大客车偏置碰撞乘员损伤分析及约束系统优化

刘飞虎，刘晶郁，田言康

(长安大学汽车学院，陕西西安710064)

1 引言

我国客车碰撞形式主要为正面碰撞，而偏置碰撞在客车正面碰撞中占比最大，且易造成群死群伤的重特大交通事故[1]。张勇等[2]对汽车正面100%全宽碰撞进行了耐撞性研究，并进行了多学科的优化设计改善了汽车的耐撞性；Agenor[3]等在弹塑性梁模型基础上对客车正面100%重叠率碰撞进行仿真建模，并针对整车车身结构进行了仿真分析和优化；杨涎林[4]针对40%重叠率碰撞工况对客车的结构安全性进行了深入研究，探索出了多种结构优化方案；贺志瑛[5]深入研究了不同车速对驾驶员生存空间及乘员损伤的影响，得出大客车40%偏置碰撞临界车速为34km/h，并以此速度作为碰撞初速度探究了大客车结构安全性。综上，现有的客车正面碰撞主要是100%正面全宽碰撞的研究，在偏置碰撞方面特别是研究50%偏置碰撞的很少，研究表明[6]50%重叠率下前排乘员的损伤最大，可视为危险工况；目前对减少乘员损伤的研究主要通过客车车身结构的改进来实现，通过探究乘员约束系统对乘员损伤的影响规律以及在此基础上进行降低乘员损伤的研究较少；与此同时我国还没有发布与偏置碰撞紧密相关的法规，有关客车的偏置碰撞研究还在起步阶段，所以进行大客车偏置碰撞中乘员约束系统结构和损伤的耦合关系研究具有重要意义。

本文基于某6120型旅游大客车进行了50%偏置碰撞仿真，探究了乘员约束系统结构与乘员损伤之间的有机联系，在此基础上筛选出主要变量对乘员约束系统进行了优化改进并验证了优化方案的可行性。优化结果对后续客车偏置碰撞安全性能优化设计和相关法规的制定具有重要的参考意义。

2 大客车乘员约束系统仿真模型

2.1 大客车有限元模型建立

基于某6120型旅游大客车在Hypermesh中进行有限元建模。模型如下：整车由六大片骨架和蒙皮等构成，采用rigid刚性单元模拟蒙皮和整车骨架间的焊缝，选用共节点方式对骨架间的焊缝进行建模。客车骨架材料[7]为Q345，蒙皮、座椅骨架等材料为低碳钢Q235。

整车有限元模型如图1所示。使用壳单元模拟大客车车身骨架、蒙皮等薄壁结构。网格大小为20mm，整车有限元模型由1627414个单元、1340520个节点组成。

图1 大客车有限元模型

2.2 大客车有限元模型验证

为验证模型是否稳定、有效，以整车有限元模型为基础建立并完成正面100%重叠率碰撞仿真模型试验，其中试验结果如图所示：

图2 正面全宽碰撞各能量变化曲线

图3 正面全宽碰撞质量增加曲线

由上图可知，沙漏能增加8.18KJ，质量增加9.49Kg，均小于5%，因此模型是稳定、有效的。

为进一步验证建模是否可靠，参考实验条件以30km/h的碰撞速度建立并完成正面100%重叠率碰撞仿真模型试验，并将仿真结果与某12m同类全承载式旅游大客车正面碰撞刚性墙的试验进行比较，仿真与试验的整车B柱加速度曲线对比如下图所示。

图4 客车B柱碰撞x方向加速度曲线对比

图5 客车B柱碰撞y方向加速度曲线对比

图6 客车B柱碰撞z方向加速度曲线对比

由上图可知，三个方向上客车B柱仿真与试验的加速度曲线趋势相近，误差在20%以内，加速度峰值时刻和峰值大小也近似相同，模型满足精度要求，可用于接下来的研究。

2.3 乘员约束系统仿真模型建立

采用多刚体-有限元方法在MADYMO[8]中建立包括座椅、地板、假人、安全带等乘员约束系统仿真模型。如图7所示。

图7 乘员区人-车耦合模型

地板和座椅采用有限元建模。采用Hybrid Ⅲ50百分位多刚体假人模拟乘员并对假人进行定位。选用两点式安全带并基于多刚体-有限元方法进行建模。为保证试验仿真精度，首先定位了安全带，然后把安全带模型按照假人位置、姿态实现了预模拟。将客车偏置碰撞中座椅处传感器得到的X向加速度和重力加速度曲线加载到多刚体假人上，将Y向加速度波形加载到乘员区地板上。

3 乘员损伤影响因素分析

3.1 乘员损伤评价指标

参考《乘用车正面碰撞的乘员保护》(GB11551-2014)和《客车座椅及其车辆固定件的强度》(GB13057-2014)法规[9]，本文选取了头部、胸部等部位指标来表征假人受到的损伤程度。为整体评估约束系统的效能，采用了乘员综合伤害指数的WIC值将假人各部位损伤值进行归一化处理[10]，见式(1)

(1)

式中HIC为头部运动损伤值，C3ms为胸部合成加速度，FZ和My分别为颈部剪切力和颈部伸张弯矩，FFC＿L和FFC＿R分别为左侧大腿轴向受力和右侧大腿轴向受力。

由上式可知，评价指标中权重占比较大是头部损伤值和胸部合成加速度C3ms，因此本文选用这两个指标作为评价偏置碰撞中的乘员损伤以及接下来优化设计的目标。

3.2 乘员损伤影响因素分析

通过改变刚性墙内边缘与客车纵向中心面的间距，对50%重叠率大客车碰撞模型进行了建模，然后选择安全带的织带刚度和摩擦系数以及座椅的设计间距、靠背倾角和泡沫刚度、坐垫摩擦系数这六个与乘员损伤相关的因素作为主要参数进行研究，研究不同参数对危险工况下乘员损伤的作用规律时运用了单因子变量法。即通过改变原始模型参数进行不同影响因素的研究，原始模型中座椅间隔为750mm，座椅靠背倾角为105°，座椅坐垫摩擦系数为0.3，安全带摩擦系数为0.2，靠背泡沫刚度和安全带织带刚度为1。

3.2.1 座椅靠背泡沫刚度对乘员损伤影响

碰撞瞬间座椅靠背的力直接作用到假人头部，靠背泡沫可以在一定程度上保护假人头部。本文基于靠背泡沫刚度的原始数据，设置0.5至1.75六个泡沫刚度比例系数[11]并完成了对应的假人碰撞仿真，结果如表1所示。

表1 不同靠背泡沫刚度下假人损伤值

由表可知，靠背泡沫刚度改变时，假人头部损伤的变化较大。当系数设置成1时，假人的头部损伤程度最严重；当系数不等于1时，假人头部损伤值随刚度比例系数变化而减小，比例系数为0.75时，头部HIC值最小。随着泡沫刚度增加假人胸部C3ms值有所下降，综合来看变化幅度不大。故假人损伤程度可以通过适当提高靠背泡沫刚度来减小。

3.2.2 座椅设计间距对乘员损伤影响

根据法规《营运客车类型划分及等级评定》(JT/T 325-2006)，同一方向上客车座椅间的距离要大于680mm，本文为了较好平衡客车内总布置和乘坐体验舒适，选取了700mm至825mm共6种座椅间距并完成相应仿真，结果如表2所示。

表2 不同座椅间距下假人损伤值

由表可知，座椅间距逐渐增大时，假人头部运动损伤总体上也是逐渐增大的，但各个损伤值变化较大，当座椅间距调整成700mm，假人头部受损伤程度最轻，当其调节成825mm时，头部受损伤程度最严重。座椅之间的距离在800mm以下时，假人头部HIC值增加较慢，而当其超过800mm时，头部HIC值增加很快。座椅设计距离在725mm以下增加时，假人胸部C3ms值增加较慢，而当其超过725mm并继续增大时，胸部C3ms值又会有降低趋势，将座椅的距离设置成725mm，假人胸部受损伤程度最严重，将座椅的距离设置成825mm时，胸部受损伤程度最轻。总体来说座椅间的设计距离低于800mm时，既可以满足舒适性要求又能很好减轻头部受损伤程度。

3.2.3 座椅靠背倾角对乘员损伤影响

已有研究表明[12]，乘坐较舒服时的座椅靠背角度为90～115°。故选择90°至115°六个倾角参数并完成相应碰撞仿真，结果如表3所示。

表3 不同座椅靠背倾角假人损伤值

由表可知，靠背倾角不断增大时，假人头部HIC值变化较为剧烈，其中倾角大于95°时，假人头部HIC值处于250-340内，大小改变幅度较小，当倾角小于等于95°时，假人头部HIC值迅速增大，且改变幅度很大，头部HIC值最大时对应的倾角为95°。当倾角为105°和110°时，假人胸部受损伤程度最严重，其它靠背倾角下假人胸部损伤相当。综上可知在满足舒适性要求下，靠背倾角设置成100°上下可以有效降低成员损伤风险。

3.2.4 安全带织带刚度对乘员损伤影响

乘员约束系统中的安全带不仅可以对假人位移进行限制，还能降低关键部位的冲击力。按照安全带织带刚度相对初始值的比例系数，本文设置0.5至1.75六种比例系数完成相应碰撞仿真，结果如表4所示。

表4 不同刚度仿真下假人损伤值

由表可知，安全带织带刚度加大时，假人头部损伤也随之增加，当把刚度比例系数设置为0.5，假人头部受损伤程度最轻，设置成1.25时，头部受损伤程度最严重。假人胸部损伤随安全带织带刚度变化并不明显。整体而言可以适当降低安全带织带刚度来降低假人头部损伤。

3.2.5 安全带摩擦系数对乘员损伤影响

研究表明[13]，化学纤维是安全带的主要成分，因此其与假人腹部间的摩擦因数不大，故本文选择0.1至0.6共6种参数并完成相应碰撞仿真，结果如表5所示。

表5 不同织带摩擦系数下假人损伤值

由上表可知，安全带织带的摩擦因数不断增加时，假人头部损伤值先下降后上升，整体变化不大，当摩擦系数设置成0.2，假人头部受损伤程度最轻，当其设置成0.6时，头部受损伤程度最严重。织带摩擦系数变化时，假人胸部C3ms值整体变化幅度较小，不同摩擦系数下胸部合成加速度在20g左右浮动。从整体看，假人头部、胸部损伤受安全带织带摩擦系数作用不是很大。

3.2.6 坐垫摩擦系数对乘员损伤影响

假人初始碰撞速度在碰撞时受到臀部和座垫间的摩擦系数影响。研究表明[14]，针织和机织面料动摩擦系数分别在0.3-0.8和0.2-0.5之间。故本文选择0.2-0.7共6种参数并完成相应碰撞仿真，结果如表6所示。

表6 不同坐垫摩擦系数下假人损伤值

由表可知，坐垫摩擦系数逐渐增加时，假人头部损伤逐渐减小，当摩擦系数设置成0.2时，假人头部HIC值最大，当其设置为0.7时，假人头部HIC值最小。坐垫摩擦系数变化时，假人胸部损伤变化不大，整体处于21g附近。因此选择摩擦系数较高的座椅面料能有效降低乘员损伤风险。

4 乘员约束系统优化设计

4.1 设计变量选择

为降低系统复杂度和保证精度，本文在分析上述参数对设计目标的敏感性时运用了灵敏度分析法[15]并选取了灵敏度较高的参数。

根据上节不同参数下的仿真结果，以灵敏度绝对值最大值为准则，本文对比分析了各参数对假人头部、胸部的影响程度，各影响因素灵敏度如下图所示。

图8 各影响因素灵敏度绝对值

由式(1)可知头部损伤占比最大，故根据灵敏度中头部首先考虑、胸部其次考虑的准则进行各影响因素的筛选。通常情况下，参数灵敏度随参数对目标响应值影响增大而增大，由图8可知，座椅间距、靠背泡沫刚度、安全带刚度、坐垫摩擦系数、座椅靠背倾角灵敏度较大，又由于可以人为调节座椅靠背倾角，不包括在座椅固有特征中，所以本次优化不优化靠背倾角。本文将座椅间距、靠背泡沫的刚度、安全带的刚度、坐垫的摩擦系数确定为最后的乘员约束系统优化设计变量。各变量取值范围及初始值如下表所示。

表7 各变量取值范围及初始值

4.2 约束系统优化

为减少寻优时间和提高寻优精度，本文采用代理模型近似表达优化问题，并在代理模型基础上求解乘员约束系统多目标优化问题。

因为本文优化目标是假人头部损伤、胸部损伤最小，所以把拉丁超立方试验目标响应值设置为假人头部HIC值、胸部C3ms值，对筛选出的4个设计变量进行30组拉丁超立方试验采样，并对30组试验样本用Kriging模型进行插值计算，以指数相关函数为模型核函数完成代理模型构建。然后利用15个模型预测对代理模型进行验证，验证结果中头部损伤HIC值的MRE系数为0.0511，R2为0.9233；胸部损伤C3ms值的MRE系数为0.021，R2为0.9122，可知建立的代理模型精度达到要求。

根据优化问题及优化条件，建立多目标遗传算法优化数学模型描述如下

(2)

式中，HIC为假人头部HIC值，C3ms为胸部合成加速度，X表征座椅间隔，Y表征座椅靠背泡沫刚度，Z表征安全带刚度、W表征坐垫摩擦系数。

本文选取搜索和收敛速度较高且能够有效防止提前收敛的MOGA-Ⅱ算法对上述所建立的Kriging模型进行多目标优化，模型经过198次迭代，最终目标函数收敛，得到了18组Pareto解集合，18组Pareto解集内的元素都是可行的优化解，其中Pareto解集前沿曲线如图9所示。

图9 Pareto前沿曲线

由上图可知，假人头部损伤与胸部损伤最优值存在矛盾。为兼顾各目标值优化效果，本文采用Pareto图中间位置点确定优化后各项参数，优化前和优化后约束系统的各项参数如下表。

表8 优化前后约束系统参数对比表

为验证优化结果的有效性，将最优解代入仿真模型得到假人损伤实验结果如表9所示：HIC值与C3ms值代理模型解与仿真结果的误差均较小，满足精度要求，且假人头部损伤值和胸部C3ms值在优化之后分别下降到208.38和18.66g，与假人原先的损伤值相比，大幅降低了假人头部损伤和胸部损伤值。

表9 仿真值与代理模型解对比

4.3 优化结果分析

在50%重叠率模型中重新设置优化后的约束系统参数并再次进行碰撞仿真，结果如表10所示，优化前和优化后优化目标值对比如图10所示。

表10 优化前后假人损伤

图10 优化前后假人头部、胸部损伤对比

由上图可知，50%重叠率工况下，优化后假人头部、胸部损伤降幅分别达到了38.02%和11.98%，下降幅度较为明显；假人的头部HIC值下降了37.99g，胸部C3ms值下降了2.54g，优化后的乘员约束系统可以更好地保护乘员。

5 结论

通过对客车车体、乘员约束系统进行建模，将50%重叠率作为研究工况深入研究了客车偏置碰撞前排乘员损伤规律，找到了乘员约束系统结构参数与乘员损伤之间的耦合关系。运用单因子变量法进行相应假人碰撞试验，仿真结果说明当座椅靠背泡沫刚度的比例系数为1.5，座椅靠背倾角为100°，座椅设计间距小于800mm，安全带织带的刚度比例系数在1以下时，可以降低头部和胸部损伤值，更好地保护乘员。

经过灵敏度分析在以上参数中选取设计变量为安全带刚度、座椅坐垫摩擦系数、靠背泡沫刚度、座椅间距，采用MOGA-Ⅱ算法对头部HIC值及胸部C3ms值进行多目标优化后，在50%重叠率下，优化后假人头部、胸部损伤降幅分别达到了38.02%和11.98%。