小型纯电动汽车正面碰撞分析＊

郝琪 刘卫斌 肖琪 潘文杰

（湖北汽车工业学院，十堰 442002）

主题词：纯电动汽车 正面碰撞 B柱 电池箱

1 前言

小型纯电动汽车整车质量小，续航能力可达100 km以上，满足市区内使用要求，已经占有了不可忽视的市场份额[1-3]。相较于传统车辆，小型纯电动汽车前端吸能空间减少，大刚度、大质量电池的安装位置与传统发动机安装位置有较大差异，同时，电动汽车特殊部件的安全问题也对其碰撞安全性能提出了更高的要求。

文献[4]对LF7002纯电动汽车动力蓄电池支架和前纵梁扩展部分从结构和材料两方面做了改进，使蓄电池的力学响应符合法规要求。文献[5]研究高速碰撞过程中影响电池压力稳定性的因素，同时分析了高速碰撞对电池结构的破坏程度。文献[6]以12 m纯电动公交车与某款SUV碰撞过程为研究对象，考虑不同碰撞速度、重叠率以及不同公交车承载质量下的追尾碰撞情形，对公交车尾部电池箱和乘用车前部结构进行改进，改善两车的追尾碰撞相容性。文献[7]对小型轻量化电动车进行不同车速下的正碰仿真，研究了电池组不同布置形式对碰撞特性的影响。

本文针对采用挤压铝合金车身材料、整车结构全新设计的小型纯电动汽车进行碰撞性能研究，以某单排座纯电动轿车为研究对象，进行实车23 km/h的低速全宽正撞试验，建立了有效的整车碰撞有限元模型，并按GB 11551—2014《汽车正面碰撞的乘员保护》进行了50 km/h高速碰撞仿真，分析了该车结构设计对碰撞性能的影响。

2 车身有限元模型的建立

该车采用轻质挤压铝合金材质车身骨架，外覆ABS材料，配备电动机和2挡变速器，后置驱动，由3组磷酸铁锂电池组成的动力电池组位于座椅下方。整车质量为942 kg，前、后轴负荷分别为426 kg、516 kg。

2.1 几何模型简化及网格划分

考虑到仿真计算的精度和计算时间成本，在建立有限元模型时，需要进行适当简化[8-9]。由于在正面碰撞过程中需重点考察车身前端部件的吸能特性及其为乘员舱提供纵向刚度这两方面的特性，前纵梁、翼子板、发动机罩等前端吸能部件必须反映结构的几何特性，不能过于简化，以免影响碰撞变形模式及载荷的传递路径[10]。简化后的模型前端结构的网格尺寸为5 mm×5 mm，后部的网格尺寸为10 mm×10 mm。车身覆盖件及骨架选用四边形壳单元，单元厚度不大于1.5 mm 时，厚度方向采用3 个积分点，单元厚度在1.5 mm 以上时，厚度方向采用5 个积分点。发动机舱内的空调总成、蓄电池等零部件简化为小质量块。由于动力电池部件众多，结构及材料性能复杂，已有研究多利用试验获得的电池单体应力应变曲线对电池组进行精细仿真[11]。考虑计算量及其复杂程度，现有整车碰撞研究通常采用刚体进行电池组的简化处理。高压电线外层可选用三角形壳单元，内部铜绞线采用四面体网格，内、外层单元通过共节点的方式连接在一起[12]。本文电池、电机选用六面体刚体单元简化模拟。

2.2 材料属性、连接以及接触设置

车身骨架材料采用轻质60 系列挤压铝合金，车身地板为冲压钢板，车身骨架覆盖件及保险杠面罩为塑料件。车身骨架及地板材料依据试验所测数据选用J-K本构模型进行拟合；覆盖件及保险杠面罩材料选用LS-DYNA 中的24 号多段线性弹塑性材料模拟。焊接与螺栓连接简化处理为1D 焊接单元。悬架与车桥之间、车轮与转向臂之间等铰接处建立相应的旋转运动副约束。建立地面及刚性墙，并在B柱与门槛梁交汇处建立加速度传感器。

前保险杠与前纵梁之间、前保险杠面罩与车轮之间等容易发生接触的不同构件之间的接触采用AUTOMATIC-SURFACE-TO-SURFACE 接触类型，车身骨架及蒙皮自接触采用AUTOMATIC-SINGLE-SURFACE。

整车有限元模型如图1 所示，包含11 848 个1D 单元，334 641 个壳单元，83 105 个实体单元。模型前、后轴配重与实车保持一致。

图1 纯电动汽车正面碰撞有限元模型

3 整车23 km/h正面碰撞

该车试制初期，为验证相关性能进行了23 km/h 的正面碰撞试验。建立与试验对应的仿真初始速度，仿真结果能量守恒，沙漏能小于5%，试验与仿真的碰撞变形对比如图2所示。

图2 碰撞试验与仿真变形结果对比

对比图2a 和图2b，试验及仿真均体现出发动机罩与前翼子板一定程度的分离。从图2c、图2d可以看出，前翼子板与前保险杠面罩发生了明显的分离，发动机罩中后部明显向上折弯，同时，受碰撞力的影响，前保险杠面罩与车轮的间距变小并产生了接触，试验与仿真结果变形情况吻合。

图3所示为B柱加速度仿真与试验对比结果。试验中最大加速度出现在第23 ms，加速度峰值为17.7g，仿真结果也在第23 ms 达到最大加速度，最大加速度为17.5g，数值吻合度极高。第23 ms 后，试验结果加速度曲线急速下降，在第37 ms 出现小波峰，加速度为4.7g；而第23 ms后的仿真加速度曲线出现了由大刚度引起的加速度峰值，这是因为该时刻车身骨架前纵梁压缩完毕，由于仿真中整车弹性元件的简化，刚度相对实车有较大增加，吸能速率较实车减缓，时间延后近10 ms时仿真加速度到达4.7g。随后，加速度一直衰减直至稳定。

图3 B柱加速度曲线

综上，前保险杠及面罩、发动机罩与翼子板变形位置及形态仿真结果与试验结果一致，仿真的加速度峰值及发生时间与试验结果吻合，加速度曲线整体趋势一致。因此，该碰撞模型有效。

该碰撞工况中，整车的压溃量为109 mm，乘员舱空间可得到有效保证，最大加速度在合理设计范围内，整车整体应力较低，变形量较小。

4 整车50 km/h正面碰撞有限元分析

根据GB 11551—2014，仿真车辆以50 km/h 的速度全宽正面碰撞刚性墙。仿真中取重力加速度为9.8 m/s2，碰撞时间为0.07 s。

4.1 变形及吸能分析

在整车正面碰撞过程中：第0～20 ms表现为前端弱化区域变形吸能，该阶段加速度曲线与低速正面碰撞前端的加速度曲线走势基本一致，此区间对应低速防护区；在第20～30 ms 范围内，前纵梁诱导结构变形结束，前纵梁与车身其余部分接触，刚度增加达到一个峰值，此区间对应相容区；第30～50 ms阶段，发动机舱与乘员舱骨架接触，乘员舱连接三角架、底盘的部分大刚度部件开始接触变形，此区间对应乘员舱保护区。

图4所示为车身前端底部视图。由第0～20 ms变形趋势可以看出，主要变形位于汽车前纵梁前部，该部位具有削弱刚度的诱导结构，刚性较弱，主要是低速吸能区，此时间段也是气囊引爆传感器检测碰撞加速度的时间区域；第20～45 ms 阶段，纵梁延伸区全部压溃，车轮发生明显变形，变形部件逐渐向刚度较大的底盘部件过渡，同时为气囊打开争取时间；第45～47 ms 阶段，刚度较大的轮毂、转向器等零部开始产生变形，整体碰撞刚度增加。

图4 不同时刻车身前段底部变形

4.2 B柱加速度分析

车辆碰撞过程中，乘员舱的加速度变化是表征被动安全的一项重要指标，过大的加速度是造成乘员损伤的因素之一。根据正面碰撞的变形特点，加速度测点选在变形较小的B 柱下方门槛梁处，加速度曲线如图5 所示。从图5 可以看出，该车的加速度峰值略大，最大值约为60g，其原因是该车车身前段吸能距离较小，在碰撞后期主要变形为车轮、转向臂结构、后端车身骨架等结构的变形，该阶段碰撞刚度偏大。

图5 B柱加速度曲线

加速度第1 个波峰出现在第10 ms，即纵梁第1 诱导结构变形，加速度最大值为23g；第18 ms 时出现第2个波峰，对应纵梁第2 诱导槽变形；第20～50 ms 是加速度上升到最大并波动的区域，第3 个波峰出现在第28 ms，该时刻发动机舱与乘员舱连接的车身三角结构（见图6）开始接触刚性墙，由于其刚度较大，造成波峰较大，第35 ms时，三角连接结构变形结束，车辆底盘部件开始与刚性墙接触，整车加速度开始上升，达到最大值约为60g；第50～60 ms 为加速度衰减区，这段时间内能量已经消耗殆尽，加速度开始减小，变形幅度逐渐减缓。加速度曲线的走势与车辆变形过程相对应。

图6 三角结构变形情况

从加速度曲线来看，加速度峰值区相对较高、持续时间较长。加速度波形图虽然从整体上可分成2 段吸能效果较为均匀的矩形波，但2段之间的加速度矩形波比值相差达到2.7 倍，即波形效率在37%左右，CNCAP五星级车的波形效率大多在40%以上，三星、四星级车辆的波形效率一般分布在25%～45%范围内[13]。该车的波形效率反映该车“前软后刚”的设计思路，但前期吸能仍不够充分，导致前端压溃之后仍有较大动能；而车轮、转向臂等部件在后期介入接触，整车后段为保护乘员舱的完整性，碰撞刚度较大。这也是电动汽车后方座椅下安装电池箱、电池组带来的结果。

车辆加速度评价指标（Vehicle Acceleration Criterion，VAC）可以反映车辆加速度与假人损伤的关系，车辆加速度峰值越低、曲线变化趋势越平缓，则VAC越小。对于同一约束系统，VAC越大，对乘员头部伤害越大。根据VAC的定义[14]，结合该车加速度曲线计算得到其VAC=400，会对乘员头部造成损伤。该车车身后部结构需进行优化，同时配合设计相应的乘员约束系统。

4.3 乘员安全空间

碰撞中前围板的侵入是造成腿部受伤的主要原因。传统车对于前围板入侵分析，需要选取对应乘员关键部位的点、前方有硬物可能会发生挤压的点以及容易变形的点。由于该车采用电机后置后驱形式，电池位于座椅底部，发动机舱仅有以塑料件为主的空调总成，没有过多对乘员舱造成挤压的硬物点，故重点考虑转向结构及前围板对乘员的挤压，选取转向节与前围板交接处及驾驶员左脚与前围板相接处的两点进行研究。

两测点的侵入量如图7、图8所示，转向柱下端对乘员舱最大侵入量为27 mm，发生在第45 ms时，随后车体发生回弹，侵入量下降至23 mm，这一距离相对较小。同时，前围板驾驶员左脚处的最大侵入量为15 mm，发生在第45 ms 时，回弹后侵入量下降至10 mm 以下，侵入量不大，乘员受挤压可能性小。

图7 转向节处侵入量

图8 左脚处侵入量

图9 所示为车门压缩量，该值在第60 ms 达到最大值14 mm，占车门宽度的1.3%，对于车门逃生影响较小。

图9 车门压缩量

综合车辆整体变形情况、加速度峰值及前端关键部位的侵入量，结果均表明，该车乘员舱刚度较大。

4.4 电机及电池箱

由于纯电动汽车的电机和电控机械式自动变速器（Electric-drive Mechanical Transmission，EMT）质量较大，这些部件在碰撞过程中的受力及其连接是否牢固是影响纯电动汽车碰撞安全性的重要问题。EMT 和电机通过螺栓连接在汽车的后支架上，由电机支架应力云图（见图10）可以看出，碰撞过程中支架最大应力为411.0 MPa，集中在与电机连接处，此时后支架横梁发生了明显的弯折。改进时应考虑在电机、EMT 与支架连接处增大连接件厚度、设置加强肋或增加连接点，用以分担电机和EMT由于碰撞所产生的冲击力。

图10 电机支架应力云图

纯电动汽车中电池是大质量、大刚度的部件。出于对乘员的保护，要求碰撞时电池不能破损，电池液不能泄露，由此，对于电池箱的应力研究显得尤为重要。碰撞过程中，电池箱上的最大应力发生在电池箱与车身的连接处。当B柱加速度曲线达到最大值时，座椅底部的电池箱受到车身碰撞带来的最大冲击力，电池箱的最大范式等效应力（Von Mises Stress）为298.0 MPa，位于螺栓连接处，最大应力大于Q235 钢材的屈服应力，因此，电池箱与螺栓连接处会出现明显的塑性变形，但其应力小于电池箱材料的强度极限值，不会出现电池箱开裂。此时连接螺栓的横截面最大切应力为51.1 MPa，小于螺栓的抗剪强度，不会出现电池箱及电池由于螺栓剪断导致的甩出或由于电池入侵乘员舱对乘员造成伤害的现象，同时电池箱盖板不会出现裂纹。

4.5 动力电线

该车的重要动力电线主要有两段，一段连接电池与控制器，另一段连接控制器与电机。电线在碰撞中的扯拽效应可等效为两连接部件之间距离的变化，以此代替线路拉伸变形情况。经测量，电池与控制器的距离为1 000 mm，碰撞变形后，两点距离变化约为25 mm，占总长度的2.5%，所以该处电线因为碰撞产生断裂导致短路的可能性较小。而控制器与电机的距离为252 mm，碰撞变形后两点距离伸长约40 mm，相对位移占总长度的16%以上。如果该处原连接线过紧，可能会因为电线被扯断而发生短路，因此该段线路应有一定的安装松弛量。

5 结论

本文通过对比低速碰撞试验与仿真的变形过程以及B柱加速度曲线，确定了某小型纯电动汽车碰撞模型的有效性。在50 km/h 的碰撞条件下，通过分析车身及前纵梁变形、前围侵入量、车门压缩量、B柱加速度等碰撞特性参数以及电动汽车所独有的电机支架变形、电池箱应力和动力电线变形在正面碰撞中的变化特性，得出以下结论：由于电动汽车电池箱往往布置在座位下方或后方，造成乘员舱刚度整体偏大，虽然乘员舱保存完整，但加速度峰值后期略高，易造成乘员头部损伤，需匹配合适的约束系统进行控制；小型车前端吸能空间有限，轮胎及底盘转向部件在后期都参与吸能，尤其是轮胎吸能的占比较大，约占20%左右。建议在车轮中心安装线前尽量不出现大刚度部件，以增加前端的吸能能力。