座椅約束下航空假人垂直沖擊動態響應特性研究

馮振宇，楊永攀，賀永龍，馬士成，解 江，王亞鋒，楊 歡

(1. 民航航空器適航審定技術重點實驗室，天津 300300；2. 中國民航大學適航學院，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)

航空座椅在墜撞過程中和墜撞后發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。適航條款CCAR 25.562 要求航空座椅的適航取證必須進行動態沖擊試驗和乘員傷害評估，同時23 部、27 部、29 部規章的第23.562 條、27.562 條和29.562 條也有類似規定[1 ? 4]。動態沖擊試驗要求如表1，在試驗1 中，座椅向上傾斜60°，并將加速脈沖施加于座椅上，該測試旨在評估乘員的脊柱損傷，因為沖擊載荷主要沿著人體矢狀面中部加載。在試驗2 中載荷施加在水平方向上，該試驗旨在重建正面碰撞，以評估座椅的結構完整性，約束系統和乘員安全性。特別重要的是，在試驗1 中，為了保護乘員的脊柱和腰椎，要求測得腰椎載荷必須低于1,500 lb (6,672 N)，因此垂直沖擊下航空假人/座椅約束系統的動態響應成為國內外學者關心的熱點問題。

表1 動態沖擊試驗要求Table1 Dynamic impact test requirements

目前，國內外對于垂直沖擊下航空假人/座椅約束系統的動態響應研究主要包含以下幾個方面：乘員的耐受極限研究、碰撞試驗假人研究、座椅墊動態響應研究及座椅部件的吸能優化研究。在飛機墜毀過程中，過大的瞬時加速度會造成人體各器官的損傷，進而引起乘員喪失行動能力。因此，國內外學者首先就乘員的耐受極限開展了一系列的研究。研究者[5]通過對黑猩猩、豬、志愿者以及一系列的彈射座椅系統進行試驗，得到了人體全身加速度耐受極限，并指出乘員所承受加速度載荷的大小和持續時間會對人體傷害耐受性產生一定的影響，較低的加速度初始變化率下人體有較高的耐受性。假人用于碰撞試驗中的人體損傷評價后，研究者致力于研究高仿生度、多測量通道的航空假人。美國聯邦航空局(FAA)、民用航空醫療研究所(CAMI)[6]將標準Hybrid III 50th 百分位假人的腰椎修改后，發展成FAA Hybrid III 50th 百分位假人，之后通過一系列動態沖擊試驗研究了標準Hybrid II 50th 百分位假人、標準Hybrid III 50th 百分位假人和FAA Hybrid III 50th 百分位假人的響應差異，其中在腰部響應方面，Hybrid III 假人的腰椎峰值載荷比Hybrid II 的低23%，FAA Hybrid III 假人的腰椎峰值載荷和Hybrid II 假人基本相等。當仿生性更好的THOR假人出現后，FAA 和CAMI[7]又進行了一系列9 g、14 g 和19 g 的垂直動態試驗，對比了FAA Hybrid III 50th 百分位假人、Hybrid II 50th和THOR 假人的動態響應差異，試驗表明，和FAA Hybrid III 假人相比，在9 g 和14 g 試驗條件下，THOR 假人胸部受載更高，19 g 條件下兩假人胸部受載大致相等，因此在垂直沖擊條件下，THOR 假人和FAA Hybrid III 假人、Hybrid II 假人不等效。Tay 等[8]利用MADYMO 的假人縮放功能，將FAA Hybrid III 50th 百分位假人縮放為FAA Hybrid-III 95th 百分位假人和FAA Hybrid-III 5th 百分位假人，得到了5 百分位、50 百分位、95 百分位假人的腰部損傷耐受情況。在垂直沖擊下，航空座椅墊相當于位于乘員和座椅結構之間的彈簧阻尼器，對乘員的腰椎響應具有較大的影響[9]。Chandrashekhar 等[10]利用MADYMO 軟件，建立了剛性座椅數值模型，進一步通過變參分析，研究了座椅墊厚度、溫度、材料應變率敏感度對乘員腰部響應的影響。FAA[11]研究了利用部件級試驗的方法來取代全尺寸滑臺試驗，進行座椅墊的替換。為了準確表征座椅墊的動態力學特性，陳娜娜、呂振華[12 ? 13]基于開展的泡沫座椅墊動態力學性能試驗，先后研究了座椅墊的非線性彈性-阻尼特性建模方法和多滯回環動力學特性建模方法。在直升機墜撞情況下，良好的地板及座椅吸能特性能夠有效地降低乘員傷害。Astori 等[14]利用多體方法，建立了含吸能器的座椅數值模型，研究了不同加速度下乘員的腰椎響應并對座椅吸能器進行了優化。Astori、Imparib[15]又建立了帶地板和吸能器的直升機座椅多體模型，通過優化地板壓潰元件和座椅吸能器的材料特性，最大限度地減少了乘員的腰椎負載?？紤]到垂直沖擊下航空假人/座椅約束系統動態響應的影響因素眾多，需進一步開展研究，進而為航空座椅的設計及乘員安全性提升提供支持。

動態沖擊試驗是研究航空假人/座椅約束系統動態響應的常用方法，但其周期長，耗費大，不利于開展研究，因此數值仿真方法成為最主要研究方法之一[16 ? 17]。目前在乘員安全研究領域，模擬仿真采用的方法主要是多剛體動力學法和動態大變形非線性有限元法[18]。以多剛體動力學法為主的MADYMO 仿真軟件主要應用于汽車乘員和航空乘員安全性設計，它具備成熟的FAA 混III 型多剛體航空假人模型，可準確計算沖擊過程中假人的動態響應，運算效率高，同時也可實現多體和顯式非線性有限元的耦合計算。非線性有限元法主要用于計算沖擊過程中座椅結構的動態響應[19 ? 21]。

本文主要研究垂直沖擊下加速度脈沖、座椅俯仰角等參數對航空假人動態響應的影響。首先開展動態滑臺沖擊試驗，比較14 g 和19 g 垂直沖擊下系統的動態響應。然后，基于開展的沖擊試驗，利用多剛體動力學法建立航空假人/座椅約束系統分析模型并驗證其有效性，通過變參分析研究了航空座椅椅背傾角和座椅俯仰角對系統響應的影響規律。

1 座椅約束下航空假人垂直沖擊動態響應特性試驗研究

乘員脊柱耐受性與所承受加速度載荷的大小和持續時間都有一定的關系[5]。如表1，CCAR23部規章要求試驗1 的最大加速度脈沖為19 g，在0.05 s 內達到峰值，而CCAR25 部要求最大加速度脈沖為14 g，在0.08 s 內達到峰值。為了比較14 g和19 g 垂直沖擊下，假人腰椎和座椅的動態響應，同時為后續數值模型的驗證提供數據支持，基于條款CCAR 23.562、CCAR 25.562 的動載荷要求開展滑臺沖擊試驗。

1.1 動態滑臺沖擊試驗

在中國飛機強度研究所進行了14 g 和19 g 垂直沖擊試驗。試驗采用水平加速式沖擊試驗臺系統，包括水平沖擊試驗臺、專用照明系統、高速攝像和數據采集系統等設備，最大負載3000 kg，最大可加載載荷峰值100 g，如圖1 所示。

圖1 水平加速式沖擊試驗臺系統Fig.1 Horizontal accelerated impact test system

試驗均采用FAA 混III 型50th 百分位假人、剛性座椅、兩點式安全帶。為了減少變量，此次研究并不考慮座椅墊的影響。為確保良好的試驗重復性，每種工況重復3 次試驗。如圖2，座椅相對于水平面俯仰60°固定在滑臺上，按照SAE AS 8049B 中的試驗準備程序放置假人并系緊安全帶。SAE AS 8049B?2005[22]是民用旋翼航空器、運輸類航空器、通用航空器的旅客座椅和機組座椅的最低性能標準，其中規定了動態滑臺沖擊試驗和評估標準。最后對滑臺施加如圖3 的加速度脈沖。14 g 和19 g 的加速度脈沖均滿足CCAR 23.562 和CCAR 25.562 的要求。

圖2 垂直沖擊試驗Fig.2 Vertical impact test

圖3 加載脈沖比較Fig.3 Comparison of acceleration pulse

物理假人初始位置是數值假人初始姿勢定位的參考，物理假人運動學數據是數值模型有效性驗證的重要考察項。因此，在物理假人的頭部、肩部、手部、H 點、膝部、腳踝等位置粘貼馬克標，并通過高速攝像機采集假人身上的馬克標位置來獲取假人初始坐姿和運動學數據。此次研究關注假人整體運動、腰椎載荷和椅盆承載，并不關注座椅的結構變形，因此采用剛性座椅進行試驗。在椅盆下面放置力傳感器用來采集沖擊過程中椅盆承受的力和力矩，傳感器所測數據的坐標系方向如圖2 所示。假人的腰椎載荷及力矩通過假人腰部的力傳感器獲得。電測和光測數據根據工業標準SAE J211[23 ? 24]的要求進行了濾波。

1.2 座椅約束下航空假人垂直沖擊動態響應特性分析

對三次重復試驗的結果進行均值處理，對比兩種工況下假人、椅盆的動態響應。圖3 為14 g和19 g 的試驗脈沖，相對19 g 脈沖，14 g 脈沖具有峰值低、峰值時刻較遲、脈沖持續時間長的特點，19 g 試驗脈沖的峰值是14 g 的1.326 倍，脈沖的持續時間在40 ms～140 ms，共100 ms，14 g脈沖的持續時間在40 ms～200 ms，共160 ms。

分別取兩種工況80 ms、120 ms、160 ms、200 ms、240 ms、280 ms 時刻的假人運動圖像進行比較，如圖4，圖中所標角度指假人背部切線與腰椎載荷傳感器安裝面的夾角，其值越小，表示腰椎彎曲角度越大。整個沖擊過程中，假人上下肢體姿勢無明顯變化，骨盆先向下滑動后向前彎曲，上軀干持續向前彎曲。19 g 脈沖峰值大，上升時間短，在140 ms 后加載完成，所以在80 ms～160 ms，19 g 脈沖的腰椎彎曲角度較大，但在160 ms后，14 g 脈沖還在持續加載，所以此后14 g 脈沖的腰椎彎曲角度逐漸增大，最終腰椎彎曲角度大于19 g 脈沖。

圖4 14 g 和19 g 沖擊下假人腰椎彎曲角度比較Fig.4 Comparison of dummy lumbar curvature angle for 14 g and 19 g test

乘員的腰椎壓縮載荷是垂直沖擊工況下主要的損傷評估項。如圖5(a)，19 g 加載脈沖在90 ms達到峰值，腰椎壓縮載荷FZ峰值時刻是95 ms，稍晚于脈沖峰值時刻，而14 g 加載脈沖在120 ms達到峰值，腰椎壓縮載荷FZ峰值時刻是107 ms，稍早于脈沖峰值時刻。19 g 脈沖的腰椎壓縮載荷FZ是14 g 的1.794 倍，大于脈沖峰值的1.326 倍。在105 ms 內，14 g 脈沖和19 g 脈沖下的假人腰椎力矩MY分別在82 ms、78 ms 出現第一個波峰，此時假人姿勢如圖6 所示，假人骨盆滑到最低點，在106 ms、104 ms 出現第一個波谷，此時假人姿勢如圖7 所示，假人后背即將離開椅背向前彎曲。如圖5(b)，14 g 脈沖下的腰椎力矩的最大值較大，這主要因為14 g 脈沖持續時間較長，與圖4 中14 g 脈沖160 ms 后的腰椎彎曲角度較大現象一致。

圖5 腰椎載荷比較Fig.5 Comparison of lumbar load

在垂直沖擊工況下，假人承受的載荷主要通過椅盆傳遞給座椅，椅盆是主傳力部件。如圖8，19 g 脈沖下的椅盆縱向摩擦力FX、壓力FZ的峰值時間均超前于14 g，峰值分別是14 g 的1.477 倍、1.659 倍，均大于脈沖的1.326 倍。椅盆力矩MY的負向峰值時刻與脈沖峰值時刻一致，19 g 脈沖峰值大且上升時間短，在峰值時刻對椅盆的沖擊力大，因此19 g 脈沖的椅盆力矩MY的負向峰值較大，但從正向力矩最大值來看，14 g 脈沖持續時間長，大于19 g。

如表2，在垂直沖擊下，19 g 脈沖的腰椎峰值壓縮載荷FZ、椅盆峰值縱向摩擦力FX、椅盆峰值壓力FZ分別是14 g 脈沖的1.794 倍、1.477 倍、1.659 倍，均大于試驗脈沖比值的1.326 倍，則腰椎壓縮載荷FZ、椅盆縱向摩擦力FX和椅盆壓力FZ對加載脈沖峰值均有放大效應，14 g 脈沖持續時間長，腰椎Y 向峰值力矩大于19 g 脈沖。

圖6 腰椎力矩峰值時刻的假人姿勢比較Fig.6 Comparison of dummy postures during lumbar moment peaks

圖7 腰椎力矩谷值時假人姿勢比較Fig.7 Comparison of dummy postures in the

圖8 椅盆載荷比較Fig.8 Comparison of seat pan load

表2 19 g 與14 g 峰值響應的比值Table2 Ratio of 19 g to 14 g peak response

2 航空假人/座椅約束系統動態響應分析模型的建立與驗證

為了研究垂直沖擊下航空假人的動態響應特性，基于已完成的動態沖擊試驗，建立了航空假人/座椅約束系統多剛體模型，并驗證了模型的有效性。

2.1 航空假人/座椅約束系統動態響應分析模型的建立

模型包括FAA 混III 型多剛體假人、剛性座椅、兩點式安全帶和滑臺。剛性座椅忽略結構變形，采用剛性建?？商岣哂嬎阈?。

建模過程中，數值假人初始坐姿顯著影其動態響應，因此保持數值假人與物理假人初始坐姿的一致性至關重要。如圖9 所示，依據物理假人身上的馬克標三維坐標，擺放數值假人，使數值假人和物理假人初始坐姿基本一致，然后，鎖定數值假人上肢體，加載1 g 重力，使數值假人與座椅貼實后輸出假人各關節的最終位置，再輸入到數值假人各關節后解鎖其上肢體完成數值假人的最終定位。

隨后，使用MADYMO 的安全帶建模工具建立兩點式安全帶。安全帶是約束系統的主要組成部件，在沖擊過程中有滑動、翻轉等復雜運動形式，采用一維剛性單元和二維膜單元混合建模。一維剛性單元模擬安全帶和固定點的連接，二維膜單元可以更好的模擬安全帶和假人的相互作用。安全帶的材料特性通過拉伸試驗獲得，如圖10所示，在成品尼龍材質安全帶上截取材料試樣，將兩端夾持段夾于拉伸試驗機上進行試驗。根據工業標準SAE ARP 5765A[25]的建議，采用6.35 mm/min的速率進行3 次重復加卸載試驗得到載荷-延伸率曲線。尼龍安全帶具有高度的遲滯效應，本文采用有限元段遲滯斜率為4×109，剛體段遲滯斜率為2×105的遲滯模型，如圖11 所示。

圖9 垂直沖擊下的剛性座椅仿真模型Fig.9 Rigid seat simulation model under horizontal-vertical impact

圖10 安全帶材料試驗Fig.10 Seat belt material test

圖11 安全帶遲滯模型Fig.11 Seat belt hysteresis model

本模型中涉及到剛體與剛體、剛體與有限元的接觸，多剛體的接觸變形是通過定義接觸特性實現的，而有限元的接觸變形是通過定義材料特性實現的，當多剛體面與有限元面接觸時，一般選擇有限元面為從接觸面。因此，假人與有限元段安全帶接觸時，選擇假人為主接觸面，有限元段安全帶為從接觸面，根據SAE ARP 5765A，橫向、縱向的摩擦系數均為0.35。當假人與剛體段安全帶、座椅及腳踏接觸時，屬于多剛體面與多剛體面的接觸，一般選擇假人為從接觸面，摩擦系數也定義為0.35。最后，將如圖12 所示的試驗脈沖施加于滑臺上。模型總時間步長為5.0×10?6s，有限元段安全帶執行子時間步長，基于總時間步長自動確定最小子時間步長。

圖12 14 g 和19 g 試驗脈沖Fig.12 Test pulses of 14 g and 19 g

2.2 航空假人/座椅約束系統動態響應模型的驗證

2.2.1 14 g 沖擊下航空假人/座椅約束系統模型的驗證

仿真模型建立及調整完畢后，將仿真數據和試驗數據進行對比，驗證模型的有效性。根據SAE ARP 5765A，采用曲線的峰值誤差(GPV)、峰值時刻誤差(GPT)和形狀誤差來評估兩條時間歷程曲線的相關性。峰值誤差使用式(1)計算：

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：

式中：m(t)代表參考曲線；c(t)代表對比曲線。

幅值誤差(S&G-M)定義為：

相位誤差(S&G-P)定義為：

Sprague 和Geers 綜合誤差定義為：

對比14 g 沖擊下物理假人與數值假人40 ms、80 ms、120 ms、160 ms、200 ms 時刻的的仿真動畫與試驗錄像，如圖13，數值假人頭部、四肢、軀干在各時刻的運動姿勢基本與物理假人一致。

圖13 14 g 脈沖下的假人運動對比Fig.13 Occupant Kinematics Test vs. Simulation for 14 g test

試驗與仿真的腰椎壓縮載荷-時間歷程比較如圖14，仿真的腰椎壓縮載荷的峰值載荷大于試驗，但峰值誤差、綜合誤差均小于10%，如表3所示。試驗與仿真的椅盆載荷-時間歷程比較如圖15，椅盆Z 向是主受力方向，其各項差在6%之內，如表3，反映出數值假人的骨盆對椅盆的壓力與物理假人的吻合性較好。

14 g 沖擊下下試驗與仿真的各項誤差值如表3，主響應項腰椎壓縮載荷和椅盆Z 向力的各項誤差小于9%，各響應曲線的走勢基本一致，認為數值模型是有效的。

2.2.2 19 g 沖擊下航空假人/座椅約束系統模型的驗證

對比19 g 沖擊下物理假人與數值假人40 ms、80 ms、120 ms、160 ms、200 ms 時刻的仿真動畫與試驗錄像，如圖16，數值假人頭部、四肢、軀干在各時刻的運動姿勢基本與物理假人一致。

圖14 腰椎壓縮載荷FZFig.14 Lumbar force FZ

試驗與仿真的腰椎載荷-時間歷程比較如圖17，各項誤差均小于10%，如表4。試驗與仿真的椅盆載荷時間歷程比較如圖18，其各項差在6%之內。

表3 14 g 沖擊下試驗與仿真的各項誤差值Table3 Error metric for numerical model correlation with tests

圖15 椅盆壓力FZFig.15 Seat pan FZ force

圖16 19 g 脈沖下的假人運動對比Fig.16 Occupant kinematics test vs. simulation for 19 g test

圖17 腰椎壓縮載荷FZFig.17 lumbar force FZ

19 g 沖擊下試驗與仿真的各項誤差值如表4，主響應項腰椎壓縮載荷和椅盆Z 向力的各項誤差小于7%，各響應曲線的走勢基本一致，數值模型整體上可以反映物理現象，認為模型是有效的。

表4 垂直19 g 試驗與仿真的各項誤差值Table4 Error metric for numerical model correlation with tests

3 座椅約束下航空假人垂直沖擊動態響應因素分析

本節基于經驗證的航空假人/座椅約束系統模型，研究椅背傾角、座椅俯仰角對假人腰椎、椅盆響應的影響。

圖18 椅盆壓力FZFig.18 Seat pan FZ force

航空座椅的椅背傾角指椅背與水平導軌的夾角，是座椅的重要設計參數。如圖19，設置以5°為間隔，椅背傾角從95°增大到125°，進行14 g和19 g 垂直沖擊仿真分析，最后輸出乘員腰椎的峰值壓縮載荷和椅盆峰值壓力，結果如圖20所示。在14 g 脈沖加載下，腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力與椅背傾角的關系分別如式(8)和式(9)，在19 g 脈沖加載下，腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力與椅背傾角的關系分別如式(10)和式(11)。14 g 和19 g 脈沖下的腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力與椅背傾角均成二次函數關系，且隨著椅背傾角的增加，先增加后減小，在110°時，14 g 和19 g 的腰椎峰值壓縮載荷均最大，14 g 和19 g 的椅盆峰值壓力最大值對應的角度分別是108°和106°，可以發現無論是14 g 還是19 g 脈沖，腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力的最大值均在椅背傾角110°附近出現，這是因為此時，加速度脈沖的方向和乘員腰椎軸向接近平行，因此受到的腰椎載荷最大。

圖19 椅背傾角變化示意圖Fig.19 Diagrammatic diagram of seatback angle change

圖20 腰椎峰值壓縮力、椅盆峰值壓力與椅背傾角的關系Fig.20 Lumbar peak force and seat pan peak force versus seat back angle

條款CCAR 25.562 規定以60°俯仰角評估乘員的腰椎損傷，但不同的情況下飛機可能以不同的俯仰角著陸或墜撞。如圖21，設置座椅俯仰角從0°增大到70°，每10°為一間隔，最后輸出乘員腰椎的峰值壓縮載荷和椅盆峰值壓力，結果如圖22所示。在14 g 脈沖加載下，腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力與俯仰角的關系分別如式(12)和式(13)，在19 g 脈沖加載下，腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力與椅背傾角的關系分別如式(14)和式(15)。在14 g 和19 g 脈沖作用下，腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力均隨著俯仰角的增大而增大，呈2 次函數關系，增長逐漸趨于平緩。其中，俯仰角超過60°后，14 g 脈沖下的腰椎峰值壓縮載荷和椅盆峰值壓力沒有增加，而在19 g 脈沖下，俯仰角為70°時的腰椎峰值壓縮載荷和椅盆峰值壓力均為俯仰角為60°時的1.034 倍，增加了3.4%。

圖21 座椅俯仰角變化示意圖Fig.21 Diagrammatic diagram of pitch angle change

圖22 腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力與座椅俯仰角的關系Fig.22 Lumbar peak force and seat pan peak force versus seat pitch angle

4 結論

本文采用試驗和仿真相結合的方法，進行14 g和19 g 垂直動態沖擊試驗，分析了不同加載脈沖下航空假人腰椎的動態響應差異。同時，建立了航空假人/座椅約束系統模型，研究了椅背傾角和座椅俯仰角對系統響應的影響，得到以下結論：

(1) 19 g 與14 g 脈沖下的腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值縱向摩擦力及椅盆峰值壓力的比值均大于加載脈沖峰值比值，則腰椎壓縮載荷、椅盆縱向摩擦力、和椅盆壓力對加載脈沖峰值均有放大效應，14 g 脈沖持續時間長，腰椎的Y 向峰值力矩大于19 g 脈沖。

(2) 乘員腰椎峰值壓縮力、椅盆峰值壓力與椅背傾角均呈2 次函數關系，在椅背傾角為110°時，乘員的腰椎受傷的風險最大，因為此時脈沖的加載方向和腰椎的軸向接近平行，因此在應急著陸條件下，應避免將座椅的椅背傾角保持在110°附近。

(3) 乘員腰椎峰值壓縮載荷、椅盆峰值壓力隨座椅俯仰角的增大而增大，呈2 次函數關系，增長逐漸趨于平緩。俯仰角超過60°后，14 g 脈沖下的腰椎響應和椅盆響應不再增加，而19 g 脈沖下的相應響應增加了3.4%，為了給乘員提供更大的保護，在座椅設計中應加以考慮。

由于本文主要研究的是加速度脈沖、座椅俯仰角以及椅背傾角對垂直沖擊下乘員動態響應的影響規律，為了減少變量，暫時未考慮座椅墊的影響，同時在試驗和分析計算中均采用的是兩點式安全帶。后續將進一步在模型中添加座椅墊，研究和驗證座椅墊對航空假人/座椅約束系統動態響應的影響。