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[车身轻量化] 基于正交试验的汽车座椅正碰性能结构优化

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发表于 2020-8-18 11:06:42 | 显示全部楼层 |阅读模式

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汽车轻量化在线】基于正交试验的汽车座椅正碰性能结构优化
吕斌斌1,陈有松2,尹浩庆2,王树英2,刘江2
(1.200093上海市 上海理工大学 机械工程学院 ;2.200093上海市 上海汽车集团股份有限公司 商用车技术中心)
[摘要] 为了减少乘员在碰撞事故中的伤害,提高座椅的安全性能,结合GB 11551规定性能对座椅结构进行优化设计。分析了座椅子系统台车正碰试验时座椅的传力路径,确定了对假人H点前移量及下潜量有影响的参数及结构,通过正交试验的方法系统分析了各因素对性能的重要程度,同时,提出了一种综合考虑座椅防下潜性能与乘坐舒适性的设计方法,给出了座椅安全性能及舒适性相平衡的设计方案。
[关键词] 正面碰撞;正交试验;前移量;下潜量;结构优化;舒适性

0 引言
座椅作为汽车乘员约束系统的一部分,是关系到乘员安全的重要部件。在汽车运动,特别是紧急加速、制动过程中,座椅持续对乘员起着约束保护的作用[1]。同时,作为乘员接触最多的汽车部件,如何保证乘坐过程中的舒适性,避免乘员长期乘坐的疲劳,也是座椅设计开发中需考虑的问题。
目前,对于座椅安全性能的研究,国内外学者主要集中在座椅对自身乘员的保护。清华大学的张金焕[2]研究指出,座垫刚度不足导致人体下潜,安全带移至腹部以上,从而对乘员造成伤害;清华大学宋正超[3]对乘员伤害影响最大的座垫角度、安全带织带刚度和下导向环固定点位置这三个因素利用多目标优化,找出最优设计方案,使得改进后的方案可以有效减小乘员在碰撞过程中的前移量,从而达到较好的乘员保护效果;葛如海[4]等分析了座垫倾角对乘员的保护效果,并借助响应面法对约束系统的设计参数进行了改进。
遵照我国正面碰撞乘员保护法规GB 11551—2014《汽车正面碰撞的乘员保护》,在整车碰撞试验中,以乘员伤害为依据,判断约束系统是否满足保护乘员安全的要求。整车开发流程中,座椅子系统碰撞性能开发一般早于整车约束系统性能开发,而在座椅子系统台车正碰试验中,由于不带仪表板(Instrument Panel,IP)、白车身和安全气囊,因此,无法将假人的伤害值作为判断座椅正碰性能合格与否的依据。
在座椅子系统台车试验中,通常用假人H点前移量与下潜量来作为判断座椅正碰性能是否满足要求的参考指标。假人H点前移量越大,整车试验时假人的身体与IP接触的风险就越高,IP对假人头部、胸部以及大腿的伤害就会越大;假人H点下潜量过大,整车试验时,假人髋部的安全带会因受力不均而滑向腹部,并将相应的载荷直接施加在假人腹部,造成假人腹部软组织损伤[5]。
影响汽车座椅舒适性的因素很多,其中,乘员体压分布是静态舒适性客观评价的一个重要指标。一般情况下,对于乘员体压分布的改进,都是采用调整发泡的软硬程度和厚度来实现。泡沫从软硬程度上看,过软或过硬都会影响合理的体压分布,容易产生疲劳,所以,应有一个适宜的范围。并且通过增加座垫厚度,可以在一定程度上减小坐压及振动加速度,提高座垫的振动舒适性[6]。为达到舒适性要求,座垫发泡要有足够厚度。
假人H点前移量、下潜量以及座垫发泡厚度作为影响座椅安全性能及舒适性能的重要指标,不同的主机厂有不同的控制目标。本文借助有限元仿真手段,分析了影响假人H点前移量及下潜量的关键因素,并且提出了一种综合考虑座椅安全性能及舒适性的设计方法。
1 仿真模型的建立
根据GB11551法规中正碰试验座椅的位置、Hybrid Ⅲ型 50百分位假人摆放、安全带配置的要求,对座椅子系统正碰模型进行搭建,加载模拟50 km/h整车正碰的x向加速度曲线进行座椅子系统正碰冲击试验的仿真模拟。
1.1 座椅模型的建立
将在CATIA软件中建立好的座椅几何模型导入到HyperMesh中,对座椅进行结构几何清理,然后对座椅骨架、座垫及靠背发泡进行网格划分,座椅骨架采用四边形壳单元进行模拟,座垫及靠背面套采用三角形壳单元进行模拟,内部发泡用四面体实体单元进行模拟,通过控制单元尺寸及质量等途径,避免发泡负体积。
1.2 假人模型的建立
调整假人H点,使其与座椅H点重合,并调整假人坐姿使之与GB 11551规定要求相匹配。
定位好的假人臀部及背部与座椅发泡之间有较大穿透,因此,需要采用Ls-dyna进行发泡预压计算以消除初始穿透。预计算后可得到假人挤压后发泡的形状,发泡表面平滑,同时,得到发泡内实体单元初始应力应变,与实际更接近。预压后的座椅以及搭建好的座椅子系统台车试验仿真模型分别如图1、图2所示。

图1 预压后的座椅
Fig.1 Prepressed seat

图2 座椅子系统台车试验仿真模型
Fig.2 Simulation model for sled test of seat sub-system
1.3 安全带模型的建立
安全带的建模及捆绑使用的是前处理软件Primer,安全带采用一维单元和二维单元混合搭建,与假人接触的部分采用二维单元,其余部分用一维线性单元进行模拟,安全带要求紧贴假人,走向尽量与真实情况一致。采用Slipring单元模拟安全带上挂点滑环和Buckle处滑环;采用Retractor单元模拟安全带卷收器,并输入力与位移关系的加载和卸载曲线。试验选用的安全带为预紧限力安全带,因此,需要通过新增Pretensioner单元来模拟安全带点爆之后的预收紧作用。
1.4 分析设置
台车地板采用刚体模拟,并且将整车正碰试验时采集到的x向加速度曲线赋给地板,加速度曲线如图3所示。

图3 加速度曲线
Fig.3 Acceleration curve
在模型中还需要定义以下接触:假人与发泡接触、假人与安全带接触、座椅结构自身接触等等。接触主要采用*Automatic surface to surface和*Automatic single surface模拟。设置好接触条件,最后提交LS-DYNA求解器软件进行计算,并输出相应的计算结果文件。
1.5 初始结构分析结果
按照最初设计状态,搭建好座椅有限元模型后,对其进行仿真分析,分析结果如表1所示。
表1 初始模型分析结果
Tab.1 Analysis results of initial model

初始模型分析结果与设计要求的差距依然很大,因此需要对座椅进行优化设计。
2 正交试验设计
正交试验设计(Orthogonal experimental design)是研究多因素多水平的一种设计方法,它是根据正交性从全面试验中挑选出部分有代表性的点进行试验,找到各个因素不同水平对响应指标的影响规律,从而得到最佳方案。本文通过该试验方法对座椅的正碰性能进行优化[7]。
2.1 性能影响因素的确定
座椅子系统正碰试验工况下,假人由于惯性作用会与座椅发生脱离,此时,座椅座垫及安全带会对假人起到约束限制作用,其中,安全带对假人的限制作用有一部分通过座椅Buckle传递到座椅。座椅承受的假人的压力及安全带拉力见图4和图5。
通过对座椅两个受力的传递路径进行分解,考虑座椅内部的一些不可变区域,得到正碰受力的关键区域,并选取了5个性能影响因素,如表2所示。

图4 假人受力示意图(座椅相关)
Fig.4 Schematic diagram of dummy force (seat related)

图5 座椅受力路径示意图
Fig.5 Schematic diagram of seat force path
表2 正交试验所选参数
Tab.2 Parameters selected by orthogonal test

针对Buckle安装支架、防下潜管、防下潜管支撑结构等这5个因素,每个因素根据工程经验选取3个适当的水平,本文正交试验设计制定的因素及其水平见表3。
表3 正交试验设计因子水平表
Tab.3 Orthogonal test design factor level table

2.2 正交试验矩阵确定
由上文设计的试验因素及水平表可知,这是一个5因素3水平的正交试验,并且,不考虑各因素之间的交互作用,因此,可以选择L18(37)正交矩阵表安排试验,正交试验表及试验结果见表4所示。
表4 正交试验表及试验结果
Tab.4 Orthogonal test table and test result

2.3 分析试验样本
为了找出各影响因素对各响应指标的影响规律,采用极差分析法对数据进行分析。极差是一组数据中最大值和最小值之差,极差值R的大小反映了试验中各因素影响的大小。Rj越大,表明对于试验指标该因素的贡献作用越大,也就是说,这个因素是主要因素,在分析的时侯优先考虑[8]。
表5和表6分别为各影响因素不同水平对假人H点前移量和下潜量这两个响应指标的极差分析结果。
表5 假人H点前移量极差分析表/mm
Tab.5 Range analysis table of the forward displacement of the H point of dummy/mm

表6 假人H点下潜量极差分析表/mm
Tab.6 Range analysis table of H point submergence of the dummy

注:Kij——第j列(第j个因子)水平为i的响应均值;Rj——第j列(第j个因子)各水平响应均值的极差。
通过分析表5和表6的极差值,可以得出图6各参数对响应指标的极差柱状图,进而得出各因子对响应指标影响程度大小的排序为:前移量:A—C—D—B—E;下潜量:E—C—A—D—B。

图6 响应极差柱状图
Fig.6 Response range histogram
从图7、图8可以更直观地了解各因素对实验结果的影响情况。通常在一定范围内,希望假人在碰撞过程中H点前移量和下潜量值越小越好。通过对正交试验的直观分析法,由图7和图8选择假人H点前移量和下潜量的最优方案分别为:前移量:A1-B2-C1-D1-E3;下潜量:A3-B1-C1-D1-E3。

图7 H点前移量—响应均值曲线图
Fig.7 H point forward displacement—response mean curve

图8 H点下潜量—响应均值曲线图
Fig.8 H point submergence—response mean curve
综合平衡:A因子对于前移量为最重要影响因子,对于下潜量为中等重要影响因子,故选择A1; B因子对于前移量为次最不重要影响因子,对于下潜量为最不重要影响因子,故选择B2。
为了能够更合理地满足公司对座椅的安全性能要求,由综合平衡法,最终确定优化方案为:A1-B2-C1-D1-E3。
2.4 结构舒适性优化
座椅的结构设计不仅需要满足安全性能的要求,同时,还要考虑到能满足舒适度的要求。经过对座椅结构分析易知,座盆与CAS面(座垫发泡外表面)最小距离仅与C、D两因素有关,因此,在现有最优方案的基础上,对C、D两因素继续进行细化。
根据图7和图8的响应均值分析可知:(1)C:dx越小,前移量及下潜量越优;(2)D:dz越小,前移量及下潜量越优。因此,同时满足座垫发泡厚度50 mm,且前移量与下潜量值最小的C、D最优解,应该在与CAS线距离51 mm的线上(考虑座盆与防下潜管间隙1 mm),所以,在该直线上依次选取a,b,c三个点,如图9所示。

图9 优化设计方案图
Fig.9 Optimal design scheme
通过上文的综合平衡分析,在满足座椅的安全性能要求的前提下,我们控制A、B、E这三个因素选取方案不变,分别对a,b,c三个不同位置进行仿真分析,具体结果见表7。
表7 优化方案
Tab.7 Optimization scheme

通过表7可以看出,方案a假人在正碰试验过程中,H点前移量和下潜量均最小,这种设计方案既能满足座椅舒适度的要求,也能最大程度地满足座椅性能的需求。故综合分析后,座椅的结构设计选择方案a,结合上文,得出所需的座椅结构设计参数如表8。
表8 座椅结构设计参数
Tab.8 Design parameters of seat structure

4 结束语
(1)搭建了前排主驾座椅子系统正碰台车试验的仿真模型,从座椅子系统正碰工况的传力路径出发,确定了对座椅前移量及下潜量有影响的参数和结构。
(2)通过正交试验的方法,仿真计算分析确定了各影响因素对假人H点前移量及下潜量结果的影响,得出Buckle支架安装点相对H点位置对于前移量影响最重要,防下潜管截面对于下潜量影响最不重要等,对后续研究有一定指导意义。
(3)考虑座椅舒适性的要求,对综合最优解进行了进一步的优化,得到最终的工程方案,说明了这种研究方法的可行性,也大大减少了开发周期和费用。


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