全承載客車正面碰撞吸能器設計與驗證

崔崇楨

（鄭州宇通客車股份有限公司，鄭州 450001）

在客車交通事故中，約有50%為碰撞事故，所占比例最高，其中83%的碰撞是正面碰撞事故[1]。國內外公路客車通常采用平頭造型，客車前部可變形吸能空間小，且車身結構多采用矩形型材焊接而成的桁架車架結構，車身壓潰吸能能力較弱。當發生正面碰撞事故時，較高的碰撞能量使客車前部結構容易產生大變形，擠壓駕駛員及前排乘客。為了解決這一難題，國內外一些大學、科研機構和客車制造廠商對如何提高客車碰撞安全性進行了研究。CERIT 等[2]在車架前部上方設計了兩種吸能結構，降低前圍結構的侵入量，增加駕駛員和導游生存空間。BERG 等[3]設計研發了一種客車前部防碰撞保護結構（FCG），改善了駕駛員和導游的保護效果。為推動我國客車正面碰撞安全性提升，中華人民共和國交通運輸部發布了JT/T 1369—2020 《客車正面碰撞的乘員保護》行業標準，要求客車30 km/h 正面碰撞后，駕駛區應存在生存空間。李強[4]、李友真[5]、彭旺等[6]、黎勇等[7]從吸能結構材料厚度、誘導槽位置和形狀等方面，對大客車緩沖吸能裝置的耐撞性能進行了研究。曹立波等[8]、楊延功等[9]對大型客車正面碰撞吸能結構設計和約束系統進行了研究。以上研究主要通過仿真分析方法從理論上分析了吸能結構對提升客車正面碰撞安全性的重要性，但對大客車產品實際開發設計過程中如何進行吸能器設計及驗證考慮較少，對客車工程設計人員進行不同客車正面碰撞安全性工程化開發的指導作用不足。本文將結合全承載大客車實車結構特點，采用正向設計法，通過整車正面碰撞仿真分析計算出吸能器的壓潰力設計目標，并制作鋁合金和DP 鋼兩種吸能器，通過臺車和實車碰撞試驗驗證吸能器的吸能效果，為大客車碰撞吸能器設計探索一種可行的方法。

1 吸能器設計

1.1 吸能器壓潰力確定

以質量為13 t 的12 m 全承載客車為研究對象，首先建立大客車整車有限元模型，并進行正面30 km/h 碰撞仿真分析（碰撞動能約為450 kJ），如圖1 所示，客車前部結構產生較大變形，向駕駛區凹陷。由于轉向管柱的固定支架向車內變形，受其影響，方向盤下沿向后移動245 mm、向下移動99 mm，侵入駕駛員生存空間，如圖1b 所示。

圖1 大客車正面碰撞仿真分析及駕駛員生存空間

為了改善駕駛員生存空間，在整車有限元模型中增加簡化吸能器模型，并對車架傳力結構進行優化設計，使吸能器承受的碰撞力向車架多條傳力結構傳遞分散，確保吸能器能夠產生軸向變形，如圖2所示。以駕駛員生存空間不被方向盤等內飾侵入為目標，通過調整吸能器的壁厚、材料等參數，進行多次仿真分析對比，確定吸能器吸收的能量不低于整車碰撞能量的25%時，即吸能器吸收的能量不低于112 kJ，前部結構變形量較低，可以滿足不侵入駕駛員生存空間的要求。根據大客車車架前段吸能器實際安裝空間，確定左右兩側可以安裝兩個吸能器，因此，單個吸能器吸能量為56 kJ；車架前端到前圍內面的距離約為200 mm，考慮安裝誤差，吸能器長度設計成180 mm；車架前端面的高度為160 mm，確定吸能器截面輪廓尺寸為150 mm。由于吸能器被壓潰后還有一定的剩余長度，有效吸能長度約為原長度的0.7 倍，因此，有效吸能長度約為130 mm，根據式（1）可以計算出單個吸能器平均壓潰力約為430 kN。式中：E為單個吸能器吸收的能量，J；s為吸能器的壓潰變形量，m；F為吸能器的平均壓潰力，N。

圖2 客車車架傳力結構示意圖

因此，按照430 kN 壓潰力指標進行吸能器參數設計、材料及工藝選擇等。

1.2 吸能器結構設計

設計吸能器結構時，需要確定吸能器截面型式、材料、厚度等參數。常見的吸能器截面形狀有正方形結構、田字型結構、多邊形結構、嵌套結構等，常用的吸能器材料有鋼材、鋁合金、復合材料等[10-11]。由于客車動能大，吸能器需要吸收的能量也較大，普通的單層薄壁結構難以滿足吸能要求，所以選取內外雙層八邊形結構、田字型和雙目型等多胞截面型式，確保吸能器的吸能量。結合材料、工藝制造的可行性，內外八邊形吸能器截面結構更加復雜，焊接方式難以制造，因此選用綜合性能良好的6 系鋁合金材料，通過擠壓方式成型；田字型和雙目型吸能器截面相對規則、簡單，可以通過焊接方式制造，因此選用DP600 鋼，兼顧成型性和材料強度。以430 kN 的平均壓潰力為目標進行吸能器靜態壓潰仿真分析，從而確定理論壁厚，最終確定3 種吸能器結構參數，見表1。

表1 不同吸能器參數對比

2 樣件試制

根據吸能器設計方案，采用擠壓成型的工藝試制鋁合金吸能器，并在鋁合金吸能器前部棱邊上增加誘導孔，降低壓潰力的初始峰值。為了便于在車架上安裝，在鋁合金吸能器的后部焊接封板，并開螺栓孔，如圖3 所示。

圖3 鋁合金吸能器樣件

采用DP600 的鋼材試制鋼吸能器，鋼制吸能器外板和內板之間采用塞焊工藝，并在棱邊上增加誘導孔，如圖4 所示。

圖4 田字型和雙目型吸能器樣件

3 試驗驗證

3.1 靜壓試驗驗證

在萬能試驗機上對兩種材料的吸能器進行靜態壓縮試驗，對比吸能器變形情況和壓潰力，吸能器樣件長度均為300 mm。在初步方案中鋁合金吸能器采用6005 材料，壓潰時出現了鋁型材結構碎裂，沒有產生褶皺變形，變形模式不穩定，不利于碰撞吸能，不滿足設計要求。改用6061 材料，壓潰時變形模式變好，但出現局部撕裂現象；最終通過調整鋁合金吸能器的材質，采用6063P 的鋁合金，冷卻方式采用水冷，壓潰力在450 kN 左右，壓潰力平穩，滿足設計要求，且解決了吸能器壓潰過程中的撕裂問題。3種鋁合金吸能器壓潰變形如圖5所示，6063P 鋁合金吸能器壓潰力如圖6 所示。

圖5 三種鋁合金吸能器壓潰變形對比

圖6 6063P 鋁合金吸能器壓潰力-位移曲線

兩種DP600 鋼吸能器軸向壓潰變形如圖7 所示，雙目型吸能器和田字型吸能器軸向變形過程中，均出現棱邊焊點、焊縫開裂失效，部分母材撕裂，變形模式不穩定。從圖8 壓潰力曲線來看，雖然棱邊上增加了誘導孔，但雙目型吸能器在變形初始屈服時刻仍然出現了高達800 kN 的壓潰力峰值，是鋁合金吸能器的1.67 倍，這需要車架結構具有很高的強度保證吸能器首先壓潰變形；在壓潰變形過程中由于焊點、母材失效，導致田字型DP 鋼吸能器平均壓潰力不足250 kN，雙目型吸能器平均壓潰力不足350 kN，均低于設計的目標值。

圖7 DP600 鋼吸能器變形對比

圖8 DP600 鋼吸能器壓潰力-位移曲線

從鋁合金吸能器和DP600 鋼吸能器的靜壓試驗可以看出，6063P 鋁合金吸能器變形模式穩定，本體沒有撕裂失效；而DP 鋼吸能器屈服峰值力高，焊點與母材撕裂失效難以控制，且平均壓潰力較低，達不到設計要求。因此，選用鋁合金吸能器進行進一步研究。

3.2 臺車碰撞試驗驗證

6063P 鋁合金碰撞吸能器在靜態壓縮試驗中的性能滿足設計要求，還需要對其在偏置碰撞、斜角碰撞等條件下的變形情況進行試驗驗證，保證在實際碰撞工況中也能很好地產生變形。因此，采用臺車碰撞的方式，對單吸能器碰撞、偏置碰撞、斜角碰撞3 種工況條件下的碰撞性能進行驗證。

3.2.1 單吸能器碰撞

將6063P 鋁合金吸能器固定在臺車前部剛性面上，進行碰撞。臺車及吸能器總質量為1007 kg，碰撞時刻實際速度為49.2 km/h。模擬在理想狀態下，鋁合金吸能器的變形情況。碰撞后，鋁合金吸能器產生了褶皺變形，變形量約為185 mm，沒有撕裂、開裂現象出現，如圖9 所示。

圖9 6063P 鋁合金吸能器碰撞變形

3.2.2 偏置碰撞

在實際碰撞工況中，鋁合金吸能器可能局部與其他車輛或物體產生碰撞，在這種碰撞條件下，吸能器也要能夠吸收部分能量。因此，進行了6063P鋁合金吸能器局部撞擊障礙物的變形情況，如圖10所示，臺車及吸能器總質量為1 024 kg，偏置率為50%，碰撞時刻速度為35.1 km/h。碰撞后，6063P鋁合金吸能器沿撞擊部位分界處產生撕裂，被撞擊部分產生了軸向壓潰變形，變形量約為160 mm，意味著在實際碰撞中即使吸能器局部產生碰撞，也能起到吸能作用。

圖10 6063P 鋁合金吸能器偏置碰撞變形

3.2.3 斜角碰撞

在實車斜角碰撞中，由于吸能器主要碰撞受力方向與其軸向成一定角度，吸能器的后部連接部位也要承受一定的橫向力，需要后部連接方式橫向強度能夠支撐吸能器產生斜角變形。因此，進行吸能器15°斜角碰撞試驗，如圖11 所示，臺車及吸能器質量為683 kg（不含配重塊質量），碰撞時刻速度為40 km/h。吸能器產生壓潰變形，變形量約為50 mm，吸能器根部母材局部產生撕裂，但吸能器后部連接方式未失效，吸能器未脫落，滿足設計要求。

圖11 6063P 鋁合金吸能器斜角碰撞變形

從以上3 種鋁合金吸能器碰撞試驗可以看出，鋁合金吸能器在多種碰撞工況中都能產生壓潰變形，未發生撕裂、脫落現象，吸能性能良好。

3.3 整車碰撞試驗驗證

為了驗證6063P 鋁合金吸能器在整車正面碰撞中的變形情況，在交通部公路交通試驗場進行改進后整車30 km/h 的正面碰撞試驗，試驗車輛總質量13.404 t，以30 km/h 的速度垂直撞擊剛性壁障，如圖12 所示，并采用泡沫駕駛員假人測量生存空間是否被擠壓。

圖12 30 km/h 正面碰撞試驗車輛

碰撞后，前部左右吸能器產生良好的軸向壓潰變形，沒有失穩、撕裂現象產生，如圖13 所示，表明吸能器吸能效果較好。

圖13 左右側6063P 鋁合金吸能變形對比

碰撞后方向盤向后移動142 mm，與駕駛員模型腹部x向距離為65 mm；方向盤由于慣性力向上輕微翻轉，方向盤下沿與駕駛員模型大腿z向距離增加了12 mm，達到80 mm，如圖14 所示。說明方向盤未侵入到駕駛員假人腹部，也沒有擠壓駕駛員假人大腿，駕駛員生存空間完好，滿足《客車正面碰撞的乘員保護》標準4.1 中“客車駕駛區和前排乘客座椅區域應存在正面碰撞的生存空間”的技術要求，達到設計目標。

圖14 碰撞后駕駛員生存空間

整車改進前后方向盤的移動量見表2，方向盤后移量減少了103 mm，下移量減少了111 mm，駕駛員生存空間的改善效果明顯。

表2 改進前后駕駛員生存空間對比

從以上分析結果可以看出，通過增加吸能器和結構優化設計，大客車在正面碰撞中前部結構變形得到有效控制，方向盤后移量明顯改善，保證了駕駛員的生存空間不被侵入。

4 結論

（1）結合大型全承載客車整車30 km/h 正面碰撞仿真分析，確定吸能器需要吸收的能量和壓潰力，作為吸能器的設計目標。

（2）通過合理調整優化鋁合金吸能器的材料、冷卻方式，可以控制吸能器的壓潰力、變形模式，獲得良好的吸能效果。6063P 鋁合金吸能器在多種碰撞工況中都能產生理想的變形，滿足整車碰撞安全性設計要求。

（3）DP600 鋼吸能器壓潰過程中屈服力大、焊縫、母材容易產生開裂失效，實際壓潰力與理論設計值差距大。

（4）具有良好吸能特性的吸能器加上傳力路徑優化設計是保證客車整車碰撞中駕駛員生存空間的有效辦法。