大客車偏置碰撞乘員損傷分析及約束系統優化

劉飛虎，劉晶郁，田言康

(長安大學汽車學院，陜西西安710064)

1 引言

我國客車碰撞形式主要為正面碰撞，而偏置碰撞在客車正面碰撞中占比最大，且易造成群死群傷的重特大交通事故[1]。張勇等[2]對汽車正面100%全寬碰撞進行了耐撞性研究，并進行了多學科的優化設計改善了汽車的耐撞性；Agenor[3]等在彈塑性梁模型基礎上對客車正面100%重疊率碰撞進行仿真建模，并針對整車車身結構進行了仿真分析和優化；楊涎林[4]針對40%重疊率碰撞工況對客車的結構安全性進行了深入研究，探索出了多種結構優化方案；賀志瑛[5]深入研究了不同車速對駕駛員生存空間及乘員損傷的影響，得出大客車40%偏置碰撞臨界車速為34km/h，并以此速度作為碰撞初速度探究了大客車結構安全性。綜上，現有的客車正面碰撞主要是100%正面全寬碰撞的研究，在偏置碰撞方面特別是研究50%偏置碰撞的很少，研究表明[6]50%重疊率下前排乘員的損傷最大，可視為危險工況；目前對減少乘員損傷的研究主要通過客車車身結構的改進來實現，通過探究乘員約束系統對乘員損傷的影響規律以及在此基礎上進行降低乘員損傷的研究較少；與此同時我國還沒有發布與偏置碰撞緊密相關的法規，有關客車的偏置碰撞研究還在起步階段，所以進行大客車偏置碰撞中乘員約束系統結構和損傷的耦合關系研究具有重要意義。

本文基于某6120型旅游大客車進行了50%偏置碰撞仿真，探究了乘員約束系統結構與乘員損傷之間的有機聯系，在此基礎上篩選出主要變量對乘員約束系統進行了優化改進并驗證了優化方案的可行性。優化結果對后續客車偏置碰撞安全性能優化設計和相關法規的制定具有重要的參考意義。

2 大客車乘員約束系統仿真模型

2.1 大客車有限元模型建立

基于某6120型旅游大客車在Hypermesh中進行有限元建模。模型如下：整車由六大片骨架和蒙皮等構成，采用rigid剛性單元模擬蒙皮和整車骨架間的焊縫，選用共節點方式對骨架間的焊縫進行建模。客車骨架材料[7]為Q345，蒙皮、座椅骨架等材料為低碳鋼Q235。

整車有限元模型如圖1所示。使用殼單元模擬大客車車身骨架、蒙皮等薄壁結構。網格大小為20mm，整車有限元模型由1627414個單元、1340520個節點組成。

圖1 大客車有限元模型

2.2 大客車有限元模型驗證

為驗證模型是否穩定、有效，以整車有限元模型為基礎建立并完成正面100%重疊率碰撞仿真模型試驗，其中試驗結果如圖所示：

圖2 正面全寬碰撞各能量變化曲線

圖3 正面全寬碰撞質量增加曲線

由上圖可知，沙漏能增加8.18KJ，質量增加9.49Kg，均小于5%，因此模型是穩定、有效的。

為進一步驗證建模是否可靠，參考實驗條件以30km/h的碰撞速度建立并完成正面100%重疊率碰撞仿真模型試驗，并將仿真結果與某12m同類全承載式旅游大客車正面碰撞剛性墻的試驗進行比較，仿真與試驗的整車B柱加速度曲線對比如下圖所示。

圖4 客車B柱碰撞x方向加速度曲線對比

圖5 客車B柱碰撞y方向加速度曲線對比

圖6 客車B柱碰撞z方向加速度曲線對比

由上圖可知，三個方向上客車B柱仿真與試驗的加速度曲線趨勢相近，誤差在20%以內，加速度峰值時刻和峰值大小也近似相同，模型滿足精度要求，可用于接下來的研究。

2.3 乘員約束系統仿真模型建立

采用多剛體-有限元方法在MADYMO[8]中建立包括座椅、地板、假人、安全帶等乘員約束系統仿真模型。如圖7所示。

圖7 乘員區人-車耦合模型

地板和座椅采用有限元建模。采用Hybrid Ⅲ50百分位多剛體假人模擬乘員并對假人進行定位。選用兩點式安全帶并基于多剛體-有限元方法進行建模。為保證試驗仿真精度，首先定位了安全帶，然后把安全帶模型按照假人位置、姿態實現了預模擬。將客車偏置碰撞中座椅處傳感器得到的X向加速度和重力加速度曲線加載到多剛體假人上，將Y向加速度波形加載到乘員區地板上。

3 乘員損傷影響因素分析

3.1 乘員損傷評價指標

參考《乘用車正面碰撞的乘員保護》(GB11551-2014)和《客車座椅及其車輛固定件的強度》(GB13057-2014)法規[9]，本文選取了頭部、胸部等部位指標來表征假人受到的損傷程度。為整體評估約束系統的效能，采用了乘員綜合傷害指數的WIC值將假人各部位損傷值進行歸一化處理[10]，見式(1)

(1)

式中HIC為頭部運動損傷值，C3ms為胸部合成加速度，FZ和My分別為頸部剪切力和頸部伸張彎矩，FFC＿L和FFC＿R分別為左側大腿軸向受力和右側大腿軸向受力。

由上式可知，評價指標中權重占比較大是頭部損傷值和胸部合成加速度C3ms，因此本文選用這兩個指標作為評價偏置碰撞中的乘員損傷以及接下來優化設計的目標。

3.2 乘員損傷影響因素分析

通過改變剛性墻內邊緣與客車縱向中心面的間距，對50%重疊率大客車碰撞模型進行了建模，然后選擇安全帶的織帶剛度和摩擦系數以及座椅的設計間距、靠背傾角和泡沫剛度、坐墊摩擦系數這六個與乘員損傷相關的因素作為主要參數進行研究，研究不同參數對危險工況下乘員損傷的作用規律時運用了單因子變量法。即通過改變原始模型參數進行不同影響因素的研究，原始模型中座椅間隔為750mm，座椅靠背傾角為105°，座椅坐墊摩擦系數為0.3，安全帶摩擦系數為0.2，靠背泡沫剛度和安全帶織帶剛度為1。

3.2.1 座椅靠背泡沫剛度對乘員損傷影響

碰撞瞬間座椅靠背的力直接作用到假人頭部，靠背泡沫可以在一定程度上保護假人頭部。本文基于靠背泡沫剛度的原始數據，設置0.5至1.75六個泡沫剛度比例系數[11]并完成了對應的假人碰撞仿真，結果如表1所示。

表1 不同靠背泡沫剛度下假人損傷值

由表可知，靠背泡沫剛度改變時，假人頭部損傷的變化較大。當系數設置成1時，假人的頭部損傷程度最嚴重；當系數不等于1時，假人頭部損傷值隨剛度比例系數變化而減小，比例系數為0.75時，頭部HIC值最小。隨著泡沫剛度增加假人胸部C3ms值有所下降，綜合來看變化幅度不大。故假人損傷程度可以通過適當提高靠背泡沫剛度來減小。

3.2.2 座椅設計間距對乘員損傷影響

根據法規《營運客車類型劃分及等級評定》(JT/T 325-2006)，同一方向上客車座椅間的距離要大于680mm，本文為了較好平衡客車內總布置和乘坐體驗舒適，選取了700mm至825mm共6種座椅間距并完成相應仿真，結果如表2所示。

表2 不同座椅間距下假人損傷值

由表可知，座椅間距逐漸增大時，假人頭部運動損傷總體上也是逐漸增大的，但各個損傷值變化較大，當座椅間距調整成700mm，假人頭部受損傷程度最輕，當其調節成825mm時，頭部受損傷程度最嚴重。座椅之間的距離在800mm以下時，假人頭部HIC值增加較慢，而當其超過800mm時，頭部HIC值增加很快。座椅設計距離在725mm以下增加時，假人胸部C3ms值增加較慢，而當其超過725mm并繼續增大時，胸部C3ms值又會有降低趨勢，將座椅的距離設置成725mm，假人胸部受損傷程度最嚴重，將座椅的距離設置成825mm時，胸部受損傷程度最輕。總體來說座椅間的設計距離低于800mm時，既可以滿足舒適性要求又能很好減輕頭部受損傷程度。

3.2.3 座椅靠背傾角對乘員損傷影響

已有研究表明[12]，乘坐較舒服時的座椅靠背角度為90～115°。故選擇90°至115°六個傾角參數并完成相應碰撞仿真，結果如表3所示。

表3 不同座椅靠背傾角假人損傷值

由表可知，靠背傾角不斷增大時，假人頭部HIC值變化較為劇烈，其中傾角大于95°時，假人頭部HIC值處于250-340內，大小改變幅度較小，當傾角小于等于95°時，假人頭部HIC值迅速增大，且改變幅度很大，頭部HIC值最大時對應的傾角為95°。當傾角為105°和110°時，假人胸部受損傷程度最嚴重，其它靠背傾角下假人胸部損傷相當。綜上可知在滿足舒適性要求下，靠背傾角設置成100°上下可以有效降低成員損傷風險。

3.2.4 安全帶織帶剛度對乘員損傷影響

乘員約束系統中的安全帶不僅可以對假人位移進行限制，還能降低關鍵部位的沖擊力。按照安全帶織帶剛度相對初始值的比例系數，本文設置0.5至1.75六種比例系數完成相應碰撞仿真，結果如表4所示。

表4 不同剛度仿真下假人損傷值

由表可知，安全帶織帶剛度加大時，假人頭部損傷也隨之增加，當把剛度比例系數設置為0.5，假人頭部受損傷程度最輕，設置成1.25時，頭部受損傷程度最嚴重。假人胸部損傷隨安全帶織帶剛度變化并不明顯。整體而言可以適當降低安全帶織帶剛度來降低假人頭部損傷。

3.2.5 安全帶摩擦系數對乘員損傷影響

研究表明[13]，化學纖維是安全帶的主要成分，因此其與假人腹部間的摩擦因數不大，故本文選擇0.1至0.6共6種參數并完成相應碰撞仿真，結果如表5所示。

表5 不同織帶摩擦系數下假人損傷值

由上表可知，安全帶織帶的摩擦因數不斷增加時，假人頭部損傷值先下降后上升，整體變化不大，當摩擦系數設置成0.2，假人頭部受損傷程度最輕，當其設置成0.6時，頭部受損傷程度最嚴重。織帶摩擦系數變化時，假人胸部C3ms值整體變化幅度較小，不同摩擦系數下胸部合成加速度在20g左右浮動。從整體看，假人頭部、胸部損傷受安全帶織帶摩擦系數作用不是很大。

3.2.6 坐墊摩擦系數對乘員損傷影響

假人初始碰撞速度在碰撞時受到臀部和座墊間的摩擦系數影響。研究表明[14]，針織和機織面料動摩擦系數分別在0.3-0.8和0.2-0.5之間。故本文選擇0.2-0.7共6種參數并完成相應碰撞仿真，結果如表6所示。

表6 不同坐墊摩擦系數下假人損傷值

由表可知，坐墊摩擦系數逐漸增加時，假人頭部損傷逐漸減小，當摩擦系數設置成0.2時，假人頭部HIC值最大，當其設置為0.7時，假人頭部HIC值最小。坐墊摩擦系數變化時，假人胸部損傷變化不大，整體處于21g附近。因此選擇摩擦系數較高的座椅面料能有效降低乘員損傷風險。

4 乘員約束系統優化設計

4.1 設計變量選擇

為降低系統復雜度和保證精度，本文在分析上述參數對設計目標的敏感性時運用了靈敏度分析法[15]并選取了靈敏度較高的參數。

根據上節不同參數下的仿真結果，以靈敏度絕對值最大值為準則，本文對比分析了各參數對假人頭部、胸部的影響程度，各影響因素靈敏度如下圖所示。

圖8 各影響因素靈敏度絕對值

由式(1)可知頭部損傷占比最大，故根據靈敏度中頭部首先考慮、胸部其次考慮的準則進行各影響因素的篩選。通常情況下，參數靈敏度隨參數對目標響應值影響增大而增大，由圖8可知，座椅間距、靠背泡沫剛度、安全帶剛度、坐墊摩擦系數、座椅靠背傾角靈敏度較大，又由于可以人為調節座椅靠背傾角，不包括在座椅固有特征中，所以本次優化不優化靠背傾角。本文將座椅間距、靠背泡沫的剛度、安全帶的剛度、坐墊的摩擦系數確定為最后的乘員約束系統優化設計變量。各變量取值范圍及初始值如下表所示。

表7 各變量取值范圍及初始值

4.2 約束系統優化

為減少尋優時間和提高尋優精度，本文采用代理模型近似表達優化問題，并在代理模型基礎上求解乘員約束系統多目標優化問題。

因為本文優化目標是假人頭部損傷、胸部損傷最小，所以把拉丁超立方試驗目標響應值設置為假人頭部HIC值、胸部C3ms值，對篩選出的4個設計變量進行30組拉丁超立方試驗采樣，并對30組試驗樣本用Kriging模型進行插值計算，以指數相關函數為模型核函數完成代理模型構建。然后利用15個模型預測對代理模型進行驗證，驗證結果中頭部損傷HIC值的MRE系數為0.0511，R2為0.9233；胸部損傷C3ms值的MRE系數為0.021，R2為0.9122，可知建立的代理模型精度達到要求。

根據優化問題及優化條件，建立多目標遺傳算法優化數學模型描述如下

(2)

式中，HIC為假人頭部HIC值，C3ms為胸部合成加速度，X表征座椅間隔，Y表征座椅靠背泡沫剛度，Z表征安全帶剛度、W表征坐墊摩擦系數。

本文選取搜索和收斂速度較高且能夠有效防止提前收斂的MOGA-Ⅱ算法對上述所建立的Kriging模型進行多目標優化，模型經過198次迭代，最終目標函數收斂，得到了18組Pareto解集合，18組Pareto解集內的元素都是可行的優化解，其中Pareto解集前沿曲線如圖9所示。

圖9 Pareto前沿曲線

由上圖可知，假人頭部損傷與胸部損傷最優值存在矛盾。為兼顧各目標值優化效果，本文采用Pareto圖中間位置點確定優化后各項參數，優化前和優化后約束系統的各項參數如下表。

表8 優化前后約束系統參數對比表

為驗證優化結果的有效性，將最優解代入仿真模型得到假人損傷實驗結果如表9所示：HIC值與C3ms值代理模型解與仿真結果的誤差均較小，滿足精度要求，且假人頭部損傷值和胸部C3ms值在優化之后分別下降到208.38和18.66g，與假人原先的損傷值相比，大幅降低了假人頭部損傷和胸部損傷值。

表9 仿真值與代理模型解對比

4.3 優化結果分析

在50%重疊率模型中重新設置優化后的約束系統參數并再次進行碰撞仿真，結果如表10所示，優化前和優化后優化目標值對比如圖10所示。

表10 優化前后假人損傷

圖10 優化前后假人頭部、胸部損傷對比

由上圖可知，50%重疊率工況下，優化后假人頭部、胸部損傷降幅分別達到了38.02%和11.98%，下降幅度較為明顯；假人的頭部HIC值下降了37.99g，胸部C3ms值下降了2.54g，優化后的乘員約束系統可以更好地保護乘員。

5 結論

通過對客車車體、乘員約束系統進行建模，將50%重疊率作為研究工況深入研究了客車偏置碰撞前排乘員損傷規律，找到了乘員約束系統結構參數與乘員損傷之間的耦合關系。運用單因子變量法進行相應假人碰撞試驗，仿真結果說明當座椅靠背泡沫剛度的比例系數為1.5，座椅靠背傾角為100°，座椅設計間距小于800mm，安全帶織帶的剛度比例系數在1以下時，可以降低頭部和胸部損傷值，更好地保護乘員。

經過靈敏度分析在以上參數中選取設計變量為安全帶剛度、座椅坐墊摩擦系數、靠背泡沫剛度、座椅間距，采用MOGA-Ⅱ算法對頭部HIC值及胸部C3ms值進行多目標優化后，在50%重疊率下，優化后假人頭部、胸部損傷降幅分別達到了38.02%和11.98%。