1 引言
防雷座椅是保护车内乘员的重要部件，能够有效衰减车辆底部爆炸对乘员的冲击[1]。座椅跌落台实验作为一种低成本且具有可重复性的实验方法，常用于防雷座椅的开发及防护性能验证[2]。整车底部受爆炸冲击时，防雷座椅会受到车身地板变形所造成的局部效应作用(Local effects)，以及整车跳起所造成的全局效应作用(Global effects)。刚性座椅受到局部效应作用明显，而隔断型防雷座椅能够隔断局部冲击能量，以使乘员在局部效应阶段几乎保持静止。底部爆炸工况下座椅是一个从静止状态向上加速的过程，而跌落试验是从一个向下撞击减速至静止的过程。由于局部效应阶段和全局效应阶段下座椅安装点的速度不一致，而跌落时乘员-座椅-跌落台均具备一样的初始速度，使得跌落工况和底部爆炸工况产生了一定的差异，因此跌落高度即撞击速度的选择对车辆防雷座椅抗底部爆炸冲击能力的评价具有重要意义。
跌落试验台最初用于直升机抗坠落座椅的研究[3]，但直升机坠毁工况和底部爆炸工况在峰值、脉宽等方面有较大差异。近年来国内外学者对于座椅跌落试验测试方法进行了广泛研究。Eridon等[4]通过跌落试验测试提出弹跳持续时间方法及视频分析法计算速度变化量ΔV，并分析了不同方法带来的误差；Cheng等[5]分析了垂直冲击试验中腰椎力的数值解与实验结果之间的差异，指出跌落试验评估吸能缓冲座椅的局限性；Aggromito等[6]采用3种假人腰椎组件进行刚性座椅跌落，得到弯曲型腰椎组件比直型腰椎组件产生更低的骨盆加速度和更高的腰椎负荷；Ladkany[7]通过跌落试验模拟爆炸冲击，验证了气囊坐垫对于假人盆骨有一定的缓冲作用；田达笠等[8]通过调整橡胶脉冲发生器的厚度，实现对不同爆炸载荷的车体加速度和假人DRI 响应的模拟；Bosch等[9]在跌落试验台测试了12种不同类型的防护座椅在220 g、300 g(g为重力加速度)冲击工况下的乘员响应，以评估座椅的防护性能。目前对于座椅跌落试验的研究涉及缓冲元件、脉冲发生器、乘员约束系统及假人等方面，但没有根据不同缓冲元件的特性和底部爆炸冲击下的座椅安装点加速度响应来设计跌落试验大纲。
本文以底部安装的刚性座椅和具有平台力特性的隔断型防雷座椅作为研究对象，通过简化的跌落台模型，对座椅在底部冲击和跌落2种工况下进行仿真分析，提出2种座椅最适宜采用的跌落高度，以有效模拟车辆抗底部爆炸冲击工况。并根据所得结论进行座椅跌落试验，以模拟整车实验，验证结论的正确性。
2 跌落台-座椅-乘员系统仿真模型的构建
2.1 隔断型防雷座椅响应特性
隔断型防雷座椅采用弯曲式金属带[10]作为缓冲元件。该缓冲元件的载荷-位移曲线具有平台特性，如图1所示。爆炸发生后，元件载荷上升至极限载荷后座椅在滑块滑轨的约束下开始一段竖直方向的运动，在运动过程中保持载荷不变，直至行程结束。曲线下方面积表示座椅移动过程中的做功量，曲线的弯折点表示金属带与销轴之间的最大静摩擦力转化为滑动摩擦力。
图1 金属带载荷-位移曲线
Fig.1 Metal belt load-displacement theoretical curve
爆炸局部效应阶段，座椅在10～20 ms内承受底部冲击加速度脉冲，缓冲元件到达极限载荷后而具有平台力特性，不会随着冲击增大而变大，底部冲击无法通过缓冲元件传递到乘员身上。在此过程中座椅安装点不断上升，但乘员位置几乎没有变化，这一现象被称为“隔断”。
隔断型防雷座椅的防护性能和平台力的大小与最大缓冲行程相关，假设EA为座椅缓冲元件最大做功量，其值近似等于缓冲元件平台力F与行程L之积，即EA=F·L。在底部爆炸冲击工况下，缓冲元件行程用完的时候可以使乘员向上加速到的速度，之后座椅撞击，缓冲元件失效，失去防护能力。座椅受到底部冲击后的动能变化
式中：M为假人及座椅可动部分质量，ΔVI为跌落底部爆炸发生后的乘员速度变化量。座椅底部冲击能恰好被缓冲元件吸收时，防护效果最好。由EA=EI可得隔断型防雷座椅理论最大防护能力
(1)
由于人体本身可以承受一定的冲击和座椅坐垫的保护，而且出于座椅设计中安全余量的考虑，在测试防雷座椅的最大防护能力时，进行跌落试验时的速度变化量ΔVT可适当大于ΔVmax。
2.2 底部爆炸冲击边界条件
座椅跌落试验的目的为了模拟军用车辆底部爆炸冲击，底部爆炸冲击座椅的边界条件可以从整车爆炸试验中座椅安装点处提取。按照AEP-55要求对某型车辆进行底部爆炸试验，炸药当量为6 kg，炸点位置为驾驶员正下方，爆炸品上表面离车底组件最低点约为500 mm，采用压电式加速度传感器测得的底部安装的座椅安装点处加速度滤波处理后如图2所示，加速度峰值为2 000 g。积分所测加速度得到座椅安装点处速度，如图3所示，安装点速度峰值为7.6 m/s，加速度脉宽为5 ms。在爆炸载荷研究领域，已经提出了几种爆炸脉冲加载参数来代表和预测爆炸的严重程度。Kulkarni等[11]提出，对于任意座椅类型，在典型的冲击脉冲持续时间范围内(0～20 ms)，ΔV是评估乘员损伤的最佳单一指标。在保持ΔV不变的情况下，可以将加速度信号等效为完全规则的三角波形，三角波形的加速度峰值Gpeak、脉冲持续时间T和速度变化量ΔV的关系式
图2 座椅安装点加速度曲线
Fig.2 Acceleration of seat installation point curve
(2)
由式(2)可得，等效三角波后的加速度峰值为304 g，后续研究采用加速度峰值取整值为300 g。
由图3可以看出车身地板经历冲击反弹后，在30 ms时左右安装点速度趋于稳定，在4 m/s左右波动，同时假人盆骨速度在20 ms时缓缓上升到与座椅一致的速度。这是由于车底的地雷爆炸之后会形成冲击波，冲击波在大约0.5 ms之内冲击车底板，会产生一个极大的峰值压力，对车底板产生一个局部加速度，使其发生弹塑性变形[12]。局部冲击结束后，弹性变形部分反弹回落，冲击能量传递到整车，车身跳起，车底板速度稳定，乘员座椅随车底板一起以全局速度向上运动。
图3 座椅安装点速度曲线
Fig.3 Velocity of seat installation point curve
基于整车座椅安装点处速度趋势，简化得到图4所示加速度曲线和速度曲线，作为底部爆炸冲击仿真中的座椅的边界条件。在保证仿真中假人速度变化与整车试验一致的情况下，加速度峰值取300 g，脉宽取5 ms，。反向的加速度峰值为137 g，脉宽也为5 ms，在10 ms至150 ms中加速度为零且不再变化。由此积分得到的速度曲线，在5 ms时达到速度峰值7.35 m/s，并在10 ms后速度稳定在4 m/s。因此，座椅安装点在局部效应中速度变化量ΔV为7.35 m/s，在全局效应中速度变化量ΔV为4 m/s。
图4 底部爆炸冲击的简化加速度曲线和速度曲线
Fig.4 Simplified acceleration curve and velocity curve
of bottom explosion impact
2.3 座椅跌落边界条件
在实际座椅跌落试验中，座椅速度变化量取冲击速度和回弹速度之差。在仿真模型中要准确模拟座椅跌落时的速度变化量与脉冲宽度，需要精确的脉冲发生器的材料本构及厚度，这是较为复杂的问题。为简化研究，去除掉跌落仿真模型中的底部支座和脉冲发生器，代之以理想的加速度冲击脉冲。因此在本文研究中考虑理想状态下的座椅跌落，跌落平台在撞击地面后速度减为零，平台撞击速度就是速度变化量ΔV。图5所示加速度脉宽为5 ms，峰值分别为300 g和163 g，曲线与横轴所围面积分别为7.35 m/s和4 m/s，分别模拟局部效应中的ΔVL和全局效应中的ΔVG。取这两条不同水平的加速度曲线为座椅跌落仿真中的边界条件。
图5 座椅跌落冲击的加速度曲线和速度曲线
Fig.5 Acceleration curve and speed curve of
seat drop impact
2.4 跌落台-座椅-乘员仿真模型的建立
以跌落台、座椅和乘员系统作为主要研究对象，建立有限元模型如图6所示，该系统包括跌落台、乘员假人、防雷座椅和脚垫模型以及安全带。
图6 跌落台-座椅-乘员系统有限元模型示意图
Fig.6 Seat drop table-seat-occupant system finite
element model
跌落台模型从实际座椅跌落台简化而来，只包括座椅安装梁与座椅底部安装平台。在分别模拟座椅跌落和底部爆炸冲击时，只需将相应的边界条件施加于底部安装平台。其中，安装梁为薄壳结构，采用2D单元划分网格，座椅底部安装平台采用六面体单元划分网格，均选用LS-DYNA中的3号材料*MAT_PLASTIC_KINEMATIC。
该防雷座椅大部分为薄壳单元，亦采用2D单元进行网格划分，其余实体部件采用六面体单元划分,座椅中结构的相对运动采用铰链和滑动副去模拟。该座椅利用座椅背后的缓冲元件做功以消耗底部冲击能，缓冲元件可拆卸，更改缓冲元件就可以改变座椅类型。使用弹簧和阻尼单元模拟金属带式缓冲元件，在LS-DYNA中采用DISCRETE建立一维离散单元，通过弹簧刚度及预紧力关键字*MAT_SPRING_NONLINEAR_ELASTIC输入金属带的载荷-行程曲线，使之具有金属带的缓冲隔断特性。在模拟刚性座椅时，删除此弹簧阻尼单元，并使用1D rigid单元连接座椅背后滑块与滑轨。
座椅坐垫及靠背材料选用LS-DYNA中的57号材料*MAT_LOW_DENSITY_FOAM，该材料为可以恢复到原始形状的低密度泡沫。仿真中使用的假人为LSTC公司的Hybrid Ⅲ型50百分位的男性假人模型，该假人广泛用于评估正面碰撞测试中的汽车安全约束系统，由于车辆爆炸防护领域还未有专门替代品，Hybrid Ⅲ 50th假人能够提供安装大量传感器设备，能够经受住极端载荷条件，是目前为止车辆爆炸防护研究中最合适的替代品，并且该假人已被Lou等[13]验证在垂向冲击环境中与实验数据具有良好吻合度。使用Primer软件建立四点式安全带对假人进行约束，用2D壳单元网格和1D seatbelt单元来模拟安全带织带，其中与人体接触部分用2D网格单元，网格尺寸为10 mm。
3 不同座椅在底部爆炸冲击与跌落冲击下的对比分析
3.1 乘员响应分析方法
在底部爆炸和座椅跌落过程中，脊椎是最易受伤的部位之一。冲击加速度通过车体结构或跌落平台作用于人体脊椎，对脊椎造成压缩、弯曲变形等，若冲击载荷超过脊椎承受极限，会导致严重的上身损伤。Stech和Payne[14]于1969年提出利用动态响应指标(DRIz)评估脊椎受到压缩损伤的可能性，并将脊椎模型简化为二阶弹簧-阻尼-质量系统，如图7所示。该模型的输入为实验中测得的盆骨垂向(Z方向)加速度，输出为脊椎的最大压缩挠度，由此计算出动态响应系数DRIz。
图7 脊椎模型示意图
Fig.7 Schematic diagram of the spine mathematical model
该模型的运动方程为：
(3)
其中：
为盆骨轴向加速度； δ=ζ1-ζ2表示该系统的压缩挠度；
为阻尼系数，其值为
为自然频率。
由此可计算得出：
(4)
为评价座椅跌落过程中的乘员损伤程度，将动态响应系数DRIz和腰椎轴向力作为评价标准，这两项标准主要预测垂直冲击中乘员的损伤。北约AEP-55[15]规定底部爆炸冲击下Z方向DRIz耐受极限值为17.7，低于该值时乘员发生AIS2+级别伤害的概率小于10%。目前Hybrid Ⅲ 50th假人腰椎并不具备较好的垂向生物逼真度[16]，碰撞和冲击环境的标准和法规也没有关于腰椎的损伤准则，国外生物力学工作者重力跌落测试平台中得到的腰椎力耐受极限值为5.2～7.8 kN。
3.2 底部爆炸冲击乘员响应
根据底部爆炸冲击的边界条件，在HyperMesh中对座椅安装平台进行加载，模拟座椅在实际爆炸试验中受到的冲击。图8所示为乘员在2种座椅底部爆炸冲击下的盆骨加速度曲线和腰椎力曲线。
图8 2种座椅在底部爆炸冲击下的乘员盆骨响应数据曲线
Fig.8 The occupant response of the two seats
under bottom explosion impact
由图8可知，乘员受到底部冲击后盆骨会承受一个加速度峰值，刚性座椅的假人盆骨加速度及腰椎力较大，假人DRIz和腰椎力值超过了耐受极限值，极易造成损伤。分析表1数据可知，与刚性座椅相比，隔断型防雷座椅的假人盆骨加速度降低了73.55%，腰椎力降低了63.26%，将冲击降低到了乘员可接受范围内。
表1 反映了底部爆炸冲击下的乘员响应
Table 1 Comparison of bottom impact occupant response
损伤指标刚性座椅隔断型座椅标准限值盆骨加速度/g168.3144.52\腰椎力/kN16.666.125.2～7.8假人DRIz28.0415.1817.7
3.3 跌落冲击乘员响应
根据座椅跌落的边界条件，使用关键字“INITIAL_VELOCITY_GENERATION”对跌落台、座椅和乘员系统施加跌落后的触地速度，并对座椅安装平台施加向上的加速度脉冲，以模拟座椅跌落过程。图9、图10所示分别表示刚性座椅和隔断型防雷座椅在2种跌落速度下乘员响应数据。
图10 隔断型防雷座椅在跌落冲击下的乘员盆骨响应数据曲线
Fig.10 The occupant response of the anti-shock seat
with cut-off buffer elements under drop impact
由图9可得，刚性座椅在底部冲击和跌落冲击乘员响应峰值均出现在10 ms左右。4 m/s跌落时，盆骨加速度峰值为100.12 g，腰椎力峰值为10.66 kN，与底部冲击的相对误差分别为40.51%和36.01%，明显低于底部冲击的乘员响应。7.35 m/s跌落时，盆骨加速度峰值为180.81 g，腰椎力峰值为18.52 kN，与底部冲击相对误差分别为7.43%和11.16%，一致性较高。因此，刚性座椅进行跌落试验时，跌落速度变化量ΔV选取局部效应的速度峰值更能有效模拟座椅底部爆炸冲击。
图9 刚性座椅在跌落冲击下的乘员盆骨响应数据曲线
Fig.9 The occupant response of the rigid seat under drop impact
由图10及表2可得，对隔断型防雷座椅来说，4 m/s跌落冲击与底部冲击的乘员响应较为一致，盆骨加速度峰值为46.77 g，腰椎力6.45 kN，相对误差分别为5.0%和5.4%。7.35 m/s跌落冲击时，15 ms左右乘员盆骨加速度及腰椎力出现的第一个峰值与底部冲击较一致，但42 ms左右再次出现第二个峰值，这说明座椅缓冲行程已用尽，座椅与挡块发生了撞击，这与底部冲击座椅未发生撞击情况不符。因此，隔断型防雷座椅进行跌落试验时，跌落速度变化量ΔV选取全局效应速度更能有效模拟座椅底部爆炸冲击。
表2 反映了跌落冲击与底部冲击下的乘员响应
Table 2 Comparison of occupant response between drop impact and bottom impact
损伤指标刚性座椅底部冲击4 m/s跌落7.35 m/s跌落隔断型防雷座椅底部冲击4 m/s跌落7.35 m/s跌落盆骨加速度/g168.31100.12180.8144.5246.77118.42腰椎力/kN16.6610.6618.526.126.4514.1假人DRIz28.0419.3730.5115.1815.1827.0
座椅跌落冲击能
由图10可知，ΔV取底部冲击局部效应速度峰值vL时，EH>EA，座椅发生撞击；ΔV取全局效应速度vG时，EH<EA，缓冲元件仍有剩余行程。
根据
可得，座椅跌落试验的跌落高度:
(5)
若座椅为刚性座椅，
若座椅为平台力式隔断型防雷座椅，
4 座椅跌落试验
在1.2节整车底部爆炸试验中，除采集车体结构加速度，还通过假人和数据采集仪等采集假人头部加速度、颈部力、腰椎力、盆骨加速度及腿部下胫骨力等数据。为验证隔断型防雷座椅模拟底部爆炸冲击时跌落冲击速度应选择全局速度，采用4 m/s的跌落速度变化量对该隔断型防雷座椅进行跌落试验，根据式(5)算得跌落高度约为816 mm。
跌落冲击试验需要的设备有数据采集系统、加速度传感器、高速摄像机、假人和举升机构等[17]。试验假人为Hybrid Ⅲ 50th男性假人，其身高(立姿)为1.72 m，体重为78 kg，直立坐高为0.88 m。实验过程中假人需模拟乘员在车辆内的乘坐姿势，采用四点式安全带约束，传感器及假人数据采集与整车实验类似。图11所示为试验布置完毕的试验台与座椅系统。
图11 座椅跌落试验装置示意图
Fig.11 Seat drop experiment layout
本次跌落试验与整车底部爆炸实验中防雷座椅运动均未超过缓冲行程，乘员响应数据如图12所示。
图12 跌落试验与整车爆炸实验乘员盆骨响应数据曲线
Fig.12 The response curve of the occupant’s pelvic
bone in the drop test and the vehicle explosion test
由图12(a)可知，爆炸试验中假人盆骨加速度峰值为28.95 g，跌落试验中盆骨加速度峰值为30.96 g，相对误差为7.29%。假人DRIz分别为15.32和17.27，相对误差为12.73%，同时均小于AEP55中规定的极限值17.7。
由图12(b)可知，爆炸试验中假人腰椎力峰值为4.39 kN，跌落试验中腰椎力峰值为5.05 kN，相对误差为15.03%。
通过底部爆炸试验和座椅跌落试验乘员响应数据的对比，可见两者乘员响应具有一致性，峰值误差较小。隔断型防雷座椅以全局效应速度进行跌落，很好地模拟了爆炸冲击后的乘员损伤，验证了仿真结论。
5 结论
1) 跌落试验用于检验车辆防雷座椅抗底部爆炸冲击能力切实可行，但是由于跌落试验无法同时模拟局部效应和全局效应，所以需要根据座椅的防雷机理和座椅安装点加速度测试传感器。
2) 在跌落冲击条件下，隔断型防雷座椅与刚性座椅相比，假人DRIz降到了耐受极限值以内，假人盆骨加速度降低73.55%，腰椎力降低63.26%，有效保证了乘员安全。
3) 座椅跌落试验中速度变化量ΔV的选择应视不同座椅类型而定，刚性座椅应该选取整车爆炸局部效应的速度峰值，平台力式隔断型防雷座椅应该选取全局效应的速度峰值。本文中的隔断型防雷座椅采用4 m/s的全局速度进行跌落试验，能够很好地模拟爆炸冲击时的乘员损伤。
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