XXXVII CONGRESSO AIAS

AIAS – ASSOCIAZIONE ITALIANA PER L’ANALISI DELLE SOLLECITAZIONI
41° CONVEGNO NAZIONALE, 5-8 SETTEMBRE 2012, UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI PADOVA
AIAS 2012 - 39
STUDIO DI UN DISPOSITIVO ANTI WHIPLASH
D. Vangia, F. Begani, C. Cialdai, E. Possieri
a
Università degli Studi di Firenze - Dipartimento di Meccanica e Tecnologia Industriale,
Via Santa Marta, 3,50139 Firenze, e-mail: [email protected]
Sommario
Le lesioni da colpo di frusta negli incidenti stradali rappresentano una importante voce di costo per le
assicurazioni, che sono tenute a corrispondere un risarcimento. Nonostante siano considerate lesioni
minori, questo è un fenomeno molto frequente fra le casistiche d’incidentalità e negli ultimi anni si è
notevolmente diffuso nei paesi europei. Per far fronte a tale fenomeno, sono stati proposti, da diversi
marchi automobilistici, dispositivi “antiwhiplash” attivi, reattivi o proattivi. Le idee alla base di questi
dispositivi sono quelle di ridurre i parametri cinematici relativi tra la prima ed l’ultima vertebra
cervicale tramite strutture apposite del sedile o del poggiatesta, che intervengono nella dinamica del
colpo di frusta. L’attività svolta è stata finalizzata alla messa a punto di un dispositivo di tipo
“reattivo” che funzioni come fusibile meccanico e smorzatore d’urto, adattabile ad ogni veicolo, anche
di vecchia generazione, con un minimo ingombro e senza la necessità di operare modifiche sul sedile..
Parole chiave: whiplash, NIC, scatola nera.
1. INTRODUZIONE
Il colpo di frusta è la causa principale dell’effetto lesivo al rachide cervicale durante urti da
tamponamento a bassa velocità ed è generato da un brusco avanzamento del busto rispetto alla testa.
Questo evento lesivo non è tuttora completamente compreso, poiché può dipendere da numerosi
aspetti, come per esempio la deformazione del veicolo, il tipo di interazione fra il sedile ed il
passeggero, dalla conformazione della rachide, dalla muscolatura del collo e dalla sua risposta
fisiologica. Lo studio di tale evento ha valenza in attività che vanno dalle perizie ricostruttive dei
sinistri stradali, alla pratica medica per la diagnosi, la cura e la riabilitazione dei soggetti lesi, al
riconoscimento del danno subito in sede assicurativa e legale. Infatti, l’importanza del colpo di frusta
cervicale è da individuare nella sua frequenza nei sinistri causati dai tamponamenti, in aumento
secondo le statistiche nazionali, nonché dal carico delle spese processuali e dall’entità dei risarcimenti
corrisposti ai feriti, che gravano sulle compagnie assicurative. Partendo da tali presupposti, l’industria
automobilistica ha investito nella sperimentazione su manichini e simulazione numerica. Oggigiorno,
alcuni marchi automobilistici, come Mercedes Benz, BMW, Toyota, Lexus, Saab e Volvo
commercializzano sistemi di sicurezza passivi, reattivi o proattivi, legati alla struttura del sedile o del
poggiatesta, che minimizzano l’effetto lesivo del colpo di frusta cervicale, intervenendo sul moto del
passeggero durante l’urto.
In un generico impatto da tergo, il veicolo tamponante trasmette a quello tamponato un impulso di
accelerazione variabile nel tempo in senso longitudinale ad esso, contraddistinto da un valore massimo
in ampiezza. Il sedile, essendo solidale al pianale dell’auto, assorbe la spinta in avanti e la trasmette
all’occupante, il quale esercita una pressione crescente con la schiena sul cuscino poggiaschiena a
causa della forza d’inerzia che tende ad opporsi a questo avanzamento improvviso. Nello stesso
periodo di tempo, la testa, essendo distante dal poggiatesta, subisce un’accelerazione relativa
all’indietro fino al contatto con esso. In quest’istante si verifica la tipica conformazione ad “S” del
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rachide cervicale, che genera l’effetto lesivo attraverso l’aumento della pressione del liquido nel
canale spinale.
L’indice più accreditato per la valutazione del rischio di lesione al rachide cervicale è il NIC (Neck
Injury Criterion); questo dipende dal moto relativo che si genera tra la prima vertebra toracica e la
quarta cervicale. In particolare, il valore del NIC è espresso in funzione delle componenti orizzontali
di accelerazione e velocità relative delle due vertebre appena citate (
[ ⁄
) come descritto nell’articolo di Boström, et al. [2,4]. Inoltre, Siegmund, et al. [3] mette a
confronto vari criteri per la stima del rischio di lesione cervicale al variare della forma e del picco
dell’accelerazione generata durante il tamponamento, verificando la validità del NIC in differenti
condizioni di urto.
Dall’analisi dello stato dell’arte in merito agli attuali sistemi di sicurezza antiwhiplash injury
commercializzati sui veicoli, se ne possono distinguere alcuni di tipo reattivo: SAHR (Saab) sfrutta la
pressione esercitata dal busto sul sedile per far avanzare il poggiatesta, impedendo alla testa di
arretrare in maniera notevole; WHIPS (Volvo) prevede la reclinazione all’indietro di tutto lo schienale
con poggiatesta; WIL (Toyota) permette la deformazione della superficie dello schienale sotto la
pressione del busto, portando la testa a toccare il poggiatesta; e altri di tipo proattivo, come quelli
Mercedes Benz e BMW: sono poggiatesta attivati da un controllo elettronico sensibile alle condizioni
di tamponamento, che riducono la loro distanza dalla testa.
Alla luce di questa panoramica sui dispositivi antiwhiplash, si è osservato che tali sistemi di sicurezza
possono risultare piuttosto costosi per poter essere installati su auto di fascia “utilitaria”, poiché
richiederebbero una riprogettazione dei sedili su tutti i modelli e un aumento della loro complessità
strutturale. Da ciò è nata l’esigenza di progettare un dispositivo che possa essere installato anche su
sedili standard e su quelli di veicoli di vecchia generazione.
L’attività di ricerca, svolta presso il LaSIS (Laboratorio per la sicurezza e l’infortunistica stradale)
dell’Università degli Studi di Firenze, si è focalizzata sullo sviluppo di una soluzione tecnica che possa
rispondere ai requisiti di sicurezza, economicità, funzionalità, flessibilità e adattabilità.
A tal proposito, Schmitt, et al. [1] ne presenta una per un dispositivo di tipo reattivo che permette di
ridurre e valutare gli effetti del NIC, con un metodo di abbattimento del rischio di lesione cervicale,
che consiste nel lasciar retrocedere (in senso longitudinale e orizzontale rispetto al veicolo) il sedile
per intero su due guide. Il moto relativo del sedile è controllato tramite un elemento deformabile
plasticamente a flessione ancorato fra i due elementi della guida.
Una metodologia di abbattimento del rischio di lesione cervicale di questo tipo, si è resa adatta per un
sistema di sicurezza, che consente l’arretramento del sedile in maniera controllata, una volta definita la
propria caratteristica di resistenza. Inoltre, ciò ha permesso di ideare e realizzare un prototipo di
dispositivo meccanico, di tipo reattivo, che abbia le caratteristiche per essere facilmente installato
anche su vetture di target “utilitaria”, senza prevedere la riprogettazione del sedile in alcune sue parti e
con una riduzione del rischio, in caso di tamponamento, paragonabile ai valori di abbattimento
dimostrati dagli attuali sistemi.
2. METODOLOGIA SCELTA PER RIDURRE IL RISCHIO DI LESIONE CERVICALE
La metodologia attuata per limitare il rischio di lesione del rachide cervicale è stata quella di ritardare
il picco di accelerazione della testa rispetto a quello del veicolo, allungando il tempo della
sollecitazione e abbassandone l’ampiezza per tale durata. A tal fine si è ipotizzato d’interporre,
all’interno delle guide, con cui il sedile è vincolato al pianale, una cartuccia deformabile
plasticamente, svincolata dal dispositivo di regolazione del sedile stesso, che però conserva la solidità
dell’ancoraggio del sedile al basamento.
I parametri caratteristici del sistema in esame sono: la soglia di carico di attivazione e la corsa
massima di arretramento del sedile. Quando il sedile è soggetto ad una forza d’inerzia maggiore della
soglia di snervamento dell’elemento sacrificale, si innesca un moto relativo tra sedile e veicolo con un
assorbimento di energia cinetica, tale da determinare un ritardo nel tempo ed un abbassamento del
picco massimo di accelerazione trasmessa alla testa dell’occupante [2].
Il lavoro svolto si è composto di due fasi. Nella prima è stata effettuata l’analisi multibody, tramite il
software MADYMO, del comportamento dinamico del sistema sedile-manichino BioRID II. Il sistema
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è stato assoggettato ad una serie di curve di accelerazione rilevate tramite scatola nera dalla Octo
Telematics distinte per picco di accelerazione per una fascia fra 4 e 12g, in cui si hanno lesioni del
rachide a medio lungo tempo a fronte di un tamponamento. Nella seconda si è eseguita una
ottimizzazione dei parametri caratteristici del dispositivo, corsa massima e carico di soglia per ottenere
la maggiore riduzione del NIC.
3. SIMULAZIONI MULTIBODY
Il fenomeno dinamico del colpo di frusta è stato simulato attraverso un sistema multibody con l’ausilio
del software MADYMO, un sistema multibody di sedile con manichino BioRID II, che corrisponde
alle caratteristiche di biofedeltà durante urti da tamponamento [1,2,3].
Il comportamento del dispositivo è stato modellato attraverso l’interposizione nel modello di un giunto
di traslazione tra il sedile ed il basamento del veicolo, con un unico grado di libertà cedevole vincolato
a comportarsi secondo una caratteristica carico-spostamento assegnata. La direzione dello spostamento
relativo del sedile rispetto al pianale è quella delle guide su cui è ancorato.
Figura 1: Modello multibody nello spazio delle configurazioni e schema che sintetizza la dinamica del
sistema sedile ad un grado di libertà
L’equazione dinamica che descrive in sintesi il sistema sedile/passeggero e dispositivo nel grado di
libertà longitudinale al veicolo è:
( )
( )
( )
( )

( ) caratteristica carico-spostamento del dispositivo

rel spostamento relativo del sedile rispetto al basamento

massa del sedile e del passeggero
( ) accelerazione assoluta del sedile con il dispositivo cedevole

( ) accelerazione assoluta del basamento

( )
( ) accelerazione relativa del sedile rispetto al basamento.

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Figura 2: Curva carico-spostamento approssimata assegnata al dispositivo modellato
La caratteristica forza-spostamento del dispositivo sono impostate per controllare il moto del sedile e
limitare il fenomeno del colpo di frusta. Tale relazione modella il comportamento di tale elemento
durante la deformazione e permette di distinguere due parametri che controllano il moto, il carico di
soglia e la corsa massima. Inizialmente sono state simulate con un comportamento plastico a carico
pressoché costante come in Figura 2.
Figura 3: Risposta simulata della slitta solidale del sedile (amax=6g; xrel=35mm; R=2500N)
In Figura 3 si mostrano le accelerazioni del veicolo, del sedile e la loro differenza, nel caso in cui il
dispositivo abbia dei parametri amax=6g; xrel=35mm; R=2500N, nell’intervallo di funzionamento fra 50
e 70 ms, che mostrano una riduzione dell’accelerazione nel tempo, rispetto a quella trasmessa dal
pianale. Questo comporta la riduzione del NICmax (Figura 5), che si verifica all’istante 76 ms, subito
dopo la deformazione del giunto. Si osserva che a 51 ms ha inizio la deformazione del giunto e
prosegue fino a circa 70 ms. L’ampiezza dell’accelerazione relativa che viene raggiunta, nel primo
istante è circa 28 m/s2, che moltiplicato per la massa del sedile e del passeggero, corrisponde a circa
2500N di carico di soglia scelto per tale simulazione esemplificativa. L’andamento non è costante nel
tempo, poiché il sedile subisce una rapida accelerazione, non appena l’inerzia relativa aumenta il
carico al di sopra di quello di snervamento del dispositivo. Così facendo, la slitta aumenta nuovamente
la propria velocità adeguandosi al comportamento impostato dalla curva di carico del giunto. L’effetto
di riduzione del livello di accelerazione media del sedile da parte del dispositivo è provocato dalla
dissipazione di una parte dell’energia cinetica in ingresso al sistema sedile/passeggero. Infatti, la
cedevolezza del vincolo prismatico, rappresentato dal giunto di traslazione, dissipa una parte
dell’energia cinetica che possiede il sistema sedile con passeggero (Ec1-Ec2) trasformandola in energia
di deformazione (Ed).
Inoltre, dalle curve di accelerazione della testa e del collo si può notare come vi sia uno scorrimento
temporale marcato fra i picchi (Figura 4).
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Figura 4: Accelerazione della testa (C4 quarta vertebra cervicale) e del busto (T1 prima vertebra
toracica) (amax=6g; xrel=35mm; R=2500N)
Figura 5: Andamento del NIC nel tempo (amax=6g; xrel=35mm; R=2500N)
3.1 Valutazione del NICmax
Le curve del NIC, nel caso del colpo di frusta cervicale da tamponamento, hanno un andamento
caratteristico nel tempo, composto da un primo picco massimo, un minimo negativo e un secondo
massimo, come in Figura 5.
Siegmund, et al., [3] nella loro attività definiscono le ragioni che determinano la scelta del primo
massimo, come rappresentativo del rischio di lesione da colpo di frusta. Questo valore è individuato
solo nella fase di arretramento della testa rispetto al busto.
Dall’analisi dei risultati, valutati in termini di NIC, si osserva un andamento del primo picco
caratterizzato da due massimi, che si interscambiano al variare del carico di soglia. All’aumentare del
carico di attivazione impostato sul dispositivo, il primo picco del NIC cresce, mentre il secondo
diminuisce. Questo comportamento dipende dall’andamento relativo delle accelerazioni fra testa e
torace. Osservato questo meccanismo lo si può utilizzare per ottimizzare la riduzione del NIC su un
carico di soglia, che renda appaiati i due picchi, condizione per cui si ha un valore di ottimo sul
NICmax. Come conseguenza di queste differenze nelle curve di NIC si ha uno shift temporale di circa
20-25 ms del valore NICmax.
3.2 Ottimizzazione della soglia di carico
Il bilanciamento di questi due massimi determina un ottimo al variare del carico di soglia. Infatti, dalle
prove incrociate si può notare come per ogni curva di accelerazione in ingresso 4,2g, 6,3g, 7,5g, 12g,
nel range considerato, si abbia un valore di soglia che minimizzi il NICmax. La valutazione del livello
di riduzione del rischio (NIC) la si ottiene dal confronto con il NICref che fa da riferimento, ovvero
quello ottenuto dalle prove con il sedile rigidamente ancorato al pianale.
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Figura 6: Istogramma dei valori di riduzione del NICmax al variare del carico e del picco di
accelerazione
Figura 7: Mappa delle prove con 35 mm di spostamento relativo del sedile
Tabella 1: Valori di riduzione percentuale del NIC ricavati per i vari impulsi di accelerazione in
ingresso
amax
[g]
Carico
[N]
t
[ms]
NICmax
[m2/s2]
NICref
[m2/s2]
Rid.NIC
[%]
4,2
2500
100,2
10,3
18,7
44,9
6,3
2500
76,7
12,2
19,3
36,5
7,5
2500
78,7
13,3
20,7
35,6
12,1
2500
88,8
16,1
24,5
34,1
Si evidenzia una soglia di carico comune per il range di accelerazioni considerato, facendo pesare
l’esigenza di abbattere il NICmax per quelle curve con picchi medi ed alti fra i 7g e i 12g. Con i dati
ottenuti, si costruisce una mappatura dei risultati in cui si identificano le zone in cui l’abbattimento
dell’injury risk è più consistente, per ogni combinazione dei tre parametri fondamentali. La condizione
di ottimo della corsa del dispositivo e del carico di soglia sono rispettivamente di 35 mm e 2500 N, per
l’applicazione considerata.
Dall’osservazione delle animazioni ricavate dalle simulazioni del dispositivo modellato, si può
distinguere il comportamento della testa e del sedile in tre fasi:
 Accelerazione della testa e del torace: il sedile avanza solidale con il basamento ed ancora non
si è raggiunto il carico di soglia per l’attivazione del dispositivo, quindi il vincolo è ancora
rigido. In questa fase, si può notare come la testa si porti rapidamente indietro rispetto al
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

busto, fino a toccare il poggiatesta che impedisce alla testa di procedere ulteriormente indietro
e causare altri fenomeni lesivi al rachide.
Intervento del dispositivo: il sedile per effetto del dispositivo si svincola dal pianale rendendo
il vincolo cedevole in maniera controllata, questo limita, perciò, i parametri cinematici in
gioco fra T1 e C4 e la conformazione ad S delle vertebre cervicali. La testa ha già minimizzato
la distanza dal poggiatesta, quindi se ne limita l’urto contro quest’ultimo.
Post urto: il corpo del BioRID II, tende a ritornare in avanti dopo il contatto con lo schienale.
Apportando una modifica al giunto di traslazione, si è testato il comportamento di questo in presenza
di attrito. Dai grafici degli spostamenti confrontati con quelli del giunto modellato con la caratteristica
carico-spostamento, si può notare come l’effetto dell’attrito produca un benefico smorzamento durante
l'urto che avviene al fine corsa del dispositivo. Questa verifica porterebbe a privilegiare soluzioni
tecniche che impiegano, oltre alla deformazione di un elemento strutturale, anche l’attrito di contatto.
Nella Figura 8 si illustra la differenza sugli spostamenti relativi rilevati sul giunto.
Come riportato nell’istogramma in Figura 9, dai risultati delle prove emerge che per ogni valore di
deformazione del dispositivo si individua un range di riduzione percentuale del NIC, fra circa il 30%
ed il 45% per una soglia di carico di 2500N, al variare dei picchi di accelerazione testati. Lasciando
una maggiore possibilità di traslare al dispositivo, come nel caso dei 45mm, si ha un effetto
migliorativo sul livello di riduzione del NIC raggiungibile, finanche a superare il 45%. Mediamente si
rileva che con 45mm si ottiene il 40%, mentre per 35mm il 35% e per 25mm il 30% di riduzione del
rischio di lesione. Certamente, avere un’escursione del sedile molto grande rende il dispositivo più
efficace in termini di minimizzazione del colpo di frusta cervicale, soprattutto per alti valori di
accelerazione. Tuttavia, bisogna tener presente che, soprattutto su modelli di automobile della classe
“utilitaria” lo spostamento all’indietro del sedile deve necessariamente essere limitato. Quindi, si rende
necessario privilegiare la scelta di piccoli spostamenti, intorno a circa 30÷35mm, per non creare
eventuali rischi per l’incolumità del passeggero posteriore.
Figura 8: Confronto del risultato degli spostamenti con il giunto con (curva rossa) e senza (curva blu)
la caratteristica d’attrito per spostamento programmato di 35mm e 2500 N di carico di soglia con
un’accelerazione in ingresso di 63 m/s2
Figura 9: Istogramma che confronta il livello di riduzione percentuale raggiunto e l’accelerazione
massima raggiunta dal picco per un carico di soglia di 2500N
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4. PROTOTIPO DEL DISPOSITIVO
La soluzione tecnica proposta consiste in un perno in acciaio che, traslando all’interno di una asola ad
interferenza con esso in alluminio, ne snerva plasticamente i bordi a contatto, come mostrato in Figura
10. Le due piastrine con asola trovano sede all’interno del vano delle due guide inferiori, mentre a
quelle superiori viene ancorato il perno preposto a snervare l’asola.
Figura 10: Dispositivo deformabile in alluminio e sistema di assemblaggio all’interno della guida del
sedile
4.1 Prove di trazione
Le prove di trazione quasi-statiche con la macchina MTS (Material Test System) hanno permesso di
ricavare la caratteristica carico-spostamento del dispositivo (Figura 10). Tali prove sono state
realizzate su provini in alluminio, le cui caratteristiche sono riportate in Tabella 2. La dimensione
dell’interferenza fra perno ed asola, necessaria ad ottenere la corretta forza di scorrimento relativo,
risulta di circa 0,5 mm. La curva reale del dispositivo si discosta da quella assunta nella simulazione
numerica iniziale, riportata in Figura 11, essenzialmente per il tratto a carico crescente che segue il
superamento del carico di attivazione.
Tabella 2: Caratteristiche dell’alluminio utilizzato per l’elemento deformabile
Materiale
E Modulo di Young
[MPa]
Tensione di snervamento
[MPa]
ETAN
[MPa/ε]
Alluminio
60 000
210
443
Figura 11: Curva ricavata dalla prova di trazione e curva approssimata impostata nella fase
preliminare.
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In Figura 11 si mostra come la caratteristica di carico-spostamento reale, relativa alla prova di trazione
si discosti da quella approssimata a carico costante utilizzata per le simulazioni preliminari.
4.2 Verifica con MADYMO
Riscontrate le differenze fra le caratteristiche di resistenza del dispositivo reale e quello approssimato,
sono state svolte nuove simulazioni numeriche per verificare l'efficacia del dispositivo, utilizzando nel
modello numerico la curva reale carico-spostamento. Il parametro osservato è stata la riduzione del
NIC rispetto al caso di sedile perfettamente solidale al basamento.
Tabella 3: Verifica della riduzione del NIC con l’applicazione della nuova curva di caricospostamento ricavata dalla prova di trazione con MTS (35mm di corsa e 2500N)
amax
[m/s2]
42
63
75
120
Corsa massima = 35mm; Carico di soglia = 2500N
NIC(MTS)
NIC
NICref
Rid.NIC(MTS)
[m2/s2]
[m2/s2]
[m2/s2]
[%]
11,9
10,3
18,9
36%
13,7
12,2
19,3
28%
14,5
13,3
20,3
30%
17,4
16,1
24,5
29%
Rid.NIC
[%]
44%
36%
36%
34%
Dai risultati, sommarizzati in Tabella 3, emerge come il valore di riduzione percentuale del NIC sia
mediamente del 30% per la curva carico-spostamento reale, contro il 35% circa ottenuto con la curva
approssimata a carico costante. Tale effetto di riduzione dell'efficacia del dispositivo nel caso reale nei
confronti del caso con curva approssimata, sembra aumentare in corrispondenza di valori bassi di
accelerazione del sedile.
Figura 11: Confronto fra le curve del NIC nel tempo ottenute con un tamponamento di picco di
accelerazione 6g e una soglia di carico R di 2500 N
Per urti fino ad 8g e 10g di picco massimo, che rappresentano i casi più significativi ai fini delle
lesioni da colpo di frusta, si ottiene comunque un effetto di riduzione del NIC significativo, tale da
portarlo attorno a 15 m2/s2, che rappresenta il limite del rischio di lesione a lungo termine come
affermato da Boström, et al.[4].
7. CONCLUSIONI
L’attività ha confermato la possibilità di ridurre il NIC vincolando la traslazione del sedile in maniera
controllata, al fine di ridurre l’impulso trasmesso al sedile, attraverso un dispositivo di diversa
concezione rispetto a quanto già sviluppato in letteratura [1]. L’analisi delle simulazioni numeriche del
sistema sedile/manichino, hanno permesso di valutare quantitativamente l'efficacia del dispositivo
proposto per la limitazione del livello di rischio di lesione cervicale. L'attività di simulazione numerica
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ha permesso di ottimizzare l’injury risk rispetto ai parametri significativi ovvero, la corsa massima, il
carico di soglia per l’attivazione, testati al variare di accelerazioni reali di picco variabile da 4g a 12g.
L'utilizzo di una caratteristica del giunto di traslazione con una curva carico-spostamento costante
consente di ottenere un livello di riduzione percentuale media del NIC del 35% per una corsa relative
del sedile di 35mm e 2500N di carico di soglia, ottenendo valori del NICmax assoluti inferiori a
15m2/s2, per la configurazione sedile-manichino utilizzata nelle simulazioni.
Il prototipo di dispositivo scelto è basato sul funzionamento per attrito e deformazione plastica. La
soluzione tecnica scelta è stata quella relativa ad un perno che scorre in un asola corrispondente ai
requisiti ingegneristici di economicità, flessibilità ed adattabilità.
Dalle simulazioni del sistema multibody con la caratteristica reale di carico-spostamento determinata
da prove di trazione del prototipo permette di ottenere un livello di riduzione del NIC=30% con
NICmax inferiore a 15m²/s².
BIBLIOGRAFIA
[1] Schmitt K.U., Muser M., Heggendorn M., Niederer P., Walz F., Development of a damping seat
slide to reduce whiplash injury, Proc. IMechE Vol. 217 Part D: J. Automobile Engineering, pagg. 949955 (2003).
[2] Boström O., Fredriksson R., Håland Y., Jakobsson L., Krafft M., Lövsund P., Muser M.H.,
Svensson M.Y., Comparison of car seats in low speed rear-end impacts using the BioRID II dummy
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[3] Siegmund G.P., Heinrichsa B.E., Chimicha D.D., DeMarco A.L., Brault J.R., The effect of
collision pulse properties on seven proposed whiplash injury criteria, Accident Analysis and
Prevention, 37, pagg. 275-285 (2005).
[4] Boström O., Svensson M.Y., Aldman B., Hansson H.A., Haland Y., Lovsund P., Seeman T.,
Sunesson A., Salio A., Ortengren T., A new neck injury criterion candidate based on injury findings in
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conference, Dublin, Ireland, (1996).