張 凡

1中國煤炭科工集團(tuán)太原研究院有限公司 山西太原 030006

2山西天地煤機(jī)裝備有限公司 山西太原 030006

工 程車輛通過在駕駛室安裝側(cè)翻保護(hù)結(jié)構(gòu) (Rollover Protection Structure，ROPS) 以減少側(cè)翻事故中傷亡人數(shù)。目前對 ROPS 的設(shè)計(jì)與檢測都是基于靜態(tài)加載試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)[1-3]，但是車輛的側(cè)翻往往是一個(gè)動態(tài)過程，已有研究指出，滿足靜態(tài)加載試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)的工程車輛駕駛室在側(cè)翻時(shí)往往不能對乘員起到很好的承載保護(hù)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(huán)境更加惡劣，事故發(fā)生后的救援成本更加高昂。為了驗(yàn)證膠輪車駕駛室在動態(tài)側(cè)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(cè)翻動態(tài)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，對其動態(tài)側(cè)翻過程進(jìn)行研究；然后對駕駛室結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，并結(jié)合駕駛室能量吸收率和人體頭部損傷指標(biāo)對優(yōu)化前后的駕駛室側(cè)翻動態(tài)安全性能進(jìn)行了評價(jià)分析。

1 整車顯式動力學(xué)動態(tài)側(cè)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(jié)構(gòu)，車身橫向穩(wěn)定性較差，易發(fā)生側(cè)翻事故。首先，根據(jù)車體結(jié)構(gòu)與各部件質(zhì)量建立整車三維模型，隨后對整車結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)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(xì)網(wǎng)格劃分，其余部件由于在側(cè)翻碰撞過程中主要起配重作用，并不與地面發(fā)生直接碰撞接觸，因此進(jìn)行適當(dāng)簡化，采用較大網(wǎng)格進(jìn)行劃分。隨后，根據(jù)實(shí)際情況定義各部件材料與連接方式進(jìn)行裝配，膠輪車前后機(jī)架采用 1D-joint 單元進(jìn)行連接，并釋放對應(yīng)的自由度。各部件網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置如表 1 所列。

表1 各部件網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置Tab.1 Settings of grid parameters of various components

為了更好地評估在側(cè)翻動態(tài)過程中人員損傷情況，引入 HYBRID-Ⅲ50TH 型假人，以操作姿態(tài)放置于駕駛室座椅上，并用兩點(diǎn)式安全帶對假人進(jìn)行約束。安全帶寬度為 100 mm，材質(zhì)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(cè)翻邊界條件的確定

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

式中：h為整車質(zhì)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(jī)架采用非對稱設(shè)計(jì)，即駕駛室在左發(fā)動機(jī)艙在右，因此在仿真膠輪車側(cè)翻時(shí)，需考慮順時(shí)針斜坡側(cè)翻和逆時(shí)針斜坡側(cè)翻兩種工況。

將整車旋轉(zhuǎn)至臨界側(cè)翻角以達(dá)到失穩(wěn)狀態(tài)繼而發(fā)生側(cè)翻?？紤]到車輛前進(jìn)速度對車輛側(cè)翻影響較小，因此使車輛無初速度沿坡道側(cè)翻，并將地面設(shè)置為剛性材料，以仿真最嚴(yán)苛的實(shí)際側(cè)翻工況。建立的WC8E 型膠輪車動態(tài)側(cè)翻模型如圖 2 所示。

圖2 WC8E 型膠輪車動態(tài)側(cè)翻模型Fig.2 Dynamic roll-over model of WC8E rubber-tyred vehicle

1.3 整車側(cè)翻仿真分析

將所建立的 WC8E 型膠輪車動態(tài)側(cè)翻模型定義邊界關(guān)系，由于車輛碰撞會產(chǎn)生較大的非線性塑性變形，因此采用顯式動力學(xué)有限元求解器 LS-DYNA 進(jìn)行顯式求解，使用 HYPERVIEW 對求解文件進(jìn)行后處理，提取不同時(shí)刻 WC8E 型膠輪車側(cè)翻動態(tài)響應(yīng)，如表 2 所列。

表2 WC8E 型膠輪車側(cè)翻動態(tài)響應(yīng)Tab.2 Dynamic response of roll-over of WC8E rubber-tyred vehicle

從表 2 可以看出：在順時(shí)針側(cè)翻工況下，第 870 ms 時(shí)駕駛室與剛性地面發(fā)生接觸，造成駕駛室局部變形，到第 1 000 ms 時(shí)駕駛室上部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較大的塑性變形，此時(shí)假人頭部已與地面產(chǎn)生接觸碰撞。隨后車輛進(jìn)一步翻滾碰撞，駕駛室上部結(jié)構(gòu)完全塌陷，直至翻滾 180°后停止，此時(shí)假人頭部已暴露在窗外，可見駕駛室結(jié)構(gòu)不能為乘員提供良好的保護(hù)作用；在逆時(shí)針側(cè)翻工況下，由于發(fā)動機(jī)艙與地面首先發(fā)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(jié)構(gòu)的變形量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于順時(shí)針側(cè)翻工況下，同時(shí)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(jù)此可以確定順時(shí)針側(cè)翻為危險(xiǎn)工況，接下來將對順時(shí)針側(cè)翻工況下的駕駛室結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析與優(yōu)化。

目前，國標(biāo) GB/T 17922 中對鉸接式自卸車駕駛室強(qiáng)度檢測時(shí)的靜態(tài)側(cè)向和垂向加載力根據(jù)下式確定：

式中：m為車輛的整備質(zhì)量。

WC8E 型膠輪車為 10 700 kg，則該駕駛室的靜態(tài)標(biāo)準(zhǔn)側(cè)向和垂向加載力分別為 103.03 和 209.83 kN。

以順時(shí)針側(cè)翻為最危險(xiǎn)工況，提取動態(tài)側(cè)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(gè)峰值碰撞力與靜態(tài)標(biāo)準(zhǔn)加載力進(jìn)行比較，如圖4 所示。圖 4 中虛線代表標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的靜態(tài)加載力大小與加載位置，加載方式為持續(xù)加載；實(shí)線代表駕駛室在動態(tài)側(cè)翻過程中所受 3 個(gè)峰值碰撞力及與其作用時(shí)間段。

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

圖4 標(biāo)準(zhǔn)靜態(tài)加載力與動態(tài)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(gè)峰值碰撞力作用點(diǎn)與靜態(tài)側(cè)向加載力作用點(diǎn)較為接近，但是碰撞力的作用持續(xù)時(shí)間、大小與方向均與靜態(tài)加載力具有較大差別，這說明對工程車輛進(jìn)行靜態(tài)標(biāo)準(zhǔn)加載測試很難保證其動態(tài)側(cè)翻安全性能，即靜態(tài)加載標(biāo)準(zhǔn)不能夠作為評價(jià)工程車輛駕駛室側(cè)翻安全性能的唯一標(biāo)準(zhǔn)。

2 駕駛室內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化

2.1 內(nèi)置式 ROPS 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

通過對 WC8E 型膠輪車進(jìn)行動態(tài)側(cè)翻分析可知，車輛駕駛室結(jié)構(gòu)在側(cè)翻中劇烈變形，發(fā)生了塌陷，乘員安全容身空間被入侵情況比較嚴(yán)重，需對駕駛室結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)。

考慮到膠輪車在井下行駛的通過性，在外部對駕駛室進(jìn)行結(jié)構(gòu)加強(qiáng)會導(dǎo)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(nèi)部安裝內(nèi)置式 ROPS 的方案，ROPS 應(yīng)具有足夠的強(qiáng)度，同時(shí)不能對駕駛室內(nèi)部空間和乘員的視野有較大的影響。

設(shè)計(jì)的內(nèi)置式 ROPS 如圖 5 所示。該框架根據(jù)駕駛室內(nèi)部結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行設(shè)計(jì)，選用 Q345A 高強(qiáng)度鋼，立柱通過焊接的方式與前機(jī)架連接。首先對其使用 10 mm 網(wǎng)格進(jìn)行殼單元?jiǎng)澐郑S后與駕駛室進(jìn)行定位裝配，焊接位置使用 1D-weld 單元。

圖5 內(nèi)置式 ROPSFig.5 Built-in ROPS

2.2 改進(jìn)結(jié)果分析

將安裝有 ROPS 的 WC8E 型膠輪車模型按照 1.2中所設(shè)定的邊界條件進(jìn)行動態(tài)側(cè)翻仿真，側(cè)翻結(jié)束時(shí)改進(jìn)前后駕駛室變形對比如圖 6 所示。

圖6 側(cè)翻結(jié)束時(shí)優(yōu)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(tài)安全性能評價(jià)

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

3.1 人體頭部損傷指標(biāo)

側(cè)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(chǎn)生不可逆的損傷，考慮到加速度作用的頭部損傷指標(biāo)HIC[7]的計(jì)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(shí)刻；t1、t2分別為HIC值最大的起始和終止時(shí)刻；R(t) 為頭部合成加速度。

對于HIC值，相關(guān)安全法規(guī)規(guī)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(fēng)險(xiǎn)。

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(jié)構(gòu)塑性變形吸收車輛側(cè)翻動能，因此在保證駕駛室內(nèi)部安全空間的前提下，駕駛室結(jié)構(gòu)吸收的能量越多，車輛進(jìn)一步翻滾的趨勢就越弱，對車內(nèi)乘員的保護(hù)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(tài)安全性能進(jìn)行評價(jià)，其表達(dá)式如下：

3.3 駕駛室動態(tài)安全性能評價(jià)

分別對改進(jìn)前后的駕駛室結(jié)構(gòu)進(jìn)行整車動態(tài)側(cè)翻分析，并提取假人頭部質(zhì)心處合成加速度曲線，如圖7 所示。

圖7 優(yōu)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(jìn)前的側(cè)翻過程中，假人頭部合成加速度峰值達(dá)到了 418.26g，雖然持續(xù)時(shí)間很短，但峰值過后又出現(xiàn)了 4 次較大的峰值；在駕駛室改進(jìn)后的側(cè)翻過程中，假人頭部合成加速度最大值為202.47g，作用時(shí)間僅為 1～ 2 ms，隨后趨于穩(wěn)定。

為了對側(cè)翻過程中駕駛室能量吸收率進(jìn)行計(jì)算，對車輛側(cè)翻過程中能量變化進(jìn)行分析，改進(jìn)前側(cè)翻過程中能量變化曲線如圖 8 所示。

圖8 側(cè)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(chǎn)生側(cè)翻趨勢但尚未與地面發(fā)生碰撞時(shí)，整車動能與整車總能量曲線基本重合，說明此刻能量的轉(zhuǎn)換主要是勢能向動能轉(zhuǎn)換；當(dāng)駕駛室與地面接觸碰撞時(shí)，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(nèi)能與駕駛室內(nèi)能升高。由此可以判斷在側(cè)翻過程中能量的轉(zhuǎn)化是通過變形將整車動能轉(zhuǎn)化成內(nèi)能，因此上文定義的駕駛室能量吸收率E即為側(cè)翻過程中駕駛室內(nèi)能增加量與車輛碰撞時(shí)總能量的比值。

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

表3 優(yōu)化前后指標(biāo)對比Tab.3 Comparison of indexes before and after optimization

改進(jìn)后假人頭部損傷指標(biāo)HIC值降低了 47.1%，已小于規(guī)定安全極限值 1 000；另外，由于駕駛室強(qiáng)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(shí)上，由于煤礦井下環(huán)境限制，車輛發(fā)生 90°側(cè)翻后，受到巷道寬度限制，往往不會繼續(xù)橫向翻滾，即側(cè)翻時(shí)通過駕駛室吸收車輛動能以阻止進(jìn)一步翻滾的作用較小，因此在駕駛室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)可以將能量吸收率作為次要指標(biāo)。綜上初步得到煤礦井下膠輪車駕駛室的動態(tài)性能評價(jià)原則為：駕駛室在承受側(cè)翻動態(tài)碰撞力后，在其結(jié)構(gòu)未侵入人體安全容身空間，頭部損傷指標(biāo)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(hù)效果越好。

4 結(jié)論

基于 LS-DYNA 建立了 WC8E 型煤礦膠輪車斜坡動態(tài)側(cè)翻模型，對其動態(tài)側(cè)翻響應(yīng)進(jìn)行了研究。

（1) 車輛側(cè)翻時(shí)所受的動態(tài)碰撞力與標(biāo)準(zhǔn)靜態(tài)加載力有較大差別，表明在進(jìn)行膠輪車駕駛室強(qiáng)度設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)以動態(tài)碰撞力為設(shè)計(jì)條件，才更符合實(shí)際側(cè)翻工況。

（2) 通過對優(yōu)化前后的駕駛室進(jìn)行安全性能評價(jià)發(fā)現(xiàn)，提高駕駛室強(qiáng)度會導(dǎo)致其緩沖吸能能力顯著降低，增大了乘員受到?jīng)_擊傷害的概率，因此在對膠輪車進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，駕駛室能量吸收率也應(yīng)當(dāng)作為主要考慮的設(shè)計(jì)指標(biāo)之一。