基于偏置碰撞工況汽車前縱梁結構優化設計

王 飛

（安陽工學院機械工程學院，河南 安陽 455000）

1 引言

汽車在實際運行中發生完全100%正面碰撞的可能性較小，較多的是發生正面一定角度的偏置碰撞。同時，在C-NCAP 管理規則中，40%正面偏置碰撞試驗是考察的三個碰撞試驗之一，要求試驗車輛40%重疊正面沖擊固定可變形吸能壁障，碰撞速度為（56±1）km/h，偏置碰撞車輛與可變形壁障碰撞重疊寬度應在40%車寬（±20）mm的范圍內。在偏置碰撞中，前縱梁與障礙物直接接觸的一側發生完全的褶皺吸能壓潰變形，而另一側由于力的作用將發生彎曲變形，當角度達到一定限值時，前縱梁將失去承載能力[1]。因此，基于偏置碰撞分析，對前縱梁發生彎曲變形工況進行分析，對其結構進行優化設計，進而提升抵抗折彎變形的能力，對實際應用具有重要價值。

國內外學者對此進行了一定研究：文獻[2]分析引導槽式前縱梁抵抗折彎變形的最佳尺寸設計；文獻[3]針對前縱梁折彎變形的影響因素進行分析，長寬比是影響吸能的重要因素；文獻[4]對前縱梁斷面的摩擦系數對折彎角度的影響進行分析，增加接觸的動摩擦系數可以提升結構抵抗折彎變形的能力；文獻[5]針對缺陷引導式前縱梁進行分析，對比不同的空洞設計對前縱梁的承載能力。

根據C-NCAP管理規則，搭建車輛正面40%可變形壁障碰撞仿真分析模型，選取三種不同的初速度50km/h、56km/h 和60km/h進行分析，獲取車身和前艙總成的變形過程；基于分析結果，對前縱梁彎曲變形的吸能過程和失效特點進行分析；采用引導槽和約束板相結合的結構形式對前縱梁進行優化設計，并對尺寸參數進行設計；基于碰撞模型，對優化前后的車輛安全性進行對比分析。

2 偏置碰撞仿真分析

2.1 偏置碰撞模型

在正面40%可變形壁障碰撞仿真當中，可變形壁障是蜂窩結構鋁制可壓縮的塊狀物表面，在仿真過程中固定在剛性墻上[6]。重疊指可變形壁障右側表面與車輛中心線并非重合，而是存在一定偏移量，車輛正面與壁障表面所接觸部分占車寬百分比是40%，如圖1所示。重疊的一側為駕駛員所在側。

圖1 正面40%偏置可變形壁障碰撞Fig.1 Front 40% Offset Deformable Barrier Collision

偏置碰撞中采用LSTC公司提供的符合ECE R95標準ODB偏置碰撞模型，如圖2（a）所示。蜂窩鋁主體尺寸：高650mm（在蜂窩鋁層方向），寬1000mm，深450mm（在蜂窩鋁單元軸向）。材料為鋁3030，密度28.6kg/m3，壓潰強度為0.342和1.711MPa的兩種不同結構的蜂窩鋁構成其主副兩部分，它的底面離地面高度200mm。偏置碰撞模型如圖2（b）所示。

圖2 偏置碰撞模型Fig.2 Offset Collision Model

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，如表1所示。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。

表1 偏置碰撞仿真試驗方案Tab.1 Offset Collision Simulation Test Plan

2.2 仿真分析

仿真模型計算終止時間設定為200ms，計算后車身結構變形時序圖，如圖3所示。

圖3 56km/h車身結構變形時序Fig.3 56km/h Body Structure Deformation Sequence

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，整車乘員艙附近發生大的變形，但基本保持了駕駛員側的完整性。車身前艙變形對比，如圖4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。對于偏置碰撞，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4所示。

從圖4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?？v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較大的侵入。從圖4中可以看出，縱梁前段雖發生了變形，但變形很小，吸收碰撞能量很小。

圖4 前艙主要部件仿真變形Fig.4 Simulation of the Main Components of the Front Compartment

2.3 前縱梁結構優化設計

由圖3和圖4分析結果可知，汽車發生偏置碰撞時，單側縱梁發生完全的壓潰褶皺變形吸能，從而實現承載吸能和保護乘員的作用，而另一側則發生了彎曲折彎變形[9]，如圖5所示。分析前縱梁的折彎變形，受力傾角分別取18°和19°，前縱梁承載力變化如圖6所示。由圖6可知，當載荷的傾角達到一定數值時，縱梁的承載能力顯著降低，如何提升傾角的取值，成為前縱梁結構優化的重點，目前最常用的引導結構包括引導槽、引導棱角和孔洞缺陷等三種[10]。對三種結構的失效過程進行分析，變形模式如圖7所示，三種結構都經歷了失穩破壞，進而產生塑性鉸線，鉸線疊加則成為褶皺變形，引導槽和孔洞缺陷優于棱角設計，為達到同樣的設計效果孔洞設計則需要去除更多的材料，如此造成縱梁的整體強度降低，承載能力造成一定的損失，因此，總體效果而言引導槽結構最優。

圖5 偏置碰撞簡圖Fig.5 Offset Collision Diagram

圖6 前縱梁承載軸向載荷Fig.6 Front Longitudinal Beam Carrying Axial Load

圖7 薄壁梁褶皺變形過程Fig.7 Thin-walled Beam Fold Deformation Process

根據以上分析，結合引導槽和約束板的結構特點，對前縱梁進行優化設計，如圖8所示。

圖8 前縱梁結構設計Fig.8 Front Longitudinal Beam Structure Design

在對前縱梁的優化設計，在保證整體長度不變的前提下，提升前縱梁抵抗彎曲變形的能力，即優化目標為提升臨界載荷傾角，從而對前縱梁進行約束引導優化設計，設置引導槽和截面約束板，在優化設計過程中，必須保證前縱梁在偏置碰撞中具有較好的抗彎性能。為了使前縱梁能夠實現褶皺吸能變形過程，結合分析，對前縱梁的結構尺寸參數進行設計，如圖8所示。間距分別為la、lb、lc，在每一段都出現外脹和徑縮交替出現，則，需要滿足以下關系：

式中：λsym、λext—外脹變形和徑縮變形模式的波長。

3 優化前后安全性對比分析

3.1 加速度對比分析

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，計算完成后按照偏置碰撞試驗假人評價指標結構分解對應點提取車體結構要求指標項[13]，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，在整車后部座椅左側節點為5000514、后部座椅右側節點為5000390、B柱下端節點5000554的地方設置運動傳感器。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9所示。加速度最大值對比，如表2所示。

圖9 B柱加速度對比Fig.9 B-column Acceleration Comparison

表2 加速度峰值對比Tab.2 Acceleration Peak Contrast

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2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，由表2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。

3.2 車身變形對比

仿真模型計算終止時間設定為200ms，計算后車身結構變形時序圖，如圖10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，整車乘員艙附近發生大的變形，但基本保持了駕駛員側的完整性。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。

圖10 56km/h車身結構變形時序圖對比Fig.10 56km/h Body Structure Deformation Sequence

圖11 前艙主要部件變形Fig.11 The Main Components of the Front Compartment

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?？v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。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，改善了汽車的偏置碰撞特性。

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3所示。

表3 改進前后測點侵入量對比（mm）Tab.3 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%。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。

從前縱梁變形模式的情況來看，改進設計雖然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，但由于前縱梁的結構受發動機布置等的限制，吸能空間有限，可壓潰變形的部分不大，縱梁前段優化結構的吸能特性已經充分發揮。

4 結論

基于汽車側面碰撞安全性對前縱梁結構進行優化設計，分析結果可知：

（1）前縱梁彎曲失效中，向外脹形和向內徑縮交替出現的變形形式可以提升承載能力；

（2）引導槽式結構和約束板結合的設計形式，可以提升前縱梁發生彎曲變形時的承載能力；引導板的布置間距應為λ外脹變形與λ徑縮變形之和；

（3）前縱梁優化設計后，碰撞加速度、變形模式和各測點的侵入量均有明顯的提升變化，各測點侵入量均較小，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；縱梁前段優化結構的吸能特性已經充分發揮。