알루미늄 스페이스 프레임 적용 차량의 충돌 안전도 설계 및 해석

碩士學位論文

알루미늄 스페이스 프레임 적용 차량의 충돌 안전도 설계 및 해석

Safety Design and Analysis for an Aluminum Space Frame Vehicle

國民大學校 自動車工學專門大學院 白 寅 峰

2001

알루미늄 스페이스 프레임 적용 차량의 충돌 안전도 설계 및 해석

Safety Design and Analysis for an Aluminum Space Frame Vehicle

指導敎授 許 昇 鎭

이 論文을 碩士學位 請求論文으로 提出함.

2001年 12月

國民大學校 自動車工學專門大學院

白 寅 峰

白寅峰의

碩士學位 請求論文을 認准함.

2001年 12月 日

審査委員長 金 尙 燮 ㊞ 審 査 委 員 任 弘 宰 ㊞ 審 査 委 員 許 昇 鎭 ㊞

國民大學校 自動車工學專門大學院

국 문 요 약

자동차 기술개발에 있어서 고성능, 고연비 및 환경친화적인 요구를 증대시키기 위하여 지금까지 자동차의 주재료로서 70%이상을 차지하고 있었던 철강재료가 가장 큰 변화를 받을 것으로 예측된다. 이러한 대체 경량재질의 선택을 위한 방안으로 적극적인 알루미늄 적용을 통한 차체의 설계 및 제작 기술개발이 필 요한 시점에서 이른바 알루미늄 초경량 차체 개발이 주요한 실례가 될 수 있 다. 초기 알루미늄 차체 제작방식은 기존의 강철판재를 이용한 일체형 차체구 조의 제작방식을 그대로 활용하여 단순히 알루미늄 재질로 대체하는 차체 제작 이 시도되었으며 최근에는 차체프레임 제작방식과 유사하게 Aluminum Space Frame(ASF) 제작방식이 도입되어 대표적인 초경량 차체의 제작 기술로서 크 게 주목 받고 있다. 본 논문에서는 ASF차체에 적용되고 있는 대표적인 알루미 늄 압출부재에 대한 충돌특성의 이론적 해석과 시험을 통하여 설계단면치수를 결정함과 동시에 실차 제작에 반영하였다. 또한 경량화를 위한 두께 감소 및 알루미늄의 재료 특성인 변형과정에서의 균열발생을 저감 시켜 효과적인 충돌 에너지 흡수부재로서의 기능을 수행할 수 있는 방법을 제시하였다. 나아가서 개발된 알루미늄 차체에 대한 전차량 모델에 대한 동적 충돌해석과 승객안전도 해석을 수행하여 충돌안전도 측면의 설계방안을 제시하였다.

목 차

국문 요약

LIST OF FIGURES LIST OF TABLES NOMENCLATURE

제 1 장 서 론 ···1

1.1 연구목적 ···1

1.2 국내·외 관련 연구 현황 ···3

1.3 연구내용 ···5

제 2 장 알루미늄 압출부재 대표단면에 대한 충격특성 연구 ···6

2.1 알루미늄 압출부재의 준 정적 시험 및 해석 개요 ···6

2.2 알루미늄 압출부재의 준 정적 충돌해석 모델 ···6

2.3 알루미늄 압출부재의 압축붕괴 시험 ···7

2.3.1 압축붕괴 시험부재 및 시험장치 ···7

2.3.2 압축붕괴 시험결과 ···9

2.3.3 알루미늄 압출부재 단면치수에 대한 설계유용 차트작성 ···16

2.4 파괴함수(Damage function)적용에 의한 시험 및 해석결과 연계 ···18

2.5 알루미늄 압출부재의 파장 길이 영역에 따른 좌굴 모우드 형태 연구 ···21

제 3 장 충돌안전도 및 경량화를 고려한 알루미늄 스페이스 프레임 전방차체 구조물의 설계 및 해석 연구 ···25

3.1 Rounding 및 Reinforcement 적용 알루미늄 압출부재 시험 ···25

3.1.1 Rounding 및 Reinforcement 적용 압축붕괴 시험 ···28

3.1.2 Rounding 및 Reinforcement 적용 굽힘붕괴 시험 ···33

3.2. 기타 알루미늄 압출부재 단면에 대한 Reinforcement 적용 해석 ···42

제 4 장 전방차체 구조물의 설계 및 충돌해석 ···48

4.1 전방차체의 충돌에너지 흡수구조물 모델 ···48

4.2 전방차체의 정면충돌해석 ···51

제 5 장 알루미늄 스페이스 프레임 차량의 정면충돌해석 ···59

5.1 정면충돌해석 모델 ···59

5.2 정면충돌해석 결과 ···61

제 6 장 승객안전도 해석 ···66

6.1 승객거동 해석을 위한 더미 모델 ···66

6.2 승객거동 해석결과 ···68

제 7 장 결 론 ···71

참고문헌 ···73

Abstract ···75

APPENDIX A 축방향 압축붕괴(axial collapse) 이론 ···76

APPENDIX B 굽힘붕괴 이론 ···80

감사의 글 ···82

LIST OF FIGURES

Fig. 2.1 Mathematical model for quasi-static crush analysis of aluminum extrusion

Fig. 2.2 Axial crush test machine (30ton U.T.M)

Fig. 2.3 Typical axial collapse modes of aluminum extrusions Fig. 2.4 Folding collapse mode (70×45×1.5)

Fig. 2.5 Comparison of force-displacement curves (70×45×1.5) Fig. 2.6 Folding and fracture mixed collapse mode (50×50×2.0) Fig. 2.7 Comparison of force-displacement curves (50×50×2.0) Fig. 2.8 Fracture collapse mode (105×64×3.0)

Fig. 2.9 Comparison of force-displacement curves (105×64×3.0) Fig. 2.10 Fracture collapse mode (100×45×2.5)

Fig. 2.11 Comparison of force-displacement curves (100×45×2.5) Fig. 2.12 Rounding collapse mode (60×48×4.0×r4)

Fig. 2.13 Comparison of force-displacement curves (60×48×4.0×r4) Fig. 2.14 Relationship of collapse modes

Fig. 2.15 Material characteristic curves

Fig. 2.16 Comparison of force-displacement curve with test, without damage function and without damage function Fig. 2.17 Comparison of maximum internal energy with test,

without damage function and with damage function Fig. 2.18 Definition of the plastic folding wave length, λ

Fig. 2.19 The effect of rounding application for aluminum extrusions Fig. 3.1 B.I.W model of aluminum space frame vehicle

Fig. 3.2 Frontal structure of aluminum space frame vehicle

Fig. 3.3 Test specimens of front apron member and front side member Fig. 3.4 Geometry of front apron member and front side member Fig. 3.5 Front apron member without rounding (ASF #2)

Fig. 3.6 Front apron member with rounding (ASF #3) Fig. 3.7 Force-displacement curves of front apron member

without rounding and with rounding

Fig. 3.8 Axial collapse modes of front side member depending on rounding and reinforcement

Fig. 3.9 Force-displacement curves of quasi-static axial crush test Fig. 3.10 Comparison of axial crush energy absorbing capacity

Fig. 3.11 Schematic view and real testing stand for bending collapse test Fig. 3.12 Deformed shape of front apron member in bending collapse test Fig. 3.13 Fracture shape of front apron member after bending collapse test Fig. 3.14 Force-displacement curves of front apron member

Fig. 3.15 Deformed shape of front side member in bending collapse test Fig. 3.16 Fracture shape of front side member after bending collapse test Fig. 3.17 Force-displacement curves of front side member

Fig. 3.18 Comparison of maximum internal energy per unit mass Fig. 3.19 Various types of reinforcement

Fig. 3.20 Deformed shape of axial crash simulation Fig. 3.21 Deformed shape of bending crash simulation

Fig. 3.22 Comparison of force-displacement curves w.r.t axial collapse Fig. 3.23 Comparison of force-displacement curves w.r.t bending collapse Fig. 4.1 Schematic view of suggested 3part frontal sub-structure model Fig. 4.2 Design of front side member with initiator

Fig. 4.3 Design of connector and back supporting member

Fig. 4.4 Sub-structure model for crash analysis Fig. 4.5 Frontal structure of ASF #2

Fig. 4.6 Deformed shape of ASF #2 sub-structure model Fig. 4.7 Deformed shape of Type I sub-structure model Fig. 4.8 Deformed shape of Type II sub-structure model Fig. 4.9 Deformed shape of Type III sub-structure model Fig. 4.10 Force-displacement curves of sub-structure model Fig. 4.11 Acceleration curves of sub-structure model

Fig. 4.12 Displacement curves of sub-structure model Fig. 4.13 Internal energy curves of sub-structure model Fig. 4.14 Comparison of energy absorption performance with

initiator concepts

Fig. 5.1 Boundary condition of aluminum space frame vehicle for crash analysis

Fig. 5.2 B.I.W model of ASF #3 with reinforced parts

Fig. 5.3 Deformed shape in frontal crash to FMVSS 208 at 30mph Fig. 5.4 Displacement and acceleration check point

Fig. 5.5 Acceleration curves at B-pillar Fig. 5.6 Displacement curves at B-pillar

Fig. 6.1 Dummy model for occupant behavior in sled analysis Fig. 6.2 Input point of acceleration curve

Fig. 6.3 Occupant behavior in sled analysis

Fig. 6.4 Acceleration curves in center of gravity of dummy head Fig. 6.5 Acceleration curves in center of gravity of dummy chest Fig. A.1 Superfolding element by Wierzbicki

Fig. B.1 Failure mechanism by Kecman

LIST OF TABLES

Table 1.1 Effective of weight saving for aluminum vehicles Table 2.1 Material property of aluminum test specimens Table 2.2 Dimension of aluminum test specimens

Table 2.3 Wave length of test specimens w.r.t folding collapse type Table 3.1 Comparison of axial crash energy absorbing capacity Table 3.2 Comparison of bending crash energy absorbing capacity Table 6.1 Results of sled analysis

NOMENCLATURE

a Height of a member b Width of a member E_b Bending energy E_r Rolling energy

E_T Total energy dissipation of one layer of superfolding elements

E_b

̇ Rate of energy dissipated in cylindrical element by Wierzbicki E_cor

̇ Rate of energy dissipated in corner element by Wierzbicki E_rol

̇ Rate of energy dissipated in trapezoidal element by Wierzbicki E_ten

̇ Rate of energy dissipated in tensile flange element by Wierzbicki E_w

̇ Rate of energy dissipated in web element by Wierzbicki H Half wave folding length

M_O Fully plastic bending moment of the wall (= σO t²/4) M_O^{( i)} Fully plastic bending moment of the ith hinge(per unit

length)

M_αβ Bending moment N_αβ Membrane forces P_m Mean crash/crush load

P_m Mean crush load for a rigid-plastic or strain-hardening materials

r Radius of curvature S Current shell midsurface t Thickness of a member ε_αβ

̇ Extensive rate tensor

̇δ Relative velocity of the uniformity shortened edges of the basic folding mechanism

θ Rotational angle

[ θ̇ ] Jump of the rate of rotation across the ith moving hinge line

φ Load angle in oblique collapse σ_O Equivalent flow stress

λ Plastic folding wave length

제 1 장 서 론

1.1 연구목적

오늘날 도로 교통시스템이 급격히 발달됨에 따라서 차량의 안전성, 승차감 및 편리성, 주행성능 측면에서의 기술개발이 더욱 절실히 요구되고 있다. 이는 결국 회사 경영적인 측면에서는 세계적으로 첨예하게 대립되고 있는 치열한 자 동차 기술 경쟁력 확보를 위하여 필수적인 차량 개발 엔지니어의 주요 업무가 되고있는 반면에, 사회적인 측면에서는 ‘환경보호’ 측면의 새로운 추가적인 엔 지니어링 해결과제가 수반되고 있다. 즉, 자원의 보호요구, Recycling 관련법규, 배기가스 규제 등이 이에 해당되며, 법적 및 사회적 요구는 더욱 강화되고 있 는 실정이다. 이러한 환경 차원의 기술적 요구사항은 무엇보다도 차량의 경량 화 대책 수립에 의하여 검토·해결될 수 있을 것이다. 그러나, 종래의 자동차 기술 개발의 설계 목표인 고안전 차량, 승차감 및 편리성의 차량, 고성능 차량 의 개발과제는 환경 보호적인 측면과 상반되어 급격한 차량 무게의 증가를 요 구하고 있다. 이와 같이 상반되는 자동차 기술개발 목표를 해결하기 위해서는 우선적으로 전체 차량 중량의 20∼30% 이상을 차지하고 있는 차체(Body) 중량 을 최소화 및 최적화 시켜야 할 것이다.

차체 중량의 경량화를 위해서는 대체 경량 재질의 선택, 새로운 가공 및 조 립 기술의 개발, 초기 개발 과정에서의 차체 최적화 설계 기술의 도입 등이 대 표적으로 고려될 수 있다. 특히, 대체 경량 재질의 선택과 관련하여 적극적인 알루미늄의 적용을 통한 차체의 설계 및 제작 기술 개발과 관련되어 이른바 알 루미늄 스페이스 프레임 차량(Aluminum Space Frame Vehicle) 개발을 대표적 인 예로 들 수 있다. 일반적으로 알루미늄 재질을 이용한 차체 제작 시 기준

철제차체에 비하여 동일한 차체 강성(Body Stiffness) 조건을 만족시킬 때 대 략적으로 30% 이상의 경량화 목표에 도달할 수 있는 것으로 알려져 있다. 또 한, 동일한 차체 강성 유지를 위하여 단면 두께를 기존 철재 차체에 비하여 약 40%이상 증대되게 됨으로써 차체 강도(Body Strength) 및 내구수명 (Durability Life Cycle)적인 측면에서 매우 우수할 뿐 아니라 경량화에 따른 차 체 굽힘(Bending) 및 회전(Torsion) 고유진동수의 증가는 엔진 공진 영역에서 의 차체 진동 소음 성능 향상을 기대할 수 있다. 나아가서 무엇보다도 차량 경 량화 및 단면 두께의 증가는 결국 단위 무게 당 차체의 충돌에너지 흡수능력 (Crash Energy Absorption Performance)을 기존 철제 차체에 비하여 극대화시 킬 수 있는 장점이 있다. 따라서 알루미늄 초경량 차체의 제작 기술과 관련되 는 용접 및 접합기술, 3차원 굽힘(Bending)기술, Hydroforming 기술 등이 개발 되는 경우, 알루미늄 초경량 차체는 앞서 서술한 바와 같은 ‘차량 성능의 극대 화’ 와 ‘환경보호 법규의 만족’ 이라는 상반되는 차량 엔지니어링 기술 요구사 항을 동시에 해결할 수 있는 첨단 자동차 기술분야의 핵심기술 분야로 고려될 수 있다.

본 논문에서는 차체 제작용 대표적인 알루미늄 압출부재에 대한 충돌특성의 이론적 해석과 시험을 통하여 설계단면치수를 결정함과 동시에 실차 제작에 반 영하는 한편 이러한 설계단면치수에 대한 데이터베이스화를 통한 설계가이드라 인으로서의 역할을 담당하게 하였으며 또한 경량화를 위한 두께 감소 및 알루 미늄의 재료 특성인 변형과정에서의 균열발생을 저감시켜 효과적인 충돌에너지 흡수부재로서의 역할을 수행할 수 있는 방법을 제시하였다. 나아가서 개발된 알루미늄 차체에 대한 전차량 모델에 대한 동적 충돌해석을 수행하여 충돌안전 도 측면의 설계방안을 제시하였다.

1.2 국내 외 관련 연구 현황

부재의 충돌안전도에 관한 연구는 1970년대 후반부터 본격적으로 시작되었으 며 주로 단순 사각부재의 붕괴거동을 규명하는 이론적인 고찰과 실험적 연구들 이 주류를 이루어 왔다. 이후 1980년대 후반 이후 컴퓨터 시스템의 발달과 함 께 다양한 비 선형 유한요소 해석 프로그램(Non-linear finite element analysis program)의 개발 및 상용화는 단순 부재뿐만 아니라 전체 차량의 해석 및 개 발에 있어서 많은 발전을 가져다 주었다. 이와 같은 해석기술의 발달과 더불어 자동차 기술개발에 있어서 차체 경량화와 고안전도 확보의 두 가지 상충조건을 만족하려는 노력이 선진 자동차 업계를 중심으로 이루어지기 시작하였으며 현 재 일반적으로 적용되어 오고 있는 모노코크 타입의 차체 제작방법에서는 기대 할 수 없는 자동차의 경량화와 다품종 소량생산에 가장 유리한 알루미늄 스페 이스 프레임 제작에 대한 기본적인 설계기술, 해석기술, 제작기술 등의 개발이 발전되기 시작하였다.

자동차선진국의 알루미늄적용 차체경량화 동향을 살펴보면 크게 Aluminum Space Frame차체와 Aluminum Monocoque 차체로 대별 할 수 있는데 근래에 는 대부분의 자동차 업체들이 Space Frame차체를 주로 개발하고 있다. 이는 Aluminum Space Frame 차체가 경량화 및 충돌특성 향상 이외에도 모델변경 이 용이하며 소량 다품종 생산이 가능한 장점이 있어 소비자들의 다양한 요구 에 신속한 대응이 가능하기 때문이다. 이러한 Aluminum Space Frame 차체의 경우 차체외판을 알루미늄 또는 플라스틱을 적용하고 있는 경우가 많다. 알루 미늄 외판은 경량화율을 높일 수 있다는 장점은 있으나 디자인 자유도가 낮은 단점이 있고 플라스틱 외판의 경우 경량화율이 떨어지는 단점은 있으나 디자인 자유도가 높은 장점이 있어 자동차업체들의 자체 기술수준 등을 고려하여 외판 적용 재질을 선택하고 있다. 현재 생산차량의 차체로 가장 많이 사용되고 있는

강판 모노코크 차체를 대체한 차량이 많이 개발되고 있으며 이는 재질, 차체구 성방식, 생산공정 및 조립방식에 따라 분류된다. 다음 Table 1.1 은 여러 다른 차체 구성방식 중 알루미늄이 적용되어 개발된 차체 및 그에 따른 경량화 효과 를 나타낸 표이다. 이외에 알루미늄 스페이스 프레임 차체를 채용한 차량으로 GM사가 개발한 전기자동차 EV1(IMPACT), 북미의 전기자동차 콘소시움인 CALSTART PIVCO사의 전기자동차 CITI Bee, Audi사가 ALCOA사와 공동 개발하여 우수한 충돌안전성능으로 널리 알려진 Audi A8, LOTUS사가 접착결 합을 적용하여 개발한 Elise, Opel사의 MAXX등이 있다.

국내에서도 Aluminum Space Frame 적용 경량차체개발을 위한 연구가 근간 에 진행되어 왔으나 기술자립 및 실용화 단계에는 아직 미흡한 실정이다. 이러 한 이유로는 지금까지 국내시장규모가 작고 설비 및 연구개발에 막대한 투자가 요구된다는 점 때문에 국내자동차업계에서 적극적인 투자 및 개발이 이루어지 지 않았기 때문이다. 그러나 자동차 사업의 일대 전환기를 맞고 있는 국내 자 동차 산업은 성능이 우수하고 경량화율이 높은 Aluminum Space Frame 적용 차량 개발 및 생산단계로 진입하기 위한 연구개발의 중요성이 그 어느 때보다 크게 인식되고 있다. 국내자동차산업이 Aluminum Space Frame 적용차량의 양 산단계로 발전하기 위해서는 단순히 알루미늄 압출재용 합금설계기술, 압출재 가공 및 성형기술 정립과 연결부위 주조기술과 접합기술등과 같은 Aluminum Space Frame 제작기술의 개발뿐만 아니라 재료변경에 따른 차체구조해석 및 충돌해석과 같은 해석기술의 정립, 최적설계, 재료 대체설계기술 같은 설계기술 의 정립, 대량생산기술, 평가기술과 같은 양산기술의 정립 등 자동차 생산에 관 련된 전반적인 기술개발 및 확립이 요구되어진다.

Table 1.1 Effective of weight saving for aluminum vehicles

Vehicle Mass in Steel (kg)

Mass in Aluminum (kg)

Mass Saved (%)

Audi 100 280 149 47

Porsche928 303 161 47

Honda NSX 350 210 40

Bertone X1/9 192 130 33

Pontiac Fiero 444 303 32

Ferrari 408 99 68 31

1.3 연구내용

제 2 장에서는 초경량 Aluminum Space Frame 차체개발에 있어서 경량화 및 충돌안전도 측면의 상충되는 개념을 만족시킬 수 있는 알루미늄 충격 흡수 부 재의 설계 및 해석에 대한 연구를 수행한다.

제 3 장에서는 Rounding 및 Reinforcement를 적용하여 기존 Front Side Member의 충돌성능을 향상시킨 전방 충돌 에너지 흡수 부재들에 대한 시험 및 해석 연구를 수행한다.

제 4 장에서는 기존의 전방 구조의 단점을 보완하는 새로운 개념의 전방 차체 구조를 제시한다.

제 5 장에서는 ASF #2와 이를 보강한 ASF #3의 충돌해석을 실시한 결과를 바 탕으로 단품설계에 의한 시험 및 해석 결과와의 상호 연계성을 평가한다.

제 6 장에서는 전 차량 충돌해석결과를 바탕으로 ASF #2와 이를 보강한 ASF

#3 차량에 대한 승객 거동해석을 수행하여 승객 안전도를 비교 평가한다.

마지막으로 제 7 장 의 결론에서 각 장의 연구 결과를 도출하고 이에 대한 고 찰을 수행한다.

제 2 장 알루미늄 압출부재 대표 단면에 대한 충격 특성 연구

2.1 알루미늄 압출부재의 준 정적 시험 및 해석 개요

알루미늄 압출부재를 이용하여 충돌 에너지 흡수부재를 설계 시 기대할 수 있 는 단면형상 및 접힘 모우드에 대한 안전도 측면에서의 비교 평가가 선행되어 야 하며 이에 대한 시험적 확인을 위하여 서로 다른 단면형상 및 두께를 가진 압출부재에 대하여 해석 및 시험을 실시하였다. 본 논문에서는 Aluminum Space Frame 차량의 Front Side Member를 포함하는 주요 차체구조물에 적용 되는 알루미늄 압출부재를 사용하였으며 이와 같은 단품시험 및 해석에 의한 결과는 Aluminum Space Frame 차량의 실 차 제작을 위한 충돌안전도 측면에 서의 효과적인 설계단면치수 결정을 위한 데이터베이스로서 사용될 수 있을 것 이다.

2.2 알루미늄 압출부재의 준 정적 충돌해석 모델

차량 전방 구조물을 이루는 알루미늄 압출부재에 대하여 충돌에너지 흡수부재 로서의 역할을 위한 실제 충돌상황을 가정한 해석 모델을 Fig. 2.1과 같이 설정 하였다. 해석 모델은 길이 250mm, 모델의 끝단에 600kg의 질량을 부착한 상태 에서 1km/h의 속도로 무한 강체벽에 충돌하도록 설정하였다. 부착한 질량은 무 한대의 강성 및 6개의 자유도를 갖는 강체요소로 정의하였다. 질량 600kg이 부 착된 부분은 축방향 자유도를 제외한 나머지 자유도를 모두 구속시켰으며 고정 벽의 마찰계수는 0.3을 적용하였다.

2.3 알루미늄 압출부재의 압축붕괴 시험

2.3.1 압축붕괴 시험부재 및 시험장치

본 논문에서는 Aluminum Space Frame Vehicle의 전방측면부재(Front Side Member)를 포함하여 충돌 시 충격에너지 흡수를 위한 주요 전방구조물을 이 루고 있는 알루미늄 압출재의 서로 다른 단면을 가진 15종류의 시험부재들에 대하여 준 정적(quasi-static) 압괴 시험을 수행하였다. 실험장비로는 Fig. 2.2 와 같은 30ton U.T.M(Universal Testing Machine)을 사용하였으며 시험부재의 기계적 성질과 종류는 Table 2.1, Table 2.2에 나타내었다.

Fig. 2.1 Mathematical model for quasi-static crush analysis of aluminum extrusion

Table 2.1 Material property of aluminum test specimens Extrusion

Material

Young's Modulus [GPa]

Density [g/cm³]

Poisson's Ratio

Yield Stress [MPa]

AL6061-T6 70.5 2.7 0.34 275

Table 2.2 Dimension of aluminum test specimens Dimensions

(a×b×t)

형 상 비 (b/a)

후 폭 비 (t/b)

Cross sectional area (mm²)

30×20×1.0 0.67 0.05 96.0

50×40×2.0 0.8 0.05 344.0

70×45×1.5 0.64 0.03 336.0

80×40×1.5 0.5 0.038 351.0

45×35×2.0 0.78 0.057 304.0

50×50×2.0 1.0 0.04 384.0

80×30×1.1 0.38 0.037 237.2

80×30×1.5 0.38 0.05 321.0

50×50×3.0 1.0 0.06 564.0

56×53×3.0 0.95 0.057 618.0

100×40×2.2 0.4 0.055 596.64

120×50×3.0 0.42 0.06 984.0

105×64×3.0 0.61 0.047 978.0

150×50×3.0 0.33 0.06 1164.0

100×45×2.5 0.45 0.056 700.0

Fig. 2.2 Axial crush test machine (30ton U.T.M)

2.3.2 압축붕괴 시험결과

압축붕괴 시험의 결과 충돌에너지 흡수 부재로서의 역할을 담당하여야 하는 알 루미늄 압출부재의 압괴모우드(Collapse mode)는 단면 형상비(Aspect ratio)와 두께(Thickness)에 따라 대표적인 3가지 모우드로 분류될 수 있으며 이는 다음 Fig. 2.3과 같이 초기 좌굴의 발생 후 하중이 지속되어도 접힘이 규칙적으로 발 생하는 접힘 좌굴 모우드(Folding collapse mode, Type I), 초기 좌굴 발생 시 부재의 균열이 생겨 떨어져 나간 후 하중이 지속되면 이러한 접힘과 균열발생 반복의 혼합 좌굴 모우드(Folding and fracture mixed collapse mode, Type II), 초기 좌굴 시 발생한 균열이 하중이 지속되면 부재의 완전한 파괴로 전이되는 균열 좌굴 모우드(Fracture collapse mode, Type III)이다. Fig. 2.3에서 보인 3 가지 좌굴 모우드에 대한 각 부재의 시험 및 해석에 의한 붕괴 거동과 힘-변위 선도, 평균 압괴 하중을 Fig. 2.4 ∼ Fig. 2.13에 각각 나타내었다.

(a) Type I : Folding collapse mode

(b) Type II : Folding and fracture mixed collapse mode

(c) Type III : Fracture collapse mode

Fig. 2.3 Typical axial collapse modes of aluminum extrusions

Fig. 2.4 Folding collapse mode (70×45×1.5)

Fig. 2.5 Comparison of force-displacement curves (70×45×1.5)

Fig. 2.6 Folding and fracture mixed collapse mode (50×50×2.0)

Fig. 2.7 Comparison of force-displacement curves (50×50×2.0)

Fig. 2.8 Fracture collapse mode (105×64×3.0)

Fig. 2.9 Comparison of force-displacement curves (105×64×3.0)

Fig. 2.10 Fracture collapse mode (100×45×2.5)

Fig. 2.11 Comparison of force-displacement curves (100×45×2.5)

Fig. 2.12 Rounding collapse mode (60×48×4.0×r4)

Fig. 2.13 Comparison of force-displacement curves (60×48×4.0×r4)

2.3.3 알루미늄 압출부재 단면치수에 대한 설계유용 차트작성

알루미늄 압출재에 대한 시험결과로부터 확인된 3가지 유형의 압괴 좌굴 모우 드에 대하여 해당 단면의 형상비, 후폭비, 두께와의 관계도를 Fig. 2.14에 나타 내었다. Fig. 2.14(a)에서 압출 부재의 형상비(Aspect ratio)가 0.8이상, 0.5이하 인 경우 압괴 시 Type II, Type III 형태의 균열 발생이 나타나는 범위이며 후 폭비(Aspect ratio vs thickness to width ratio)는 0.05이상의 경우 대부분의 시 험대상부재에서 Type III 형태의 좌굴 모우드를 보이고 있다. Fig. 2.14(b)의 결 과에서 압괴시험 시 균열발생은 부재의 두께에 가장 민감한 영향을 받는 것을 알 수 있다. 이는 두께 2t를 기준으로 그 이상의 영역에서 모든 시험부재가 Type III형태로 전이되는 결과로부터 알루미늄 압출 부재를 이용한 충돌 부재 를 설계 시 두께에 대한 설계영역이 매우 제한되는 단점을 확인하였다. 그러나 Fig. 2.12의 압출 부재의 모서리를 라운딩 처리한 경우 두께는 4t로서 만일 라 운딩 처리를 하지 않았다면 Fig. 2.14(b)에서 Type III영역에 해당되었겠지만 실제 시험 결과 좌굴 모우드는 Type I 과 Type II가 복합되어 나타나는 형태 를 보였다. 즉 모서리에 라운딩 처리를 함으로서 재료의 파괴에 대한 두께의 설계 민감도를 줄이며 설계영역을 그 만큼 확장시킬 수 있는 장점을 얻을 수 있었다. 이에 대한 자세한 시험 결과는 논문의 뒤 절에서 자세히 설명하기로 한다. 결론적으로 이러한 설계 유용차트로부터 알루미늄 압출 부재를 이용한 충돌안전도 설계 시 충돌에너지 흡수능력이 가장 우수한 접힘 좌굴 모우드를 유도하기 위한 압출재의 선택을 위하여 후폭비 및 형상비가 중요한 설계변수가 됨을 확인할 수 있었으며 또한 차체구조물의 단면결정을 위한 중요한 설계가이 드라인이 되리라 판단된다.

(a) Aspect ratio vs thickness to width ratio

(b) Aspect ratio vs thickness

Fig. 2.14 Relationship of collapse modes

2.4 파괴함수(Damage function)적용에 의한 시험 및 해석결과 연계

알루미늄 압출 부재의 준 정적 압축 붕괴시험에 대한 적절한 해석 기법을 연구 하기 위하여 알루미늄 재질의 파괴(fracture) 특성을 고려한 파괴함수(Damage function) 곡선 응용 해석을 수행하였다. FE-Model의 해석은 Explicit Dynamic Code인 PAM-CRASH를 사용하여 준 정적 해석을 수행하였다. 해석에 적용된 파괴함수 곡선 및 실제 재료의 특성 시험을 통하여 얻어진 재료 특성 곡선을 Fig. 2.15에 제시하였다.

Fig. 2.15 Material characteristic curves

Fig. 2.15에서 정의한 파괴함수를 적용하여 준 정적 압괴 해석을 수행 한 후, 2.3.2절에서의 3가지 좌굴 형태에 대한 압축 붕괴시험 결과와 비교하였다. Fig.

2.16에 대표적인 Type I, Type II, Type III에 해당하는 압출 부재의 시험결과, 파괴함수를 적용하지 않은 해석결과, 파괴함수를 적용한 해석결과의 힘-변위 선도와 각각의 평균 압괴 하중(Mean crush load)을 나타내었다.

(a) Folding collapse mode for 70 ×45×1.5

(b) Folding and fracture collapse mode for 50×50×2.0

(c) Fracture collapse mode for 100×40×2.2

Fig. 2.16 Comparison of force-displacement curve with test, without damage function and without damage function

Fig. 2.17 Comparison of maximum internal energy with test, without damage function and with damage function

Fig. 2.17에서 파괴함수를 적용한 해석 결과 충격에너지 흡수능력의 크기는 시 험 결과에 거의 유사하게 일치하는 경향을 확인할 수 있었다. 즉 알루미늄 압 출 부재를 이용하여 충돌 문제의 적용을 위한 해석 시 파괴함수를 적용함으로 서 보다 타당성 있는 해석 결과를 얻을 수 있을 것으로 판단된다.

2.5 알루미늄 압출부재의 파장 길이 영역에 따른 좌굴 모우드 형태 연구

서로 다른 단면 형상을 갖는 알루미늄 압출 부재에 대한 압축 붕괴 시험 결과, Type III의 좌굴 모우드는 차체구조물의 충돌 특성을 고려할 때, 재료의 파괴 로 인한 충격에너지의 소실로 에너지 흡수율이 저조하게 되는 부적절한 압괴 모우드임을 앞 절에서 살펴보았다. 따라서 알루미늄 압출부재를 이용한 차체구 조물의 설계 시 Type III의 좌굴 모우드를 발생시키는 형상 부재는 제외되어야 할 것이다. 이러한 좌굴 모우드에 대한 설계 가이드라인을 좀더 체계적으로 설 정하기 위하여 알루미늅 압출부재의 반 파장 길이에 따른 좌굴 모우드 형태를 분석해 보았다. 여기서 압괴에 따른 좌굴발생 시 부재의 국부 좌굴에 대하여 파장길이(Wave length)라 하며 λ로 표시한다. 부재의 첫 번째 접힘의 제일 위 부분까지의 거리인 파장길이(Wave length, 4Hfold) 의 단면정의는 Fig. 2.18에 나타내었으며 (Abramowicz 1989, Wierzbicki 1983, Wierzbicki 1990)에 의해 다음 식 2.1과 같이 정의할 수 있다. 식 2.1에 의하여 계산된 파장길이와 시험 에 따른 압괴 모우드 분류표를 Table 2.3에 제시하였다.

4 H

= 1.966

( a + b

2 )

t = λ

Fig. 2.18 Definition of the plastic folding wave length, λ

Table 2.3 Wave length of test specimens w.r.t folding collapse type Dimensions

(a×b×t)

형 상 비 (b/a)

후 폭 비 (t/b)

Wave length (λ) (mm)

30×20×1.0 0.67 0.05 16.80

50×40×2.0 0.8 0.05 31.34

70×45×1.5 0.64 0.03 33.52

80×40×1.5 0.5 0.038 34.50

45×35×2.0 0.78 0.057 28.98

50×50×2.0 1.0 0.04 33.62

80×30×1.1 0.38 0.037 29.36

80×30×1.5 0.38 0.05 32.54

50×50×3.0 1.0 0.06 38.48

56×53×3.0 0.95 0.057 40.76

100×40×2.2 0.4 0.055 43.44

120×50×3.0 0.42 0.06 54.80

105×64×3.0 0.61 0.047 54.60

150×50×3.0 0.33 0.06 61.08

100×45×2.5 0.45 0.056 46.40

Fig. 2.19에서는 알루미늄 압출 부재의 형상비 및 후폭비 그리고 파장길이와의 관계를 3차원 그래프로 나타내었다. 파장길이가 25mm∼35mm일 때, 접힘과 균 열이 동시에 발생하는 전이 영역임을 알 수 있었으며 알루미늄 압출 부재의 모 서리 부위에 라운딩 처리를 하였을 경우에는 압괴 시, 파장길이가 라운딩 처리 를 하지 않았을 경우와 비교하여 최대 50% 이상 줄어들어 접힘 좌굴 모우드인 Type I 쪽으로 접근하는 것을 확인하였다. 알루미늄 압출 부재의 파장길이를 통하여 압괴 모우드를 분류할 수 있었으며 라운딩 처리에 의하여 알루미늄 압 출부재의 파장 길이를 줄일 수 있음을 시험적으로 확인하였다. 이는 또한, 알루 미늄 압출 부재의 파괴 특성을 상당히 방지하는 효과로 볼 수 있으므로 위와 같은 결과들이 차체의 충격에너지 흡수 부재 설계 시 유용한 설계 가이드 라인 으로 제시될 수 있다고 사료된다.

(a) without rounding

(b) with rounding

Fig. 2.19 The effect of rounding application for aluminum extrusions

제 3 장 충돌안전도 및 경량화를 고려한 알루미늄 스페이스 프레임 전방차체 구조물의 설계 및 해석 연구

3.1 Rounding 및 Reinforcement 적용 알루미늄 압출부재 시험

2.3.2 절의 Fig. 2.14에서 모서리에 Rounding을 적용한 부재의 압축 붕괴 시험 결과 두께의 재료 파괴 전이 기준이었던 2t 이상인 영역에서도 좌굴 모우드가 접힘으로 유도되는 결과를 확인할 수 있었다. 따라서 차량의 충돌 시 전방구조 물에서의 충돌에너지 흡수를 위한 안정적인 접힘을 유도하기 위하여 전방구조 의 주요 충돌부재인 Front Apron Member와 Front Side Member 에 대하여 모서리에 Rounding을 적용시킨 시험 부재로 압괴 및 굽힘 붕괴시험을 실시하 였다. 특히 충돌에너지 흡수차원에서 가장 중요한 역할을 하는 Front Side Member의 경우 두께를 줄여 경량화를 시키기 위한 목적으로 단순한 사각 박 스 형태의 단면이 아닌 내부에 보강재를 추가시킨 압출부재를 추가로 시험하였 다. Rounding 및 Reinforcement 가 적용되지 않은 부재는 실제 알루미늄 스페 이스 프레임 2호차(이하 ASF #2) 모델의 전방구조물이며 알루미늄 스페이스 프레임 3호차(이하 ASF #3) 모델은 Front Apron Member 및 Front Side Member를 포함하여 모든 압출부재들에 Rounding을 적용하였으며 특히 Front Side Member에는 Reinforcement를 추가로 적용하였다. 다음 Fig. 3.1에 실제 알루미늄 스페이스 프레임 차량의 B.I.W 모델과 전방의 Fig. 3.2에 Front Apron Member 및 Front Side Member의 압출부재를 나타내었다. Fig. 3.3는 실제 차량에 적용되는 Front Apron Member 및 Front Side Member의 단품 해석을 위한 압출부재이며, Fig. 3.4에 상세 단면형상을 나타내었다.

Fig. 3.1 B.I.W model of aluminum space frame vehicle

Fig. 3.2 Frontal structure of aluminum space frame vehicle

Front Apron Member

Front Side Member

Fig. 3.3 Test specimens of front apron member and front side member

Fig. 3.4 Geometry of front apron member and front side member

3.1.1 Rounding 및 Reinforcement 적용 압축붕괴 시험

다음 Fig. 3.5는 실제 ASF #2와 ASF #3의 Front Apron Member 와 Front Side Member의 압축붕괴 시험을 나타낸 결과이다.

Fig. 3.5 Front apron member without rounding (ASF #2)

Fig. 3.6 Front apron member with rounding (ASF #3)

Fig. 3.5의 실제 변형양상을 보면 Rounding이 미 적용된 부재는 2.3.2절에서 나 타낸 설계유용차트에서 좌굴 시 접힘과 파괴가 반복되어 나타나는 Type II에 해당하는 것으로 초기 좌굴 발생 이 후 재료의 파괴가 이어지며 최종 압괴 후

상당히 불안정한 좌굴 형태를 보이고 있다. 반면 Fig. 3.6의 Rounding을 적용한 부재의 경우 그림과 같이 전혀 재료의 파괴가 발생하지 않으며 상대적으로 안 정된 좌굴 모우드를 나타냄을 알 수 있다. 이러한 Rounding을 적용한 부재의 경우 충돌 시 Rounding을 미 적용한 부재와 비교하여 에너지흡수 측면에서 훨 씬 유리한 모델임을 예상할 수 있다. 이는 다음 Fig. 3.7의 힘-변위 선도 결과 로부터 확인 할 수 있다. 충격에너지흡수의 척도가 되는 평균 압괴 하중(Mean crush load)의 값은 Rounding을 적용하지 않은 경우 24.2kN, 적용한 경우 33.5kN으로 Rounding을 적용한 ASF #3의 Front Apron Member가 약 37% 증 가된 결과를 나타내었다. 이러한 결과는 그림에서 초기 좌굴 시 Roundig을 미 적용한 부재는 값이 거의 0 가까이 떨어지는 경향을 보이는 데 즉 이 시기에 재료의 파괴로 인한 충격에너지흡수 소실이 가장 극대화되는 부분이다.

Fig. 3.7 Force-displacement curve of front apron member without rounding and with rounding

다음은 차량의 충돌 시 충돌에너지 흡수차원에서 가장 중요한 역할을 하는 ASF #2 Front Side Member와 여기에 Rounding을 적용한 부재, Rounding 및 Reinforcement를 모두 적용한 ASF #3 Front Side Member 에 대하여 압축 붕 괴 시험을 실시한 결과이다. ASF #2 Front Side Member의 경우 압괴 시험 시 Type III에 해당되는 결과를 나타내었다. 반면 ASF #3 Front Side Member는 두께를 감소시키고 최적의 Reinforcement 형상 및 Rounding 적용에 의하여 접 힘 좌굴 형상이 Type I 으로 전이되었음을 다음 Fig. 3.8에서 나타내었다.

Fig. 3.8(a)의 Rounding 및 Reinforcement를 미 적용한 ASF #2의 Front Side Member는 초기 좌굴 시 균열발생과 더불어 이 후 하중의 지속에 따라 재료의 완전한 파괴로 진행된다. 반면 Fig. 3.8(b)의 경우와 같이 두께는 변화시키지 않 은 상태에서 모서리에 Rounding을 적용한 모델은 압괴 시험 결과 초기 좌굴이 발생하면서 모서리 부분에서의 응력 집중이 분산되어 시험 부재의 중간 부위에 서 발생하던 균열이 나타나지 않음을 확인하였다. 또한 Fig. 3.8(c) 와 같이 무 게를 약 4.5%감소시키고 Rounding 및 Reinforcement를 모두 적용한 모델에 대 한 시험결과는 초기 좌굴 시의 균열발생 역시 나타나지 않았으며 좌굴에 따른 접힘 형상은 Rounding만을 적용한 경우 보다 접힘에 대한 파장길이(Wave length)가 3배 가까이 짧아져 단위 길이에 대한 효율적인 충격에너지흡수를 위 한 부재 사용 율을 나타내었다. 위와 같은 세 가지 모델에 대한 충격에너지 흡 수 정도를 나타내는 힘-변위 선도를 Fig. 3.9에 나타내어 비교하였다. 균열발생 이 나타나지 않으며 접힘 형상이 안정적인 ASF #3의 Front Side Member의 경우 기존의 ASF #2의 Front Side Member와 비교하여 평균 압괴 하중이 3.5 배 증가하여 충돌에너지 흡수 측면에서 매우 우수한 결과를 보이고 있다. 이와 같은 결과를 요약해 볼 때 알루미늄 스페이스 프레임 차체의 충돌 안전도를 고 려한 설계 시 알루미늄 압출 부재의 단면 형상은 동일한 중량 하에서 Reinforcement 및 Rounding을 고려한 설계가 필수적이라 할 수 있겠다.

(a) Front Side Member without rounding (ASF #2)

(b) Front Side Member with rounding

(c) Front Side Member with rounding and reinforcement (ASF #3)

Fig. 3.8 Axial collapse modes of front side member depending on rounding and reinforcement

Fig. 3.9 Force-displacement curves of quasi-static axial crush test

Fig. 3.10 Comparison of axial crush energy absorbing capacity

3.1.2 Rounding 및 Reinforcement 적용 굽힘 붕괴 시험

실제 차량이 충돌하였을 경우 주요 구조의 변형 형태는 3.1.1절과 같이 순수하 게 축 방향의 붕괴만 나타나는 것이 아니라 굽힘 붕괴가 동시에 수반되는 것이 일반적이다. 또한 실제 두 현상의 복합적인 형태로 나타나는 것이 사실이다. 축 방향의 규칙적이며 연속적인 접힘에 의하여 효과적인 충돌에너지 흡수를 할 수 있지만 굽힘 붕괴의 발생은 변형과정의 전체 좌굴(Global buckling)을 가져와 외부로부터의 충격에너지를 충분히 흡수하지 못한 상태로 변형을 마무리하게 된다. 따라서 효과적인 에너지 흡수를 위한 설계를 위하여 위와 같은 굽힘 붕 괴의 발생을 미리 예측하고 조절할 수 있어야 할 것이다. 축 방향의 압축 붕괴 시험과 마찬가지로 ASF #2 와 ASF #3의 Front Apron Member 와 Front Side Member 모델에 대한 충돌안전도 측면에서의 굽힘 붕괴 시험을 실시하였다.

Fig. 3.11 는 굽힘 붕괴 시험을 위하여 사용된 3점 굽힘 붕괴 시험 방법과 실제 시험 장비를 나타낸 그림이다.

Fig. 3.11 Schematic view and real testing stand for bending collapse test v=0.333mm/sec

다음 Fig. 3.12 는 Front Apron Member의 굽힘 붕괴시험 결과를 나타내는 사 진이다. Rounding의 유무에 따른 변형형상을 보면 기존 ASF #2 Front Apron Member의 경우 약 20mm 변형이 진행되었을 시 재료에 균열이 발생하기 시작 하였으며 50mm 변형 시 균열이 심하게 전파되어 더 이상 굽힘에 대한 저항을 할 수 없었다. 반면 Rounding 적용된 ASF #3 Front Apron Member는 동일한 20mm 변형 시까지 재료에 균열이 발생하지 않았으며 굽힘 변형이 50mm에 도 달하여 모서리부분에서 균열의 발생이 나타나기 시작하였다. 즉 기존 모델의 경우 Rounding 적용 모델과 비교하여 굽힘 붕괴에 대한 저항이 균열발생에 의 하여 상대적으로 충돌 초기에 상실됨을 알 수 있는 결과이다. 또한 주목할 점 은 Fig. 3.13에서 보이는 굽힘 변형이 완료된 후 균열이 발생된 부위이다. 각각 의 부재에 균열이 발생한 부위를 화살표로 표시하였는데 Rounding이 적용되지 않은 부재는 초기 20mm의 변형에서 1차 발생한 모서리 바로 밑 하단 부위에 서의 균열과 이 후 하중이 지속되면서 2차 발생한 모서리 부위에서의 균열로 나타낼 수 있으며 Rounding이 적용된 부재는 위의 1차 균열이 발생하지 않고 변형이 훨씬 지속된 후 모서리 부위에서의 2차 균열만이 발생하였다는 점이다.

이와 같은 균열발생의 결과를 종합하여 보았을 때 충돌에 의한 굽힘 변형 에너 지의 흡수측면에서 Rounding 적용된 ASF #3 Front Apron Member 의 경우가 상대적으로 우수한 충돌에너지 흡수부재로서 적용되어 질 수 있음을 확인 할 수 있다. 이에 대한 힘-변위 곡선으로부터 Rounding 적용 유무에 따른 충돌에 너지 흡수 정도를 Fig. 3.14에 나타내었다. 균열발생이 1, 2차로 나누어 발생된 Rounding 미 적용부재가 균열이 모서리부위에서만 발생된 Rounding 적용 부 재에 비하여 충돌에너지 흡수 척도가 되는 평균 압괴 하중이 약 절 반 가량 감 소 된 것을 알 수 있다.

d=0mm d=0mm

d=20mm d=20mm

d=50mm d=50mm

(a) without rounding (b) with rounding

Fig. 3.12 Deformed shape of front apron member in bending collapse test

Fig. 3.13 Fracture shape of front apron member after bending collapse test

Fig. 3.14 Force-displacement curves of front apron member

차량의 충돌 시 전방 구조물 중 가장 충돌에너지 흡수차원에서 역할 이 큰 Front Side Member의 경우 충돌 상황 하에서 역시 축 방향 붕괴와 굽힘 붕괴 를 동시에 겪게 된다. 따라서 충돌 이 후 Front Side Member의 굽힘 붕괴로 전이되는 시점이 가장 주목하여야 할 사항이다. Front Side Member의 굽힘에 대한 강성이 이러한 전이 시점에 크게 영향을 미치는 인자로서 초기 충돌 시 축 방향 좌굴 발생을 거의 겪지 않으며 바로 굽힘 붕괴로의 진행은 충돌에너지 흡수차원에서 가장 불리한 경우로 이는 전방 구조물의 설계 시 피하여야할 점 이다. Front Side Member 단일 부재로서 굽힘 붕괴로의 전이시기를 늦추기 위 해서는 부재의 두께 및 형상이 커지기 때문에 무게가 증가되는 단점이 있다.

따라서 경량화를 고려함과 동시에 충돌 시 Front Side Member의 굽힘 붕괴로 의 전이 시기를 늦추는 설계 방안이 필수적이다. 다음 시험결과에서 경량화를 고려하며 Rounding 및 Reinforcement를 적용시켜 좀 더 굽힘 붕괴에 대하여 안정적인 결과를 나타내는 방안을 제시하였다.

Rounding이 미 적용된 기존의 부재 Fig. 3.15(a)와 무게는 동일하게 유지시킨 상태에서 Rounding 만을 적용한 부재 Fig. 3.15(b), 그리고 무게를 4.5% 감소시 키고 Rounding 및 Reinforcement를 적용시킨 부재 Fig. 3.15(c)에 대한 시험 결 과를 Fig. 3.15에 나타내었다. Front Apron Member의 시험결과와 마찬가지로 Rounding이 미 적용된 Fig. 3.15(a) 는 20mm 굽힘 변형 시 모서리 바로 밑 하 단에서 1차 균열이 발생하기 시작하여 이 후 균열이 급속히 전파되었으며 Fig.

3.15(b), Fig. 3.15(c)의 경우 최종 굽힘 변형 완료 시까지 1, 2차 균열발생이 모 두 나타나지 않았다. Rounding 및 Reinforcement의 적용으로 Front Side Member 의 경우 충돌에너지 흡수 측면에서 가장 문제 시 되었던 부재의 균열 발생을 완전히 제거 할 수 있었다. 또한 균열발생으로 인한 충돌 초기 굽힘 붕 괴로의 전이 시기를 상당히 지연시킬 수 있을 것으로 사료된다.

d=0mm d=0mm

d=20mm d=20mm

d=50mm d=50mm

d=80mm d=80mm

(a) without rounding and reinforcement (b) with rounding

d=0mm

d=20mm

d=50mm

d=80mm

(c) with rounding and reinforcement

Fig. 3.15 Deformed shape of front side member in bending collapse test

Fig. 3.16는 최종 굽힘 변형이 완료된 후의 균열양상을 나타낸 것이며 Fig. 3.17 는 기존 ASF #2 Front Side Member에 비교하여 Rounding 과 Reinforcement 를 적용한 ASF #3 Front Side Member가 굽힘붕괴 시험에서 약 1.5배 향상된 충격에너지 흡수능력을 나타낸 결과이다.

Fig. 3.16 Fracture shape of front side member after bending collapse test

Fig. 3.17 Force-displacement curves of front side member

Fig. 3.18 Comparison of maximum internal energy per unit mass

Fig. 3.18은 Rounding 및 Reinforcement 적용에 의한 Front Apron Member 와 Front Side Member의 기존 모델과의 단위 무게 당 충돌 에너지 흡수능력의 차이를 나타낸 그림이다. Front Side Member의 경우 Rounding이 적용되지 않 은 기존 ASF #2와 비교하여 모서리 Rounding 적용에 의하여 최대 에너지 흡 수 능력이 100% 정도 증가되었으며 Front Side Member는 Rounding 적용에 의하여 약 20%, 두께를 감소시킨 대신 Rounding 및 Reinforcement를 적용하여 약 60%의 최대 에너지 흡수 능력의 증가를 가져왔다. 위의 결과는 알루미늄 압출 부재를 충돌에 의한 대변형을 겪는 목적으로 설계에 적용 시 균열에 의한 에너지 흡수의 저감을 막기 위한 방안으로 Rounding 혹은 Reinforcement의 적 용이 매우 효과적인 방법임을 증명하고 있다.

3.2 기타 알루미늄 압출부재 단면에 대한 Reinforcement 적용 해석

3.1.2 절에서 Rounding과 Reinforcement 적용에 의하여 같은 무게와 단면형상 하에서 충격에너지 흡수 능력이 훨씬 증가한 결과를 얻을 수 있었다. 다음 Fig.

3.19 는 대우자동차에서 개발한 이중육각형 단면, 일본 Honda의 육각단면 Insight와 본 논문에서 제시한 사각단면의 코너 부위에 각각 Reinforcement를 적용한 Front Side Member의 단면형상을 나타내었으며 각 단면에 대한 굽힘 강성과 압축 붕괴 시의 첫 번째 접힘에 대한 반 파장길이를 함께 제시하였다.

세 가지 단면은 모두 동일한 단면적, 즉 같은 단위 무게를 가지며 이 때 육각 단면은 사각단면과 비교하여 두께가 감소되며 이에 의한 굽힘 강성저하가 나타 난다.

Fig. 3.19 Various types of reinforcement

d=0mm d=20mm d=60mm d=100mm d=150mm

Fig. 3.20 Deformed shape of axial crash simulation

(a) Full model (d=100mm) (b) Half model (d=100mm)

Fig. 3.21 Deformed shape of bending crash simulation

Fig. 3.22 Comparison of force-displacement curves w.r.t axial collapse

Fig. 3.23 Comparison of force-displacement curves w.r.t bending collapse

Table 3.1 Comparison of axial crash energy absorbing capacity Peak Load

(Pp)

Mean Crash Load (Pm)

Maximum Energy (kN-mm)

Double Hexagon 163.32 36.05 5.83e+03

Honda Insight 163.75 28.88 4.71e+03

Square rounding 158.07 50.21 8.04e+03

Table 3.2 Comparison of bending crash energy absorbing capacity Peak Load

(Pp)

Mean Crash Load (Pm)

Maximum Energy (kN-mm)

Double Hexagon 24.43 17.13 1.36e+03

Honda Insight 26.12 18.21 1.45e+03

Square rounding 34.43 20.31 1.51e+03

Fig. 3.20에 육각단면과 사각단면에 reinforcement를 적용하여 축 방향 압축 붕 괴 해석 시의 변형길이에 따른 접힘 형상을 나타내었다. Reinforcement의 적용 으로 앞서 2장에서 Reinforcement가 적용되지 않았던 단순한 사각 박스 빔 형 태 알루미늄 압출재들의 압축 붕괴 해석결과와 비교하여 전반적으로 접힘 하나 에 대한 파장길이가 짧아진 것을 알 수 있으며 좌굴 모우드 또한 안정적인 접 힘 형상을 보이고 있다. 이러한 결과로 Reinforcement를 적용시킨 형태의 충돌 에너지 흡수부재들이 좀 더 효율적인 에너지 흡수부재로의 역할을 하고 있음을

평가할 수 있다. 이와 같은 압축붕괴에 따른 각각의 충돌에너지 흡수능력에 대 한 힘-변위 선도 비교를 Fig. 3.22에 나타내었다. 충돌 시 높은 가속도를 유발 하는 고정벽의 최대 반력은 Table 3.1에서 보면 사각의 Rounding 및 Reinforcement 적용된 부재가 약 158kN 으로 육각단면부재들의 약 163kN 보 다는 적은 값을 가져 사각단면에 Reinforcement를 적용한 경우가 충돌 시 최대 반력 측면에서 좀 더 유리하였으며, 또한 충돌 에너지 흡수능력의 비교에서도 사각의 Rounding 및 Reinforcement 적용된 부재가 평균 충돌하중이 50.21kN 으로 대우자동차 이중육각단면의 36.05kN 에 비하여 약 39%, 혼다 인사이트의 28.88kN 에 비하여 약 74%의 향상된 해석 결과를 보였다.

다음은 굽힘 붕괴에 대한 해석 결과 비교로서 Fig. 3.21(a)에 각 모델의 100mm 의 변위에서 해석에 의한 굽힘 변형형상을 나타내었으며 Fig. 3.22(b)에 Reinforcement의 변형형상을 보기 위하여 반 모델의 굽힘 붕괴 해석에 의한 변형형상을 나타내었다. Fig. 3.23의 굽힘 붕괴에 대한 힘-변위 선도를 보면 사 각의 Rounding 및 Reinforcement 적용된 부재가 최대 반력이 가장 크게 나타 나 초기 충돌 시의 굽힘 붕괴로의 전이 가능성이 가장 적음을 예상할 수 있겠 다. Table 3.2에 각 모델의 굽힘 붕괴 해석결과를 정리하였으며 충돌 에너지 흡수 측면에서는 역시 사각단면 모델이 평균 굽힘 붕괴 하중은 20.31kN 으로 대우자동차 이중육각단면의 17.13kN 과 혼다 인사이트의 18.21kN 보다 약간 향상된 결과를 얻을 수 있었다.

일반적으로 Reinforcement가 적용되지 않은 경우에는 단면형상이 육각형을 이 루고 있는 경우가 가장 우수한 충격에너지 흡수성능을 나타내는 것으로 알려져 있지만 위와 같은 결과를 종합해 볼 때 사각단면에 적절한 Reinforcement의 적 용으로 육각단면이나 혹은 여기에 Reinforcement를 적용시킨 경우와 비교하여 좀 더 향상된 충격에너지 흡수성능을 나타낼 수 있음을 살펴볼 수 있었다.

제 4 장 전방차체 구조물의 설계 및 충돌해석

4.1 전방차체의 충돌에너지 흡수구조물 모델

기존 ASF #2 전방차체의 경우 정면충돌 시 Front Side Member의 안정적인 압축붕괴를 유지하는 동안 후반부에서 이를 지탱하여야 하는 보강 부재들의 충 돌초기 붕괴로 인하여 실제 Front Side Member는 충분한 충돌에너지 흡수에 큰 기여를 하지 못하고 전반적인 굽힘 변형으로 전이되는 문제점이 나타났다.

따라서 충돌 후 Front Side Member의 충돌에너지 흡수를 극대화하기 위해서 는 후방의 지지구조물에서 충분한 굽힘 강성을 갖고 안정적인 압축붕괴 모우드 를 유도할 수 있는 전방차체구조의 설계변경이 요구되었다. 따라서 기존의 일 체형의 Front Side Member를 Fig. 4.1에서와 같은 3part형태로 설계변경을 하 였다. 즉 최대 변형량을 고려함과 동시에 굽힘 좌굴을 최소화하기 위하여 전방 부에 Initiator를 갖는 Front Side Member부와 이의 변형동안 후방부에서 충분 한 강성을 유지하며 지탱할 수 있는 부가적인 후방지지 부재, 그리고 상기 부 재를 연결시키기 위한 연결부재로 구성되는 전방차체구조를 제시하였다.

Fig. 4.1 Schematic view of suggested 3part frontal sub-structure model

각 part에 대한 자세한 형상은 다음과 같다. 먼저 Front Side Member 부분은 기존 부재에 Rounding이 처리된 형태이며 Fig. 4.2와 같이 세 가지 형태의 Initiator를 적용하여 설계안을 제시하였다.

Type I Type II Type III

Fig. 4.2 Design of front side member with initiator

효과적인 축 방향의 압축붕괴를 유도하기 위한 Initiator는 알루미늄 압출부재의 후 가공에 의한 요철형태로 부재의 둘레에 적용하였으며 위치에 따라 위와 같 이 세 가지 모델을 제시하였다. Type I 은 부재의 전체에 Initiator를 넣는 형식 이며, Type II 는 부재의 전방, Type III 는 부재의 전 후방에 각각에 넣었다.

또한 Initiator의 첫 번째 위치는 단품에 대한 압축 붕괴 시험 시 첫 번째 접힘 이 발생하였던 파장길이(λ)에 위치 시켰다.

Fig. 4.3 는 Front Side Member의 안정적인 좌굴 유도를 위하여 후방에서 충 분한 강성을 가지며 지탱하여 주는 후방지지부재와 충돌 시 Front Side Member의 이탈을 방지하기 위하여 위 두 부재를 효과적으로 연결시켜 주기 위한 연결부에 대한 설계안을 나타낸 것이다.

Fig. 4.3 Design of connector and back supporting member

4.2 전방차체의 정면충돌해석

다음은 기존 ASF #2 전방차체구조물과 본 논문에서 제시한 세 가지 형태의 Initiator를 적용한 전방차체 구조물의 정면 충돌해석결과를 나타낸 결과이다.

본 절에서는 이러한 전방차체 구조물의 충돌해석을 통하여 기존 차체 대비 전 방구조물의 설계 변경과 Initiator적용에 의하여 정면 충돌 시 Front Side Member의 붕괴거동 양상과 충돌에너지 흡수능력의 증가에 얼마만큼의 영향을 미치는 가를 분석하였다. Fig. 4.4 는 전방차체 구조물의 충돌해석을 위한 유 한요소해석 모델을 나타낸 것이다.

Fig. 4.4 Sub-structure model for crash analysis

기존에 개발된 ASF #2 전방차체와 Front Side Member에 Initiator를 적용하여 설계를 변경시킨 전방차체들에 대한 65msec까지의 충돌해석결과는 다음과 같 다. Fig. 4.6 는 ASF #2 유한요소해석모델의 충돌해석결과로서 전방의 충돌에 너지 흡수를 담당하는 Fig. 4.5의 Front Side Member와 이를 지지하는 후방의 Upper와 Lower Reinforcement의 변형에 주목하면 된다.

Fig. 4.5 Frontal structure of ASF #2

Fig. 4.6 Deformed shape of ASF #2 sub-structure model

Front Side Member는 비교적 세장비가 큰 관계로 충돌 이후 축 방향의 압축 붕괴가 거의 발생하지 않으며 범퍼의 붕괴 이후 약 30msec에서 후방의 Upper 와 Lower Reinforcement의 붕괴가 시작되며 이는 충분한 강성을 가지며 Front Side Member를 지지하지 못하는 결과를 초래하여 40msec 이후에서는 전반적 인 Front Side Member의 굽힘 붕괴로의 전이를 가져온다. 즉 Front Side Member의 축 방향 접힘에 의한 부재 사용률이 매우 적어져 충돌에너지 흡수 측면에서는 불리한 설계임을 해석결과로서 판단 할 수 있었다.

이에 대한 설계 개선 안으로 Fig. 4.7 ∼ Fig. 4.9 의 전방차체 구조를 구성하여 충돌해석을 실시한 결과 변형과정에서 굽힘 좌굴을 최소화시키기 위하여 좀 더 짧게 설계된 Front Side Member는 Initiator설치 효과에 의하여 충돌초기부터 효과적인 압축붕괴 형태를 나타내었다. 충돌해석 결과를 보면 Type I의 경우 Front Side Member 전반에 걸쳐 Initiator를 적용시킨 것으로 후방의 2차 지지 부재의 역할이 매우 우수함을 볼 수 있다. 초기 충돌 이후 Front Side Member 는 축 방향의 접힘이 발생하기 시작하고 약 30msec에서 굽힘 변형이 발생하였 지만 충돌 완료 시까지 전반적인 압축 붕괴로의 변형이 지속되었다. Type II는 전방에 Initiator를 적용한 것이며 가장 효과적인 붕괴형태의 모습을 볼 수 있 다. 역시 후방의 2차 지지부재가 충분한 강성을 가지며 지지하고 있으며 Type I에서 Initiator를 Front Side Member 전반에 걸쳐 적용한 결과 부재 자체의 강 성이 많이 저하되어 굽힘으로의 변형이 나타난 반면 Initiator를 Front Side Member의 앞 부분에만 적용시킨 결과는 약 15msec에서의 첫 번째 접힘 이후 굽힘 변형으로의 전이 없이 충돌 완료 시까지 Front Side Member의 전방부터 안정적인 접힘이 지속되었다. Type III는 Front Side Member의 전 후방에 Initiator를 적용한 것이며 Type I 과 유사한 변형결과를 나타내고 있다. 이와 같은 결과를 종합하여 볼 때 전방차체 구조에 대한 설계변경 모델이 기존 차체 보다 안정적인 변형 형상을 나타내었으며 또한 Initiator의 위치와 개수를 달리

하여 충돌해석을 실시함으로써 변경 모델에서 가장 최적의 Initiator의 위치와 개수를 평가하였다. 충돌해석 결과로부터 기존 ASF #2 전방차체 모델과 각각 의 설계 변경 모델에 대한 힘-변위 선도, 가속도 선도, 최대 변형량 선도, 최대 충돌에너지 흡수 선도를 구하여 비교하였다. Fig. 4.10의 힘-변위 선도에서 ASF #2 전방 차체의 경우는 변형 형상 그림에서 판단할 수 있듯이 전반적인 굽힘 변형으로 인한 충돌 에너지의 소실로 인하여 다른 설계 변경 모델들 보다 곡선 전체가 낮은 영역에서 형성됨을 알 수 있다. 나머지 각 Type 별 설계 변 경 모델들은 거의 비슷한 경향을 나타내며 최대 반력을 나타낸 이후 영역에서 Type II 의 곡선이 가장 상위 영역을 차지하며 좀 더 많은 충돌 에너지 흡수를 나타내었다.

Fig. 4.11 의 가속도 선도는 크게 세 영역으로 나누어 볼 수 있다. 충돌 시작 후 약 3msec에서의 범퍼 충격시의 피크, 약 15msec에서의 Front Side Member 충격시의 최대 피크, 나머지 약 40msec에서 엔진 충격에 따른 피크영역이다.

ASF #2 모델은 전방 구조물들의 초기 붕괴로 인하여 충격력의 차체 후방 전달 이 커져 Front Side Member를 포함하는 전방 차체에서의 가속도 곡선 자체가 낮은 영역에서 형성될 수밖에 없었다. Fig. 4.12 의 최대 변형량 선도를 보면 약 45msec에서 차체의 최대 변형량을 나타내고 있으며 Type II 모델이 같은 속도의 충돌에서 Front Side Member 의 효과적인 접힘으로 인하여 가장 최대 의 변형량을 나타내고 있다. Fig. 4.13 의 최대 충돌에너지 흡수 선도에서 범퍼 충격이후 Front Side Member의 충격까지는 ASF #2 모델을 포함하여 나머지 설계 변경 모델들이 모두 비슷한 에너지 흡수 능력을 보이지만 Front Side Member가 변형되기 시작하는 150mm 지점부터 차이가 나기 시작하여 충돌 완 료 시 최대 충돌 에너지 흡수는 축 방향의 접힘이 가장 안정적이었던 Type II 설계 변경 모델이 가장 최대치를 나타내었으며 ASF #2 전방차체 구조가 가장 최저치를 나타내었다.

Fig. 4.7 Deformed shape of Type I sub-structure model

Fig. 4.8 Deformed shape of Type II sub-structure model

Fig. 4.9 Deformed shape of Type III sub-structure model

Fig. 4.10 Force-displacement curves of sub-structure model

Fig. 4.11 Acceleration curves of sub-structure model

Fig. 4.12 Displacement curves of sub-structure model

Fig. 4.13 Internal energy curves of sub-structure model

Fig. 4.14 Comparison of energy absorption performance with initiator concepts

제 5 장 알루미늄 스페이스 프레임 차량의 정면충돌 해석

5.1 정면충돌해석 모델

정면충돌(Frontal Crash)특성을 향상시키기 위한 중요한 설계개념중의 하나는 변형 가능한 영역에서의 충돌에너지 흡수를 최대가 되도록 설계하는 것이며 동 시에 승객실의 변형과 승객의 감가속도를 최소화하는 것이다. 알루미늄 스페이 스 프레임 차체에 대한 충돌특성을 분석하기 위하여 전차량 유한요소해석 모델 을 사용하여 정면 충돌해석을 수행하였다. 충돌 해석에 사용된 조건은 북미 FMVSS 208 Occupant Crash Protection 규정에 근거하여 변형되지 않는 강체 벽에 30mph(48km/h)의 속도로 충돌하였다.

Fig. 5.1은 ASF #2와 ASF #3의 충돌해석을 위한 경계조건을 나타내는 그림이 며 특히 Fig. 5.2는 충돌특성 및 강성의 향상효과를 위하여 ASF #2 모델을 보 강한 ASF #3의 B.I.W 보강부위를 나타내는 것이다. ASF #3의 Front Apron Member 와 Front Side Member는 3장에서 논의한 것과 같이 알루미늄 압출 부재에 대한 Rounding 및 Reinforcement를 적용시킨 모델이다.

차량 총 중량은 ASF #2는 약 630kg, ASF #3는 약 640kg이며 해석에 사용된 모델의 절점과 요소의 개수는 약 9만개이다. 충돌 시간은 80msec 까지 이며 해 석시간은 약 12시간 소요되었다.

(a) Top view

(b) Side view

Fig. 5.1 Boundary condition of aluminum space frame vehicle for crash analysis

Fig. 5.2 B.I.W model of ASF #3 with reinforced parts

5.2 정면충돌해석 결과

정면충돌해석 결과 ASF #2, ASF #3 차량의 80msec까지의 변형양상을 Fig.

5.3에 나타내었다. ASF #2 알루미늄 스페이스 프레임 차량에 대한 충돌해석 결 과 Bumper가 압괴 되기 시작하여 16msec부터 Front Side Member와 Sub-frame의 Buckling이 발생하였으며 그 후 라디에이터와 엔진의 접촉이 발 생하기 시작하였고 엔진이 뒤로 밀리면서 Front Side Member, Sub-frame 과 Front Assy 가 연속적으로 변형하였다. ASF #2와 비교하여 ASF #3는 Front Side Member와 Sub-frame의 굽힘이 줄고 Front Assy의 접힘이 발생하였으며 20msec에서 A 필라와 루프레일에 하중이 전달되기 시작하였다. 또한 엔진이 승객실과 연결되는 Dash Panel과 접촉되면서 Dash Panel의 미소한 변형만 발 생하였을 뿐 승객실 내부의 큰 변형은 발생하지 않았다.

d=0msec d=0msec

d=40msec d=40msec

d=80msec d=80msec

(a) ASF #2 (b) ASF #3

Fig. 5.3 Deformed shape in frontal crash to FMVSS 208 at 30mph

또한 Fig. 5.3의 그림에서 알 수 있듯이 ASF #2는 40msec에서 A 필라와 루프 레일에 하중 전달량이 커지면서 승객실의 변형이 ASF #3 차체보다 좀 더 심하 게 나타나고 있음을 알 수 있다. ASF #2는 약 40msec에서 차체가 튀어나오기 시작하여 변형이 완료되기 시작하였으며 ASF #3는 약 44msec에서 차체의 변 형이 완료되었다. 즉 ASF #3 차량이 좀 더 충격에너지 흡수 측면에서 유리한 변형양상을 가짐을 예상할 수 있는 부분이다. 80msec에서의 최종 차체 변형형 상을 보면 ASF #3의 경우 승객실의 변형은 거의 없으며 Front Side Member 를 포함하는 전방차체 부분에서 변형이 주가 되었지만 ASF #2는 A 필라 상단 과 루프레일을 포함하는 승객실의 변형이 주된 양상임을 알 수 있었다.

Fig. 5.4 Displacement and acceleration check point

Fig. 5.4에 충돌해석 시의 차체의 변형길이 및 가속도를 측정하기 위한 측정지 점을 나타내었다. 충돌해석 결과 나타난 차체의 최대 변형량 및 가속도의 변화 는 Fig. 5.5 와 Fig. 5.6의 곡선과 같다. Fig. 5.5의 B 필라 하단부의 가속도 파형은 차체 충돌 시 가장 중요한 데이터로서 승객의 거동에 큰 영향을 미치는 인자이다. ASF #2는 40msec에서 최대가속도는 62.5g, 최저가속도는 66.5msec 에서 -7g였으며 ASF #3는 ASF #2보다 약 10g정도 낮은 최대가속도가 발생되 었는데 35msec에서 최대가속도 52.8g, 67msec에서 최저가속도 -5g를 나타내었 다. 또한 가속도 곡선의 파형을 보더라도 ASF #2는 최대가속도와 최저가속도 의 편차가 69.5g이며 ASF #3는 57.8g였으며 급격한 가속도의 변화는 승객의 상해치에 많은 영향을 미친다는 점을 미루어 보았을 때 ASF #2의 경우 최대가 속도의 편차가 크게 나타나 충돌안전도 측면에서 문제가 되었다. 반면 ASF #3 는 충돌시작 후 가속도가 증가하기 시작하여 전방차체의 변형이 완료되는 시점 인 44msec까지 진폭의 변화가 크게 없는 안정적인 가속도 파형을 나타내고 있 다. 이는 전방차체의 변형이 진행되는 동안 전방차체에서 차체후방으로의 충돌 하중 전달이 유연하게 이루어지고 있음을 볼 수 있는 결과이다. 따라서 보강된 ASF #3 차체의 경우가 ASF #2보다는 충돌 시 승객의 상해치와 직결되는 가속 도측면에서 좀 더 유리한 설계가 되었다. 다음 Fig. 5.6은 차체 후방에서 측정 된 충돌완료 시까지의 최대 차체변형길이를 나타낸 결과 곡선으로 앞서 언급하 였던 결과와 같이 ASF #2는 40msec까지 변형이 지속된 후 차체가 더 이상 변 형이 일어나지 않고 튀어나오며 이때 최대 변형량은 약 375mm이었고, ASF #3 는 44msec까지 변형이 지속되다가 이후 더 이상 변형이 발생하지 않고 차체가 튀어나오며 이때 최대 변형량은 약 385mm이었다. 이와 같은 최대 변형량에 대 한 비교결과로 차체의 변형에 의한 충돌에너지 흡수 측면에서는 ASF #3가 변 형길이가 크게 나타남으로써 ASF #2에 대한 보강결과가 적절함을 알 수 있었 다.

Fig. 5.5 Acceleration curves at B-pillar

Fig. 5.6 Displacement curves at B-pillar

제 6 장 승객안전도 해석

6.1 승객거동 해석을 위한 더미 모델

본 절에서는 전 차량 충돌해석을 통하여 얻은 Fig. 5.5의 B-pillar 하단에서의 가속도 곡선을 입력 값으로 하여 인체더미를 이용한 승객안전도 해석을 실시하 였다. 이는 차량충돌 시 가장 중요한 승객의 안전도 측면의 문제와 직결되는 것으로 충돌 시 승객의 거동형태와 더미의 주요 부분에 위치시킨 측정 점에서 나타나는 가속도 값을 이용하여 실제 승객의 상해치를 평가하기 위함이다.

Fig. 6.1은 승객안전도 해석을 위한 Hybrid III 50% 남성 더미의 유한요소 모델 이며 해석모델은 더미모델과 벨트부분을 포함하는 슬레드모델로 이루어졌다.

또한 Fig. 6.2는 가장 중요한 입력 데이터인 차량충돌해석에 의하여 얻은 가속 도 값을 더미모델에 적용하기 위한 입력 위치를 나타낸 그림이다.

(a) Side view (b) Front view

Fig. 6.1 Dummy model for occupant behavior in sled analysis