胡远志;甘顺;刘西;廖高健;周林;刘宗成;朱红霞
【摘 要】为提高微型面包车型在正面碰撞中的结构耐撞性能,针对GB 11551—2014《汽车正面碰撞的乘员保护》的相关技术要求,以某量产微型面包车为例分析此类车型车身结构在设计上可规避的弊端,并给出前期总体指导建议.然后运用LS-DY-NA软件进行碰撞模拟仿真分析,结合微型面包车的结构特点,并考虑工艺可实施性给出合理的优化方案.通过整车试验验证,此优化方案有效地改善了车身结构耐撞性,碰撞效率值达到55.7％.同时,结果表明为减小乘员舱入侵量和门框变形量,最大限度地保障乘员的逃生空间,微型面包车前端至少应留有450 mm的可压缩吸能空间.研究成果可为其他此类结构的车型整车耐撞性开发提供参考.
【期刊名称】《科学技术与工程》
【年(卷),期】2018(018)018
【总页数】7页(P105-111)
【关键词】微型面包车;结构耐撞性;碰撞吸能效率;前端吸能空间
【作 者】胡远志;甘顺;刘西;廖高健;周林;刘宗成;朱红霞
东风小康汽车公司【作者单位】汽车零部件先进制造技术教育部重点实验室,重庆400054;汽车零部件先进制造技术教育部重点实验室,重庆400054;汽车零部件先进制造技术教育部重点实验室,重庆400054;汽车零部件先进制造技术教育部重点实验室,重庆400054;东风小康汽车有限公司,重庆400033;东风小康汽车有限公司,重庆400033;东风小康汽车有限公司,重庆400033
【正文语种】中 文
【中图分类】U467
由于低成本、相对简单的制造工艺和多样的功能性，微型面包车和多功能货车在中国得到了广泛的应用，尤其是在经济相对不发达的农村地区。数据显示截至2012年9月底，微型面包占机动车总数的10.9%和载客汽车的30.2%[1]；但随之而来的是道路安全问题的增加。由于车型前端吸能空间有限和整车市场定位偏向低端市场，车身材料几乎全部采用普通碳素钢。所以微型面包车在交通事故中往往容易发生严重的乘员舱入侵，危害驾乘人员的生命财产安全[2—5]。以2012年为例，中国共发生25起一次死亡10人以上的重特大交通事故，其中涉及
微型面包车的共有5起，占到事故总数的20%，并共造成56人死亡[6]。为此，GB 11551—2014《汽车正面碰撞的乘员保护》针对GB 11551—2003《乘用车正面碰撞的乘员保护》进行了相应的修改，由“M1类车”扩展为“M1类汽车和最大设计总质量不大于2 500 kg的N1类汽车，以及多用途货车”。技术要求方面增加了对假人颈部和胸部伤害指标的考察[7，8]。希望通过法规来提高微型面包车的安全性能。因此提高微型面包车型的耐撞性能具有重要的社会意义。
本文采用有限元法搭建整车碰撞模型，以LS-DYNA显示有限元软件作求解器，依据GB 11551—2014《汽车正面碰撞的乘员保护》法规的技术要求进行正面碰撞仿真分析；并以整车加速度、碰撞吸能效率、门槛变形量、乘员舱入侵量等参数作为评价指标分析某量产微型面包车结构耐撞性存在的问题[9]，结合实际工艺性和经济性综合考虑提出结构优化方案。经整车碰撞试验结果表明：通过合理的前期结构布置，满足一定的吸能空间要求并对微型面包车前端纵梁和侧围进行结构优化后，微型面包车结构耐撞性能得到明显改善，满足相应的法规要求。
1 车体耐撞性理论基础
微型面包车与普通乘用车辆相比，具有其独特的车体结构，即相对短平的车头结构，发动机中置。而结构差异直接影响此类车型的结构耐撞性能。
1.1 等效加速度与吸能效率
为了度量整车的耐撞性和车体前端的吸能效率，引入等效方波与碰撞吸能效率两个指标，文献[10，11]中，介绍等效方波和碰撞吸能效率两个指标并定义如下：
(1)
式(1)中：M为整车质量；为碰撞初速度；ESW为等效方波加速度(equivalent square wave)；C为最大压溃变形量。
(2)
式(2)中：μ为碰撞吸能效率；AESW为ESW曲线下的矩形面积；AG为加速度峰值矩形面积。
等效方波从总体上反映车辆在正面碰撞时加速度大小，吸能效率则表征车辆的前端变形空间
的利用率和整体的碰撞吸能表现。数据显示多数在NCAP碰撞试验中得高分的车辆ESW分布在16g～20g，碰撞吸能效率一般分布在40%～55%[12]。但是多数乘用车由于发动机前置的原因，很难实现理想矩形波，从而达不到最高的吸能效率。相比之下，发动机中置的微型面包车理论上更容易实现理想的矩形加速度波，从而提高车辆前端空间的吸能效率。
1.2 乘员舱入侵量
除了整车的加速度外，乘员舱入侵量则是另一个重要的评价指标。通过式(3)计算I值后可以表示出整车碰撞后车室变形情况：
I=C-D
(3)
式(3)中：C为实际压溃变形量，在不考虑回弹的情况下等于最大压溃变形量；D为可压缩空间；I为车室塌陷变形量。
可压缩空间D由车辆总布置方案所决定，普通乘用车的D值一般为400～900 mm，五星碰撞
车型的普遍高于500 mm[12]。车室塌陷变形量I则直接反映车辆在碰撞过程中，由于乘员舱入侵导致的乘员伤害情况。因此，I值越小越有利于保护乘员安全。
2 基础车型耐撞性分析
2.1 总体结构布置建议
由于最大设计总质量不大于2 500 kg的N1类汽车，以及多用途货车在之前并未纳入乘员保护法规要求的车型范围中，所以此类车型在前期空间总布置和结构设计过程中还存在许多影响整车被动安全性能的问题，以某实际量产车型为例，讨论这类车型结构中常见又可通过前期布置规避的问题，并给出合理的结构布置建议。
2.1.1 前端可压缩吸能空间
微型面包车由于发动机中置，从而省去前机舱结构，短而平的车头成为此类车型的标志性外形，随之而来的问题是前端吸能空间的匮乏。事故统计显示在微型客车交通事故中有86% 的事故造成了驾驶舱入侵。7% 的纵向入侵达到A柱，造成A柱弯曲和乘员舱的严重变形[3]。可见此类车型在交通事故中极易发生乘员舱变形。因此，足够的前端吸能空间是保证微型面包
车耐撞性能的前提条件。
在正面碰撞过程中微型面包车的可压缩空间主要有Ⅰ、Ⅱ两个区域，如图1所示，其中Ⅰ区域并不是直接变形区域，而是在碰撞过程中，由于车轮受挤压发生变形和纵向后移，间接增加前端可压缩空间。根据某实车测量的数据，Ⅰ区域，即前车轮后沿到门槛最前端空间长度为70 mm。Ⅱ区域，即前轮前沿到纵梁最前端截面的长度为260 mm。该车的前端可压缩变形吸能空间为330 mm，远低于普通乘用车400～900 mm的设计要求[12]。压溃空间过小将会直接导致等效加速度值过高，从而增加乘员伤害值[13，14]。
图1 微型面包车碰撞前后变形情况对比Fig.1 Deformation comparison between pre-crash and in-crash
2.1.2 现有车身结构弊端分析
图2 微型面包车纵梁俯视图Fig.2 Vertical view of minivan rails
图3 微型面包车纵梁侧视图Fig.3 Side view of minivan rails
首先，纵梁前段是正面碰撞过程中最主要的吸能部件，纵梁中段又起着支撑乘员舱的作用。所以合理的纵梁结构有利于提高微型面包车的整车耐撞性。纵梁前、中段不要出现如图2和图3所示侧向和垂向的大S形拐角结构。①和②两处分别是纵梁前端的横向和竖向的弯角，在碰撞过程中这类弯角将直接影响前端纵梁的变形形式，导致纵梁在此处发生弯折变形，影响整体吸能效率。同时，前段纵梁的不规则变形也会产生大弯矩，进一步增大乘员舱的变形量。③处纵梁中段的竖向拐角是多数微型面包车设计过程中都会出现的结构，而此处竖直向上恰好对应为前排乘员，若碰撞过程纵梁在此处发生绕横向的弯折则会导致前地板上仰，仪表台后移和前排座椅下榻，乘员前倾，从而压缩乘员的生存空间，威胁乘员生命安全。同时，中段发生弯折后会直接导致门框变形量的增大，阻碍车门的正常开启。
水箱上支架等连接件(图4中红件)避免直接与前围板连接，可降低在碰撞过程中，冲击力沿此类结构传递至前围板后增加前围入侵量。
图4 水箱上支架Fig.4 Brackets on the water tank
A柱立板和前围连接板(图5中蓝和黄件)设计时不要超过前围板，前围连接板与A立柱之间采用隔断或结构削弱进行处理，以便阻隔力沿A柱立板和前围连接板传向A柱和门槛，挤压
门槛发生变形。
图5 碰撞时侧围传力途径Fig.5 Force transmission way in body side in-crash
此外，在前机舱总布置中要注意考察与转向管柱和助力泵纵向有重合的部件，设计时需尽量避免出现相关部件的空间重叠，以降低碰撞时转向管柱相对于乘员的侵入量。
2.2 基础模型仿真分析
按照2.1节的总布置建议，经调整后的某面包车车身基本规避了上述的结构设计弊端。以此CAD数据运用Hypermesh等有限元软件搭建整车的有限元碰撞模型，并根据GB 11551—2014中50 km/h正面100% 重叠刚性壁障碰撞的试验要求对车辆模型设置边界条件，最后以LS-DYNA作求解器进行计算机仿真计算[9]，最后根据国标的相关技术要求，导出关键的结构耐撞性参数，分析仿真结果。
2.2.1 变形形式分析
整车在碰撞过程中的变形形式是反映该车型耐撞性最为直观的结果。仿真结果显示，纵梁前
段和中段均发生大弯折变形，未达到较理想的从前往后依次压溃的状态。由于中段两处弯折，直接导致整个车厢严重向下塌陷，前地板上仰，仪表台后移和座椅下榻，乘员前倾，严重压缩乘员与车内饰件接触的距离，直接增加乘员伤害情况。同时，由于此处变形，门槛变形量也明显增大。
2.2.2 碰撞加速度分析
从仿真结果中发现B柱发生明显变形，提取的加速度输出均有较明显的振荡，故提取左右C柱加速度，如图6所示。在碰撞开始阶段便出现加速度峰值并达到了53.1g。前期加速度过大是由于纵梁前端结构过强，在碰撞开始初期，无法发生形变。与图7所示的纵梁前端未发生纵向溃缩，而在后一段距离出现弯折变形的结果相一致。
图6 基础模型的左、右侧加速度Fig.6 Acceleration curves of base model on left and right sides
图7 基础模型的纵梁变形Fig.7 Frame rail deformation of base model
由加速度时间曲线通过两次积分后得到加速度压溃变形量曲线如图8所示。可以直观得到最
大压溃量为381 mm，由式(1)计算可得等效加速度值达到了25.3g，高于普通乘用车的16g～20g。由于前端纵梁存在弯折变形，降低了吸能效率值，由式(2)计算可得吸能效率值为47.6%。
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