隔斷型軍用車輛防雷座椅跌落試驗(yàn)研究

王國江，王顯會，張進(jìn)成，何平樂，李進(jìn)軍

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094； 2.中國人民解放軍32379部隊， 北京 100000)

1 引言

防雷座椅是保護(hù)車內(nèi)乘員的重要部件，能夠有效衰減車輛底部爆炸對乘員的沖擊[1]。座椅跌落臺實(shí)驗(yàn)作為一種低成本且具有可重復(fù)性的實(shí)驗(yàn)方法，常用于防雷座椅的開發(fā)及防護(hù)性能驗(yàn)證[2]。整車底部受爆炸沖擊時，防雷座椅會受到車身地板變形所造成的局部效應(yīng)作用(Local effects)，以及整車跳起所造成的全局效應(yīng)作用(Global effects)。剛性座椅受到局部效應(yīng)作用明顯，而隔斷型防雷座椅能夠隔斷局部沖擊能量，以使乘員在局部效應(yīng)階段幾乎保持靜止。底部爆炸工況下座椅是一個從靜止?fàn)顟B(tài)向上加速的過程，而跌落試驗(yàn)是從一個向下撞擊減速至靜止的過程。由于局部效應(yīng)階段和全局效應(yīng)階段下座椅安裝點(diǎn)的速度不一致，而跌落時乘員-座椅-跌落臺均具備一樣的初始速度，使得跌落工況和底部爆炸工況產(chǎn)生了一定的差異，因此跌落高度即撞擊速度的選擇對車輛防雷座椅抗底部爆炸沖擊能力的評價具有重要意義。

跌落試驗(yàn)臺最初用于直升機(jī)抗墜落座椅的研究[3]，但直升機(jī)墜毀工況和底部爆炸工況在峰值、脈寬等方面有較大差異。近年來國內(nèi)外學(xué)者對于座椅跌落試驗(yàn)測試方法進(jìn)行了廣泛研究。Eridon等[4]通過跌落試驗(yàn)測試提出彈跳持續(xù)時間方法及視頻分析法計算速度變化量ΔV，并分析了不同方法帶來的誤差；Cheng等[5]分析了垂直沖擊試驗(yàn)中腰椎力的數(shù)值解與實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間的差異，指出跌落試驗(yàn)評估吸能緩沖座椅的局限性；Aggromito等[6]采用3種假人腰椎組件進(jìn)行剛性座椅跌落，得到彎曲型腰椎組件比直型腰椎組件產(chǎn)生更低的骨盆加速度和更高的腰椎負(fù)荷；Ladkany[7]通過跌落試驗(yàn)?zāi)M爆炸沖擊，驗(yàn)證了氣囊坐墊對于假人盆骨有一定的緩沖作用；田達(dá)笠等[8]通過調(diào)整橡膠脈沖發(fā)生器的厚度，實(shí)現(xiàn)對不同爆炸載荷的車體加速度和假人DRI 響應(yīng)的模擬；Bosch等[9]在跌落試驗(yàn)臺測試了12種不同類型的防護(hù)座椅在220g、300g(g為重力加速度)沖擊工況下的乘員響應(yīng)，以評估座椅的防護(hù)性能。目前對于座椅跌落試驗(yàn)的研究涉及緩沖元件、脈沖發(fā)生器、乘員約束系統(tǒng)及假人等方面，但沒有根據(jù)不同緩沖元件的特性和底部爆炸沖擊下的座椅安裝點(diǎn)加速度響應(yīng)來設(shè)計跌落試驗(yàn)大綱。

本文以底部安裝的剛性座椅和具有平臺力特性的隔斷型防雷座椅作為研究對象，通過簡化的跌落臺模型，對座椅在底部沖擊和跌落2種工況下進(jìn)行仿真分析，提出2種座椅最適宜采用的跌落高度，以有效模擬車輛抗底部爆炸沖擊工況。并根據(jù)所得結(jié)論進(jìn)行座椅跌落試驗(yàn)，以模擬整車實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證結(jié)論的正確性。

2 跌落臺-座椅-乘員系統(tǒng)仿真模型的構(gòu)建

2.1 隔斷型防雷座椅響應(yīng)特性

隔斷型防雷座椅采用彎曲式金屬帶[10]作為緩沖元件。該緩沖元件的載荷-位移曲線具有平臺特性，如圖1所示。爆炸發(fā)生后，元件載荷上升至極限載荷后座椅在滑塊滑軌的約束下開始一段豎直方向的運(yùn)動，在運(yùn)動過程中保持載荷不變，直至行程結(jié)束。曲線下方面積表示座椅移動過程中的做功量，曲線的彎折點(diǎn)表示金屬帶與銷軸之間的最大靜摩擦力轉(zhuǎn)化為滑動摩擦力。

圖1 金屬帶載荷-位移曲線

爆炸局部效應(yīng)階段，座椅在10～20 ms內(nèi)承受底部沖擊加速度脈沖，緩沖元件到達(dá)極限載荷后而具有平臺力特性，不會隨著沖擊增大而變大，底部沖擊無法通過緩沖元件傳遞到乘員身上。在此過程中座椅安裝點(diǎn)不斷上升，但乘員位置幾乎沒有變化，這一現(xiàn)象被稱為“隔斷”。

(1)

由于人體本身可以承受一定的沖擊和座椅坐墊的保護(hù)，而且出于座椅設(shè)計中安全余量的考慮，在測試防雷座椅的最大防護(hù)能力時，進(jìn)行跌落試驗(yàn)時的速度變化量ΔVT可適當(dāng)大于ΔVmax。

2.2 底部爆炸沖擊邊界條件

座椅跌落試驗(yàn)的目的為了模擬軍用車輛底部爆炸沖擊，底部爆炸沖擊座椅的邊界條件可以從整車爆炸試驗(yàn)中座椅安裝點(diǎn)處提取。按照AEP-55要求對某型車輛進(jìn)行底部爆炸試驗(yàn)，炸藥當(dāng)量為6 kg，炸點(diǎn)位置為駕駛員正下方，爆炸品上表面離車底組件最低點(diǎn)約為500 mm，采用壓電式加速度傳感器測得的底部安裝的座椅安裝點(diǎn)處加速度濾波處理后如圖2所示，加速度峰值為2 000g。積分所測加速度得到座椅安裝點(diǎn)處速度，如圖3所示，安裝點(diǎn)速度峰值為7.6 m/s，加速度脈寬為5 ms。在爆炸載荷研究領(lǐng)域，已經(jīng)提出了幾種爆炸脈沖加載參數(shù)來代表和預(yù)測爆炸的嚴(yán)重程度。Kulkarni等[11]提出，對于任意座椅類型，在典型的沖擊脈沖持續(xù)時間范圍內(nèi)(0～20 ms)，ΔV是評估乘員損傷的最佳單一指標(biāo)。在保持ΔV不變的情況下，可以將加速度信號等效為完全規(guī)則的三角波形，三角波形的加速度峰值Gpeak、脈沖持續(xù)時間T和速度變化量ΔV的關(guān)系式

圖2 座椅安裝點(diǎn)加速度曲線

(2)

由式(2)可得，等效三角波后的加速度峰值為304g，后續(xù)研究采用加速度峰值取整值為300g。

由圖3可以看出車身地板經(jīng)歷沖擊反彈后，在30 ms時左右安裝點(diǎn)速度趨于穩(wěn)定，在4 m/s左右波動，同時假人盆骨速度在20 ms時緩緩上升到與座椅一致的速度。這是由于車底的地雷爆炸之后會形成沖擊波，沖擊波在大約0.5 ms之內(nèi)沖擊車底板，會產(chǎn)生一個極大的峰值壓力，對車底板產(chǎn)生一個局部加速度，使其發(fā)生彈塑性變形[12]。局部沖擊結(jié)束后，彈性變形部分反彈回落，沖擊能量傳遞到整車，車身跳起，車底板速度穩(wěn)定，乘員座椅隨車底板一起以全局速度向上運(yùn)動。

圖3 座椅安裝點(diǎn)速度曲線

基于整車座椅安裝點(diǎn)處速度趨勢，簡化得到圖4所示加速度曲線和速度曲線，作為底部爆炸沖擊仿真中的座椅的邊界條件。在保證仿真中假人速度變化與整車試驗(yàn)一致的情況下，加速度峰值取300g，脈寬取5 ms，。反向的加速度峰值為137g，脈寬也為5 ms，在10 ms至150 ms中加速度為零且不再變化。由此積分得到的速度曲線，在5 ms時達(dá)到速度峰值7.35 m/s，并在10 ms后速度穩(wěn)定在4 m/s。因此，座椅安裝點(diǎn)在局部效應(yīng)中速度變化量ΔV為7.35 m/s，在全局效應(yīng)中速度變化量ΔV為4 m/s。

圖4 底部爆炸沖擊的簡化加速度曲線和速度曲線

2.3 座椅跌落邊界條件

在實(shí)際座椅跌落試驗(yàn)中，座椅速度變化量取沖擊速度和回彈速度之差。在仿真模型中要準(zhǔn)確模擬座椅跌落時的速度變化量與脈沖寬度，需要精確的脈沖發(fā)生器的材料本構(gòu)及厚度，這是較為復(fù)雜的問題。為簡化研究，去除掉跌落仿真模型中的底部支座和脈沖發(fā)生器，代之以理想的加速度沖擊脈沖。因此在本文研究中考慮理想狀態(tài)下的座椅跌落，跌落平臺在撞擊地面后速度減為零，平臺撞擊速度就是速度變化量ΔV。圖5所示加速度脈寬為5 ms，峰值分別為300g和163g，曲線與橫軸所圍面積分別為7.35 m/s和4 m/s，分別模擬局部效應(yīng)中的ΔVL和全局效應(yīng)中的ΔVG。取這兩條不同水平的加速度曲線為座椅跌落仿真中的邊界條件。

圖5 座椅跌落沖擊的加速度曲線和速度曲線

2.4 跌落臺-座椅-乘員仿真模型的建立

以跌落臺、座椅和乘員系統(tǒng)作為主要研究對象，建立有限元模型如圖6所示，該系統(tǒng)包括跌落臺、乘員假人、防雷座椅和腳墊模型以及安全帶。

圖6 跌落臺-座椅-乘員系統(tǒng)有限元模型示意圖

跌落臺模型從實(shí)際座椅跌落臺簡化而來，只包括座椅安裝梁與座椅底部安裝平臺。在分別模擬座椅跌落和底部爆炸沖擊時，只需將相應(yīng)的邊界條件施加于底部安裝平臺。其中，安裝梁為薄殼結(jié)構(gòu)，采用2D單元劃分網(wǎng)格，座椅底部安裝平臺采用六面體單元劃分網(wǎng)格，均選用LS-DYNA中的3號材料*MAT_PLASTIC_KINEMATIC。

該防雷座椅大部分為薄殼單元，亦采用2D單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其余實(shí)體部件采用六面體單元劃分,座椅中結(jié)構(gòu)的相對運(yùn)動采用鉸鏈和滑動副去模擬。該座椅利用座椅背后的緩沖元件做功以消耗底部沖擊能，緩沖元件可拆卸，更改緩沖元件就可以改變座椅類型。使用彈簧和阻尼單元模擬金屬帶式緩沖元件，在LS-DYNA中采用DISCRETE建立一維離散單元，通過彈簧剛度及預(yù)緊力關(guān)鍵字*MAT_SPRING_NONLINEAR_ELASTIC輸入金屬帶的載荷-行程曲線，使之具有金屬帶的緩沖隔斷特性。在模擬剛性座椅時，刪除此彈簧阻尼單元，并使用1D rigid單元連接座椅背后滑塊與滑軌。

座椅坐墊及靠背材料選用LS-DYNA中的57號材料*MAT_LOW_DENSITY_FOAM，該材料為可以恢復(fù)到原始形狀的低密度泡沫。仿真中使用的假人為LSTC公司的Hybrid Ⅲ型50百分位的男性假人模型，該假人廣泛用于評估正面碰撞測試中的汽車安全約束系統(tǒng)，由于車輛爆炸防護(hù)領(lǐng)域還未有專門替代品，Hybrid Ⅲ 50th假人能夠提供安裝大量傳感器設(shè)備，能夠經(jīng)受住極端載荷條件，是目前為止車輛爆炸防護(hù)研究中最合適的替代品，并且該假人已被Lou等[13]驗(yàn)證在垂向沖擊環(huán)境中與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)具有良好吻合度。使用Primer軟件建立四點(diǎn)式安全帶對假人進(jìn)行約束，用2D殼單元網(wǎng)格和1D seatbelt單元來模擬安全帶織帶，其中與人體接觸部分用2D網(wǎng)格單元，網(wǎng)格尺寸為10 mm。

3 不同座椅在底部爆炸沖擊與跌落沖擊下的對比分析

3.1 乘員響應(yīng)分析方法

在底部爆炸和座椅跌落過程中，脊椎是最易受傷的部位之一。沖擊加速度通過車體結(jié)構(gòu)或跌落平臺作用于人體脊椎，對脊椎造成壓縮、彎曲變形等，若沖擊載荷超過脊椎承受極限，會導(dǎo)致嚴(yán)重的上身損傷。Stech和Payne[14]于1969年提出利用動態(tài)響應(yīng)指標(biāo)(DRIz)評估脊椎受到壓縮損傷的可能性，并將脊椎模型簡化為二階彈簧-阻尼-質(zhì)量系統(tǒng)，如圖7所示。該模型的輸入為實(shí)驗(yàn)中測得的盆骨垂向(Z方向)加速度，輸出為脊椎的最大壓縮撓度，由此計算出動態(tài)響應(yīng)系數(shù)DRIz。

圖7 脊椎模型示意圖

該模型的運(yùn)動方程為：

(3)

由此可計算得出：

(4)

為評價座椅跌落過程中的乘員損傷程度，將動態(tài)響應(yīng)系數(shù)DRIz和腰椎軸向力作為評價標(biāo)準(zhǔn)，這兩項(xiàng)標(biāo)準(zhǔn)主要預(yù)測垂直沖擊中乘員的損傷。北約AEP-55[15]規(guī)定底部爆炸沖擊下Z方向DRIz耐受極限值為17.7，低于該值時乘員發(fā)生AIS2+級別傷害的概率小于10%。目前Hybrid Ⅲ 50th假人腰椎并不具備較好的垂向生物逼真度[16]，碰撞和沖擊環(huán)境的標(biāo)準(zhǔn)和法規(guī)也沒有關(guān)于腰椎的損傷準(zhǔn)則，國外生物力學(xué)工作者重力跌落測試平臺中得到的腰椎力耐受極限值為5.2～7.8 kN。

3.2 底部爆炸沖擊乘員響應(yīng)

根據(jù)底部爆炸沖擊的邊界條件，在HyperMesh中對座椅安裝平臺進(jìn)行加載，模擬座椅在實(shí)際爆炸試驗(yàn)中受到的沖擊。圖8所示為乘員在2種座椅底部爆炸沖擊下的盆骨加速度曲線和腰椎力曲線。

圖8 2種座椅在底部爆炸沖擊下的乘員盆骨響應(yīng)數(shù)據(jù)曲線

由圖8可知，乘員受到底部沖擊后盆骨會承受一個加速度峰值，剛性座椅的假人盆骨加速度及腰椎力較大，假人DRIz和腰椎力值超過了耐受極限值，極易造成損傷。分析表1數(shù)據(jù)可知，與剛性座椅相比，隔斷型防雷座椅的假人盆骨加速度降低了73.55%，腰椎力降低了63.26%，將沖擊降低到了乘員可接受范圍內(nèi)。

表1 反映了底部爆炸沖擊下的乘員響應(yīng)

3.3 跌落沖擊乘員響應(yīng)

根據(jù)座椅跌落的邊界條件，使用關(guān)鍵字“INITIAL_VELOCITY_GENERATION”對跌落臺、座椅和乘員系統(tǒng)施加跌落后的觸地速度，并對座椅安裝平臺施加向上的加速度脈沖，以模擬座椅跌落過程。圖9、圖10所示分別表示剛性座椅和隔斷型防雷座椅在2種跌落速度下乘員響應(yīng)數(shù)據(jù)。

圖10 隔斷型防雷座椅在跌落沖擊下的乘員盆骨響應(yīng)數(shù)據(jù)曲線

由圖9可得，剛性座椅在底部沖擊和跌落沖擊乘員響應(yīng)峰值均出現(xiàn)在10 ms左右。4 m/s跌落時，盆骨加速度峰值為100.12g，腰椎力峰值為10.66 kN，與底部沖擊的相對誤差分別為40.51%和36.01%，明顯低于底部沖擊的乘員響應(yīng)。7.35 m/s跌落時，盆骨加速度峰值為180.81g，腰椎力峰值為18.52 kN，與底部沖擊相對誤差分別為7.43%和11.16%，一致性較高。因此，剛性座椅進(jìn)行跌落試驗(yàn)時，跌落速度變化量ΔV選取局部效應(yīng)的速度峰值更能有效模擬座椅底部爆炸沖擊。

圖9 剛性座椅在跌落沖擊下的乘員盆骨響應(yīng)數(shù)據(jù)曲線

由圖10及表2可得，對隔斷型防雷座椅來說，4 m/s跌落沖擊與底部沖擊的乘員響應(yīng)較為一致，盆骨加速度峰值為46.77g，腰椎力6.45 kN，相對誤差分別為5.0%和5.4%。7.35 m/s跌落沖擊時，15 ms左右乘員盆骨加速度及腰椎力出現(xiàn)的第一個峰值與底部沖擊較一致，但42 ms左右再次出現(xiàn)第二個峰值，這說明座椅緩沖行程已用盡，座椅與擋塊發(fā)生了撞擊，這與底部沖擊座椅未發(fā)生撞擊情況不符。因此，隔斷型防雷座椅進(jìn)行跌落試驗(yàn)時，跌落速度變化量ΔV選取全局效應(yīng)速度更能有效模擬座椅底部爆炸沖擊。

表2 反映了跌落沖擊與底部沖擊下的乘員響應(yīng)

(5)

4 座椅跌落試驗(yàn)

在1.2節(jié)整車底部爆炸試驗(yàn)中，除采集車體結(jié)構(gòu)加速度，還通過假人和數(shù)據(jù)采集儀等采集假人頭部加速度、頸部力、腰椎力、盆骨加速度及腿部下脛骨力等數(shù)據(jù)。為驗(yàn)證隔斷型防雷座椅模擬底部爆炸沖擊時跌落沖擊速度應(yīng)選擇全局速度，采用4 m/s的跌落速度變化量對該隔斷型防雷座椅進(jìn)行跌落試驗(yàn)，根據(jù)式(5)算得跌落高度約為816 mm。

跌落沖擊試驗(yàn)需要的設(shè)備有數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、加速度傳感器、高速攝像機(jī)、假人和舉升機(jī)構(gòu)等[17]。試驗(yàn)假人為Hybrid Ⅲ 50th男性假人，其身高(立姿)為1.72 m，體重為78 kg，直立坐高為0.88 m。實(shí)驗(yàn)過程中假人需模擬乘員在車輛內(nèi)的乘坐姿勢，采用四點(diǎn)式安全帶約束，傳感器及假人數(shù)據(jù)采集與整車實(shí)驗(yàn)類似。圖11所示為試驗(yàn)布置完畢的試驗(yàn)臺與座椅系統(tǒng)。

圖11 座椅跌落試驗(yàn)裝置示意圖

本次跌落試驗(yàn)與整車底部爆炸實(shí)驗(yàn)中防雷座椅運(yùn)動均未超過緩沖行程，乘員響應(yīng)數(shù)據(jù)如圖12所示。

圖12 跌落試驗(yàn)與整車爆炸實(shí)驗(yàn)乘員盆骨響應(yīng)數(shù)據(jù)曲線

由圖12(a)可知，爆炸試驗(yàn)中假人盆骨加速度峰值為28.95g，跌落試驗(yàn)中盆骨加速度峰值為30.96g，相對誤差為7.29%。假人DRIz分別為15.32和17.27，相對誤差為12.73%，同時均小于AEP55中規(guī)定的極限值17.7。

由圖12(b)可知，爆炸試驗(yàn)中假人腰椎力峰值為4.39 kN，跌落試驗(yàn)中腰椎力峰值為5.05 kN，相對誤差為15.03%。

通過底部爆炸試驗(yàn)和座椅跌落試驗(yàn)乘員響應(yīng)數(shù)據(jù)的對比，可見兩者乘員響應(yīng)具有一致性，峰值誤差較小。隔斷型防雷座椅以全局效應(yīng)速度進(jìn)行跌落，很好地模擬了爆炸沖擊后的乘員損傷，驗(yàn)證了仿真結(jié)論。

5 結(jié)論

1) 跌落試驗(yàn)用于檢驗(yàn)車輛防雷座椅抗底部爆炸沖擊能力切實(shí)可行，但是由于跌落試驗(yàn)無法同時模擬局部效應(yīng)和全局效應(yīng)，所以需要根據(jù)座椅的防雷機(jī)理和座椅安裝點(diǎn)加速度測試傳感器。

2) 在跌落沖擊條件下，隔斷型防雷座椅與剛性座椅相比，假人DRIz降到了耐受極限值以內(nèi)，假人盆骨加速度降低73.55%，腰椎力降低63.26%，有效保證了乘員安全。

3) 座椅跌落試驗(yàn)中速度變化量ΔV的選擇應(yīng)視不同座椅類型而定，剛性座椅應(yīng)該選取整車爆炸局部效應(yīng)的速度峰值，平臺力式隔斷型防雷座椅應(yīng)該選取全局效應(yīng)的速度峰值。本文中的隔斷型防雷座椅采用4 m/s的全局速度進(jìn)行跌落試驗(yàn)，能夠很好地模擬爆炸沖擊時的乘員損傷。