轎車雙側(cè)頂蓋抗壓性能的虛擬實(shí)驗(yàn)評(píng)估＊

彭 倩，蔣小晴，楊濟(jì)匡?，E C Chirwa

（1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙 410082；2.博爾頓大學(xué)建筑環(huán)境與工程學(xué)院，博爾頓BL3 5AB）

在所有交通事故類型中，翻滾事故是一種傷亡率極高的事故形態(tài).根據(jù)NHTSA（美國高速公路安全管理局）統(tǒng)計(jì)，過去10年中，美國每年因汽車翻滾喪生近萬人，約占交通事故中乘員總死亡人數(shù)的1／3［1］.其中，大部分的頭頸部嚴(yán)重?fù)p傷是由車頂蓋擠壓侵入造成的［2］.

為了降低翻滾事故的傷亡和風(fēng)險(xiǎn)，20世紀(jì)70年代，NHTSA制定了車輛頂蓋抗壓安全強(qiáng)制性法規(guī)FMVSS216，該法規(guī)在準(zhǔn)靜態(tài)條件下對(duì)車輛頂蓋進(jìn)行抗壓測(cè)試.真實(shí)的汽車翻滾過程非常復(fù)雜，由于試驗(yàn)條件及重復(fù)性等要求的限制，動(dòng)態(tài)翻滾試驗(yàn)還未廣泛開展［3］.到目前為止，歐洲及日本等國仍未出臺(tái)與轎車翻滾安全相關(guān)的法規(guī)，因此FMVSS216依然是當(dāng)前全球范圍內(nèi)與轎車翻滾安全相關(guān)的最具影響力法規(guī).

最新版的FMVSS216法規(guī)于2009年5月發(fā)布并將于2012年9月起逐步實(shí)施.新版法規(guī)在現(xiàn)行法規(guī)基礎(chǔ)上改版升級(jí)，主要改動(dòng)如下［4］：1）適用車輛范圍擴(kuò)大；2）頂蓋強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)提高；3）增加了頭部生存空間要求；4）由雙側(cè)頂蓋試驗(yàn)取代現(xiàn)行的單側(cè)頂蓋試驗(yàn).改版后的FMVSS216法規(guī)首次采用雙側(cè)頂蓋抗壓測(cè)試方法，除了近側(cè)（先加載側(cè)）測(cè)試外，還增加了遠(yuǎn)側(cè)（后加載側(cè)）頂蓋的測(cè)試，且強(qiáng)度要求大幅提高，因此新版法規(guī)的實(shí)施將對(duì)汽車頂蓋抗壓安全性能提出更高的要求.

FMVSS216的加載角度一直存在較大爭議，普遍認(rèn)為現(xiàn)行的角度組合（25°滾動(dòng)、5°俯仰角）不夠嚴(yán)格，不能反映真實(shí)的翻滾環(huán)境［3，5－6］.Friedman曾提議采用45°滾動(dòng)、7.5°俯仰角的角度組合［5］；而Chirwa等則建議采用45°滾動(dòng)、10°俯仰角的角度組合［6］.CFIR開發(fā)的頂蓋試驗(yàn)程序M216［7］，分別在車輛近、遠(yuǎn)側(cè)頂蓋采用25°滾動(dòng)、10°俯仰角及40°滾動(dòng)、10°俯仰角的組合進(jìn)行加載.新版的FMVSS216中將繼續(xù)沿用現(xiàn)行加載角度，因此加載角度組合對(duì)頂蓋兩側(cè)抗壓性能的影響還有待進(jìn)一步研究.

本研究更新了Ford Fiesta的頂蓋抗壓有限元模型并進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證.采用全因子方法進(jìn)行實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)，基于新版FMVSS216法規(guī)開展虛擬試驗(yàn)來研究不同滾動(dòng)角及俯仰角對(duì)頂蓋抗壓性能的影響，并評(píng)估頂蓋兩側(cè)的抗壓性能差異.到目前為止，我國在轎車結(jié)構(gòu)耐撞性方面研究開展較多［8－9］，但與轎車翻滾安全有關(guān)的研究卻非常有限，且車輛翻滾安全法規(guī)還未出臺(tái)，因此汽車頂蓋抗壓及翻滾安全性能研究將成為我國汽車安全研究發(fā)展的新領(lǐng)域.

1方法與材料

1.1 壓板加載過程空間坐標(biāo)轉(zhuǎn)換

轎車頂蓋抗壓試驗(yàn)通過壓板對(duì)頂蓋加載來模擬翻滾事故中地面與頂蓋的碰撞過程.在頂蓋抗壓試驗(yàn)中，不同的加載角度條件下，壓板的位置可根據(jù)空間笛卡爾坐標(biāo)系來轉(zhuǎn)換，如圖1所示，具體轉(zhuǎn)換關(guān)系見方程組（1）（2）.

圖1 空間笛卡爾坐標(biāo)系的位置轉(zhuǎn)換Fig.1 Transformations of spatial Cartesian coordinate systems

或者

在試驗(yàn)過程中，壓板加載方向的向量為：n＝｛cosαsinβ，sinα，－cosαcosβ｝.如圖1所示，α為側(cè)傾角，β為俯仰角.

1.2 有限元模型

研究對(duì)象為2004年歐洲產(chǎn)的一款小型家用轎車Ford Fiesta，其整備質(zhì)量為1 164kg.該整車有限元模型初始基于RADIOSS軟件開發(fā)，后來由英國博爾頓大學(xué)在LS－DYNA軟件下建立，已應(yīng)用于虛擬試驗(yàn)研究［10－11］.

為提高運(yùn)行效率及仿真精度，對(duì)原整車有限元模型進(jìn)行了簡化和更新.刪除了發(fā)動(dòng)機(jī)、懸架等底盤部件，并對(duì)車身部件重新進(jìn)行網(wǎng)格劃分以及部件連接.由于風(fēng)擋玻璃在真實(shí)翻滾事故中容易裂損，在頂蓋抗壓測(cè)試中通常保持完整，而導(dǎo)致抗壓試驗(yàn)中頂蓋強(qiáng)度比真實(shí)事故中偏高［5－6］，因此風(fēng)擋玻璃不予保留.如圖2（a）所示，該轎車頂蓋抗壓模型由白車身、車門及連接件組成，共包含170301個(gè)單元.轎車側(cè)圍車身結(jié)構(gòu)如圖2（b）所示，其A柱及B柱分別由內(nèi)、外板及其加強(qiáng)板組成.白車身及車門由單點(diǎn)積分殼單元模擬；焊點(diǎn)單元?jiǎng)t使用Beam單元來模擬，且不定義焊點(diǎn)失效；頂蓋壓板尺寸為1 829mm×762mm，通過剛性材料模擬.門檻及地板則通過結(jié)點(diǎn)約束來固定.

本組患者50例中，3例因出現(xiàn)并發(fā)癥或是由于患者本身因素而死亡，其余均順利在術(shù)后7～125天時(shí)間內(nèi)順利拔管，成功轉(zhuǎn)入康復(fù)病房進(jìn)行康復(fù)治療或者治愈之后順利出院。

圖2 轎車有限元模型Fig.2 Vehicle FE model

1.3 頂蓋抗壓試驗(yàn)及模型驗(yàn)證

Ford Fiesta轎車的近端頂蓋抗壓試驗(yàn)在英國Bolton大學(xué)進(jìn)行［12］，試驗(yàn)在準(zhǔn)靜壓條件下完成，試驗(yàn)裝置及樣車如圖3（a）所示.壓板安裝于試驗(yàn)擺臂頂端，擺臂可繞固定轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)，通過擺臂帶動(dòng)壓板旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)來實(shí)現(xiàn)對(duì)近側(cè)頂蓋的靜壓測(cè)試.壓板與頂蓋初始接觸點(diǎn)到轉(zhuǎn)軸的距離為1 480mm，頂蓋的壓縮行程持續(xù)210mm.該試驗(yàn)初始加載角度組合為8°滾動(dòng)、6°俯仰角.

圖3 樣車頂蓋抗壓變形過程Fig.3 Vehicle roof crush events

圖3記錄了試驗(yàn)樣車在0～150mm的壓縮行程中的變形情況.隨著壓板的旋轉(zhuǎn)，近側(cè)頂蓋逐漸壓潰變形，而遠(yuǎn)側(cè)頂蓋與A柱交界處逐漸折彎，車體出現(xiàn)小幅扭轉(zhuǎn).試驗(yàn)樣車最終變形如圖4所示，受壓板擠壓作用，近側(cè)A柱、頂蓋與壓板接觸區(qū)域出現(xiàn)嚴(yán)重壓潰；B柱中部明顯折彎；C柱無顯著變形，但其下方側(cè)圍有較大范圍的壓痕.

圖4 車體變形對(duì)比Fig.4 Final deformation comparisons

頂蓋的載荷位移曲線如圖5所示.在擠壓初始階段，頂蓋與壓板的接觸主要集中在A柱中部，車體主要通過A柱抗彎變形而承載，因此抵抗力較低.隨著壓板行程增加，B柱逐漸變形，車體主要通過B柱軸向抗壓變形而承載，因此頂蓋抵抗力逐步增加.隨著B柱中部折彎，其軸向承載能力逐漸減弱，壓縮行程增至120mm時(shí)，頂蓋抵抗力開始略微下降.

圖5 載荷位移曲線對(duì)比Fig.5 Force－displacement curves comparisons

有限元模型的驗(yàn)證過程如圖4和圖5所示，仿真過程采用的加載條件與真實(shí)試驗(yàn)相同.從圖4來看，仿真中車身壓潰變形模式與真實(shí)試驗(yàn)結(jié)果非常接近；而從圖5來看，仿真中載荷位移曲線的峰值及變化趨勢(shì)與真實(shí)試驗(yàn)結(jié)果保持一致.有限元模型得到較好的驗(yàn)證，因此能夠用于頂蓋抗壓的虛擬研究.

1.4 虛擬試驗(yàn)

基于新版FMVSS216法規(guī)，開展Ford Fiesta的雙側(cè)頂蓋抗壓虛擬試驗(yàn)研究.通過全因子法進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)；以滾動(dòng)角和俯仰角度為變量（見表1），分別采用9個(gè)滾動(dòng)角度及4個(gè)俯仰角度進(jìn)行組合，共36組虛擬試驗(yàn).新版FMVSS216法規(guī)要求分別對(duì)頂蓋近遠(yuǎn)兩側(cè)進(jìn)行127mm（5inch）的加載，兩側(cè)加載條件完全相同，其中近側(cè)試驗(yàn)完成后，再進(jìn)行遠(yuǎn)側(cè)試驗(yàn).虛擬試驗(yàn)的試驗(yàn)條件與新版法規(guī)一致.

表1 全因子實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)Tab.1 Full factorial experimental design

2 結(jié)果與討論

2.1 滾動(dòng)角對(duì)頂蓋強(qiáng)度的影響

圖6～圖9所示為4組不同的俯仰角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨滾動(dòng)角的變化.

圖6 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（5°俯仰）Fig.6 Roof strength variations with pitch angle 5°

圖7 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（10°俯仰）Fig.7 Roof strength variations with pitch angle 10°

如圖6所示，當(dāng)俯仰角為5°時(shí)，頂蓋兩側(cè)的抵抗力峰值隨滾動(dòng)角度增大而逐漸降低.當(dāng)滾動(dòng)角為10°時(shí)，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值同為41.5kN；隨著滾動(dòng)角增大，頂蓋兩側(cè)強(qiáng)度不同程度減弱，其中遠(yuǎn)側(cè)尤為明顯.當(dāng)滾動(dòng)角為45°時(shí)，頂蓋兩側(cè)強(qiáng)度差異最大，此時(shí)近側(cè)抵抗力峰值較遠(yuǎn)側(cè)高出約37.1%.在該俯仰角下，頂蓋近側(cè)和遠(yuǎn)側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為30.1%和46.3%.

如圖7所示，當(dāng)俯仰角為10°時(shí)，近側(cè)頂蓋抵抗力峰值隨滾動(dòng)角增大持續(xù)下降.對(duì)于遠(yuǎn)側(cè)，抵抗力峰值在10°～15°以及25°～30°滾動(dòng)角變化范圍內(nèi)急劇降低，而在其他角度范圍時(shí)無明顯改變.當(dāng)滾動(dòng)角為30°時(shí)，頂蓋兩側(cè)出現(xiàn)最大強(qiáng)度差異，此時(shí)近側(cè)抵抗力峰值比遠(yuǎn)側(cè)高約39.2%.在該俯仰角下，頂蓋近側(cè)和遠(yuǎn)側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為46.5%和53%.

如圖8所示，當(dāng)俯仰角為15°時(shí)，頂蓋兩側(cè)作用力峰值均隨滾動(dòng)角增加而總體小幅下降.在10°～25°滾動(dòng)角范圍內(nèi)，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值降低比較明顯，且峰值差異較??；在30°～50°滾動(dòng)角范圍時(shí)，頂蓋強(qiáng)度無顯著改變，兩側(cè)抵抗力峰值差異保持約為4kN.在該俯仰角下，頂蓋近側(cè)和遠(yuǎn)側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為19.5%和31%.

圖8 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（15°俯仰）Fig.8 Roof strength variations with pitch angle 15°

圖9 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（20°俯仰）Fig.9 Roof strength variations with pitch angle 20°

如圖9所示，當(dāng)俯仰角為20°時(shí)，近側(cè)峰值保持為約20kN，幾乎不受滾動(dòng)角影響.對(duì)于遠(yuǎn)側(cè)，在15°～45°滾動(dòng)角范圍內(nèi)小幅下降，極值差異約6.6 kN.在以上所有36組測(cè)試下，僅在15°滾動(dòng)及20°俯仰角組合時(shí)，遠(yuǎn)側(cè)強(qiáng)度略高于近側(cè).兩側(cè)最大強(qiáng)度差異出現(xiàn)在30°滾動(dòng)角，此時(shí)近側(cè)峰值比遠(yuǎn)側(cè)高23.3%.在該俯仰角下，近遠(yuǎn)兩側(cè)抵抗力峰值極值差異分別為8.2%和27%，遠(yuǎn)側(cè)強(qiáng)度變化更明顯.

在俯仰角分別為5°和10°時(shí)，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值隨滾動(dòng)角增加的變化幅度較大，此時(shí)滾動(dòng)角變化對(duì)頂蓋強(qiáng)度影響較顯著；當(dāng)俯仰角分別為15°和20°時(shí)，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值隨滾動(dòng)角增加變化幅度較小，此時(shí)滾動(dòng)角對(duì)頂蓋強(qiáng)度影響不夠顯著.

從兩側(cè)抗壓能力來看，近側(cè)頂蓋抗壓能力相對(duì)更高；但從抵抗力峰值變化來看，4組俯仰角下，遠(yuǎn)側(cè)頂蓋強(qiáng)度均隨滾動(dòng)角度改變出現(xiàn)更大的變化范圍，顯然滾動(dòng)角變化對(duì)遠(yuǎn)側(cè)強(qiáng)度影響更加顯著.

在以上所有俯仰角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨著滾動(dòng)角度從10°～45°變化持續(xù)下降，當(dāng)滾動(dòng)角繼續(xù)增大時(shí)，頂蓋兩側(cè)強(qiáng)度無明顯變化，因此頂蓋抵抗力峰值趨于45°滾動(dòng)角收斂.

2.2 俯仰角對(duì)頂蓋強(qiáng)度的影響

圖10～圖18所示為9組不同的滾動(dòng)角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨俯仰角增大的變化.

圖10 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（10°滾動(dòng)）Fig.10 Roof strength variations with roll angle 10°

圖11 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（15°滾動(dòng)）Fig.11 Roof strength variations with roll angle 15°

圖12 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（20°滾動(dòng)）Fig.12 Roof strength variations with roll angle 20°

圖13 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（25°滾動(dòng)）Fig.13 Roof strength variations with roll angle 25°

如圖10～13所示，在滾動(dòng)角度分別為10°，15°，20°以及25°時(shí)，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值具有相近的變化趨勢(shì).以上4組條件下，頂蓋強(qiáng)度均隨著俯仰角增加而整體下降.以近側(cè)為例，以上4組情況下，頂蓋抵抗力峰值極值差異分別為50.3%，50.1%，49.2%以及44.2%，而遠(yuǎn)側(cè)的強(qiáng)度變化則相對(duì)較小.值得注意的是，當(dāng)俯仰角在10°～15°時(shí)，以上4組情況下，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值均急劇下降，且幅度在15kN以上，但俯仰角度在其他范圍變化時(shí)，兩側(cè)頂蓋抵抗力峰值變化相對(duì)較小.

如圖14～圖16所示，在滾動(dòng)角分別為30°，35°，40°時(shí)，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值的變化趨勢(shì)比較相近.相對(duì)于10°～25°滾動(dòng)角，這三組情況下頂蓋強(qiáng)度仍隨俯仰角增加而明顯降低，但整體降低幅度逐漸縮小.尤其是在10°～15°俯仰角之間，頂蓋強(qiáng)度降低幅度逐漸減弱.以上三組情況中，近側(cè)頂蓋抵抗力峰值極值差異分別為37.5%，40.5%和34.3%，而遠(yuǎn)側(cè)的強(qiáng)度變化范圍則相對(duì)較小.

圖14 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（30°滾動(dòng)）Fig.14 Roof strength variations with roll angle 30°

圖15 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（35°滾動(dòng)）Fig.15 Roof strength variations with roll angle 35°

圖16 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（40°滾動(dòng)）Fig.16 Roof strength variations with roll angle 40°

如圖17和圖18所示，當(dāng)滾動(dòng)角分別在45°，50°時(shí)，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值的變化趨勢(shì)較為一致.以上2組情況下頂蓋強(qiáng)度在5°～10°俯仰角時(shí)下降比較明顯，在10°～15°俯仰角之間時(shí)，頂蓋兩側(cè)抵抗力的降低幅度均小于3kN.當(dāng)滾動(dòng)角增至45°時(shí)，頂蓋強(qiáng)度在10°～15°俯仰角之間已無顯著差異.以上2組情況下，近側(cè)頂蓋強(qiáng)度極值差異分別為36.4%和36.6%，而遠(yuǎn)側(cè)的強(qiáng)度變化范圍則相對(duì)更小.

圖17 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（45°滾動(dòng)）Fig.17 Roof strength variations with roll angle 45°

圖18 頂蓋抗壓強(qiáng)度變化（50°滾動(dòng)）Fig.18 Roof strength variations with roll angle 50°

以上9組滾動(dòng)角下，遠(yuǎn)端頂蓋抵抗力峰值均隨俯仰角度改變出現(xiàn)更大的變化范圍，顯然滾動(dòng)角變化對(duì)遠(yuǎn)側(cè)強(qiáng)度影響更加顯著.在以上所有滾動(dòng)角度下，頂蓋兩側(cè)抵抗力峰值隨著俯仰角度在5°～15°變化而持續(xù)下降，而在15°～20°之間無明顯差異.對(duì)于固定的俯仰角，頂蓋兩側(cè)強(qiáng)度趨于45°滾動(dòng)角收斂，而在45°滾動(dòng)角下，兩側(cè)頂蓋強(qiáng)度在10°～15°俯仰角之間無顯著差異，因此頂蓋強(qiáng)度趨向于10°俯仰角收斂.

2.3 車身結(jié)構(gòu)件對(duì)頂蓋強(qiáng)度的影響

該頂蓋抗壓模型僅包含車身結(jié)構(gòu)件，其他可能影響頂蓋強(qiáng)度的部件（如風(fēng)擋玻璃）并未包含在內(nèi)，因此以上所有測(cè)試中，頂蓋強(qiáng)度主要來源于車身的A柱和B柱.

以近側(cè)頂蓋為例，如圖19所示，在相同俯仰角下，A柱抵抗力峰值變化約為5kN；而相同滾動(dòng)角時(shí)，A柱抵抗力峰值極值差異保持在4.5kN左右.當(dāng)滾動(dòng)角及俯仰角變化時(shí)，A柱的抗壓能力并無較大改變.因此在不同加載條件下，A柱能夠提供穩(wěn)定的抗壓能力.

圖19 A柱抗壓強(qiáng)度變化Fig.19 A pillar strength variations

近側(cè)B柱抵抗力峰值如圖20所示.在5°和10°俯仰角下，B柱抗壓能力隨著滾動(dòng)角增加而急劇下降；而在15°和20°俯仰角下，B柱抗壓能力較低，且?guī)缀醪皇軡L動(dòng)角影響.

圖20 B柱抗壓強(qiáng)度變化Fig.20 B pillar strength variations

在相同滾動(dòng)角下，隨著俯仰角從5°～20°增加，壓板與A柱保持接觸，但與B柱的間隔距離逐漸增加，因此B柱在有效行程（127mm）內(nèi)的承載作用逐漸降低.在5°～10°俯仰角下，B柱能夠發(fā)揮明顯的承載作用；當(dāng)俯仰角增至15°時(shí)，B柱承載作用已極其有限，由此看出B柱抗壓強(qiáng)度趨向于10°俯仰角收斂.

在相同俯仰角下，隨著滾動(dòng)角度增加，B柱的承載模式逐漸由軸向壓潰承載向斜向壓彎承載轉(zhuǎn)變，當(dāng)滾動(dòng)角增至45°時(shí)，B柱承載能力不再明顯降低.從圖20可以看出，B柱作用力峰值在45°滾動(dòng)角以及10°俯仰角時(shí)趨于收斂.

3 結(jié) 論

在不同滾動(dòng)角及俯仰角條件下，基于Ford Fiesta小型轎車開展了全因子組合虛擬試驗(yàn).從本研究虛擬分析結(jié)果可得到以下結(jié)論：

1）在127mm的壓縮行程中，當(dāng)滾動(dòng)角度相同時(shí)，頂蓋兩側(cè)強(qiáng)度均隨俯仰角從5°至15°逐漸減弱；當(dāng)俯仰角度相同時(shí)，頂蓋兩側(cè)強(qiáng)度隨滾動(dòng)角從10°至45°時(shí)逐漸降低.

2）從頂蓋兩側(cè)強(qiáng)度差異來看，近側(cè)抗壓能力較遠(yuǎn)側(cè)更強(qiáng).

3）從頂蓋強(qiáng)度變化范圍來看，滾動(dòng)角對(duì)遠(yuǎn)側(cè)強(qiáng)度影響較大，而俯仰角對(duì)近側(cè)強(qiáng)度影響顯著.

4）FMVSS 216的加載角度組合（25°滾動(dòng)、5°俯仰角）無法體現(xiàn)最嚴(yán)格的加載條件；從本研究虛擬試驗(yàn)結(jié)果來看，最嚴(yán)格的加載角度組合應(yīng)該為45°滾動(dòng)、10°俯仰角.

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