 車身輕量化

1 前言

正面碰撞是汽車事故中最常見的碰撞形式，而在正面碰撞導致的死亡事故中，25%小偏置碰撞約占1∕4，且由于小偏置碰撞時碰撞對象與車身重疊率低，車身主要傳力路徑無法參與傳力與吸能，導致乘員艙受力較大。根據(jù)以往車型的設計經(jīng)驗，當整車質(zhì)量超過2 t時，靠車身自身在25%小偏置碰撞試驗中達到車身結構優(yōu)秀的目標較為困難，車身需要增加較多質(zhì)量承擔碰撞反力。如果使車輛側(cè)滑，從而使壁障無法觸及乘員艙，即可減小乘員艙的受力及變形，車身不必增加過多質(zhì)量即可達到車身結構優(yōu)秀的目標。當整車質(zhì)量不超過2 t 時，加強車身策略與車身側(cè)滑策略需要增加的質(zhì)量相當；當整車質(zhì)量大于2 t 時，車身側(cè)滑策略需要增加的質(zhì)量較加強車身策略小40%左右。因此，當車身質(zhì)量較大時應采用車身側(cè)滑策略。

本文基于25%小偏置碰撞的數(shù)學模型分析從壁障接觸防撞梁到接觸輪胎和從壁障接觸輪胎到接觸A 柱下段2個階段側(cè)滑時需要的側(cè)向加速度和側(cè)向力，并提出基于輕量化設計的車身側(cè)滑策略，包括“環(huán)狀安全車身”[1]與橫向引導式邊梁關鍵結構。最后，基于理論分析、有限元模型仿真驗證及參考車型側(cè)滑結構分析，總結車身側(cè)滑策略及傳力路徑，以期為后續(xù)新開發(fā)車型提供參考。

2 25%小偏置碰撞數(shù)學模型的建立

壁障與車輛的位置關系如圖1 所示，壁障最外側(cè)邊界與車輛中心線的距離為25%車輛寬度[2]。圖2所示為某車型壁障與邊梁、A 柱的重疊位置示意，其中d0為壁障前端到A 柱外側(cè)的重疊量，d1為壁障切點與邊梁最前端的重疊量，壁障前端的圓弧半徑為R=152 mm。

圖1 壁障與車輛位置示意[2]

圖2 某車型壁障與邊梁、A柱的重疊量

統(tǒng)計研發(fā)中的車型A、B 和側(cè)滑效果較好的3 種參考車型C、D、E 的壁障與車身相對位置參數(shù)，如表1 所示。從表1 中可以看出，由于各車型的寬度不同，壁障與A柱的重疊量也不同，車輛寬度大時，d0較大，側(cè)滑相對困難。

表1 不同車型的壁障與車身相對位置參數(shù) mm

25%小偏置碰撞分為2 個階段，第1 個階段為從壁障接觸防撞梁到接觸輪胎的過程，第2個階段為從壁障接觸輪胎到接觸A 柱下段的過程，見圖2。在第2 個階段，壁障將接觸乘員艙A 柱下段時：若車輛未完全側(cè)滑出壁障接觸范圍（半滑），A柱下段與壁障的相對位移為(d0-R)，即壁障的圓弧切點接觸到A柱，并在最后時刻由圓弧段擠壓A 柱下段，將車輛推出；若車輛完全側(cè)滑出壁障擠壓范圍，A 柱下段與壁障的相對位移為d0，即壁障的最前端剛接觸到A柱，但壁障未能擠壓A柱[3]。

側(cè)滑的數(shù)學模型為：

式中，d為車輛側(cè)滑位移；a為車輛側(cè)向加速度；t為側(cè)滑時間；F為車輛需要的側(cè)滑力；m為車輛整備質(zhì)量[4]。

3 車身側(cè)滑的仿真驗證及關鍵因素分析

3.1 車型A側(cè)滑力理論計算

由于純電動車型A 質(zhì)量超過2 t，前期設計未考慮側(cè)滑方案，試制階段第1 輪摸底試驗車身變形較為嚴重，也未發(fā)生側(cè)滑，車身結構處于良好水平，未達到優(yōu)秀目標。進行方案優(yōu)化后單邊質(zhì)量增加了20 kg，優(yōu)化方案的第3 次小偏置碰撞試驗中，車身結構達到優(yōu)秀目標。如果雙邊均進行優(yōu)化，車身質(zhì)量將增加39 kg，本文基于側(cè)滑策略對車身結構進行輕量化研究。

車型A 的整車質(zhì)量為2 000 kg，第1 個階段需要的側(cè)滑位移d1=146 mm，根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，此階段的時間為t1=34 ms，由式（1）、式（2）可得需要的側(cè)滑力的理論計算值為=500 kN，第2個階段需要的側(cè)滑位移d2=d0-Rd1=92 mm，時間為t2=66 ms，同理，需要的側(cè)滑力的理論計算值為=84 kN。

3.2 車身側(cè)滑優(yōu)化方案及側(cè)滑仿真驗證

3.2.1 參考車型側(cè)滑結構分析

圖3 所示為中保研25%小偏置碰撞試驗中車身結構優(yōu)秀的車型前艙示意[5-7]，圖4所示為對應車型的碰撞側(cè)滑結果，可以看出3 種車型均有較大的側(cè)向位移，車輛接觸壁障后發(fā)生側(cè)滑，壁障沒有正面撞擊A 柱下段。通過對參考車型前艙結構進行分析，發(fā)現(xiàn)參考車型在輪胎前方和減振器中心位置各存在1個橫梁，可在側(cè)滑過程中傳力，這是25%小偏置碰撞設計的關鍵結構。

圖3 參考車型前艙結構

圖4 參考車型小偏置碰撞側(cè)滑效果

3.2.2 車型A側(cè)滑優(yōu)化方案

基于前文的分析，本文對車型A 進行前艙結構優(yōu)化，設計了一種新型前艙橫梁結構，用于25%小偏置碰撞側(cè)向位移導向，優(yōu)化方案如圖5 所示。橫梁①與副吸能盒在縱梁搭接在相同位置，副吸能盒通過45°斜撐結構③與縱梁搭接，橫梁①在輪胎前方50 mm 的位置，橫梁②在減振器位置，可提高輪罩之間的橫向連接剛度，從而增大25%小偏置碰撞第2 個階段的側(cè)滑力。新增的橫梁在側(cè)滑過程第1、第2 個階段可以起到傳力的作用。

圖5 車身側(cè)滑優(yōu)化方案

3.2.3 車型A側(cè)滑仿真驗證

車型A 的車身邊梁沿縱向設計，沒有橫向引導結構，且邊梁長度較短，在輪前邊緣位置。如果整車在第1 個階段沒有側(cè)滑，壁障的平面會擠壓邊梁，如圖6 所示，此時沒有橫向力的分解，邊梁會產(chǎn)生較大的縱向力擠壓乘員艙，且如果在第2個階段邊梁提供的橫向力不足，會最終導致車輛側(cè)滑位移不足。因此，第1 個階段需要確保邊梁的圓弧切點運動到邊梁最前端，從而在第2個階段依靠壁障圓弧擠壓邊梁提供側(cè)滑力，同時減小邊梁的縱向受力。

圖6 壁障力分解

第1 個階段結束時壁障與邊梁的相對位置如圖7 所示。原方案壁障平面部分重疊量仍較大，達到134 mm。優(yōu)化后壁障與上邊梁重疊量減小到26 mm，說明優(yōu)化方案對于第1 個階段的側(cè)滑影響較大，達到預設的側(cè)滑量。

圖7 第1個階段結束時壁障與邊梁相對位置

第2個階段結束時壁障與邊梁的相對位置如圖8所示：原方案壁障與A柱重疊量為324 mm，車身未發(fā)生側(cè)滑，而是繞著壁障逆時針旋轉(zhuǎn)，導致乘員艙受力較大，變形較嚴重；優(yōu)化后，壁障在第2 個階段由圓弧面擠壓邊梁，產(chǎn)生較大的側(cè)向力，車輛發(fā)生側(cè)滑，壁障與A柱的重疊量為0，使得乘員艙受力較小，變形大幅減小[8]。

圖8 第2個階段結束時壁障與A柱下段位置

3.3 車身側(cè)滑的關鍵因素

3.3.1 考慮車身變形的修正系數(shù)

3.1 節(jié)的側(cè)滑力是在車身完全剛性的假設下計算獲得的，而實際碰撞中車身在與壁障擠壓的過程中會產(chǎn)生相對變形，所以實際需要的壁障力小于理論值。表2所示為基于CAE 軟件計算獲得的側(cè)滑力[8-9]，修正系數(shù)Ψ為仿真值與理論值的比值。壁障力對比結果如圖9 所示，與原方案相比，優(yōu)化方案的側(cè)滑力能更好地滿足側(cè)滑需求。

表2 仿真?zhèn)然εc修正系數(shù)

圖9 側(cè)滑力對比

3.3.2 右縱梁及右A柱的側(cè)滑量

影響車輛最終是否側(cè)滑的另一個關鍵指標為右縱梁和右A 柱在整個碰撞過程中的橫向位移。如果車輛未發(fā)生側(cè)滑，右縱梁的橫向位移會先增大，到壁障接觸A 柱下段時，車輛繞著壁障逆時針旋轉(zhuǎn)，同時右縱梁開始反方向移動，橫向運動量開始減小。如果車輛側(cè)滑，右縱梁與A柱測點的橫向位移會一直增大，直到車輛彎曲滑出，脫離壁障，如圖10所示。

圖10 右縱梁與右A柱橫向位移

3.3.3 前艙橫梁橫向力分配

在整個碰撞過程中，前艙增加的2 根橫梁分別在2個階段起到了傳力作用，提供了側(cè)滑需要的側(cè)向力。側(cè)滑力與2根橫梁的橫向力曲線如圖11所示，第1個階段時間較短，故該階段需要的側(cè)向力較大?？倐?cè)滑力為317 kN，2根橫梁的受力情況如表3所示。

圖11 側(cè)滑力與2根橫梁的橫向力曲線

從表3 可以看出，橫梁①在第1 個階段對橫向力的傳遞起到了關鍵作用。由圖11可以看出，橫梁②在第2個階段傳力中起關鍵作用，而且2個橫梁與縱梁形成框架結構，增加了縱梁剛度。如果在縱梁間只增加1根橫梁，縱梁的變形、失穩(wěn)較為嚴重，仿真結果如圖12a 所示，在縱梁間增加2根橫梁時，縱梁框架的完整性、變形量均得到明顯改善，保證了前艙的橫向力傳遞，如圖12b所示。

圖12 不同橫梁方案下縱梁變形量仿真結果

4 車型A的25%小偏置碰撞實車驗證

如圖13 所示，為了達到25%小偏置碰撞中車身結構優(yōu)秀的目標，將車型A防撞梁左側(cè)加長了118 mm，使壁障可以更多地接觸防撞梁，以使車身更早開始傳力。

圖13 防撞梁加長方案

車型A在25%小偏置碰撞第2個階段結束時壁障與A 柱重疊量如圖14 所示，右A 柱橫向位移如表4 所示，由于優(yōu)化前的A 柱橫向位移量小于壁障與A 柱的重疊量，所以通過增大橫向加速度及位移的方式不能使車輛側(cè)滑。而增加橫向力的傳遞后，A柱橫向位移大于壁障與A 柱重疊量，車輛得以順利側(cè)滑，且乘員艙受力減小。25%小偏置碰撞試驗結果如圖15所示，優(yōu)化前車身A 柱、門檻因受力較大產(chǎn)生較大變形，優(yōu)化后車身框架較為完整。

圖15 優(yōu)化前后車型A乘員艙變形對比

表4 右A柱橫向位移

圖14 優(yōu)化前后車型A第2個階段結束時壁障與A柱重疊量

綜上，通過加長防撞梁和增加前艙傳力結構，可以使車輛產(chǎn)生足夠的橫向加速度與橫向力，使車輛在乘員艙接觸壁障前完成側(cè)滑，保證乘員艙的穩(wěn)定性與安全性。

5 基于側(cè)滑策略的環(huán)狀安全車身結構設計

圖4中參考車型C、D、E的邊梁較長，且有橫向引導結構，前艙在不同位置加了2 根橫梁。總結上述車型25%小偏置碰撞工況的側(cè)滑策略結構設計中的主要傳力路徑，如圖16所示。

圖16 側(cè)滑傳力路徑示意

基于前文分析，本文對下一代車身側(cè)滑策略的關鍵傳力路徑與結構進行規(guī)劃和設計。25%小偏置碰撞側(cè)滑的關鍵設計策略如下：

a.加長、加強防撞梁可使防撞梁最大限度地參與第1個階段的橫向力傳遞。目前可采用如圖17所示的鋁合金防撞梁，經(jīng)拓撲優(yōu)化[9]的鋁合金防撞梁較熱成型防撞梁截面力抗彎性能提升70%，質(zhì)量減輕40%。

圖17 鋁防撞梁優(yōu)化及數(shù)據(jù)設計

b.橫向引導式邊梁延伸至吸能盒后端，可使碰撞時邊梁最前端與壁障圓弧面接觸，產(chǎn)生橫向分力，增加車身橫向位移。

c.對于純電動車型，可在其前縱梁與副吸能盒搭接位置增加第1根橫梁，在減振器位置增加第2根橫梁，2根橫梁與縱梁形成穩(wěn)定的框架結構，可以更有效地傳遞來自邊梁的橫向力。

d.對于燃油車型，如果動力總成可傳遞足夠的橫向力，則可以不增加發(fā)動機艙的橫梁，如圖18所示。

圖18 燃油車型動力總成橫向傳力

e.增強門檻傳力，使輪胎的力更多地傳遞到門檻，減小A柱上段的受力。

f.在前艙形成3 個環(huán)狀安全車身結構，保證前艙有足夠的剛度提供側(cè)滑需要的橫向力，如圖19所示。

圖19 環(huán)狀安全車身結構

6 結束語

本文通過對車輛側(cè)滑的理論和仿真分析、實車驗證和對參考車型的結構分析，對25%小偏置碰撞過程中的側(cè)滑過程及傳力路徑進行分析，給出了基于側(cè)滑策略的環(huán)狀安全車身結構設計策略。