某乘用车正面碰撞性能分析及结构优化

裴永胜，张振宇，邓国红，杨鄂川，张 勇

(1.重庆理工大学 重庆汽车学院，重庆 400054;2.上海同捷科技股份有限公司，上海 201206)

随着经济的发展，汽车保有量逐年增长，给我们的生活带来了巨大的便利，但交通事故的多发也带来了巨大的人员伤亡和经济损失。在汽车碰撞事故中，发生概率最大的是正面碰撞，同时正面碰撞对人体的伤害也最严重［1］。因此，汽车正面碰撞一直是被动安全研究的重点。

研究表明:在车辆正面碰撞时，吸能盒、前纵梁、翼子板、发动机罩等为主要的吸能部件。在正面碰撞中，这些部件吸收的能量占车辆吸收总能量的50%左右［2］。特别是吸能盒与纵梁对汽车正面碰撞性能的影响尤为明显。吸能盒作为车辆低速碰撞时的主要吸能部件，是保持碰撞力及加速度处于较低水平的重要组件，可降低乘员损伤及车身结构变形程度［3］。通过改变吸能部件的截面形状、尺寸、壁厚和材料参数，就能使其具有不同的吸能特性［4］。同时，还可以通过适当控制前纵梁外板壁厚和在其内部增设加强板，使之逐级参与碰撞吸能，以产生较好的填谷效应［5］。在降低加速度峰值的同时增加吸能，减少前围侵入量。因此，可以对这些部件进行机构改进，优化其吸能特性，进而提高其正面碰撞安全性。

本文利用LS-DYNA有限元软件对某轿车进行100%的正面碰撞仿真，分析了其主要吸能部件的吸能特性。针对吸能盒、前纵梁等主要吸能部件进行结构改进，从而使该型车碰撞性能得到了提升。

1 有限元模型的建立

有限元模型严格按照建模标准进行，利用Hypermesh软件进行网格划分，所有薄板冲压成型件均采用四边形和三角形壳单元模拟，单元尺寸在4～12 mm，目标尺寸为8 mm。划分好的整车模型共有468个PART，1 181 979个壳单元，其中四边形单元共有1 128 340个，三角形单元共有53 639个。在所有壳单元中，三角形单元占4.5%，小于5%，说明网格划分合理，满足仿真精度要求。焊点对碰撞性能有较大影响，梁单元及实体单元均有较高的模拟精度［6］，但梁单元易于建模，所以本文采用梁单元BEAM(MAT100号材料)模拟钣金件之间的焊点，螺栓孔的连接采用RIGID单元模拟，胶粘采用SOLID单元进行模拟，材料和部件之间的连接均参照实际情况建模。由于发动机刚度较大，碰撞中基本不变形，可以视为刚体。建模时，根据发动机外形轮廓建立壳单元模型，将其设为刚体材料进行模拟。

根据GB11551—2003正面碰撞法规建立仿真工况，车辆模型以50 km/h(沿X轴的负方向)的初速度垂直撞击刚性墙，同时对整车模型施加竖直向下(沿Z轴的负方向)的重力加速度。碰撞模型如图1所示。

图1 100%正面碰撞模型

2 仿真结果分析

在碰撞中，如果车辆刚度较大，车辆前端吸能量远低于车辆动能，乘员会受到较大冲击，不利于保护乘员。如果车辆前端刚度不够，会造成乘员舱前部进入量过大，缩小乘员生存空间。所以，车辆的吸能段应该具有较好的吸能特性，在碰撞中能较好地吸收整车动能，使车体加速度与侵入量达到良好的匹配，最大限度地保护乘员［7］。同时，整车碰撞加速度及前围侵入量成为仿真中衡量碰撞性能的主要指标。

由于B柱与门槛梁的交界处刚度大，不易变形，且位于乘员舱中部，能代表乘员舱的加速度，因此，选取左右B柱下端加速度代表整车加速度，图2为碰撞中左右B柱加速度曲线。从图2可知:左侧B柱加速度峰值为52.5 g，出现在31 ms，此时左侧吸能盒压溃结束，纵梁即将弯折，刚度增大造成加速度迅速上升;右侧B柱加速度最大峰值为43.7 g，出现在35 ms，此时散热器支架撞击发电机及起动机，发动机发生扭转，致使右纵梁提前发生弯折，同时造成右侧吸能盒压溃变形不如左侧充分。发动机及主要吸能部件变形如图3所示。据研究显示，吸能盒褶皱越多吸能效果越好［8］，从结果中可以看出吸能盒压溃造成产生的褶皱较少，影响了吸能效果。

图2 B柱加速度曲线

图3 主要吸能部件变形

前围侵入量是另一个重要评价标准，该车仿真结束时的前围侵入量如图4所示。碰撞中最大动态侵入量为126.5 mm，最大静态侵入量为91.6 mm。最大侵入量发生在前围板右侧ABS安装支架处。

图4 前围板x向位移云图

从分析结果可以看出:由于发动机扭转而转动，造成右侧吸能盒吸能不足，前围右侧侵入量较大;左侧吸能盒吸能充分，但在吸能盒压溃变形结束后纵梁即将发生弯折变形时，对应的左侧B柱加速度峰值较大，说明吸能盒刚度偏小，与纵梁刚度匹配性不好。因此，该车正面碰撞性能仍有进一步提升的空间。

3 结构优化及仿真验证

良好的吸能结构应能将尽量多的动能转化为变形能。金属薄壁管件压溃变形相比其他变形形式能吸收更多能量。从仿真结果可看出:吸能盒变形褶皱变形不充分，褶皱数量较少，影响了吸能效果。对引导槽进行结构改进，由前至后引导槽逐渐减小，使其刚度逐渐增加，达到逐级吸能的效果。同时，鉴于吸能盒刚度较小的情况，将其厚度由2.0 mm增至2.5 mm。优化前后的吸能盒如图5所示。

图5 吸能盒优化前后对比

从表1可以看出，虽然整车最大加速度由52.5 g降低到 45.1 g，降幅明显，但是，前围侵入量未得到明显改善，最大侵入量反而增加，说明车体加速度与侵入量没有达到良好的匹配，需要进一步对结构进行改进，降低前围侵入量。

表1 初步优化结果

从主要吸能部件的变形中可以看出，前围最大侵入量发生在ABS支架处，不排除纵梁弯折带动ABS支架挤压前围板造成前围板右侧侵入量较大这一可能。考虑到ABS质量较小，对整车碰撞影响不大，在初步优化模型中将ABS支架去掉后进行分析计算，得到分析结果如表2所示。

从表2可以看出，不含有ABS支架与含有ABS支架的B柱加速度及前围侵入量相当，说明前围右侧较大的侵入量并非由ABS支架挤压前围板造成。分析动画可以看出，发动机扭转带动纵梁弯折，纵梁向后挤压前围板是主要原因。

表2 不含ABS支架结果对比分析

针对前地板下面的弯曲纵梁变形过大，造成前纵梁向后挤压前围板的情况，如图6所示，对前围下方纵梁进行加强，加入厚度为2 mm、材料为HC400的加强板。

图6 纵梁加强板

对纵梁结构改进后，进行仿真计算，得到前围板位移云图，如图7所示。由图7可知前围最大动态侵入量为120 mm，静态侵入量为85.4 mm，最大动态侵入量及碰撞结束后的静态侵入量均有降低。B柱加速度如图8所示，左侧B柱最大峰值为42.9 g，比未优化前降低了5 g，相比初步优化模型加速度略有增加。优化前后结果对比如表3所示，通过对吸能盒及纵梁等部件的优化，使前围侵入量及B柱加速度峰值均有降低，有效提升了该车型的碰撞性能。

图7 前围板x向位移云图

图8 B柱加速度曲线

表3 优化前后结果对比

4 结束语

在Hypermesh中建立了整车有限元模型，通过仿真分析，研究了该车100%正面碰撞安全性能。针对吸能盒强度小、变形吸能效果不好的问题进行了结构改进，同时针对纵梁进行了局部加强，达到逐级吸能，减少前围侵入量的效果。对改进后的整车进行了仿真分析，结果表明:改进后的结构吸能特性得到了改善，基本达到逐级变形吸能的效果;B柱加速度变化平稳，峰值加速度由最初的52 g降低到46 g，同时前围侵入量得到了降低。通过结构优化，该车的碰撞性能得到有效提高，达到了优化设计的目的。

［1］兰凤崇，钟阳，庄良飘，等.基于自适应响应面法的车身前部吸能部件优化［J］.汽车工程，2010(5)：404-408.

［2］McNay II，Gene H.Numerical Modeling of Tube Crash with Experiment omparison［C］//SAE Passenger Car Meeting and Exposition America Detroit，1988.

［3］Zarei H，Kroger M.Optimum honeycomb filled crash absorber design［J］.Materials and Design，2008，28(1)：193-204.

［4］钟志华，张维刚，曹立波，等.汽车碰撞安全技术［M］.北京：机械工业出版社，2005.

［5］白中浩.汽车前碰撞吸能方法及其关键技术研究［D］.长沙：湖南大学，2006.

［6］杨济匡，叶映台，彭倩，等.实体单元焊点模型在前纵梁碰撞仿真中的应用［J］.吉林大学学报，2011(11)：1542-1548.

［7］胡远志.基于LS-DYNA和HyperWorks的汽车安全仿真与分析［M］.北京：清华大学出版社，2011.

［8］Mamalis A C，Manolakos D E，Ioannidis M B.Finite Element Simulation of THE Axial Collapse of Metallic Thinwalled Tubes with Octagonal Cross-section［J］.Thin-Walled Structures，2003，4：891-900.