我国汽车保有量的急剧上升，使汽车正面碰撞事故发生率增加，驾乘人员的伤亡率上升。正面25%偏置碰撞(以下简称“小偏置碰撞”)约占正面碰撞事故总量的1/4^[1]。针对小偏置碰撞事故，仅有美国公路安全保险协会(Insurance Institute for Highway Safety，IIHS)发布了相关测试规程和评价标准，我国安全性法规和新车评价规程(China-New Car Assessment Program, C-NCAP)对此类碰撞事故没有做出相关评价。为降低驾乘人员的伤亡率及补充国内对此类碰撞的研究，有必要研究小偏置碰撞试验下汽车的碰撞安全性。

针对小偏置碰撞，主要基于传统燃油汽车进行研究。Derek等^[2]提出了设计转向系统失效及增大侧气帘与气囊相互作用来保护假人头部的方案。Nguyen等^[3-4]提出了延长防撞横梁和改进门槛梁的优化方案。汪俊等^[5]提出了加强车辆结构完整性可降低驾乘人员的受伤风险。Kim^[6]、王翼等^[7]、贾丽刚等^[8]提出了车身封闭环状结构对小偏置碰撞的重要性。王玉超等^[9]提出了把上纵梁、前纵梁和副车架通过侧向传力机构连成一体的“避能”结构设计理念。肖龙等^[10]从车体结构设计和关键材料更换进行了优化改进。李灿民等^[11]总结多款车型测试成绩不优秀的原因，提出了概念性的结构改进方案。而对于电动汽车的碰撞安全性研究，Kukrej等^[12]、Berzi等^[13]利用有限元技术研究了在小偏置碰撞下电池系统的变形情况。葛云飞等^[14]、胡平等^[15]进行正面40%偏置碰撞和正面100%碰撞的研究，对前纵梁和吸能盒进行了优化。可见，大多数研究主要基于传统车型进行结构优化，针对纯电动汽车进行小偏置碰撞的研究较少。

基于此，本研究利用有限元法，根据IIHS测试规程，建立纯电动SUV小偏置碰撞仿真模型，考虑电动汽车的结构布局，从改善碰撞力传递路径和加强乘员舱刚度两个方面进行优化，以提高纯电动汽车的碰撞安全性。

以某纯电动SUV为研究对象，整车模型包括白车身、乘员舱、动力总成、电池包、转向系统及前后悬架等。钣金件网格采用板壳单元。白车身主要结构部件有前防撞梁、吸能盒、前纵梁、上纵梁、前围板下横梁及中底板边梁。乘员舱主要保护件有A柱外板、A柱加强板、A柱内板、上下铰链处加强板、前围板、前围板左右轮罩、前门防撞梁。动力总成(电动机和变速箱等)刚度较大，在碰撞中基本不发生变形，将其视为刚体。动力源电池包布置在底盘下部，以中后地板为依托，对车内空间基本不产生影响。转向与悬架系统多为杆件，网格采用杆单元。采用ANSA软件进行几何处理、网格划分，设置零部件材料属性、连接及接触，简化部件增加质量点以进行配重，建立如图 1所示的碰撞仿真模型，模型质量为1 778 kg，共有2 669 002个单元，2 271 259个节点。

图 1 整车碰撞有限元模型 Fig. 1 Vehicle collision finite element model

根据IIHS正面25%偏置碰撞测试规程，设置边界条件：刚性壁障与车体前端重叠率为25%，壁障采用MAT20刚性材料，保证壁障所有节点的相对位移不变，并限定6个方向的自由度。车体与壁障的摩擦系数为0.15，车体与刚性地面的摩擦系数为0.1，车速为64 km/h，计算时间为0.12 s，重力加速度为9.81 m/s²。利用显式求解软件LS-DYNA进行计算。从图 2整车系统的能量变化曲线可知，动能逐渐减小，内能逐渐增大，曲线变化合理且光滑过渡，整个碰撞过程中能量守恒。从图 3知，沙漏能占总能量的0.93%，小于5%^[16]，说明结果有效。

图 2 能量曲线 Fig. 2 Energy change curves

图 3 沙漏能比率曲线 Fig. 3 Hourglass energy ratio curve

(1) 整车加速度过大。整车加速度是碰撞分析中最重要的输出参数之一，过大的加速度会对驾乘人员造成严重的伤害。根据加速度曲线(图 4)可知，左右B柱X/Y向的加速度曲线变化趋势基本一致，加速度最大峰值均出现在60 ms左右，其中左侧X向最大峰值为56.54g，左侧Y向最大峰值为26.83g；右侧X向最大峰值为45.64g，右侧Y向最大峰值为24.32g。根据工程经验，以左侧B柱加速度变化曲线为主要参考，左侧X向加速度最大峰值超过IIHS中的目标值50g，会对驾乘人员产生严重损伤。

图 4 加速度曲线 Fig. 4 Acceleration curves

(2) 前围板侵入量过大。前围板作为发生正面碰撞时保护驾乘人员的重要部件，对其侵入量的分析也非常重要。从图 5前围板最大变形云图可知，前围板最大侵入量为246.59 mm，远超过驾乘人员所能承受的最大极限。

图 5 前围板最大侵入量 (单位: mm) Fig. 5 Maximum intrusion of front dash panel (unit: mm)

(3) 关键吸能部件变形吸能不足。从车体结构变形图(图 6)可知，由于刚性壁障与车体前端重叠率很小，前舱吸能结构中仅左上纵梁发生压溃变形。关键吸能部件吸能盒和前纵梁变形不足，导致中地板左侧边梁、左A柱、左A柱上边梁等部件发生严重变形。从主要结构部件吸能量统计数据(表 1)可知，左上纵梁、左A柱和中地板左侧边梁吸能量较大，成为主要的碰撞力传递路径。而吸能盒和前纵梁吸能量不足，没有成为有效的碰撞力传递路径。

图 6 车体结构变形 Fig. 6 Vehicle body structure deformation

(4) 评级结果差。针对电动汽车在小偏置碰撞试验下的结构评级，如果影响高压供电系统的完整性，将会使评级结果下降。因此，在进行该车型结构评级之前，首先检查高压供电系统的完整情况。如图 7所示，电池包与模组最小变形距离大于0，安全系数高, 不影响结构评级。

图 7 电池包-模组最小距离曲线 Fig. 7 Curve of battery pack vs. module minimum distance

利用HyperView软件对乘员舱上下部IIHS规定结构测量点进行侵入量分析，结构评级结果如图 8所示。可以看出，仪表板上部和门框上铰链处评级为“差”；转向管柱和左侧仪表板处评级为“及格”；门框下铰链处评级为“良好”；其余规定结构测量点处评级为“优秀”。根据IIHS的评级要求，该车体结构乘员舱上部评级为“差”，乘员舱下部评级为“优秀”，最终结构评级仅为“差”等级。

图 8 测量点侵入量评级 Fig. 8 Rating of measuring point intrusion

(1) 改善碰撞力传递路径。纯电动SUV在小偏置碰撞中吸能盒和前纵梁吸能量不足，没有成为有效碰撞力的传递路径，考虑车身总布置、装配和运动学干涉的影响，利用本田思域车体前端吸能结构原理，如图 9(a)所示，延长前防撞梁及内部增加套管；如图 9(b)所示，增大吸能盒前端截面尺寸；如图 9(c)所示，延长上纵梁尺寸并增大截面积；如图 9(d)所示，在前纵梁与上纵梁之间增加连接杆。

图 9 结构优化方案示意图 Fig. 9 Schematic diagram of structural optimization scheme

(2) 提高乘员舱刚度。在增加碰撞力传递路径的基础上，根据安全笼式车身技术原理，进一步改善乘员舱变形情况。如图 9(e)所示，在中地板边梁加筋；如图 9(f)所示，将A柱加强板下端延长。由于增加零部件厚度可提高刚度^[17]，采用可热处理强化6xxx系铝合金材料^[18]，如表 2所示，更改乘员舱相关部件强度和厚度。

优化后整车的整备质量由1 778 kg增大到1 784 kg，其中白车身(无开闭件)质量由365.047 kg增大到370.078 kg，前门总成质量由22.699 kg增大到23.712 kg。

为了便于对优化结果的分析，定义改善碰撞力传递路径的优化方案为前期优化，提高乘员舱刚度的优化方案为后期优化。根据图 10优化前后的前围板侵入量可知，后期加强乘员舱刚度的前围板最大侵入量为151.29 mm，较前期改善碰撞力传递路径后的最大侵入量173.24 mm，降低了12.67%。

图 10 前围板优化最大侵入量 (单位: mm) Fig. 10 Maximum intrusion of front dash panel (unit: mm)

由图 11中优化前后整车加速度变化曲线可知，后期加强乘员舱刚度后，X向最大加速度值由前期改善碰撞力传递路径后的49.77g增大到55.25g，增加了11.01%。Y向最大加速度值由前期优化的12.39g增加到12.9g，改变较小。X向加速度值明显增大的原因是增强了A柱、中地板左侧边梁等部件的强度及提高了乘员舱相关部件的材料属性和厚度，使整车结构刚度增大。解决提高乘员舱刚度后加速度峰值过大的问题，成为本研究的重点。

图 11 优化前后加速度曲线 Fig. 11 Acceleration curves before and after optimization

根据前期改善碰撞力传递路径与后期加强乘员舱刚度的结构评级(图 12)可知，结构评级提升到“良好”。虽然加强乘员舱刚度后，评级结果没有再次提升，但是各个规定结构测量点侵入量数值有了一定的减小。

图 12 优化前后结构评级 Fig. 12 Structure rating before and after optimization

进行正交试验的目的是解决加强乘员舱刚度优化后整车加速度峰值超过目标值的问题。选取整车加速度最大峰值作为目标值，但乘员舱变形量过大，也会对驾乘人员造成严重伤害。若将IIHS规定的乘员舱上下部10个结构测量点值作为乘员舱变形量的评价指标，其需要约束的目标值太多，在此次正交试验中难以实现。前围板最大侵入量能间接反映乘员舱的变形情况，因此选取前围板最大侵入量作为试验设计的次要目标值。

在小偏置碰撞试验中，主要吸能部件为吸能盒和前纵梁，抵抗乘员舱不发生变形的主要部件之一为A柱，因此本次正交试验选取吸能盒厚度、前纵梁厚度、A柱加强板厚度、A柱加强板材料4个因素作为设计变量，分别用符号A，B，C，D表示。吸能盒和前纵梁厚度水平选取2.8，3.0，3.2 mm，A柱加强板厚度水平选取1.5，1.8，2.0 mm，A柱加强板材料水平选取强度较大的HC340/590DP，HC550/980DP，HC600/980QP，其材料特性如表 3所示。

根据L₉(3⁴)正交试验表，得到9组试验样本，将每组样本数据利用ANSA软件进行相应的更改，然后导入LS-DYNA中进行求解计算，共需进行9次计算，仿真结果如表 4所示。

根据表 4仿真结果进行极差分析，找到设定的各个影响因素对目标值的主次影响关系，从而找到最优水平组合。其极差计算公式为：

(1)

式中, k_i为各因素取i水平的均值；k_ij为第j列所对应的影响因素取水平i时的仿真试验结果之和。

(2)

式中, R_j为第j列对应因素的极差，极差越大，该因素下所选水平对目标值影响越大，所求极差最大的因素也就是最主要的因素，极差值与影响因素的主次关系呈正相关。对表 4中的试验结果进行极差分析，如表 5、表 6、图 13所示。

图 13 加速度峰值各水平变化趋势 Fig. 13 Acceleration peak trends in various levels

前围板侵入量各水平变化趋势见图 14。

图 14 前围板侵入量各水平变化趋势 Fig. 14 Front dash panel intrusion trends in various levels

通过极差分析，得到影响加速度峰值的最优组合为A1B1C1D1，影响前围板侵入量的最优组合为A2B3C2D3。基于成本、车身轻量化和各因素对评价指标的影响大小，综合考虑加速峰值最优组合和前围板侵入量最优组合，对B和D因素折中选用水平2。A因素对前围板侵入量指标的影响作用大于对加速度峰值的影响作用，故A因素选用水平2。而C因素对两种评价指标的影响均为最小，基于成本考虑选水平1。最终优化组合为A2B2C1D2，将最优组合设为试验10进行仿真分析，说明有效性。

如图 15所示，通过对比分析正交试验优化前、试验1及试验10的加速度变化曲线可知，正交试验优化后加速度曲线更加平缓，试验10加速度最大峰值比试验1的最大峰值升高了1.77g，原因主要是试验10优化组合方案在对加速值降低的过程中考虑了乘员舱变形量这一因素。但是试验10比优化前降低了10.48g，降低了18.97%，使得整车加速度最大峰值处于目标值的合理范围之内。

图 15 优化前后加速度变化曲线 Fig. 15 Acceleration curves before and after optimization

如图 16所示，试验10较正交试验优化前的前围板最大侵入量151.29 mm降低了7.77 mm，较试验4降低了2.98 mm。从前围板最大侵入量数值可以看出正交优化方案的可行性。

图 16 前围板最大侵入量 (单位: mm) Fig. 16 Maximum intrusions of front dash panel (unit: mm)

根据IIHS相关测试和评价规程，应用ANSA软件建立小偏置碰撞仿真模型，仿真分析纯电动SUV的碰撞安全性，采用结构优化与正交试验相结合的方法进行改进，得出以下结论。

(1) 纯电动SUV在小偏置碰撞试验下存在传统关键吸能部件变形吸能不足、乘员舱变形严重和加速度峰值超过目标值的问题。

(2) 传统吸能部件(吸能盒和前纵梁)变形吸能的增加，使其成为有效碰撞力传递路径。采用可热处理强化6xxx系铝合金材料，在保证车身轻量化的同时，可提高乘员舱刚度。优化后车体结构评级由“差”提升到“良好”，前围板最大侵入量由246.59 mm减小到151.29 mm。

(3) 研究重点集中在如何解决提高乘员舱刚度后加速度峰值过大的问题。利用4因素3水平正交试验，在前围板最大侵入量由151.29 mm降低到146.49 mm的前提下，得到整车加速度最大峰值由55.86g降低到44.77g的最优组合方案。

(4) 利用IIHS对小偏置碰撞评估方法中的结构评级要求，进行纯电动SUV小偏置碰撞的分析与优化，没有涉及到假人伤害值和约束系统对安全性的影响，且优化后没有对不同重叠率的正面碰撞影响进行分析。下一步将从这几个方面进行深入研究。