基于動態仿真的煤礦膠輪車側翻安全性能改進與評價

張 凡

1中國煤炭科工集團太原研究院有限公司 山西太原 030006

2山西天地煤機裝備有限公司 山西太原 030006

工 程車輛通過在駕駛室安裝側翻保護結構 (Rollover Protection Structure，ROPS) 以減少側翻事故中傷亡人數。目前對 ROPS 的設計與檢測都是基于靜態加載試驗標準[1-3]，但是車輛的側翻往往是一個動態過程，已有研究指出，滿足靜態加載試驗標準的工程車輛駕駛室在側翻時往往不能對乘員起到很好的承載保護和緩沖作用[4-6]。

相比于地面工程車輛，煤礦井下膠輪車輛的工作環境更加惡劣，事故發生后的救援成本更加高昂。為了驗證膠輪車駕駛室在動態側翻過程中的安全性能，筆者以 WC8E 型煤礦井下膠輪車為例，建立了整車側翻動態試驗模型，對其動態側翻過程進行研究；然后對駕駛室結構進行了優化設計，并結合駕駛室能量吸收率和人體頭部損傷指標對優化前后的駕駛室側翻動態安全性能進行了評價分析。

1 整車顯式動力學動態側翻仿真

1.1 WC8E 型膠輪車有限元模型

WC8E 型膠輪車采用特殊的鉸接式車身與自卸式結構，車身橫向穩定性較差，易發生側翻事故。首先，根據車體結構與各部件質量建立整車三維模型，隨后對整車結構進行網格劃分。駕駛室、座椅、方向盤和安全帶等對乘員安全性起決定作用的部件采用精細網格劃分，其余部件由于在側翻碰撞過程中主要起配重作用，并不與地面發生直接碰撞接觸，因此進行適當簡化，采用較大網格進行劃分。隨后，根據實際情況定義各部件材料與連接方式進行裝配，膠輪車前后機架采用 1D-joint 單元進行連接，并釋放對應的自由度。各部件網格參數設置如表 1 所列。

表1 各部件網格參數設置Tab.1 Settings of grid parameters of various components

為了更好地評估在側翻動態過程中人員損傷情況，引入 HYBRID-Ⅲ50TH 型假人，以操作姿態放置于駕駛室座椅上，并用兩點式安全帶對假人進行約束。安全帶寬度為 100 mm，材質使用尼龍織帶，建立的 WC8E 型膠輪車有限元模型如圖 1 所示。

圖1 WC8E 型膠輪車有限元模型Fig.1 Finite element model of WC8E rubber-tyred vehicle

1.2 側翻邊界條件的確定

膠輪車工作環境惡劣，行駛速度較為緩慢，不同工況下發生側翻的臨界條件比較相似，通常都是由于車輛橫向失穩使車身達到臨界側翻角所致。車輛臨界側翻角

式中：h為整車質心高度；W為兩輪外沿寬度。本例中h=1 016 mm，W=2 050 mm，則可得α=44.75°≈45°。

考慮到 WC8E 型膠輪車前機架采用非對稱設計，即駕駛室在左發動機艙在右，因此在仿真膠輪車側翻時，需考慮順時針斜坡側翻和逆時針斜坡側翻兩種工況。

將整車旋轉至臨界側翻角以達到失穩狀態繼而發生側翻。考慮到車輛前進速度對車輛側翻影響較小，因此使車輛無初速度沿坡道側翻，并將地面設置為剛性材料，以仿真最嚴苛的實際側翻工況。建立的WC8E 型膠輪車動態側翻模型如圖 2 所示。

圖2 WC8E 型膠輪車動態側翻模型Fig.2 Dynamic roll-over model of WC8E rubber-tyred vehicle

1.3 整車側翻仿真分析

將所建立的 WC8E 型膠輪車動態側翻模型定義邊界關系，由于車輛碰撞會產生較大的非線性塑性變形，因此采用顯式動力學有限元求解器 LS-DYNA 進行顯式求解，使用 HYPERVIEW 對求解文件進行后處理，提取不同時刻 WC8E 型膠輪車側翻動態響應，如表 2 所列。

表2 WC8E 型膠輪車側翻動態響應Tab.2 Dynamic response of roll-over of WC8E rubber-tyred vehicle

從表 2 可以看出：在順時針側翻工況下，第 870 ms 時駕駛室與剛性地面發生接觸，造成駕駛室局部變形，到第 1 000 ms 時駕駛室上部結構出現較大的塑性變形，此時假人頭部已與地面產生接觸碰撞。隨后車輛進一步翻滾碰撞，駕駛室上部結構完全塌陷，直至翻滾 180°后停止，此時假人頭部已暴露在窗外，可見駕駛室結構不能為乘員提供良好的保護作用；在逆時針側翻工況下，由于發動機艙與地面首先發生碰撞，吸收了部分動能，減緩了碰撞沖擊，因此該工況下駕駛室結構的變形量遠遠小于順時針側翻工況下，同時假人在安全帶的束縛下橫向移動較小，只有小臂暴露在駕駛室之外。據此可以確定順時針側翻為危險工況，接下來將對順時針側翻工況下的駕駛室結構進行分析與優化。

目前，國標 GB/T 17922 中對鉸接式自卸車駕駛室強度檢測時的靜態側向和垂向加載力根據下式確定：

式中：m為車輛的整備質量。

WC8E 型膠輪車為 10 700 kg，則該駕駛室的靜態標準側向和垂向加載力分別為 103.03 和 209.83 kN。

以順時針側翻為最危險工況，提取動態側翻過程中駕駛室所受碰撞力變化曲線，如圖 3 所示；選取其中 3 個峰值碰撞力與靜態標準加載力進行比較，如圖4 所示。圖 4 中虛線代表標準規定的靜態加載力大小與加載位置，加載方式為持續加載；實線代表駕駛室在動態側翻過程中所受 3 個峰值碰撞力及與其作用時間段。

圖3 側翻過程碰撞力變化曲線Fig.3 Variation curve of collision force during roll-over

圖4 標準靜態加載力與動態碰撞力對比Fig.4 Comparison of standard static loading force and dynamic collision force

從圖 4 可以看出，駕駛室所受的幾個峰值碰撞力作用點與靜態側向加載力作用點較為接近，但是碰撞力的作用持續時間、大小與方向均與靜態加載力具有較大差別，這說明對工程車輛進行靜態標準加載測試很難保證其動態側翻安全性能，即靜態加載標準不能夠作為評價工程車輛駕駛室側翻安全性能的唯一標準。

2 駕駛室內部結構優化

2.1 內置式 ROPS 結構設計

通過對 WC8E 型膠輪車進行動態側翻分析可知，車輛駕駛室結構在側翻中劇烈變形，發生了塌陷，乘員安全容身空間被入侵情況比較嚴重，需對駕駛室結構進行改進。

考慮到膠輪車在井下行駛的通過性，在外部對駕駛室進行結構加強會導致車輛整體寬度和高度增加，降低了車輛的巷道通過性。因此，選擇在駕駛室內部安裝內置式 ROPS 的方案，ROPS 應具有足夠的強度，同時不能對駕駛室內部空間和乘員的視野有較大的影響。

設計的內置式 ROPS 如圖 5 所示。該框架根據駕駛室內部結構尺寸進行設計，選用 Q345A 高強度鋼，立柱通過焊接的方式與前機架連接。首先對其使用 10 mm 網格進行殼單元劃分，隨后與駕駛室進行定位裝配，焊接位置使用 1D-weld 單元。

圖5 內置式 ROPSFig.5 Built-in ROPS

2.2 改進結果分析

將安裝有 ROPS 的 WC8E 型膠輪車模型按照 1.2中所設定的邊界條件進行動態側翻仿真，側翻結束時改進前后駕駛室變形對比如圖 6 所示。

圖6 側翻結束時優化前后駕駛室變形對比Fig.6 Comparison of cab deformation at time of roll-over ending before and after optimization

3 動態安全性能評價

駕駛室 ROPS 除了要具有足夠的強度，給乘員提供安全容身空間以外，還通過塑性變形吸收側翻動能，減少乘員所受沖擊傷害，并且避免車輛進一步翻滾，即 ROPS 的剛度、強度與能量吸收值之間相互制約，強度并不是越大越好；因此需對膠輪車側翻時駕駛室的動態安全性能進行評價，以人體頭部損傷指標和駕駛室能量吸收率作為膠輪車駕駛室動態安全性能評價指標。

3.1 人體頭部損傷指標

側翻過程中，人體頭部除了受到碰撞擠壓以外，過大的加速度還會對頭部產生不可逆的損傷，考慮到加速度作用的頭部損傷指標HIC[7]的計算公式如下：

式中：T0、TE分別為駕駛室與地面碰撞的起始和終止時刻；t1、t2分別為HIC值最大的起始和終止時刻；R(t) 為頭部合成加速度。

對于HIC值，相關安全法規規定其值不允許超過1 000，超過 1 000 即意味著人體頭部有受到致命傷的風險。

3.2 駕駛室能量吸收率

在駕駛室與地面碰撞過程中，通過駕駛室結構塑性變形吸收車輛側翻動能，因此在保證駕駛室內部安全空間的前提下，駕駛室結構吸收的能量越多，車輛進一步翻滾的趨勢就越弱，對車內乘員的保護效果也就越好。因此提出以駕駛室能量吸收率E來對駕駛室動態安全性能進行評價，其表達式如下：

3.3 駕駛室動態安全性能評價

分別對改進前后的駕駛室結構進行整車動態側翻分析，并提取假人頭部質心處合成加速度曲線，如圖7 所示。

圖7 優化前后假人頭部合成加速度變化曲線對比Fig.7 Comparison of variation curve of resultant acceleration of dummy head before and after optimization

在駕駛室改進前的側翻過程中，假人頭部合成加速度峰值達到了 418.26g，雖然持續時間很短，但峰值過后又出現了 4 次較大的峰值；在駕駛室改進后的側翻過程中，假人頭部合成加速度最大值為202.47g，作用時間僅為 1～ 2 ms，隨后趨于穩定。

為了對側翻過程中駕駛室能量吸收率進行計算，對車輛側翻過程中能量變化進行分析，改進前側翻過程中能量變化曲線如圖 8 所示。

圖8 側翻過程中能量變化曲線Fig.8 Variation curve of energy during roll-over process

由圖 8 可以看出：車輛產生側翻趨勢但尚未與地面發生碰撞時，整車動能與整車總能量曲線基本重合，說明此刻能量的轉換主要是勢能向動能轉換；當駕駛室與地面接觸碰撞時，駕駛室通過變形吸收整車動能，致使整車動能迅速降低，整車內能與駕駛室內能升高。由此可以判斷在側翻過程中能量的轉化是通過變形將整車動能轉化成內能，因此上文定義的駕駛室能量吸收率E即為側翻過程中駕駛室內能增加量與車輛碰撞時總能量的比值。

采用相同方法提取駕駛室改進前后車輛側翻過程中的能量變化，計算頭部損傷指標HIC值和駕駛室能量吸收率E，如表 3 所列。

表3 優化前后指標對比Tab.3 Comparison of indexes before and after optimization

改進后假人頭部損傷指標HIC值降低了 47.1%，已小于規定安全極限值 1 000；另外，由于駕駛室強度提升，其通過塑性變形吸收能量的能力降低，能量吸收率降低了 7.2%。

事實上，由于煤礦井下環境限制，車輛發生 90°側翻后，受到巷道寬度限制，往往不會繼續橫向翻滾，即側翻時通過駕駛室吸收車輛動能以阻止進一步翻滾的作用較小，因此在駕駛室結構設計時可以將能量吸收率作為次要指標。綜上初步得到煤礦井下膠輪車駕駛室的動態性能評價原則為：駕駛室在承受側翻動態碰撞力后，在其結構未侵入人體安全容身空間，頭部損傷指標HIC值小于 1 000 的情況下，駕駛室能量吸收率越高，對乘員的保護效果越好。

4 結論

基于 LS-DYNA 建立了 WC8E 型煤礦膠輪車斜坡動態側翻模型，對其動態側翻響應進行了研究。

（1) 車輛側翻時所受的動態碰撞力與標準靜態加載力有較大差別，表明在進行膠輪車駕駛室強度設計時應以動態碰撞力為設計條件，才更符合實際側翻工況。

（2) 通過對優化前后的駕駛室進行安全性能評價發現，提高駕駛室強度會導致其緩沖吸能能力顯著降低，增大了乘員受到沖擊傷害的概率，因此在對膠輪車進行設計時，駕駛室能量吸收率也應當作為主要考慮的設計指標之一。