（文章來源：天津汽車研究所）

 

某純電SUV在軟模（ET）試驗階段進行偏置可變形壁障（ODB）碰撞試驗時，其鋁合金前防撞梁出現了橫梁斷裂以及右側非碰撞區吸能盒與橫梁焊縫撕開的不良表現。采用故障樹分析方法（FTA）從產品設計和制造兩方面分析了問題原因，根據確定的失效原因對前防撞總成進行了材料升級、結構設計以及生產工藝的優化，并開展了碰撞仿真分析驗證。優化后的前防撞梁總成在硬模（PT）階段的ODB碰撞試驗中呈現了較好的變形模式。

 

隨著汽車電動化的快速推進，市場對電動汽車高續航的需求日益凸顯，造成電動車的整備質量相比同級別燃油車上升不少。這樣的情況給車身設計特別是安全結構件設計制造了難題：車身零件質量要更輕同時要滿足更大整備質量的碰撞安全要求。鋁合金防撞梁吸能效率高，輕量化效果明顯，已經在市場上得到了大量的應用，但是在應對非全正碰時仍然易出現碰撞穩定性的問題。文章通過合理的材料升級、結構優化和工藝優化，有效增強了鋁合金前防撞梁40%偏置碰的穩定性能。

 

1 前防撞梁的功能和結構介紹

 

前防撞梁總成作為車輛結構中主要的被動碰撞安全件之一，在正面低速碰撞中由吸能盒發生潰縮變形吸收碰撞能量，從而保護縱梁以及機艙相關零件不受損壞；在高速碰中除了吸能盒潰縮吸收部分能量外，前防撞梁能夠穩定地傳遞碰撞力，使后續的車身結構件能夠按照設計的變形模式進行，從而確保達到碰撞目標。

 

從前防撞梁總成所起的功能作用可以看出，吸能盒與橫梁是總成中必需的零件結構，安裝端板根據吸能盒與前縱梁的連接方式確定有無，如圖1所示。吸能盒與前縱梁直接螺栓連接則前防撞梁總成不需要安裝端板，如圖1a所示。若吸能盒先與安裝端板焊接，再通過安裝端板螺接到縱梁，則前防撞梁總成包含安裝端板，如圖1b所示。通常前防撞梁總成采用螺栓與縱梁連接，在保證連接強度的同時提供維修更換的便利性。

 

 

2 某SUV偏置碰前防撞梁表現不良原因分析

 

某設計最大續航里程為650km的純電SUV整備質量達到了2.4t，在ET階段進行64km/h的40%偏置碰（ODB）試驗過程中，橫梁與碰撞壁接觸邊界段發生了斷裂，同時非碰撞側的吸能盒與橫梁連接的焊縫被撕開，如圖2所示。

 

 

2.1 橫梁偏置碰斷裂影響因素分析

 

采用故障樹分析方法（FTA）進行原因分解，得到故障樹分析圖，如圖3所示。

 

 

從圖3中得出了9個可能導致橫梁斷裂的末端因素，接下來對上述末端因素進行真因確定。對失效橫梁的觀察分析發現，與碰撞壁接觸一側吸能盒潰縮狀態較好，但是旁邊橫梁腔體內的加強筋幾乎沒有發生變形。這意味著橫梁在碰撞過程中剛性很強，在承受巨大的撞擊力時沒有起到緩沖的作用。另外，在橫梁斷裂位置，裂紋的擴展經過了旁邊的一個線束過孔。由此可判斷該線束過孔減弱了結構局部強度，在碰撞過程中誘導了裂紋擴展。因此可以認定，橫梁加強筋設計過強與卡扣孔位置不合理是導致橫梁斷裂的2個真因。

 

通過復查同批次前防撞梁總成的材料力學性能，確認6082鋁合金橫梁的屈服強度大于270MPa的設計值，抗拉強度大于300MPa的設計值，延伸率大于10%的設計值，排除了實際力學性能低于設計值的因素。同時在進行同級別整備質量車輛的防撞梁橫向對標時，發現在整備質量達到2t以上的車型橫梁一般都采用高強鋼，或者采用7系高強鋁合金。目標車型SUV前防撞梁橫梁采用的材料是目前傳統燃油車上常見的6082擠出鋁合金。由動能公式可以知道，碰撞過程中的能量與汽車質量成正相關，試驗的純電車質量為2.4t，相比一般傳統燃油車重了將近40%，碰撞能量幾乎增加了40%。因此，橫梁力學性能與碰撞能量不匹配是導致橫梁斷裂的真因之一。

 

2.2  橫梁與吸能盒連接焊縫撕裂原因分析

 

同樣采用FTA方法對橫梁與吸能盒連接焊縫撕裂問題進行真因查究，分析導圖如圖4所示。

 

 

2.2.1 連接結構設計不合理排查

 

一個結構的合理與否是相對于設計目標而言的。常規燃油車由于整備質量小，直接采用熔化極惰性氣體保護焊（MIG焊）連接吸能盒與橫梁是能滿足性能要求的，但是對于整備質量達到2.4t的車型來說，由于鋁合金MIG焊接存在焊接熱影響區以及接頭軟化的因素，決定了這種吸能盒與橫梁的T形MIG焊接接頭強度上限有限，不能適用于大整備質量車型的碰撞需求。同時在對標中發現，中大型車型主要采用螺栓連接吸能盒與橫梁，所以該處采用的外側單焊縫連接強度不能滿足性能需求。

 

2.2.2  焊接工藝不合理因素排查

 

對同一批次的前防撞梁吸能盒與橫梁焊縫進行外觀檢查，如圖5所示，發現焊縫外觀連續性差，造成焊縫應力集中，嚴重削弱了焊縫的承載能力。對焊縫內部缺陷的檢測表明，焊縫氣孔率滿足要求，同時焊縫熔深也達到目標值。

 

 

一般左右吸能盒的組件與橫梁是同時進行焊接的，錯誤的焊接順序將導致出現嚴重的焊接應力。文獻中測量對比了左右吸能盒組件與橫梁連接采用不同的焊接順序產生的焊接殘余應力，發現兩邊同時采用對稱的焊接順序產生的焊接應力較小，采用左右不對稱的焊接順序時，焊接應力顯著增大。當采用先焊完一側再焊另一側吸能盒組件的方法時，焊接內應力達到了273MPa。該數值幾乎達到了6082鋁合金的屈服強度。通過對供應商的考察，了解到試驗車的防撞梁與吸能盒組件采用的焊接順序，如圖6所示，兩邊同時進行對稱性焊接。在偏置碰中，非碰撞側的2號焊縫承載的力矩是最大的。采用上述焊接順序焊接2號焊縫時的約束比較小，焊接殘余應力的控制較合理。

 

 

綜上，排查出的焊接工藝不合理因素主要是焊縫外觀連續性差，焊縫應力集中。

 

3 優化提升方案

3.1 橫梁抗斷裂性能提升優化

3.1.1 橫梁材料力學性能提升

應對大整備質量帶來的巨大碰撞能量，提升橫梁的材料力學性能是提高前防撞梁總成碰撞穩定性的有效措施之一。在確保成本不大幅提升的前提下，考慮采用7003鋁合金，其力學性能與原來6082T6鋁合金的狀態對比，如表1所示。

 

 

通過提升材料性能并降低屈強比，使橫梁在碰撞變形斷裂前吸收了更多的能量。因此采用7003鋁合金后的橫梁的抗斷裂性能得到了提升。

 

3.1.2 橫梁截面以及線束孔布置優化

橫梁截面優化的主要目的是在碰撞過程中使加強筋起到潰縮緩沖的作用。因此考慮在設計上減弱截面加強筋的強度，將2條加強筋由原來的平直面改成向內凹的弧面，以誘導橫梁在X向進行壓潰吸能。另外，將橫梁與碰撞壁接觸區域內及周邊的線束孔予以減少或者布置到其它安全區域，以避免線束孔對橫梁碰撞強度的減弱影響。橫梁優化方案與原方案對比，如圖7所示。

 

 

3.2 吸能盒與橫梁連接強度優化

通過分析排查，吸能盒與橫梁焊縫斷裂的主要原因是連接接頭設計不能滿足該整備質量下碰撞安全的要求。因此，橫梁和吸能盒的接頭強度提升是主要的優化方向。

 

3.2.1 優化方案說明

設計并驗證了3種接頭優化方案，如表2所示。

 

 

3.2.2 優化方案仿真分析的驗證與篩選

將3種優化方案代入模型中進行40%偏置碰仿真分析，得到的結構變形模式，如圖8所示。

 

 

通過分析仿真動畫，對比前防撞梁橫梁壓潰程度以及縱梁的變形情況可以得出：方案1和方案2防撞梁壓潰程度較小，縱梁后段折彎較大，方案3縱梁折彎弧度較小，因此，方案3的結構形式分析結果最好。同時考察對比3種方案的B柱加速度值，通過仿真軟件分析三者的加速度曲線，如圖9所示。從圖9可以看出，3種方案的曲線差別不大，其中方案3的加速度峰值為42.5%，40% 以上持續時間2.4ms，滿足小于4ms的目標要求。

 

 

對3種接頭優化方案從成本、工藝難度、提升效果等方面進行多維度評比打分，得出方案3的綜合得分最高，如表3所示。確定橫梁與吸能盒的接頭優化采用方案3。

 

 

3.3 前防撞梁總成的最終優化方案

綜合前面橫梁抗斷裂性能提升方案和橫梁與吸能盒連接加強方案，確定后續實車碰撞驗證的前防撞梁總成需要進行提升優化的點匯總，如表4所示。

 

 

4 優化方案實車碰撞驗證

 

將優化后的前防撞梁總成換裝到PT階段試驗車上進行40%偏置碰試驗，其優化前后的碰撞變形結果對比，如表5所示。從表5可以看出，優化后前防撞梁總成碰撞變形較原方案有了明顯的改善，橫梁本體沒有出現斷裂，吸能盒與橫梁之間連接沒有開裂，橫梁在碰撞壁擠壓段出現了壓潰，吸收了一部分沖擊能量。同時各項面碰撞指標和得分也達到了項目設定要求。

 

 

5 結論

 

通過對鋁合金前防撞梁的40!偏置碰工況的分析優化、仿真以及實車驗證，可以得出：

1）提升鋁防撞梁橫梁的碰撞抗斷裂能力一方面可以提高橫梁本體材料

的強度并降低屈強比，另一方面可以減弱腔體內加強筋的強度，起到潰縮緩沖的作用；

2）采用直接鋁弧焊連接的橫梁與吸能盒接頭的抗拉裂能力有限，特別是在大整備質量車型的偏置碰中易發生撕裂，通過增加一個焊接小件可以有效增加接頭的強度。

 

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