基于压溃理论的小偏置碰撞结构优化

郭树文　路深　卜晓兵　李璐江

摘 要：论文完成了某B级轿车25%重叠碰撞工况的优化设计。首先本文通过对结果统计分析筛选出关键优化结构;然后基于能量管理的方法，设定关键结构的吸能目标。由于结构能量目标无法直接用于结构设计，应将能量目标转化为压溃力目标。接着基于压溃力目标利用压溃理论进行结构设计。最终经过验证，设计方案满足目标要求。

关键词：25%重叠碰撞;关键结构;能量管理;压溃理论

1 前言

据美国高速公路安全保险协会（Insurance Institute for Highway Safety，IIHS）调查统计，在交通事故中，正面碰撞仅占4%，而40%重叠率以下的碰撞事故占事故总量的仅50%，其中25%以下重叠率事故占近24%。所以IIHS提出了25%小偏置重叠率碰撞。[1]

针对小偏置工况的设计思路当前主要分为两种，一种是避让式，如沃尔沃S60和S90的设计方案，碰撞发生时，侧向导向结构使车辆与壁障擦过;另一种为纵梁外扩式，延长防撞横梁或者纵梁前端外扩以增加与壁障的重叠率，最终靠乘员舱本身抵抗变形。[2-3]

本文结合某车型在该工况下的变形特点，分析关键承力结构，并基于能量管理的方法和压溃理论[4]，设定各个关键梁系优化方案，已达到评价优秀目标。

2 IIHS正面25%重叠试验要点

根据IIHS中25%重叠碰撞试验规程，车辆撞击速度为64km/h，壁障为刚性壁障，高1524mm，车辆与壁障重叠率为车身宽度的25%，在车辆前排驾驶员位置放置1个50th Hybrid Ⅲ男性假人，用来测量驾驶员的损伤。如图1所示。

IIHS采用侵入量测量值评定车辆结构等级，测量点如图2所示。测量点分为乘员舱上部和乘员舱下部，乘员舱上部包括转向管柱、A 柱上铰链、上仪表板和左下方仪表板;乘员舱下部包括A柱下铰链、左侧搁脚板、左侧足板、制动踏板、驻车制动踏板和门槛。统计上述各处的XYZ三向合成位移，与侵入量评估图比较，如图3所示，评估结果分：GOOD（优秀）、ACCEPTABLE（良好）、MARGINAL（一般）和 POOR（差）4个等级。

评估时，分别对乘员舱上下两部分的侵入量进行单独测量评估，测量点出现次数最多的评估结果作为该部分的评估结果，取乘员舱上下两部中较差的一组评估结果作为测试车辆车体结构的评估结果，该结果也决定了整车的碰撞安全性能评估结果。[5-6]

3 仿真试验结果分析

3.1 建立仿真模型

本文所用基础车型为某B级轿车，车重1573kg，根据IIHS正面25%重叠率碰撞工况，在LSDYNA软件中建立该车型有限元模型，如图4所示。仿真模型经过和实车试验对标，满足仿真精度要求。

3.2 侵入量结果统计

对该车辆碰撞后的乘员舱上下部选取的测量点的侵入量进行测量，测量点的侵入量评价结果如表1所示。由表可知，A柱上铰链侵入量较大，超过125 mm，评级一般;A柱下铰链，左侧搁脚板，转向管柱，上仪表板，门槛测量点评价均为良好，因此综合乘员舱上下部评级得出该车车身评估结果为良好。如需达到优秀还需要进行优化提升，A柱上下铰链和门槛梁是改进的重点所在，二者强度提升，转向管柱和前围板的侵入量也会相应下降。如表1所示。

3.3 碰撞动画结果分析

由动画可知，车辆在与壁障发生碰撞时发生偏转，如图5所示。该车型设计理念是利用自身结构抵抗小偏置撞击，在25%重叠率工况下，车辆前纵梁与壁障难以发生正面碰撞，如图5和图6所示。图5和图6为碰撞后各个关键梁系结构的主视图和俯视图。由图可知，在碰撞过程中，由于重叠率小的原因，前纵梁没有产生较理想的压溃变形，主要变形形式为弯折变形，这是与FRB和ODB碰撞形式不同之处。同样该车型的吸能盒和副车架在碰撞过程中也没有产生较大的吸能变形。

小偏置工况设计中，弱化了对加速度指标的考核，所以乘员舱结构通常采用较高强度的设计。乘员舱变形较大结构如图7和图8所示，分析乘員舱动画变形情况可知，门槛梁变形较大，发生弯折;A柱下端受轮胎挤压情况较为严重，会造成A柱上铰链和下铰链变形较大，对前围板和仪表板同样会造成不利影响;地板变形较大，中央通道后部发生严重褶皱，地板纵梁后部同样产生较大变形。以上乘员舱的变形均应尽量避免。

4 基于能量管理的抗撞性目标设计

4.1 优化思路的提出

经过以上针对车身变形情况的分析，结合2.2中针对数据统计结果的研究，本文得出，改进时应该注意乘员舱地板的变形，加强门槛梁和地板纵梁的强度;乘员舱变形较大与前端吸能量也有较大关系，前端结构吸能不足，强度匹配不合理，以至变形顺序混乱，最终结构较差。

此工况下前端结构中纵梁和副车架属于非主要承力结构，难于进行改进。吸能盒压溃量不足，可以进行结构改进，本文采用延长防撞横梁的方法，可以使防撞横梁与壁障产生重叠，进而使吸能盒压溃吸能;基础车型中左侧结构shotgun，A柱和门槛梁可改动性较大，吸能量也较多，因此shotgun、A柱和门槛梁属于本文优化的关键结构，主要对三者进行优化提升。

4.2 能量目标确定

根据上述动画可知，车辆在与壁障碰撞时会发生偏转，造成在碰撞结束时刻，车辆与壁障脱离，此时车辆仍有一定动能。所以车辆关键结构吸能量计算公式为[7]：

式中，Ea为车体关键结构总目标吸能量，E0为初始动能，Em为碰撞结束时动能。

基础车型和一个50th Hybrid Ⅲ假人质量共重1573kg，起始速度为64km/h，由动能公式计算可得初始动能为248.5KJ，由整车模型能量曲线读取整车能量为258KJ，如图9所示，误差率3.9%，属于正常范围，所以本文基础车型仿真模型能量曲线准确性较高;本文取150 ms为碰撞结束时刻，此时整车动能为47.5KJ，模型中滑移能和沙漏能占比很小忽略不计。为了前后一致性，计算时均采用仿真模型能量进行计算。即E0为258KJ，Em为42.5KJ，由式（1）可得，车身结构总吸能量为210.5KJ。

图10和图11为车身主要吸能结构吸能情况，由图可知，shotgun，A柱和门槛梁吸能量分别为shotgun9.9KJ，A柱吸能量為11.2KJ，门槛梁吸能量为2.2KJ。因为改进主要针对乘员舱，不涉及前纵梁，副车架等前端结构，故改进后吸能量变化忽略不计。优化改进后地板各部件变形将会大大减小，按吸能量减少50%-60%计算，需要转移的能量共约为13KJ。因此改动结构需要增加约13 KJ的吸能量。

5 基于压溃理论的关键梁系设计

5.1 理论基础

张君媛等人采用车辆前端碰撞能量管理方法，首先获得吸能目标，得到改进后的目标车型总成吸能量。本文首先提出目标吸能量，由于能量目标无法直接用于结构设计，故将能量目标转化为压溃力目标，将能量与结构紧密连接起来。公式如式（2）所示[8-10]。

式中，F0为压溃力。K为压溃系数，E0为目标吸能量，D为压缩长度。

本文采用低碳钢矩形截面设计关键构件。低碳钢矩形截面薄壁梁平均轴向压溃力计算公式如下：

式中：F为平均轴向压溃力;σ0为平均流动应力（材料屈服极限和断裂极限的均值）;b 为矩形截面长

5.2 设计方案

本文提出处改动方案，第一，防撞横梁延长至与壁障重叠，增加吸能盒压溃量，结构如图12所示。本文不针对吸能盒结构进行改进，基础车型中吸能盒车身方向长度D为166mm，厚度2mm，吸能盒截面长125 mm，宽83mm，长宽均值104 mm。由式（3）可知，轴向压溃力F为94KN。根据经验设定改进后压溃系数为0.6，所以由式（2）可知，吸能量E0为9KJ。

基础车型吸能盒吸能量约为4.5KJ，故吸能盒增加的吸能量约为4.5KJ，而其余改动部分还需增加8.5KJ吸能量。本文针对shotgun和门槛梁只做材料厚度相关的改进，A柱进行材料厚度及结构改进。所以本文能量分配为，A柱吸能增加量为3KJ，门槛梁吸能增加量为2.5KJ，shotgun增加量为3KJ。

第二，基础车型门槛梁结构强度较弱，导致乘员舱后部变形严重，所以应对门槛梁进行加强。基础车型中门槛梁分为两部分，如图13所示。门槛梁在此工况下也应承担一部分吸能功能，所以本文将门槛梁后部加强，材料更换为热成型材料，前半部分设计为吸能结构。

基础车型中门槛部分吸能为2.2KJ，所以改进后目标吸能量为4.7KJ。门槛梁截面长为157mm，宽为148mm，可压溃长度为120mm。由于门槛梁此处压溃系数较低，本文设置为0.3。根据式（2）可知，此处目标压溃力F0=130KN。门槛梁前部优化方案为更改厚度，所以根据式（3）可知，优化后厚度为应为2.7mm。

第三，基础车型A柱如图14所示，结合第2节中的分析可知，A柱吸能量较少，结构有待提升。本文优化方案为将A柱内吸能盒结构增大，与A柱内板形成三个方管结构，截面长为100mm，宽为30mm，压溃方向平均长度为110mm。A柱内吸能盒初始吸能量为1.2KJ，目标增加量为3KJ，故吸能盒目标吸能总量为4.2KJ，每个吸能盒吸能量为1.4KJ。此处压溃系数较大，设为0.6，由式（2）可得每个吸能盒截面压溃力F0=21.2KN。由式（3）可知，厚度为1.3mm。

第四，基础车型中shotgun可以进行加厚，从而提高吸能量，左侧初始吸能量为9.9KJ，目标增量为3KJ，所以左侧shotgun吸能总量为12.9KJ。shotgun压溃方向长度为800mm，设定压溃系数为0.55，平均截面长为90mm，宽度为50mm。由式（2）可得截面压溃力F0=29.3KN。由式（3）可知，厚度为1.6mm。

6 设计方案验证

为了验证所设计车身前端结构相关构件的合理性，将设计的优化方案放入整车中进行计算。新模型七个监测点侵入量除歇脚板和左侧地板外其他监测点实际侵入量均显著减小，且达到了优秀标准。如表2所示。

优化方案验证结果如图16、17、18和19所示。图16为地板变形情况，由图可知，地板后部变形与优化之前相比有很大改善;图17为门槛梁和A柱变形情况，门槛梁前部变形吸能，后部保持结构完整，同时A柱变形吸能情况良好，均达到预期;图18为吸能盒情况，吸能盒边压溃情况良好，符合设计预期。图19为优化后各结构能量吸收曲线，如图所示，A柱吸能量14.9KJ，吸能盒吸能量8.7KJ，门槛吸能量5.4KJ，均与设计目标接近;shotgun吸能量12.1KJ，比设计值少了0.8KJ，分析动画是因为压溃系数比预期要低，压溃情况比预期差。

综上，优化方案达到预定目标。

7 总结

本文以压溃理论为基础，对车身关键结构进行了正向设计。

（1）首先，分析模型动画和数据结果，遴选关键优化结构。然后基于能量管理手段，对关键结构的目标吸能量进行了设定。

（2）其次，本文通过压溃理论，基于前文设定的的能量目标，计算得出结构的压溃力目标。

（3）最终经过验证，设计方案满足目标要求。

参考文献：

[1]李灿民. 基于8正面小重叠率碰撞的车辆结构仿真分析研究[D].重庆：重庆交通大学，2016.

[2]敬君毅.25%小重叠碰撞工况下某轿车结构改进的研究[D].长春：吉林大学，2018.

[3]许鹏善. 汽车小重叠正面斜角碰撞时车体结构的耐撞性分析及优化改进[D]. 2017.兰州：兰州交通大学，2017.

[4]陈光，路深，赵紫剑，等. CFRP十二直角薄壁梁保险杠的轻量化设计[J]. 汽车工程，2019，41（02）：116-122.

[5]刘千揆，陈光，陈超，等. 基于小偏置碰撞力匹配研究的车身前端结构改进[J]. 科学技术与工程，2017（14）：97-101.

[6]肖龙，李莉，段大伟，等.基于正面25%重叠偏置碰撞测试的轿车改进设计[J].汽车工程，2018，40（02）：184-191.

[7]张君媛，纪梦雪，王楠，等.汽车正面25%重叠率碰撞车身前端结构设计[J].吉林大学学报（工学版），2018，48（01）：57-64.

[8]王楠. 汽车正面25%重叠率碰撞车身前端结构设计[D].长春：吉林大学，2016.

[9]Abramowicz W. Thin-walled structures as impact energy absorbers[J]. Thin-Walled Structures，2003，41（2）：91-107.

[10]刘乐丹.某乘用车正面碰撞波形优化及其方法研究[D].长春：吉林大学，2011.