肖海涛管立君王纯刘卫国，2周大永，2赵福全，2祝贺

（1.浙江吉利汽车研究院有限公司；2.浙江省汽车安全控制技术重点实验室）

某车型匹配新型大尺寸变速器的正面耐撞性优化＊

肖海涛1管立君1王纯1刘卫国1，2周大永1，2赵福全1，2祝贺1

（1.浙江吉利汽车研究院有限公司；2.浙江省汽车安全控制技术重点实验室）

2012版C-NCAP正面偏置碰撞速度与欧洲相同，对汽车耐撞性要求比以前更为严格。针对某车型重新匹配新型大尺寸变速器后导致正面吸能空间不足、正面偏置碰撞安全性能下降的问题，根据试验结果和有限元分析结果进行了正面车身结构优化。通过优化纵梁降低了整车加速度波形，减少了乘员舱的侵入量，使该车型能够满足整车安全性能要求。

1 前言

2012版C-NCAP评价标准[1]从2012年7月1日起正式实施，最新版本评价标准中正面40%重叠可变形壁障碰撞的初始速度由56 km/h提高到64 km/h，导致碰撞总能量提升了约30.6%。根据CNCAP官方发布的2012年第三批车型评价的最新成绩[2]，正面偏置碰撞的安全性能普遍表现欠佳，面碰撞速度的提高使得对车体结构的安全性能要求更为严格。

本文对某车型匹配新型大尺寸变速器后导致的变形吸能空间减少、侵入量增加问题进行车身结构优化，保证了车身结构变形模式合理、吸能充分，减小了乘员舱的侵入量，满足了正面碰撞中车身结构的安全性能目标要求。

2 正面碰撞车身结构设计原则

发生碰撞时，车辆的减速度越大则乘员受伤害越严重。此外，若驾驶室变形很大，动力总成、前围挡板等刚性零部件后移量过大，可能导致转向管柱或三踏板等部件后移对乘员形成挤压伤害，并危及车内乘员的生存空间，使乘员受到伤害[5]。

根据正面碰撞过程对乘员的伤害情况，乘员舱前部的车体结构部分应有尽可能多的变形，以最大限度吸收碰撞的冲击能量，使得作用在乘员身体上的力、弯矩和加速度值不超过人体所能承受的极限；而乘员舱不应发生过大碰撞变形，以保证乘员具有足够的生存空间和结构稳定性，如图1所示。

变形区首先需具有足够的变形吸能空间，其次其载荷路径要完整并具有足够的承载能力，才能在有限空间内通过自身变形吸收足够的碰撞能量。

3 某车型匹配新变速器后存在问题及分析

某车型前期开发设计时原动力总成采用5MT（手动变速器）配置，在首轮实车64 km/h正面偏置碰撞试验中出现：踏板后移并与仪表横梁产生运动干涉，离合器踏板在碰撞后被锁死；制动踏板在碰撞后被锁死；油门踏板碰撞后X向侵入量为158 mm，严重超标，安装区域的防火墙局部变形较为严重。侵入量和变形情况参见表1和图2。

表1 三踏板侵入量和锁死情况

后续由于产品战略需求，需将5MT更换成6MT。6MT质量比5MT增加了12.3 kg，在碰撞中整车总能量稍有增加，但由于6MT较5MT外形尺寸大很多，导致变速器更换后整车正面偏置碰撞的吸能空间减小了110 mm，如图3所示。吸能空间大幅减小，导致该空间中原有结构无法变形吸能，更多的碰撞冲击传递到乘员舱，使乘员冲击更为严重，乘员伤害得分降低，严重影响整车结构的安全性能。另外，匹配6MT的蓄电池比5MT的蓄电池位置X负向移动20 mm，Y负向移动40 mm，Z正向移动17 mm，蓄电池支架结构变化，影响正面碰撞左纵梁前端的压溃性能。配置5MT的实车64 km/h正面偏置碰撞试验中油门踏板侵入量已经超标，故在匹配6MT之后正面偏置碰撞中踏板后移量仍无法满足该车型的安全目标要求。

为了解决以上问题，需要根据整车碰撞试验结果进行有限元仿真对标，对该车型的50 km/h正面100%刚性壁障碰撞（FRB50）与64 km/h正面40%偏置可变形壁障碰撞（ODB64）进行仿真与试验结果的对标分析，利用对标结果进行正面碰撞车身结构的优化与评估。

根据图4的整车FRB50与ODB64变形情况对比可以看出，仿真与试验的整车变形效果基本一致。根据图5的FRB50与ODB64整车车体响应曲线分析可知，整车加速度曲线的峰值时刻对应基本一致，仿真与试验结果波形整体变化趋势基本一致。对于局部变形区域的侵入量应考虑仿真和试验的误差，因此，针对踏板侵入量有限元仿真结果的评估与分析，以相对变化的比率大小来预估优化后踏板在试验中的后移量。

在对标模型基础上进行该车型匹配6MT的整车碰撞有限元分析，如图6所示，根据图6的整车车体响应有限元结果分析可知，匹配6MT后，FRB50和ODB64碰撞工况整车碰撞加速度过高，其中FRB50碰撞加速度峰值由38.5 g增加到55.6 g，ODB64碰撞加速度峰值由42.5 g增加到50.2 g，第1阶波形变化不大，第2阶加速度升高导致约束系统匹配困难，乘员保护存在较大风险。

在ODB64中根据仿真计算结果的变化趋势进行分析，将油门踏板侵入量仿真值的变化率乘以实车试验结果的侵入量作为6MT实车结果的预估值，如表2所示。通过仿真和试验结果可知，油门踏板的X向侵入量虽然降低了9.5%，但由于该车型匹配5MT时油门后移量为158 mm，所以，油门踏板后移量约为142 mm，大于上限100 mm，超标问题仍然存在。

表2 某车型匹配5MT和6MT ODB64仿真分析油门踏板X向侵入量情况对比

基于该6MT的整车加速度曲线评估乘员伤害情况得分如表3、表4所示，可知，FRB50和ODB64碰撞乘员得分分别为12.98分和13.13分，两种碰撞工况乘员保护均不达标，其目标得分分别为14分和14.5分;乘员伤害较严重的区域主要集中在胸部和小腿区域，根据车身结构性能对乘员伤害的影响分析，胸部主要受第2阶加速度影响，小腿区域主要受侵入量影响，因此变更6MT后，整车加速度增加和侵入量超标问题导致了乘员保护的安全性能下降，且乘员保护得分未考虑油门踏板侵入量罚分。

表3 某车型匹配6MT后FRB50仿真分析前排乘员伤害情况得分

表4 某车型匹配6MT后ODB64仿真分析前排乘员伤害情况得分

4 正面车身结构优化

4.1 整车加速度波形及前围侵入优化后

由于更改大尺寸的6MT后导致吸能空间减少110 mm，同时无法通过调整发动机舱内的布置情况为正面碰撞提供更多的吸能空间，因此需要提高现有吸能空间内部件对碰撞能量的吸收程度。

正面碰撞中，一方面其碰撞载荷通过纵梁向车身后部传递；另一方面，前纵梁需要由前至后依次压溃变形，避免发生弯折，起到吸收碰撞能量的作用。

4.1.1 材料等级提升

为提高现有吸能空间内纵梁对碰撞能量的吸收，需要提高纵梁的截面承载能力。由于现有纵梁已经存在三层焊，若大幅增加板料厚度可能带来焊接质量问题，无法保证碰撞中该处结构的连接强度，因此采取措施：将左、右前纵梁前段材料强度提高190 MPa，厚度维持在2 mm；左、右前纵梁外板材料强度提高340 MPa；左、右纵梁前段侧板材料强度提高200 MPa，左、右前纵梁前段加强板厚度更改为2.8 mm；左、右前纵梁外板加强板厚度减薄为1.8 mm。通过提高材料等级提高截面的承载能力，在保证安全性能的前提下可兼顾车身的轻量化。

4.1.2 结构优化

合理的变形次序不仅能够使结构有效发挥变形吸能作用，而且能够在一定程度上引导结构的稳定变形模式。前纵梁后端在碰撞后先发生弯曲变形很容易引导整个前纵梁未变形区域相对转动，形成弯曲变形，导致纵梁吸能不充分且变形模型控制困难。前纵梁逐级压溃的变形模式按照由前向后的次序设计，左、右纵梁对应位置采用相同的措施，具体如图7所示。

如图7所示，优化纵梁前段前端设置2道诱导槽结构，通过诱导纵梁前段溃缩变形来提高纵梁前段吸能，有效控制变形稳定性。同时前纵梁前段侧板缩短61 mm，而前纵梁外板均向前延长61 mm，并在与纵梁前段诱导槽相应的位置设计诱导结构，使得诱导槽1、4在X向位置对应，诱导槽2、5在X向位置对应，这样在纵梁前端形成两道环形的压溃诱导结构，控制压溃变形的位置。优化左前纵梁前段加强板结构可以提高结构稳定性。在纵梁后端增加诱导槽结构，增加一道诱导槽3，在保证纵梁前端压溃吸能和变形可控的前提下，增加后端变形，使后端发生弯折变形，从而提高纵梁整体在碰撞中的能量吸收。

4.2 中央通道及油门踏板优化

如图8所示，在新增的中央通道加强板材料780DP、厚度1.5 mm的基础上，采用落地式油门踏板[5]。控制中央通道处的变形，将落地式油门踏板布置在侵入量较小的前地板区域，可以有效控制油门踏板的侵入量，具体布置位置如图9所示。

5 正面车身结构优化方案验证

首先，对优化后的车身关键零部件变形模式进行分析。根据FRB50有限元结果分析，优化后在纵梁内、外板材料等级提升的前提下，纵梁前段压溃理想，整体变形模式、变形顺序合理。优化前、后纵梁后端弯折情况基本一致，优化后变形位置可控，如图10所示。总体上，根据纵梁的变形模式，优化后第1阶波形会提高，前端吸能效果更好，后端弯折变形稳定可控，能够较好的控制动力总成对前围板的侵入。

根据ODB64有限元结果分析，优化后左纵梁前端吸能更充分、轴向性较好，能够较好地传递碰撞能量，总体上匹配6MT优化后左纵梁变形吸能效果比优化前好，如图11所示。

然后，根据发动机舱前围板侵入量云图分析整车碰撞的侵入情况。根据正面两种工况的仿真结果分析可知，优化后FRB50前围板最大变形由85mm减小为46 mm，优化后ODB64前围板最大变形由155 mm减小为120 mm，前围板和地板侵入降低有利于降低踏板侵入量，对乘员保护有利，如图12所示。

对整车加速度曲线进行分析可知，该车型匹配6MT经过车身结构优化后，其FRB50和ODB64的整车加速度峰值降低，如图13所示。FRB50碰撞加速度峰值由55.6 g降低为48.4 g，第1阶波形在21.6 ms达到32.9 g，提高了第1阶加速度，相应降低了第2阶加速度。ODB64碰撞加速度峰值由50.2 g降低到44.7 g，第1阶波形在40～60 ms期间都得到提升，进而降低了第2阶加速度。

如表5所示，根据ODB64仿真计算结果，通过侵入量降低的比率分析，该车型匹配6MT优化后油门踏板后移量和上移量明显降低，悬臂式油门踏板后移量仿真计算值为110 mm，根据试验结果按比率计算得到其后移量为126 mm，仍然超标。采用落地式油门踏板布置位置变形情况如图14所示，实车试验中测得该处的后移量最大值为45 mm，上移量最大为12 mm，优化后其后移量和上移量与此处结构实车变形基本一致，因此可以解决油门踏板侵入量超标问题。

表5 某车型匹配5MT和6MT优化后ODB仿真分析油门踏板侵入量情况对比得分

对表6和表7的约束系统分析可知，FRB50前排乘员伤害得分14.49分，大于目标值14分；ODB64前排乘员伤害得分14.74分，大于目标值14.5分。前排乘员伤害情况满足安全性能目标要求。

表6 某车型匹配6MT优化后FRB仿真分析前排乘员伤害情况得分

表7 某车型匹配6MT优化后ODB仿真分析前排乘员伤害情况得分

6 结束语

针对某车型匹配新型大尺寸变速器后导致正面吸能空间不足、正面碰撞安全性能下降的问题，进行了正面车身结构优化。通过提高纵梁截面强度、合理设计诱导槽结构、加强中央通道、采用落地式油门踏板等措施，提高了整车加速度第1阶波形，降低了第2阶加速度波形，整车加速度波形得到控制，减小了乘员舱的侵入量，满足了整车安全性能目标要求。

1C-NCAP管理规则（2012年版）.

2曹雷.2012第三批C-NCAP成绩:最高5星/最低2星. http://www.autohome.com.cn;2012.09.02.

3马琳琳，杨娜.轿车结构耐撞性分析与改进.机械设计与制造，2008，6:106-108.

4王大志.基于乘员保护的汽车正面碰撞结构设计与变形控制研究：[学位论文]，北京:清华大学，2006.

5张金换，杜汇良，马春生.汽车碰撞安全性设计.北京:清华大学出版社，2010.

（责任编辑帘青）

修改稿收到日期为2013年11月1日。

Optimization of Frontal Crashworthiness for A Vehicle Model with a New Large-sized Transmission

Xiao Haitao1，Guan Lijun1，Wang Chun1，Liu Weiguo1，2，Zhou Dayong1，2，Zhao Fuquan1，2，Zhu He1
（1.Geely Automobile Research Institute；2.Zhejiang Key Laboratory of Automobile Safety Technology）

The frontal offset crash speed of C-NCAP 2012 is the same as that of Europe;however，the crashworthiness requirement is stricter.To solve such problems as inadequately frontal energy-absorbing space caused by new large-sized transmissioninaspecificvehicleanddecliningsafetyperformanceinthefrontaloffsetcrash，the structuraloptimizationoffrontal body is performed based on test results and finite element analysis.The intrusion of occupant compartment is decreased by optimizingsiderailsandreducingvehicleaccelerationwaveform，thusmeetingtherequirementsofvehiclesafetyperformance.

Transmission,Re-adaptation,Frontal crashworthiness,Energy-absorbing space, Optimization

变速器重新匹配正面耐撞性吸能空间优化

U461.91

：A文献标识码：1000-3703（2014）02-0053-05

浙江省汽车安全控制技术重点实验室建设项目（2009E10013）。