小偏置碰撞中膝蓋-大腿-髖部傷害風(fēng)險解析

張俊南 Zhang Junnan

小偏置碰撞中膝蓋-大腿-髖部傷害風(fēng)險解析

張俊南
Zhang Junnan

（中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122）

KTH（Knee-Thigh-Hip injury criteria，膝蓋-大腿-髖部傷害風(fēng)險）是25%小偏置碰撞中評價腿部傷害的主要指標之一。解析KTH的計算方法和評價辦法，通過大量測試結(jié)果和假人標定結(jié)果，分析影響駕駛員KTH的主要因素，為試驗結(jié)果的評價、分析以及車輛結(jié)構(gòu)開發(fā)提供支持。

小偏置碰撞；KTH；計算方法；評價方法；影響因素

0 引 言

隨著安全帶和安全氣囊的應(yīng)用越來越多，更多乘員得以在嚴重的車禍中幸存；但是許多正面和正面偏置碰撞會導(dǎo)致下肢傷殘，雖然對生命威脅較小，但會長久對生理、心理產(chǎn)生不良影響，其中膝蓋-大腿-髖部的綜合性損傷在所有下肢嚴重損傷中占比50%[1]。

盡管膝蓋-大腿-髖部的綜合性損傷在正面碰撞中發(fā)生的比例較高且?guī)砀甙旱纳鐣杀?，但人們對此的關(guān)注度并不高。目前主流的試驗標準中，只有IIHS(Insurance Institute for Highway Safety，美國公路安全保險協(xié)會)和 C-IASI（中國保險汽車安全指數(shù)）采用KTH（Knee-Thigh-Hip injury criteria，膝蓋-大腿-髖部傷害風(fēng)險）來評價乘員膝蓋和大腿受到的傷害。

1 KTH傷害風(fēng)險

KTH是一個對膝蓋、大腿、髖部傷害進行綜合評價的指標，采用百分比（%）來表示。KTH傷害風(fēng)險通過力的峰值和力的沖量組合方式來綜合評估膝蓋、大腿、髖部的受傷風(fēng)險，同時考慮力的峰值和力的持續(xù)時間[2]。表1列出了HIII-50%假人在風(fēng)險邊界3%、5%、10%、15%、20%、25%、30%、35%、40%、45%、50%、75%下的低限值力、力的沖量和高限值力。

表1 KTH損傷評估界限

注：-為試驗標準中未做要求。

為了計算膝蓋端和髖部的傷害風(fēng)險，Rupp等[3]在2009年KTH損傷標準中通過計算和比較確定了KTH總體受傷風(fēng)險，建立了傷害風(fēng)險曲線。

1.1 HIII-50%假人膝蓋端傷害風(fēng)險

HIII-50%假人膝蓋端的高限值力受傷風(fēng)險曲線[4]479如圖1所示，計算公式為式（1）、式（2）。

femur=1-e-a（1）

=e（（lnF-2.514）/0.261 1）（2）

式中：femur為膝蓋端傷害風(fēng)險，%；為HIII-50%假人大腿軸向力，kN。

圖1 膝蓋端力風(fēng)險曲線

1.2 HIII-50%假人髖部低限值力傷害風(fēng)險

HIII-50%假人髖部的低限值力傷害風(fēng)險由式（3）[4]482得出，反映的是累積正態(tài)分布，其與髖部受力、身高、髖部角度等因素有關(guān)。

式中：hip-force為髖部低限值力傷害風(fēng)險，%；為累計正態(tài)分布；為乘員身高，cm；為髖關(guān)節(jié)彎曲角度，°；為髖關(guān)節(jié)外展角度，°；為膝蓋撞擊試驗中，實體試驗和HIII-50%假人試驗的轉(zhuǎn)換系數(shù)；為HIII-50%假人大腿軸向力，kN。

按照HIII-50%假人身高178 cm，正常姿態(tài)下，髖關(guān)節(jié)彎曲30°、外展15°，轉(zhuǎn)換系數(shù)=0.712 6，代入式（3），得到50百分位假人髖部受力傷害風(fēng)險曲線如圖2所示。

圖2 髖部力風(fēng)險曲線

1.3 HIII-50%假人髖部力的沖量傷害風(fēng)險

對于HIII-50%假人髖部力的沖量傷害風(fēng)險，通過HIII假人仿真和實體試驗得到，Kuppa[5]通過擬合邊界風(fēng)險值，得到其風(fēng)險曲線，如圖3所示，計算公式為式（4）。

式中：Phip-impulse為髖部力的沖量傷害風(fēng)險，%；I為假人髖部力的沖量，Ns。

1.4 KTH傷害風(fēng)險評價方法

KTH傷害風(fēng)險評價由低限值力、力的沖量和高限值力3部分組成，其中通過低限值力和力的沖量對髖部（hip）傷害風(fēng)險進行評價，通過高限值力對股骨遠端（femur）傷害風(fēng)險進行評價，見表1。

膝蓋端受力傷害風(fēng)險、髖部受力傷害風(fēng)險和髖部力沖量傷害風(fēng)險分別由式（1）、式（3）和式（4）計算得到，其中髖部傷害風(fēng)險由髖部受力傷害風(fēng)險和髖部力沖量傷害風(fēng)險中較小的一個確定，KTH總風(fēng)險由膝蓋端風(fēng)險和髖部風(fēng)險中較大的一個確定，其判定公式如式（5）。

KTH=Max[Min(hip-force,hip-impulse),femur] （5）

式中：KTH為KTH總體風(fēng)險，%；hip-force為HIII-50%假人髖部低限值力傷害風(fēng)險，%；hip-impulse為HIII-50%假人髖部力的沖量傷害風(fēng)險，%；femur為HIII-50%假人膝蓋端傷害風(fēng)險，%。

以4組力和力的沖量組合為例進行KTH傷害風(fēng)險評價方法說明，這4個組合分別為A（5 000 N，140 Ns）、B（7 000 N，130 Ns）、C（6 000 N，110 Ns）、D（9 000 N，100 Ns），結(jié)果分布如圖4所示。

對于A組合，將大腿壓縮力5 000 N代入式（1）、式（2），得出股骨遠端傷害風(fēng)險femur為3.1%，將大腿力5 000 N代入式（3），得出髖部力的傷害風(fēng)險hip-force為2.7%，將大腿力的沖量140 Ns代入式（4），得出沖量的傷害風(fēng)險hip-impulse為27.9%，髖部風(fēng)險hip取hip-force和hip-impulse中的較小值為2.7%，KTH總風(fēng)險取femur和hip中的較大值為3.1%，則組合A的最終KTH傷害風(fēng)險為3.1%，作用在股骨遠端（femur）。組合B、C、D以此類推，KTH風(fēng)險評價見表2。

圖4 4種組合的結(jié)果分布

表2 A、B、C、D的KTH風(fēng)險評價結(jié)果

2 KTH傷害風(fēng)險的影響因素

2.1 結(jié)構(gòu)因素

根據(jù)IIHS和C-IASI標準，對A柱上鉸鏈、A柱下鉸鏈、門檻、上儀表板、轉(zhuǎn)向管柱、左下儀表板、擱腳板、制動踏板、左側(cè)足板等進行侵入量測評，測評結(jié)果見表3，并分別對乘員艙上部、下部進行評價。若上部或下部侵入量全部位于優(yōu)秀區(qū)域，則該區(qū)域結(jié)構(gòu)評價為優(yōu)秀。若侵入量測量值在不同評級區(qū)域，則結(jié)構(gòu)評價為測量值位于區(qū)域最多的一級。若一半在同一個區(qū)域，另一半在另一個區(qū)域，則結(jié)構(gòu)評價為較低區(qū)域等級?？傮w評價取乘員艙上部、下部較差結(jié)果。

根據(jù)IIHS和C-IASI標準，KTH評價分為優(yōu)秀、良好、一般、較差4個等級，計算結(jié)果根據(jù)表4進行評價。

選取60款車型，包括小型轎車、中型轎車、大型轎車及多用途乘用車，就IIHS、C-IASI標準中要求的結(jié)構(gòu)測試結(jié)果對KTH傷害風(fēng)險的影響進行分析。60款樣車以64 km/h速度進行25%偏置碰撞，其中有9款樣車的駕駛員膝蓋、大腿、髖部有可能會受到傷害，占總車型數(shù)量15%。同時，從表5可以看到，當駕駛員受傷風(fēng)險指標KTH取值非優(yōu)秀時，車輛的結(jié)構(gòu)評價也非優(yōu)秀。

表3 結(jié)構(gòu)評價表 cm

表4 KTH傷害風(fēng)險評價

表5 車型試驗結(jié)果

對于結(jié)構(gòu)評價良好及以下（包括良好）的車輛，駕駛員KTH取值為非優(yōu)秀的車輛占比20%；對于結(jié)構(gòu)評價及格及以下（包括及格）的車輛，駕駛員KTH取值非優(yōu)秀的車輛占比26%；對于結(jié)構(gòu)評價差的車輛，駕駛員KTH取值非優(yōu)秀的車輛占比47%，如圖5所示。

由此可以得出，在64 km/h、25%偏置碰撞工況下，駕駛員KTH值與車輛結(jié)構(gòu)有關(guān)，當車輛結(jié)構(gòu)評價為差時，駕駛員膝蓋、大腿和髖部受傷的風(fēng)險較高。

圖5 KTH結(jié)果分布

大量試驗資料顯示，在25%小偏置碰撞中，膝蓋與儀表板接觸的位置主要集中在以上儀表板結(jié)構(gòu)點（UPPER DASH）的向為基準的一條豎直線上，如圖6所示。

圖6 膝蓋與儀表板接觸位置

儀表板總成安裝在儀表板橫梁上，儀表板橫梁通過螺栓等固定方式連接到車身上，側(cè)面的固定位置通常位于前門框內(nèi)側(cè)，如圖7所示。

由于儀表板橫梁兩側(cè)與車身的固定形式為剛性連接，因此在25%小偏置碰撞中，發(fā)生在碰撞側(cè)門框上的變形會引起儀表板橫梁固定點的位移，從而導(dǎo)致儀表板總成發(fā)生位移，如圖8所示。

圖7 儀表板橫梁固定形式

圖8 試驗后儀表板橫梁固定點狀態(tài)

選取上述車型中結(jié)構(gòu)評價為差的車型，對比試驗后上儀表板結(jié)構(gòu)點（UPPER DASH）和A柱上鉸鏈結(jié)構(gòu)點（Upper Hinge Pillar）的向位移、上儀表板結(jié)構(gòu)點（UPPER DASH）和A柱下鉸鏈結(jié)構(gòu)點（Lower Hinge Pillar）的向位移，如圖9所示。兩條曲線越接近，表示變形量越接近[6]。通過對比發(fā)現(xiàn)，上鉸鏈處的位移對上儀表板結(jié)構(gòu)點（UPPER DASH）的位移存在較大影響，這是由于儀表板橫梁兩端的固定點通常位于前門框偏上部。

圖9 上、下鉸鏈與上儀表板變形量對比

由以上分析可知，駕駛員膝蓋、大腿和髖部的受傷風(fēng)險與車輛的具體結(jié)構(gòu)有關(guān)，門框上鉸鏈處侵入量過大，會引起乘員艙內(nèi)儀表板侵入量增大，從而增大駕駛員受傷的風(fēng)險。

2.2 接觸位置因素

KTH傷害指標考察的本質(zhì)是力和力的持續(xù)時間，為了研究接觸位置對大腿力、膝蓋滑移的影響，對HIII-50%假人腿部進行沖擊試驗[7]。在撞錘質(zhì)量、剛度、釋放高度不變的條件下，調(diào)整撞錘與腿部在方向的接觸位置，如圖10所示。

圖10 腿部撞擊位置

撞錘完全撞擊膝蓋位置，試驗結(jié)果顯示膝蓋和小腿之間基本沒有滑動，大腿壓縮力相對較大，達到10.2 kN，膝蓋滑移基本沒有，僅為0.5 mm，如圖11所示。

圖11 撞擊膝蓋位置試驗結(jié)果

撞錘撞擊小腿位置，試驗結(jié)果顯示小腿與膝蓋之間發(fā)生明顯滑移，大腿壓縮力和膝蓋滑動位移幾乎同時在第36 ms出現(xiàn)，膝蓋滑移較大，達到13.7 mm，大腿壓縮力相對較小為2.0 kN左右，如圖12所示。

圖12 撞擊小腿位置試驗結(jié)果

對車型1進行分析，進行64 km/h小偏置工況碰撞后，膝蓋滑移和大腿壓縮力的表現(xiàn)為：大腿壓縮力在76 ms時開始響應(yīng)，在91 ms達到峰值6.0 kN，大腿力沖量為60.1 Ns，膝蓋滑移量僅為1.2 mm，如圖13所示。大腿壓縮力相對較大，膝蓋和小腿之間基本沒有滑移，這是因為膝蓋先接觸儀表板，根據(jù)前文介紹的算法和評價方法，將大腿力6.0 kN代入式（1）、式（2），得出股骨遠端(femur)傷害風(fēng)險femur為6.1%，將大腿力6.0 kN代入式（3），得出髖部力的傷害風(fēng)險hip-force為15.9%，將大腿力的沖量60.1 Ns代入式（4），得出沖量的傷害風(fēng)險hip-impulse為0,將計算得到的傷害風(fēng)險代入式（5），得出KTH綜合風(fēng)險為6.1%，根據(jù)IIHS和C-IASI評價辦法，評價為良好。

對車型2進行分析，進行64 km/h小偏置工況碰撞后，膝蓋滑移和大腿壓縮力的表現(xiàn)為：大腿壓縮力和膝蓋滑移同時在72 ms時開始響應(yīng)，膝蓋和小腿之間有明顯滑移，在97 ms時達到峰值 18.7 mm，大腿壓縮力相對較小，在97 ms時達到峰值5.0 kN，大腿力沖量為107.9 Ns，如圖14所示。此種情況為小腿先接觸儀表板，根據(jù)前文介紹的算法和評價方法，將大腿力5.0 kN代入式（1）、式（2），得出股骨遠端(femur)傷害風(fēng)險femur為3.1%，將大腿力5.0 kN代入式（3），得出髖部力的傷害風(fēng)險hip-force為2.7%，將大腿力的沖量107.9 Ns代入式（4），得出沖量的傷害風(fēng)險hip-impulse為3.9%,將計算得到的傷害風(fēng)險代入式（5），得出KTH綜合風(fēng)險為3.1%，根據(jù)IIHS和C-IASI評價辦法，評價為優(yōu)秀，但由于膝蓋滑移過大，膝蓋滑移評價為差，最終腿部總體評價為差。

圖13 車型1大腿壓縮力、膝蓋滑移曲線

通過以上分析可知，當膝蓋直接接觸儀表板時，大腿壓縮力較大，膝蓋滑移較小；當小腿先接觸儀表板時，大腿壓縮力和膝蓋滑移幾乎同時出現(xiàn)，且膝蓋位移量較大，大腿壓縮力相對較小。

2.3 儀表板剛度因素

為了研究接觸物剛度對大腿壓縮力和膝蓋滑移的影響，對HIII-50%假人腿部進行沖擊試驗。在撞錘質(zhì)量、釋放高度、撞擊位置不變的條件下，改變撞錘表面剛度，試驗結(jié)果如圖15所示[8]。

圖15 撞錘剛度改變后大腿壓縮力、膝蓋滑移對比

撞錘表面剛度變化對HIII-50%假人大腿壓縮力和膝蓋滑移量有顯著影響，剛度越大，相同能量的撞擊引起的大腿壓縮力和膝蓋滑移量越大。

對車型3進行分析，進行64 km/h小偏置工況碰撞后，車輛結(jié)構(gòu)評價為良好，KTH值為良好，大腿壓縮力和膝蓋滑移在72 ms左右同時出現(xiàn)響應(yīng)，大腿壓縮力在81 ms達到峰值5.7 kN，膝蓋滑移量峰值為7.5 mm，如圖16所示。

圖16 車型3大腿壓縮力、膝蓋滑移曲線

該車型結(jié)構(gòu)點的侵入量十分接近優(yōu)秀，不存在侵入量過大問題，查看車輛試驗后狀態(tài)，膝蓋、小腿都有接觸儀表板的痕跡，但并未對儀表板產(chǎn)生破壞，儀表板背面無尖銳結(jié)構(gòu)，如圖17所示。結(jié)合IIHS、C-IASI評價標準以及前文所述KTH計算方法，判斷儀表板剛度過大引起大腿壓縮力超標，從而導(dǎo)致KTH結(jié)果未能達到優(yōu)秀。

圖17 試驗后儀表板狀態(tài)

對于結(jié)構(gòu)評價良好以上（包括良好）車型，共計29款，KTH取值為非優(yōu)秀的車型僅有1款，占比為3%，如圖18所示。

圖18 KTH非優(yōu)秀車型占比（結(jié)構(gòu):優(yōu)秀~良好）

由分析可知，大腿壓縮力和膝蓋滑移量受儀表板剛度的影響，儀表板剛度過大，會引起大腿壓縮力過大，導(dǎo)致傷害風(fēng)險增大。

3 結(jié) 論

對25%小偏置碰撞中假人傷害評價指標KTH值進行解析，給出KTH的計算方法和評價方法，為試驗結(jié)果的評價和研究提供支持。

通過試驗數(shù)據(jù)和實例分析，分析25%小偏置碰撞中影響乘員KTH的主要因素，為車身結(jié)構(gòu)開發(fā)提供支持。

（1）結(jié)構(gòu)因素，車輛結(jié)構(gòu)對駕駛員KTH值有較大影響，結(jié)構(gòu)評價為差的車輛所對應(yīng)的駕駛員膝蓋、大腿和髖部傷害風(fēng)險較高；

（2）接觸位置因素，儀表板與腿部的接觸位置會影響KTH值，儀表板與膝蓋接觸，則大腿壓縮力較大，膝蓋滑移量?。粌x表板與小腿接觸，則大腿壓縮力相對較小，膝蓋滑移量大，有可能造成膝蓋滑移量超標，導(dǎo)致腿部整體評價不理想；

（3）儀表板剛度因素，儀表板剛度會影響KTH值，剛度越大，大腿壓縮力、膝蓋滑移量越大，膝蓋、大腿和髖部的傷害風(fēng)險越高。

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