羅 鳴，周云波，張進成，張 明，蘇逸飛，孫曉旺

（南京理工大學，江蘇 南京 210094）

在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中，隨著地雷和簡易爆炸裝置的頻繁使用，作戰(zhàn)人員的傷亡情況逐年增加。過去很長一段時間里，在面對這些威脅時，研發(fā)人員的注意力都集中在車輛本身的裝甲上，很少關(guān)注乘員的問題[1]。數(shù)據(jù)統(tǒng)計顯示，乘員小腿脛骨、盆骨以及脊柱是比較容易受傷的部位[2]，這是乘員受到嚴重的垂向沖擊造成的。當爆炸品在車輛底部爆炸后，傳遞給車體的沖擊加速度經(jīng)過防雷組件的衰減后通過車身底甲板和地板作用于乘員腿部和座椅安裝點，威脅乘員安全。近年來，以減振、阻隔沖擊為機理的防雷座椅的出現(xiàn)為作戰(zhàn)人員提供了進一步的保護，該座椅中的吸能緩沖元件在爆炸沖擊過程中通過材料和結(jié)構(gòu)的能量吸收行為能夠有效降低乘員受傷的風險。

由于防雷座椅顯著的防護效果，各國學者開始從吸能緩沖元件和座椅結(jié)構(gòu)設(shè)計、綜合數(shù)值模擬分析及優(yōu)化設(shè)計、乘員傷害評估和座椅試驗評價等方面展開深入研究。George[3]結(jié)合乘員損傷標準試驗研究了防雷座椅氣囊坐墊的設(shè)計對地雷爆炸中乘員所受沖擊的衰減；Ala 等[4]研究了以鋁管的動態(tài)軸向破碎為主要吸能機制的防雷座椅在爆炸沖擊環(huán)境下的乘員生存能力；Kumar 等[5]將跌落試驗臺和爆炸工況聯(lián)系起來，以座椅垂直沖擊試驗臺模擬爆炸沖擊環(huán)境，并對跌落環(huán)境下預測乘員損傷時降階模型的精度評估做了研究；盧紅標等[6]研制出爆炸沖擊震動模擬平臺來代替實爆試驗。

針對這一領(lǐng)域的研究目前主要集中在防雷座椅吸能緩沖元件的設(shè)計，以求通過改變吸能器的結(jié)構(gòu)、尺寸來達到更好的防護效果，但很少分析乘員所受到的垂向沖擊作用于乘員腿部和座椅安裝點上的時間差對乘員損傷的影響。所謂時間差，是指乘員小腿和座椅安裝點受到加速度沖擊的起始時刻之間的間隔，根據(jù)之前軍用車輛底部防雷試驗，發(fā)現(xiàn)該時間差的存在影響著爆炸工況下車內(nèi)乘員的運動姿態(tài)，進而影響著乘員損傷。

本文中將通過數(shù)值模擬與試驗相結(jié)合、試驗驗證數(shù)值模擬的研究方法，利用Hyperworks 和LSDYNA 等手段建立座椅-乘員系統(tǒng)，提取跌落試驗中座椅安裝點和平臺的加速度作為系統(tǒng)的邊界條件，校核模型準確性后，通過改變放置乘員小腿的地板和座椅安裝點所受加速度的沖擊作用時間差分析乘員損傷差異。

1 沖擊環(huán)境下座椅-乘員系統(tǒng)數(shù)值模擬分析

1.1 模型的建立

由于爆炸試驗評價座椅防護能力的費用高昂，試驗步驟復雜，試驗的偶然性與不確定性對乘員響應分析造成干擾，因而大規(guī)模的爆炸試驗并不適合研究乘員損傷[7]，因此一般采用跌落試驗中產(chǎn)生的垂向沖擊脈沖模擬爆炸過程中乘員受到的載荷。

本次數(shù)值模擬中座椅-乘員系統(tǒng)由座椅、簡易地板、安全帶以及假人組成，如圖1 所示。為避免座椅吸能器、坐墊等因素對研究的影響，座椅為無任何緩沖機制的剛性座椅，骨架和椅面網(wǎng)格尺寸為10 mm，其所受來自于車體或跌落試驗臺的垂向沖擊將無衰減地作用于乘員盆骨和脊椎；地板無吸能腳墊，網(wǎng)格尺寸為5 mm。二者均用二維殼單元和本構(gòu)為*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 的材料模型進行模擬。安全帶形式采用能夠有效減輕乘員損傷程度的五點式[8]，單元尺寸為10 mm，材料為織帶；與假人接觸部分采用二維殼單元，以模擬其與假人之間的相互滑動、嵌入效應以及安全帶的下潛和脫落；未與假人接觸部分采用一維安全帶單元模擬，以提高計算效率。乘員用HYBRID Ш 50 分位假人模型進行替代，Ken-An[9]利用跌落測試得到的加速度信號模擬底部爆炸加速度輸入，對3 種不同網(wǎng)格精度的假人試驗數(shù)據(jù)進行對比，驗證了HYBRID Ш 50 分位假人模型在研究垂向沖擊環(huán)境時具有較高的吻合度和準確性。

圖 1 座椅和乘員的有限元仿真模型Fig. 1 Finite element models of the seat and passenger

車輛底部受爆炸沖擊時，乘員主要受到垂向的沖擊加速度，數(shù)值模擬時為模擬該加載條件，通過關(guān)鍵字*BOUNDARY_PRESCRIBED_MOTION_SET 將作用于地板和座椅安裝點的z向加速度作為模型的輸入。

1.2 乘員損傷響應

在利用跌落試驗的方法來研究爆炸工況下乘員損傷時，乘員響應主要參照爆炸環(huán)境下的損傷評價指標——北約AEP-55[10]，包括頭部、頸部、盆骨、腰椎、下脛骨力等。本文中主要選取垂向沖擊載荷下對人體損傷嚴重的盆骨和腰椎進行分析。

1969 年，Stech 等[11]提出利用一個簡單的二階彈簧-阻尼-質(zhì)量系統(tǒng)（見圖2）物理模型來模擬人體脊椎受沖擊時的生物力學響應，并采用動態(tài)響應系數(shù)（dynamic response index,Idr）評價腰椎傷害的可能性。

圖 2 乘員脊柱的動態(tài)響應系數(shù)模型Fig. 2 Dynamic response index model of the passenger’s spine

本文中該動態(tài)響應系數(shù)模型的輸入均為假人盆骨位置傳感器所測得的加速度，其中，在跌落試驗中跌落平臺與脈沖發(fā)生器撞擊后假人受到?jīng)_擊作用時，由其盆骨位置的傳感器測得相應加速度的大??；而在數(shù)值模擬分析中的座椅-乘員系統(tǒng)受到加速度沖擊時，由假人有限元模型中盆骨位置的傳感器監(jiān)測所受沖擊的大小。

2 沖擊環(huán)境下座椅-乘員系統(tǒng)試驗

2.1 試驗概述

使用跌落試驗臺模擬爆炸沖擊，相較于實爆試驗，該試驗臺成本低、可重復性高，可通過該試驗臺為乘員響應的研究節(jié)約時間與經(jīng)費。試驗在南京理工大學車輛工程研究院盱眙試驗場進行，為校準有限元數(shù)值模型，試驗所用的座椅、安全帶、假人等器材均與數(shù)值模擬模型保持一致，試驗臺如圖3 所示。

在跌落臺面上布置靈敏度為9.356 μV/g、最大量程為20 000g的ENDEVCO 傳感器，并配以德維創(chuàng)DEWE-43 數(shù)據(jù)采集儀采集座椅安裝點的加速度輸入；試驗時激活假人盆骨加速度、腰椎z向力傳感器，其損傷數(shù)據(jù)用東華5 902 堅固型抗沖擊數(shù)據(jù)采集儀采集，采樣頻率為100 kHz。試驗時控制跌落高度為0.5 m 并重復3 次。

圖 3 跌落沖擊試驗的布置Fig. 3 Arrangement of the drop-tower experiment

2.2 模型驗證

采用截止頻率為2 000 Hz 的低通濾波方法處理試驗數(shù)據(jù)，并對加速度進行積分得到座椅安裝點的速度時間歷程曲線，如圖4 所示。

圖 4 跌落沖擊試驗采集的加速度和速度時間歷程曲線Fig. 4 The curves of acceleration and velocity collected by drop-tower experiment

從圖4 中可以看出，3 次跌落試驗所采集到的平臺加速度和整個試驗過程中的速度歷程曲線在走勢上具有較好的一致性，峰值加速度最大波動量為6.43%，具體數(shù)值見表1。試驗中整個試驗臺與地面上底座的碰撞速度和時間歷程與通過自由落體公式計算出的3.13 m/s 和319.44 ms相比，最大誤差為1.92%和0.76%，表明試驗的重復性和一致性較好，所采集到的加速度數(shù)據(jù)可靠。此外，裝甲車輛在典型爆炸沖擊中速度變化量所對應的時間間隔Δt一般為5～15 ms，表1 中數(shù)據(jù)表明該跌落試驗臺能夠有效模擬實車爆炸工況下車內(nèi)乘員所受的沖擊效應。

由于前兩次跌落試驗中假人腰椎z向力傳感器松動導致采集到的數(shù)據(jù)異常，因此采用第3 次試驗的加速度曲線作為數(shù)值模擬輸入。將加速度曲線輸入到座椅-乘員系統(tǒng)數(shù)值模擬模型，對模型精度進行驗證。數(shù)值模擬與試驗結(jié)果如圖5 所示。

表 1 3 次跌落沖擊試驗的加速度和速度及時間歷程數(shù)據(jù)Table 1 Acceleration, velocity and time data of the three drop-tower experiments

圖 5 仿真和跌落沖擊試驗數(shù)據(jù)對比Fig. 5 Comparison of simulation and drop-tower experimental data

試驗測得的盆骨加速度和腰椎z向力峰值分別為101.04g、9.71 kN，數(shù)值模擬所得到的盆骨加速度和腰椎z向力為95.27g、9.09 kN，二者相對誤差分別為5.72%和6.38%，兩者結(jié)果保持著良好的一致性，峰值誤差在合理的范圍內(nèi)。因此，該座椅-乘員數(shù)值模擬模型能夠?qū)嶋H工況進行很好的模擬，可以利用該模型對后續(xù)研究做進一步分析。

3 小腿和座椅單獨受垂向沖擊時對乘員的影響

為確定小腿和座椅受沖擊的時間差對乘員損傷的影響，以數(shù)值模擬與試驗相結(jié)合的方式對二者單獨受沖擊時的情況進行研究。由于在軍用車輛剛性位置測量的典型爆炸垂直加速度歷程的主要形狀為三角形，持續(xù)時間比碰撞歷程短3～5 倍[12]。結(jié)合Kelly 等[13]所做的吸能座椅跌落試驗，數(shù)值模擬時分別以對應美軍試驗室兩種防護等級的脈寬為5 ms、峰值加速度為200g和300g的三角波作為座椅-乘員系統(tǒng)的輸入。

3.1 小腿單獨受沖擊時乘員響應

分析時，與假人腳部接觸的剛性地板受到垂向加速度沖擊，通過地板間接將沖擊作用于小腿，以更好地模擬實際情況；而座椅安裝點受到六自由度的固定約束，如圖6 所示。

兩種輸入工況下假人盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力響應如圖7 所示。

從數(shù)值模擬所得曲線可以看出，假人小腿受到?jīng)_擊時其盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力均會先產(chǎn)生一個正向的峰值，然后再產(chǎn)生負向的加速度和力。

根據(jù)LSTC 公司在開發(fā)HYBRID Ш 50 分位假人時所建立的局部坐標系（見圖8）并結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果，正向峰值的產(chǎn)生是由于假人小腿受到?jīng)_擊后帶動大腿向上運動，由于安全帶的約束，假人上半身向下運動產(chǎn)生正向的盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力。當大腿運動到極限位置后，由于座椅未受到?jīng)_擊保持靜止，慣性作用使得假人上半身在大腿的帶動下與椅面脫離向上運動產(chǎn)生負向的值。而在實際工況中，小腿單獨受沖擊并不會使乘員產(chǎn)生負向峰值的盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力。

利用小腿沖擊試驗臺模擬數(shù)值模擬中小腿單獨受沖擊工況。由于只需要研究該工況下乘員盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力的響應趨勢，試驗中假人小腿直接垂直放置于剛性地板上，為避免脛骨力傳感器損壞，確定了試驗方案中假人小腿的加速度輸入。數(shù)據(jù)結(jié)果表明假人盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力與數(shù)值模擬保持著相同的變化趨勢。

因此，可以認為在爆炸工況下車內(nèi)乘員小腿所受到的地板沖擊會使乘員盆骨產(chǎn)生向下的加速度和正向峰值的動態(tài)響應系數(shù)，并且腰椎會在軸向上被拉伸。

圖 6 乘員小腿單獨受沖擊時的邊界條件Fig. 6 The boundary conditions when passenger's lower legs are impacted alone

圖 7 小腿單獨受沖擊時的乘員響應Fig. 7 Passenger’s response when the lower legs are impacted alone

圖 8 小腿沖擊試驗的布置及數(shù)據(jù)Fig. 8 The arrangement and data of lower legs impact experiment

3.2 座椅單獨受沖擊時乘員響應

此時，與假人腳部接觸的剛性地板受到六自由度固定約束，在數(shù)值模擬中避免其受到?jīng)_擊載荷；而座椅的4 個安裝點均受到垂向沖擊加速度的作用，如圖9 所示。

在座椅單獨受到200g和300g的垂向沖擊時，假人盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力產(chǎn)生負向的峰值，如圖10 所示。

兩種加載條件下，假人盆骨和腰椎響應趨勢相同，在座椅的垂向沖擊下均先產(chǎn)生負向（垂直向上）的脈沖峰值，動態(tài)響應系數(shù)也產(chǎn)生負向的峰值。

結(jié)合跌落試驗對該工況進行分析，試驗時將假人小腿用繩子固定住，假人雙腳與跌落平臺保持150 mm間隙，防止小腿受到?jīng)_擊。試驗時只需要模擬座椅-乘員系統(tǒng)中座椅安裝點單獨受沖擊工況，由于試驗中所用座椅為剛性座椅，其在垂向沖擊下對能量無衰減作用，為避免損壞假人傳感器和其他部件，設(shè)定試驗臺跌落高度為0.75 m，整個試驗布置與2.1 節(jié)類似。試驗結(jié)果表明，在座椅單獨受沖擊情況下3 個參數(shù)均先產(chǎn)生向下的峰值脈沖，然后在零值附近波動，如圖11 所示。

因此當座椅-乘員系統(tǒng)中的座椅單獨受到垂向沖擊時，乘員盆骨產(chǎn)生向上的加速度和負向峰值的動態(tài)響應系數(shù)，腰椎會在軸向上被壓縮。

圖 9 乘員座椅安裝點單獨受沖擊時的邊界條件Fig. 9 The boundary conditions when passenger’s seat mounting points are impacted alone

圖 10 座椅安裝點單獨受沖擊時的乘員響應Fig. 10 Passenger’s response when the seat mounting points are impacted alone

圖 11 座椅安裝點單獨受沖擊時的跌落試驗數(shù)據(jù)Fig. 11 The drop-tower experiment data when seat mounting points are impacted alone

4 沖擊作用時間差對乘員損傷的影響

從上一節(jié)的研究分析可以看出，小腿或座椅在單獨受到垂向沖擊時，乘員盆骨和腰椎響應分別出現(xiàn)正向和負向的峰值。因此，通過調(diào)整乘員小腿和座椅受沖擊作用的時間間隔，使得上述正向和負向峰值在同一時刻產(chǎn)生，并與小腿和座椅同時受沖擊的工況進行比較，評估乘員損傷，研究是否會出現(xiàn)小腿單獨受沖擊時的正向峰值和座椅單獨受沖擊時的負向峰值相互消抵的現(xiàn)象。

由于在AEP-55 中只有乘員的動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力的閾值標準，因此在調(diào)整時間時改變動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力的峰值時刻。以峰值為200g、脈寬為5 ms 的加速度脈沖為輸入，結(jié)合小腿和座椅單獨受沖擊時的峰值出現(xiàn)時刻，根據(jù)表2 改變座椅-乘員系統(tǒng)的沖擊加載時間，使座椅受沖擊時間比小腿受沖擊時間分別早24 ms 和晚1.2 ms，對動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力峰值進行調(diào)控。

圖12 為小腿和座椅同時受沖擊、小腿先受沖擊和座椅先受沖擊3 種情況下加速度的加載時刻。

表 2 乘員小腿和座椅安裝點單獨受沖擊時的損傷峰值出現(xiàn)時刻Table 2 The injury peak points when passenger’s lower legs and seat mounting points are impacted individually

圖 12 仿真分析載荷加載示意圖Fig. 12 Schematic diagram of load loading for simulation analysis

乘員盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力響應如圖13 所示（時間差正值代表座椅先受沖擊，負值代表小腿先受沖擊，0 值代表二者同時受沖擊）。與同時受垂向沖擊工況相比，盆骨加速度峰值增大7.60g、動態(tài)響應系數(shù)增大0.45；腰椎z向力峰值增大0.57 kN。

圖 13 對峰值進行調(diào)控時乘員的損傷響應Fig. 13 Passenger’s injury response to peak regulation

因此，通過改變小腿和座椅受沖擊時間差來調(diào)控乘員盆骨和腰椎響應峰值時，盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力并未出現(xiàn)正負峰值相抵消的情況。分析對比小腿和座椅單獨受沖擊時乘員響應數(shù)據(jù)，出現(xiàn)該現(xiàn)象的原因在于小腿單獨受沖擊時乘員盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力的響應遠小于座椅單獨受沖擊工況；另外，當兩者均受沖擊時，臀部向下而座椅向上的運動加重了盆骨和腰椎的擠壓，乘員損傷并不能視為其單獨受沖擊時響應的線性疊加。

參照某型裝甲車臺車試驗并結(jié)合一般經(jīng)驗，在實際爆炸沖擊中，乘員位置接近爆炸源，小腿和座椅受沖擊間隔較小。因此，為進一步研究沖擊作用時間差對乘員損傷的影響，設(shè)定座椅在5 ms 時刻開始受沖擊并以該時刻為參照，以-5～5 ms 為變量區(qū)間、時間間隔為1 ms 的受沖擊工況進行分析，載荷加載示意如圖12 所示，各工況下乘員的損傷如圖14 所示。

結(jié)果表明，與同時受沖擊相比，盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力3 個參數(shù)在小腿或者座椅先受沖擊時，隨著時間間隔的增大，其峰值均保持著增大的趨勢，但小腿先受沖擊工況下三者增長的幅度遠大于座椅先受沖擊工況。因此，小腿比座椅提前5 ms 受沖擊時乘員損傷最嚴重，具體數(shù)值見表3。該工況下盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力相對于同時受沖擊工況分別增加25.64%、2.20%和27.29%，表明沖擊作用時間差的存在對盆骨加速度和腰椎z向力影響較大。盡管數(shù)據(jù)表明其對動態(tài)響應系數(shù)的影響較小，但基于戰(zhàn)爭中作戰(zhàn)人員安全至上的原則，任何能減小乘員損傷的措施都能對實際工程的設(shè)計起到指導作用。

圖15 為數(shù)值模擬中假人的運動姿態(tài)，對比不同工況下乘員臀部所受沖擊速度發(fā)現(xiàn)，在小腿或座椅安裝點先受沖擊時座椅對乘員的沖擊速度均大于同時受沖擊工況，由動量公式p=mv及其推導公式F=dp/dt可知，同時受沖擊工況下乘員盆骨和腰椎所受沖擊最小。此外，結(jié)合數(shù)值模擬歷程分析可知，不同時受沖擊時損傷變化趨勢的產(chǎn)生是由于小腿先受沖擊時使得乘員上半身先向下運動，乘員臀部擠壓椅面加重了盆骨和腰椎的損傷；而座椅先受沖擊時乘員向上運動遠離地板減弱了小腿的沖擊。

圖 14 時間差工況下乘員的響應Fig. 14 Passenger’s response under time interval condition

表 3 時間差工況下乘員的損傷響應數(shù)據(jù)Table 3 The data of passenger’s injury response under time interval condition

圖 15 假人運動姿態(tài)Fig. 15 Movement postures of the dummy

5 結(jié) 論

針對爆炸工況下車內(nèi)座椅-乘員系統(tǒng)中小腿和座椅受垂向沖擊作用時間差對乘員損傷的影響問題，以數(shù)值模擬分析為主要手段，并輔以小腿沖擊試驗和跌落試驗，得到以下主要結(jié)論：

（1）通過研究乘員小腿和座椅單獨受沖擊工況，分析盆骨和腰椎響應，表明小腿單獨受沖擊時乘員產(chǎn)生向下的盆骨加速度和腰椎z向力峰值，動態(tài)響應系數(shù)具有正向峰值；而座椅單獨受沖擊時乘員產(chǎn)生向上的盆骨加速度和腰椎z向力峰值，動態(tài)響應系數(shù)具有負向峰值。

（2）同時給小腿和座椅加載，通過調(diào)控二者受沖擊作用時間間隔，發(fā)現(xiàn)乘員盆骨加速度、動態(tài)響應系數(shù)和腰椎z向力的相應峰值并無明顯變化，沒有產(chǎn)生正向峰值和負向峰值顯著抵消的現(xiàn)象。

（3）進一步研究小腿和座椅受沖擊時間差對乘員損傷的影響，發(fā)現(xiàn)時間差的存在影響了乘員臀部受到的沖擊速度，加重了乘員盆骨和腰椎的損傷，損傷程度和時間差的大小呈正相關(guān)，且小腿先受沖擊時損傷程度的加重趨勢大于座椅先受沖擊工況。

因此，本文中對剛性地板和剛性座椅工況下沖擊作用時間差對乘員損傷的研究，為后續(xù)軍用車輛內(nèi)部具有能量衰減作用的柔性地板和防雷座椅的協(xié)同設(shè)計提供了參考和指導。為減小底部爆炸產(chǎn)生的垂向沖擊對乘員盆骨和腰椎造成的損傷，后期應當合理設(shè)計車輛地板和防雷座椅的柔性度，控制乘員小腿和座椅安裝點受沖擊的時間間隔，使二者盡可能同時受到?jīng)_擊。