唐洪斌　張君媛　王士彬　余雪婷

【摘要】為實現(xiàn)電動汽車正面碰撞時車身結(jié)構(gòu)吸能最大化，通過分析汽車最優(yōu)碰撞波形構(gòu)型的特點，結(jié)合理論和經(jīng)驗公式對汽車前端結(jié)構(gòu)進行設計，同時引入彎折等變形模式，提出基于理論最優(yōu)波形構(gòu)型的車身結(jié)構(gòu)正面碰撞性能改進方法。結(jié)果表明，改進后車體結(jié)構(gòu)的碰撞波形與最優(yōu)波形構(gòu)型基本一致，同時乘員胸部加速度明顯下降，提高了整車安全性。

主題詞：電動汽車 最優(yōu)碰撞波形 結(jié)構(gòu)改進 前端結(jié)構(gòu)

中圖分類號：U467.1+4；U467.1? ?文獻標志碼：A? ? DOI： 10.19620/j.cnki.1000-3703.20230924

Improving on Collision Performance of An Electric Vehicle Frontal Structure Based on the Optimal Collision Waveform

【Abstract】To maximize energy absorption of EV body structure in frontal collision， vehicle front-end structure is designed by analyzing the characteristics of the optimal collision waveform configuration， and combining theoretical and empirical formulas. Meanwhile， deformation modes such as bending are introduced， and a method to improve vehicle structure frontal collision property based on the theoretical optimal waveform configuration is proposed. The results show that the collision waveform of the improved vehicle body structure is basically consistent with the optimal waveform configuration， and there is a significant decrease in passenger acceleration， which improves the overall safety of the vehicle.

Key words： Electric vehicle， Optimal collision waveform， Structural improvement， Frontal structure

1 前言

碰撞波形是汽車碰撞試驗中車輛的加速度信號波形，反映整車在碰撞過程中的動力學響應[1]。在汽車正面全寬碰撞試驗中，時間域的碰撞波形用于衡量汽車碰撞的劇烈程度，是匹配乘員約束系統(tǒng)的基本參考數(shù)據(jù)，并與乘員傷害和碰撞評價等級密切相關[2]。位移域的碰撞波形代表碰撞過程中的吸能量密度變化，反映碰撞加速度與車體前艙空間縱向變形的對應關系[3]。因此，正面碰撞波形作為反映整車前端縱向剛度分布情況的重要指標，在車輛前端結(jié)構(gòu)正向設計中占據(jù)重要地位。

由于傳統(tǒng)燃油車前艙布置發(fā)動機等大型剛性部件，在碰撞時無法變形吸收碰撞能量，當發(fā)動機與剛性墻接觸發(fā)生撞擊時會導致車輛加速度急劇增大，因此其碰撞波形多呈現(xiàn)為雙梯形。從碰撞波形設計角度分析，由于發(fā)動機的碰撞使得雙梯形波的第二臺階高度始終高于第一臺階，制約最優(yōu)波形的設計；從乘員傷害角度分析，雙梯形并非降低乘員傷害的最優(yōu)波形。為減小乘員在碰撞過程中的傷害水平，合理設計最優(yōu)碰撞波形是解決問題的關鍵。

2 電動汽車最優(yōu)碰撞波形構(gòu)型

水野幸治研究了上升波、方波、下降波以及凹形波4種形式波形設計下乘員在碰撞工況相對車體的位移，發(fā)現(xiàn)“高-低-高”形式的三階形波（簡稱“高-低-高”波形）具有最優(yōu)的乘員傷害減弱效果[4]。Motozawa Y利用25臺階波進行優(yōu)化，最優(yōu)波形也呈現(xiàn)出“高-低-高”的形式[5]。在其他關于最優(yōu)碰撞波形的研究中均得出了類似結(jié)果，即在不考慮車輛碰撞結(jié)構(gòu)布置的情況下，“高-低-高”形式的波形可使乘員傷害降至最小[6-8]。

由于傳統(tǒng)燃油車的吸能空間有限，“高-低-高”形式的碰撞波形難以實現(xiàn)。而電動汽車電機結(jié)構(gòu)尺寸較小，使得車輛前端具有更大的吸能空間，為汽車前端結(jié)構(gòu)設計實現(xiàn)理想碰撞波形提供更大的自由度。

“高-低-高”碰撞波形構(gòu)型如圖1所示，主要分為3個階段。第一階段車體發(fā)生碰撞，加速度迅速提高，車體結(jié)構(gòu)吸收較多能量，但由于約束系統(tǒng)存在間隙，乘員幾乎不受力，胸部加速度較低；第二階段通過車身前端結(jié)構(gòu)吸能變形，車輛碰撞加速度降低，使車速逐漸接近乘員速度，以此降低乘員與車輛的相對位移；第三階段安全氣囊完全展開，此時乘員得到較好保護，可適當提高車體加速度，完成剩余動能的吸收。

3 原車初始性能分析及目標波形改進設計

3.1 原車初始性能分析

選用某純電動汽車為試驗對象，其動力總成采用“電機-驅(qū)動橋”的組合驅(qū)動方式，汽車前艙橫向布置尺寸為1 m，電機位于前艙中部，縱向尺寸為0.334 m，電池包位于地板下方，如圖2所示。汽車有限元模型和碰撞工況如圖3所示，其中車體質(zhì)量為1 677 kg，整車尺寸為4.5 m×1.7 m×1.3 m。對試驗原車進行100%正面全寬工況仿真分析，其碰撞波形如圖4所示。

3.2 目標波形改進設計

在保證吸能結(jié)構(gòu)縱向布置尺寸的情況下，在進行目標波形臺階寬度設計時主要參照主結(jié)構(gòu)件特征尺寸進行劃分。首先確定有效吸能空間，汽車前艙去除電動機長度后縱向長度L為0.666 m，實際吸能空間為D=0.75×L≈0.5 m，其中0.75為壓縮系數(shù)[9]。將0.5 m作為設計碰撞波形的總長度。其中每一波形臺階的寬度均按照汽車前端主要吸能結(jié)構(gòu)件的特征長度劃分，例如第一臺階包括吸能盒和前縱梁Ⅰ的變形，第二臺階則為前縱梁Ⅱ的變形，目標波形對應結(jié)構(gòu)劃分如圖5所示。

為提高碰撞結(jié)構(gòu)吸能量，應在結(jié)構(gòu)設計中盡可能提高碰撞波形第一臺階的高度，即吸能盒和前縱梁Ⅰ產(chǎn)生的碰撞反力。針對碰撞波形第二個臺階，采用碰撞結(jié)構(gòu)彎折變形的方式，使得車輛碰撞加速度迅速降低。碰撞波形第三個臺階通過碰撞結(jié)構(gòu)變形堆積實現(xiàn)。同時，在整個結(jié)構(gòu)設計中需保證合理的剛度設計，使得整體結(jié)構(gòu)從前至后按順序變形。

4 試驗車前端結(jié)構(gòu)改進設計

4.1 吸能盒-前縱梁Ⅰ結(jié)構(gòu)改進

為使加速度快速提高到第一臺階，需提高吸能盒和前縱梁Ⅰ的碰撞反力，進而提高碰撞結(jié)構(gòu)的吸能量。本文采用理論和經(jīng)驗公式相結(jié)合的方式，根據(jù)吸能量快速設計吸能盒和縱梁的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

通過仿真分析發(fā)現(xiàn)原吸能盒和前縱梁Ⅰ難以在碰撞初期提供較高的碰撞反力，且試驗原車的前縱梁斷面不是等截面結(jié)構(gòu)，較難通過相應理論公式對其進行快速設計。因此在進行結(jié)構(gòu)設計時將吸能盒和前縱梁Ⅰ設計為等截面形式。采用壓潰變形模式，壓潰變形部件的平均壓潰力為：

式中：[Fx]為平均壓潰力，即碰撞反力；[Ex]為碰撞結(jié)構(gòu)吸能量；[dx]為結(jié)構(gòu)變形量，需參照試驗車吸能盒和前縱梁Ⅰ的壓潰距離。

常見的吸能盒截面形式包括帽型、矩型、“日”字、“目”字及“田”字型等[10]。為保證吸能效率，選取“田”字型截面作為吸能盒截面，如圖6所示，并設定吸能盒邊長為80 mm，材料選用屈服極限為143 MPa的鋁合金?！疤铩弊纸孛娴钠骄鶋簼⒘τ嬎愎綖閇11]：

式中：[σ0]為流動應力，[ts]為吸能盒厚度，m為“田”字型截面的邊長。

通過預設吸能目標，吸能盒厚度參數(shù)可通過式（1）、式（2）計算得到。本文將單側(cè)吸能盒的吸能目標設定為16.5 kJ，對應的吸能盒厚度[ts]=3.2 mm。

車身縱梁結(jié)構(gòu)的截面形式通常包括矩形梁和單、雙帽形梁等[10]。考慮到工藝簡便性及試驗車前縱梁的原截面形式，前縱梁Ⅰ截面采用單帽型梁的形式如圖7所示，其中，e1、f1和c1分別為帽型梁的邊長。帽型梁厚度t1可通過式（3）[11]和式（1）計算得到：

式中：t1為帽型梁厚度，l1為帽型梁界面的邊長總和，l1=2e1+2f1+4c1。

本文將縱梁單側(cè)吸能目標設定為7.5 kJ，對應的帽型前縱梁Ⅰ厚度為2.7 mm。

4.2 針對彎曲變形的結(jié)構(gòu)改進設計

為實現(xiàn)碰撞波形第二臺階的下降，基于試驗車車身結(jié)構(gòu)探究單帽形梁發(fā)生折彎時的變形特點，建立單帽形截面折彎變形碰撞反力波谷值經(jīng)驗公式，以指導車身結(jié)構(gòu)的改進設計。

考慮到吸能盒和前縱梁Ⅰ壓潰變形時對前縱梁Ⅱ折彎變形的影響，在有限元仿真模型前部添加了改進后的吸能盒及前縱梁Ⅰ，如圖8所示。模型左側(cè)為剛性墻，賦予剛性墻X方向1 m/s的均勻速度，約束其余自由度，在模型右側(cè)末端添加6個自由度全約束，計算時長為0.5 s。為使前縱梁Ⅱ在碰撞時發(fā)生彎折，在前縱梁Ⅱ設置誘導折彎，參照試驗車前縱梁Ⅱ的尺寸，取折彎段長度為133 mm。

帽型梁結(jié)構(gòu)由帽型梁板和腹板組成，將腹板部分的厚度t3固定，通過改變帽型梁板厚度t2探究帽型梁折彎時的變形特點。選取帽型梁板厚度t2為2.0 mm、2.4 mm、2.8 mm、3.2 mm、3.6 mm及4.0 mm。基于本文建立的有限元仿真模型，計算并輸出剛性墻接觸力。

不同厚度帽型梁板對應的波谷值如表1所示，對應擬合曲線如圖9所示。通過多項式擬合可得到各結(jié)構(gòu)尺寸下的單帽形截面折彎變形碰撞反力。

從圖9中可以看出，隨著帽型梁板厚度的增加，帽型梁折彎波谷值隨之升高，因此為了盡可能降低碰撞波形第二臺階的高度，需選擇較低的帽型梁板厚度。為保證碰撞結(jié)構(gòu)的逐級變形，前縱梁Ⅱ厚度應不低于前縱梁Ⅰ的厚度，因此本文將前縱梁Ⅱ的帽型梁板厚度設定為2.8 mm。

將改進后的結(jié)構(gòu)建立“吸能盒-前縱梁”子結(jié)構(gòu)碰撞模型，通過仿真分析得到碰撞反力曲線，如圖10所示，從圖中可看出，碰撞波形第一階段吸能盒和前縱梁Ⅰ能夠提供較大的碰撞反力，隨后前縱梁Ⅱ發(fā)生彎折，碰撞反力迅速降低，滿足“高-低-高”的波形構(gòu)型特點。

5 車身前端結(jié)構(gòu)改進性能驗證

將“吸能盒-前縱梁”子結(jié)構(gòu)安裝至試驗車相應位置，在HYPERMESH軟件中搭建仿真模型，利用EXTRA_NODES連接動力總成安裝支架與子結(jié)構(gòu)。測量更換部件后的整車質(zhì)量，通過在車輛質(zhì)心處設置額外質(zhì)量點調(diào)節(jié)整車質(zhì)量以保證初始動能保持一致，初始碰撞速度保持50 km/h。最終通過LS-DYNA對改進后的模型進行計算，車輛位移域碰撞波形如圖11所示。

由圖11可以看出，改進后的車體碰撞波形呈現(xiàn)明顯的“高-低-高”形式。通過觀察，試驗車前艙的碰撞吸能結(jié)構(gòu)變形過程較為穩(wěn)定，并且變形模式與預期相符，實現(xiàn)了“吸能盒壓潰-前縱梁Ⅰ壓潰-前縱梁Ⅱ折彎”的穩(wěn)定變形，如圖12所示。

由上述分析可知，在進行吸能盒及前縱梁的設計改進后，車輛碰撞波形與目標波形基本貼合，且改進后的碰撞結(jié)構(gòu)能夠按照預期發(fā)生變形。

為進一步探究改進后的碰撞結(jié)構(gòu)對乘員安全性的影響，本文利用MADYMO軟件搭建了試驗車與約束系統(tǒng)耦合多剛體力學模型，如圖13所示。該模型內(nèi)部包含乘員座椅、安全帶、轉(zhuǎn)向盤及安全氣囊等約束系統(tǒng)部件。安全帶織帶延伸率為10%，采用單級限力，限力值為3.5 kN，預緊長度為150 mm；安全氣囊的充氣質(zhì)量為0.045 kg，充氣時長為36 ms；駕駛位放置Hybrid III 50百分位假人。利用該模型計算試驗車改進前、后的乘員響應，如圖14所示。

由圖中可以看出，改進前、后車輛前端結(jié)構(gòu)對應的乘員胸部加速度曲線相比原車加速度峰值降低近20%。

6 結(jié)束語

本文以電動汽車為研究對象，探究對乘員傷害最小的碰撞波形。根據(jù)某電動汽車的前艙結(jié)構(gòu)尺寸及布置方式，確定位移域目標波形與前艙結(jié)構(gòu)的對應關系，提出了結(jié)構(gòu)設計目標。結(jié)合碰撞結(jié)構(gòu)的碰撞反力和前縱梁Ⅱ折彎特性，確定了吸能盒、前縱梁Ⅰ和前縱梁Ⅱ彎折的結(jié)構(gòu)參數(shù)，仿真驗證結(jié)果表明，改進后的試驗車碰撞波形使乘員胸部加速度峰值降低約20%，提升了整車安全性。

參 考 文 獻

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