某微型面包车正面碰撞变形控制与结构耐撞性优化

2024年3月9日发(作者：gs430雷克萨斯)

某微型面包车正面碰撞变形控制与结构耐撞性优化

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

【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中红色件)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中蓝色和黄色件)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%。

图8 基础模型位移域内加速度曲线Fig.8 The deformation and acceleration

curve of base model

2.2.3 乘员舱入侵量分析

由于纵梁前端发生弯折变形，导致可压缩空间并未完全压缩，因此车室塌陷变形量I并不能很好反应出车室的变形情况。此处选取更为直观的转向管柱、防火墙、搁脚区入侵量、门槛变形量作为乘员舱入侵量评价指标[15]。

2.2.4 车身截面力分析

提取仿真模型车身中段几处截面力，如图9所示。对比截面力可以发现A柱和门槛的截面力相对很小，说明对于微型面包车而言，没有高强度的上边梁结构，整车的传力途径相对单一，因此通过合理的前期设计可以很大程度上降低A柱和门槛的传力率，达到在低成本条件下满足法规要求。

图9 车身中段截面力曲线Fig.9 Cross section force curve of body in middle

section

但通过分析实车发现该车型侧围A柱和门槛梁均只有内外蒙皮两层钣金件，与普通乘用车相比结构要薄弱很多，即使在低传力率的情况下，仍然会出现门槛和A柱变形量过大，造成碰撞过程中车门打开和结束后无法开启的风险。且文献[4]中介绍微型面包车在纵向低重叠率的正面碰撞过程中，A柱变形十分严重，并综合考虑偏置碰撞等实际工况，侧围都将承受更大的截面力，存在严重的安全隐患。因此，即使在低传力率的情况下，仍建议对微型面包车侧围结构进行加强。

3 结构耐撞性优化

基础模型仿真结果反映出的整车变形形式不理想、等效加速度过高、乘员舱入侵和门槛变形量过大等问题，可能会在正面碰撞过程中对车内乘员造成致命的伤害，增加了后期约束系统匹配的难度。造成以上问题的主要原因是纵梁前段强度匹配不合理和整个侧围结构过于薄弱，具体表现在以下几点。

(1) 整车预留的可压缩吸能空间低于设计要求阈值，整车碰撞动能不能够通过合理的前纵梁变形吸收，余下的很大部分动能只能通过乘员舱变形来吸收，从而导致等效加速度偏高，乘员舱变形严重。

(2) 纵梁前端由于拖车钩和水箱支架连接板的搭接导致结构强度过大，直接影响纵梁的正常溃缩，而纵梁中段又缺少必要的加强件支撑，因此在发生碰撞时，纵梁中段提前发生弯折变形，影响整个纵梁的变形形式，降低了整车的吸能效率值。

(3) 由于微型面包车A柱相较于乘用车R角变化更为急剧，容易在受挤压时发生弯折变形造成顶棚上拱，门槛变形。上车体结构变形又会增加整个车室的入侵量。

(4) 通过试验和仿真发现，在正面碰撞过程中，前轮受挤压后会后移并与门槛梁发生直接接触，从而将冲击力传递给门槛，而薄弱的门槛梁无法承受载荷后容易发生严重变形，影响乘员舱和门槛的结构完整。

因此，对应的优化方案主要从纵梁和侧围结构两方面着手优化。综合考虑原有生产线焊接工艺极限：焊接厚度5 mm和钣金件层数4层、门框密封条安装厚度4

mm、各类线束和漏液孔布置、高强钢冲压成型、夹具定位、工序流程等诸多约束条件，以及原有模具修模、新增件开模、工序调整导致的经济性问题后给出如下结构优化方案。

3.1 前纵梁结构优化

如图10所示，在前纵梁最前端新增长度60 mm的吸能盒结构，增加前端可吸能压溃空间。由于纵梁前端结构过强，导致碰撞开始时无法正常压溃、变形形式不稳定、加速度过大，将纵梁前盖板缩短并根据变形情况在左右纵梁增开诱导槽。同时，

为提高纵梁前段空间的吸能效率，增加加强件。在碰撞时，纵梁中段的纵向S形拐角处容易发生弯折，故中段采用高强度钢加强。新增件材料牌号及厚度如表1所示。

图10 纵梁前中段优化方案Fig.10 Front and middle rails optimization表1 纵梁优化方案Table 1 Rails optimization

件名材料厚度/mm新增吸能盒件DC011.5纵梁前端加强件DC031.6纵梁中段加强件B280VK2.0

3.2 侧围结构优化

由于工艺限制A柱加强件并不能采用普通乘用车A柱加强的方式，即以花边避让的方式在靠近内外蒙皮侧分别增加加强件，只能在靠内蒙皮侧随形添加两段加强件，并保证在R角处与顶棚横梁搭接。

图11 侧围优化方案Fig.11 Body side optimization

为保证车轮在与门槛梁发生碰撞时，能够将冲击力传递下去并保持门槛结构的完整，如图11所示。在前门门槛前中后分别增加3段加强件，具体见表2。

表2 侧围优化方案Table 2 Body side optimization件名材料厚度/mmA柱加强件1DC031.5A柱加强件2DC031.5前门门槛加强件1DC012.0前门门槛加强件2DC011.6前门门槛加强件3DC011.6

4 试验验证

按照优化方案，在生成线上进行样车试制，并将试制样车按照GB 11551—2014《汽车正面碰撞的乘员保护》中的程序在试验场进行了50 km/h正面100% 重叠刚性壁障碰撞试验，以验证该优化方案的可行性和仿真度。比较仿真与试验B柱加速度时间曲线，如图12所示。对比CAE仿真结果和试验结果，虽然个别波峰存在差别，但是整体趋势基本吻合。

图12 试验与仿真加速度曲线对比Fig.12 Comparison of acceleration curves

between simulation and test results

图13 试验压溃变形量加速度曲线Fig.13 The deformation and acceleration

curve of test

由图13和式(2)可以得出此微型面包车的碰撞吸能效率值为55.7%，较基础模型的47.6%有所提高，且与普通乘用车40%～55%相比，此车型的碰撞吸能效率值与传统乘用车二阶能量比碰撞吸能效率相比更高，说明微型面包车的前端由于没有动力总成，能更好地控制纵梁的变形形式和利用前端空间溃缩进行吸能。从图13中也可以看出最大压溃距离为500 mm，减去保险杠到前纵梁的一段空载行程距离为50 mm，该车的实际溃缩吸能距离为450 mm，由此可知为实现车室塌陷变形量尽可能低，即实际压溃空间等于可压缩空间，建议微型面包车型应至少应留有450 mm的可压缩空间。

从仿真剖视图可以观察出，优化后的模型纵梁前端未发生弯折变形，基本呈现出渐进式纵向溃缩的变形形式。结合实车碰撞情况可以看出，经过该方案优化后的微型面包车，即减小了乘员舱入侵量，保证足够的乘员生存空间，也确保在碰撞结束后前排车门的正常开启。实车与仿真的变形形式基本相同(如图14所示)，说明了该结构优化的可行性。其他耐撞性参数变化如表3所示。

图14 正碰前端变形对比Fig.14 Comparison of the front deformation in

frontal impact between simulation and test results表3 优化前后耐撞性参数对比Table 3 Crashworthiness comparison after optimization

状态门框变形量/mm前围入侵量/mm隔脚区入侵/mm管柱入侵量/mm基础46.5221.2125.6155.9优化30.1166.774.850.6变化率/%35.324.640.467.6

5 结论

结合某量产微型面包车满足新正面碰撞乘员保护法规被动安全性能提升的实际要求，进行了现有状态的整车耐撞性前期总体布置和后期CAE仿真分析，发现了该车型

正面碰撞过程中存在的主要问题。并有针对性地提出了优化方案。通过最后的试验验证后，分析得出如下结论。

(1) 微型面包车由于发动机中置，能更好地实现渐进式纵向溃缩，从而更容易得到比普通二阶梯形波更高的吸能效率。为尽可能减少车室的塌陷变形量，建议前端至少应留有450 mm的可压缩空间，并且尽量减少纵梁前端到底盘安装硬点之间影响纵梁溃缩的硬连接。

(2) 通过分析可知在完全重叠正面碰撞过程中，整个门框只传递约16%的碰撞冲击力，这对于低成本下控制门框变形量是有益处的。但对于不同重叠的碰撞工况，薄弱的侧围结构仍然会存在严重的安全隐患。

(3) 由于微型面包车没有前端吸能盒结构，而交通事故数据显示大多数的碰撞又会造成纵梁变形。为增加前端的可压缩吸能空间并减少低速碰撞后车辆的维修成本，建议在纵梁前端布置可分离式吸能盒结构。

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