斜向撞擊下HybridIII胸部的動力學響應(yīng)與損傷評價*

賴興華,周 青

(1.清華大學汽車工程系，汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084; 2.清華大學蘇州汽車研究院(相城)，蘇州 215000)

?

2015153

斜向撞擊下HybridIII胸部的動力學響應(yīng)與損傷評價*

賴興華1,2,周 青1

(1.清華大學汽車工程系，汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084; 2.清華大學蘇州汽車研究院(相城)，蘇州 215000)

基于經(jīng)驗證的HybridIII有限元模型，進行假人胸部水平面內(nèi)斜角度碰撞的仿真，對比了其在不同角度(30°，45°和60°)、不同速度的撞擊下的動力學響應(yīng)和變形特性,分析了HybridIII胸部斜向受載的生物逼真度。結(jié)果表明，HybridIII胸部斜向動力學響應(yīng)不符合人體尸體響應(yīng)要求，斜向載荷作用下假人胸部內(nèi)置傳感器的輸出會顯著低估了胸部可能遭受的傷害風險，容易得出錯誤的胸部損傷評估結(jié)論。

斜向撞擊；Hybrid III；胸部；動力學響應(yīng)；損傷

前言

大量研究表明，車輛斜向碰撞在現(xiàn)實交通事故中占較高比例。文獻[1]中研究發(fā)現(xiàn)正面碰撞事故中只有28%的車輛發(fā)生了正面全寬碰撞，超過70%的車輛發(fā)生斜向或偏置碰撞。文獻[2]中研究了正面碰撞隨碰撞角度改變的分布，發(fā)現(xiàn)純正面碰撞僅占20%，其他大部分是斜向碰撞。斜向碰撞改變了車輛載荷傳遞路徑和乘員的運動姿態(tài)，削弱了乘員約束系統(tǒng)(occupant restraint system, ORS)的保護效果，乘員的受傷風險顯著增加。文獻[3]中研究發(fā)現(xiàn)佩戴安全帶的乘員在40km/h左右的斜向碰撞事故中的致死率為11%，約為正面碰撞的3倍。其中，前斜角度30°，60°是造成乘員胸部傷害的主要碰撞角度[4]。

在過去的幾十年里，汽車被動安全領(lǐng)域的研究重點為特定方向碰撞工況(正面碰撞、側(cè)面碰撞或追尾碰撞)下的乘員保護。由于汽車碰撞模式和車身結(jié)構(gòu)的耐撞性及對乘員的保護效果高度關(guān)聯(lián)，因此，根據(jù)法規(guī)試驗要求，面向特定方向碰撞工況設(shè)計的耐撞性車身結(jié)構(gòu)和乘員約束系統(tǒng)在實際的復雜碰撞工況(如斜向碰撞)中很可能達不到預期的乘員保護效果。斜向碰撞下乘員和約束系統(tǒng)的相互作用比正面碰撞或側(cè)面碰撞更加復雜，乘員胸部正面、側(cè)面及介于正面和側(cè)面之間的斜向區(qū)域常常遭受來自安全帶、安全氣囊和汽車內(nèi)飾部件的復雜載荷作用。作為汽車法規(guī)試驗和約束系統(tǒng)設(shè)計的重要工具，汽車碰撞假人一般是針對有限的、單一的碰撞載荷工況設(shè)計的，其在斜向載荷甚至是復雜載荷的作用下對乘員傷害風險評估的適用性值得研究。

例如，Hybrid III是針對正面碰撞工況設(shè)計開發(fā)的[5]，其胸部結(jié)構(gòu)在水平正向載荷沖擊下的力學響應(yīng)特性滿足生物力學要求，其胸部內(nèi)置的胸位移傳感器測量前后方向(anterior-posterior, A-P)的胸部變形，胸部損傷準則也僅適用于A-P方向。在實際車輛碰撞試驗中，由于三點式安全帶對Hybrid III胸部的非對稱加載，遠離胸部正向中心的區(qū)域常受動態(tài)加載，胸部位移傳感器的輸出和沿加載方向的實際胸部壓縮量很可能是不同的，這導致實際胸部損傷風險難以評估。文獻[6]中研究了正面碰撞工況下佩戴安全帶乘員胸部多點位置的壓縮量，發(fā)現(xiàn)最大胸部壓縮量發(fā)生在胸部正向中心位置的概率只有25%。文獻[7]中對比了Hybrid III和志愿者胸部在不同截面大小壓頭的靜態(tài)加載作用下的變形特性，發(fā)現(xiàn)斜向加載時假人胸部內(nèi)置傳感器低估了實際胸部最大壓縮量。迄今，對Hybrid III胸部進行多方向動態(tài)沖擊力學行為的研究較少，Hybrid III在斜向沖擊載荷作用下的胸部響應(yīng)是否滿足人體尸體(post mortem human subjects, PMHS)響應(yīng)要求尚不清楚，有必要開展斜向(指水平斜向)沖擊下Hybrid III胸部響應(yīng)與損傷評價的研究。

本文中使用驗證過的Hybrid III有限元模型，研究了Hybrid III胸部在多種碰撞角度和不同沖擊速度作用下的力學響應(yīng)，比較了假人胸部在不同載荷條件下的力學行為和損傷風險評價，以及胸部斜向和側(cè)向的力學響應(yīng)逼真度。

1 研究方法

1.1 Hybrid III有限元模型

本文中研究使用清華大學和ESI集團聯(lián)合開發(fā)的高逼真特性Hybrid III 50百分位男子假人有限元模型[8]，見圖1。該模型由160個部件，42 518個節(jié)點和87 764個單元組成。模型幾何形狀、質(zhì)量分布和轉(zhuǎn)動慣量符合法規(guī)對Hybrid III的要求。使用線性黏彈性材料表征假人頸部、腰椎和肋骨、維尼龍皮膚等橡膠件，使用非線性應(yīng)變率相關(guān)泡沫材料卡(nonlinear strain rate dependent foam)模擬假人皮膚襯墊和四肢皮膚泡沫。使用準靜態(tài)加載模擬和預模擬方法實現(xiàn)了假人模型的裝配，使用基于自適應(yīng)響應(yīng)面的優(yōu)化方法系統(tǒng)標定了模型的材料參數(shù)。該假人模型在部件層和系統(tǒng)層分別通過了多個載荷工況的驗證，其力學響應(yīng)不僅滿足法規(guī)要求，而且在較寬的速度范圍內(nèi)與硬件假人響應(yīng)吻合較好。以胸部驗證為例，在不同速度的正向水平?jīng)_擊載荷作用下，胸部動力學響應(yīng)同時滿足SAE J2779對假人胸部低速沖擊響應(yīng)要求和CFR PART 572對假人胸部高速沖擊響應(yīng)要求。該假人模型具有較高的逼真度，適用的速度范圍較寬，能較好地預測汽車碰撞工況下的乘員運動狀態(tài)、力學響應(yīng)和損傷風險。

1.2 仿真模型的建立

在PAM-CRASH環(huán)境下，按照Hybrid III假人胸部標定試驗規(guī)范調(diào)整和設(shè)置假人姿態(tài)[9]。假人模型端坐于剛性地面上，調(diào)整骨盆角度與水平面成13°角，調(diào)整頸部支架使假人頭部D平面保持水平，調(diào)節(jié)假人雙臂相互平行且保持水平(圖2)。擺錘定義為剛體，質(zhì)量為23.4kg，直徑為150mm，擺錘中心位于第3根肋骨(從上到下)中心位置往下12.7mm處，和假人模型胸部保留1mm距離，定義擺錘和假人胸部的接觸深度為0.8mm。

調(diào)整假人模型和擺錘的相對位置，以實現(xiàn)從不同水平方向?qū)偃诵夭窟M行沖擊加載，如圖3所示。擺錘的加載軸線通過假人胸部的質(zhì)心。給擺錘一個初速度，約束擺錘沿加載方向水平移動。碰撞角度定義為，加載軸線反方向和人體解剖學前向的水平夾角。正向加載為沿人體解剖學前向，碰撞角度為0°；純側(cè)向加載時碰撞角度為90°；加載位置介于胸骨中心和胸部側(cè)向之間的區(qū)域，為斜向加載，碰撞角度介于0°～90°之間，主要關(guān)注斜向30°，45°和60°時的假人胸部動力學響應(yīng)特性。定義兩個典型沖擊速度，分別為CFR Part 572法規(guī)要求的6.7m/s[9]和SAE J2779標準要求的3.0m/s[10]。另外，參考PMHS試驗加載工況，60°角碰撞增添了2.5和4.5m/s兩個速度載荷工況[11-12]。

定義模型輸出擺錘接觸力和胸部壓縮量。胸部沖擊載荷由擺錘和胸部的接觸輸出。胸部壓縮量包括加載位置的胸部實際壓縮變形和假人胸部內(nèi)置的位移傳感器記錄的胸骨正向壓縮量。在第3根肋骨上沿加載方向選取兩個相對節(jié)點創(chuàng)建桿單元，用于測量胸部沿加載方向的壓縮變形，即胸部實際壓縮量。給桿單元設(shè)置較小的剛度(10-4N/mm)，確保碰撞過程中桿單元的變形抗力很小，不影響肋骨和胸部的動力學響應(yīng)。假人前向胸部壓縮量通過內(nèi)置的位移傳感器輸出。模型輸出通道的采樣頻率設(shè)置為10kHz，通道濾波符合法規(guī)要求[9]。

1.3 胸部響應(yīng)與損傷分析

首先，綜合比較了Hybrid III胸部在不同碰撞角度和不同沖擊速度下的載荷時間曲線、胸部壓縮量(加載位置)時間曲線和載荷對胸部壓縮量(加載位置)曲線，分析了假人胸部的動力學響應(yīng)特性。其次，結(jié)合PMHS胸部生物力學研究進展，研究了Hybrid III胸部斜向60°(2.5和4.5m/s)的力學響應(yīng)特性，并通過與PMHS試驗數(shù)據(jù)比較，評估Hybrid III的生物逼真特性。此外，比較了沿加載方向的胸部壓縮變形和Hybrid III內(nèi)置的位移傳感器測量結(jié)果，評估假人內(nèi)置傳感器輸出對于斜向載荷工況的胸部實際損傷評價的有效性。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 不同碰撞角度下假人胸部力學響應(yīng)對比

圖4為Hybrid III在不同速度和不同角度載荷沖擊下的動力學響應(yīng)。結(jié)果表明，假人胸部響應(yīng)隨碰撞角度的增加呈愈加剛硬的特征。隨著碰撞角度從胸部前向朝側(cè)向轉(zhuǎn)變，假人胸部沖擊載荷峰值逐漸增大，受載位置的胸部壓縮量明顯減小，脈寬也逐漸變短。

表1為不同速度下胸部最大載荷和最大壓縮量隨碰撞角度變化的比較。表中：Fmax為最大載荷；TFmax為最大載荷發(fā)生時刻；ΔFmax為斜向碰撞相比正向碰撞的最大載荷偏差，ΔFmax=(Fmax(斜向)-Fmax(0°))/Fmax(0°)×100%；Dmax為最大胸部壓縮量；TDmax為最大胸部壓縮量發(fā)生時刻；ΔDmax為斜向碰撞相比正向碰撞的最大胸部壓縮量偏差，ΔDmax=(Dmax(斜向)-Dmax(0°))/Dmax(0°)×100%。由表可見：當碰撞角度從0°增大到60°，3m/s速度沖擊下峰值載荷增加了約81%，當沖擊速度進一步提高到6.7m/s，峰值載荷增長了一倍左右；對比0°和60°碰撞角度沖擊工況發(fā)現(xiàn)，3m/s速度沖擊下，斜向60°角度碰撞的最大胸部壓縮量相比正向沖擊胸部壓縮量降低約39%，6.7m/s沖擊下，斜向60°胸部壓縮量約為正向沖擊工況的一半。

表1 胸部峰值載荷和最大胸部壓縮量隨碰撞角度的變化

圖4(c)和圖4(d)對比了不同速度沖擊下的假人胸部壓縮量-時間曲線。觀察60°碰撞角度下的假人胸部壓縮量曲線的峰值和脈寬均比其他碰撞角度下小，說明Hybrid III胸部在60°碰撞角度下的動力學響應(yīng)相比其他角度下更剛硬。這可能是因為假人胸部結(jié)構(gòu)呈近似圓角矩形，60°碰撞角度受力沿著胸部矩形的對角線，肋骨主要承受軸向力(彎曲較小)，所以胸部斜向區(qū)域受載時的胸部壓縮量比其他碰撞角度下加載產(chǎn)生的胸部壓縮量小。

從圖4(e)和圖4(f)看出，Hybrid III假人胸部在0°～45°角度載荷沖擊作用下的動力學響應(yīng)呈明顯的黏彈性特性，即曲線出現(xiàn)了初始峰值載荷和第2峰值平臺載荷，這反映了假人胸部的阻尼材料的黏性作用。假人肋骨的阻尼材料的黏性作用不僅和外界施加的載荷快慢有關(guān)，也和碰撞角度相關(guān)，高速沖擊下的胸部初始剛度明顯高于低速沖擊工況。在相同的速度沖擊作用下，隨著碰撞角度增大，胸部動力學響應(yīng)在加載段經(jīng)歷第1峰值載荷之后呈線性快速增長，無明顯的平臺力，但在卸載段呈非線性下降趨勢。說明假人胸部在45°～60°載荷沖擊作用下加載段肋骨彈簧鋼的彈性起主導作用，卸載階段則是阻尼材料的黏性起主要作用。

2.2 胸部壓縮量和胸部位移傳感器輸出對比

圖5和圖6分別示出低速、高速和不同碰撞角度下假人實際胸部壓縮量和胸部位移傳感器的輸出曲線對比。

對比不同碰撞角度下的位移曲線，發(fā)現(xiàn)當碰撞角度為0°時，胸部位移傳感器輸出較好地捕捉了假人胸部的實際壓縮量，兩者沒有明顯差別。隨著碰撞角度增大，胸部位移傳感器輸出明顯小于胸部的實際壓縮變形，且最大實際胸部壓縮量和位移傳感器記錄的最大變形的差異隨著碰撞角度的增大而逐漸增加，如表2所示。表中：Dmax′為胸部位移傳感器輸出最大值；Dmax為實際胸部壓縮量最大值；Tmax為最大值發(fā)生時刻；ΔDmax為傳感器輸出最大值相比實際胸部壓縮量最大值偏差，ΔDmax=(Dmax′-Dmax)/Dmax×100%。

由表可見：當碰撞角度為0°～45°時，胸部位移傳感器記錄的最大壓縮變形與實際胸部最大壓縮量偏差在7%以內(nèi)；當碰撞角度為45°～60°時，胸部位移傳感器顯著低估了假人實際胸部受到最大壓縮變形，如斜向60°碰撞，胸部位移傳感器輸出最大值比實際胸部最大壓縮位移降低51%～55%。

表2 最大胸部壓縮量和胸部位移傳感器測量值比較

胸部壓縮變形量是較穩(wěn)健的胸部損傷評判指標。當假人胸部受到斜向載荷時，胸部實際最大壓縮變形發(fā)生在加載位置(斜向位置)，而非胸部位移傳感器所在的正向中心。用位移傳感器輸出來評價乘員的胸部損傷實際上低估了乘員實際可能發(fā)生的傷害風險。因此，采用單一的胸部位移傳感器來評價假人胸部傷害風險是不合理的。

2.3 假人胸部斜向和側(cè)向響應(yīng)與PMHS數(shù)據(jù)對比

圖7和圖8為Hybrid III模型在60°碰撞角度低速和高速沖擊作用下的動力學響應(yīng)和PMHS數(shù)據(jù)對比。結(jié)果表明，Hybrid III模型胸部在斜向60°的動力學響應(yīng)比PMHS胸部響應(yīng)剛硬。Hybrid III模型在胸部斜向區(qū)域(如60°)的動力學響應(yīng)偏剛硬，這主要是由其肋骨結(jié)構(gòu)決定的。Hybrid III假人肋骨的阻尼材料在正向沖擊時能發(fā)揮良好的黏性作用，但在斜向沖擊時效果不明顯，此時，彈簧鋼的彈性特性占主導作用。因此，該斜向碰撞角度下Hybrid III模型胸部響應(yīng)沒有呈現(xiàn)出類似PMHS范圍的平臺力。

2.4 胸部輪廓變形分析

圖9顯示胸部第3根肋骨平面在斜向45°、速度6.7m/s載荷沖擊作用下的輪廓變形過程。圖10為低速和高速載荷作用下胸部輪廓(第3根肋骨平面)初始形狀和最大變形輪廓對比。觀察發(fā)現(xiàn)，Hybrid III模型假人肋骨在強烈的沖擊載荷作用下，主要發(fā)生宏觀的整體變形，不發(fā)生類似PMHS肋骨骨折的局部變形。這主要是因為Hybrid III模型肋骨由彈簧鋼和阻尼材料粘接而成，假人肋骨彈簧鋼除提供人體胸部彈性響應(yīng)，更多是為保持整體高剛性，以保證優(yōu)良的抗沖擊性能。然而，其帶來的不足是，假人肋骨整體動力學響應(yīng)偏剛硬，無法反映安全帶等集中載荷作用下的乘員肋骨的局部變形甚至是骨折。

3 結(jié)論

(1) Hybrid III模型假人在設(shè)計的正面碰撞工況下的響應(yīng)滿足生物力學要求，在非設(shè)計載荷方向(如斜向60°)的動力學響應(yīng)偏剛硬，生物逼真度存在不足。當碰撞角度偏離設(shè)計載荷方向時，沖擊載荷峰值增加，響應(yīng)脈寬縮短，胸部壓縮量減小。相同速度沖擊下，胸部斜向60°受載時的實際胸部壓縮變形低于胸部其他方向受載變形。假人胸部的動力學響應(yīng)特性和部件材料、結(jié)構(gòu)組成及肋骨的拓撲結(jié)構(gòu)顯著相關(guān)。

(2) 當Hybrid III模型胸部經(jīng)受斜向載荷作用時，假人內(nèi)置位移傳感器的輸出往往會低估胸部的損傷風險。當碰撞角度偏離假人前向45°時，胸部位移傳感器記錄的最大壓縮變形對實際胸部最大壓縮量低估約7%；隨著碰撞角度進一步遠離胸部前向，Hybrid III模型假人胸部位移傳感器的輸出對假人胸部傷害風險的低估愈加顯著。

(3) Hybrid III模型的胸部肋骨結(jié)構(gòu)偏剛硬，在典型沖擊載荷作用下無法準確反映實際事故中乘員肋骨可能發(fā)生的局部變形(如骨折)。

(4) 綜上所述，Hybrid III模型胸部結(jié)構(gòu)不適用于諸如斜向碰撞等復雜載荷工況的乘員損傷風險評價。

[1] Scheunert D, Justen R, Herrmann R, et al. What is a Realistic Frontal Offset Test Procedure[C]. Proceedings of Conference of the International Research Council on the Biomechanics of Impact (IRCOBI),1992:75-88.

[2] Ragland C, Fessahaie O, Elliott D. Evaluation of Frontal Offset/oblique Crash Test Conditions[C]. Proceedings of 17th International Conference on the Enhanced Safety of Vehicles (ESV), Amsterdam, The Netherlands,2001,Paper No.385.

[3] Hill J, Frampton R, Mackay M. Appropriate Frontal Barrier Tests for Restrained Occupants[C]. Proceedings of 37th Annual Scientific Conference of The Association for the Advancement of Automotive Medicine(AAAM), San Antonio, TX,1993.

[4] Deguchi T, Nagae K, Maki T, et al. An Analysis of Upper Body Twisting Behavior in Frontal and Oblique Impacts Using Hybrid III and THOR-FT Dummies[C]. SAE Paper 2007-01-1169.

[5] Foster J, Kortge J, Wolanin M. Hybrid III—A Biomechanically-Based Crash Test Dummy[C]. SAE Paper 770938.

[6] Kuppa S M, Eppinger R H. Development of an Improved Thoracic Injury Criterion[C]. SAE Paper 983153.

[7] Backaitis S, St-Laurent A. Chest Defletion Characteristic of Volunteers and Hybrid III Dummies[C]. SAE Paper 861884.

[8] Lai X H, Wang Y N, Lin Z, et al. Development of a Finite Element PAM-CRASH Model of Hybrid III Anthropomorphic Test Device with High Fidelity[C]. The 22nd International Conference on the Enhanced Safety Vehicles, Washington, D.C.,2011. Paper Number 11-0031.

[9] NHTSA 49 CFR 49 572.31 Subpart E-Hybrid III Test Dummy[S].2008.

[10] SAE J2779: Low Speed Thorax Impact Test Procedure for the HIII 50th Male Dummy[S]. SAE International,2007.

[11] Shaw J M, Herriott R G, McFadden J D, et al. Obliqueand Lateral Impact Response of the PMHS Thorax[J]. Stapp Car Crash Journal,2006,50:147-167.

[12] Long M T.Biomechanical Response of the PMHS Thorax to High Speed Lateral and Oblique Impacts[D]. Department of Mechanical Engineering, The Ohio State University,2009.

Dynamics Response and Injury Assessment of Hybrid-IIIThorax Subjected to Oblique Impact

Lai Xinghua1,2& Zhou Qing1

1.DepartmentofAutomotiveEngineering,TsinghuaUniversity,StateKeyLaboratoryofAutomotiveSafetyandEnergy,Beijing100084; 2.SuzhouAutomobileResearchInstitute(Xiangcheng),TsinghuaUniversity,Suzhou215000

Based on verified Hybrid-III finite element model, a simulation of the oblique impact on dummy thorax in horizontal plane is conducted to compare its dynamics response and deformation characteristics with different impact angles (30°，45° and 60°) and impact speeds, and analyze the biofidelity of Hybrid-III thorax under oblique crash. The results show that the dynamics response of Hybrid-III thorax to oblique impact is not in accordance with the biomechanical responses of human cadaver and the output of the built-in sensor of dummy thorax under oblique loading may obviously underestimate the injury risk of thorax, which is then prone to lead to erroneous conclusion on thorax injury assessment.

oblique impact; Hybrid-III; thorax; dynamics response; injury

*國家自然科學基金(50975156)資助。

原稿收到日期為2013年7月31日，修改稿收到日期為2014年3月6日。