基于幾何吸能控制技術的車身結構優(yōu)化

袁煥泉

（廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院）

汽車在發(fā)生正面碰撞時，主要是由車身前端結構的塑性變形來吸收碰撞動能[1-2]。而對于乘用車來說，前縱梁的結構形式和吸能特性將決定整車碰撞時的加速度和力的響應。目前對于汽車正面碰撞縱梁結構研究的文獻很多[2-9]，但對整個縱梁結構布置及吸能特性的研究較少。文章提出了基于幾何吸能控制技術的車身結構優(yōu)化設計方法，對某車型縱梁結構進行了初步設計與結構優(yōu)化，通過仿真和試驗對比表明，該方法能有效地指導縱梁的結構設計與優(yōu)化，為提升整車碰撞性能提供重要的依據(jù)。

1 幾何吸能結構控制技術原理

幾何吸能控制技術是一種整車吸能、沖擊力分導設計的碰撞安全技術，它包括前縱梁、吸能盒、前保險杠、前副車架及上下A柱等。圖1示出幾何吸能控制技術結構示意圖。

前副車架的前端也可以采用現(xiàn)有技術的直角結構與縱梁100的前段模塊搭接，但優(yōu)選向斜上與前段模塊搭接，從而吸能盒、前段模塊及前副車架三者形成“人”字形接頭。前段模塊的后端與中段模塊的前端連接；中段模塊的后部與前懸架橋塔等模塊連接，并作為前懸架和發(fā)動機罩等模塊的承載結構；中段模塊的后端與后段模塊的前端連接；后段模塊的前端也作為前懸架模塊的承載結構；后段模塊的后部作為發(fā)動機罩鉸鏈支架的安裝區(qū)域；后段模塊的后端與上A柱和下A柱搭接，且平滑地過渡到上A柱。

圖2示出幾何吸能控制技術原理示意圖。

由于縱梁100的前段模塊從中段模塊斜向前下延伸，同時吸能盒、前段模塊及前副車架三者形成“人”字形接頭，因此，如圖2所示，當碰撞開始時，吸能盒向后傳遞碰撞力，會在該“人”字形接頭處分解并沿上/下傳力通道傳遞。上傳力通道通過前段模塊向后傳遞碰撞力，下傳力通道通過前副車架向后傳遞碰撞力。設計完成后，可使碰撞力有效地被分散。當前段和中段模塊順次發(fā)生變形時，碰撞力向后段模塊傳遞，并借助中段模塊和后段模塊的“人”字形構造分解成上/下傳力路徑。上傳力路徑將碰撞力經過上A柱向后傳遞，下傳力路徑將碰撞力經過下A柱向后傳遞。因此在這種設計模式下，除了下A柱會分擔較大比例的碰撞力外，上A柱也可以承擔相當比例的碰撞力。由于上A柱分擔了一部分碰撞力，使下A柱承受的碰撞力減小，下A柱與地板和門檻梁前端連接，因此乘員艙下部結構在碰撞中承受的沖擊得到緩解。

由于前段模塊斜向前下延伸，因而與碰撞面有傾斜角，為保證“人”字形接頭的上/下傳力通道能穩(wěn)定向后傳遞碰撞力，可以根據(jù)直梁的彎曲臨界角設計前段模塊的角度（在前段模塊、中段模塊分別為直線形式的情況下）。已知受到非軸向碰撞力時，梁的彎曲臨界角計算公式為：

式中：L——梁的長度，mm；

c——梁的寬度，mm。

當前，絕大部分轎車的前縱梁橫截面的寬度大于100 mm，因此上面推薦的前段模塊的長度為300～800 mm，在長寬比（L/c）為8︰1的情況下，前段模塊的彎曲臨界角約為16°，因此前段模塊與中段模塊所成的傾斜角度（α）的推薦值為15°以下。前副車架前端的向前斜上的傾角也可以參照此方法設計。

在如上所述的“人”字形接頭布局下，最大的彎矩通常發(fā)生在前段模塊的后端，即與中段模塊的搭接處。因此為防止應力集中，除了在前段模塊與中段模塊的搭接處設置圓滑過渡外，還建議內置加強件。

當前段模塊及副車架的前段在碰撞中被壓潰時，中段模塊的結構需要保持穩(wěn)定，以便使前段模塊能穩(wěn)定的潰縮吸能。為保證中段模塊能在前段模塊潰縮時不發(fā)生屈曲變形，文章推薦根據(jù)方形管梁的最大承載力公式校核中段模塊的設計。已知方形管梁的最大承載力公式為：

式中：t——管壁厚度，mm；

b——截面高度，mm；

d——截面寬度，mm；

kp，β——修正系數(shù)；

E——彈性模量，Pa；

V——泊松比；

σy——屈服強度，Pa。

經過式（2）校核，使中段模塊的失穩(wěn)載荷大于前段模塊穩(wěn)定壓潰時產生的平均壓潰力，并留有一定余量（推薦20%以上的余量），由此保證中段模塊不發(fā)生失穩(wěn)屈曲。

當前段模塊（前段梁）潰縮完成時，中段模塊參與變形吸能。推薦中段模塊采用封閉方形管梁制成，其截面尺寸不小于前段模塊的截面尺寸。同樣根據(jù)式（2）可知，采用較大截面尺寸的管梁具有較高的極限承載能力，可使中段模塊（中段梁）的前部發(fā)生潰縮變形時，其后部仍能保持穩(wěn)定，防止變形過早向后擴展。

由于與前段模塊類似，后段模塊、上A柱及下A柱三者也構成“人”字形連接，后段模塊與A柱的搭接高度比傳統(tǒng)直縱梁要高。由于后段模塊處于發(fā)動機艙與乘員艙承接部位，需達到較高的結構穩(wěn)定性，因此，如上所述后段模塊的縱向截面沿前后方向擴大，以便中段模塊和后段模塊也形成“人”字形構造并在搭接部位形成圓滑過渡，從而將碰撞力穩(wěn)定傳遞至上/下A柱。

2 整車正面碰撞結構設計

根據(jù)幾何吸能控制技術控制原理，可以將縱梁結構從前至后分為前/中/后段3個模塊分別詳細優(yōu)化設計（如圖1所示）。對于前段模塊，以碰撞變形吸能為設計目標，通過合理的選用不同等級的材料和厚度優(yōu)化吸能效果；對于中/后段模塊，通過優(yōu)化材料和厚度兼顧碰撞變形吸能的需要，同時也在通過局部區(qū)域添加加強板保證結構穩(wěn)定性，保證縱梁后部結構不對乘員艙過度侵入。

在概念設計階段，首先應規(guī)劃好正面碰撞力的傳導路徑，力傳導主要有2條路徑，如圖3所示。

第1條路徑：前保險杠經由前縱梁分三路，向上經上A柱傳導到車身后部，中間經車門橫梁和防撞杠傳導到車身后部，向下經下A柱傳導到門檻梁；

第2條路徑：前保險杠經由前副車架分兩路，一路傳導到地板縱梁，另一路傳導到門檻梁。

力傳導所經截面必須滿足碰撞的力學性能要求，為此必須對典型截面進行力學分析，按照這個分析結果，與數(shù)據(jù)庫或對標車進行對比，從而確定各典型截面尺寸。

各截面尺寸確定后，可以結合總布置、造型、NVH性能要求及工藝約束等設計出車身結構初版3D數(shù)模。

在概念設計階段，還要依據(jù)開發(fā)車型的市場定位及競標車型的情況，設定碰撞性能目標。一般在結構設計上，整車正面碰撞考察的主要目標有左/右B柱下方加速度、A柱變形角、足跟區(qū)域侵入量動態(tài)值及前圍最大動態(tài)侵入量等。不同等級車型上述目標值不一樣。

3 整車正面和40%偏置碰撞結構分析

完成車身結構初版3D數(shù)模設計后，利用CAE進行碰撞性能分析，基于分析結果，綜合總布置、造型、NVH性能要求及輕量化和工藝約束等進行結構優(yōu)化設計。

3.1 整車碰撞有限元模型建立

基于初步3D數(shù)模，根據(jù)《乘用車正面碰撞的乘員保護》標準和企業(yè)碰撞分析規(guī)范，利用LS-DYNA分別建立了某車型整車的全正面碰撞模型和40%偏置碰撞模型，如圖4和圖5所示。

3.2 整車正面碰撞分析

整車碰撞有限元模型建立后，即可對整車進行碰撞仿真分析，文章對碰撞目標設立如下：

1）左/右B柱下方加速度≤40 g；

2）A柱變形角≤4°；

3）足跟區(qū)域侵入量動態(tài)值≤70 mm；

4）前圍最大動態(tài)侵入量≤150 mm。

全面正面碰撞仿真分析結果與實車碰撞試驗結果變形對比，如圖6所示。從圖6可以看出，發(fā)動機罩與前縱梁的變形基本與試驗一致。

圖7示出B柱下方加速度曲線的對比。從圖7可以看出，仿真與試驗基本吻合，但是，左/右B柱下方加速度峰值已經超過了40 g，最大達到43 g，未達到設定的碰撞目標。

3.3 40%偏置碰撞仿真分析

40%偏置碰撞仿真和實車碰撞試驗對比分析結果，如圖8～14所示。從圖8～14可以看出，前縱梁的變形基本與試驗一致；左A柱在1，2處出現(xiàn)彎折，仿真與試驗結果一致；前副車架在1，2處的變形基本與試驗一致；B柱下方加速度曲線仿真與試驗基本吻合；A柱變形角度、前圍和足跟區(qū)最大動態(tài)侵入量，滿足設定目標要求。從偏置碰的結果來看，左A柱有輕微折彎，有可能對車門開啟造成一定影響；左B柱下方加速度峰值為42 g，未滿足設定的目標。

由全正碰和偏置碰的結果可知，整車的碰撞性能并未達到事先設定的目標，因此需要對車身結構進行優(yōu)化，以滿足碰撞要求。

4 車身碰撞結構優(yōu)化設計

4.1 車身結構優(yōu)化

通過整車碰撞仿真分析及試驗結果，可以看出：1）全正碰左右B柱加速度峰值較高，超過了目標值，主要原因為前副車架過于剛硬，需要弱化前副車架；2）偏置碰左A柱有較小的折彎，對左側車門打開有一定負面影響。前縱梁前/中部變形充分，起到良好的吸能作用；但縱梁后端變形稍大，對乘員艙的完整性不利。

綜上，對前縱梁和前副車架進行結構優(yōu)化，具體措施，如表1和表2所示。

表1 某車型前縱梁具體優(yōu)化位置和措施

表2 某車型前副車架具體優(yōu)化位置和措施

4.2 優(yōu)化后整車模型碰撞分析

通過以上對前縱梁和前副車架零件的結構及材料優(yōu)化，建立優(yōu)化后的整車碰撞模型，并進行全正碰和40%偏置碰仿真分析和試驗驗證。全正碰結果，如圖15～18所示。

從圖15可以看出，仿真與試驗的前縱梁變形較為一致，而且前縱梁后端變形較小，優(yōu)于優(yōu)化前的狀態(tài)；從圖16可以看出，仿真與試驗的前副車架變形較為一致，弱化的前副車架要比優(yōu)化前的結構變形更充分，這樣有利于帶動動力總成下潛，減少對前圍的侵入量；從圖17和圖18可以看出，B柱速度曲線仿真與試驗吻合，速度到零時刻也非常接近，說明模型中車體剛度與試驗比較吻合，加速度曲線與試驗結果也吻合較好，加速度最大值34 g，較優(yōu)化前降低20%，小于目標值40 g，滿足了要求。

40%偏置碰仿真分析和碰撞試驗結果，如圖19和20所示。

從圖19和圖20可以看出，B柱下方的加速度最大值為28 g，較優(yōu)化前降低33%，趨勢與試驗吻合得較好，加速度峰值的偏差也在3%以內，峰值時刻偏差小于3 ms，而且小于40 g，滿足目標要求。

5 結論

基于幾何吸能控制技術的車身結構設計與優(yōu)化方法，能指導車身前端結構設計很好的達到設定目標要求，為車身結構設計提供了很好的理論依據(jù)。實踐表明，幾何吸能控制技術相對于現(xiàn)有技術具有6項優(yōu)點：1）幾何吸能控制結構前端形成了“人”字形的結構布局，可使碰撞力有效地被分散，減輕初始時刻現(xiàn)有技術采用的單個傳力通道的受力狀況，因此這種“人”字形的前端布局比單一直縱梁更穩(wěn)定。2）幾何吸能控制結構前端布局對碰撞能量的吸收能力大，最大可達60%，即在同等潰縮距離下，前端結構能吸收更多的碰撞能量。3）由于縱梁100的中段模塊采用了截面寬度不小于前段模塊的封閉管梁制成，具有較高的極限承載能力，因此當中段模塊前面的結構發(fā)生潰縮變形時，中段模塊能保持穩(wěn)定。4）準確而合理分配上A柱傳遞碰撞能量比例，特別是在碰撞后期碰撞力較大的時刻，這種結構可在一定程度上分擔了下傳力通道的碰撞力，這對于緩解乘員艙下部的變形和降低乘員艙下部的加速度具有重要意義。5）幾何吸能控制結構可以達到發(fā)動機艙結構輕量化的效果。6）幾何吸能控制結構還有利于發(fā)動機艙總體布置。