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[车身benchmark] 某车型偏置碰撞车身结构优化

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发表于 2020-6-3 09:17:08 | 显示全部楼层 |阅读模式

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某车型偏置碰撞车身结构优化

杨帆

(北汽福田汽车股份有限公司,北京 102206)

中国汽车材料网【摘要】针对某车型在偏置碰撞试验中小腿得分较低的问题,对64 km/h 偏置碰撞试验小腿失分过多进行原因分析,制定相应的结构优化方案,在CAE 软件中建立有限元模型,通过试验验证了模型的准确性,利用该模型对改进方案和原方案进行分析对比,确定了可行方案,并将改进方案应用于实车试验中,结果表明,改进方案小腿得分大幅提升,所提出的优化方案可行。
主题词:中国新车评价规程 车身结构 偏置碰撞 有限元

1 前言
正面碰撞是发生率和伤亡率最高的碰撞事故形式[1],而40%偏置碰撞更接近现实中的交通事故,中国新车评价规程(China New Car Assessment Program,C-NCAP)于2006 年将其列入评价项目,2007 年,GB/T 20913—2007《乘用车正面偏置碰撞的乘员保护》发布实施,2012年,C-NCAP 将碰撞速度由56 km/h提高到64 km/h,增加了偏置碰撞试验得分的难度。
本文针对某车型在64 km/h偏置碰撞中小腿失分过多,未达到开发目标的问题进行原因分析,利用有限元分析手段提出改进方案,并通过试验进行验证。

2 某车型碰撞安全性能试验结果及原因分析
《C-NCAP管理规则(2015年版)》包括正面碰撞、偏置碰撞、侧面碰撞等试验工况[2],64 km/h 偏置碰撞难度最大。
某车型正面40%重叠可变形壁障碰撞试验结果如表1所示。由表1可知,该车型偏置碰撞试验小腿得分过低,胸部失分较多,根据C-NCAP评分标准,最高只能获得3星级评价。
表1 偏置碰撞摸底试验结果

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本文对小腿失分进行优化改进。将偏置碰撞试验车辆拆解后发现,车身在门槛处变形较大,导致前围及歇脚板入侵量过大,影响假人左侧小腿得分,如图1、图2所示。
在C-NCAP评价中,小腿部位的评价指标为胫骨指数和小腿压缩力。表2所示为小腿部位伤害情况,从表2可以看出,小腿失分过多的主要原因是胫骨指数伤害过大。小腿胫骨极限用胫骨指数(Tibia Index,TI)来衡量。胫骨指数Ti是轴向压缩力Fz、内翻/外翻力矩Mx与背屈/跖屈力矩My的合力矩MR的加权组合量[1]:
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式中,Mc为基准弯曲力矩;Fc为基准轴向圧缩力。
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图1 车身前围侵入变形


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图2 门槛变形


表2 偏置碰撞摸底试验小腿部位伤害

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试验过程中左侧小腿上胫骨Mx无异常表现,而My较大,导致Ti超过C-NCAP中小腿胫骨指数的低性能指标(在C-NCAP中,如果伤害值超过低性能指标,则该部位得分为0分),如图3所示。图4所示为实际试验时驾驶员左侧小腿受力情况。
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图3 试验中小腿上胫骨My历程曲线


在正面碰撞时,主要的吸能部件为前防撞梁、吸能盒和纵梁,这些部件均为薄壁管件,发生轴向压溃时(见图5),能有效吸收碰撞能量,而在实际碰撞过程中,变形通常为轴向压溃和弯曲的混合模式[2]。64 km/h 偏置碰撞条件下,碰撞速度大,且只由撞击侧单根纵梁吸收碰撞能量,更易发生弯曲变形,能量吸收不足导致前围侵入量过大,使假人伤害值增大。
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图4 试验中小腿受力情况


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图5 轴向压溃示意


从拆解结果可以看出,该车型纵梁变形为轴向压溃和弯曲的混合模式(见图6),所以需要对开发车型纵梁进行优化,改善其变形模式。
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图6 开发车型纵梁变形模式


另外,左侧纵梁根部大面积焊点失效(见图7)导致此处强度变弱,在侧向力的作用下,前防撞梁与左侧前纵梁连接处螺栓拉脱(见图8),且二者分离。
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图7 纵梁焊点失效


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图8 防撞梁螺栓拉脱


3 车身结构改进
3.1 车身结构对标分析
为了节省碰撞试验成本、缩短开发周期,通过CAE分析对车身结构进行改进。
首先将CAE 分析结果和摸底试验结果进行对比,验证仿真模型的精度和建模方法的有效性。
由于全宽正面碰撞工况简单,对称性、一致性较好,且偏置碰撞CAE壁障模型材料参数与实际试验壁障存在一定误差,所以对全宽正面碰撞试验结果进行CAE对比分析,调整整车模型。
3.1.1 输入条件
利用HyperMesh 建立整车有限元模型,使用DYNA作为求解器。整车模型包括白车身、底盘、开闭件、座椅;车身主要通过mat100(hexa)和rigid 单元连接,胶粘采用SOLID单元模拟;底盘部分的连接使用了大量的球铰、旋转铰、柱铰等,所有部件可正常运动;白车身和底盘、开闭件、座椅通过铰接以及rigid 连接在一起,完成整车模型的建立[3],如图9所示。
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图9 整车模型组成


车身钣金件在冲压成型过程中,材料力学性能发生变化,即材料硬化。但通常CAE 分析时不考虑这一过程,所以分析过程中考虑对正面碰撞影响较大的相关部件,即前防撞梁、前纵梁等的硬化特性,可以保证分析结果更接近试验结果。
模型简化后,整车整备质量不能达到试验要求,在考虑整车质心的前提下,进行配重。根据正面碰撞实车试验要求,在前排驾驶员和乘员侧分别加入第50 百分位的男性假人,中排左侧加入第5 百分位的女性假人,中排右侧在H点位置加入40 kg的质量点代替儿童座椅和P假人。
在碰撞过程中,对轮胎气压和材料按照整车设计部门提供的参数准确输入,轮眉高度按照试验参数输入。
碰撞试验中,发动机舱内相关部件在巨大撞击力作用下会发生断裂或破损,对碰撞结果也有较大影响,因此在建模时通过设置时间失效或材料应变失效模拟部件失效。正面碰撞试验具体失效部件如表3所示。
根据试验规程,设置刚性壁障、地面以及发生碰撞时车体初始速度,在实际试验时,碰撞接触速度为50.5 km/h,仿真时间为120 ms,如图10所示。
整车模型包括整车自接触、壁障与整车接触、轮胎与地面等共7对接触,如表4所示[4]。
表3 失效部件

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图10 正面100%重叠刚性碰撞整车模型


表4 整车模型接触设置参数

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3.1.2 对比结果
车辆在碰撞过程中的形态变化情况在一定程度上反映了其碰撞性能的优劣,如图11所示。从图11可以看出,对于车身变形和假人的运动姿态,仿真模型和试验结果都保持了很好的一致性。
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图11 车辆碰撞过程不同时刻变形状态对比


发动机舱CAE 分析结果与试验结果如图12 所示,二者基本相同,前围板下横梁由于发动机后端的撞击发生变形。
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图12 发动机舱变形对比


纵梁的变形CAE 分析结果与试验结果基本一致,如图13、图14 所示。左侧纵梁共发生3 处弯折,压溃3个引导槽后,从第4 个引导槽到悬置安装处发生“Z”字型折弯;右侧纵梁在压溃3个引导槽后发动机右悬置前端和后端发生“Z”字型折弯。
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图13 左侧纵梁变形对比


轮胎是正面碰撞时力传递的关键部件,图15 所示为碰撞开始后第80 ms 时轮胎的变形情况,可以看出CAE分析与试验基本相同。
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图14 右侧纵梁变形对比


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图15 轮胎变形对比


在进行正面碰撞试验时,要求在试验过程中车门不能开启,由于在CAE分析时不能很好地仿真门锁结构,所以通过门框变形量来判断车门是否在试验过程中开启。门框变形量统计如表5 所示,不难看出,CAE 分析结果与试验结果基本一致,且均满足目标值。
表5 门框变形量对比 mm

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在全宽正面碰撞试验时,对于驾驶员侧的假人,若转向管柱向上和向后的位移分别超过72 mm和90 mm,对应的头部和胸部得分会被罚分,因此需要对转向管柱位移量进行考察。CAE分析结果与试验结果相比,转向管柱向后和向上位移量基本一致,如表6所示。
表6 管柱位移量对比 mm

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B 柱下端加速度是考核整车正面碰撞特性的主要指标,表征了整车吸能变形时间的长短。因此,需要对车身加速度、速度曲线进行对比。从图16可以看出,加速度峰值及其出现的时间、车身反弹时间的CAE 分析结果与试验结果基本一致,如表7所示。
从整车变形、关键部分变形、侵入量、B 柱加速度、速度曲线等评价标准来看,车辆在碰撞过程中CAE 分析结果基本与试验结果一致,说明本文所建立的整车模型是准确、可用的。
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图16 加速度、速度曲线对比


表7 B柱加速度、速度对比

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3.2 车身结构改进方案
在对标模型的基础上,按照偏置碰撞工况边界条件对模型进行加载,车速为63.14 km/h,如图17所示。
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图17 正面40%重叠可变形壁障碰撞整车模型


现有结构在碰撞过程中,有以下不足之处:
a.在第1 个压溃槽被压溃后,纵梁第2、第3 个压溃槽几乎同时变形,如图18所示。
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图18 第2、第3个压溃槽同时变形


b.纵梁断面在避让轮胎处突然变窄,且其上部因安装悬置支架而变宽,导致此处截面上宽下窄,在碰撞过程中不能合理变形吸收碰撞能量,如图19所示。
c.发动机后部与副车架间的空间不足,在发生碰撞后,发动机与风扇电机、转向助力泵、转向器、副车架等刚度较大的部件发生接触,能量无法吸收而传递到车身,使前围侵入量过大,如图20所示。
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图19 纵梁截面示意


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图20 发动机与副车架位置示意


根据上述分析,在确保车身结构变更成本最低的条件下,提出以下改进方案:
a.在纵梁内、外板折弯处与第1 和第2 溃缩槽交界处打孔(孔径为15 mm),使其在碰撞过程中能够逐级压溃,如图21所示。
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图21 纵梁打孔示意


b.在纵梁的轮胎避让处增加加强板,避免碰撞时在此处折弯,保证纵梁按照既定的模式变形,如图22所示。
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图22 纵梁增加加强板示意


c.副车架结构变化后,将发动机后悬置延长,使发动机与副车架的距离增加,为碰撞时发动机后移提供空间,如图23所示。
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图23 副车架结构变化


方案完成后,通过加速度曲线、关键位置变形量,关键部件能量吸收等评价因素对改进方案和原模型进行对比。
图24所示为改进前、后B柱加速度仿真对比结果,改进后加速度峰值显著降低,对减小假人伤害更有利。
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图24 改进前、后B柱加速度对比


改进前、后门框变形量仿真对比结果如表8 所示,改进后门框上、下铰链变形量均在目标范围内,且比原模型小,故试验后不会出现车门卡死现象。
表8 偏置正碰门框变形量对比 mm

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在C-NCAP试验中,偏置碰撞除了对转向管柱有位移量要求,对离合踏板、制动踏板、油门踏板和A柱的位移量均有要求,仿真结果如表9所示。
表9 踏板、转向管柱、A柱位移量对比 mm

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对主要吸能部件在碰撞过程吸收的能量进行统计,结果如表10所示。
表10 关键部件能量吸收对比 J

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通过对原模型及改进方案CAE分析结果进行对比可知,改进方案优于原模型方案。

4 试验验证
将改进方案应用于开发车型,并进行偏置碰撞试验,结果如图25所示,前围变形量很小。对碰撞样车进行拆解,可以看出,纵梁变形为轴向压溃模式(见图26),很好地吸收了碰撞能量。表11所示为2次摸底试验得分对比,前排假人腿部得分大幅提高,小腿得分可以达到偏置碰撞5星开发目标。
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图25 第2轮偏置碰试验后整车及前围变形


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图26 第2轮偏置碰试验前纵梁变形情况


表11 摸底试验得分对比

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5 结束语
本文采用CAE 与试验相结合的方法,针对64 km/h偏置碰撞小腿失分过多进行原因分析,制定相应的结构优化方案。将改进方案应用于实车进行试验验证,小腿得分有了大幅改善。


参考文献
[1]路平,吴义虎.中国道路交通事故特点分析[C]//第一届国际汽车交通安全研究会,2000.
[2]中国汽车技术研究中心.C-NCAP 管理规则(2015 年版)[EB/OL].[2019-07-31].http://www.c-ncap.org/cms/files/cncap-regulation-2015.pdf.
[3]邱少波.汽车碰撞安全工程[M].北京:北京理工大学出版社,2016.
[4]张金换,杜汇良,马春生,等.汽车碰撞安全性设计[M].北京:清华大学出版社,2010.
[5]胡远志,曾必强,谢书港.基于LS-DYNA 和HyperWorks的汽车安全仿真与分析:第1 版[M].北京:清华大学出版社,2011.
[6]赵海鸥.LS-DYNA动力分析指南[M].北京:兵器工业出版社,2003.



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