周 洋，颜伏伍，胡远志

(1.重庆理工大学 汽车零部件先进制造技术教育部重点实验室， 重庆 400054；2.东风小康汽车有限公司, 重庆 400033)

由于车辆侧围变形空间小，几乎没有缓冲空间来保证车内乘员的生存空间，因此侧面碰撞经常导致车中乘员受到相比正面碰撞更为严重的伤害[1]。而侧面碰撞中影响乘员安全的主要因素有车辆侧面结构的侵入速度、侵入量、侵入形态、车门内饰系统的刚度、侧面约束系统(气囊和气帘)以及乘员座椅等[2]。国内外众多学者[3-6]针对侧面碰撞从侧围结构、材料刚度等方面结合轻量化设计做了深入的研究。

而B柱作为重要的侧面结构，其变形模式与乘员的损伤有着直接的关系[7]。B柱内部的加强部分刚度过高，会导致较差的能量吸收效率；但若其刚度过低，则会导致B柱变形过大，对车内乘员伤害更大[8]。因此，在车身设计时兼顾侧面碰撞乘员损伤、控制合理的B柱的变形模式已成为了当今的研究热点，但目前国内的研究中还较缺乏从更一般意义上分析B柱变形模式与乘员损伤的关系。

本文基于C-NCAP侧面碰撞实验中已完成对标的无气囊有限元仿真实验结果，建立多组多刚体与有限元混合模型，并对计算结果进行总结分析。结合多刚体(MB) 动力学理论和显式动态有限元(FE)理论知识以及动力学响应分析方法，在多组仿真结果的基础上，提出侧碰中B柱变形模式与乘员损伤的一般规律性关系。

1 侧碰模型建立及参数水平选取

汽车整车侧面碰撞安全性取决于车身中一些关键部件的结构、强度，其中B柱的抗弯曲冲击能力对整车侧面碰撞安全性有决定性的影响[9]，因此，本文设置了B柱不同抗弯曲冲击能力下的不同变形模式，通过仿真分析对其展开规律性研究。

本文运用概念设计方法[10]，将简化的B柱和车门以及假人作为最基本的计算模型，在B柱及车门内饰与乘员接触的主要位置建立多刚体，以旋转平移铰实现多刚体的连接和运动。然后在此简化模型的基础上，将提取的典型的B柱侵入位移曲线加载到B柱5个关键部位上(如图1)，最后在MADYMO软件中计算获得结果，通过对结果中假人损伤的相对比较，得出B柱变形模式和假人损伤之间的一般关系的结论。图1中各点的坐标见表1。

图1 B柱5个关键部位距假人H点的Z向距离

位置Z轴坐标/mm距H点Z向距离/mmA点858498B点710350C点563203D点3688E点190-170H点360—

由于侧面碰撞时Y方向是主要方向，能直接反映出车体结构的变形和乘员的受伤情况，因此本文只考虑了Y方向的侵入量。在实际情况时，由于不同车型侧围布置、结构强度、车身造型等因素的不同，B柱存在着多种变形模式，但其中3种模式是最典型的，即变形量最大的点分别出现在B柱上、中、下部分[3]。

如图2所示，B柱变形时最大侵入量分别在A、C、E三个点的位置，因而可以认为有A、B、C三种变形模式，每种变形模式最大位移点分别对应假人的不同位置(表2)。同时，为了使计算结果更合理，根据资料设置不同的B柱侵入速度(6～10 m/s)和侵入量(230～350 mm)[11-14]，用MADYMO软件计算，输出肋骨压缩量、腹部压缩量和耻骨力3个性能指标，对各性能指标的均值进行分析。

图2 3种变形模式及其与假人部位的对应

变形模式对应假人部位A型上肩部B型腹部C型座椅下端

本文中使用单因素变量法，把多因素的问题变成多个单因素的问题，只改变其中的某一个因素，从而研究这个因素对事物的影响。以变形模式作单一变量，保持剩下2个因素不变，分别可得3组数据，每组25个水平，用MADYMO进行3×25=75次仿真计算，再结合C-NCAP侧面碰撞评价指标对数据进行分析。由于本次实验中仿真计算后B柱均未与假人头部接触，故略去对假人头部损伤指标的分析。

表3 各主要参数因素水平

将B柱的变化参数化，并且在表4～6中列出了不同变形模式下对于不同的最大侵入量的各点的侵入贡献量。

表4 A型变形模式下各点的参数化及对应不同最大侵入量(mm)的贡献量(mm)

B柱点ABCDE参数值10.920.850.760.68190190174.8161.5144.4129.2230230211.6195.5174.8156.4270270248.4229.5205.2183.6310310285.2263.5235.6210.8350350322.0297.5266.0238.0

表5 B型变形模式下各点的参数化及对应不同最大侵入量(mm)的贡献量(mm)

B柱点ABCDE参数值0.920.9610.960.92190174.8168.2190168.2174.8230211.6220.8230220.8211.6270248.4259.2270259.2248.4310285.2297.6310297.6285.2350322.0336.0350.0336.0322.0

表6 C型变形模式下各点的参数化及对应不同最大侵入量(mm)的贡献量(mm)

B柱点ABCDE参数值0.620.690.780.91190117.8131.1148.2171190230142.6158.7179.4207230270167.4186.3210.6243270310192.2213.9241.8279310350217.0241.5273.0315.0350.0

由于试验的需要，建立了对应不同最大侵入速度、最大侵入量的B柱简化位移曲线，共计 5×5=25组，见图3。

2 侧碰B柱变形模式对胸部损伤分析

在C-NCAP中，假人胸部得分由胸部压缩量进行评价，即为胸部肋骨侧向压缩量，在侧碰中对应28 mm的高性能限值和50 mm的低性能限值，分别对应4分和0分，处于两者之间的测量值分别采用线性插值的方法得出相应分数[15]。一般要求车门及B柱在假人肋骨区域对应的位置的内饰能吸收较多能量，且尽量避免使用刚性较大的结构[16]。

2.1 胸部压缩量试验结果

把各因素各水平的胸部压缩量实验结果数据输入EXCEL表后得到不同变形模式下的压缩量柱状图，见图4。

由于本文主要出于研究性质，加载条件与实际实验相比波动范围略大，以便能得出更一般性的规律，因此一些较小侵入速度与侵入量的组合会导致实验结果中最大胸部压缩量较小，但由不同B柱变形模式引起的变化关系及趋势不变，故仍可用以做为研究参考。从图4可以看出：在B型变形模式(即最大侵入的点位于B柱C点)时胸部压缩量的峰值最大。

图4 最大胸部压缩量随不同变形模式的变化

2.2 胸部压缩量试验结果分析

根据假人胸部损伤随B柱变形模式的变化趋势，选取不同水平值，进行运动响应分析。

经过计算，得到相应试验组的假人部位的加速度-时间曲线和位移-时间曲线，整合成加速度-位移曲线，再将加速度-时间曲线积分，得到速度-时间曲线用于分析。

图5是选取3组同样最大侵入速度为8 m/s、最大侵入量为270 mm的实验数据得到的位移-加速度曲线。从图5可以看出：当变型模式从A到B再到C转变时，胸部加速度的峰值先增大再减小，B柱变形模式为B型时胸部加速度峰值最大；A、C型的峰值较为接近。

图5 不同变形模式下对应假人胸部位移的胸部加速度曲线

以A型变形模式为例分析其运动响应。由图6可得：在6 ms时，假人胸部与B柱内饰发生接触碰撞，而初始时B柱与假人(静止状态)存在较大的速度差，导致假人胸部速度迅速上升；假人胸部速度快速上升后受到来自腹部的拉力和座椅的摩擦力，加速度开始减小直至反向，速度开始下降；33.75 ms时，B柱达到最大位移，速度降为零，但胸部受到冲击产生的能量还没有消耗完，所以胸部位移量继续上升。

分析可得： A型变形模式时最大侵入量的点对应假人的上肩部，B柱碰撞变形后并没有与假人发生接触，导致计算结果中损伤值较小；同时，B型变形模式(即最大侵入量的点对应假人的腹部)时，会导致胸部损伤值过大。因此，要减小假人的胸部损伤，应尽量使变形最大的点出现在B柱下端。

图6 A型变形模式下假人胸部和B柱相关曲线

3 侧碰B柱变形模式对腹部损伤的分析

在C-NCAP中，假人腹部得分由腹部压缩量进行评价，即为腹部肋骨侧向压缩量，在侧碰中对应47 mm的高性能限值和65 mm的低性能限值，分别对应4分和0分，处于两者之间的测量值分别采用线性插值的方法得出相应分数[15]。一般假人腹部对应的侧围区域设计有突出于门内饰的扶手，易导致假人腹部受到严重撞击[16]。

3.1 腹部压缩量试验结果

把各因素各水平的腹部压缩量实验结果数据输入EXCEL表求均值后，得到不同变形模式下的最大腹部压缩量柱状图，见图7。可以看出：在B型变形模式(即最大侵入的点位于B柱C点)时腹部压缩量的峰值最大。

图7 最大腹部压缩量随不同变形模式的变化

3.2 腹部压缩量试验结果分析

选取适当的变量因素组成实验组，通过计算，得到相应实验组的假人腹部的加速度-时间曲线和位移-时间曲线，整合成加速度-位移曲线，再将加速度-时间曲线积分，得到速度-时间曲线，用于以下不同变形模式对假人腹部损伤的结果分析。

图8是选取3组同样最大侵入速度为8 m/s、最大侵入量为270 mm的实验数据得到的位移-加速度曲线。从图8可以看出：在B型变形模式时，腹部加速度的峰值最大，A型略小于C型时的加速度值；在B型变形模式下的腹部运动位移也要大于其他两种变形模式。

图8 不同变形模式下对应假人腹部位移的腹部加速度曲线

以A型变形模式为例，分析其运动响应。结合图9可以看出：5 ms时假人腹部受到B柱的冲击开始运动，由于B柱较高的速度水平而在极短的时间内腹部速度迅速上升；之后假人腹部由于座椅摩擦力加速度值开始下降直至反向，而运动速度增速减慢直至开始降低；33.75 ms时，B柱运动达到最大位移值，速度突变为0，腹部仍有一定的能量，所以位移量持续增加，直到腹部速度降为0。

图9 A型变形模式下假人腹部和B柱相关曲线

由上述分析可得，导致在B型变形模式下腹部损伤过大的原因是:假人腹部受到相比其他两种变形模式值更大、变化幅度更大的加速度作用。

4 侧碰B柱变形模式对骨盆损伤的分析

在C-NCAP中，假人骨盆得分由耻骨力进行评价，在侧碰中对应1.7 kN的高性能限值和2.8 kN的低性能限值，分别对应4分和0分，处于两者之间的测量值分别采用线性插值的方法得出相应分数[15]。在假人骨盆与侧围对应区域一般可增加一些泡沫或推杆来改善侧面碰撞性能，该措施会增加耻骨力值，但能较大地降低胸部和腹部损伤[16]。

4.1 耻骨力试验结果

把各因素各水平的耻骨力值实验结果数据输入EXCEL表求均值后，得到不同变形模式下的最大耻骨力值柱状图，见图10。由图10可以看出：在B型变形模式(即最大侵入的点位于B柱C点)时耻骨力的峰值最大。

图10 最大耻骨力随不同变形模式的变化

4.2 耻骨力试验结果分析

选取适当的变量因素组成实验组，通过计算，得到相应实验组的假人腹部的加速度-时间曲线和位移-时间曲线，整合成加速度-位移曲线，再将加速度-时间曲线积分，得到位移-时间曲线，用于不同B柱变形模式对假人骨盆损伤的结果分析。

图11是选取3组同样最大侵入速度为 8 m/s、最大侵入量为270 mm的实验数据得到的位移-加速度曲线。从图11可以看出：在B型变形模式时，骨盆加速度的峰值最大，C型略大于A型时的加速度值；在B型变形模式下的骨盆运动位移也要大于其他两种变形模式。

以A型变形模式为例分析其运动响应。由图12可得：1 ms时骨盆开始具有一个水平较低的侧向运动速度，而B柱具有较高的侵入速度；3 ms时两者发生碰撞，骨盆侧向速度迅速上升，在11 ms时达到峰值；之后骨盆由于座椅的摩擦力而加速度反向，速度开始减小，骨盆位移量的增加也减缓；33.75 ms时，B柱达到最大位移值，速度突变为零，而此时腹部速度仍较大，骨盆受到腹部传来的力产生一个速度波形，骨盆位移持续增大。

图11 不同变形模式下对应假人骨盆位移的骨盆加速度曲线

图12 A型变形模式下假人骨盆和B柱相关曲线

由上分析可得：在C型变形模式下，侵入量最大的点对应座椅下端，B柱的撞击作用于座椅泡沫，导致计算结果中损伤值较小。还可以看出：在B型变形模式下，即最大侵入点对应假人腹部时，会导致假人所有损伤值较大，所以要尽量避免B型变形模式。

5 结论

由仿真结果可知：当B柱产生最大侵入量的点位于B柱中部位置(正对人体腹部)时，对人体胸部、腹部、骨盆均会造成较大的损伤，应尽量避免。最大侵入量的点位于B柱下端，B柱根部向内弯曲产生“钟摆式”变形时，假人胸部、腹部、骨盆的损伤相比其他变形模式整体较小。

本文通过在简化的约束系统模型加载25组极限工况下的位移曲线，得到不同B柱变形模式对假人在C-NCAP评价指标下的损伤情况，分析总结出规律性结论，为B柱结构刚度设计提供一定的指导。