0 引言

随着我国汽车保有量的不断增加，道路交通事故逐年上升，特别是一些特大交通事故总会引起人们的深入思考。大中型客车作为客运的主要载体，对它的碰撞结构安全性研究已成为各研究机构与汽车企业的重要方向^[1]。

我国2000年颁布实施的CMVDR294《关于正面碰撞乘员保护的设计规则》法规，总重2.5 t以下的小客车(M1类)在上市前必须进行正面碰撞试验。2003年，国家批准发布《乘用车正面碰撞乘员保护》(GB 11551—2003)强制性国家标准。这些法规对乘用车和小客车的碰撞安全性都做出了明确的要求^[2-5]。但是关于大客车碰撞安全性的标准目前还没有。

早在20世纪90年代，美国汽车企业就对校车进行了整车的正面碰撞试验。试验方法和评价指标均参照美国FMVSS208《碰撞乘员保护》法规，在驾驶员和乘员位置分别放置50%的HybridⅢ型假人，试验速度为乘用车测试速度48.6 km/s，假人的损伤指标评价参考其乘员保护的对应规定。近几年欧洲的客车安全研究人员开展了对客车的正面碰撞试验，包括100%正面碰撞、部分偏置碰撞、正面柱碰撞试验。但是关于碰撞过程中客车前部结构强度的考核指标以及碰撞能量的大小还没有形成统一的标准。

近年来，国内各大型客车企业已开始关注大型客车的碰撞安全性，并开展了一定的工作。如2009年2月，郑州宇通客车ZK6127H在国家汽车质量监督检验中心(襄樊)进行了正面摆锤撞击试验^[6]。2012年2月，厦门大金龙大型客车XMQ6900Y在北京交通部汽车试验场进行了正面碰撞试验^[7]。这些企业在大客车安全性方面的探索和尝试对提高我国客车安全性技术水平起了推动作用。

本文在分析大型客车与乘用车结构差异的基础上，建立了某大型客车的前部有限元模型，针对其碰撞安全性的问题，提出对大型客车底盘骨架进行改进并增加吸能结构的方法。最后对大型客车吸能结构进行了可靠性优化设计，使吸能结构在不确定性因素的影响下可靠度更高，吸能特性更好。

1 大型客车前部有限元模型

大型客车车身的主要结构是车身骨架和底架，它们起了主要的承载作用^[8]，发动机、变速箱、离合器等其他部件和内外饰件，均通过铆接、螺栓连接等方式固定在骨架或底架上。在行驶过程中，车身还要承受多种载荷的共同作用；同时，骨架还应该满足可以给乘员和驾驶员提供舒适便利的乘坐与工作环境；大型客车在发生碰撞等交通事故时，骨架应该具有良好的缓冲吸能特性和抵抗变形的能力，使客车具有较好的安全性能，减轻对乘员的伤害。

根据某厂家提供的大型客车前部结构的二维CAD图纸以及相关技术参数，建立了客车前部结构的几何模型，将其转为igs格式，并导入到Hypermesh前处理器中，进行网格划分。首先要对几何模型进行简化处理，忽略车体的内外饰以及密封板，删除那些对整个模型力学性能影响很小的特征，如工艺孔、螺栓孔、小圆角及压印等^[9-11]。大型客车前部结构主要为板、壳结构，故在网格的划分过程中，通过抽取中面，在中面上进行二维网格的划分，然后再设置中面的厚度和材料属性。在有限元建模过程中对于客车前部变形部位，网格划分较细，车身及底盘骨架的单元基本尺寸设为10 mm；对于吸能较少的车身蒙皮等部分的单元尺寸设为50 mm。网格划分完成后，检查网格的质量，对不满足质量要求的网格进行重新划分，使其符合计算要求。

大型客车车身骨架采用Q235B材料，底盘前段骨架采用高强钢材料QSTE700TM，后段采用Q235B材料，蒙皮采用Q235A材料，设置相应的材料密度、弹性模量、泊松比及应力屈服强度，详细参数见表 1。

我国CMVDR294法规规定M1类汽车正面碰撞瞬时速度为50 km/h，车辆碰撞安全性评价以及对成员保护能力的评价均是在该速度下进行的，故本文模型的碰撞速度取为50 km/h。轮胎选择等效转动角速度，使其与地面保持只有相对转动。车身骨架的各个总成采用共节点实现各部件的连接，蒙皮与车身骨架的连接采用焊接的方式。车身骨架和刚性墙的接触、轮胎与地面的接触、骨架和蒙皮之间的接触均采用面面接触方式，同时还要考虑车身各个部件的自接触，设置动静摩擦系数为0.2，并要求碰撞过程中的沙漏能占总能量的比重不超过5%。大型客车都是采用发动机后置、后轮驱动的方式，在正面碰撞过程中，主要的吸能部分在车身前端；而车身中后部，包括发动机在内的动力总成等部分，在碰撞过程中几乎不变形。为了减少有限元分析计算的工作量，本文将客车后端部分以集中质量的方式添加在客车模型的尾端，并使添加了集中质量的有限元模型与原客车总质量8 235 kg保持一致，建立的客车前部有限元模型如图 1所示。模型的计算时间设为100 ms。

有限元仿真计算的正面碰撞车身变形结果如图 2所示，从图 2中可以看出车体在发生碰撞时，碰撞能量完全通过客车的前围以及驾驶舱的变形来吸收，驾驶舱的最大压缩量超过450 mm，驾驶员生存空间被严重侵入，极易因挤压和碰撞导致伤亡，安全性极低。因此有必要对客车的前部结构进行改进以提高其安全性。

2 客车吸能结构的设计

由于大型客车都是发动机后置的结构形式，其前部无发动机舱，因此客车相对于乘用车来说其纵向吸能空间要小很多，但是其横向空间大，吸能结构可以均匀分布在整个前部钢板上。同时考虑到客车质量大，在碰撞过程中需要吸收的能量多，因此需要在客车的前端安装多根吸能梁。

2.1 改变传递路径

由图 2可知，客车在碰撞过程中的主要变形在驾驶舱部分，这表明起主要吸能作用的客车底盘骨架结构设计不合理。从图 3客车底盘骨架在碰撞前后的变形图可以看出，驾驶舱对应的底盘骨架变量很大，正面碰撞过程中的能量没能有效传递到驾驶舱后方的底盘骨架上。因此需要对底盘骨架进行结构改进，改变其传力路径，使碰撞力向后传递，减少前部变形。改进前、后的底盘骨架如图 4所示。

2.2 吸能结构的设计

在驾驶室底盘的前方布置9个吸能梁结构，吸能梁通过支撑板安装在客车底盘骨架上，如图 5所示。驾驶员处于车身的左前侧，在碰撞中受伤的风险较大，因此在驾驶员侧布置了更多的吸能梁。文献研究^[12-13]表明“田”字形梁的吸能特性较好，故本研究主要采用这两种截面的吸能梁。由于客车本身的质量较大，从轻量化的角度考虑，吸能结构选用铝合金6061，其材料密度为2.71×10³ kg/m³，只占钢材的1/3左右，但它的单位质量吸能量较大，能同时满足吸能和轻量化的要求。

由于受到客车前围空间的限制，吸能梁的长度最长为230 mm。梁的边长影响安装吸能梁的数量。在该模型中，“田”字形吸能梁的边长为160 mm，长度有200，150，130 mm 3种，不同长度的吸能结构可以在吸能过程中起到缓冲的作用。安装铝合金“田”字形吸能结构后的车身总重量增加了2.6 kg，初始动能增加了2.5 kJ，其质量和动能的增加量在0.3%左右，对整车的影响几乎可以忽略。3种长度的吸能梁分别安装在客车的不同位置，如图 5和图 6所示。

2.3 改进前后模型对比

图 7为安装“田”字形吸能结构的模型在完全变形时的状态，通过对比图 3可知，驾驶舱的变形量明显减少。安装“田”字形吸能结构客车模型驾驶舱的最大变形量为241 mm，远小于原始模型的450 mm，为驾驶员保留了较大的生存空间，可以在很大程度上减少驾驶员因挤压和碰撞而导致的伤亡。

对于正面碰撞而言，加速度是衡量车辆车身结构吸能特性好坏的另一个重要指标，若加速度峰值大，则表明车身结构刚性太强，传递到乘员的加速度有可能会超过人体的耐受极限而造成伤害。在驾驶员座椅上方位置安装加速度传感器，并进行滤波处理，得到了客车改进前后的加速度变化曲线如图 8所示，对应的各模型的最大加速度值如表 2所示。从表 2可以看出安装“田”字形吸能结构模型的最大加速度值显著降低，降低值超过30%。

表 3为原始大型客车模型、安装“田”字形吸能结构模型在碰撞中的能量情况，其中“田”字形吸能结构吸收的能量为229.7 kJ，占总内能的比重为30.3%。

3 吸能结构的可靠性优化设计

按照厂家的设计要求，吸能结构的吸能比应超过30%，“田”字形模型刚达到要求。考虑到零件的加工、装配误差，一旦设计变量因一些不确定因素而产生波动时，吸能结构就有可能不满足设计要求，因此在设计过程中要求吸能比尽可能达到35%(260 kJ)，这就需要进行可靠性优化设计。可靠性优化设计的核心就是使设计的产品在达到最佳的性能指标的同时又要求它的工作可靠度不低于某一个规定水平^[8]。它把设计变量处理成具有一定概率分布的随机变量，并把确定性约束条件修改为随机性约束条件, 即构成了一个可靠性设计优化问题。

“田”字形吸能结构的板厚、截面尺寸以及长度是影响薄壁梁吸能特性的重要因素^[7]，故选它的厚度t、边长a以及长度l为设计变量。

加速度是衡量乘员损伤程度的重要指标，加速度峰值越小越好。考虑到加速度峰值易受噪声的影响，因此优化的目标设为包含波峰的10 ms内加速度的平均值。同时吸能比要满足约束要求，即吸能量大于260 kJ。则确定性优化数学模型可表示为：

(1)

式中，A_av为加速度的平均值；E为吸能结构吸收的总能量；a为“田”字形吸能结构的边长；t为厚度；l为长度。

采用最优拉丁方试验设计方法对设计变量进行取样，抽取了20组试验数据，利用LS-DYNA软件对20组设计变量进行仿真计算，得到相应的响应数据。根据这些数据可以建立平均加速度以及总吸能的多项式响应面模型，然后采用多岛遗传优化算法对式(1)进行求解，结果如表 4所示。

由表 4可知, 确定性优化得到的优化结果使得总吸能量处于临界状态，由可靠性分析可知, 确定性优化结果仅有64.5%的可靠度，一旦由于加工制造等因素使得设计变量产生轻微波动，就可能使得确定性优化设计超出约束范围，因此有必要在确定性优化的基础上进行可靠性优化设计。

可靠性优化设计要充分考虑设计变量的波动性，因此假设设计变量服从正态分布，N_t(2, 0.1)，N_a(160, 8)，N_l(200, 10)。同时要求总约束条件具有95%的可靠度。可靠性优化数学模型可表示为：

(2)

式中，μ_t，μ_a，μ_l分别为“田”字形吸能结构的厚度、截面边长以及结构长度的均值; σ_t，σ_a，σ_l分别为田字形吸能结构的厚度、截面边长以及结构长度的方差; 函数P( )表示概率。

可靠性设计优化流程如图 9所示。可靠性优化相当于在确定性优化的每一步迭代中对优化结果进行一次可靠性分析，表 4给出初始设计、确定性优化以及可靠性优化的对比分析。通过比较可知，相对于确定性优化而言，可靠性优化设计得到的各设计变量值皆远离约束边界，约束条件的可靠度提高了33.3%，达到97.8%，已具有较高可靠度。另一方面可靠性优化后的平均加速度值略有增加，但总吸能有了明显提高，这表明吸能结构可靠性优化设计实质是安全性与可靠性的最优结合。

将可靠性优化设计所得的“田”字形薄壁梁安装于客车的前端，重新进行碰撞模拟，并将所得的加速度与原“田”字形模型进行对比，如图 10所示。结果表明，可靠性优化后的加速度峰值得到明显降低，降幅达16.7%，客车的安全性进一步得到提高。

4 结论

本文对大型客车正面碰撞的安全性进行了研究。针对原大型客车结构安全性不足的问题，提出了一种“田”字形吸能结构。将有限元法与试验设计、响应面法结合起来对客车“田”字形吸能结构进行了可靠性优化设计，并与确定性优化设计的结果进行比较。结果表明，当设计变量取值发生变动时可靠性优化设计能更好地满足客车碰撞结构安全性要求。