側(cè)面爆炸環(huán)境下乘員損傷規(guī)律仿真研究

沙康康，孫曉旺，彭 兵，張紹彥，王顯會(huì)

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

1 引言

近年來(lái)，隨著戰(zhàn)爭(zhēng)模式逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榫植糠菍?duì)稱戰(zhàn)爭(zhēng)，來(lái)自底部的地雷爆炸和側(cè)面的簡(jiǎn)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(guó)內(nèi)外對(duì)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(fēng)險(xiǎn)。Mackiewicz A等[5]研究了在底部爆炸環(huán)境下，乘員相對(duì)于炸點(diǎn)的位置和是否使用安全帶對(duì)頸椎損傷風(fēng)險(xiǎn)的影響。尹寧等[6]結(jié)合座椅跌落試驗(yàn)臺(tái)，研究了在底部爆炸環(huán)境下穿戴裝備對(duì)乘員腰椎和頸椎損傷風(fēng)險(xiǎn)的影響。Gzik M等[7]研究了不同炸點(diǎn)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(hù)性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和仿真研究，但對(duì)車輛側(cè)面爆炸防護(hù)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(guò)仿真分析了其在側(cè)面爆炸環(huán)境下車身結(jié)構(gòu)的變形形態(tài)和數(shù)值響應(yīng)。張良安[9]、彭兵[10]、曾愛[11]等研究了側(cè)面爆炸環(huán)境下車身的變形與吸能特性，并對(duì)車身結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)，提高了車輛的側(cè)面抗爆性能。Malesa P等[12]利用有限元仿真驗(yàn)證了車身側(cè)圍采用復(fù)合吸能機(jī)構(gòu)可以更好的吸收能量，緩解側(cè)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(cè)面IED爆炸沖擊時(shí)乘員頭部和盆骨的損傷情況。綜上，關(guān)于側(cè)面爆炸的研究大都集中在車身結(jié)構(gòu)上，少部分研究涉及到對(duì)乘員某些主要部位進(jìn)行損傷風(fēng)險(xiǎn)的評(píng)估，而準(zhǔn)確判斷車內(nèi)人員高損傷風(fēng)險(xiǎn)部位及致傷機(jī)制,是進(jìn)行車輛爆炸沖擊防護(hù)設(shè)計(jì)的必要前提，因此先前研究人員的工作對(duì)于提高車輛側(cè)面爆炸防護(hù)性能的研究并不完善。

本文中首先建立了某型裝甲車的臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架模型，并根據(jù)車輛底部6 kg實(shí)爆試驗(yàn)驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性；隨后建立了車輛側(cè)面爆炸模型進(jìn)行有限元仿真，分析了乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和損傷情況，根據(jù)仿真結(jié)果找到乘員損傷原因；最后改變炸點(diǎn)位置，研究了其對(duì)乘員主要損傷部位損傷風(fēng)險(xiǎn)的影響。

2 臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架模型的建立

2.1 臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架模型的建立

本文中以某型軍用車輛為研究對(duì)象，利用有限元軟件建立了臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架模型，模型采用模塊化建模的方法，該臺(tái)架模型共分為3個(gè)模塊，分別為乘員艙模塊、乘員與約束系統(tǒng)模塊和臺(tái)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(qiáng)梁；車門由車門外板、內(nèi)板、窗框、車窗和門鎖組成，通過(guò)車門鉸鏈與車身側(cè)圍連接；車架與車身進(jìn)行焊接，兩端置于臺(tái)架上，用于支撐乘員艙總成；防雷組件通過(guò)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(cè)試裝置(anthropomorphic test device，ATD)、座椅和安全帶。采用Hybird-Ⅲ型50分位男性測(cè)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(yīng)的加速度、力和力矩傳感器。安全帶為4點(diǎn)式安全帶，分為左右肩帶和腰帶。ATD與座椅的坐墊進(jìn)行預(yù)壓處理，模擬乘員坐在座椅上的真實(shí)狀態(tài)。乘員座椅通過(guò)2根天地梁用螺栓連接在乘員艙地板和車頂加強(qiáng)梁上。臺(tái)架模塊由鐵墩和配重塊組成，配重以實(shí)體單元的形式進(jìn)行模擬，為了更好地模擬實(shí)車狀態(tài),前后質(zhì)量分別為2 t和2.5 t。將各模塊按照實(shí)際情況連接，組成的臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)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(tái)車試驗(yàn)臺(tái)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(jié)構(gòu)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(qiáng)度的6252型防彈鋼，并選用JOHNSON_COOK本構(gòu)模型[14]，該模型能夠準(zhǔn)確模擬金屬材料在高速?zèng)_擊載荷下的力學(xué)性能，本構(gòu)方程如式(1)所示，根據(jù)拉伸試驗(yàn)機(jī)和霍普金森試驗(yàn)裝置獲取材料動(dòng)態(tài)本構(gòu)參數(shù),見表1。

(1)

表1 Johnson-Cook模型材料參數(shù)

由于部分車身內(nèi)板和梁結(jié)構(gòu)不與沖擊波直接耦合，材料性質(zhì)變化不大，因此采用Q235鋼和DL510鋼，并選用PLASTIC_KINEMATIC本構(gòu)模型[15]，具體材料參數(shù)見表2[11]。

表2 PLASTIC_KINEMATIC模型材料參數(shù)

為準(zhǔn)確模擬零部件的連接、約束和相對(duì)運(yùn)動(dòng)關(guān)系，需要根據(jù)實(shí)車模型在相應(yīng)位置建立準(zhǔn)確的連接關(guān)系(如建運(yùn)動(dòng)副、剛?cè)狁詈系?。車身結(jié)構(gòu)大部分由鈑金件焊接而成，要考慮連接部位焊接失效問(wèn)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(diǎn)用Rigidbody進(jìn)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(guān)鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE設(shè)置自接觸。

3 有限元模型的驗(yàn)證

根據(jù)現(xiàn)有試驗(yàn)環(huán)境條件和設(shè)備進(jìn)行臺(tái)車的底部爆炸試驗(yàn)，并根據(jù)試驗(yàn)建立了臺(tái)車底部爆炸仿真模型，對(duì)比試驗(yàn)與仿真結(jié)果，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

3.1 臺(tái)車底部爆炸試驗(yàn)

為了驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了某軍用車輛臺(tái)車的底部爆炸試驗(yàn)。該臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架包括乘員艙、臺(tái)架、乘員及約束系統(tǒng)，根據(jù)AEP55-VOL(2)[16]中規(guī)定的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了乘員艙底部6 kg TNT當(dāng)量的實(shí)爆測(cè)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(yàn)炸點(diǎn)位于車身腹部中心底部。車內(nèi)駕駛員位置放置Hyper-Ⅲ型50分位測(cè)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(yàn)時(shí)，在后排乘員足部位置布置2個(gè)形變測(cè)試裝置，該裝置可以檢測(cè)出后排乘員足部位置地板發(fā)生的最大動(dòng)態(tài)變形。臺(tái)架模塊采用鋼塊和沙袋進(jìn)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(yàn)的局部測(cè)試項(xiàng)布置情況如圖3所示，試驗(yàn)前臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架的整體狀態(tài)如圖4所示。

圖3 試驗(yàn)測(cè)試項(xiàng)布置現(xiàn)場(chǎng)圖

圖4 臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架試驗(yàn)前狀態(tài)圖

3.2 臺(tái)車底部爆炸有限元仿真模型

根據(jù)臺(tái)車實(shí)爆試驗(yàn),建立了臺(tái)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(jù)試驗(yàn)工況建立了爆炸流場(chǎng)模型，包括空氣、土壤和炸藥。空氣與土壤采用六面體實(shí)體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)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(guān)鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY對(duì)炸藥進(jìn)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(guò)*CONSRTAINED_LAGRANGE_IN_SOLID關(guān)鍵字來(lái)定義。

圖5 臺(tái)車底部爆炸有限元仿真模型示意圖

3.3 結(jié)果對(duì)比分析驗(yàn)證

通過(guò)將試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證車輛有限元模型的準(zhǔn)確性，以便于接下來(lái)的研究分析。本文將從車身結(jié)構(gòu)和車內(nèi)乘員數(shù)值響應(yīng)等2個(gè)方面進(jìn)行驗(yàn)證。

仿真中后排乘員足部位置地板動(dòng)態(tài)變形曲線如圖6(a)所示。測(cè)得后排左、右乘員足部地板的最大動(dòng)態(tài)變形分別為62.7 mm、77.1 mm。試驗(yàn)時(shí)用變形梳測(cè)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(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)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(yàn)和仿真對(duì)應(yīng)的 ATD 數(shù)值響應(yīng)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(yàn)結(jié)果分別為 6.21 kN、5.78 kN，將仿真與試驗(yàn)的結(jié)果相比，仿真中的數(shù)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(jié)構(gòu)和乘員響應(yīng)數(shù)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(yàn)結(jié)果曲線

4 乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)與損傷分析

4.1 側(cè)面爆炸邊界的確定與仿真分析

在北約AEP55-Vol(3)[17]中，對(duì)裝甲車輛遭受側(cè)面爆炸的不同工況和乘員損傷標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了詳細(xì)的介紹。其將放置在車輛周圍1 m以內(nèi)的IED定義為底部威脅，并通過(guò)戰(zhàn)斗部裝藥質(zhì)量為m，與車身側(cè)圍的距離為L(zhǎng)，距離地面的高度為H相對(duì)關(guān)系對(duì)裝甲車輛乘員防護(hù)IED等級(jí)進(jìn)行了規(guī)定，但是有關(guān)側(cè)爆試驗(yàn)方法的具體數(shù)值是保密的。相關(guān)文獻(xiàn)[9-11,18]對(duì)于裝甲車側(cè)面的爆炸邊界也各不相同，炸藥當(dāng)量、距車身側(cè)圍距離以及距地面距離的具體參數(shù)均是自定義，沒(méi)有統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)。因此，本文將結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)并綜合考慮戰(zhàn)場(chǎng)上的實(shí)際情況，將戰(zhàn)斗部設(shè)置在距駕駛員側(cè)車身側(cè)圍的距離L為1 m處，距地面的距離H設(shè)置為1.25 m，即戰(zhàn)斗部在水平方向上正對(duì)乘員盆骨位置。戰(zhàn)斗部選用155 mm榴彈，內(nèi)部裝藥為8.5 kg。

在仿真過(guò)程中，爆炸沖擊波的擴(kuò)散過(guò)程如圖7所示。在0.25 ms時(shí)刻沖擊波到達(dá)車身側(cè)圍，沖擊力開始傳遞至車身結(jié)構(gòu)，0.4 ms時(shí)沖擊波完全作用到整個(gè)側(cè)圍結(jié)構(gòu)，車身開始發(fā)生整體運(yùn)動(dòng)，0.8 ms時(shí)刻沖擊波擴(kuò)散至整個(gè)流場(chǎng)域。由圖7可知，沖擊波在到達(dá)車身側(cè)圍時(shí)發(fā)生反射和繞流現(xiàn)象，說(shuō)明沖擊波并未直接進(jìn)入乘員艙內(nèi)并對(duì)乘員造成傷害。

圖7 爆炸沖擊波的擴(kuò)散過(guò)程示意圖

圖8為車身側(cè)圍迎爆面在仿真結(jié)束后的變形示意圖，由圖8可知，車身結(jié)構(gòu)僅在局部位置產(chǎn)生塑性變形，但整體保持完整，未出現(xiàn)結(jié)構(gòu)破裂。因此，認(rèn)為乘員的損傷均來(lái)自于車身的結(jié)構(gòu)響應(yīng)[17]。

圖8 車身側(cè)圍損傷情況示意圖

4.2 乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)

圖9為ATD在側(cè)面爆炸載荷的作用下不同時(shí)刻的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)。由圖9可知，當(dāng)戰(zhàn)斗部爆炸后，沖擊迅速向四周擴(kuò)張，車門外板、B柱、車門內(nèi)板等部件在強(qiáng)沖擊力的作用下向車身內(nèi)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(dòng)，而ATD在安全帶的約束下保持姿勢(shì)不變，并與座椅約束系統(tǒng)在慣性作用下一同相對(duì)向車身左側(cè)運(yùn)動(dòng)。在27 ms時(shí)刻，ATD的肩部與車門發(fā)生碰撞，隨著仿真時(shí)間到達(dá)42 ms，ATD頭部與車門門框上方縱梁發(fā)生碰撞，安全帶右側(cè)肩帶脫落，失去了對(duì)乘員的約束作用，ATD姿勢(shì)開始變形，80 ms時(shí)刻ATD腿部開始與車身側(cè)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(cè)圍分離。

圖9 假人運(yùn)動(dòng)過(guò)程的姿態(tài)示意圖

根據(jù)ATD的動(dòng)態(tài)響應(yīng)情況，可以看出，在側(cè)面爆炸沖擊下車身側(cè)圍會(huì)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(nèi)乘員因?yàn)閼T性整體會(huì)相對(duì)與車身向左側(cè)運(yùn)動(dòng)，并與車身側(cè)圍發(fā)生碰撞，且通過(guò)仿真結(jié)果的分析，可以得到乘員受到的沖擊主要來(lái)源于3個(gè)方面：首先是爆炸沖擊通過(guò)車身底板傳遞至乘員下肢，其次是沖擊通過(guò)車身結(jié)構(gòu)傳遞至座椅，再通過(guò)座椅傳遞至乘員的盆骨、腰椎，再次是乘員直接與車身側(cè)圍結(jié)構(gòu)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(duì)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(shù)值響應(yīng)分析

損傷評(píng)估參考值(IARV)是在ATD上測(cè)得的參數(shù)或參數(shù)的組合，這些參數(shù)與人體有關(guān)損傷標(biāo)準(zhǔn)有著良好的相關(guān)性。它是用于評(píng)估特定損傷嚴(yán)重性等級(jí)和耐久度的標(biāo)準(zhǔn),可用于評(píng)估在一定的載荷條件下的損傷風(fēng)險(xiǎn)。AEP55-VOL(3)中對(duì)在RS3工況下與ATD相關(guān)的不同身體部位的損傷評(píng)估參考值做出了規(guī)定，并給出了損傷評(píng)估閾值，如表3所示[17]。

表3 部位損傷評(píng)估閾值

通過(guò)對(duì)乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析可知，乘員與車身側(cè)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(yán)重，因此將對(duì)這幾個(gè)部位進(jìn)行重點(diǎn)分析。頭部顱骨骨折和腦損傷程度的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)為HIC15，它是基于頭部受到的加速度而建立的，其計(jì)算公式為：

(2)

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

乘員頭部3項(xiàng)合成加速度的時(shí)間曲線如圖11所示，將加速度曲線與乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)結(jié)合分析。從4.2節(jié)可知，乘員在42 ms左右時(shí)刻與車身側(cè)圍發(fā)生碰撞，此時(shí)成員的頭部開始受力產(chǎn)生相應(yīng)的加速度，乘員頭部加速度在短時(shí)間內(nèi)急劇增加，并在45 ms達(dá)到峰值164.8g，隨后又快速下降。通過(guò)上述分析取40～55 ms時(shí)間段內(nèi)的加速度計(jì)算得到頭部HIC15的值為482.64，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了閾值范圍，說(shuō)明乘員頭部損傷嚴(yán)重。

圖11 乘員頭部合成加速度曲線

乘員的頸部軸向力隨時(shí)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(shí)刻達(dá)到峰值3.95 kN，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了安全閾值的1.8 kN，說(shuō)明乘員頸部的損傷嚴(yán)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(dòng)。對(duì)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(shí)間開始增加、到達(dá)峰值和減小至穩(wěn)定值，說(shuō)明乘員的頭部和頸部損傷是相互關(guān)聯(lián)的，頭部遭受到?jīng)_擊時(shí)，頸部也會(huì)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(shí)程曲線，由乘員動(dòng)態(tài)響應(yīng)可知，乘員肩部大約在爆炸發(fā)生27 ms左右開始與車身側(cè)圍內(nèi)板發(fā)生碰撞，因此通過(guò)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(dá)到1.8 kN，超過(guò)了閾值1.4 kN，因此乘員的肩部損傷嚴(yán)重。

圖13 肩部壓縮力曲線

爆炸載荷下，乘員胸部的損傷通過(guò)胸部粘性準(zhǔn)則VC進(jìn)行評(píng)估，單位為m/s，其計(jì)算公式為：

(3)

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

圖14為乘員胸部粘性指數(shù)VC的時(shí)程曲線。乘員肩部受到側(cè)圍撞擊的同時(shí)胸腔會(huì)受到擠壓，因此在27 ms時(shí)刻，粘性指數(shù)VC開始發(fā)生變化，并在45 ms時(shí)刻達(dá)到最大值0.002 2 m/s，其值遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于損傷閾值0.58 m/s，說(shuō)明乘員的胸部損傷較小。

圖14 胸部粘性準(zhǔn)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(dòng)態(tài)響應(yīng)指數(shù)DRIz、上下脛骨力，這些部位的損傷遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于損傷評(píng)估閾值，因此可以認(rèn)為這些部位在側(cè)面爆炸環(huán)境下的損傷風(fēng)險(xiǎn)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(jié)合爆炸沖擊傳遞至乘員的3個(gè)途徑分析可以看出，乘員損傷主要來(lái)自于側(cè)圍結(jié)構(gòu)的撞擊。

4.4 不同工況下乘員主要部位的損傷風(fēng)險(xiǎn)研究

戰(zhàn)斗部相對(duì)車身及乘員的位置不同，乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)以及損傷情況也會(huì)有所不同，本節(jié)將研究戰(zhàn)斗部在不同位置可能對(duì)乘員造成的損傷，這里選擇A到F等6個(gè)位置，研究不同工況對(duì)乘員主要損傷部位損傷風(fēng)險(xiǎn)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(guò)對(duì)乘員各部位損傷情況的數(shù)值分析可知，乘員的頭部、頸部和肩部損傷嚴(yán)重，因此本節(jié)重點(diǎn)對(duì)該3個(gè)部位的損傷情況進(jìn)行分析。表5為不同側(cè)爆邊界對(duì)應(yīng)乘員3個(gè)部位損傷情況的仿真結(jié)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(yuǎn)遠(yuǎn)超出閾值，且隨著IED位置的下移，其值呈明顯的增加趨勢(shì)；比較E、C、F等3個(gè)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(dāng)IED的位置越靠后、位置越低，車身側(cè)圍結(jié)構(gòu)向車內(nèi)運(yùn)動(dòng)的速度越快，與乘員頭部的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度和碰撞時(shí)的沖擊也就越大，HIC15的數(shù)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(méi)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(yuǎn)遠(yuǎn)超出其他工況?？梢哉J(rèn)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(gè)工況和E、F 2個(gè)工況，可以發(fā)現(xiàn)：隨著炸點(diǎn)位置的降低頸部軸向力增加，而隨著炸點(diǎn)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(dòng)態(tài)響應(yīng)不同，這將導(dǎo)致乘員頭部與側(cè)圍撞擊的角度不同，對(duì)頸部軸向力的結(jié)果有很大影響。

肩部壓縮力在不同工況下的對(duì)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?yàn)榇藭r(shí)IED正對(duì)著乘員肩部，致使此區(qū)域內(nèi)的側(cè)圍結(jié)構(gòu)相對(duì)速度較快，對(duì)乘員肩部的沖擊力也越大。分別比較A、C、D 3個(gè)工況和E、C、F 3個(gè)工況，發(fā)現(xiàn)2個(gè)對(duì)比結(jié)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(cè)圍結(jié)構(gòu)向車內(nèi)運(yùn)動(dòng)的速度快，車門內(nèi)板變形大，對(duì)乘員肩部的沖擊也越大。

5 結(jié)論

本文建立了某軍用車輛的臺(tái)車試驗(yàn)臺(tái)架有限元模型，并針對(duì)該模型進(jìn)行了側(cè)面10 kg TNT的爆炸仿真，研究分析了車內(nèi)乘員在側(cè)面爆炸環(huán)境下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和各部位的損傷風(fēng)險(xiǎn)，隨后改變炸點(diǎn)位置對(duì)乘員的主要損傷部位進(jìn)行了對(duì)比分析，得到以下結(jié)論：

1) 對(duì)仿真過(guò)程中乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行分析，得到乘員受到的沖擊主要來(lái)源于3個(gè)方面：首先是爆炸沖擊通過(guò)車身底板傳遞至乘員下肢，其次是沖擊通過(guò)車身結(jié)構(gòu)傳遞至座椅，再通過(guò)座椅傳遞至乘員的盆骨、腰椎，再次是乘員直接與車身側(cè)圍結(jié)構(gòu)撞擊，頭部、肩部胸部以及四肢等與車門或門框接觸。

2) 對(duì)乘員各部位的損傷情況進(jìn)行數(shù)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(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)規(guī)定閾值，損傷嚴(yán)重；盆骨力、脊椎DRIz、胸部VC、上下脛骨力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于規(guī)定閾值，損傷風(fēng)險(xiǎn)較低。說(shuō)明乘員的損傷主要來(lái)自于與車身側(cè)圍的碰撞。

3) 炸點(diǎn)位置對(duì)乘員主要損傷部位的損傷風(fēng)險(xiǎn)有所影響，當(dāng)炸點(diǎn)位置相對(duì)于車體下移時(shí)，乘員頭部HIC15、頸部軸向力以及肩部壓縮力都有增加的趨勢(shì)，當(dāng)炸點(diǎn)位置相對(duì)于車體向車后移動(dòng)時(shí)，乘員頭部HIC15和肩部壓縮力都會(huì)逐步增加，而頸部軸向力則逐步減小。

本文對(duì)車內(nèi)乘員在側(cè)面爆炸環(huán)境下的損傷情況進(jìn)行了詳細(xì)分析，可為后續(xù)車輛抗側(cè)面爆炸防護(hù)研究提供參考和指導(dǎo)。