水平?jīng)_擊下頭排乘員損傷及保護姿勢研究

解江，馬士成，賀永龍，楊永攀，馮振宇，王亞鋒，楊歡

1. 中國民航大學 適航學院，天津 300300 2. 民航航空器適航審定技術重點實驗室，天津 300300 3. 中國飛機強度研究所 結構沖擊動力學航空科技重點實驗室，西安 710065

客艙內部設施在墜撞過程中和墜撞后發(fā)揮了保障乘員安全的關鍵作用，是民機客艙安全設計、驗證的重點。在可生存事故中，除機體對乘員的保護作用外，座椅約束系統(tǒng)在對乘員保護方面起到尤為關鍵的作用[1]。適航規(guī)章對于座椅強度以及乘員損傷提出了嚴格的要求，CCAR 25.562(c)指出乘員的腰椎載荷、頭部損傷判據(jù)(HIC)及股骨壓縮載荷等不能超過規(guī)定值[2]。在航空座椅裝機的適航驗證中，“頭排座椅”是一種典型的裝機構型，頭排乘員的傷害是關鍵的適航考查指標。頭排座椅前部往往是分艙板、內飾板或者廚房、盥洗室的壁板，由于材料結構的剛度較大，如果在頭排乘員碰撞包線之內，會對乘員造成嚴重的傷害[3]。大多數(shù)航空公司通過增大頭排座椅間距的方法來避免頭排座椅驗證項目。FAA在咨詢通告AC 25.561-1b 指出如果經(jīng)濟艙頭排座椅間距大于42 in(1 in=2.54 cm)，就不需要進行頭排座椅驗證項目[4]，但這樣的客艙布局會造成較大的經(jīng)濟損失。

頭排乘員損傷評估是航空座椅裝機取證的必需項目，同時也是最具有挑戰(zhàn)和風險的試驗驗證項目。2012年巴西航空工業(yè)公司(Embraer)指出，在ERJ170/190新型客艙構型開發(fā)過程中，頭排座椅驗證項目占據(jù)了35%的費用[5]。為了降低航空座椅的研發(fā)、取證成本，F(xiàn)AA、工業(yè)方以及研究機構都針對頭排座椅驗證項目進行了大量的研究。2002年FAA的Lankarani和Mirza[6]針對波音727客艙分艙板進行參數(shù)研究，通過在蜂窩夾芯板上預置薄弱環(huán)節(jié)的形式降低分艙板剛度，從而降低頭排乘員的頭部傷害，設計了可以滿足適航要求的吸能分艙板。美國國家航空研究所(NIAR)的Prabhu[7]借助MADYMO以及Hybrid II型假人針對頭排乘員的頭部傷害開展參數(shù)研究，指出隔板剛度對乘員頭部傷害有直接影響，隔板剛度越大，頭排乘員頭部傷害越嚴重，但并未針對身體其他部位的傷害進行研究。此外，為了縮小試驗成本和周期，提高試驗的可重復性，F(xiàn)AA及相關科研機構研發(fā)了一系列的部件試驗裝置來替代全尺寸滑臺試驗[8]。以NIAR為頭排座椅碰撞試驗研發(fā)的HCT(Head Component Tester)為例，使用該試驗裝置進行一系列的頭排座椅頭部碰撞試驗，同全尺寸滑臺試驗結果進行比較，發(fā)現(xiàn)在某些工況下HCT可替代全尺寸滑臺試驗[9]。

中國對民機乘員損傷的研究起步較晚。湖北航宇嘉泰飛機設備有限公司進行了頭排座椅對前置隔板的碰撞試驗，設計滿足乘員頭部損傷要求的前置隔板。2014年上海飛機設計研究院的張維方[10]在FAA的公開資料中分析總結出了頭排乘員座椅HIC值的影響因素，對如何設計符合HIC要求的頭排乘員座椅及隔板提出了建議。中國民航大學的袁鵬[11]利用MADYMO建立了精確有效的乘員傷害預測模型，并研究了中國體態(tài)假人與Hybrid III型假人的沖擊響應差異性。湖南大學的林詩遠[12]通過正交試驗設計，研究三點式安全帶的固定點位置、扶手高度等參數(shù)對民機側向座椅乘員損傷的影響。

在飛機應急著陸或墜撞事故中，乘員就坐姿勢對乘員的保護至關重要。2009年，Viano等[13]使用95百分位男性和5百分位女性假人，研究在后向座椅中假人不同就坐姿勢對乘員損傷的影響。在乘員上肢體、頭部和頸部不支撐或者座椅的強度超過脊柱的伸展耐受性時，乘員損傷風險明顯增加。針對系有兩點式約束系統(tǒng)的乘員，F(xiàn)AA在咨詢通告AC 121-24C附錄4中給出了建議的3種水平?jīng)_擊保護姿勢[14]，目前，世界各大航空公司多數(shù)采用此建議在航班上放置安全須知卡。2009年，全美航空公司1549次航班在迫降哈德遜河過程中4名采用AC 121-24C建議的保護姿勢的乘員受傷，因此，美國國家運輸安全委員會(NTSB)要求FAA重新評估在應急著陸情況下乘員的保護姿勢。2015年，美國國家民用航空醫(yī)療研究所(CAMI)的Taylor等[15]進行了15次排與排、2次靠近艙壁座椅的全尺寸滑臺沖擊試驗，以評估假人頭部、頸部、肩部及下肢損傷情況，但未針對頭排乘員的保護姿勢進一步研究。

本文以試驗和仿真相結合的方法，研究水平?jīng)_擊下頭排乘員損傷影響因素及不同保護姿勢對于乘員的保護效果。首先開展全尺寸滑臺試驗并利用MADYMO及FAA Hybrid III型數(shù)值假人建立相應的數(shù)值模型，驗證模型的有效性?；诮?jīng)驗驗證的模型及FAA開展的前置隔板試驗，進行正交試驗設計，研究頭排座椅間距、安全帶剛度、隔板剛度、安全帶固定點位置等不同因素對于乘員損傷的影響。此外，在仿真分析模型中改變FAA Hybrid III型數(shù)值假人的姿勢，在相同工況下評估不同保護姿勢對于乘員的保護效果。為航空座椅的適航取證、裝機以及保護姿勢標準的制定提供參考。

1 乘員損傷評價指標

在飛機墜毀事故中，過大的瞬時加速度和載荷是引起人體各器官損傷的直接或間接原因，使乘員直接傷亡或喪失行動能力。因此，多數(shù)人體損傷評價指標都是基于加速度或載荷所提出，目的就是限制人體的過載，也是評估人體損傷的基本出發(fā)點。乘員損傷包括的人體部位眾多，涉及到航空航天、汽車、生物醫(yī)學等眾多領域，所以乘員損傷評價指標眾多。本文選取頭部、頸部、股骨、脛骨4個部位的損傷評價指標。

1.1 頭部損傷評價指標

在民機墜撞事故中，頭部是造成乘員傷亡的主要部位[7]。在水平?jīng)_擊下，頭排乘員身體隨座椅一起運動，頭部由于受到慣性力的作用同剛度較大的艙壁等結構發(fā)生碰撞，產生較大的瞬時加速度，對乘員造成嚴重傷害。目前，航空領域主要應用頭部傷害判據(jù)(HIC)量化評估頭部損傷，適航規(guī)章中指出HIC值不得超過1 000，HIC的定義為[16-17]：

式中：t1為得到HIC最大值過程中的初始時刻；t2為得到HIC最大值過程中的結束時刻；a(t)為頭部重心處測量的加速度。

民機墜撞時乘員頭部往往有過大的瞬時加速度，所以頭部峰值加速度也是頭部損傷的參考指標。

1.2 頸部損傷評價指標

2012年美國國家民用航空醫(yī)療研究所(CAMI)在頒布的研究報告中指出，側向座椅乘員在水平?jīng)_擊下可能會遭受較為嚴重的頸部損傷，現(xiàn)有適航規(guī)章不能達到為側向座椅乘員提供足夠的安全保護水平[18]。FAA也在推動頸部損傷判據(jù)的研究，并借鑒汽車領域相關標準應用到航空頸部損傷判據(jù)的制定中。汽車領域對頸部損傷評價體系較為成熟?；陬i椎的運動機理，頸部的受載分為彎曲、壓縮、拉伸、扭轉和剪切5個類型。美國汽車安全技術法規(guī)FMVSS 208中采用Nij準則用來評估作用在乘員頸部的軸向力和彎矩[19]。此準則將頸部受載模式定義為4種類型，即拉伸伸展類型、拉伸屈曲類型、壓縮伸展類型和壓縮屈曲類型，這些類型稱為“Nij”或者NTE、NTF、NCE和NCF，其中第1個下標代表軸向載荷，第2個下標代表彎矩，限定Nij值為1，具體定義為

式中：FZ為軸向力；Fint為臨界軸向力的獲取值，6 940 N；MY為屈曲/伸展彎矩；Mint為臨界屈曲/伸展彎矩的獲取值，135.48 N·m。

1.3 股骨損傷評價指標

適航規(guī)章CCAR 25.562(c)(6)明確規(guī)定，在航空座椅進行動載荷試驗時，在可能與座椅或其他構件碰撞導致腿部受傷的情況下，必須提供防護措施使每一股骨上的軸向壓縮載荷不超過10 008 N。頭排乘員的膝部碰到隔板時，股骨載荷增大，所以股骨峰值載荷也是頭排乘員損傷的重要考察項。

1.4 脛骨損傷評價指標

聯(lián)邦汽車安全技術法規(guī)FMVSS 208并未對脛骨損傷明確限定，聯(lián)合國歐洲經(jīng)濟委員會汽車法規(guī)ECE R94及最新的中國新車評價規(guī)程C-NCAP 2018基于小腿軸向壓縮力及彎矩MX、MY對小腿損傷評價指標定義為TI[20]。脛骨損傷限定值為1，具體為

TI=|MR/(MC)R|+|FZ/(FC)Z|

式中：MX為繞X軸的彎矩；MY為繞Y軸的彎矩； (MC)R為臨界彎矩；FZ為Z向的軸向壓縮力；(FC)Z為Z向臨界壓縮力。

2 水平?jīng)_擊試驗

基于規(guī)章CCAR 25.562(b)(2)的動載荷要求開展水平滑臺沖擊試驗，分析在水平?jīng)_擊載荷下乘員的運動軌跡、安全帶載荷響應特性，同時為后續(xù)數(shù)值模型的驗證提供數(shù)據(jù)支持。水平?jīng)_擊試驗的加載脈沖波形如圖1所示，理想脈沖是等腰三角波。規(guī)章中要求滑臺在t1=0.09 s時間內減速度達到G=16g，模擬在應急著陸條件下機體的減速度[4]。

圖1 理想脈沖波形Fig.1 Ideal pulse

水平?jīng)_擊試驗采用FAA Hybrid III型50百分位男性假人、剛性座椅、兩點式安全帶，重復3次試驗。試驗在中國飛機強度研究所進行，采用ServoSledTM 2.0MN水平加速式?jīng)_擊試驗臺系統(tǒng)，包括水平?jīng)_擊試驗臺、專用照明系統(tǒng)、高速攝像和測試系統(tǒng)等設備，如圖2所示，最大負載3 000 kg，最大可加載載荷峰值100g。

圖2 動態(tài)沖擊試驗系統(tǒng)Fig.2 Dynamic impact test system

水平?jīng)_擊試驗示意圖如圖3所示，在滑臺上利用轉接板和夾具安裝座椅及腳踏，按假人安放要求放置假人并系緊安全帶，根據(jù)負載質量和沖擊脈沖波形確定發(fā)射壓力和伺服剎車壓力曲線并發(fā)射滑臺。同時，通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，采集滑臺、假人、座椅和安全帶的動力學數(shù)據(jù)，通過高速攝像機記錄假人的運動姿勢及運動學數(shù)據(jù)，電測和光測數(shù)據(jù)滿足工業(yè)標準SAE J211要求[21]。共布置5臺高速攝像機，右側的2臺高速攝像機用于捕捉假人關鍵部位運動軌跡及假人初始坐姿三維坐標。左側布置的2臺高速攝像機僅用于捕捉假人初始坐姿三維坐標。在臺車上座椅的正前方布置一臺高速攝像機，隨滑臺一起運動，用于觀察假人整體姿態(tài)變化及安全帶的保持情況。

通過假人身上粘貼的40個馬克標來獲取初始時刻假人的初始姿態(tài)以及試驗過程中的運動姿態(tài)。如圖4所示，馬克標分為關鍵部位馬克標、輔助馬克標和非關鍵部位馬克標。假人關鍵部位指頭部重心、肩部、H點、膝蓋、腳踝，關鍵部位馬克標用來定位假人各個時刻的姿態(tài)。輔助馬克標包括2個頭部重心輔助馬克標、3個H點輔助點馬克標，當頭部重心、H點的馬克標遮擋時用來輔助捕捉其動態(tài)軌跡的。而非關鍵部位馬克標僅用于采集物理假人初始姿勢下馬克標的坐標為數(shù)值假人定位參考。

圖3 水平?jīng)_擊試驗示意圖Fig.3 Schematic of horizontal impact test

圖4 馬克標位置及局部坐標系統(tǒng)Fig.4 Location of targets and local coordinate system

3 數(shù)值模型的建立與驗證

3.1 水平?jīng)_擊模型的建立

基于已經(jīng)完成的水平?jīng)_擊試驗，本文采用多體動力學軟件MADYMO開展研究，建立的水平?jīng)_擊模型包括FAA Hybrid III型50百分位假人數(shù)值模型、約束系統(tǒng)、剛性座椅以及滑臺。安全帶是約束系統(tǒng)的主要組成部件，在沖擊過程中有滑動、滾轉等復雜運動形式，采用剛體-有限元混合建模方法。

構建安全帶材料模型需要輸入載荷-延伸率曲線，因此開展相應的安全帶材料試驗。試驗在中國飛機強度研究所進行，選用Amsafe牌尼龍材質安全帶，在其上截取材料試樣，試樣寬度為50.8 mm，標距段254 mm，兩端夾持段長度均為63.5 mm，夾持段粘貼砂紙防止滑動，將兩端夾持段夾于拉伸試驗機上進行試驗，如圖5所示。根據(jù)工業(yè)標準SAE ARP 5765A中的建議[22]，織帶采用6.35 mm/min的速率進行3次重復加卸載試驗得到安全帶的載荷-延伸率曲線。

在水平?jīng)_擊模型中，安全帶采用剛體-有限元混合建模方法，與假人接觸區(qū)域采用二維膜單元建模，模擬安全帶任意方向滑動、翻轉，未接觸區(qū)域采用多剛體建模，節(jié)約計算成本。安全帶的主要變形材料是尼龍，具有高度的遲滯效應。在MADYMO中鉸、彈簧、接觸及約束系統(tǒng)的彈性特性都是通過各種函數(shù)定義的，這些力模型中能量的耗散可以通過遲滯模型來表示[23]，建立的安全帶材料模型如圖6所示。

數(shù)值假人初始坐姿顯著影響其動態(tài)響應，因此，在建模中，保持數(shù)值假人與物理假人初始坐姿的一致性至關重要。如圖7所示，依據(jù)物理假人關鍵和非關鍵部位的馬克標及頭部、頸部和胸部的輪廓的三維坐標擺放數(shù)值假人，使數(shù)值假人與物理假人初始坐姿基本一致。

圖5 安全帶材料試驗Fig.5 Test of seatbelt material

圖6 安全帶材料模型Fig.6 Model for seatbelt material

圖7 數(shù)值假人初始姿態(tài)Fig.7 Numerical dummy initial posture

3.2 水平?jīng)_擊模型的驗證

驗證數(shù)值模型的有效性主要從假人運動姿勢、假人關鍵部位運動學響應、關鍵部件載荷3個方面進行驗證。在FAA頒布的咨詢通告AC20-146A附錄B中給出了3種誤差評估方法[24]，以評估仿真結果和試驗結果之間的相關性。2條時間歷程曲線相關性的評估指標為曲線的峰值誤差(GPV)、峰值時刻誤差(GPT)和形狀誤差(S&G)。峰值誤差使用式(1)計算：

(1)

式中：Peak1為參考曲線峰值；Peak2為對比曲線峰值。峰值時刻誤差的計算方法類似峰值誤差。

形狀誤差采用同時考慮幅值和相位誤差的Sprague和Geers綜合誤差法(S&G)，計算方法如下：

(2)

(3)

(4)

式中：m(t) 為參考曲線；c(t) 為對比曲線。

幅值誤差(S&G-M)定義為

(5)

相位誤差(S&G-P)定義為

(6)

Sprague和Geers綜合誤差定義為

(7)

表1給出了試驗和仿真中假人的運動姿勢對比，在200 ms時，物理假人的小腿上揚角度大于數(shù)值假人，膝部位置低于數(shù)值假人。整體上，數(shù)值假人頭部、四肢、軀干在不同時刻的響應姿勢基本與物理假人一致。

數(shù)值假人的頭部重心、膝蓋、腳踝的X、Z向位移-時間歷程與物理假人的對比，如圖8～圖10所示，在150 ms后，由于物理假人與數(shù)值假人下肢體運動的差異性，膝部和腳踝的位移曲線存在差異，但整體上曲線走勢吻合性較好。

左右側安全帶加載段曲線的吻合性較好，仿真的卸載段載荷整體小于試驗，如圖11所示，這是因為多剛體假人依靠橢球體建立的腹部、骨盆外表面與物理假人存在一定的差異，且物理假人腹部有一定彈性。

表1 試驗與仿真假人運動姿勢比較Table 1 Comparison of postures of dummy between test and simulation

圖8 試驗與仿真頭部重心位移比較Fig.8 Comparison of head centers of gravity displacement between test and simulation

圖9 試驗與仿真膝部位移比較Fig.9 Comparison of knee displacements between test and simulation

圖10 試驗與仿真腳踝位移比較Fig.10 Comparison of ankle displacements between test and simulation

圖11 試驗與仿真安全帶載荷比較Fig.11 Comparison of seatbelt loads between test and simulation

仿真與試驗的各項誤差值總結如表2所示，各項誤差值均在10%內，認為數(shù)值模型能夠較好地反映物理現(xiàn)象，可以用于后續(xù)仿真分析。

表2 試驗與仿真各響應項誤差總結Table 2 Summary of response error between test and simulation

注：“-”表示不適用

3.3 頭排座椅模型的建立

基于經(jīng)驗證的水平?jīng)_擊模型，結合FAA對波音727前置隔板進行的靜態(tài)材料試驗，建立包括加卸載載荷-位移曲線、遲滯斜率的隔板材料模型。得到前置隔板的材料模型如圖12[6]所示。建立的頭排座椅模型如圖13所示。

圖12 前置隔板的材料模型[6]Fig.12 Bulkhead material model[6]

圖13 頭排座椅模型Fig.13 Front-row seat model

4 頭排乘員損傷影響因素

4.1 正交試驗設計

選定頭排座椅間距、安全帶剛度、隔板剛度、安全帶固定點X向移動距離、安全帶固定點Y向移動距離、安全帶固定點Z向移動距離6個因素，研究其對頭排乘員損傷的影響。如表3所示，以上6個因素對應表中C1～C6，設計6因素4水平32次試驗正交表L32(46)，研究其對頭部峰值加速度、HIC、頸部損傷Nij、股骨峰值載荷、脛骨損傷TI影響的顯著度及趨勢。正交試驗設計的結果通過極差分析和方差分析顯示各因素的影響大小及趨勢，因素的極差越大，說明該因素對試驗指標的影響越大，方差分析可識別試驗誤差并構造F統(tǒng)計量，作F檢驗得到P值，當P值小于0.05 時，可判斷因素影響顯著[25]。

表3 正交試驗表Table 3 Table of orthogonal test

國內航空公司經(jīng)濟艙座椅裝機時，常用的座椅間距是28 in(0.71 m)～34 in(0.86 m)，本文為了方便計算，近似取頭排座椅間距變參范圍為0.70～0.85 m，每隔0.05 m取一水平；安全帶剛度、隔板剛度分別選用原剛度的0.8倍、0.9倍、1.1倍、1.2倍4個水平；安全帶固定點的變化范圍為0～0.087 m，每隔0.029 m選一水平。

4.2 結果分析

頭部損傷指標的極差及顯著度如表4所示，根據(jù)P值，頭排座椅間距、隔板剛度對頭部峰值加速度、HIC值影響顯著，隨著頭排座椅間距的增大，頭部峰值加速度和HIC值均減小，整體看，隔板剛度與頭部峰值加速度、HIC值正相關，如圖14 所示，對于安全帶固定點位置，僅Z向位置對HIC值影響顯著，與HIC值負相關。頭部HIC值是適航規(guī)章CCAR 25.562損傷評估項，考慮低HIC值，最優(yōu)組合是C14C24C31C41C53C64。

頸部損傷指標Nij分為拉伸伸展(NTE)、拉伸屈曲(NTF)、壓縮伸展(NCE)和壓縮屈曲(NCF)4種 類型，各因素對頸部損傷指標的影響如圖15所示，對比4種Nij類型，頸部的NCE損傷值較大且部分水平的響應大于1，是因為在假人直立坐姿下，頸部損傷主要發(fā)生在頭部碰撞到隔板后，此時頸部的受載方式是壓縮伸展類型，如圖16所示。根據(jù)表5，頭排座椅間距和隔板剛度對NCE值影響顯著，隨頭排座椅間距的增大，NCE值先增大后突變減小，隨隔板剛度的增大，NCE值整體增大?？紤]低NCE值，最優(yōu)組合是C14C23C31C41C52C62。

表4 頭部損傷顯著度Table 4 Significance levels of head injury

下肢體損傷會影響乘員在事故中的應急撤離，股骨軸向載荷也是規(guī)章明確要求的損傷評估項。如表6所示，頭排座椅間距對脛骨TI值影響顯著，頭排座椅間距與脛骨TI正相關，與股骨峰值載荷負相關。如圖17所示，因為在碰撞隔板時，股骨的軸向載荷主要由膝蓋傳遞，小腿先接觸隔板后減弱膝蓋的載荷，進而減弱股骨載荷，也是股骨軸向峰值載荷對6個因素均不敏感原因之一。股骨軸向峰值載荷遠小于規(guī)章限定值10 008 N，所以考慮低TI值，最優(yōu)組合是C11C22-C34C42C53C62。

圖14 各因素對頭部損傷指標的影響Fig.14 Influence of different factors on head injury

圖15 各因素對頸部損傷指標的影響Fig.15 Influence of different factors on neck injury

圖16 頭部碰到隔板后頸部的受載模式Fig.16 Neck loading mode when head struck bulkhead

表5 頸部損傷顯著度Table 5 Significance levels of neck injury

表6 下肢體損傷顯著度Table 6 Significance levels of lower torso injury

圖17 各因素對下肢體損傷指標的影響Fig.17 Influence of different factors on lower torso injury

5 頭排乘員保護姿勢

5.1 模型建立

基于建立的頭排乘員模型，通過調整FAA Hybrid III型數(shù)值假人身體各部位的姿態(tài)，建立如表7所示的3種姿勢。在這3種姿勢中，直立式為正常情況下乘員的姿態(tài)，抱腳式、手頂式為應急著陸條件下的保護姿勢。本文針對以上3種姿勢，采用典型的頭排座椅適航取證間距，為0.81 6 m(32 in)[7]，考察不同保護姿勢對乘員損傷的影響，損傷指標包括頭部HIC、頭部峰值加速度、頸部Nij、股骨峰值載荷、脛骨TI。

表7 不同姿勢下假人的動態(tài)響應Table 7 Dynamic response of dummy with different postures

5.2 運動姿態(tài)分析

乘員在不同姿勢下的動態(tài)響應如表7所示。直立式為全尺寸滑臺試驗中假人的擺放姿勢，假人上軀干保持直立，兩手放于膝蓋之上。在水平?jīng)_擊下，假人下軀干在約束系統(tǒng)的作用下同滑臺及座椅一起運動，假人上軀干由于受到慣性力的作用前傾，手臂先同前置隔板發(fā)生碰撞并回彈，隨后頭部與隔板發(fā)生碰撞。假人腳部在水平?jīng)_擊下向前滑動，同前置隔板發(fā)生碰撞，但假人膝部及大腿未與隔板發(fā)生碰撞。

抱腳式假人上軀干前傾，胸部與大腿接觸，假人頭部同前置隔板之間留有一定空間，手臂下垂同腳部接觸。在水平?jīng)_擊下，假人臀部與椅盆之間發(fā)生相對滑動，假人整體向前移動直至頭部與前置隔板發(fā)生碰撞，頸部受到較大軸向壓縮。假人腳部在水平?jīng)_擊下向前滑動，同前置隔板發(fā)生碰撞，但假人膝部及大腿未與隔板發(fā)生碰撞。

手頂式假人上軀干前傾，手臂向上揚起與前置隔板接觸，假人頭部同前置隔板之間留有一定空間。在水平?jīng)_擊下，雖然手臂對前置隔板施加了一定載荷，但由于隔板固定，手臂并未推動隔板向前運動，假人頭部在慣性力的作用下與隔板發(fā)生碰撞。假人腳部在水平?jīng)_擊下向前滑動，同前置隔板發(fā)生碰撞，但假人膝部及大腿未與隔板發(fā)生碰撞。不同姿勢下假人身體各部位的損傷值總結如圖18所示。

注：圖中HIC、頭部峰值加速度的所標數(shù)值均為原數(shù)值的1/1 000，股骨峰值載荷的所標數(shù)值為原數(shù)值的1/10 000圖18 不同姿勢下假人的損傷值Fig.18 Injury of dummy in different postures

5.3 頭部損傷分析

頭部損傷是乘員損傷評估的首要指標。在乘員頭部質量及頭部碰撞角度相同的情況下，頭部碰撞速度越大，動能越大，頭部傷害也就越大[26]。不同姿勢的頭部HIC、峰值加速度及頭部碰撞速度等參數(shù)總結如表8所示，不同姿勢下假人頭部加速度-時間歷程曲線如圖19所示。很明顯，在正常直立式坐姿下，假人的HIC遠遠大于1 000，后2種保護姿勢的頭部HIC、峰值加速度均大幅降低，遠遠小于1 000，其中抱腳式姿勢的頭部碰撞速度最小，頭部HIC、頭部峰值加速度最低，對乘員頭部的保護效果最佳。

設計如表9所示的仿真模型，研究在采用抱腳式保護姿勢下不同頭排座椅間距對于乘員頭部損傷的影響。模型1、2、3、4中頭排座椅間距分別為28、30、32、34 in。仿真結果總結如表10所示。在相同姿勢下，頭部碰撞角度相同，隨著假人頭部與隔板的間距增大，頭部碰撞速度增加，頭部損傷增加。因此，若水平?jīng)_擊下采取該保護姿勢，頭部與隔板之間的距離越小，乘員頭部傷害越小。

表8 不同姿勢下的假人頭部傷害Table 8 Head injury of dummy with different postures

圖19 不同姿勢下假人頭部加速度-時間曲線Fig.19 Head acceleration-time curves of dummy with different postures

表9 不同頭排座椅間距下假人的動態(tài)響應Table 9 Dynamic response of dummy with different seat setback distances

續(xù)表

表10 不同頭排座椅間距下假人的頭部傷害Table 10 Head injury of dummy with different seat setback distances

5.4 下肢體損傷分析

下肢體的損傷在飛機墜撞事故中會影響人員的撤離，也會降低乘員的二次生還幾率。對于股骨軸向峰值載荷規(guī)章CCAR 25.562限定為10 008 N，不同姿勢下乘員的股骨峰值載荷及脛骨TI值總結如表11所示。在水平?jīng)_擊下，由于腳部與前置隔板的碰撞阻礙了下肢體的運動，導致乘員腿部未與前置隔板發(fā)生碰撞，因此乘員股骨峰值載荷均遠小于限定值，脛骨TI值也均遠遠小于1，說明3種姿勢的下肢體損傷均遠遠小于限定值。

表11 不同姿勢下假人的下肢體傷害Table 11 Lower torso injury of dummy with different postures

5.5 頸部損傷分析

在3種姿勢下，假人頸部的受載模式不同，因此，綜合考察頸部Nij的拉伸伸展類型NTE、拉伸屈曲類型NTF、壓縮伸展類型NCE和壓縮屈曲類型NCF共4種指標。3種姿勢的4種頸部損傷指標如表12所示，直立式姿勢的Nij的最大指標NCE值為1.14，抱腳式姿勢的Nij的最大指標NCF值為1.69，手頂式姿勢的Nij的最大指標NCF值為1.52，3種姿勢Nij的最大指標均大于1。

對乘員頭部保護效果最好的抱腳式保護姿勢的頸部損傷壓縮屈曲類型NCF超限。在美國國家民用航空醫(yī)療研究所進行的頭排座椅乘員保護姿勢研究中，采用抱腳式保護姿勢的頭排乘員頸部損傷也超限，主要是因為在水平?jīng)_擊下，假人頸部以下身體部位受到慣性力的作用向前移動，頭部與隔板發(fā)生碰撞后無可移動空間，此時假人頸部承受較大的軸向壓縮并產生頸部屈曲現(xiàn)象，如圖20所示。

針對抱腳式保護姿勢頸部損傷超限問題，研究在該姿勢下不同的頸部角度對頸部損傷的影響，建立頸部角度為-30°、-15°、0°、15°、30°共5組模型，如表13所示，規(guī)定頭部后仰時頸部角度為負，頭部前傾時頸部角度為正。

表12 不同姿勢下的假人頭部傷害Table 12 Neck injury of dummy with different postures

圖20 抱腳式下頸部受載模式Fig.20 Neck loading mode with “hand-hold-feet” posture

表13 不同頸部角度下假人的動態(tài)響應Table 13 Dynamic response of dummy with different neck angles

仿真結果總結見表14，很明顯，當頸部角度為負(頭部后仰)時，Nij值大于1，當頸部角度為正(頭部前傾)時，假人頸部損傷減小，且頭部前傾30°時，假人頸部損傷指標均小于限定值，因此在水平?jīng)_擊下采用頭部前傾的抱腳式姿勢可以較好地保護乘員頸部。

采用頭部前傾(以30°為例)的抱腳式保護姿勢乘員身體其他部位損傷如圖21所示，假人身體各部位損傷均小于限定值，因此建議頭排乘員在水平?jīng)_擊下采用頭部前傾的抱腳式保護姿勢。

表14 不同頸部角度下假人的頸部損傷Table 14 Neck injury of dummy with different neck angles

注：圖中HIC、頭部峰值加速度的所標數(shù)值均為原數(shù)值的1/1 000，股骨峰值載荷的所標數(shù)值為原數(shù)值的1/10 000圖21 頭部前傾抱腳式與其他姿勢假人的損傷值對比Fig.21 Comparison of injury of dummy between hand-hold-feet posture with head forward and other postures

6 結 論

本文采用試驗與仿真相結合的方法，對水平?jīng)_擊下頭排乘員損傷及保護開展研究?；诮?jīng)驗證的航空假人/座椅約束系統(tǒng)模型及FAA開展的前置隔板材料試驗，采用正交試驗設計方法，識別影響頭排乘員損傷的顯著因素，研究不同保護姿勢對于乘員的保護效果，得到以下結論：

1) 在直立式坐姿下，股骨損傷遠小于限定值，頸部的受載方式是壓縮伸展類型，頭排座椅間距對頭部峰值加速度、HIC值、TI值影響顯著，頭排座椅間距與頭部損傷負相關，與脛骨損傷正相關，隔板剛度對頭部峰值加速度、HIC值影響顯著，隔板剛度與頭部損傷正相關。頭排乘員頭部、頸部、股骨、脛骨損傷對安全帶材料特性及安全帶固定點位置不敏感。

2) 試驗用仿生假人及仿真用數(shù)值假人能代表真實乘員的體格、質量以及質量分布等特征，但并不包含如肌肉、器官等人體細節(jié)，在仿真模型中也并未考慮乘員肌肉發(fā)力等預加載動作，僅考察不同姿勢下乘員的動態(tài)響應。同直立式姿勢相比，抱腳式、手頂式2種保護姿勢均能大幅降低HIC值，2種姿勢對乘員頭部均有較好的保護效果。在抱腳式保護姿勢下，隨著乘員頭部與隔板的間距減小，頭部碰撞速度減小，乘員頭部損傷降低。

3) 直立式、抱腳式以及手頂式3種姿勢的頸部損傷均超過限定值。頭部前傾的抱腳式姿勢對乘員頸部有較好的保護效果，且頭部損傷、下肢體損傷均小于限定值。因此建議頭排乘員在水平?jīng)_擊下采用頭部前傾的抱腳式保護姿勢。