胡宏勋，刘学军
天欧汽车工程软件(上海)有限公司，上海，200120，hongxun.hu@tass-safe
摘要：车身正面碰撞波形反映前部结构能量管理和变形吸能特征，对整车安全性能至关重要。如何实现合理的碰撞波形是车身前部结构的关键设计任务之一。本文介绍了一种基于目标波形和主断面分析的车身结构碰撞设计开发方法。首先，利用经过验证的MADYMO乘员模型进行结构碰撞目标波形的优化分析，确保在基本约束系统配置情况下，乘员损伤值能够满足整车安全性能要求。其次，根据优化后的目标波形，确定车身载荷路径的关键结构件（例如，前纵梁等）的承载能力和变形模式，并通过结构主断面和诱导槽的设计分析实现合理的碰撞波形。计算结果表明，本文介绍的方法可以有效地确定车身结构的关键设计参数，并在整车结构设计中实现。
关键词：目标波形，两阶等效波形，MADYMO，车身结构，主断面，诱导槽设计
Development of Vehicle Structure Frontal Crash Performance – Target Pulse and Cross Section Analysis
Hu Hongxun, Liu Xuejun
TNO Automotive China, Shanghai, 200120, hongxun.hu@tass-safe
Abstract: Frontal crash pulse represents the energy management and absorption of vehicle front structures, and plays a critical role on vehicle safety performance. How to achieve a balanced crash pulse is one of the key and challenging design considerations of vehicle front structure design. In this paper, an efficient method is introduced on structure crash design based on target pulse and cross section analysis. Firstly, given a pre-defined safety performance target and restraint system specifications, a correlated MADYMO model is used to obtain a target pulse by varying G levels of a two-step equivalent pulse. The target pulse indicates a balance between vehicle front structures and occupant restraint systems. Secondly, according to the target pulse, the loading capacity and deformation mode of front structures can be determined, such as front longitudinal. By adjusting the design parameters of the cross section and trigger, it is therefore possible to achieve desired target pulse. Simulation results indicate the validity of design improvements in a full scale crash environment. Keywords: target pulse, two-step equivalent pulse, MADYMO，vehicle structure, cross section, trigger design
1. 引言
在正面100%重叠率刚性壁碰撞过程中，车身的碰撞波形反映前部结构变形及吸能特征。合理的正面碰撞波形是提高整车安全性能的关键，也可以显著降低乘员约束系统的开发难度、风险和配套成本[1,2]。
传统的车身结构碰撞波形改进是基于整车有限元模型的反复试错过程(trial and error)，效率低、周期长，无法为车身结构设计提供及时且有效的改进方案。
本文介绍了一种车身结构正面碰撞性能改进的方法。首先，利用MADYMO 乘员模型[1]确定碰撞目标波形 (Target Pulse)，充分利用发动机舱的变形空间，合理分配车身前部结构的变形吸能特性，确保在基本约束系统配置情况下，乘员损伤值能够满足整车安全性能要求
[2]；其次，根据目标波形的特性参数，确定车身载荷路径的关键结构件（例如，前纵梁等）的承载能力和变形模式，通过改进主断面 (Cross section)和诱导槽(Trigger)的设计参数，使得车身结构变形和吸能特性达到目标波形的要求。
2. 方法
正面100%刚性壁碰撞工况目标波形优化及车身结构主断面分析方法流程如图 1所示。
图 1目标波形优化及车身结构主断面分析方法
首先，确定目标波形。将正面100%刚性壁实车碰撞波形或者FEA 碰撞模拟波形根据能量守恒原理等效为两阶等效波形[2]。发动机前端到保险杠梁最前端的空间D1 对应第一阶等效波形G1，发动机后端到防火墙的空间和防火墙的侵入量D2对应第两阶等效波形G2，如图 2所示。利用验证的且具备基本约束系统配置的MADYMO 乘员模型评价两阶等效波形的有效性[2]。
D max
T e T r G 2G 1
D 1D 2
G 1G 2发动机停止
图 2 两阶等效波形原理[2]
在不增加防火墙侵入量的情况下，根据MADYMO 乘员损伤值的计算结果，可优化选
择G1/G2，确定两阶等效目标波形的设计方案。
其次，进行目标波形的工程实现。根据目标波形，可确定主断面的轴向承载能力及变形模式要求，改进主断面的几何形状和诱导，使其发生理想轴向压溃(图 3)。前纵梁断面的设计一般需要考虑：
(1) 主断面的轴向承载能力的均值P 2需达到前期定义的主断面的承载能力；
(2) 在需要轴向变形的区域主断面的设计需保证由该断面形成的薄壁梁在经过合理的诱导后能够产生轴向压溃变形。
图 3理想轴向压溃变形模式及特征曲线[5] 最后，对改进后的主断面和诱导槽需经过零部件和整车仿真分析，以确定改进方案的有效性。
3. 工程应用案例
3.1. 确定目标波形
利用文献[2]的分析方法，对某车型100%正面刚性壁FEA 碰撞波形进行两阶等效波形分析，其中，G1=12.5g ， G2=38g (图 4a)。MADYMO 乘员模型[1]的胸部加速度响应基本相同(图 4b)，Objective Rating [3]评分超过97%。
(a) 两阶等效波形 (b) 胸部加速度
图 4 两阶等效波形分析
在不增加防火墙侵入量的情况下，本文分别对比了不同G1/G2方案(图 5a)对假人胸部加速度(Chest G)的影响(图 5b)。
(a) G1/G2方案 (b) 胸部加速度
图 5 等效波形对胸部合成加速度的影响 G1
G2
计算结果(表 1)表明, 方案3的两阶等效波形(21g/31g)可显著降低胸部加速度(-18%)，得到5.0分单项评价，C-NCAP总分从13.17提高到14.32。因此，可以确定方案3为结构优化设计的目标波形。
表 1胸部加速度及C-NCAP评分
碰撞波形胸部加速度
3ms (g)
3ms变化
胸部加速度
3ms评分
C-NCAP总分
等效波形(13g/38g) 45.71 0% 3.25 13.71 方案1：10g/42g 50.80 +10.88% 2.09 12.49 方案2：17g/35g 41.17 -8.30% 4.28 14.27 方案3：21g/31g 36.95 -18.01% 5.00 14.32
3.2.目标波形实现
该车型的整车碰撞质量约1620kg，原碰撞波形的G1为12.5g，根据牛顿第二定律，可
计算左右侧纵梁前段的平均轴向力约为99kN：
*1/21620*12.5/299
F M
G kg g kN
==≈
从变形模式上看，左侧纵梁在18 ms时发生明显塑性弯曲(图 6a)，弯矩(图 6b)急剧下降，导致轴向力从170kN下降至60kN左右(图 6c)，无法有效吸能。
变形前变形后
(a) 左纵梁变形
(b) 左纵梁轴向力 (c)
左纵梁Z向弯矩
图 6 左右纵梁轴向承载能力
利用VCS软件[4]分析得到左纵梁前段主断面(图 7a)的轴向承载能力(图 7b)和弯矩特性(图 7c)[4]。由于A/B/C/D/E/F/G处的设计缺陷导致无法实现理想的非对称轴向压溃模式(asymmetric axial folding)，轴向峰值力P max≈270kN，平均轴向承载能力P m≈146 - 179kN。而Z向弯矩峰值为M max≈5500Nm(纯弯)。
A B
C
太平洋汽车模型论坛D
E F
G (a) 断面形状 (b) 轴向承载能力 (c) 抗弯承载能力
图 7 左纵梁前段断面承载特性
为了实现目标波形G1=21 g ，需要左右纵梁在该区域的轴向承载能力约为167kN ：
arg *1/21620*21/2167
t et P M G kg g kN ==≈
对断面的改进仅需改进纵梁的变形模式，
即让纵梁发生非对称轴向压溃，避免发生塑性弯曲 (Global bending)。改进的措施主要包括(图 8)：
a. 取消1处的斜面设计；
b. 将2
处的焊接边沿y 方向移动15mm ；
原断面
新断面
图 8 断面更改 (a) 断面形状 (b) 轴向承载能力 (c) 抗弯承载能力
图 9 改进后断面承载能力
改进后的断面VCS 计算结果表明，影响轴向压溃的设计缺陷消失(图 9a)，理想轴向压溃模式的压溃平均力为167kN(图 9b)，达到设计目标。Z 向抗弯能力为5500Nm(纯弯)，如图 9c 所示。
为获得非对称轴向压溃模式，需要对该断面形成的薄壁梁进行初始诱导，诱导的作用为：
(1)，降低薄壁梁从弹性阶段到塑性阶段的峰值；(2)，诱导薄壁梁的变形，从而获得需要的变形模式。采用深度为5mm ，宽度为35mm 的诱导槽(图 10a)，可将改进后的断面轴向力峰值从270kN 降低到约200kN(图 10b)。
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