基于小腿冲击试验台的防雷脚垫防护能力研究

2022-12-14孙魁远孙晓旺王显会张进成李高伟

兵器装备工程学报 2022年11期

孙魁远，孙晓旺，王显会，彭兵，张进成，李高伟

(南京理工大学机械工程学院，南京 210094)

1 引言

随着当今战争形式的不断变化，装甲防护车辆面对的威胁形式也随之改变[1]，其中以TNT为原料的地雷或其他简易爆炸装置IED(improvised explosive devices)已经成为军用车辆在战场上面临的主要威胁之一[2]。当地雷在车辆底部爆炸时，强烈的冲击波会严重影响到车内乘员的人身安全[3]。据医疗损伤数据显示，在爆炸炸发生时，下肢更是战区士兵中最常见的受伤身体区域[4-6]。通过对伊拉克和阿富汗战争的研究，结果表明，下肢伤害就占到伤亡量的45%[7-8]。美军统计了456起在战争中因地雷爆炸造成人员受伤的案例，发现44%的伤员下肢(胫骨、腓骨、足部和脚踝)受到伤害[9]，地雷或简易爆炸装置在车辆底部爆炸时，小腿可能受到 200 g的冲击，远远超出小腿所承受范围[10-11]，故在爆炸冲击载荷作用下，乘员下肢会受到比较严重的损伤。因此，为减少地雷和IED对车内乘员造成的损伤，对乘员下肢抗爆炸冲击的研究极为重要。

国内外针对车内防护提出了许多具有良好效果的防护措施。美军JLTV通过在车辆地板上布置防雷脚垫来缓冲爆炸时地板传递给乘员足部的作用力；任朋飞[12]研究了在车辆遭遇底部爆炸时保护乘员小腿的柔性底部结构，提出了Z型支架柔性底部结构；章金坤等[13]通过实物试验及仿真验证了小腿损伤试验台的合理性。李明星等[14]通过引入优化设计方法，获取下肢各组件之间材料本构模型参数的最佳匹配。本文利用小腿冲击试验台来模拟整车底部爆炸，通过与整车爆炸试验中提取出的加速度曲线及假人下胫骨力的对标，确定小腿冲击试验台的可靠性；基于小腿冲击试验台，结合有限元仿真分析方法，对比分析几种防雷脚垫的防护能力；最后利用小腿冲击试验台完成脚垫的模型验证。

2 小腿冲击试验与仿真

2.1 整车爆炸试验

为验证某军用战术车辆的防护性能，在本教研室试验场地进行了整车底部地雷爆炸试验。试验车辆由合作单位提供，军用车辆主要包括车身、车架、底盘及底部防护组件等结构，如图1所示。爆炸物掩埋在砂土中，上表面距离地面约100 mm，距离防护组件最低处约500 mm。试验中假人的损伤数据通过东华5 902数据仪采集；在车内地板、座椅安装点等关键位置的加速度传感器，试验中加速度数据通过DEWE-43数据仪采集；在试验车辆30 m外放置高速摄像设备，在试验车辆上方约30 m处布置无人机，用于拍摄记录爆炸过程中车辆的运动状态。

图1 试验前整车状态场景图Fig.1 Vehicle status before test

本次整车底部爆炸试验中最关注的就是假人的状态及假人测试数据中的左、右下胫骨轴向力力，经过滤波处理后得到的假人左下胫骨力峰值为15.46 kN，右下胫骨力峰值为15.14 kN。

2.2 小腿冲击试验

小腿冲击试验台如图2所示，主要由支撑底座、圆柱状导向机构、弹簧装置、冲击块、千斤顶等重要结构部件组成。

图2 小腿冲击试验台实物图Fig.2 Tibia shock test bench

2.2.1试验布置

小腿冲击试验用到的主要试验设备有：冲击台、固定支架、Hybrid Ⅲ 假人、高速摄像、加速度传感器等。将假人固定在支架上，双脚正好放置在冲击台的冲击块上，加速度传感器安装在冲击块上，试验整体布置及加速度试验布置如图3—图4所示。

小腿冲击试验台的核心部分就是圆柱状导向机构内部的弹簧装置，测试时，通过千斤顶举升来压缩大刚度的弹簧装置，圆柱状导向机构上有弹簧压缩的刻度尺，可以记录弹簧压缩的位移，当弹簧压缩至一定程度后，打开锁止机构释放弹簧，弹簧向上运动撞击冲击块产生垂向冲击力，使放置在平板上的拟人装置小腿受到一个垂向载荷，一次冲击完成后，卸载千斤顶，将弹簧装置、冲击块、锁止机构复原，重复上述操作即可进行多次试验。

2.2.2试验结果分析

本次小腿冲击试验，将弹簧压至150 mm，采集到的冲击块上加速度曲线与整车底部爆炸试验所测得的车内乘员脚下地板加速度曲线如图5，地板速度曲线如图6。由图5和图6可知，加速度曲线及速度曲线有较好的一致性，而且，在整车爆炸试验中，假人左右下胫骨力分别为15.46 kN、15.14 kN，小腿冲击台试验得到的假人下胫骨力分别为14.68 kN、13.89 kN，假人下胫骨力最大误差为8.26%，在可接受范围内。而小腿冲击台得到的假人左右下胫骨力差异较大是因为试验假人在长期使用过程中，踝关节、膝关节等处的铰链受到磨损后存在差异导致的，在有限元仿真中不存在这样的差异。因此，可以认为小腿冲击试验可以有效的模拟整车底部爆炸试验。

图5 加速度曲线Fig.5 Acceleration curve

图6 速度曲线Fig.6 Speed curve

2.3 小腿冲击试验数值仿真

2.3.1有限元模型

小腿冲击试验台有限元建模，首先对模型进行简化及前处理，进行网格划分时，冲击台零件的网格尺寸为10 mm，金属板件结构抽取中面，通过二维壳单元进行模拟，实体部件单元通过三维体单元进行模拟，建立各部件之间的连接、接触，设置连接点的间距、强度及失效应变等参数，冲击台模型如图7所示。

图7 冲击台有限元模型示意图Fig.7 Impact table finite element model

根据小腿冲击台的作用机理，即弹簧装置撞击加速度块产生垂直向上的力作用于假人腿部，因此在进行有限元仿真分析时，为节约计算成本，可以将采集到的冲击块上的加速度曲线直接施加于假人脚下的冲击块上，如图8所示。

图8 假人脚下冲击块仿真有限元示意图Fig.8 Simulation finite element model

2.3.2仿真结果

试验与仿真过程中假人下肢动态响应如图9所示，由图9可见，假人下肢动态响应基本一致。

图9 假人下肢动态响应过程示意图Fig.9 Dynamic response of dummy lower limb

仿真计算得到的假人下胫骨力时程曲线如图10所示，曲线的趋势与试验所得有较好的一致性。仿真中假人的下胫骨力分别为15.12 kN、14.95 kN，与冲击试验测得的误差为2.99%和3.89%，均在可接受范围内。因此，该局部等效模型代替冲击试验台进行有限元仿真分析满足模型精度要求。

3 防雷脚垫防护能力对比分析

根据上文小腿冲击试验台试验及仿真结果可知，在没有防雷脚垫的情况下，乘员面临爆炸冲击时的下胫骨轴向力远超AEP-55的标准，为了降低乘员下肢损伤，本章设计了几款防雷脚垫，以脚垫比吸能及假人下胫骨力为衡量指标，通过有限元仿真对比分析几种防雷脚垫的防护能力。

3.1 泡沫铝防雷脚垫

泡沫铝现已发展成为一种具有优异物理特性和良好机械性能的新型工程材料，它既具有金属的特性又有泡沫材料的特性，兼顾了功能材料与结构材料的特点[15]。泡沫铝脚垫长宽为360×360 mm，高度为76 mm，上下面板为3 mm厚铝板，材料参数如表1所示，有限元模型如图11所示。

图10 假人下胫骨力时程曲线Fig.10 Time history curve of tibial force under dummy

表1 3003H14铝板材料参数

图11 泡沫铝脚垫及加载模型示意图Fig.11 Foam aluminum foot pad and loading model

中间泡沫铝采用*MAT_CRUSHABLE_FOAM本构模型，设置5种不同相对密度的脚垫模型放置到脚垫加载模型中计算，不同相对密度的泡沫铝结构，其应力应变曲线也有相应的变化，如图12所示，图中d1、d2、d3、d4、d5、d6、d7分别表示相对密度为5%、7.5%、10%、12.5%、15%、17.5%、20%的泡沫铝应力应变材料曲线。

图12 泡沫铝应力应变曲线Fig.12 Stress-strain curve of aluminum foam

除假人左右下胫骨力外，脚垫比吸能(specific energy absorption，SEA)也是衡量脚垫防护性能的重要指标，比吸能是指结构单位质量吸收的能量，比吸能越大说明单位质量吸能效率越高，所能达到的防护效果越好，比吸能可用下式表示[16]：

(1)

式中：Etotal为结构整体吸收的总能量；Mtotal为结构整体的总质量。

对不同相对密度的泡沫铝防雷脚垫进行有限元仿真分析，仿真结果如表2所示，图13为不同相对密度与假人腿部响应。

表2 不同相对密度及对应仿真结果

结合表2及图13可知，随着泡沫铝相对密度的增大，假人下胫骨力先降低后增大。密度很小时，由于脚垫整体刚度太小，受到冲击后，很快就被压馈，几乎没有发挥到吸能缓冲作用，但随着密度的增大，脚垫刚度逐渐增加，可以有效的缓和冲击，吸收能量，所以在密度从5%增加到10%的过程中，假人下胫骨力下降；相对密度继续增加，脚垫整体刚度变大，脚垫整体吸能减小，比吸能下降，吸能效率降低，假人受到的冲击力变大，左、右下胫骨轴向力随之增加，脚垫防护能力变弱。当泡沫铝相对密度等于10%时，假人左、右下胫骨轴向力分别为9.91 kN、9.48 kN，脚垫的比吸能为120.88 J/kg，下胫骨力历程曲线如图14所示，相较于未安装防雷脚垫的原局部等效模型，左、右下胫骨轴向力分别减小34.45%和36.58%。

图13 相对密度与腿部响应关系曲线Fig.13 Relation curve between relative density and leg response

综上，泡沫铝防雷脚垫作为乘员下肢抗爆炸冲击装置，具有一定的防护效果，能降低乘员下胫骨轴向力，对车内乘员有一定的保护作用，但并未使乘员下胫骨轴向力下降到AEP-55的限定值。

图14 泡沫铝脚垫下胫骨轴向力历程曲线Fig.14 Axial force history curve of tibia under aluminum foam footpad

3.2 半球形防雷脚垫

半球形脚垫依靠半球胞元受到冲击后变形吸能。半球形防雷脚垫长宽为380×380 mm，上下面板为3 mm厚的铝板，材料为3003H14铝合金，中间夹芯层为半球形结构，共四层，半球形胞元的壁厚为0.3 mm，如图15所示。

为研究半球形半径大小与半球形防雷脚垫防护性能的关系，以球半径等于14 mm为起始，以2 mm为一单元逐渐增加半球形半径，直至半球形半径等于22 mm，出于对车内乘员脚下活动空间的考量，对脚垫的整体高度有一定的要求，因此球半径最大设置为22 mm，半球形脚垫半径大小设置及对应仿真结果如表3所示，图16为球半径大小与假人腿部响应。

图15 半球形脚垫及加载模型示意图Fig.15 Hemispherical foot pad and loading model

表3 球半径设置及对应仿真结果

图16 球半径与假人腿部响应关系曲线Fig.16 Curve of ball radius and dummy leg response

结合表3和图16可知，随着半径增加，脚垫受冲击后的压缩变形量逐渐增大，脚垫吸收的能量增加，比吸能增大，假人左、右下胫骨轴向力随之降低，防护效果增强。当半径等于22 mm时，脚垫比吸能为153.33 J/kg，假人左、右下胫骨轴向力分别为5.25 kN、5.14 kN，均满足AEP-55的限定值要求，相较于未安装防雷脚垫的原局部等效模型，假人左、右下胫骨轴向力分别减小65.27%和65.62%，下胫骨轴向力历程曲线如图17所示。

图17 下胫骨轴向力历程曲线Fig.17 Axial force history curve of lower tibia

除半球形半径以外，半球形壁厚也是影响球形脚垫防护能力的重要因素。为研究半球形结构胞元壁厚与假人腿部响应的关系，选定球形半径等于22 mm的模型，将壁厚设置为0.1 mm、0.2 mm、0.3 mm、0.4 mm、0.5 mm，分别导入局部等效模型中进行仿真计算，壁厚设置及对应仿真计算结果如表4所示，图18表示了胞元壁厚与假人腿部响应的关系。

表4 胞元壁厚设置及仿真结果

图18 胞元壁厚与腿部响应关系曲线Fig.18 Cell wall thickness and leg response curve

当胞元壁厚等于0.1 mm 时，由于壁厚太薄，脚垫整体刚度太弱，夹芯层结构被冲击波压碎，脚垫模型受损严重，如图19所示，所以该工况不具备参考意义。结合图18，当胞元壁厚从0.2 mm增加到0.5 mm的过程中，脚垫刚度逐渐增大，受冲击后夹芯层皱褶变形程度减小，脚垫比吸能也随之减小，吸能效率降低，假人左、右下胫骨轴向力逐渐增大，防雷脚垫的防护性能逐渐降低。当胞元壁厚等于0.2 mm时，虽然脚垫模型受冲击后也产生严重的变形，但模型未出现大面积破碎，此时的脚垫比吸能为201.42 J/kg，假人左、右下胫骨轴向分别为4.83 kN、4.64 kN，均满足AEP-55中的限定值，假人下胫骨轴向力历程曲线如图20所示，相较于未安装防雷脚垫的原局部等效模型，假人左、右下胫骨轴向力分别减小68.05%、68.96%。综上仿真结果，半球形防雷脚垫作为乘员下肢抗爆炸冲击装置，具有良好的防护效果，能有效降低乘员下胫骨轴向力。但是半球形脚垫对乘员脚下空间要求比较高，而且加工工艺也相对复杂。

图20 半球形脚垫下胫骨力历程曲线Fig.20 Tibial force history curve under hemispherical foot pad

3.3 蜂窝铝防雷脚垫

蜂窝结构简单，有大比吸能、比刚度、比强度等特征，相比其他多胞结构，工艺成熟，广泛应用于汽车领域[17]。蜂窝铝防雷脚垫的长宽为360 mm×360 mm，脚垫高度为75 mm，上下面板为3 mm厚的铝板，材料为3003H14铝合金，中间夹芯层共3层，如图21所示。

图21 蜂窝铝脚垫及加载模型示意图Fig.21 Honeycomb aluminum foot pad and loading model

为研究蜂窝铝脚垫夹芯层胞元壁厚与假人腿部响应的关系，将夹芯层胞元壁厚设置为0.1 mm、0.2mm、0.3mm、0.4mm、0.5mm，分别进行仿真计算，胞元壁厚设置及对应仿真结果如表5所示，图22为蜂窝胞元壁厚与假人腿部响应及比吸能关系曲线。

表5 壁厚设置及仿真结果

图22 胞元壁厚与腿部响应关系曲线Fig.22 Cell wall thickness and leg response

结合表5和图22，当蜂窝胞元的壁厚从0.1 mm增加到0.5 mm的过程中，脚垫比吸能先增加后减小，假人的左、右下胫骨轴向力先减小后增大。在蜂窝胞元壁厚较小时，蜂窝芯层结构刚度差，很容易发生压缩变形，不能吸收到太多的能量，导致脚垫的比吸能较小，单位质量吸能效率不佳，假人下胫骨轴向力比较大；随着蜂窝胞元壁厚的增加，蜂窝芯层结构刚度增大，同时又能够变形吸能，所以，脚垫比吸能逐渐增加，假人下胫骨轴向力也逐渐减小，当蜂窝胞元壁厚等于0.3 mm时，防雷脚垫比吸能最大，吸能效率最高，假人左、右下胫骨轴向力均最小，分别为4.80 kN、4.82 kN，均满足AEP-55的限定值，相较于未安装防雷脚垫的原局部等效模型，假人左、右下胫骨轴向力分别减小68.25%、67.75%，假人下胫骨轴向力历程曲线如图23所示。胞元壁厚继续增加，蜂窝夹芯层由于刚度过大变形程度逐渐下降，脚垫的比吸能也随之减小，假人下胫骨轴向力也逐渐上升，防护效果降低。

图23 蜂窝脚垫下胫骨力历程曲线Fig.23 Tibial force history curve under honeycomb footpad

蜂窝结构的布置形式可以分为面内蜂窝和异面蜂窝2种，基于以上对面内蜂窝胞元壁厚的研究，选定壁厚等于0.3 mm的胞元夹芯层，在脚垫质量、脚垫高度相等的前提下，设置面内蜂窝和异面蜂窝2种形式，如图24所示，将2种蜂窝形式的脚垫分别导入局部等效模型，保证边界加载条件一致进行仿真计算，计算结果如表6所示。

图24 不同布置形式蜂窝芯层示意图Fig.24 Different arrangement of honeycomb core layer

表6 不同布置形式蜂窝芯层仿真结果

从上述仿真计算结果来看，面内蜂窝结构的假人下胫骨轴向力远远小于异面蜂窝，而且面内蜂窝脚垫比吸能也远大于异面蜂窝，面对爆炸产生的冲击，夹芯层为面内蜂窝结构更容易发生变形，具有良好的吸能效果，而夹芯层为异面蜂窝结构几乎没有发生变形，缓冲吸能效果不佳。所以当选择蜂窝结构防雷脚垫作为车内乘员下肢保护装置时，夹芯层为面内蜂窝结构比异面蜂窝结构的脚垫对乘员下肢有更好的保护作用。

3.4 防雷脚垫对比分析

对比分析上述3种结构的防雷脚垫，相较于未放置脚垫的局部等效模型，假人下胫骨轴向力均有降低，而且，脚垫吸收的能量越多，假人下胫骨力越小，可见，安装防雷脚垫可以有效的吸收地板冲击带来的能量，降低假人下肢损伤，起到良好的缓冲吸能作用。

在该边界加载条件下，泡沫铝脚垫虽然也降低了假人下胫骨力，但防护效果较差，不同相对密度的泡沫铝，防护效果也有差异，当泡沫铝相对密度为10%时，脚垫比吸能为120.88 J/kg，假人左右下胫骨力分别为9.91 kN、9.48 kN，均不满足AEP-55的限定值；半球形脚垫的球半径及胞元壁厚都对脚垫的防护性能有影响，脚垫吸能与半球形半径呈正线性关系，但出于脚垫总高度及总体尺寸的考量，最大半径设置为22 mm，基于22 mm球半径，研究胞元壁厚对防护性能的影响，发现当壁厚等于0.2 mm时，脚垫比吸能最大为201.42 J/kg，假人左、右下胫骨力最小，分别为4.83 kN、4.64 kN，均满足AEP-55中的限定值，但此时的半球形脚垫高度为95 mm，而且半球形的加工工艺相对较难；蜂窝铝脚垫的蜂窝芯层分为面内蜂窝和异面蜂窝，在脚垫质量、高度相同的前提下，面内蜂窝的防护效果远好于异面蜂窝，而且当胞元壁厚等于0.3 mm 时，蜂窝铝脚垫的比吸能最大为171.70 J/kg，假人左、右下胫骨力分别为4.80 kN、4.82 kN，均满足AEP-55中的限定值，而且蜂窝铝脚垫高度为75 mm，为乘员脚下留了充足的空间，加工工艺也相对简单。不同防雷脚垫最优防护效果对应的下胫骨力的大小如图25所示。