Realitätsnahe Simulationsmodelle für Airbag und Mensch Neue Möglichkeiten und Grenzen der FE Simulation

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1 Realitätsnahe Simulationsmodelle für Airbag und Mensch Neue Möglichkeiten und Grenzen der FE Simulation Thomas Pyttel, FH Giessen-Friedberg 1, Andreas Floss, ESI GmbH 2, Charles Thibaud, ESI GmbH 3, Christoph Goertz, AUTOLIV B.V. & Co. KG 4 1 Einleitung Die Reduzierung des Verletzungsrisikos für so genannte OoP-Insassen (Out of Position) führte in den letzten Jahren zum einen zu neuartigen Konzepten für Airbags und zum anderen zu einer deutlichen Weiterentwicklung der numerischen Hilfsmittel, die für die Berechnung von Insassenbelastungswerten mittels Finite-Elemente-Methoden benutzt werden. Hierbei handelt es sich im Wesentlichen um Verfahren zur Berechnung des hochdynamischen Vorganges der Airbagentfaltung unter Berücksichtigung der Gasdynamik, FE Modelle von Airbags und FE Modelle von Dummys und Menschen. Einen Überblick über die Möglichkeiten und Grenzen von Verfahren, die auf konventionellen Methoden basieren, gibt Beesten [1]. Zur Berücksichtigung der Gasdynamik bei der Airbagentfaltung wurden in den letzten Jahren von verschiedenen Softwarefirmen unterschiedliche Verfahren entwickelt. Ein Vergleich dieser Verfahren hinsichtlich ihrer Leistungsfähigkeit ist in [2] zu finden. Diese Untersuchungen haben unter anderem gezeigt, dass neben der Qualität des Insassenmodells die realistische Berechnung der Airbagentfaltung wesentlich für den erfolgreichen Einsatz der numerischen Verfahren ist. Die bekannten Grenzen konventioneller Methoden zur Berechnung des Entfaltungsvorganges können nur durch die korrekte Berechnung der Gasströmung innerhalb des Airbags überwunden werden. Das Hauptproblem liegt in der Abbildung der instationären gasdynamischen und thermodynamischen Vorgänge im Airbag. Dieses Problem wurde mittels eines gitterfreien Verfahrens (FPM) [3] zur Berechnung der Gasströmung innerhalb eines sich entfaltenden Airbags gelöst und anhand industrieller Projekte erprobt [4]. Die Einführung dieses Verfahrens hat zur Folge, dass an die Qualität der Airbagmodelle deutlich höhere Anforderungen gestellt werden, als dies bisher der Fall war. Für eine prognosefähige Simulation wird darüber hinaus ein FE-Modell des Insassen benötigt. Neben der deutlichen Verbesserung von Dummymodellen hat sich gezeigt, dass Menschmodelle das Potential besitzen, die Vorgänge im menschlichen Körper zu verstehen. Mit großem Aufwand wurden solche Modelle in den letzten Jahren entwickelt. Anhand von Beispielen wird gezeigt, welche Vorteile und Chancen sich ergeben, wenn konsequent auf den letzten Stand der Technik gesetzt wird. Damit haben sich die Grenzen der Simulation zwar deutlich verschoben, sind aber nicht verschwunden. Diese neuen Grenzen werden dargestellt. 1 Prof. Dr.-Ing. Thomas Pyttel 1, FH Giessen-Friedberg, Wilhelm-Leuschner-Str. 13, 2 Dr.-Ing. Andreas Floß, ESI GmbH, Mergenthalerallee 15-21, Eschborn, 3 Dr.-Ing. Charles Thibaud, ESI GmbH, Mergenthalerallee 15-21, Eschborn, 4 Dipl.-Ing. Christoph Goertz, AUTOLIV B.V. & Co. KG, Theodor-Heuss-Str. 2, Dachau,

2 2 Simulation der Airbagentfaltung Ziel einer Simulation der Airbagentfaltung muss es zunächst sein, den Entfaltungsprozess so realistisch wie möglich zu beschreiben. Zu beurteilen, ob eine Simulation diesem Anspruch genügt, ist nicht trivial. In der Regel wird die Kinematik der Entfaltung sowie ggf. die gemessene Beschleunigungskurve eines als Hindernis vor dem sich entfaltenden Airbag positionierten Pendels für eine Bewertung herangezogen. Die berechnete Entfaltung hängt wesentlich ab von den geometrischen Daten des Simulationsmodells des gefalteten Airbags, dem numerischen Verfahren zur Berechnung der Gasdynamik im Airbag, den Inflow bedingungen, der Interaktion des Airbags mit der Umgebung (speziell Dummy), dem Materialverhalten des Airbaggewebes und dem Materialverhalten des Airbaggehäuses (speziell Klappe mit Reißnaht). Im Rahmen dieser Veröffentlichung werden die Erstellung eines Simulationsmodells für den gefalteten Airbag sowie die numerische Beschreibung der Gasdynamik im Airbag näher untersucht. 2.1 Ohne realistische Faltung keine realistische Entfaltung Unbestritten kann man im Rahmen einer Simulation nur eine realistische Entfaltung erwarten, wenn das Simulationsmodell des gefalteten Airbags geometrisch der Hardware entspricht. Derzeit verfügbare kommerzielle Programme zur Erstellung eines FE-Netzes für den gefalteten Airbag sind nicht in der Lage, diese Aufgabe für einen 3D-Airbag zufriedenstellend zu meistern. Ein Weg, zur Geometrie des gefalteten Airbags zu gelangen, besteht in der Simulation des Faltungsvorganges. Ausgangspunkt ist in der Regel der Zuschnitt der Einzelteile des Airbags. Abbildung 1 zeigt einzelne Schritte einer solchen Faltungssimulation (durchgeführt von der Firma Key Safety Systems Deutschland GmbH). Ausgangspunkt hier ist der vernetzte Zuschnitt und ein daraus aufgebauter vereinfachter 3D-Airbag (erste Reihe der Abbildung 1). Während des folgenden Plattdrückens des Airbags gleicht die Initial Metric - Option die Vereinfachungen wieder aus. Das eigentliche Falten erfolgt nun mittels modellierter Schieber und Schwerter. Wird für den Airbag ein FE-Netz mit einer Elementkantenlänge von ca. 5mm verwendet, so ist die berechnete Geometrie des gefalteten Airbags ein guter Ausgangspunkt für eine folgende CFD-Berechnung der Entfaltung. 2

3 Abbildung 1: Darstellung einzelner Schritte der Simulation des Faltungsvorganges (Quelle: Key Safety Systems Deutschland GmbH) 2.2 CFD-Verfahren für die Simulation der Airbagentfaltung Ein Airbag ist aus der Sicht der Strömungsmechanik ein 3-dimensionales, nichtlineares Fluid-Struktur-Kopplungs-Modell, dessen Berechnung mit den typischen CFD-Methoden sehr aufwendig ist und das zu numerischen Instabilitäten neigt. Insbesondere für die Simulation gefalteter Airbags mit eng aufeinander liegenden Gewebelagen stellen die klassischen CFD-Programme keine praktische Lösung dar. Die Softwareanbieter im Crashund Safety-Bereich haben deshalb eigene, speziell dem Problem angepasste Verfahren entwickelt. Die Verfahren unterscheiden sich zunächst in der Formulierung der das strömungsmechanische bzw. thermodynamische Problem beschreibenden Differentialgleichungen. Die Eulersche Formulierung geht von einer raumfesten Betrachtung aus, bei der alle Berechnungen in Bezug auf ein Beobachtungsvolumen durchgeführt werden. Die Lagrangesche Formulierung ist eine materielle Beschreibungsweise, bei der sich alle Gleichungen auf einen Materiepunkt beziehen. Für die numerische Lösung der partiellen Differentialgleichungen haben sich grundsätzlich zwei Verfahrensgruppen etabliert: Netz- bzw. gitterbasierende Methoden und gitterfreie Methoden. Zu den Netz- bzw. Gittermethoden gehören die Finite-Elemente- und Finite- Differenzen-Verfahren. Das Strömungsgebiet wird dabei durch ein Netz von Volumenelementen oder durch ein meist orthogonales Gitter diskretisiert. Bei den netzfreien Methoden wird das Gebiet lediglich durch Punkte diskretisiert, deren topologische Beziehungen untereinander während der Berechnung bestimmt werden. Bei der Auswahl der Formulierung und des numerischen Verfahrens ergeben sich Vor- und Nachteile, die bei der Entwicklung einer effizienten Lösungsmethode für ein spezielles Problem wie das der Airbagentfaltung gegeneinander abzuwägen sind. Verwendet man ein FEM-Verfahren in Verbindung mit einer Lagrangeschen Formulierung für die Lösung des Strömungsproblems, so ist aufgrund der extremen Netzverzerrungen, die sich im Strömungsgebiet einstellen, eine ständige sehr zeitaufwendige - Neuvernetzung 3

4 notwendig. Für die Finite-Elemente- und Finite-Differenzen-Verfahren hat sich deshalb die Eulersche Beschreibung durchgesetzt. Da das Strömungsgebiet durch das raumfeste Gitter oder Netz begrenzt ist, ergeben sich jedoch Probleme, wenn sich das Volumen stark ändert bzw. wenn sich das Modell weiträumig bewegt. Diesen Nachteil der Eulerschen Beschreibung versucht man durch adaptive Netze, die sich in gewisser Weise mit dem Modell bewegen, zu begegnen (ALE, Arbitrary-Lagrangian-Eulerian-Formulierung). Besondere Schwierigkeiten ergeben sich für die gitter- bzw. netzbasierenden Methoden für die Modellierung des gefalteten Airbags. Da die Gewebelagen kompakt aufeinander liegen und zum Teil zufallsartige Formen annehmen, sind extrem kleine Elemente bzw. Gitterabstände notwendig, um die Strömungen während des Beginns der Entfaltung zu erfassen. Diese Eigenart der Entfaltungssimulation treibt den Berechnungsaufwand bei der Anwendung von Gittermethoden enorm in die Höhe. Gitterfreie Methoden (FPM: Finite-Pointset-Method, SPH: Smooth-Particles-for- Hydrodynamics) verwenden zur Diskretisierung des Strömungsgebietes lediglich Punkte, die in bestimmten Abständen im Raum verteilt sind. Die Feldfunktionen werden dabei mittels eines Moving-Least-Square-Verfahrens zwischen den diskreten Funktionswerten interpoliert. Die Punkt- bzw. partikelbasierenden Methoden können sowohl in Lagrangescher als auch in Eulerscher Beschreibung formuliert werden. Da bei einer raumfesten Beschreibung zusätzlich Transportterme berechnet werden müssen, deren Genauigkeitsordnung eine Stufe niedriger ist, bevorzugt man eine materielle Beschreibung, bei der sich die Punkte mit der Strömung bewegen. Das wesentliche Verfahrensmerkmal der Partikelmethoden ist ihre Adaptivität. Die Punkte werden dort erzeugt, wo sie benötigt werden. Der Diskretisierungsprozess kann während der Simulation räumlich und zeitlich beliebig gesteuert werden. Für die Entfaltungssimulation von Airbags sind die Partikelverfahren besonders geeignet, da das Strömungsgebiet in seiner Ausdehnung nicht vorher bekannt sein muss und den sich stark ändernden Abstandsverhältnissen zwischen den Faltungslagen durch die adaptive Diskretisierung Rechnung getragen werden kann. Der Preis für die Flexibilität der gitterfreien Verfahren ergibt sich aus dem Aufwand für die Generierung der Punkte und die Suche der für die Konstruktion der Interpolationskerne benötigten Nachbarpunkte (Nearest-Neighbor- Search). Das im vorliegenden Beitrag vorgestellte FPM-Verfahren verwendet eine Eulersche Formulierung für Punkte, die auf dem Rand des Strömungsgebietes platziert sind und eine Lagrangesche Formulierung für Punkte, die sich im Inneren des Airbags befinden. Die Airbaghülle bildet zusammen mit den Anbauteilen des Einströmsystems die natürliche Berandung des Strömungsgebietes. Die Randpunkte bewegen sich mit dem Airbag mit und erfüllen die unterschiedlichen Randbedingungen für Einström- und Ausströmöffnungen und für undurchlässige Ränder. Die Fluid-Struktur-Kopplung ist in der Weise realisiert, dass die Geschwindigkeiten der Knoten des Airbagnetzes als Randbedingungen für das Strömungsgebiet berücksichtigt werden und dass die Gasdrücke als Ergebnis der Strömungsberechnung auf die Airbagelemente aufgebracht werden. Beide Lösungsverfahren, das FEM-Verfahren für den Airbag und das FPM-Verfahren für das Gas, können dabei mit unterschiedlichen Schrittweiten arbeiten. Die Gasdynamikmodellierung basiert auf den Euler-Gleichungen für reibungsfreie, kompressible Flüssigkeiten. Die Integration der Differentialgleichungen erfolgt mittels eines Upwind-Schemas, das besonders der Erfassung von Verdichtungsstössen in Überschallbereichen Rechnung trägt. 2.3 Vorteile des eingesetzten CFD-Verfahrens gegenüber der Uniform Pressure - Methode Mit Hilfe von CFD-Verfahren kann die Gasströmung in einem sich entfaltenden Airbag direkt berechnet werden. Im Gegensatz dazu geht die konventionelle UP-Methode von einer gleichmäßigen Verteilung des Gases im gesamten Volumen aus, kann also keine Aussagen 4

5 über Ausbreitung und Verteilung des Gases im Luftsack liefern. Im Folgenden wird ein Beispiel gezeigt, bei dem die Gasströmung eine wichtige Rolle für die gleichmäßige Befüllung eines großen Airbags spielt. Die Simulationen erfolgten mit FPM in PAM-CRASH. Ein Kopfairbag (Inflatable Curtain - IC) schützt die Insassen im Bereich der Seitenfenster vor eindringenden Objekten. Dazu muss eine große Fläche in kurzer Zeit abgedeckt werden. Die Herausforderung bei der Entwicklung eines Kopfairbags besteht darin, das Gas über eine relativ weite Strecke so im Luftsack zu verteilen, dass die Verkleidungsteile (Dachhimmel) gleichmäßig geöffnet werden und die gewünschte Druckverteilung im Luftsack erreicht wird. Im Folgenden werden Ergebnisse aus einer Studie gezeigt, in der die Gasverteilung vom Gasgenerator aus über einen Gewebeschlauch mit mehreren Ausströmöffnungen untersucht wurde. Die Abbildung 2 zeigt Simulationsergebnisse mit CFD (gefalteter Kopfairbag mit Gewebeschlauch ohne Umgebung). Man erkennt, wie sich der Gewebeschlauch von der Einströmöffnung ausgehend füllt (links = hinten im Fahrzeug). Dementsprechend beginnt die Entfaltung des Luftsacks hinten einige Millisekunden früher, noch bevor der Gewebeschlauch vorn vollständig gefüllt ist. Die Farbcodierung zeigt die Druckdifferenz zwischen Innen- und Außenseite des Gewebeschlauchs (hoher Innendruck hier negativ). Man erkennt, wie Druckwellen durch den Gewebeschlauch laufen. Abbildung 2: Entfaltungsvorgang des gefalteten Kopfairbags ohne Umgebung (Quelle: AUTOLIV B.V. & Co. KG) Die Abbildung 3 zeigt das Modell im statischen Aufblasversuch mit Verkleidungsteilen im direkten Vergleich mit Versuchsergebnissen. Man erkennt eine sehr gute Wiedergabe der Entfaltung unter der Dachverkleidung heraus. In der Simulation ist es nun möglich, das Verhalten von Gewebeschlauch und gefaltetem Luftsack unter den Verkleidungsteilen 5

6 genauer zu untersuchen und ggf. die Gasverteilung und das Entfaltungsverhalten zu optimieren. Dieser Bereich ist im Versuch normalerweise unsichtbar bzw. unzugänglich. Die Druckverteilung auf dem Airbaggewebe kann Hinweise auf hoch belastete Gewebebereiche geben. Abbildung 3: Statischer Aufblasversuch mit Verkleidungsteilen, Vergleich Experiment mit Simulation (Quelle: AUTOLIV B.V. & Co. KG) Die Abbildung 4 zeigt das Modell in einer dynamischen Fahrzeugumgebung (Substruktur mit Dummy ES-2 im Pfahlaufprall). Zum Zeitpunkt der Auslösung des Kopfairbags hat die Deformation von Struktur und Verkleidungsteilen bereits begonnen, d.h., die Entfaltungskinematik kann sich vom statischen Aufblasversuch unterscheiden. Vergleichbare Versuche im Gesamtfahrzeug stehen normalerweise erst sehr spät im Entwicklungsprozess und dann nur in geringer Anzahl zur Verfügung. Durch die Simulation mit CFD in einer solchen Umgebung können mögliche Probleme früher erkannt und idealerweise auch gelöst werden. 6

7 Abbildung 4: Entfaltungsvorgang des Kopfairbags in einer dynamischen Fahrzeugumgebung (Quelle: AUTOLIV B.V. & Co. KG) Das Beispiel Kopfairbag demonstriert, dass die Anwendung von CFD inzwischen auch in komplexen dynamischen Umgebungen möglich ist. Die Ergebnisse sind teilweise deutlich realistischer als mit der konventionellen UP-Methode. Um dieses Potential im Entwicklungsprozess wirklich zu nutzen, ist allerdings eine hohe Qualität aller Modell-Teile (hier besonders Struktur, Verkleidungsteile und Airbag) notwendig. 2.4 Grenzen des eingesetzten CFD-Verfahrens Da die Simulation nicht mit den Vorgängen im Inneren des Gasgenerators beginnt, muss eine Schnittstelle definiert werden, an der das Gas unter Verwendung der vorzugebenden Einströmbedingungen in das zu simulierende System eintritt. Oft ist es ausreichend, idealsierte Eintrittsöffnungen zu definieren, welche einen mittleren Durchmesser von einem oder mehreren Zentimetern haben. Solche Airbagmodelle sind mit vertretbarem Einsatz an Hardware über Nacht zu berechnen. Hat man jedoch Gaseintrittsöffnungen mit stark inhomogenen Bedingungen, wie sie an Durchströmöffnungen eines Diffusorbleches auftreten können, muss die Schnittstelle für den Gaseintritt unmittelbar an die Generatoröffnung gelegt werden. Die Folge sind große Gradienten der Zustandsgrößen auf sehr kleinem Raum. Um diese mit der Numerik ausreichend genau abzubilden, müssen sehr 7

8 viele Punkte mit sehr geringem Abstand eingesetzt werden. Das führt zu Rechenzeiten, welche unter Umständen nicht mehr praktikabel sind. Im Rahmen eines Gemeinschaftsprojektes der Firmen AUDI AG, TAKATA und ESI GmbH [4] wurde eine solche Situation untersucht. Der experimentelle Aufbau beinhaltete einen gefalteten Beifahrerairbag, welcher unmittelbar vor einem Bodyblock positioniert wurde. Dieser Aufbau diente der Untersuchung eines OoP Lastfalls. Der Generator, das Diffusorblech sowie das Airbaggehäuse mit dem Airbag zeigt Abbildung 5. Abbildung 5: Generator, Diffusorblech, Airbaggehäuse mit Airbag (Hardware) Zunächst wurden die Öffnungen im Diffusorblech als Gaseintritt definiert (linkes Bild der Abbildung 6). Diese Variante wird im Weiteren als Modell 1 bezeichnet. Gaseintritt Modell 1 Gaseintritt Modell 2 Abbildung 6: Darstellung der für den Gaseintritt festegelegten Geometrien Die Rechenzeit des so definierten Modells betrug für 50ms Simulationszeit auf einer Zweiprozessormaschine ca. 20 Stunden. Jedoch machte ein einfacher Vergleich der berechneten Geometrie des Airbags bei 40 ms mit dem Experiment deutlich, dass wesentliche Phänomene der Strömung nicht abgebildet wurden. Abbildung 7 zeigt, dass die im Experiment beobachtete Schrägstellung des Airbags vor dem Bodyblock durch die Simulation zunächst nur ansatzweise abgebildet werden konnte. 8

9 Abbildung 7: Vergleich der mit Modell 1 berechneten Geometrie des entfalteten Airbags mit der experimentellen bei 40ms Die Definition der Einströmbedingungen für die Öffnungen des Diffusorbleches stellt zwar sicher, dass die globalen Bilanzen für Masse und Energie des Airbags erfüllt sind, die lokalen Größen wie die Geschwindigkeit und die Bewegungsrichtung der Partikel durch diese Art der Definition bei der vorliegenden Geometrie jedoch nicht korrekt beschrieben sind. Um das Problem zu lösen, muss das Modell erweitert werden. Wie in Abbildung 6 auf der rechten Seite dargestellt, wird der Gaseintritt direkt an der Generatoröffnung definiert. Abbildung 8 zeigt für dieses Modell die Geschwindigkeitsvektoren bei 6 ms sowie die gesuchte Schrägstellung des Airbags bei 20 ms. Abbildung 8: Geschwindigkeitsvektoren der Punkte bei 6 ms (links) und dementsprechende Schrägstellung des Airbags (rechts). Berechnet mit Model 2. Dieses Modell benötigte bei Verwendung von 8 Prozessoren ca. 10 Tage Rechenzeit. Damit ist die Grenze dessen, was im Rahmen einer Produktentwicklung akzeptabel ist, deutlich überschritten. Als Ausblick sei erwähnt, dass durch eine Entkopplung der Vorgänge am Diffusorblech prinzipiell die Möglichkeit besteht, dieses Problem zu überwinden. Abbildung 9 zeigt die Geschwindigkeitsverteilung im Bereich des Diffusorbleches. Deutlich zu erkennen ist, dass im Bereich der Öffnungen Schallgeschwindigkeit herrscht. Damit lässt sich rechtfertigen, zunächst nur den Bereich von Gasgenerator bis Diffusorblech mit einer sehr hohen räumlichen Auflösung zu berechnen. Die so an den Öffnungen des Diffusorbleches bestimmten Zustandsgrößen könnten dann als Randbedingungen für eine nachfolgende FPM-Rechnung für den Bereich zwischen Diffusorblech und Airbaggewebe benutzt werden. 9

10 Abbildung 9: Geschwindigkeitsverteilung im Bereich des Diffusorbleches (Quelle: AUDI AG) Detaillierte Untersuchungen zu diesem Konzept sind bei Blümcke [7] zu finden. 3 Simulationsmodelle für Dummies und Menschen In der virtuellen Fahrzeugentwicklung werden heute Simulationsmodelle von Dummies verwendet. In den letzten Jahren wurde intensiv an der Entwicklung von Simulationsmodellen, die das Verhalten des Menschen beschreiben, gearbeitet. Einen Überblick über solche Modelle gibt Haug [5]. Inzwischen haben sich diese Modelle für numerische Komfortuntersuchungen etabliert. Im Bereich der Insassensicherheit wurden diese so genannten Human Models jedoch nur vereinzelt eingesetzt [6]. Die Anzahl der Simulationsmodelle für Dummies folgt der steigenden Zahl an Hardwaredummies. Zusätzlich zu der durch die Hardware gegebenen Vielfalt kommt bei den Simulationsmodellen die Möglichkeit, starrkörperbasierende Modelle oder Finite-Element- Modelle aufzubauen. In den letzen Jahren ist jedoch klar ein Trend hin zu den Finite- Element-Modellen zu beobachten. Ein wesentlicher Grund dafür ist, dass man bei Aufbau solcher Modelle mit deutlich weniger Annahmen auskommt. Das heißt, ausgehend von Materialversuchen und der tatsächlichen Geometrie sind diese Modelle sehr realitätsnah. Durch das Experiment reproduzierbare Insassenwerte und eine realistische Interaktion mit der Fahrzeugumgebung sind das prinzipiell erreichbare Ziel. Dieses Ziel wurde für das FE-Modell des EUROSID-2 weitestgehend erreicht. Die Entwicklung erstreckte sich über einen Zeitraum von acht Jahren. Eine sehr große, durch den FAT finanzierte Versuchsbasis sowie ein großes Engagement der beteiligten Firmen sind die wesentlichen Gründe für diesen Erfolg. Derzeitige Modelle der Hybrid 3 Dummies der Firma FTSS für den Frontcrash haben diesen Stand noch nicht erreicht. Aktuell laufende Entwicklungen haben das Ziel, FE-Modelle für den BIORID-2 (im Rahmen eines FAT Projektes) sowie für den WorldSid (FTSS) zu erstellen. Für diese Modelle existieren erste Versionen, welche noch eine sehr begrenzte Prognosefähigkeit besitzen. 10

11 Die Erstellung von FE-Modellen für den menschlichen Körper ist unbestritten deutlich komplexer als die Erstellung von Dummymodellen. Daher hat die EU mit den Projekten HUMOS-1 und HUMOS-2 [8] dieses Vorhaben unterstützt. Im Rahmen dieser Veröffentlichung soll für das Thema Seitencrash und Heckcrash dargestellt werden, wo die wesentlichen Unterschiede zwischen Dummymodell und Menschmodell bestehen. Soweit möglich werden Schlussfolgerungen gezogen. Für die Untersuchungen wurde das so genannte H-Model [9] der Firma ESI verwendet. Dieses Modell besitzt ein deformierbares Skelett (dargestellt auf Abbildung 10). Organe, Muskeln und Fleisch sind durch entsprechende Finite Elemente modelliert. Abbildung 10: H-Model, Darstellung des Skeletts 3.1 Menschmodell und EUROSID Modell beim Seitencrash Untersucht wurde ein EURO NCAP Lastfall an einem Golf Plus der Firma Volkswagen AG. Für den Insassen kam einmal das EUROSID-2 Modell zum Einsatz und in einer weiteren Simulation das H-Model. Beide Berechnungsmodelle sind auf Abbildung 11 dargestellt. Die Positionierung der Insassenmodelle erfolgte in beiden Fällen durch eine Einsitzsimulation. Verletzungskriterien sind für das EUROSID Modell klar definiert. Um die Modelle vergleichen zu können, wurden am H-Model Signale ausgewertet, die möglichst äquivalent zum EUROSID sind. Für die Beschleunigungen der oberen und unteren Wirbelsäule (T1 und T12) sowie des Beckens war die Definition von solchen Auswertepunkten am H-Model problemlos möglich. Zum Vergleich der Zusammendrückung der drei Rippen des EUROSID Modells wurde die Zusammendrückung des Brustkorbes des H-Models an geometrisch gleichen Orten ausgewertet. 11

12 Abbildung 11: Berechnungsmodelle mit EUROSID 2 (links) und mit H-Model (rechts) Abbildung 12 stellt die mit beiden Modellen für drei signifikante Punkte berechneten Beschleunigungen sowie die Zusammendrückung der Rippen gegenüber. Beschleunigung T1 Beschleunigung T12 Beschleunigung Becken Eindrückung Obere Rippe 12

13 Eindrückung Mittlere Rippe Eindrückung Untere Rippe Abbildung 12: Gegenüberstellung von Beschleunigungen und Rippeneindrückungen für EUROSID 2 und H-Model Bei der Analyse der Beschleunigungskurven ist festzustellen, dass die Beckenbeschleunigung beider Modelle bis 35 ms nahezu identisch ist. Dann steigt die Beckenbeschleunigung des H-Models gegenüber der des EUROSID stark an. Die Beschleunigung der unteren Wirbelsäule (T12) zeigt ein ähnliches Verhalten. Der Anstieg der Beschleunigung setzt etwas später ein. Diese Unterschiede sind leicht durch die Geometrie der Beckenknochen (dargestellt auf Abbildung 13) zu erklären. Abbildung 13: Darstellung der Geometrie der Beckenknochen, links EUROSID, rechts H- Model Der deutlich breitere Beckenknochen des H-Models bedingt, dass bei 35 ms das zwischen Beckenknochen und Fahrzeugstruktur befindliche Fleisch komprimiert ist. Es werden direkt Kräfte von der Fahrzeugstruktur in den Beckenknochen eingeleitet, was den Anstieg der Beschleunigung zur Folge hat. Dieses Signal pflanzt sich entlang der Wirbelsäule fort und kommt etwas zeitverzögert am Messpunkt T12 an (Anstieg der Beschleunigung bei 40 ms). Beim EUROSID ist der schmalere Beckenknochen von deutlich mehr Schaum umgeben. Aufgrund dessen tritt der eben beschriebene Effekt hier nicht auf. Werden die Eindrückungen der Rippen verglichen, so stellt man große Unterschiede fest. Die Rippen des EUROSID werden deutlich stärker zusammengedrückt als die des H- Models. Die Gründe dafür sind nicht primär in der Steifigkeit der Rippen zu suchen. Vielmehr spielen hier die Geometrie des gesamten Modells, die Positionierung und damit der Arm 13

14 eine entscheidende Rolle. Abbildung 14 zeigt deutlich, dass im Falle des H-Models der Arm während des gesamten Vorganges zwischen Brustkorb und Airbag eingeklemmt bleibt. Dadurch verteilt der Arm die Last gleichmäßig auf den Brustkorb und nimmt noch dazu einen Teil der Energie auf. Beim EUROSID hingegen schiebt der Airbag den Arm nach oben weg. Die schützende Wirkung entfällt, was die höheren Rippenzusammendrückungen zur Folge hat. Abbildung 14: EUROSID Modell und H-Model bei 17 ms (obere Reihe) und bei 37 ms (untere) Reihe 3.2 Menschmodell und BIORID Modell beim Heckcrash Der BIORID-2 Dummy orientiert sich deutlich stärker an dem Aufbau des menschlichen Körpers als z.b. der EUROSID-2. Die Wirbelsäule des BIORID besteht aus einzelnen Wirbeln, die sich gegeneinander verdrehen können. Diese Beweglichkeit wird über eine Seil- 14

15 Dämpfer-Konstruktion gesteuert. Abbildung 15 stellt die Wirbelsäule des FE-Modells der Firma ESI [10] der des H-Models gegenüber. Abbildung 15: Gegenüberstellung der Wirbelsäule, links BIORID-2 FE-Modell, rechts H- Model Speziell im Nackenbereich besitzt der BIORID das anti-whiplash-system des Menschen (Verlängerung der Halswirbel nach hinten). Das äußerst komplexe Muskelsystem des Menschen in diesem Bereich wurde beim BIORID mit wenigen Seilen vereinfacht abgebildet (Abbildung 16). Diese Vereinfachung ist für den betrachteten Lastfall sicher zulässig. Abbildung 16: Aufbau des Nackens, links BIORID, rechts H-Model Was der BIORID im Vergleich zum Menschen nicht kann, ist die Aktivierung von Muskeln aufgrund von äußeren Einflüssen. Diese Thematik wurde in [11] experimentell mit lebenden Probanden anhand eines Heckcrashs mit 8 km/h untersucht. Abbildung 17 stellt die 15

16 experimentell beobachtete Kinematik des Kopfes einer auf dem H-Model basierenden Simulation einmal mit und einmal ohne Aktivierung der Nackenmuskulatur gegenüber. Abbildung 17: Gegenüberstellung der Kinematik des Kopfes, erste Reihe Experiment, zweite Reihe H-Model ohne Aktivierung der Nackenmuskeln, dritte Reihe H-Model mit Aktivierung der Nackenmuskeln Es ist deutlich zu erkennen, dass das reflexbedingte Anspannen der Nackenmuskulatur die Kinematik wesentlich beeinflusst. Dieses aktive Reagieren kann der BIORID nicht liefern. Hier liegt ein wesentlicher Unterschied zwischen Menschmodell und Dummy. 4 Zusammenfassung und Ausblick Prinzipiell eröffnet das in dieser Veröffentlichung dargestellte Verfahren zur Berechnung des Entfaltungsvorganges des Airbags sowie die Verwendung eines Menschmodells die Möglichkeit, Vorgänge so detailliert zu untersuchen, wie es mit herkömmlichen Verfahren nicht möglich ist. Andererseits wurde gezeigt, dass damit nicht alle Fragen geklärt bzw. alle Wünsche erfüllt sind. Der komplexe Fall des Kopfairbags konnte mit dem FPM-Verfahren sehr gut und in vertretbarer Zeit berechnet werden. Damit ist z.b. die Analyse der Interaktion des Airbags mit Verkleidungsteilen während der Entfaltung möglich. Weiterhin können Informationen bezüglich der Entfaltungskinematik sowie der Druckverteilung gewonnen werden, die selbst dem Experiment nicht zugänglich sind. In einem zweiten Beispiel wurde gezeigt, dass zur Beschreibung der stark inhomogenen Vorgänge an den Durchströmöffnungen eines Diffusorbleches eine sehr feine Diskretisierung nötig ist, die zu einem extremen Rechenaufwand führt. Ein möglicher Ausweg aus diesem Problem wurde aufgezeigt. Die Simulation mit dem Menschmodell im Seitencrash zeigt im Vergleich zum Dummymodell Abweichungen in Kinematik und Messkurven, die sich teilweise durch rein geometrische Unterschiede (Oberkörper, Arm sowie Beckenknochen) erklären lassen. Es wird deutlich, dass die mit dem Dummymodell berechneten Belastungswerte für den Menschen durchaus unrealistisch oder zumindest nur bedingt zutreffend sein können. Darüber hinaus liefern Dummymodelle nur die durch die Dummy-Hardware vorgegebenen physikalischen Messgrößen wie Beschleunigungen oder Wege. Sie können aber nicht die Frage nach möglichen Verletzungen des Menschen beantworten - ob beispielsweise eine Rippe gebrochen ist oder innere Organe hoch belastet werden. Der Einsatz eines Menschmodells 16

17 liefert hier einen prinzipiellen neuen Zugang. Das Beispiel Menschmodell im Heckaufprall mit angespannter Muskulatur zeigt Perspektiven auf, die deutlich über die Möglichkeiten von Dummies in Hardware oder Simulation hinausgehen. Als Ausblick für weitere Arbeiten eröffnen Menschmodelle auch die Möglichkeit, Unfallszenarien zu untersuchen, bei denen die jeweils auf Front-, Seiten- oder Heckaufprall spezialisierten Dummies keine sinnvolle Aussage mehr liefern können. Literatur [1] Beesten, B., Haagen, S., Rabe, M.: Out of Position Simulation Possibilities and Limitations with conventional methods, Tagung airbag 2002, Karlsruhe Dez [2] Beesten, B., Hirth, A., Reilink, R., Remensperger R., Rieger, D., Seer, G.: OoP Simulation A Tool to Design Airbags? Current Capabilities in Numerical Simulation., Tagung airbag 2004, Karlsruhe Dez [3] Kuhnert, J.: General Smoothed Particle Hydrodynamics, Dissertation, Universität Kaiserslautern, 1999 [4] Michalke, W., Heym, A., Pyttel, T.: Investigation the Finite Point Method for OoP Simulations, EUROPAM, Paris 2004 [5] Haug, E., Choi, H., Robin, S., Beaugonin, M.: Human Models for Crash and Impact Simulation, Handbook of Numerical Analysis, Vol. XII, Elsevier B.V., 2004 [6] Meister, M., Schönpflug, M., von Merten, K.: Finite Element Simulation of Human and Dummy Kinematics in Side Crash Scenarios, Concept and Simulation-Occupant Safety, 2003 [7] Blümcke, E., Mlekusch, B., Michalke, W., Seer, G.: The Influence of Characteristic Parameters of a Gas Generator on the Design of an Airbag Deployment, International Pyrotechnic Safety Symposium (IPASS), 2005 [8] HUMOS, Human model for safety, BRITE/EURAM 3, Project Reference BRPR [9] ESI Group, Users Manual H-Model, 2004 [10] Thibaud, C., Schmitt, A., Jaenecke, J.: BIORID-II: FE-Model for the Rear Impact Crash Test Dummy [11] Ono, K., Kaneoka, K., Wittek, A., Kajzer, J.: Cervical Injury Mechanism Based on the Analysis of Human Cervical Vertebral Motion and Head-Neck-Torso Kinematics During Low Speed Rear Impacts, SAE Technical Paper,

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