沙康康，孫曉旺，彭 兵，張紹彥，王顯會

(南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

1 引言

近年來，隨著戰(zhàn)爭模式逐漸轉變?yōu)榫植糠菍ΨQ戰(zhàn)爭，來自底部的地雷爆炸和側面的簡易爆炸裝置(improvised explosive device，IED)成為軍用車輛面臨的主要威脅[1-3]。目前國內外對于車輛底部爆炸環(huán)境下乘員損傷的研究得到了快速的發(fā)展。王波等[4]基于人體有限元模型，研究了在底部爆炸環(huán)境下車輛乘員身體主要部位在底部爆炸條件下的損傷風險。Mackiewicz A等[5]研究了在底部爆炸環(huán)境下，乘員相對于炸點的位置和是否使用安全帶對頸椎損傷風險的影響。尹寧等[6]結合座椅跌落試驗臺，研究了在底部爆炸環(huán)境下穿戴裝備對乘員腰椎和頸椎損傷風險的影響。Gzik M等[7]研究了不同炸點位置工況下乘員頭部和頸部的損傷情況。

可見，為了提高底部爆炸防護性能，國內外學者已經進行了大量的試驗和仿真研究，但對車輛側面爆炸防護方面的研究較少。Barnat W等[8]建立了某特種車輛的有限元模型，通過仿真分析了其在側面爆炸環(huán)境下車身結構的變形形態(tài)和數值響應。張良安[9]、彭兵[10]、曾愛[11]等研究了側面爆炸環(huán)境下車身的變形與吸能特性，并對車身結構進行了改進設計，提高了車輛的側面抗爆性能。Malesa P等[12]利用有限元仿真驗證了車身側圍采用復合吸能機構可以更好的吸收能量，緩解側面爆炸沖擊。Panowicz R等[13]利用流固耦合算法仿真分析了某輕型輪式車輛在遭受側面IED爆炸沖擊時乘員頭部和盆骨的損傷情況。綜上，關于側面爆炸的研究大都集中在車身結構上，少部分研究涉及到對乘員某些主要部位進行損傷風險的評估，而準確判斷車內人員高損傷風險部位及致傷機制,是進行車輛爆炸沖擊防護設計的必要前提，因此先前研究人員的工作對于提高車輛側面爆炸防護性能的研究并不完善。

本文中首先建立了某型裝甲車的臺車試驗臺架模型，并根據車輛底部6 kg實爆試驗驗證了有限元模型的準確性；隨后建立了車輛側面爆炸模型進行有限元仿真，分析了乘員的動態(tài)響應和損傷情況，根據仿真結果找到乘員損傷原因；最后改變炸點位置，研究了其對乘員主要損傷部位損傷風險的影響。

2 臺車試驗臺架模型的建立

2.1 臺車試驗臺架模型的建立

本文中以某型軍用車輛為研究對象，利用有限元軟件建立了臺車試驗臺架模型，模型采用模塊化建模的方法，該臺架模型共分為3個模塊，分別為乘員艙模塊、乘員與約束系統(tǒng)模塊和臺架模塊，如圖1所示。

乘員艙模塊主要由白車身、車門、車架、防雷組件等組成，車頂和地板的橫向與縱向位置分別布置有若干加強梁；車門由車門外板、內板、窗框、車窗和門鎖組成，通過車門鉸鏈與車身側圍連接；車架與車身進行焊接，兩端置于臺架上，用于支撐乘員艙總成；防雷組件通過螺栓與車身底部連接件連接。乘員及約束系統(tǒng)模塊包括人體形態(tài)測試裝置(anthropomorphic test device，ATD)、座椅和安全帶。采用Hybird-Ⅲ型50分位男性測試假人，該假人模型頭部、頸部、胸部、盆骨、大腿、上下脛骨均裝有相應的加速度、力和力矩傳感器。安全帶為4點式安全帶，分為左右肩帶和腰帶。ATD與座椅的坐墊進行預壓處理，模擬乘員坐在座椅上的真實狀態(tài)。乘員座椅通過2根天地梁用螺栓連接在乘員艙地板和車頂加強梁上。臺架模塊由鐵墩和配重塊組成，配重以實體單元的形式進行模擬，為了更好地模擬實車狀態(tài),前后質量分別為2 t和2.5 t。將各模塊按照實際情況連接，組成的臺車試驗臺架有限元模型如圖2所示。

圖1 各子模塊有限元模型示意圖

圖2 臺車試驗臺架有限元模型示意圖

2.2 材料模型的建立與接觸定義

由于車身外圍結構直接受到爆炸威脅，因此包括車門外板、前圍、后圍、車頂、地板等均采用高強度的6252型防彈鋼，并選用JOHNSON_COOK本構模型[14]，該模型能夠準確模擬金屬材料在高速沖擊載荷下的力學性能，本構方程如式(1)所示，根據拉伸試驗機和霍普金森試驗裝置獲取材料動態(tài)本構參數,見表1。

(1)

表1 Johnson-Cook模型材料參數

由于部分車身內板和梁結構不與沖擊波直接耦合，材料性質變化不大，因此采用Q235鋼和DL510鋼，并選用PLASTIC_KINEMATIC本構模型[15]，具體材料參數見表2[11]。

表2 PLASTIC_KINEMATIC模型材料參數

為準確模擬零部件的連接、約束和相對運動關系，需要根據實車模型在相應位置建立準確的連接關系(如建運動副、剛柔耦合等)。車身結構大部分由鈑金件焊接而成，要考慮連接部位焊接失效問題，所以用Beam單元模擬焊接。螺栓孔部位不考慮螺栓失效，所以將螺栓孔所有節(jié)點用Rigidbody進行剛性連接。為了防止部件在爆炸沖擊作用下發(fā)生大變形與周圍其他部件發(fā)生穿透，保證爆炸沖擊力的傳遞，各部件之間采用關鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE設置自接觸。

3 有限元模型的驗證

根據現(xiàn)有試驗環(huán)境條件和設備進行臺車的底部爆炸試驗，并根據試驗建立了臺車底部爆炸仿真模型，對比試驗與仿真結果，驗證模型的準確性。

3.1 臺車底部爆炸試驗

為了驗證有限元模型的準確性，進行了某軍用車輛臺車的底部爆炸試驗。該臺車試驗臺架包括乘員艙、臺架、乘員及約束系統(tǒng)，根據AEP55-VOL(2)[16]中規(guī)定的試驗標準進行了乘員艙底部6 kg TNT當量的實爆測試。所用的爆炸品呈圓柱狀，高徑比為H/D=1/3,爆炸品上表面距離地面約100 mm，距離防雷組件最低處約500 mm，本次試驗炸點位于車身腹部中心底部。車內駕駛員位置放置Hyper-Ⅲ型50分位測試假人，其余位置放置約75 kg的配重沙袋模擬乘員的重量。試驗時，在后排乘員足部位置布置2個形變測試裝置，該裝置可以檢測出后排乘員足部位置地板發(fā)生的最大動態(tài)變形。臺架模塊采用鋼塊和沙袋進行配重，前部配重約2 t，后部配重約2.5 t，與有限元模型保持一致。試驗的局部測試項布置情況如圖3所示，試驗前臺車試驗臺架的整體狀態(tài)如圖4所示。

圖3 試驗測試項布置現(xiàn)場圖

圖4 臺車試驗臺架試驗前狀態(tài)圖

3.2 臺車底部爆炸有限元仿真模型

根據臺車實爆試驗,建立了臺車底部爆炸有限元仿真模型，如圖5所示。本次仿真采用任意流固耦合算法，根據試驗工況建立了爆炸流場模型，包括空氣、土壤和炸藥?？諝馀c土壤采用六面體實體網格進行劃分，網格單元的基本尺寸為30 mm，其中土壤區(qū)域的上表面與車輛底部組件的最低位置相距400 mm。采用關鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY對炸藥進行定義，炸藥上表面與土壤域上表面距離100 mm。車身與空氣和土壤域的流固耦合通過*CONSRTAINED_LAGRANGE_IN_SOLID關鍵字來定義。

圖5 臺車底部爆炸有限元仿真模型示意圖

3.3 結果對比分析驗證

通過將試驗數據與仿真數據進行對比分析，驗證車輛有限元模型的準確性，以便于接下來的研究分析。本文將從車身結構和車內乘員數值響應等2個方面進行驗證。

仿真中后排乘員足部位置地板動態(tài)變形曲線如圖6(a)所示。測得后排左、右乘員足部地板的最大動態(tài)變形分別為62.7 mm、77.1 mm。試驗時用變形梳測得的后排左右乘員足部底板的最大變形撓度分別為60 mm、78 mm，將仿真與試驗的結果進行對比分析，得到后排乘員左右足部地板變形撓度的誤差分別為4.3%、1.1%。試驗和仿真對應的 ATD 數值響應曲線如圖6(b)所示。仿真中駕駛位 ATD左、右小腿下脛骨力峰值分別為 6.65 kN、6.2 kN，試驗結果分別為 6.21 kN、5.78 kN，將仿真與試驗的結果相比，仿真中的數值偏大，左右小腿下脛骨力的誤差分別為7.1%、7.3%。綜上所述，車身結構和乘員響應數值誤差均小于8%，滿足精度要求，車輛有限元模型可用于后續(xù)的仿真研究。

圖6 仿真與試驗結果曲線

4 乘員的動態(tài)響應與損傷分析

4.1 側面爆炸邊界的確定與仿真分析

在北約AEP55-Vol(3)[17]中，對裝甲車輛遭受側面爆炸的不同工況和乘員損傷標準進行了詳細的介紹。其將放置在車輛周圍1 m以內的IED定義為底部威脅，并通過戰(zhàn)斗部裝藥質量為m，與車身側圍的距離為L，距離地面的高度為H相對關系對裝甲車輛乘員防護IED等級進行了規(guī)定，但是有關側爆試驗方法的具體數值是保密的。相關文獻[9-11,18]對于裝甲車側面的爆炸邊界也各不相同，炸藥當量、距車身側圍距離以及距地面距離的具體參數均是自定義，沒有統(tǒng)一的標準。因此，本文將結合相關文獻并綜合考慮戰(zhàn)場上的實際情況，將戰(zhàn)斗部設置在距駕駛員側車身側圍的距離L為1 m處，距地面的距離H設置為1.25 m，即戰(zhàn)斗部在水平方向上正對乘員盆骨位置。戰(zhàn)斗部選用155 mm榴彈，內部裝藥為8.5 kg。

在仿真過程中，爆炸沖擊波的擴散過程如圖7所示。在0.25 ms時刻沖擊波到達車身側圍，沖擊力開始傳遞至車身結構，0.4 ms時沖擊波完全作用到整個側圍結構，車身開始發(fā)生整體運動，0.8 ms時刻沖擊波擴散至整個流場域。由圖7可知，沖擊波在到達車身側圍時發(fā)生反射和繞流現(xiàn)象，說明沖擊波并未直接進入乘員艙內并對乘員造成傷害。

圖7 爆炸沖擊波的擴散過程示意圖

圖8為車身側圍迎爆面在仿真結束后的變形示意圖，由圖8可知，車身結構僅在局部位置產生塑性變形，但整體保持完整，未出現(xiàn)結構破裂。因此，認為乘員的損傷均來自于車身的結構響應[17]。

圖8 車身側圍損傷情況示意圖

4.2 乘員的動態(tài)響應

圖9為ATD在側面爆炸載荷的作用下不同時刻的運動姿態(tài)。由圖9可知，當戰(zhàn)斗部爆炸后，沖擊迅速向四周擴張，車門外板、B柱、車門內板等部件在強沖擊力的作用下向車身內部發(fā)生侵入變形。在爆炸沖擊力的作用下，車身整體發(fā)生橫向移動，而ATD在安全帶的約束下保持姿勢不變，并與座椅約束系統(tǒng)在慣性作用下一同相對向車身左側運動。在27 ms時刻，ATD的肩部與車門發(fā)生碰撞，隨著仿真時間到達42 ms，ATD頭部與車門門框上方縱梁發(fā)生碰撞，安全帶右側肩帶脫落，失去了對乘員的約束作用，ATD姿勢開始變形，80 ms時刻ATD腿部開始與車身側圍發(fā)生碰撞，隨后在安全帶的作用下發(fā)生回彈，ATD開始與車身側圍分離。

圖9 假人運動過程的姿態(tài)示意圖

根據ATD的動態(tài)響應情況，可以看出，在側面爆炸沖擊下車身側圍會首先發(fā)生變形，隨后將爆炸沖擊力傳遞至車身其他部分，車內乘員因為慣性整體會相對與車身向左側運動，并與車身側圍發(fā)生碰撞，且通過仿真結果的分析，可以得到乘員受到的沖擊主要來源于3個方面：首先是爆炸沖擊通過車身底板傳遞至乘員下肢，其次是沖擊通過車身結構傳遞至座椅，再通過座椅傳遞至乘員的盆骨、腰椎，再次是乘員直接與車身側圍結構撞擊，頭部、肩部、胸部以及四肢等與車門或門框接觸。沖擊波對乘員的威脅具體傳遞路徑如圖10所示。

圖10 爆炸沖擊力傳遞路徑框圖

4.3 乘員損傷數值響應分析

損傷評估參考值(IARV)是在ATD上測得的參數或參數的組合，這些參數與人體有關損傷標準有著良好的相關性。它是用于評估特定損傷嚴重性等級和耐久度的標準,可用于評估在一定的載荷條件下的損傷風險。AEP55-VOL(3)中對在RS3工況下與ATD相關的不同身體部位的損傷評估參考值做出了規(guī)定，并給出了損傷評估閾值，如表3所示[17]。

表3 部位損傷評估閾值

通過對乘員的動態(tài)響應分析可知，乘員與車身側圍發(fā)生了直接碰撞，初步判斷乘員的頭部、頸部、肩部和胸部損傷較為嚴重，因此將對這幾個部位進行重點分析。頭部顱骨骨折和腦損傷程度的評價標準為HIC15，它是基于頭部受到的加速度而建立的，其計算公式為：

(2)

式(2)中：a(t)為乘員頭部三項合成線性加速度，g；t2-t1為HIC最大時間間隔，且t2-t1小于等于15 ms。

乘員頭部3項合成加速度的時間曲線如圖11所示，將加速度曲線與乘員的動態(tài)響應結合分析。從4.2節(jié)可知，乘員在42 ms左右時刻與車身側圍發(fā)生碰撞，此時成員的頭部開始受力產生相應的加速度，乘員頭部加速度在短時間內急劇增加，并在45 ms達到峰值164.8g，隨后又快速下降。通過上述分析取40～55 ms時間段內的加速度計算得到頭部HIC15的值為482.64，遠遠超出了閾值范圍，說明乘員頭部損傷嚴重。

圖11 乘員頭部合成加速度曲線

乘員的頸部軸向力隨時間的變化曲線如圖12所示。由圖12可知，頸部軸向力在40 ms左右開始增加，并在45 ms時刻達到峰值3.95 kN，遠遠超出了安全閾值的1.8 kN，說明乘員頸部的損傷嚴重，隨后頸部軸向力迅速減小，由于乘員仍受到座椅及其約束系統(tǒng)的作用力，頸部力仍有小幅度的波動。對比乘員頭部加速度和頸部軸向力曲線，發(fā)現(xiàn)二者幾乎在同一時間開始增加、到達峰值和減小至穩(wěn)定值，說明乘員的頭部和頸部損傷是相互關聯(lián)的，頭部遭受到沖擊時，頸部也會受到損傷。

圖12 頸部軸向力曲線

圖13為乘員左肩壓縮力Fy的時程曲線，由乘員動態(tài)響應可知，乘員肩部大約在爆炸發(fā)生27 ms左右開始與車身側圍內板發(fā)生碰撞，因此通過肩部壓縮力變化曲線可以看出乘員肩部在27 ms左右開始受力，壓縮力峰值達到1.8 kN，超過了閾值1.4 kN，因此乘員的肩部損傷嚴重。

圖13 肩部壓縮力曲線

爆炸載荷下，乘員胸部的損傷通過胸部粘性準則VC進行評估，單位為m/s，其計算公式為：

(3)

式(3)中：S為比例系數；D(t)為與時間相關的胸腔厚度；Def為ATD常數，取值為ATD肋骨寬度的一半。

圖14為乘員胸部粘性指數VC的時程曲線。乘員肩部受到側圍撞擊的同時胸腔會受到擠壓，因此在27 ms時刻，粘性指數VC開始發(fā)生變化，并在45 ms時刻達到最大值0.002 2 m/s，其值遠遠低于損傷閾值0.58 m/s，說明乘員的胸部損傷較小。

圖14 胸部粘性準則曲線

乘員其他部位的損傷情況如表4所示，包括乘員的盆骨力Fy、脊椎動態(tài)響應指數DRIz、上下脛骨力，這些部位的損傷遠遠低于損傷評估閾值，因此可以認為這些部位在側面爆炸環(huán)境下的損傷風險較低。

表4 乘員其他部位損傷情況

綜上所述，乘員頭部、頸部和肩部為主要受損部位，結合爆炸沖擊傳遞至乘員的3個途徑分析可以看出，乘員損傷主要來自于側圍結構的撞擊。

4.4 不同工況下乘員主要部位的損傷風險研究

戰(zhàn)斗部相對車身及乘員的位置不同，乘員的動態(tài)響應以及損傷情況也會有所不同，本節(jié)將研究戰(zhàn)斗部在不同位置可能對乘員造成的損傷，這里選擇A到F等6個位置，研究不同工況對乘員主要損傷部位損傷風險的影響，放置位置示意圖如圖15所示，其中工況C為上文分析的工況。

圖15 戰(zhàn)斗部位置示意圖

通過對乘員各部位損傷情況的數值分析可知，乘員的頭部、頸部和肩部損傷嚴重，因此本節(jié)重點對該3個部位的損傷情況進行分析。表5為不同側爆邊界對應乘員3個部位損傷情況的仿真結果。

表5 乘員各部位損傷值

各工況乘員頭部HIC15的值如圖16(a)所示。由圖16(a)可知，除了工況A以外，其他工況的值遠遠超出閾值，且隨著IED位置的下移，其值呈明顯的增加趨勢；比較E、C、F等3個工況，發(fā)現(xiàn)戰(zhàn)斗部越接近車體中心位置，HIC15的值越大。分析原因：當IED的位置越靠后、位置越低，車身側圍結構向車內運動的速度越快，與乘員頭部的相對運動速度和碰撞時的沖擊也就越大，HIC15的數值越大。

圖16 不同工況下的損傷情況曲線

各工況頸部軸向力如圖16(b)所示。頸部軸向力Fz隨戰(zhàn)斗部位置的變化，沒有明顯的變化規(guī)律，但是可以看出除了A工況的值略低于規(guī)定的閾值1.8 kN，其他工況的值均大于閾值，特別是工況C的值遠遠超出其他工況。可以認為工況C是一種特殊的工況，即此工況下頸部軸向力最大，因此忽略工況C，分別比較A、B、D 3個工況和E、F 2個工況，可以發(fā)現(xiàn)：隨著炸點位置的降低頸部軸向力增加，而隨著炸點位置的后移，頸部軸向力減少。分析原因，不同工況下乘員和車身的動態(tài)響應不同，這將導致乘員頭部與側圍撞擊的角度不同，對頸部軸向力的結果有很大影響。

肩部壓縮力在不同工況下的對比如圖16(b)所示。所有工況的值均超出規(guī)定閾值1.4 kN，其中工況B的值明顯高于其他位置的值，因為此時IED正對著乘員肩部，致使此區(qū)域內的側圍結構相對速度較快，對乘員肩部的沖擊力也越大。分別比較A、C、D 3個工況和E、C、F 3個工況，發(fā)現(xiàn)2個對比結果的峰值工況分別為D和F，因此IED位置越低、越靠后肩部壓縮力越大，其原因是：在這種情況下車身側圍結構向車內運動的速度快，車門內板變形大，對乘員肩部的沖擊也越大。

5 結論

本文建立了某軍用車輛的臺車試驗臺架有限元模型，并針對該模型進行了側面10 kg TNT的爆炸仿真，研究分析了車內乘員在側面爆炸環(huán)境下的動態(tài)響應和各部位的損傷風險，隨后改變炸點位置對乘員的主要損傷部位進行了對比分析，得到以下結論：

1) 對仿真過程中乘員的動態(tài)響應進行分析，得到乘員受到的沖擊主要來源于3個方面：首先是爆炸沖擊通過車身底板傳遞至乘員下肢，其次是沖擊通過車身結構傳遞至座椅，再通過座椅傳遞至乘員的盆骨、腰椎，再次是乘員直接與車身側圍結構撞擊，頭部、肩部胸部以及四肢等與車門或門框接觸。

2) 對乘員各部位的損傷情況進行數值分析，發(fā)現(xiàn)乘員頭部HIC15、頸部軸向力以及肩部壓縮力遠遠超過規(guī)定閾值，損傷嚴重；盆骨力、脊椎DRIz、胸部VC、上下脛骨力遠遠小于規(guī)定閾值，損傷風險較低。說明乘員的損傷主要來自于與車身側圍的碰撞。

3) 炸點位置對乘員主要損傷部位的損傷風險有所影響，當炸點位置相對于車體下移時，乘員頭部HIC15、頸部軸向力以及肩部壓縮力都有增加的趨勢，當炸點位置相對于車體向車后移動時，乘員頭部HIC15和肩部壓縮力都會逐步增加，而頸部軸向力則逐步減小。

本文對車內乘員在側面爆炸環(huán)境下的損傷情況進行了詳細分析，可為后續(xù)車輛抗側面爆炸防護研究提供參考和指導。