长期以来，军用特种车辆在防护设计时重点考虑对穿甲及破甲等战斗部的防护，对地雷及简易爆炸物未能引起足够重视。这主要是因为在传统战争中，地雷多用于要地防守或阻止对方快速机动，进攻方多使用扫雷车开辟战场通道，使车辆避免受到地雷等爆炸物的威胁，而不是增强单车的爆炸冲击防护能力。自从2003年伊拉克战争爆发，战争模式由装甲集群对抗转变为小规模、低强度的非对称作战，反美武装使用简易爆炸物对美军造成了大量伤亡^[1]。军用特种车辆的爆炸冲击防护能力逐步受到关注，其核心任务是保证车内人员的安全。而准确判断车内人员高损伤风险部位及致伤机制，是进行车辆爆炸冲击防护设计的必要前提。

爆炸条件下车内人员损伤机理主要通过战场伤亡统计^[2]、基于模拟碰撞的尸体试验^[3-4]、实车爆炸尸体试验以及人体有限元模型仿真^[5-6]等进行研究。战场伤亡统计重点记录人员受伤情况，对于爆炸条件及车辆受损情况等信息记录较少，较难得知人员在车辆内部的具体运动细节及致伤机制。基于模拟碰撞的尸体试验是指在人体足部或臀部加载特定加速度波形或碰撞速度以模拟人体受到的爆炸冲击，但通过该方法获得的冲击环境与实车爆炸环境仍有较大差异。较为理想的方法是开展基于实车爆炸的尸体试验，可以获得人体的真实损伤情况，但受到试验成本、场地及伦理等制约，开展相关试验极为困难。

人体有限元模型已广泛应用于人体损伤生物力学的研究，可解决实车爆炸试验面临的成本及场地等问题。针对底部爆炸条件，Lei等^[5]研究了骨盆及腰椎的损伤情况，Dong等^[6]研究了下肢的损伤情况。但上述研究均为基于模拟碰撞方法开展的仿真，未使用真实爆炸载荷；另外，仅关注局部器官，未对人体进行全面的损伤评估。

Ramasamy等^[7]统计分析了62名阿富汗爆炸伤伤员，发现对于在车内或有遮挡(in cover)的人员，96%的损伤是由于撞击造成的，4%的损伤是由于破片造成的，未发现冲击波超压直接对人体造成的伤害。Ramasamy等^[7]认为，由于车体对冲击波有较强的阻挡作用，仅少量冲击波进入车体内部，乘员受到冲击波超压损伤的概率较小，故本文主要讨论因碰撞造成的乘员损伤。基于商用人体有限元模型，建立了包含乘员、车体结构及爆炸流场的仿真模型，分析了爆炸载荷冲击传递路径及乘员典型运动过程，重点研究了人体主要器官的损伤情况。

1 模型建立

以某轮式装甲车为参考，构建了外廓尺寸为2.8 m×2.6 m×1.8 m的通用模拟乘员舱模型。舱体由底甲板、侧甲板、顶甲板及地板等组成。底甲板距地面为0.4 m，底甲板与地板的间隙为0.2 m。座椅位于舱体中部，通过支架固定于侧甲板下部，乘员使用两点式座椅腰带约束，如图 1所示。车辆底部地雷模拟物为6 kg TNT炸药，外形尺寸为直径250 mm、长80 mm，埋深为10 cm，起爆点位于炸药底部中央。

在有限元模型中，车体结构采用Lagrange网格，爆炸流场(炸药、沙土及空气)采用Euler网格。Euler域尺寸为3.5 m×3.5 m×2.8 m，舱体主要受冲击部位均处于Euler域内。在乘员舱与爆炸流场之间定义耦合关系；乘员与地板、座椅及安全带之间定义为接触关系，摩擦系数为0.2；底甲板与地板之间定义为接触关系，摩擦系数为0.1。使用R8.1.0单精度并行版LS-DYNA进行计算。

乘员模型用GHBMC人体有限元模型进行模拟，版本为M50-O V4.5。可将头部、颈部、骨盆、股骨、胫腓骨等部位的响应输出，进而对乘员的损伤风险进行评估。

1.1 材料本构模型 1.1.1 乘员舱基体模型

乘员舱基体材料为Weldox 700E。Johnson-Cook(J-C)强度方程：

$ \sigma = \left( {A + B{\varepsilon ^n}} \right)\left( {1 + C\ln {{\dot \varepsilon }^*}} \right)\left( {1 - {T^{*m}}} \right). $

(1)

式中，A、B、C、m、n为材料常数；ε为等效塑性应变；${{\dot \varepsilon }^*} = \dot \varepsilon /{{\dot \varepsilon }_0}$为无量纲参量；${\dot \varepsilon }$为等效塑性应变率；${{\dot \varepsilon }_0}$为参考应变率；T^*=(T－T_r)/(T_m－T_r)为无量纲参量；T为温度；T_r为参考温度；T_m为材料的熔点。J-C损伤方程：

$ {\varepsilon ^f} = \left( {{D_1} + {D_2}{{\rm{e}}^{{D_3}{\sigma ^*}}}} \right)\left( {1 + {D_4}\ln {{\dot \varepsilon }^*}} \right)\left( {1 + {D_5}{T^*}} \right). $

(2)

式中，D₁-D₅为材料常数；σ^*为应力三轴度；${{\dot \varepsilon }^*}$、T^*的定义与式(1)相同。Weldox 700E的J-C强度及损伤方程参数见表 1。

1.1.2 TNT炸药

TNT炸药使用Jones-Wilkins-Lee(JWL)状态方程：

$ p = A\left( {1 - \frac{\omega }{{{R_1}V}}} \right){{\rm{e}}^{ - {R_1}V}} + B\left( {1 - \frac{\omega }{{{R_2}V}}} \right){{\rm{e}}^{ - {R_2}V}} + \frac{{\omega E}}{V}. $

(3)

式中，A、B、R₁、R₂、ω、E为材料常数；V为相对体积。TNT炸药的材料及状态方程参数见表 2。

1.1.3 沙土

沙土使用Krieg^[10]于1972年提出的本构模型，该模型的屈服面函数为

$ \varphi = \frac{1}{2}{S_{ij}}{S_{ij}} - \left( {{a_0} + {a_1}p + {a_2}{p^2}} \right). $

(4)

式中，a₀、a₁、a₂为材料常数；S_ij为应力偏量；p为压力。沙土的材料参数见表 3。

1.1.4 空气

空气使用线性多项式状态方程描述：

$ p = {C_0} + {C_1}\mu + {C_2}{\mu ^2} + {C_3}{\mu ^3} + \left( {{C_4} + {C_5}\mu + {C_6}{\mu ^2}} \right)E. $

(5)

式中，C₀-C₆为材料常数；E为空气单位体积内能；μ=ρ/ρ₀－1；ρ₀为初始密度。空气的材料及状态方程参数见表 4。

2 仿真结果及讨论 2.1 乘员典型运动姿态

图 2为底甲板及地板中心点垂向位置曲线。零时刻起爆后，0.5 ms时底甲板受到爆炸冲击作用向上运动，3.5 ms时底甲板与地板发生碰撞，约9.5 ms时两者首次分离；随后底甲板与地板均发生剧烈振动，仍会发生接触，但碰撞剧烈程度已降低。底甲板通过撞击的方式将冲击传递给地板，同时通过侧甲板将冲击传递给整个舱体。

车内坐姿乘员通常仅与地板及座椅接触。因座椅安装于侧甲板上，故爆炸冲击可由底甲板-地板-足部、底甲板-侧甲板-座椅-骨盆两条路径传递给乘员。图 3为乘员双足与地板的接触力曲线，由于地板的剧烈振动先后两次撞击足部，造成接触力曲线有2个主峰，最大峰值为11.7 kN，峰值时间为6.7 ms，接触力在20 ms时后降至零线附近，说明足部已与地板逐步分离。图 4为乘员与座椅接触力曲线，该曲线出现多个峰值是由于座椅刚度不足出现剧烈晃动造成的，接触力峰值为28.9 kN，峰值时间为17.4 ms。将接触力曲线对时间积分可得到碰撞交换冲量。地板对乘员足部的总碰撞冲量为46.7 N·s，座椅对乘员的碰撞冲量为432 N·s，座椅传递的冲量约为地板传递的9倍，即车体与乘员的大部分动量交换是通过座椅完成的。乘员与座椅的接触力在60 ms后已降至很小，并于100 ms降低为零，说明此时人体与座椅已完全分离。随后两点式腰带逐步发挥作用，限制乘员向上运动，过程如图 5所示。

2.2 乘员损伤风险分析

将人体分为头部及颈部、胸腰椎、骨盆、髋关节及股骨、胫骨及足踝部等部分，从文[11-18]中查找到各部位损伤评估指标及阈值，并进行损伤风险分析。由于人体各部位损伤评估指标不同，对损伤的定义也有差别。为了对比，该文同时列出损伤阈值及其对应的伤害情况。仿真结果滤波方式按照SAE J211法规^[19]执行。爆炸当量为6 kg TNT时，乘员损伤情况见表 5。

2.2.1 头部和颈部

头部损伤使用HIC₁₅及颅内压力2个指标评估，颈部损伤通过颈部力及力矩评估。头颈部的受力状态可分为2个阶段：第1阶段是乘员舱受到爆炸冲击后，冲击通过侧甲板传递给座椅，座椅向上推动乘员运动；第2阶段是安全带逐渐发挥作用对乘员施加约束力，防止乘员头部与顶甲板发生碰撞。

图 6为头部质心垂向加速度变化曲线。23 ms及40 ms的负向峰值是由座椅向上运动时传递给乘员的冲击引起的。此时颈部主要受到压力及前倾弯矩，同时脑组织在惯性作用下相对颅骨向下运动，产生颅脑负压峰值23.8 kPa。在此过程中，头部质心合成加速度达到峰值21.4 g。

图 6中115 ms的正向峰值是安全带对乘员施加的约束力造成的。此时颈部主要受到拉力及后仰弯矩，同时脑组织在惯性作用下与颅骨发生挤压，产生颅脑正压峰值27 kPa。

从表 5可知，头部HIC₁₅、颅内压力、颈部力及力矩等损伤指标均未超标。由节2.1可知，6.7 ms时足部与地板的接触力达到峰值，但此时头部质心加速度几乎为零，这说明足部受到的地板冲击对头颈部的直接影响很小。

2.2.2 胸腰椎

胸腰椎的损伤通常使用DRIz(动态响应指标)评估^[11]。该指标可通过骨盆加速度计算得到，最初是用于评估飞机弹射座椅对脊椎挤压造成的损伤。北约AEP55 Vol2标准^[11]规定胸腰椎发生10%概率AIS 2+损伤对应的DRIz阈值为17.7，并详细说明了DRIz指标的计算方法。

如图 7所示，骨盆加速度幅值在60 ms后迅速减小。这主要是因为乘员与座椅逐步分离后，经由座椅传递的冲击下降造成的。通过加速度值计算得到乘员DRIz为15.6，低于参考阈值17.7。模型中座椅是安装在侧甲板上，爆炸冲击首先作用于底甲板，再传递至侧甲板，最后通过座椅作用于乘员。若将座椅安装在底甲板上，则底甲板的冲击则会直接传递至座椅，乘员腰椎将受到更大的冲击。侧壁安装座椅的方式阻断了由底甲板直接传递的冲击，对乘员有一定保护作用。骨盆加速度曲线出现振荡是由于座椅刚度不足产生剧烈晃动造成的。

2.2.3 骨盆

目前骨盆的伤害指标主要针对水平冲击工况。垂向冲击研究较少，暂无成熟的损伤指标。GHBMC人体有限元模型可通过骨骼单元失效来模拟骨折，由于皮质骨为骨骼主要承载组织，因此选取骨盆皮质骨的等效塑性应变作为骨盆损伤指标，即等效塑性应变大于其失效应变0.03^[14-15]时，骨盆发生骨折损伤。从表 5可知，骨盆皮质骨的等效塑性应变最大值为0.02，未超过损伤阈值。

2.2.4 髋关节及股骨

髋关节是连接骨盆与股骨的关节，当股骨受到轴向撞击时，髋关节易发生损伤。通常用髋关节受力来评估其损伤风险。图 8为髋关节所受合力曲线，第一个脉宽短的峰值是由地板撞击乘员足部后通过胫骨、股骨传递给髋关节的冲击力，随后持续约70 ms的冲击是座椅向上推动乘员骨盆及股骨时对髋关节的作用力。座椅冲击对髋关节的作用力及传递冲量均大于地板冲击的作用效果。髋关节受力峰值为1.42 kN，远低于其损伤阈值5.7 kN^[16]。

股骨受到的轴向压力如图 9所示，轴压力峰值为1.81 kN，低于其损伤阈值6.9 kN^[17]。股骨的压力峰值时间与髋关节受力的第一个峰值相对应。

2.2.5 胫腓骨及足踝

为描述胫骨及腓骨的骨干骨折损伤风险，引入胫骨指数RTI，其定义为

$ {\rm{RTI}} = \frac{F}{{{F_{\rm{c}}}}} + \frac{M}{{{M_{\rm{c}}}}}. $

(6)

式中，F为轴压力；M为弯矩；F_c及M_c为临界参考值。Kuppa等^[17]基于尸体试验数据，确定F_c及M_c数值分别为12 kN及240 N·m，并给出胫腓骨发生骨折(AIS 2+)的损伤风险方程：

$ P = 1 - \exp \left[ { - \exp \left( {\frac{{\ln ({\rm{RTI}}) - 0.2728}}{{0.2468}}} \right)} \right]. $

(7)

由式(7)可知，胫腓骨发生10%概率骨折(AIS 2+)的RTI损伤阈值为0.75。

Yoganandan等^[18]通过尸体试验研究沿小腿轴向加载条件下人体足踝部损伤特点，并将胫骨轴向力作为足踝部损伤的评估指标，提出足踝部发生AIS 2+的损伤风险方程：

$ P = 1 - 1/\exp {\left( {\frac{{0.0348A + 0.415F}}{{5.13076}}} \right)^{7.42582}}. $

(8)

式中，A为年龄；F为胫骨轴向压力。AEP55 Vol2标准将胫骨轴压力5.4 kN作为发生10%概率AIS 2+损伤的阈值。

图 10和图 11分别为胫骨轴压力及力矩曲线，2条曲线均有2个峰值。这是因为地板与足部发生2次碰撞，主峰脉宽约为5 ms，轴压力峰值为5.6 kN，弯矩峰值为80 N·m，由式(6)计算得到胫骨RTI为0.8。胫骨轴压力及RTI指标均超过损伤阈值(5.4 kN及0.75)，即胫腓骨及足踝部发生AIS 2+损伤的概率均大于10%，面临较高损伤风险。

2.3 爆炸当量对乘员损伤的影响

将车辆底部TNT炸药当量由6 kg增加为8 kg后，地板及座椅传递给乘员的冲量有较明显增加，如图 12所示。乘员整体冲击响应及损伤指标均有增大趋势，但在安全带作用下乘员仍未与舱体发生二次碰撞，乘员主要部位损伤情况见表 5。

头部HIC₁₅、颅内正负压力均小于损伤阈值。颈部弯矩及轴向拉力小于损伤阈值，轴向压力1.11 kN接近阈值1.111 kN。该阈值对应无损伤发生，故颈部未发生损伤。DRIz指标增大为19.8，超过损伤阈值17.7。骨盆皮质骨等效塑性应变分布见图 13，骶骨靠近腰椎的区域有单元达到失效应变，即骨盆骶骨发生骨折损伤。髋关节及股骨受力有所增加，但均低于损伤阈值。胫骨RTI增大为0.95，超过损伤阈值0.75。胫骨轴向力增大为7.5 kN，超过损伤阈值5.4 kN。由上述分析可知，TNT爆炸当量提高至8 kg后，乘员胸腰椎、骨盆、胫腓骨及足踝部面临较高损伤风险。

爆炸当量增加后，胫骨力及RTI值均有明显增加。由式(7)和式(8)可知，胫腓骨发生AIS 2+损伤的概率由13%提升至24%，足踝部相应概率由12%提升至40%。依据Kuppa等^[17]提出的损伤风险函数，爆炸当量为8 kg TNT时(股骨轴压力为2.97 kN)，股骨及髋关节发生AIS2+损伤的概率也仅为1.4 %，远远低于足踝部及胫腓骨的损伤风险。爆炸当量为8 kg TNT时，骨盆骶骨发生损伤而髂骨未发生损伤，这说明在垂向冲击载荷下，骶骨较髂骨更易受损，Lei等^[5]也得出类似结论。

2.4 高损伤风险部位分析

爆炸冲击可通过地板及座椅两条路径传递给乘员。地板冲击作用于足部，通过小腿传递给大腿及髋关节。座椅冲击主要作用于骨盆，通过腰椎、胸椎传递给头颈部。冲击在传递过程中发生衰减，乘员靠近地板及座椅的部位受到的冲击较高。

当爆炸当量为6 kg时，乘员足踝部及胫腓骨的损伤指标超过阈值。当爆炸当量为8 kg时，乘员新增胸腰椎及骨盆损伤超标。这说明在底部爆炸条件下车内乘员损伤风险最高的部位为足踝部、胫腓骨，其次是骨盆及胸腰椎。

Schoenfeld等^[20]统计了在伊拉克及阿富汗作战的美军(机械化)骑兵侦察部队(Cavalry Scout)的701名伤亡人员，67%的人员涉及脊椎、骨盆或四肢损伤，其中胫腓骨骨折是最常见的损伤，且脊椎及骨盆的伤害比例较以往战争有明显增加。Alvarez^[2]统计了456名美军爆炸伤伤员，其中受伤比例最高的部位依次为足踝部(26%)、胫腓骨(18%)、腰椎(18%)、胸椎(12%)。上述2项统计与仿真结果一致。

对于未佩戴安全带的乘员，其与座椅分离后将与车辆内壁发生二次碰撞，头颈等部位可能发生损伤。由于目前的行车安全规范是要求乘员正确佩戴安全带，故未讨论该种情况造成的乘员损伤。另外，若乘员穿戴有防弹衣、弹药等负载，可能对腰椎等部位的损伤产生影响，负荷量对乘员损伤的影响需进一步研究。

3 结论

该文建立包含乘员-车体结构-爆炸流场的有限元仿真模型，基于爆炸载荷对车体的毁伤作用，研究了军用特种车辆底部爆炸冲击的传递路径及乘员身体主要部位损伤情况，仿真结果表明：

1) 车辆发生底部爆炸时，爆炸冲击主要通过地板及座椅两条路径传递给车内乘员。座椅传递的冲量远大于地板传递的冲量。

2) 地板冲击经足部、胫腓骨、股骨传递至髋关节；座椅冲击主要经骨盆、腰椎、胸椎传递至头颈部。在地板冲击作用下，乘员足部与地板迅速分离；在座椅冲击作用下，乘员整体被向上加速，随后受安全带的约束。

3) 对于佩戴安全带的乘员，其足踝部、胫腓骨损伤风险最高，其次为骨盆及胸腰椎。

本研究成果有助于理解车辆底部爆炸条件下的车内乘员损伤机理，并可用于指导军用特种车辆抗爆结构设计，提高乘员的安全性。