劉濤, 張宏偉, 孫曉旺, 王顯會(huì), 張進(jìn)成, 胡楊

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 江蘇 南京 210094; 2.特種車輛及其傳動(dòng)系統(tǒng)智能制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 內(nèi)蒙古 包頭 014032)

0 引言

在現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)中,為了應(yīng)對(duì)局部戰(zhàn)事沖突,對(duì)敵后戰(zhàn)場(chǎng)進(jìn)行快速準(zhǔn)確地打擊,空投技術(shù)的應(yīng)用逐漸廣泛。在二戰(zhàn)期間,空降兵成為了空投作戰(zhàn)的主要應(yīng)用形式。隨著空投技術(shù)的逐步完善和作戰(zhàn)形式的改變,機(jī)械化部隊(duì)的應(yīng)用得到重視,前蘇聯(lián)在1973年首次完成了人車一體空投行動(dòng)。我國(guó)在1961年建立了第一支空降部隊(duì),在載人空降方面尚處于研究階段[1]。載人空降相比無(wú)人空降,省去了人車分投落地后乘員還要找尋戰(zhàn)車及一系列的準(zhǔn)備,可以在空投后迅速展開作戰(zhàn)或者收攏空降兵,可以極大地提升作戰(zhàn)效率。在空降車輛研發(fā)過(guò)程中,需要對(duì)車輛的空降適應(yīng)性和乘員安全性進(jìn)行考核;空降試驗(yàn)成本高、周期長(zhǎng)、難度大,不太可能在車輛研發(fā)的全階段都采用試驗(yàn)考核;而采用模擬空降試驗(yàn)與有限元仿真相結(jié)合方法,能夠在保證足夠精度的前提下,大幅縮短研發(fā)周期、減少研發(fā)成本,可以為空降防護(hù)裝置設(shè)計(jì)進(jìn)行評(píng)估。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)空降沖擊對(duì)車輛和乘員損傷的影響和保護(hù)措施開展了研究。馮宇等[2]對(duì)某戰(zhàn)車開展了模擬著地沖擊試驗(yàn),驗(yàn)證了模擬試驗(yàn)方法的可行性;但是試驗(yàn)中沒(méi)有采用假人,無(wú)法說(shuō)明空降沖擊下的人體響應(yīng)。劉鑫[3]開展了基于氣囊緩沖的載人空降乘員防護(hù)理論與方法研究,保證著陸沖擊過(guò)程中人體所受到的沖擊載荷不超過(guò)人體的耐受極限是確保乘員安全的先決條件。戴俊超等[1]研究了乘員不同的體位姿態(tài)對(duì)乘員損傷的影響,并基于遺傳優(yōu)化算法得出綜合損傷最低的姿態(tài)參數(shù)范圍。杜志岐等[4]對(duì)于車體著陸過(guò)程進(jìn)行了有限元仿真和模態(tài)分析,得到了不同著陸狀態(tài)下對(duì)車體位移、應(yīng)力和應(yīng)變影響規(guī)律,但是其研究中沒(méi)有考慮對(duì)乘員的影響。Stapp等[5]通過(guò)大量人體試驗(yàn)證明了人體承受不同方向加速度過(guò)載的能力并不相同。劉炳坤等[6]利用沖擊塔平臺(tái)對(duì)5名健康男青年進(jìn)行10g沖擊下不同體位的試驗(yàn)研究,并得出人體對(duì)抗著陸沖擊的最佳體位角為50°,但其采用的沖擊作用時(shí)間遠(yuǎn)小于車輛空降著地的作用時(shí)間[1],所用正弦加速度脈沖曲線也與真實(shí)著陸沖擊不符。王心怡等[7]對(duì)Hybrid-III型50百分位男性假人的跌落工況進(jìn)行了仿真和敏感性分析,但其并無(wú)實(shí)際跌落試驗(yàn),假人響應(yīng)仿真的精度無(wú)法保證。Hou等[8]對(duì)車載電子設(shè)備在模擬空投條件下的沖擊振動(dòng)進(jìn)行了測(cè)試,并對(duì)其沖擊特性進(jìn)行了分析。但是其并未采用試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方法來(lái)降低試驗(yàn)的成本與周期,且只關(guān)注了車載設(shè)備的受沖擊情況,未對(duì)乘員的損傷進(jìn)行分析,而實(shí)際上要實(shí)現(xiàn)戰(zhàn)車載人空投,著陸時(shí)降低乘員損傷是必須要解決的關(guān)鍵問(wèn)題。Yue等[9]分析了車身骨架在空投時(shí)的動(dòng)態(tài)特性以及不同緩沖方案對(duì)骨架的影響。Fu等[10-11]和付新華等[12]模擬了機(jī)載裝甲車在不同條件下的著落沖擊過(guò)程,對(duì)車輛的結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)特性進(jìn)行了定量分析。隨后,又對(duì)反復(fù)空投條件下車輛的結(jié)構(gòu)累計(jì)損傷進(jìn)行評(píng)估,得出了垂直著陸速度低于8 m/s時(shí),車輛結(jié)構(gòu)不會(huì)被破壞,而著陸速度為9 m/s時(shí)最多可進(jìn)行3次空投的結(jié)論。再后來(lái),他們對(duì)戰(zhàn)車載人空投著陸緩沖過(guò)程進(jìn)行了仿真計(jì)算,分析了乘員在著陸沖擊下的動(dòng)力學(xué)特性和安全性。其雖對(duì)戰(zhàn)車氣囊緩沖系統(tǒng)的有限元模型進(jìn)行了驗(yàn)證,但在試驗(yàn)中未加入假人,乘員在仿真與試驗(yàn)中的響應(yīng)是否具有較好對(duì)應(yīng)關(guān)系存在疑問(wèn)。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者大都關(guān)注在無(wú)人空投下車輛落地后是否具有作戰(zhàn)能力,對(duì)載人空投的研究并沒(méi)有深入。已經(jīng)得出的無(wú)人空投下的結(jié)論,大都難以運(yùn)用到載人空投上去,譬如在保證車輛結(jié)構(gòu)安全的著落速度下,乘員損傷是否超出閾值存在疑問(wèn),關(guān)于乘員損傷機(jī)理的研究顯得尤為重要。本文采用仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法,研究了空降沖擊下車輛結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性及乘員損傷規(guī)律,并驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。針對(duì)觸地速度、懸架彈簧剛度、阻尼參數(shù)和坐墊參數(shù)這4個(gè)種結(jié)構(gòu)參數(shù),以乘員下脛骨力、盆骨加速度、動(dòng)態(tài)響應(yīng)指標(biāo)(DRI)為指標(biāo),進(jìn)行了單因素仿真分析和正交試驗(yàn)仿真分析,研究了空降沖擊下觸地速度、懸架彈簧剛度、阻尼參數(shù)和坐墊參數(shù)4種結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)乘員損傷的影響規(guī)律。

1 載人空降試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)布置

針對(duì)某輕型軍用車輛(車重6.3 T,高約1.9 m,寬約2.3 m,長(zhǎng)約5.0 m),開展載人空降試驗(yàn)[1]。場(chǎng)地地面為平整水泥地,跌落高度為1 m,著陸速度為4.47 m/s,試驗(yàn)布置如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)布置[1]

在車外安裝高速攝影記錄車輛跌落響應(yīng)情況;采用Hybrid Ⅲ型50百分位男性假人測(cè)試乘員損傷響應(yīng);假人放置于軍用防雷座椅,座椅采用天地梁結(jié)構(gòu),搭載金屬帶式緩沖吸能組件,利用四點(diǎn)式安全帶對(duì)假人進(jìn)行約束;在車內(nèi)安裝高速攝影機(jī)記錄假人運(yùn)動(dòng)姿態(tài);在地板中部和座椅安裝點(diǎn)安裝加速度傳感器,部分測(cè)試裝置如圖2所示。

圖2 測(cè)試裝置

1.2 車輛運(yùn)動(dòng)姿態(tài)分析

觀察高速攝影(見圖3),車輛跌落后壓縮輪胎和懸架,到最低點(diǎn)后會(huì)反彈,輪胎再次離地,反彈兩次后大部分機(jī)械能被耗散掉,輪胎不再離地,車體上下振蕩,直到靜止。

圖3 試驗(yàn)車跌落高速攝像截圖

車輛第1次跌落觸地可分為3個(gè)階段:1)輪胎壓縮階段(見圖3(b)),輪胎接觸地面并被壓縮,起主要緩沖作用,懸架壓縮量較小;2)懸架壓縮階段(見圖3(c)),輪胎已有很大的壓縮量,但還沒(méi)碰撞到輪罩,懸架開始被大幅壓縮,起主要緩沖作用;3)共同壓縮階段(見圖3(d)),輪胎上表面接觸到車身,車輪和懸架一起被壓縮,直到懸架彈簧完全壓縮,懸架和輪胎撞擊車體,給車體和乘員帶來(lái)強(qiáng)烈的垂向沖擊,此時(shí)輪胎和懸架變形巨大,車輛底盤接近地面。與反彈帶來(lái)的后續(xù)跌落相比,第1次跌落是車輛空降的主要階段,車輛著地速度最快,沖擊最強(qiáng),給車輛和乘員安全帶來(lái)的危險(xiǎn)最大。這一階段的沖擊以垂向沖擊為主,可能帶來(lái)的后果包括:車輛爆胎,輪輞懸架等關(guān)鍵部件扭曲斷裂,使車輛失去行動(dòng)能力;車內(nèi)重要裝備損傷或乘員傷亡,使載人車輛降低甚至喪失戰(zhàn)斗力。

車輛到最低點(diǎn)后開始第1次反彈,輪胎再次脫離地面,由于車輛質(zhì)心分布和前后懸架彈簧剛度差異,車輛跳起時(shí)伴隨向前轉(zhuǎn)動(dòng),后部跳起高度明顯高于前部(見圖3(e))。這給車輛和乘員安全帶來(lái)兩個(gè)問(wèn)題:第一,當(dāng)?shù)涓叨壤^續(xù)升高,向前轉(zhuǎn)動(dòng)可能轉(zhuǎn)化成車輛滾翻,滾翻可能造成車輛失去行動(dòng)能力、裝備損壞或乘員傷亡,導(dǎo)致載人車輛降低甚至喪失戰(zhàn)斗力;第二,即使沒(méi)有發(fā)生車輛滾翻,車輛轉(zhuǎn)動(dòng)——伴隨乘員與車身的相對(duì)運(yùn)動(dòng)——可能造成乘員重要身體部位(頭頸等)撞擊車身內(nèi)部部件(內(nèi)壁、立柱等),導(dǎo)致乘員傷亡。

針對(duì)上述問(wèn)題,可能的解決方案包括:1)對(duì)車輛懸架彈簧和質(zhì)心分布進(jìn)行匹配設(shè)計(jì),降低或消除車輛跳起時(shí)的轉(zhuǎn)動(dòng);2)乘員約束系統(tǒng)和車內(nèi)空間設(shè)計(jì),設(shè)計(jì)多點(diǎn)安全帶,將乘員較好地約束在座椅上,防止其與車輛內(nèi)部部件發(fā)生二次碰撞,設(shè)計(jì)安全氣囊、頭頸部局部防護(hù)裝置和乘員附近空間布置,為乘員身體和車輛內(nèi)部部件之間的碰撞提高緩沖;3)前面所述底部緩沖平臺(tái)車輛通過(guò)緩沖吸能,在降低輪胎和懸架的壓縮量的同時(shí),可以降低車輛跳起時(shí)的轉(zhuǎn)動(dòng)。

車輛反彈到最高點(diǎn)后開始第2次跌落,由于第1次達(dá)到反彈頂點(diǎn)時(shí)(見圖3(e))時(shí)車輛前部較低,后部較高,第2次跌落車輛前輪先著地。前輪著地后前輪及對(duì)應(yīng)懸架發(fā)生輕度的壓縮,壓縮后反彈幅度很小,前輪基本沒(méi)有脫離地面;與此同時(shí),車輛后部持續(xù)下落,在前輪進(jìn)入反彈階段后,后輪著地并壓縮后輪及對(duì)應(yīng)懸架。壓縮到最低點(diǎn)后(見圖3(f)),車輛開始第2次反彈。由于后輪及懸架壓縮較嚴(yán)重,第2次反彈時(shí)車輛后輪脫離地面(見圖3(g))。車輛后部到達(dá)最高點(diǎn)后開始第3次跌落,這次跌落中車輛前輪及懸架基本沒(méi)有壓縮,后輪及懸架也只是輕度壓縮(見圖3(h))。后續(xù)車輛不再脫離地面,車身在輪胎及懸架上振蕩,振蕩數(shù)次后,車輛機(jī)械能耗盡,整個(gè)跌落過(guò)程結(jié)束。

試驗(yàn)后檢查車輛,阻尼桿油線高度到達(dá)最高點(diǎn),說(shuō)明車輛懸架在第1次跌落過(guò)程中已經(jīng)超過(guò)壓縮極限,輪胎未發(fā)現(xiàn)漏氣、鼓包等現(xiàn)象,懸架底盤等結(jié)構(gòu)部件未發(fā)現(xiàn)扭曲或斷裂損傷,輪輞未發(fā)生扭曲,試驗(yàn)后車輛可以正常啟動(dòng)并行駛。

1.3 車內(nèi)加速度響應(yīng)分析

試驗(yàn)中采用斯洛文尼亞Dewesoft公司生產(chǎn)的DEWE-43數(shù)據(jù)采集儀對(duì)加速度數(shù)據(jù)進(jìn)行處理和存儲(chǔ),頻響范圍設(shè)為2 Hz～20 kHz。采用CFC60濾波方式對(duì)加速度時(shí)間歷程曲線進(jìn)行濾波。

座椅安裝點(diǎn)和車輛中部加速度時(shí)程曲線經(jīng)濾波處理后如圖4所示。兩條加速度曲線總體趨勢(shì)一致,先上升、后下降,中間伴隨較大的振蕩,加速度峰值出現(xiàn)在100 ms左右,結(jié)合高速攝像和加速度曲線,可發(fā)現(xiàn)較大的加速度值主要出現(xiàn)在第1次跌落的共同壓縮階段,應(yīng)該是由懸架彈簧完全壓縮,懸架和輪胎撞擊車體造成的。座椅安裝點(diǎn)加速度峰值為24.3g,車身地板中部的加速度峰值為15.3g,小于座椅安裝點(diǎn),是因?yàn)樽伟惭b在立柱上,立柱能夠更好地傳遞加速度沖擊,而地板能夠起到一定的緩沖作用。

圖4 加速度時(shí)程曲線

1.4 乘員運(yùn)動(dòng)姿態(tài)分析

圖5為假人運(yùn)動(dòng)姿態(tài)高速攝像截圖,展示了6個(gè)較為危險(xiǎn)的時(shí)刻。第1次跌落沖擊發(fā)生時(shí)(見圖5(a)),假人大幅前傾,伴隨一定的左傾;第1次跌落反彈時(shí)(見圖5(b)),假人身體反彈,頭部撞擊立柱;第2次跌落前輪著地時(shí)(見圖5(c)),假人向右后方傾倒,頭部撞擊了立柱;第2次跌落后輪著地時(shí)(見圖5(d)),假人身體調(diào)整,略微后傾;第3次跌落前輪著地(見圖5(e))和后輪著地(見圖5(f))時(shí),假人發(fā)生后傾,但是幅度已經(jīng)較小。

圖5 假人運(yùn)動(dòng)姿態(tài)截圖

總之,在整個(gè)跌落過(guò)程中,假人首先受到垂向的加速度沖擊,主要造成乘員下肢、腰椎、脊柱和頭頸傷害,這類沖擊可以通過(guò)為車輛增加緩沖進(jìn)行緩解,如增加車底緩沖平臺(tái)等。其次,乘員的上身,尤其是頭頸部,會(huì)向前方、后方和側(cè)方傾倒,可能導(dǎo)致乘員頭頸部撞擊車內(nèi)部件,造成乘員傷亡。這一現(xiàn)象的原因有:

1)乘員約束系統(tǒng)不能很好地束縛乘員身體,尤其是頭頸部。本次試驗(yàn)采用的防雷座椅約束系統(tǒng)在跌落工況中能夠保證座椅和假人不分離,但難以約束上身的橫向擺動(dòng)和頭頸部的左右擺動(dòng)。因此需要重新設(shè)計(jì)適用于空降車輛的座椅,增加對(duì)人體的緩沖和包覆性,確保乘員上身和頭頸受到合適的側(cè)向和前后約束。

2)車身在跌落和反彈過(guò)程中伴隨轉(zhuǎn)動(dòng),跌落中無(wú)法確保4個(gè)車輪同時(shí)著陸,這一現(xiàn)象的原因和解決方法已在結(jié)構(gòu)響應(yīng)部分進(jìn)行了分析。

1.5 乘員損傷指標(biāo)分析

本次試驗(yàn)假人安裝有多個(gè)傳感器,可測(cè)量頭部和盆骨加速度,以及頸部、腰椎和腿部的力與力矩等數(shù)據(jù)。試驗(yàn)前激活假人多個(gè)部位傳感器,確認(rèn)傳感器精度和靈敏度符合要求。試驗(yàn)中采用江蘇東華測(cè)試技術(shù)股份有限公司生產(chǎn)的DH5902堅(jiān)固型抗沖擊數(shù)據(jù)采集儀采集假人數(shù)據(jù),采樣頻率為500 kHz,假人數(shù)據(jù)處理使用數(shù)據(jù)處理軟件,盆骨加速度、腿部力分別采用CFC1000、CFC600濾波方式處理。本文著重考察乘員下脛骨、盆骨和腰椎的損傷,從文獻(xiàn)[13-19]查得各部位損傷評(píng)估指標(biāo)及閾值,并利用傳感器數(shù)據(jù)計(jì)算出假人各部位損傷值,對(duì)假人進(jìn)行損傷風(fēng)險(xiǎn)分析,假人損傷情況如表1所示。

表1 假人各部位損傷

采用軸向壓力[13-14]評(píng)估乘員的下肢損傷。通過(guò)分析車輛和乘員運(yùn)動(dòng)姿態(tài)可知,車輛跌落時(shí),沖擊由輪胎懸架傳遞至車身,由車身傳遞至地板,地板撞擊乘員足部,引起乘員下肢損傷。由表1可知,試驗(yàn)中乘員下肢損傷指標(biāo)未超標(biāo)。

采用盆骨DRI[15]評(píng)估腰椎損傷。DRI是一個(gè)與腰椎壓縮相關(guān)的無(wú)量綱量,主要用于評(píng)價(jià)腰椎的軸向壓縮損傷,通過(guò)分析車輛和乘員運(yùn)動(dòng)姿態(tài)可知,車輛跌落時(shí),沖擊由輪胎懸架傳遞至車身,由車身傳遞至座椅安裝點(diǎn),然后由座椅傳遞到乘員上半身,引起腰椎損傷。由表1可知,試驗(yàn)中腰椎損傷指標(biāo)未超標(biāo)。

此外,AEP-55標(biāo)準(zhǔn)[19]中沒(méi)有給出盆骨損傷風(fēng)險(xiǎn)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)限值,防護(hù)領(lǐng)域?qū)W者參考美國(guó)陸軍戰(zhàn)術(shù)車輛乘員碰撞保護(hù)手冊(cè),手冊(cè)規(guī)定乘員盆骨受到的垂向加速度上限值為23g@7 ms[20],即盆骨加速度超過(guò)23g的持續(xù)時(shí)間不能超過(guò)7 ms。由表1可知,盆骨所受到的垂向加速度限值為23g@0 ms,即乘員盆骨加速度值未達(dá)到過(guò)23g,乘員盆骨損傷處于較低水平。

2 有限元仿真

2.1 有限元建模

利用LS-DYNA軟件對(duì)上述空降沖擊試驗(yàn)進(jìn)行有限元仿真。由于空投著陸工況作用時(shí)間長(zhǎng)、車體模型復(fù)雜、運(yùn)動(dòng)范圍大,所以模型要進(jìn)行適當(dāng)?shù)睾?jiǎn)化,以節(jié)省時(shí)間成本。試驗(yàn)中車內(nèi)相固連的板件沒(méi)有明顯的變形,其固連部位也未出現(xiàn)失效。通過(guò)車內(nèi)高速攝像可以確定車內(nèi)板件也沒(méi)有出現(xiàn)影響假人的變形和擺動(dòng)。因此可以在模型中做適當(dāng)簡(jiǎn)化并作為剛性體處理,來(lái)縮短計(jì)算時(shí)間?？紤]到后續(xù)仿真工況多,為了節(jié)省仿真資源,將乘員約束系統(tǒng)和整車分開建模,把得到的整車加速度邊界施加到乘員約束系統(tǒng)上,去模擬實(shí)際工況下乘員的響應(yīng)。輪胎建模中,采用正交各向異性材料*MAT_ORTHOTROPIC_ELASTIC描述簾布和橡膠材料,具體參數(shù)如表2所示。使用airbag關(guān)鍵字定義一種封閉式氣囊來(lái)模擬輪胎內(nèi)氣體,胎內(nèi)氣壓定義為試驗(yàn)車胎胎壓180 kPa。圖6給出了包括車輛和地面的有限元模型。對(duì)車輛進(jìn)行合理配重,使其重量和質(zhì)心與試驗(yàn)車一致;賦予車輛和假人4.47 m/s的速度,方向豎直向下。

表2 輪胎材料參數(shù)

圖6 車輛有限元模型

在HyperMesh中為座椅建立簡(jiǎn)化的有限元模型,使用實(shí)體單元對(duì)座椅坐墊建模,采用*MAT_LOW_DENSITY_FOAM本構(gòu)模型模擬坐墊材料[21],此本構(gòu)適用于可壓縮泡沫材料,坐墊材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖7所示。使用一維單元模擬座椅的吸能緩沖器,采用非線性彈簧本構(gòu)近似模擬試驗(yàn)中使用的金屬帶式緩沖吸能器,該材料可以分別設(shè)計(jì)彈簧單元的加載和卸載曲線。根據(jù)實(shí)際使用的金屬帶式吸能緩沖器的載荷-位移曲線,輸入加載曲線,且由于實(shí)際試驗(yàn)中卸載后吸能緩沖器幾乎沒(méi)有回彈,其加卸載曲線如圖8所示。座椅實(shí)際使用的天地梁和滑塊組件在有限元模型中省略,通過(guò)約束的方式限制座椅的移動(dòng)方向。座椅安裝方式采用頂部安裝,與車輛上安裝點(diǎn)采用剛性連接。對(duì)座椅有限元模型進(jìn)行測(cè)試后,將座椅模型導(dǎo)入到Primer中與HybridⅢ型假人模型做好接觸和預(yù)壓。用2D殼單元網(wǎng)格和1D seatbelt單元來(lái)模擬試驗(yàn)中采用的四點(diǎn)式安全帶(其中與人體接觸部分用2D網(wǎng)格單元)。建模完成的假人座椅系統(tǒng)如圖9所示。假人的頭部設(shè)置有加速度傳感器,頸部設(shè)置力和力矩傳感器[22]。懸架阻尼采用*MAT_DAMPER_NONLINEAR_VISCOUS本構(gòu)模型,其力與速度關(guān)系曲線如圖10所示。

圖7 泡沫材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖8 金屬帶式吸能器的加卸載曲線

圖9 假人座椅系統(tǒng)有限元模型

圖10 懸架阻尼力與速度關(guān)系曲線

2.2 仿真結(jié)果分析

整車的動(dòng)態(tài)響應(yīng)如圖11所示。由圖11可以看出,在跌落剛開始發(fā)生時(shí),輪胎首先被壓縮變形,15 ms 之后懸架壓縮速度變快,這與試驗(yàn)中整車的響應(yīng)(見圖3(b)和圖3(c))有較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系,當(dāng)車輛輪胎接觸到輪罩時(shí),引起了車內(nèi)加速度在80 ms左右出現(xiàn)波動(dòng)。其后輪胎進(jìn)一步壓縮,輪輞與輪胎胎面幾乎接觸,懸架與輪胎已經(jīng)將空降造成的沖擊消耗殆盡,車輛下行至最低點(diǎn),在102 ms形成最大加速度峰值。經(jīng)過(guò)18 ms的遲滯效果之后,車輛在120 ms開始反彈上升。整個(gè)過(guò)程中,輪胎與地面發(fā)生較小擠壓后,出現(xiàn)變形但無(wú)撕裂現(xiàn)象,車輛彈起后輪胎能復(fù)原成落地之前的狀態(tài),且輪輞并沒(méi)有與地面發(fā)生碰撞。將整車試驗(yàn)與仿真中加速度安裝點(diǎn)處的加速度和速度進(jìn)行比較(見圖12),可以看到車內(nèi)各點(diǎn)加速度峰值出現(xiàn)在102 ms左右,在出現(xiàn)最大峰值前兩個(gè)波峰分別對(duì)應(yīng)第1階段的輪胎壓縮和第2階段的懸架壓縮,與動(dòng)畫表現(xiàn)出來(lái)的壓縮過(guò)程有比較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系。將仿真動(dòng)畫和試驗(yàn)高速攝像拍攝內(nèi)容對(duì)比,可以看到其下落壓縮過(guò)程完全一致,其中地板中部的加速度最大值為14.6g,副駕駛上安裝點(diǎn)最大加速度為26.2g。

圖11 車輛跌落過(guò)程動(dòng)態(tài)響應(yīng)

圖12 加速度和速度試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果

由圖12可見,試驗(yàn)和仿真的加速度與速度變化趨勢(shì)整體相似。由于剛體模型在計(jì)算中不會(huì)出現(xiàn)振動(dòng)加速度,所以仿真中在達(dá)到峰值后的加速度曲線基本平滑,但在加速度達(dá)到最大峰值之前,試驗(yàn)與仿真中的加速度曲線有較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系,乘員可能出現(xiàn)的最大損傷能被較好地模擬出來(lái)。另外,車輛在跌落過(guò)程中有諸多不可控因素,車身的俯仰也會(huì)導(dǎo)致車輛各部位的加速度出現(xiàn)區(qū)別。在本文仿真分析中,車內(nèi)加速度峰值的仿真值與試驗(yàn)值之間誤差在10%以內(nèi),且速度整體變化趨勢(shì)基本一致,整車仿真數(shù)據(jù)可信。

假人在跌落過(guò)程中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)如圖13所示。從圖13中可見,假人在85 ms左右時(shí)腿部因受到?jīng)_擊而抬起,大腿與手臂發(fā)生碰撞,140 ms時(shí)假人頸部明顯前傾。仿真動(dòng)畫與高速攝像下的乘員響應(yīng)(見圖5(a))同樣具有較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系。假人損傷曲線如圖14所示:左下脛骨力峰值出現(xiàn)在107 ms左右;盆骨加速度第1個(gè)峰值出現(xiàn)在65 ms,此時(shí)坐椅上升速度相對(duì)于假人較大,坐墊開始對(duì)假人盆骨產(chǎn)生向上的沖擊,盆骨加速度最大峰值出現(xiàn)在120 ms,此時(shí)車輛跌落至最低點(diǎn),盆骨受到椅面的沖擊升至最大。仿真和試驗(yàn)中乘員的損傷指標(biāo)對(duì)比如表3所示,誤差在10%以內(nèi),證明了仿真方法的可行性。

表3 假人各部位損傷試驗(yàn)與仿真對(duì)標(biāo)

圖13 假人動(dòng)態(tài)響應(yīng)

圖14 觸地速度為4.47 m/s下假人的損傷曲線

2.3 高速?zèng)_擊仿真

載人空降車輛觸地速度的確定,參考了俄軍BMD戰(zhàn)車載人空降試驗(yàn)。據(jù)報(bào)道,在此次試驗(yàn)中,戰(zhàn)車著陸速度大約在10 m/s。此外,根據(jù)馮宇等[2]的研究,為保護(hù)乘員和車內(nèi)設(shè)備,一般規(guī)定著陸速度在8～10 m/s;楊占華等[23]對(duì)正常著陸工況條件和極限著陸工況條件作出定義,認(rèn)為正常著陸工況條件:無(wú)橫風(fēng),8 m/s 速度下降,著陸在平地,氣囊全部有效工作; 極限著陸工況條件: 8 m/s 速度下降,橫向速度 5 m/s,車輛側(cè)傾角2°,著陸在橫向10°坡地面,部分氣囊工作。實(shí)際戰(zhàn)場(chǎng)上空降車輛會(huì)同時(shí)面臨氣囊緩沖平臺(tái)失效和傘降系統(tǒng)出現(xiàn)故障等諸多問(wèn)題,乘員會(huì)受到更高速度著陸的風(fēng)險(xiǎn),因此開展高速著陸工況的研究。考慮到高速?zèng)_擊試驗(yàn)的條件與成本,采用仿真的方法研究高速?zèng)_擊下車輛結(jié)構(gòu)的響應(yīng)與乘員損傷的機(jī)理,并與4.47 m/s的觸地速度下的車輛和乘員的響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比,以此探究實(shí)際高速空降沖擊下可能存在的車輛破壞情況和假人損傷情況。

高速?zèng)_擊下車輛的動(dòng)態(tài)響應(yīng)如圖15所示。由于車輛的觸地速度較大,輪胎、懸架短時(shí)間內(nèi)被快速壓縮,車輛輪胎在35 ms時(shí)就已經(jīng)接觸到輪罩,相較于4.47 m/s的觸地速度下提前了45 ms,此時(shí),車內(nèi)加速度出現(xiàn)了第1個(gè)峰值,如圖15所示。隨后,車輛輪胎繼續(xù)壓縮,輪胎已經(jīng)出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象,在 38.7 ms 時(shí)輪輞與地面發(fā)生碰撞,引起車內(nèi)加速度的第2個(gè)峰值。41 ms時(shí)車輛懸架與輪胎沒(méi)有多余的壓縮空間,兩側(cè)輪胎向內(nèi)凹陷嚴(yán)重,輪胎與輪輞幾乎脫離,此時(shí)形成了最大的加速度峰值,與低速?zèng)_擊下的最大加速度峰值的出現(xiàn)相比提前了近60 ms。車輛經(jīng)過(guò)短暫的遲滯效果后,開始反彈,車輛輪胎于130 ms完全脫離地面。整個(gè)高速?zèng)_擊仿真下,輪輞、懸架等關(guān)鍵部件未發(fā)現(xiàn)扭曲斷裂。

圖15 高速?zèng)_擊下車輛跌落過(guò)程動(dòng)態(tài)響應(yīng)

車內(nèi)加速度如圖16所示。地板中部加速度峰值為136.3g,座椅安裝點(diǎn)加速度峰值為142.1g,與4.47 m/s的觸地速度相比,加速度峰值大幅增加且峰值出現(xiàn)時(shí)間提前了60 ms。

圖16 高速?zèng)_擊仿真下的加速度

假人在跌落過(guò)程中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)如圖17所示。由圖17可見,與觸地速度為4.47 m/s下假人的響應(yīng)相比,乘員約束系統(tǒng)在65 ms左右出現(xiàn)了與車內(nèi)地板碰撞的現(xiàn)象,如圖17(b)所示,這是由于車輛此時(shí)已經(jīng)開始反彈上升,而乘員約束系統(tǒng)由于慣性繼續(xù)下行,這引起了假人盆骨加速度峰值的出現(xiàn),如圖18(b) 所示盆骨加速度峰值為182.8g。假人下脛骨力峰值的出現(xiàn)則發(fā)生在44 ms左右,此時(shí),車輛跌落至最低點(diǎn),輪輞與地面直接接觸,左、右下脛骨力峰值分別為7.4 kN、7.2 kN,已經(jīng)超過(guò)了下脛骨的損傷閾值,如圖18(a)所示。高速?zèng)_擊下,座椅前部下沉,最先接觸到地板,隨后,座椅反彈,出現(xiàn)后部下沉,假人頸部明顯由前傾轉(zhuǎn)為后仰;腿部抬起直至完全脫離地板,且座椅連接件因與地板發(fā)生碰撞,出現(xiàn)明顯彎曲變形。

圖17 高速?zèng)_擊下假人動(dòng)態(tài)響應(yīng)

圖18 高速?zèng)_擊下假人的損傷曲線

綜上所述,在觸地速度為10 m/s時(shí),車內(nèi)加速度峰值大幅增加,乘員損傷指標(biāo)已超出規(guī)定閾值。

針對(duì)上述問(wèn)題,可能的解決方案包括:

1)在車輛底部安裝緩沖平臺(tái)(如氣囊緩沖平臺(tái))[3],緩沖平臺(tái)可以提前吸收車輛下落的動(dòng)能,緩沖車輛著地速度,降低車輛、裝備和乘員所受垂向沖擊。需要注意,氣囊緩沖平臺(tái)雖然能夠大幅降低車輛著地沖擊,但同時(shí)也帶來(lái)著地不穩(wěn)定的問(wèn)題[24],設(shè)計(jì)緩沖平臺(tái)時(shí)需要解決這一問(wèn)題。

2)改進(jìn)車輛輪胎、輪輞和懸架等受沖擊最嚴(yán)重的部件,一方面提高部件強(qiáng)度和韌性,以避免車輛爆胎和部件失效,防止車輛失去行動(dòng)能力;另一方面對(duì)輪胎胎壓和懸架彈簧剛度進(jìn)行匹配,為車身、裝備和乘員提供更好的緩沖?？赡苓€需要對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)和轉(zhuǎn)向系統(tǒng)等易受損部件進(jìn)行改進(jìn),降低這些部件在空降沖擊下的受損概率,避免著地后車輛無(wú)法行駛。

3)重新設(shè)計(jì)乘員約束系統(tǒng),包括緩沖座椅(如氣囊緩沖座椅)和多點(diǎn)安全帶,其中緩沖座椅用來(lái)緩沖由座椅傳遞到乘員身體的沖擊,是保護(hù)乘員的最后一道防線;多點(diǎn)安全帶的作用是將乘員較好地約束在座椅上,防止其脫離座椅而與車輛內(nèi)部部件發(fā)生二次碰撞。與裝備空降、航天返回等領(lǐng)域較為成熟的緩沖座椅相比,空降車輛緩沖座椅除了需要保障乘員在空降時(shí)的安全,還需要考慮空降結(jié)束后乘員的駕駛、乘坐及戰(zhàn)斗等任務(wù)的開展。

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)乘員損傷影響分析

3.1 單因素分析

本文選取了以下4個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù):1)車輛觸地速度v,由實(shí)際作戰(zhàn)中車輛跌落的高度決定;2)車輛懸架彈簧的剛度k,車輛跌落時(shí),懸架可以緩和地面?zhèn)鹘o車身的沖擊,衰減由此產(chǎn)生的振動(dòng);3)坐墊材料海綿的應(yīng)力應(yīng)變曲線中應(yīng)力的縮放系數(shù)α,該參數(shù)旨在模擬海綿的軟硬程度,α值越小,代表單位應(yīng)變內(nèi)所需要的應(yīng)力越小,即海綿越軟,目的在于研究緩沖物對(duì)乘員的保護(hù)作用;4)阻尼縮放系數(shù)β,該參數(shù)通過(guò)改變單位速度內(nèi)的阻尼力大小,來(lái)實(shí)現(xiàn)汽車懸架阻尼的變化,β值越大,則阻尼值越大。在每種參數(shù)的基礎(chǔ)上選取了4個(gè)水平,如表4所示。

表4 乘員損傷影響因素及影響水平

每種影響因素的4個(gè)水平數(shù)值選取依據(jù)如下:

1)觸地速度v:軍事作戰(zhàn)與空降試驗(yàn)中,跌落速度大約在10 m/s左右,故按照等差選取6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s。

2)彈簧剛度k:某型空投車后輪懸架彈簧剛度為400 N/mm,故本文選取了200 N/mm、300 N/mm、400 N/mm、500 N/mm。

3)縮放系數(shù)α:本文選取了0.50、0.75、1.00、1.25四種水平的縮放系數(shù)。

4)阻尼縮放系數(shù)β:本文依據(jù)仿真經(jīng)驗(yàn),當(dāng)β值為4時(shí),車輛地板與座椅上安裝點(diǎn)的加速度峰值開始出現(xiàn)下降趨勢(shì),故選取0.5、1.0、2.0、4.0四種水平的參數(shù)。

其中,基礎(chǔ)工況的參數(shù)水平為:v=10 m/s,k=400 N/mm,α=1,β=1。

3.1.1 觸地速度的影響

本文選取了6 m/s、8 m/s、10 m/s、12 m/s這4種觸地速度進(jìn)行了車輛空降沖擊仿真。不同觸地速度下車輛的響應(yīng)如表5所示,地板和座椅安裝點(diǎn)的加速度峰值在觸地速度為6 m/s和8 m/s之間變化較大,在仿真動(dòng)畫中,6 m/s下車輛輪輞未與地面發(fā)生碰撞,輪胎作為一種小型封閉氣囊和懸架一同作用減緩了大部分的沖擊,整車加速度峰值的出現(xiàn)提前了30 ms。觸地速度為8 m/s時(shí),車輛輪輞擠壓輪胎簾布和橡膠,輪輞與地面發(fā)生接觸,空降沖擊直接通過(guò)地面-輪輞-懸架系統(tǒng)-車內(nèi)地板,作用到乘員約束系統(tǒng)上,加重了乘員損傷。10 m/s和12 m/s下的觸地速度,車輛的響應(yīng)更為嚴(yán)峻,加速度峰值隨觸地速度呈非線性增加趨勢(shì),最大峰值出現(xiàn)時(shí)間的變化趨勢(shì)逐漸下降。乘員左、右下脛骨軸向力分別如圖19(a)、圖19(b)所示。由圖19可以看出,左、右下脛骨力曲線峰值和變化趨勢(shì)大致相似,因此本文研究乘員小腿損傷時(shí)只研究左下脛骨力。由圖19(a)可以看出:隨著觸地速度的增大,乘員下脛骨力隨之增大且峰值也會(huì)提前。這是由于輪胎更快接觸到輪罩所引起的。另外,當(dāng)觸地速度為6 m/s時(shí),乘員下脛骨力峰值為4.2 kN,低于損傷閾值 5.4 kN。 但當(dāng)速度超過(guò)8 m/s,乘員下肢損傷皆超出閾值。由圖19(c)可以看出:速度為6 m/s時(shí),盆骨的加速度還處于相對(duì)較低的水平,為18.2g且盆骨所受到的垂向加速度限值為23g@0 ms;速度超過(guò) 8 m/s 時(shí),盆骨加速度峰值激增至150g左右且乘員盆骨損傷超出閾值,此后,變化趨勢(shì)變緩但整體依然呈正相關(guān);另外隨著速度的線性增加,乘員盆骨受到的垂向加速度超過(guò)23g的時(shí)間也會(huì)增加,但趨勢(shì)逐漸放緩;盆骨z軸方向加速度即腰椎底端的加速度,其主要是由椅面加速度突變對(duì)乘員盆骨造成沖擊引起的。另外,盆骨DRI值與觸地速度呈正相關(guān),即便速度低至6 m/s,仍超出17.7的DRI閾值,乘員腰椎損傷嚴(yán)重。

表5 不同觸地速度下車輛的響應(yīng)

圖19 不同觸地速度的影響

3.1.2 懸架彈簧剛度的影響

不同懸架彈簧剛度下的跌落仿真結(jié)果如圖20所示。由圖20(a)可知,當(dāng)觸地速度相同時(shí),不同懸架彈簧剛度引起的乘員下肢損傷峰值基本為同一時(shí)刻,為跌落時(shí)輪胎上表面接觸到輪罩。隨著剛度的線性增加,乘員下肢損傷愈劇烈且為最小剛度 200 N/mm 時(shí),下脛骨力仍超出閾值0.9 kN。55 ms以后即整車上升階段,各剛度下乘員下脛骨力變化趨勢(shì)基本一致。圖20(c)為盆骨z軸方向加速度50～80 ms 局部放大圖。由圖20(c)可以看出:剛度的變化對(duì)乘員盆骨加速度的影響不如觸地速度明顯,不同剛度下乘員盆骨加速變化趨勢(shì)與峰值相差不大。從仿真中看出,盆骨加速度峰值時(shí)間大抵出現(xiàn)在吸能器行程耗盡,座椅剛接觸地面附近。懸架彈簧的剛度對(duì)盆骨DRI值的影響不大,DRI值在48左右,皆遠(yuǎn)超出閾值。盆骨損傷同樣嚴(yán)重,在200 N/mm、300 N/mm、400 N/mm、500 N/mm這4種不同水平彈簧剛度下的乘員盆骨受到的垂向加速度限值分別為23g@17.1 ms、23g@13.1 ms、23g@17.1 ms、23g@12.1 ms,皆不滿足23g@7 ms的要求。

圖20 不同懸架彈簧剛度的影響

3.1.3 坐墊參數(shù)的影響

坐墊縮放系數(shù)主要針對(duì)乘員盆骨z軸方向加速度,對(duì)乘員下肢影響較小,乘員左下脛骨力仿真結(jié)果皆為7.4 kN, 故不做深入研究。不同坐墊縮放系數(shù)下的仿真結(jié)果如圖21所示。圖21(a)為各縮放系數(shù)下乘員盆骨加速度全過(guò)程仿真圖。由圖21(a)可以看出,盆骨加速度整體變化趨勢(shì)基本一致且峰值出現(xiàn)時(shí)間相同。由21(b)可知,雖然加速度峰值相差不大,但隨著縮放系數(shù)的增大,即坐墊變硬,整體依然呈正相關(guān)趨勢(shì)且峰值出現(xiàn)時(shí)間也會(huì)略微提前。在0.50、0.75、1.00、1.25這4種不同水平坐墊參數(shù)下的乘員盆骨受到的垂向加速度限值分別為23g@17.1 ms、23g@17.6 ms、23g@17.1 ms、23g@16.3 ms,乘員腰椎、盆骨損傷超出閾值,不同坐墊下乘員DRI值相差不大,且無(wú)明顯的變化規(guī)律。

圖21 不同坐墊參數(shù)的影響

3.1.4 阻尼參數(shù)的影響

不同阻尼參數(shù)下乘員損傷仿真結(jié)果如圖22所示。由圖22(a)可知,在10 m/s的工況下,乘員左下脛骨力無(wú)明顯變化趨勢(shì),但盆骨加速度與阻尼值的增大呈負(fù)相關(guān)變化,這是因?yàn)樵谝欢ǚ秶鷥?nèi),阻尼值的增大,會(huì)使得懸架吸收更多動(dòng)能。在0.5、1.0、2.0、4.0這4種不同水平阻尼參數(shù)下的乘員盆骨受到的垂向加速度限值分別為23g@16.2 ms、23g@17.1 ms、23g@17.9 ms、23g@19.5 ms,乘員腰椎、盆骨損傷依舊超出閾值。由圖22(d)可以發(fā)現(xiàn),整體上盆骨DRI隨著阻尼參數(shù)的增大而減小。

圖22 不同阻尼參數(shù)的影響

3.2 顯著性分析

空降沖擊試驗(yàn)中,乘員損傷的情況由多種因素共同影響,不同因素取值不同也會(huì)產(chǎn)生不一樣的試驗(yàn)結(jié)果。若逐一驗(yàn)證且當(dāng)影響因素3個(gè)或以上時(shí),試驗(yàn)任務(wù)繁瑣,難以實(shí)施。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)是一種解決多因素多水平的高效率、快速、經(jīng)濟(jì)的試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法。

日本統(tǒng)計(jì)學(xué)家Taguchi將正交試驗(yàn)選擇的水平組合列成表格[7]。本文在此基礎(chǔ)上,借助于SPSS軟件,建立一組四因素四水平的正交試驗(yàn)矩陣。該矩陣總計(jì)16種工況,仿真結(jié)果如表6所示。提取每種工況下乘員左下脛骨力、盆骨加速度、DRI峰值,比較不同水平下的影響因素對(duì)乘員損傷影響的平均值和誤差,并進(jìn)行顯著性分析,結(jié)果如表7和圖23所示。

表6 四因素四水平正交試驗(yàn)矩陣

表7 各因素對(duì)乘員損傷影響顯著性

圖23 不同水平下的損傷因素對(duì)乘員損傷的影響

首先假設(shè)仿真條件中各因素的取值不影響乘員損傷,左下脛骨力、盆骨加速度、DRI的差別僅由試驗(yàn)誤差和隨機(jī)性引起,該假設(shè)為真的概率為P。當(dāng)P值小于等于顯著性水平0.05時(shí),可以否認(rèn)上述假設(shè),即認(rèn)為該因素對(duì)乘員損傷的影響是顯著的。根據(jù)圖表內(nèi)容可得,觸地速度對(duì)乘員下脛骨、盆骨和腰椎的損傷是顯著的,觸地速度越大,乘員損傷愈嚴(yán)重。

結(jié)合單因素仿真試驗(yàn)與正交試驗(yàn)的結(jié)果,可知觸地速度對(duì)乘員下脛骨、腰椎和盆骨的損傷影響主體間效應(yīng)是顯著的,觸地速度的減小可以顯著降低乘員損傷指標(biāo)。6～8 m/s、10～12 m/s的觸地速度造成影響的組間差異存在顯著性,但是8 m/s和 10 m/s 的觸地速度給乘員造成的影響并不存在顯著性差異。二者之間左下脛骨力峰值僅相差 0.1 kN,DRI峰值相差3.1。

懸架彈簧剛度對(duì)乘員的影響是非線性的,其主體間效應(yīng)雖不顯著,但是彈簧剛度200 N/mm與 400 N/mm、300 N/mm與400 N/mm之間對(duì)乘員下脛骨損傷存在著組間顯著性差異。同時(shí)由于剛度的增大,乘員損傷存在加重趨勢(shì),所以在進(jìn)行空投車輛懸架彈簧的參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí),可以考慮將彈簧的剛度控制在400 N/mm以內(nèi)。對(duì)于乘員盆骨DRI而言,懸架彈簧剛度組間差異所造成的影響不存在顯著性。

坐墊參數(shù)和阻尼參數(shù)所造成的影響雖不顯著,但對(duì)乘員下脛骨和腰椎的影響存在一定的趨勢(shì)。隨著阻尼的增大,懸架吸收了更多來(lái)自地面的沖擊,乘員的下脛骨力和DRI值有下降的趨勢(shì),但影響同樣是非線性的。對(duì)于坐墊參數(shù)而言,坐墊愈軟,乘員盆骨z軸方向加速度愈小,盆骨DRI值也存在一定縮小的趨勢(shì),而乘員下脛骨力無(wú)明顯變化。

在空投車輛的設(shè)計(jì)時(shí)可以參考以上結(jié)論。當(dāng)觸地速度大于8 m/s時(shí),車廂內(nèi)加速度峰值增幅較大,依靠車輛懸架系統(tǒng)和現(xiàn)有的座椅緩沖器不能保證乘員的安全,為將乘員的下脛骨力控制在5.4 kN,盆骨DRI控制在17.7以內(nèi),需要針對(duì)車輛增加設(shè)計(jì)緩沖平臺(tái),將觸地速度控制在6 m/s以內(nèi),或?qū)τ诔藛T約束系統(tǒng),增加吸能器的吸能行程。在可允許的范圍內(nèi),減小懸架彈簧的剛度、增大阻尼,可以有效降低空降沖擊給乘員帶來(lái)的下脛骨、盆骨和腰椎損傷;還可以降低坐墊的硬度,雖對(duì)下脛骨力和DRI沒(méi)有顯著影響,但能明顯降低乘員盆骨加速度峰值。

4 結(jié)論

本文通過(guò)開展車輛載人空降試驗(yàn),采用有限元方法對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行仿真,并將試驗(yàn)和仿真中整車與乘員的響應(yīng)進(jìn)行對(duì)標(biāo),驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。在此模型的基礎(chǔ)上,進(jìn)行了單因素仿真分析和正交仿真分析,以乘員下脛骨力、盆骨加速度、DRI為指標(biāo),研究了觸地速度、懸架彈簧剛度、阻尼參數(shù)和坐墊參數(shù)在空降試驗(yàn)中對(duì)人體損傷的影響。得出以下主要結(jié)論:

1)試驗(yàn)與仿真中的整車響應(yīng)和乘員響應(yīng)有較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系?？战禌_擊過(guò)程中,地板直接沖擊乘員下肢造成下肢損傷;沖擊通過(guò)車體-立柱-座椅傳遞到乘員上身,造成腰椎、盆骨損傷。此外,車輛結(jié)構(gòu)可能發(fā)生以下?lián)p傷:爆胎和輪輞懸架等關(guān)鍵部件扭曲斷裂;車內(nèi)沖擊峰值是由于懸架過(guò)載,輪胎和懸架撞擊車體傳遞到車內(nèi)的;車輛反彈可能造成車輛轉(zhuǎn)動(dòng),進(jìn)而導(dǎo)致車輛滾翻。在設(shè)計(jì)空降車輛時(shí),需要增加車底緩沖平臺(tái)并改進(jìn)輪胎和懸架系統(tǒng)。

2)由單因素仿真分析可知,觸地速度越大,乘員下肢、盆骨和腰椎損傷越嚴(yán)重。當(dāng)觸地速度超過(guò)8 m/s時(shí),乘員下肢、盆骨損傷皆超出閾值,且當(dāng)觸地速度低至6 m/s時(shí),DRI值依然超標(biāo),乘員腰椎損傷嚴(yán)重;隨著懸架彈簧剛度的減小,乘員下肢損傷有減弱的趨勢(shì);坐墊參數(shù)對(duì)乘員腰椎、盆骨無(wú)明顯影響;隨著阻尼的增大,乘員腰椎損傷有減弱的趨勢(shì)。

3)由顯著性分析可知,觸地速度對(duì)乘員下肢、腰椎、盆骨影響下的P值均低于顯著性水平0.05,而其余影響因素下的P值均高于0.05?？芍?觸地速度對(duì)乘員損傷具有顯著性影響。懸架彈簧剛度、阻尼參數(shù)和坐墊參數(shù)的影響雖不及觸地速度顯著,但隨著剛度的增大、阻尼的減小和坐墊硬度變大,乘員損傷也存在加重趨勢(shì)。