座椅靠背主动复位安全策略对后倾坐姿乘员的损伤防护效果研究

Investigation on Injury Protection Effectiveness of Active Seatback Reset Safety Strategy for Reclined Occupants

摘要

为探究座椅靠背主动复位安全策略对后倾坐姿乘员运动响应、损伤风险以及潜在危险的影响，对比分析了未采用该安全策略时以及该安全策略采用不同复位速率时乘员运动响应和损伤指标的差异。研究结果表明，该安全策略对后倾坐姿乘员头颈部、胸腹部和腰椎-骨盆的运动响应、损伤风险和损伤机理存在影响。该安全策略可以显著改善腰椎-骨盆运动响应，降低乘员发生下潜和腰椎损伤的风险。当复位速率为2.585 rad/s时，可以降低后倾坐姿乘员整体损伤风险；当复位速率高于或低于2.585 rad/s时，将加剧乘员颈部和腹部损伤风险。

Abstract

To explore the effects of an active seatback reset safety strategy on the motion response， injury risk and potential hazards of reclined occupants， a comparative analysis was conducted to assess the differences in occupant motion response and injury risk without the safety strategy and those with the safety strategy implemented at different reset rates. The results show that the safety strategy has an impact on the motion response， injury risk and injury mechanism of the head-neck， chest-abdomen and lumbar-pelvic regions of reclined occupants. The safety strategy significantly improves lumbar-pelvic motion response and mitigates the risk of submarining and lumbar injuries. When the reset rate is as 2.585 rad/s， substantially reduces the overall injury risk of reclined occupants is reduced. However， when the reset rate is higher or lower than 2.585 rad/s， the injury risks of neck and abdomen is increased.

Graphical abstract

关键词

主动安全 / 后倾坐姿成员 / 乘员损伤 / 正面碰撞 / 座椅靠背主动复位

Key words

active safety / reclined occupant / occupant injury / frontal collision / active seatback reset

0 引言

在智能座舱中乘员将获得更多的自由来从事其他活动，这可能导致汽车内饰发生重大变化^［1］。相关研究表明，乘员舱的短期变化体现在乘员可以躺在座椅上，离开仪表板休息、工作或进行其他休闲活动^［2］。然而，仰卧姿势会影响腰椎负荷，增加成员骨折风险，且骨盆旋转方向也会发生变化^［3］，导致腹带无法以最佳方式限制骨盆前移。综上，智能座舱中座椅的多样化和个性化对车辆的安全性能提出了更高要求^［4-5］，需要深入探究乘员损伤机理及致伤因素以降低新工况下乘员的损伤风险。

根据以往研究，乘员体型、座椅靠背角和膝部支撑位置会影响正面碰撞中乘员下潜风险和腰椎损伤风险，且改变坐垫角度对防止后倾坐姿乘员发生下潜现象的效果有限^［6］。为进一步探究后倾坐姿乘员的损伤机理，研究者通过尸体试验和仿真模拟深入研究了后倾坐姿乘员的运动响应和损伤风险。相关研究表明，人体测量学差异会显著改变后倾坐姿乘员的运动学响应，但性别对其影响较小^［7］。后倾坐姿可能会加剧正面碰撞中乘员腰椎负荷，使腰椎不仅易受到压缩，而且容易出现屈曲现象^［7］。此外，增加对骨盆和下肢的约束可能会对腰椎产生负面影响^［8］。在正面碰撞期间，与直立乘员脊柱的损伤机理相比，后倾坐姿乘员往往会使脊柱先受到高压缩负荷再受到高屈曲负荷，且由于腰椎承受的压力时间更长，造成腰椎更易受伤^［9］。座椅靠背与胸骨垂直轴的夹角是影响乘员运动趋势和损伤风险的重要因素^［10］，即在座椅靠背高度倾斜的情况下安全带与身体的接触情况将会发生变化，因此，通过主被动融合安全策略优化乘员在制动阶段的姿态是降低乘员损伤风险的重要途径^［11-12］。

为进一步探究主被动融合安全策略对后倾坐姿乘员的保护效果及潜在危害，本文基于TUST IBMs M50后倾坐姿模型和大角度座椅构建座椅靠背可以主动复位的正面100%重叠刚性壁障碰撞仿真试验，研究座椅靠背主动复位安全策略以及复位速率对后倾坐姿乘员运动响应和损伤风险的影响。

1 方法

1.1 座椅靠背主动复位仿真模型的建立

使用显式求解器LS-DYNA 单精度版本R11.0（LSTC，Livermore， California， USA）执行有限元模拟。TUST IBMs M50模型的生物仿真度已经得到验证，可以预测正面碰撞中乘员的运动学响应和损伤风险^［13］。基于TUST IBMs M50开发的TUST M50-30°（TUST M50-R）模型与尸体试验^［14］进行了可靠性验证。由生物仿真度评价体系（biofidelity ranking system， BRS）^［15］计算可知，TUST M50-R模型具有良好的生物仿真度（其值为0.3~1.2），可以预测正面碰撞中后倾坐姿乘员的运动学响应和损伤风险。

图1分别展示了仿真模型、靠背复位速率曲线以及车辆加速度脉冲。基于中国新车评价规程（C-NCAP， 2024版）^［16］中正面100%重叠刚性壁障碰撞试验要求设置仿真试验的边界条件。通过预模拟将TUST M50-R模型定位在某汽车企业开发的大角度座椅中，如图1a所示。仿真模型所用的约束系统为三点式安全带，包括肩带卷收器（限力为3.5 kN）、预紧器（预紧力为2.3 kN）和碰撞锁定舌片。根据先前研究确定D形环在座椅靠背上的位置^［17］。采用一维（1D）和二维（2D）单元组合模拟安全带，即利用1D单元将安全带连接到卷收器和预紧器，同时将宽度为48 mm的2D单元用于模拟织带。使用具有定义力-应变关系的MAT_SEATBELT材料模型，在约10 kN的拉力下其伸长率为9%。设置滑环摩擦因数为0.18。为进一步验证仿真模型的可靠性，将座椅靠背角调整至设计位置（座椅靠背角为20°），提取仿真试验中乘员头部质心、胸部和骨盆的合成加速度曲线，并且与物理试验对标。碰撞加速度脉冲和设计位置仿真模型分别如图1b和图1c所示。

座椅靠背主动复位仿真模型基于上述后倾坐姿建立。具体而言，释放座椅靠背铰链处自由度并使用关键字*CONSTRAINED_JOINT_REVOLUTE建立旋转副，使座椅靠背可以绕铰链自由旋转。对座椅靠背骨架施加角速度载荷，以模拟在发生碰撞前的座椅靠背主动复位过程。本研究根据变量水平一共设计了6组仿真试验，包括：未采用座椅靠背主动复位安全策略（Basics），采用座椅靠背主动复位安全策略且设置靠背复位时间依次为0.10 s（Case1）、0.15 s（Case2）、0.20 s（Case3）、0.25 s（Case4）和0.30 s（Case5）。6组仿真试验中，靠背角度均为30°，人-安全带摩擦因数均为0.2，人-座椅摩擦因数均为0.3。不同复位速率曲线见图1d。

1.2 乘员损伤评价指标

头部损伤指标V_HIC（head injury criterion，HIC）被广泛用于评估头部线性载荷造成的损伤风险，其计算表达式为

V_{\mathrm{H}\mathrm{I}\mathrm{C}}=\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}((t_{\mathrm{2}}-t_{\mathrm{1}}){(\frac{\mathrm{1}}{t_{\mathrm{2}}-t_{\mathrm{1}}}{\int }_{t_{\mathrm{1}}}^{t_{\mathrm{2}}}\frac{a(t)}{g}\mathrm{d}t)}^{\mathrm{2.5}})（1）

式中：a(t)为头部质心线性加速度，m/s²；g为重力加速度，取g=9.81 m/s{}^{\mathrm{2}}；t₁、t₂分别为HIC取最大值时的起止时刻，s；t₂-t₁表示HIC取得最大值的时间间隔；\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}(·)表示计算结果取最大值。

当与颅骨骨折有关时，t₂-t₁=15 ms的HIC值（即V_HIC15）更大，因此本文选取V_HIC15来评价乘员的头部损伤风险。据研究，当V_HIC15=700 时，对应AIS 3+损伤风险概率约为22%^［18］。

头部旋转损伤指标即脑损伤指标V_BrIC（brain injury criterion， BrIC）的计算表达式为

V_{\mathrm{B}\mathrm{r}\mathrm{I}\mathrm{C}}=\sqrt[]{{(\frac{{\omega }_x}{{\omega }_{x\mathrm{c}}})}^{\mathrm{2}}+{(\frac{{\omega }_y}{{\omega }_{y\mathrm{c}}})}^{\mathrm{2}}+{(\frac{{\omega }_z}{{\omega }_{z\mathrm{c}}})}^{\mathrm{2}}}（2）

式中，{\omega }_x、{\omega }_y、{\omega }_z分别为头部质心在x、y、z轴上的最大角速度；{\omega }_{x\mathrm{c}}、{\omega }_{y\mathrm{c}}、{\omega }_{z\mathrm{c}}分别为对应方向的角速度临界值，分别取{\omega }_{x\mathrm{c}}=66.3 rad/s、{\omega }_{y\mathrm{c}}=53.8 rad/s和{\omega }_{z\mathrm{c}}=41.5 rad/s。

头部重度损伤风险概率P（AIS4）可通过下式计算得到^［19］：

P(\mathrm{A}\mathrm{I}\mathrm{S}\mathrm{4})=\mathrm{1}-\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}(-(V_{\mathrm{B}\mathrm{r}\mathrm{I}\mathrm{C}}{/\mathrm{1.024})}^{\mathrm{2.84}})（3）

本文还分析了头部弥漫性轴索多轴综合评估（diffuse axonal multi-axis general evaluation，DAMAGE）损伤指标^［20］，该指标值V_DAMAGE可以综合考虑头部角加速度对乘员轴索损伤的影响，其计算表达式为

V_{\mathrm{D}\mathrm{A}\mathrm{M}\mathrm{A}\mathrm{G}\mathrm{E}}=\beta \mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}(|\mathit{\delta }|)（4）

\mathit{m}\ddot{\mathit{\delta }}+\mathit{c}\dot{\mathit{\delta }}+\mathit{k}\mathit{\delta }=\mathit{m}\ddot{\mathit{u}}\mathit{\delta }=({\delta }_x,{\delta }_y,{\delta }_z{)}^{\mathrm{T}}

式中：\beta为比例系数，取\beta=\mathrm{2.9903}；\mathit{\delta }\mathrm{、}\dot{\mathit{\delta }}\mathrm{、}\ddot{\mathit{\delta }}分别为位移向量、速度向量和加速度向量；{\delta }_x\mathrm{、}{\delta }_y\mathrm{、}{\delta }_z分别为x、y、z方向上的位移； m 为质量矩阵；\mathit{c}为阻尼矩阵；\mathit{k}为刚度矩阵；\ddot{\mathit{u}}为角加速度向量；根据TB035规定，DAMAGE损伤阈值为0.42。

颈部损伤基准N_ij是为了评估正面碰撞中AIS 2以上颈部损伤而被提出的损伤指标，已被应用于美国联邦机动车安全标准第208号（FMVSS 208）中。N_ij由颈部轴向力和弯矩组合而成，其计算表达式如下：

N_{\mathrm{i}\mathrm{j}}=\frac{F_z}{F_{\mathrm{i}\mathrm{n}\mathrm{t}}}+\frac{M_{\mathrm{y}}}{M_{\mathrm{i}\mathrm{n}\mathrm{t}}}（5）

式中：F_z 为轴向力；M_y为屈曲/伸展的弯矩；F_int为颈部轴向力与轴相交的截距；M_int为颈部弯矩与轴相交的截距。

颈部的载荷状况可分为拉伸伸展N_TE、拉伸屈曲N_TF、压缩伸展N_CE和压缩屈曲N_CF四类。根据FMVSS 208的规定，第50百分位男性乘员的F_int =4500 N，M_int（屈曲）=310 N·m，M_int（伸展）=125 N·m，损伤阈值为1.0。

SOPHIA 等^［14］基于腰椎压缩-弯曲试验提出的腰椎损伤函数L_fx被广泛接受，该函数综合考虑了碰撞过程中腰椎轴向力和弯矩在腰椎损伤中的贡献率，其计算表达式为

L_{\mathrm{f}\mathrm{x}}(t)=(\mathrm{1}-\alpha )\frac{F(t)}{A}+\alpha \frac{M(t)}{A^{\mathrm{3}/\mathrm{2}}}（6）

式中：\alpha为相对贡献因子，取\alpha =\mathrm{0.11}；F(t)、M(t)分别为腰椎的轴向压缩力和屈曲力矩；A为腰椎的横截面积，根据数据统计，腰椎的平均截面积A_{\mathrm{a}\mathrm{v}\mathrm{e}\mathrm{r}\mathrm{a}\mathrm{g}\mathrm{e}}=\mathrm{973}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{6}}{\mathrm{m}}^{\mathrm{2}}；F/A、M/A^3/2分别为标准化轴向压缩力和标准化屈曲力矩；由文献［14］可知，L_fx阈值为3.44 N/mm{}^{\mathrm{2}}。

2 结果

2.1 仿真模型可靠性验证

本文采用的座椅为某企业开发的大角度座椅，该座椅已经过物理试验验证。该仿真模型的能量占比及验证曲线见图2。仿真求解过程中，系统沙漏能在总能量中的占比小于5%，且不超过系统内能的10%（图2a），符合C-NCAP虚拟测评规程对仿真模型的质量要求。对比仿真试验与物理试验中的乘员损伤曲线可知，头部、骨盆合成加速度峰值差异小于5%且峰值时刻下的差异在5 ms以内。与物理试验相比，仿真试验中胸部合成加速度高10g。产生该现象的原因是人体损伤仿生模型的胸部刚度低于THOR 50假人胸部刚度，造成仿真试验中乘员胸椎受力较大，进而产生了更大的胸部加速度。通过MATLAB求解仿真试验合成加速度曲线与物理试验合成加速度曲线的相关性量化指标（correlation analysis，Cora）值，得到头部质心合成加速度曲线、胸部合成加速度曲线和骨盆合成加速度曲线的Cora值分别为0.89、0.86、0.88，表明两者具有较高的一致性（图2b~图2d）。由此可知，该仿真模型可以较好地反映物理试验中乘员的运动响应及损伤趋势，可用于后续主被动融合安全策略对乘员损伤影响的研究。

2.2 座椅靠背主动复位仿真试验

不同工况下乘员头部质心（CG）、第四胸椎（T4）和骨盆（Pelvis）的运动轨迹如图3所示。可知，在运动初始阶段，Basics工况下乘员上躯干和头颈部存在显著的屈曲现象，但在整体运动过程中CG、T4和Pelvis在x方向上的位移量显著小于其余工况下对应的位移量。对比分析座椅靠背主动复位速率对乘员运动轨迹的影响，Case1中头部质心和胸部的运动轨迹与Case2~Case5中对应运动轨迹存在显著差异，且与Case2~Case5中乘员运动轨迹相比，Case1中乘员上躯干屈曲角度和在x方向上的位移量更大。在Case2~Case5中，乘员运动轨迹具有良好的一致性，其中由乘员骨盆位移轨迹可知，不同工况下乘员均未出现下潜现象，且在汽车座椅和安全带的约束下整体运动轨迹无显著差异。

从表1中可以看出，与Basics工况相比，其余工况下头部损伤参数均出现显著差异。此外，采用座椅靠背主动复位安全策略时复位速率同样对头部损伤参数存在影响。其中，Case2和Case3中旋转载荷均造成了头部损伤。具体而言，在Basics工况下乘员头部损伤参数最小；座椅靠背主动复位安全策略介入时，随着靠背复位速率的减小，头部线性载荷先减小后增大，而旋转载荷的变化趋势恰恰相反。头部最小线性载荷出现在Case3；头部最大旋转载荷出现在Case2。

如图4所示，不同工况下乘员颈部损伤基准N_ij的变化趋势具有显著的一致性且均未超出损伤阈值。具体分析，在所有工况下寰椎（C1）的受力主要体现为拉伸屈曲，而其余椎骨的拉伸伸展现象更加显著。在C2~C7椎段，随着颈椎靠近第一胸椎（T1），颈部拉伸伸展载荷呈现先减小后增大的变化趋势。此外，不同椎段均表现为Case1工况下颈部损伤参数最大，Basics工况下颈部损伤参数最小且该工况下的压缩屈曲载荷为0。图4e展示了颈部ALL、PLL和CL的损伤阈值^［21］以及损伤情况。可知，在正面碰撞过程中乘员颈部损伤主要集中在关节囊韧带，且主被动融合安全策略可以降低乘员颈部韧带损伤风险。随着靠背复位速率的降低，关节囊韧带损伤风险呈现先降低后增加的变化趋势。在Case2~Case4工况下颈部韧带未出现损伤现象，且在Case3工况下乘员颈部韧带损伤参数最小。

由表2^{［16，22-24］}可知，不同工况下胸腹部损伤机理存在显著差异，并且随着靠背复位速率的降低，胸腹部损伤位置的数量先减少后增加。具体而言，Basics工况下胸部压缩量和肾脏应变过大是造成乘员胸腹部损伤的主要原因；Case1和Case2工况下胸腹部损伤主要体现在胸部压缩量、肺部应变和肝脏应变均超过损伤阈值；Case3~Case5工况下腹部（肝脏和脾脏）更易产生损伤。不同工况下乘员的空腔器官（胃部、大肠和小肠）均未出现损伤情况。

不同工况下乘员腰椎损伤参数及腰椎-骨盆的运动趋势如图5所示。可知，是否采用座椅靠背主动复位安全策略对腰椎和骨盆运动响应存在显著影响，而靠背复位速率对其影响可以忽略不计（差异小于2%）。该现象主要表现为在运动过程中，Basics工况下乘员腰椎整体呈现伸展-压缩状态，其余工况下呈现屈曲-压缩状态。不同工况下骨盆均呈现向后旋转，但是座椅靠背主动复位策略的介入可以有效地改善骨盆向后旋转角度，即与Basics工况相比，Case1~Case5工况下骨盆向后旋转角度减小40%~48%。由图5c可知，乘员直立坐姿可以有效缓解腰椎的屈曲-压缩和伸展-压缩状态，且在第三腰椎（L3）至第五腰椎（L5）上的效果更加显著。此外，当靠背复位速率小于2.585 rad/s （Case3）时，该安全策略对腰椎的进一步保护效果将会大幅减弱。

3 讨论

本文采用TUST M50-R模型和某大角度座椅搭建正面碰撞台车试验，通过对比分析标准坐姿角度（座椅靠背角度为20°）下仿真试验的能量占比以及仿真试验中乘员头部、胸部、骨盆合成加速度曲线与物理试验中对应曲线的Cora值验证了仿真模型的可靠性。在此基础上对比分析了56 km/h正面碰撞工况下座椅靠背主动复位安全策略对后倾坐姿乘员的保护效果和潜在危险性，以及靠背复位速率对乘员运动响应及损伤指标的影响。

通过对比6种工况下乘员的运动响应发现，靠背复位速率对乘员运动响应具有显著影响。与Basics工况相比，该安全策略增大了乘员头部和胸部水平位移，但在碰撞初始阶段乘员胸部屈曲现象得到有效缓解，该运动趋势与MARÍA等^［25］研究结果一致。主要是由于台车试验仅释放水平方向上的自由度，没有充分反映车辆碰撞过程中的俯仰运动，造成乘员在直立姿势下头部和胸部位移量较大。

对比分析不同工况下乘员头部损伤指标发现，该安全策略对乘员头部损伤指标存在显著影响。其中，Case2和Case3工况下DAMAGE指标超过损伤阈值，进一步表明头部损伤风险主要受靠背复位速率的影响。综合分析不同复位速率下乘员头部损伤参数可知，Case5工况下乘员头部综合损伤风险最低。主要原因是靠背复位速率越小，乘员在安全带预紧力作用下与头枕发生接触时的相互作用力越小，从而降低了乘员头部损伤风险。此外，当乘员在安全带预紧力作用下向后运动时，复位速率越小乘员头部与头枕接触时的座椅靠背角越大，因此在碰撞初始阶段胸部发生屈曲时，头部与座椅头枕发生剧烈碰撞的概率与靠背复位速率成正相关。该现象与Case5工况下乘员头部质心在碰撞初始阶段出现更显著的z轴负方向位移（即z轴负方向位移量更大）的结果相一致。

后倾坐姿下乘员颈部关节囊韧带是颈部韧带损伤的主要位置，该安全策略可以有效降低关节囊韧带损伤风险，且靠背复位速率与韧带损伤风险存在相关性。不同靠背复位速率下，韧带损伤指标变化趋势与N_ij变化趋势一致。具体而言，在Case3工况下乘员颈部综合损伤风险最低。结合乘员运动轨迹分析，当靠背复位速率大于Case3工况下复位速率时，头部与头枕的相对作用力较大，使头部回弹速率更高，增大了颈部韧带轴向载荷；当靠背复位速率小于Case3工况下复位速率时，头部与头枕接触时的颈部屈曲现象增大了颈部韧带轴向拉伸载荷，因此在碰撞过程中更易出现损伤。此外，本研究结果与武和全等^［4］结论存在差异，主要原因是本研究中采用的后排座椅没有考虑安全气囊对头颈部的影响，造成关节囊韧带拉伸应变增大并出现损伤。综上，根据颈部损伤参数变化规律合理选择靠背复位速率可以对后倾坐姿乘员颈部起到保护作用。

与直立坐姿乘员相比，后倾坐姿乘员胸部压缩量和腹部内脏器官的损伤风险增加，主要是由于后倾坐姿乘员腰椎与座椅靠背的贴合程度较差，降低了座椅对乘员腹部的支撑作用，且后倾坐姿下腰带沿腹部向上滑动导致进一步加剧了腹部损伤风险。由表3可知，靠背复位速率对胸腹部损伤存在显著影响。当靠背复位速率为2.585 rad/s（Case3）时，该安全策略可以有效降低乘员胸腹部损伤风险；当复位速率高大2.585 rad/s时，将会提高乘员胸部损伤风险，且复位速率越大损伤风险越高；当复位速率小于2.585 rad/s时，将会提高乘员腹部损伤风险，但复位速率对损伤风险的影响不显著（差异小于3%）。主要原因是座椅靠背处于复位阶段时，复位速率对安全带的轨迹和作用力存在影响。进一步分析可知，与Case3相比，Case1和Case2中乘员处于相对直立姿态，肩带对乘员胸部的作用力更加显著；Case4和Case5中乘员处于后倾姿态，乘员主要受腰带约束且下潜风险更高，导致乘员损伤集中在腹部。因此，进一步探究复位速率的最优范围是降低后倾坐姿乘员胸腹部损伤的重要工作。

对比分析不同工况下乘员腰椎-骨盆运动响应和腰椎损伤参数，可以了解该安全策略对防止乘员发生下潜现象的保护效果。与后倾坐姿乘员相比，直立坐姿乘员的腰椎受力出现显著变化，由压缩伸展变为压缩屈曲，且腰椎损伤风险显著降低。主要是因为直立坐姿下乘员腰椎与座椅靠背贴合程度高于后倾坐姿时，有效避免了腰椎后向伸展的现象并且减小了腰椎轴向力和弯矩。此外，直立坐姿乘员可以有效改善骨盆向后旋转现象，降低乘员发生下潜的概率，该结果与MROZ等^［3］的研究一致。对比不同复位速率下乘员腰椎-骨盆运动角度变化趋势及损伤参数发现，复位速率对腰椎-骨盆运动角度变化趋势的影响可以忽略不计，但是对腰椎损伤参数存在显著影响，且与腰椎损伤参数大小成正相关。主要是由于靠背复位速率越小，乘员腰椎预应力越小，进而在碰撞阶段腰椎载荷和损伤风险越小。然而，当复位速率小于2.585 rad/s（Case3）时，腰椎损伤参数变化趋于平稳，因此，选择更小的复位速率对腰椎保护效果的提升不显著。

座椅后倾角度设置的数量较少为本文的局限。随着零重力座椅的普及，后续研究将进一步扩展，并深入探究该安全策略在零重力座椅中的可靠性及复位速率的取值范围。

4 结论

1）座椅靠背主动复位安全策略对后倾坐姿乘员头颈部运动响应和损伤风险存在显著影响。该策略将会增大头部水平位移量，且靠背复位速率越小，头部损伤风险越低。与未采用座椅靠背主动复位安全策略相比，该策略可以降低乘员颈部损伤风险，其中复位速率为2.585 rad/s（Case3）时效果最显著。

2）座椅靠背复位速率与乘员胸腹部损伤机理存在相关性，当复位速率高于或低于2.585 rad/s（Case3）时均会提高胸腹部损伤风险。与未采用座椅靠背主动复位安全策略相比，靠背复位速率为2.585 rad/s（Case3）时，胸腹部损伤风险更小。

3）该策略可以有效降低乘员发生下潜和腰椎损伤的概率。通过对比不同复位速率下的腰椎损伤参数，发现复位速率与腰椎损伤参数成正相关，但复位速率小于2.585 rad/s（Case3）时，对腰椎保护效果的提升不显著。

参考文献

[1] FERNANDES S C F. Challenges to Automotive Interior Design： the Future Is Much More Than Technology—It's About People！［C］∥RAPOSO D，NEVES J，SILVA E，eds．Perspective on Design， 2020：385-402.

[2] LITMAN T A. Autonomous Vehicle Implementation Predictions： Implications for Transport Planning［R］. Victoria： Victoria Transport Policy Institute， 2013.

[3] MROZ K， OSTLING M， RICHARDSON R， et al. Effect of Seat Belt Characteristics on the Lumbar Spine and Pelvis Loading of the SAFER Human Body Model in Reclined Postures［C］∥ IRCOBI Conference. Munich， 2020： 470-486.

[4] 武和全，龚创业，李羿辉，等.大倾角坐姿乘员在汽车正面碰撞中的损伤［J］.中国机械工程，2025，36（7）：1497-1504.

[5] WU Hequan， GONG Chuangye， LI Yihui， et al. Research on Injuries of Passengers with Different Sitting Positions in Autonomous Vehicle Collisions［J］. China Mechanical Engineering， 2025，36（7）：1497-1504.

[6] 武和全，边楚虹，胡林，等.汽车自动驾驶过程中不同姿态乘员在追尾碰撞中的损伤研究［J］.中国机械工程，2023，34（13）：1628-1637.

[7] WU Hequan， BIAN Chuhong， HU Lin， et al. Research on Injury of Occupants with Different Postures in Rear End Impacts during Automatic Driving［J］. China Mechanical Engineering， 2023，34（13）：1628-1637.

[8] RAWSKA K， GEPNER B， MOREAU D， et al. Submarining Sensitivity across Varied Seat Configurations in Autonomous Driving System Environment［J］. Traffic Injury Prevention， 2020，21（1）： S1-S6.

[9] SHIN J， DONLON J P， RICHARDSON R， et al. Comparison of Thoracolumbar Spine Kinematics and Injuries in Reclined Frontal Impact Sled Tests between Mid-size Adult Female and Male PMHS［J］. Accident Analysis and Prevention， 2023，193：107334.

[10] STLING M， LUNDGREN C， LUBBE N， et al. The Influence of a Seat Track Load Limier on Lumbar Spine Compression Forces in Relaxed， Reclined， and Upright Seating Positions： a Sled Test Study Using THOR-50M［C］∥Proceedings of IRCOBI Conference. Online，2021： 361-379.

[11] RACHEL R， MOHAN J， KALLE C， et al. Thoracolumbar Spine Kinematics and Injuries in Frontal Impacts with Reclined Occupants［J］. Traffic Injury Prevention，2020，21（1）： S66-S71.

[12] DUONG T， GERD M， STEFFEN M. The Effect of a Braking Maneuver on the Occupant's Kinematics of a Highly Reclined Seating Position in a Frontal Crash［J］. Traffic Injury Prevention，2023，24（4）： 299-306.

[13] STLING M， LUNDGREN C， LUBBE N， et al. The Influence of a Seat Track Load Limiter on Lumbar Spine Compression Forces in Relaxed， Reclined， and Upright Seating Positions： a Sled Test Study using THOR-50M［C］∥ Proceedings of IRCOBI Conference. Online，2021： 361-379.

[14] 武和全， 张凯， 胡林， 等. 自动驾驶汽车事故中主动旋转座椅规避儿童乘员的损伤风险研究［J］.中国公路学报， 2023， 36（5）：273-286.

[15] WU Hequan， ZHANG Kai， HU Lin， et al. Active Rotating Seat to Improve Child Occupants Safety in Autonomous Vehicle Accidents［J］. China Journal of Highway and Transport， 2023， 36（5）：273-286.

[16] 李海岩， 慕鹏飞， 王彦鑫， 等. 面向汽车安全的中国体征50th百分位男性乘员生物力学模型开发及验证［J］.汽车工程，2024，46（10）：1904-1919.

[17] LI Haiyan， MU Pengfei， WANG Yanxin， et al. Development and Validation of a Biomechanical Model with Anthropometry of 50th Percentile Chinese Male Occupant for Automobile Safety［J］. Automotive Engineering， 2024，46（10）：1904-1919.

[18] SOPHIA K T， BRONISLAW D G， JASON L F， et al. Human Lumbar Spine Injury Risk in Dynamic Combined Compression and Flexion Loading［J］. Annals of Biomedical Engineering， 2023，51（6）：1216-1225.

[19] RHULE H H， MALTESE M R， DONNELLY B R， et al. Development of a New Biofidelity Ranking System for Anthropomorphic Test Devices［J］. Stapp Car Crash Journal， 2022， 46：477-512.

[20] 中国汽车技术研究中心有限公司.C-NCAP管理规则（2024版） ［R］. 天津：中国汽车技术研究中心，2024.

[21] China Automotive Technology and Research Center. China-New Car Assessment Program（C-NCAP）（2024 Version）［R］. Tianjin： China Automotive Technology and Research Center， 2024.

[22] GEPNER B D， PEREZ-RAPELA D， FORMAN J L， et al. Evaluation of GHBMC， THUMS and SAFER Human Body Models in Frontal Impacts in Reclined Postures［C］∥ IRCOBI Conference. Porto， 2022：116-143.

[23] PRASAD P， MERTZ H J. The Position of the United States Delegation to the ISO Working Group 6 on the Use of HIC in the Automotive Environment［C］∥SAE Government Industry Meeting and Exposition. Warrendale： SAE， 1985：106-116.

[24] MIZUNO K. Crash Safety of Passenger Vehicles ［M］. Nagoya： Nagoya University Press， 2012.

[25] LEE F， JEFF R， MATTHEW B. Development of a Second-order System for Rapid Estimation of Maximum Brain Strain ［J］. Annals of Biomedical Engineering，2019，47（9）：1971-1981.

[26] YOGANANDAN N， KUMARESAN S， PINTAR F A. Geometric and Mechanical Properties of Human Cervical Spine Ligaments［J］. Journal of Biomechanical Engineering，2000，122（6）：623-629.

[27] STITZEL J D， GAYZIK F S， HOTH J J， et al. Development of a Finite Element Based Injury Metric for Pulmonary Contusion Part I： Model Development and Validation［J］. Stapp Car Crash Journal，2005， 49：271-289.

[28] YAMADA H. Strength of Biological Materials［J］. Williams & Wilkins Company Baltimore，1970， 3：585-589.

[29] MELVIN J W， STALNAKER R L， ROBERTS V L， et al. Impact Injury Mechanisms in Abdominal Organs［C］∥ 17th Stapp Car Crash Conference. Oklahoma City， 1973：115-126.

[30] MARÍA G， LEA S， JULIA M， et al. Kinematic Response of Seated Male Volunteers in Various Reclined Postures on a Sled Subjected to a Braking Pulse［J］. Accident Analysis & Prevention，2023，193：107293.

基金资助

国家重点研发计划(2018YFC0807203)

浙江省全省智能汽车全域安全重点实验室开放基金(ZKLIVCS-202406)