側面碰撞后排SID-Ⅱs假人骨盆合力的改進

商恩義，周大永，王勇輝，李良義

(浙江吉利汽車研究院有限公司 浙江省汽車安全技術研究重點實驗室，杭州 311228)

在2018 版C-NCAP 管理規則[1]規定的可變形移動壁障側面碰撞試驗中，指定在第2 排座椅被撞擊側放置SID-IIs(D 版)假人，用以測量第2 排人員的受傷害情況。試驗后，評價部位包括頭、頸、胸、骨盆，每個部位最高得分為 1 分，最低得分為 0 分，采用高性能限值和低性能限值來計算。低性能限值和高性能限值分別對應 0 分和 1 分，處于兩者之間的測量值采用線性插值的方法得出相應分數。針對骨盆部位，其評價指標為髖關節力和髂骨力合成的骨盆合力，評價的高性能限值為3.5 kN，低性能限值為5.5 kN。由于當前乘用車后排所配置的約束系統通常只有安全帶，因此，側面碰撞中造成的傷害與車身側面結構關系密切。

本文通過研究某款車后排乘員骨盆對應部位的車身造型和布置，對其后排SID-IIs 假人側面碰撞試驗中的骨盆合力進行改進。

1 某車側面碰撞后排SID-Ⅱs 假人骨盆合力

某車在開發初期，為了檢驗結構的安全性，按照C-NCAP 指定的側面碰撞試驗要求，進行了側面碰撞試驗。試驗后，后排假人的骨盆合力達到4.8 kN，骨盆評價得分僅為0.4 分。一個部位失0.6 分，屬于失分嚴重，必須對碰撞中與骨盆相關的車身結構或布置進行調整。

1.1 SID-IIs 假人骨盆結構

為了更好地改進SID-IIs假人的骨盆傷害指標，需要先了解SID-IIs 假人骨盆傳感器的位置關系。SID-IIs 假人的整體結構如圖1a 所示[2]，骨盆位置的髂骨力傳感器和髖關節力傳感器在骨盆上的相對位置如圖1b 所示。

圖1 SID-IIs 假人結構

如圖1 所示，碰撞側的兩個力傳感器中，髂骨力傳感器的位置相對更靠上和靠后。在發生側面碰撞時，髖關節通常將承擔更多的碰撞能量，而髂骨力傳感器的位置也更易受到不規則結構造成的傷害。

1.2 某車側面碰撞后排SID-Ⅱs 假人骨盆合力

建立假人力的坐標系[3]：y向為左右方向，從左向右為正。

某車進行側面碰撞試驗后，髖關節力、髂骨力及骨盆的合力如圖2 所示。

圖2 SID-IIs 假人骨盆部位力曲線

圖2 中，髂骨力峰值達到4.12 kN，髖關節力的最大值僅為0.75 kN，且髂骨力與髖關節力的峰值不同步。兩個力相比較，髂骨力位置是碰撞中骨盆的主要承力點。骨盆合力曲線具有兩個尖峰，第1 個尖峰較小，出現在約48 ms 時，峰值為1.5 kN；第2 個峰尖出現在58 ms 時，峰值上升快，值更大，達到4.8 kN。通過兩峰之間的谷底(50，1500)和第2個峰尖(57，4800)兩點計算第2 個峰值上升的速率，該速率為470 N/m。也就是說，側面碰撞過程中，假人骨盆的主要受力點是在臀部的后上方，且碰撞后期強度較高，較集中。該結果反映出骨盆側面對應車身結構應為凸起結構，且碰撞后期骨盆有可能撞擊到剛性較高的結構。

確認骨盆側面接觸位置。假人骨盆側面與車內飾之間的相對位置關系如圖3 所示。依據圖3，可以初步確認髂骨力傳感器部位的橫向接觸位置是輪眉上方后排座椅側面的安裝基座，該安裝基座內部鈑金結構為凸形。因此，為了提高后排乘員在側面碰撞中的安全性，需要對此處結構進行弱化，從而降低骨盆合力曲線主峰尖的上升速率及峰值。

圖3 SID-IIs 假人骨盆與門內飾的相對關系

3 SID-Ⅱs 假人骨盆合力的改進

3.1 仿真改進

利用仿真方法對SID-IIs 骨盆合力進行改進。

圖4 假人骨盆合力的仿真改進

仿真建模及仿真過程如圖4 所示，幾輪參數調試，仿真的結果并不理想，主要是髂骨力和髖關節力位置十分接近，對實車試驗中骨盆合力的貢獻差別較大，且髂骨力變化相對而言又較為急劇，此次改進近似為對碰撞中某接觸點的改進，在仿真中調試出與實車碰撞試驗相近的結果有難度。

3.2 臺車試驗方案的建立

鑒于仿真再現實車碰撞的試驗結果較難，綜合實車碰撞中后排輪眉附近位置基本沒有變形，碰撞過程中SID-IIs 假人骨盆傷害主要來源于其自身側向運動產生的碰撞，所以確認可建立側撞臺車試驗能力，通過臺車試驗來改進SID-IIs 假人骨盆對應部位的車身結構，進而降低碰撞中假人骨盆部位所受到的傷害強度。結合側面碰撞中只是假人相對車身產生側向運動，則臺車試驗中應只需復現假人的相對運動即可，所以確定以下具體試驗方案。

（1）臺車試驗形式：為了確保臺車的碰撞形式與實車側面碰撞形式盡可能接近，采用加速臺車進行。

（2）臺車試驗目標波形：臺車試驗所用加速度曲線采用實車側面碰撞中所采集的非碰撞側B 柱下y向加速度曲線。對于精度，所復現曲線積分速度與目標曲線積分后速度相比，精度控制在±0.5 km/h。

（3）車身擺放角度：實車側面碰撞中，在90 ms 之后車身才發生相對偏轉，而后排假人骨盆最大傷害出現在60 ms 左右，所以臺車試驗時忽略實車側面碰撞中車身轉動產生的角度，將白車身垂直橫置在臺車的臺面上。

（4）試驗樣件狀態：臺車試驗中碰撞側試驗樣件與實車碰撞側試驗樣件一致，調節狀態一致。

臺車試驗方案制定后，按方案要求搭建臺車，對方案的可行性首先進行了驗證試驗S。S 試驗結果與原實車V 試驗結果中骨盆各種力的對比如圖5 所示。

圖5 臺車與實車假人骨盆各力對比

圖5 中，S 與V 試驗結果綜合對比，兩次試驗的髂骨力和髖關節力的形狀，力的分布關系十分接近。在數值上，S-髂骨力與V-髂骨力幅值比較接近；S-髖關節力比V-髖關節力高約0.5 kN，最終導致S-骨盆合力比V-骨盆合力高約0.5 kN。總體而言，S 試驗結果基本能夠反映V 的試驗結果，可以以此結果為基礎，通過臺車試驗來優化SIDIIs 假人骨盆對應部位的車身結構，進而實現對后排SID-IIs 假人骨盆合力的改進。

3.3 基于臺車試驗改進

3.3.1 碰撞位置臺車試驗確認

進行臺車試驗S0，進一步確認碰撞過程中假人骨盆側面接觸的具體位置。臺車試驗前，如圖6c 所示，在白車身上噴涂黃漆，而后再安裝內飾板；如圖6a 所示，在假人臀部側面涂上不同顏色油彩，在假人側面可能接觸的內飾板上粘貼上白色紙膠帶。試驗后，通過內飾板上的油彩痕跡確認臀部各傳感器外側的撞擊位置，通過凸形基座上漆痕的磨損情況確認內飾板內部接觸情況。

試驗后，如圖6b 所示，內飾板所貼膠帶紙上清晰地顯示了骨盆各位置的接觸情況，其中，涂有紅色油彩的髂骨力對應骨盆的側面位置正好撞在了凸形基座前端處的內飾板上；如圖6c 所示，凸形基座上的漆痕，清晰地顯示了內飾板與車身結構發生了碰撞。因此，可以確認骨盆合力偏高的原因可能是：（1）內飾板與內部鈑金結構之間沒有緩沖塊，碰撞過程中僅靠內飾板變形吸能，吸能材料不足。（2）內飾板與內部鈑金結構之間的距離僅有20 mm，變形緩沖空間有限，導致碰撞中骨盆觸底內飾板內部的鈑金結構。

圖6 假人骨盆與車身結構的接觸位置判定

綜合上述分析，確定改進工作按以下兩種方案進行：（1）小改進，在內飾板與鈑金結構之間增加泡沫塊。（2）大改動，對凸形基座上臀部接觸位置的鈑金結構進行處理，增大內飾板與內部鈑金結構間的緩沖空間，并填充泡沫材料進行吸能。

3.3.2 基于內飾結構進行改進

實施改進方案（1）：在內飾板與鈑金結構之間增加泡沫塊。內飾板復位后，進行臺車驗證試驗S1，驗證結果如圖7 所示。

圖7 S1 試驗中骨盆各力

圖7 中，S1-髂骨力曲線為雙峰，最大值約為3.1 kN。S1-髖關節力曲線為單峰，最大值約為0.8 kN。S1-髂骨力曲線與S1-髖關節力曲線合成后的骨盆合力曲線也為雙峰，第1 個峰值為2.1 kN，第2 個峰值為3.9 kN。通過兩峰之間的短暫谷底（54，2 100）和第2 個峰尖（60，3 900）兩點計算第2 個峰值上升速率，該速率為300 N/ms。與V-骨盆合力曲線相比，S1-骨盆合力曲線的第1 個峰值上升了0.6 kN，第2 個峰值下降了0.9 kN，第2 個峰值上升的速率下降了170 N/ms。該結果反映出V-骨盆合力曲線的第1 個峰是由內飾板作用產生，第2個峰是由內飾板撞擊到其內部的鈑金結構產生。本輪在座椅安裝基座部位內飾板與鈑金結構間墊泡沫塊的方案是對的，提高了內飾板前期的緩沖吸能作用，降低了后期撞擊力上升的速率。只是間隙太小，所墊泡沫塊太薄，最終所起作用有限，使改進結果即使減去臺車試驗偏高的500 N，骨盆合力也依然處于失分狀態。

3.3.3 基于鈑金結構優化進行改進

所研究車型后排座椅安裝點的內部結構如圖6c所示，若要采用方案（2）進行改進，需要除掉凸起的前端結構，該方法對原設計改變較大，且有損原結構強度，所以改進前先進行了對標論證。對標結果表明，一些側面碰撞中后排SID-IIs 假人骨盆傷害結果較好的車型，后排座椅側面安裝點部位的結構普遍簡單。某款車的后排座椅安裝點結構如圖8所示，為板形結構，除固定點外，上下空間較大。該結構的成功使用表明，后排座椅安裝點對強度要求不是太高，所研究車型凸形前端可以弱化。此外，弱化時，若同時增加內飾板與鈑金結構間的距離，也可以加大內飾板的變形空間。

圖8 對標車型座椅安裝點結構

實施方案（2），切除后排座椅安裝凸形基座前端乘員臀部接觸部位的鈑金結構，在切割產生的中空部分嵌入泡沫塊。具體操作如圖9 所示。

圖9 鈑金結構更改及嵌入泡沫塊方案

進行臺車試驗S2，試驗結果如圖10 所示。因內飾板內部鈑金結構被切除并嵌入泡沫塊，內飾板的基礎被削弱，前期變形吸能能力下降，后期撞擊力上升能力也被有效控制，所以骨盆合力曲線由雙峰變為階梯形，前端平臺時期作用力為0.8 kN，整個曲線最大值為3.2 kN。最大值上升的速率通過峰值上升的起點(56，900)和頂點(65，3 200)進行計算，該斜率為255 N/ms，相對S1 下降了45 N/ms。總體而言，改進結果較好，可以拿到滿分。此外，考慮到臺車對標實車結果偏高500 N，按此推算實車試驗時試驗結果應為2.7 kN，相對3.5 kN 的高性能限值而言，該部位得滿分的安全性較高，可確認此方案可行，可作為最終改進方案，實車后排座椅兩側安裝基座結構在此方案基礎上進行改進。

圖10 S2 試驗中骨盆各力

4 實車驗證

參照臺車改進方案，并綜合考慮工藝等各方面因素，對所研究車型的座椅安裝基座結構進行更改，如圖11 所示，其中，改進部位中心位置與內飾板之間的距離擴大至約40 mm，并在內飾板對應位置附有相應形狀的泡沫塊。對改進后的實車按C-NCAP要求進行了側面碰撞試驗V1。

圖11 座椅安裝基座改進結果

V1 試驗后，骨盆部位各力曲線如圖12 所示，V1-骨盆合力曲線為階梯形，但整體上升平緩，最大峰值為2.8 kN。V1 與S2 對比，兩者骨盆合力在髂骨力與髖關節力的分配上略有差異，其影響因素包括試驗方式存在差異、臺車改進方案轉化成實車整改方案存在偏離等，但V1 最終的試驗結果與S2試驗后推算的2.7 kN 比較接近，遠遠低于評價的最高限值3.5 kN，可以確保骨盆部位在C-NCAP 評價中取得滿分。最終確認，通過臺車對后排假人骨盆傷害進行改進的方法可行，基于鈑金結構更改的改進方案成功。

圖12 V1 試驗中骨盆各力

5 結論

本文通過臺車試驗對側面碰撞后排SID-IIs 假人骨盆對應部位的車身結構進行了調整，進而改進了SID-IIs 假人骨盆合力。得出結論：針對后排乘員骨盆傷害的改進，可以通過臺車試驗進行；為了保證側面碰撞中后排乘員骨盆得到良好的保護，在骨盆接觸部位的內飾板與其內部的鈑金結構之間最好保證40 mm 以上的間隔，并通過填充泡沫塊進行緩沖。