典型航空座椅/乘員系統水平沖擊特性實驗

楊歡，劉小川,*，白春玉，張宇，惠旭龍

1. 中國飛機強度研究所，西安 710065 2. 結構沖擊動力學航空科技重點實驗室，西安 710065

民用飛機使用過程中，因為惡劣天氣、機械故障等原因，可能會發生應急著陸。中國民用航空器適航標準(CCAR)23部、25部、27部和29部均對應急著陸過程中的乘員保護提出了明確要求，航空座椅系統是重要客艙設備，與乘員安全直接相關，適航標準要求座椅系統需開展動力試驗(包括水平、垂向動態沖擊試驗)來證明其安全性，并使用符合要求的假人模擬人體。

航空座椅系統由座椅骨架、座椅墊、安全帶等組成，在應急著陸過程中，通過座椅結構和座椅墊的能量吸收以及安全帶的約束來保護乘員，避免乘員遭受嚴重沖擊載荷或與艙內其他部件發生碰撞。座椅系統在應急著陸沖擊下的動態響應和能量吸收涉及到材料失效、幾何大變形、剛柔耦合等復雜力學過程，國內外學者采用實驗和數值手段開展了大量研究，其中沖擊實驗是評估其安全性的最直接手段。

國外相關研究主要關注了假人頭部/肩部/膝部/腳踝等典型部位的運動軌跡、假人頭部/頸部/胸部/腰椎/骨盆/股骨等動態響應，但基本沒有涉及座椅結構典型部位加速度和應變等動態沖擊響應與載荷傳遞規律研究，研究對象集中于剛性座椅/乘員系統，關于彈性座椅/乘員系統的研究較少，且集中于安全帶的乘員保護能力。

國內學者對座椅/乘員系統的研究廣泛分布于航空、航天、汽車、武器裝備等領域，尤其集中于汽車座椅結構強度方面。在航空領域的相關研究較少，并且主要集中于彈射座椅(駕駛員座椅)和剛性座椅，關于常規旅客座椅的研究很少。同時，關注對象較為分散(如脈沖波形、光學測試、座椅滑軌、固定連接裝置等)，研究內容較為局限(主要集中于假人的運動過程以及頸部和股骨載荷)。

針對航空座椅/乘員系統的水平動態沖擊力學性能，賀永龍基于剛性座椅/乘員系統水平動態沖擊實驗，發現偏航狀態的假人運動軌跡更加顯著；解江等結合剛性座椅/乘員系統實驗結果，發現相較于膝部和腳踝，假人頭部X向位移最大，接近900 mm，并通過仿真分析方法說明了前置隔板作用下假人頭部損傷程度最大，股骨最?。获T振宇等結合彈性座椅/乘員系統實驗結果，采用仿真分析方法，評估并發現安全帶固定點位置和剛度對乘員運動軌跡(頭部和膝部等)和椅腿受載影響顯著。此外，鄭亞明、黃萬甲和韓亮通過開展駕駛員座椅裝機水平動態沖擊實驗，測試了假人運動姿態、頭部運動軌跡、股骨載荷等內容，說明了座椅及其周圍環境能有效降低人員在水平墜撞環境中的傷害。

本文以典型航空旅客座椅/乘員系統為研究對象，結合CCAR 25部中的水平沖擊條件，以縱向沖擊下航空座椅/乘員系統的動態載荷傳遞特性為關注重點，研究假人運動過程和運動軌跡、假人內部加速度和載荷響應、座椅結構典型部位加速度和典型部位應變等，并根據載荷傳遞特征提出座椅系統設計優化的建議。

1 動態沖擊實驗

1.1 座椅/乘員系統

研究對象是由座椅、假人、約束系統組成的座椅/乘員系統，如圖1所示。該座椅為典型航空旅客三聯座座椅，主要材料為鋁合金，重約32 kg，包含椅腿、椅管、扶手架、扶手、椅盆、椅背、坐墊、背墊等部分，如圖2所示。

圖1 座椅/乘員系統安裝與典型部位Mark布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of seat/occupant system installation and Mark layouts of typical parts

圖2 座椅組成Fig.2 Seat composition

1.2 實驗系統

圖3為實驗系統框圖，包含結構水平沖擊試驗臺系統、專用照明系統、高速攝像系統、數據采集系統、座椅/乘員系統等。安裝示意圖見圖1，座椅通過滑軌和滑車臺連接，安裝方向與滑車臺推進方向相反，以產生和實際應急著陸方向相同的慣性載荷。假人就坐于座椅中間座位，并通過兩點式安全帶進行約束。

圖3 實驗系統框圖Fig.3 Experimental system block diagram

為便于實驗描述和結果分析，定義總體坐標系-(見圖1)，原點位于與滑車臺相連接的支持工裝上，軸沿滑車臺推進方向，軸垂直于地面向上，軸由右手法則確定。

1.3 測量與數據處理

通過結構水平沖擊實驗臺系統，測量實際沖擊脈沖波形。除此之外，實驗測量項目包含4項：① 假人典型部位的運動過程與運動軌跡；② 假人內部的加速度和載荷響應；③ 座椅結構典型部位的加速度；④ 座椅結構典型部位的應變等。第1項由高速攝像系統通過非接觸測試方法進行采集和計算；后3項分別由假人內部的加速度傳感器、載荷傳感器以及座椅結構上粘貼的加速度計、應變片進行測量。

數據處理方法分為3類：一是通過高速攝像系統，直接計算得到假人典型部位的運動軌跡；二是依據工業標準SAE J211，處理沖擊脈沖波形以及假人內部的加速度和載荷響應；三是采用低通數字濾波方法，處理座椅結構典型部位的加速度和應變信號。

1.4 沖擊加載

本文脈沖量值(波形的目標峰值)為4(為重力加速度)，脈沖執行標準參考CCAR 25部562條，目標波形為三角波，目標上升時間為0.09 s，目標速度為3.35 m/s。

考慮到阻尼、氣密性等因素，控制系統中設定的脈沖波形輸入值略高于目標值，但基本不影響研究。綜合波形控制和質量匹配等因素，加速度沖擊脈沖波形的開始部分一般會出現一定振蕩。圖4為實際沖擊脈沖波形與輸入值的對比，主要分為加速度時間曲線和速度時間曲線2部分?？煽闯觯瑢崪y加速度峰值4.42，最大速度3.83 m/s，上升時間0.09 s，實際加速度時間曲線和速度時間曲線與輸入的控制曲線吻合很好，相對誤差不超過2%，說明滑車臺控制情況良好。

圖4 沖擊脈沖波形Fig.4 Dynamic impact pulse waveform

2 沖擊過程中的假人動態響應

2.1 假人典型部位運動過程與運動軌跡

假人運動過程直觀反映了沖擊載荷作用下假人的運動學特性，其量化研究可通過典型部位的運動軌跡分析實現。

假人本身為多自由度系統，取假人頭部、肩部、肘部、膝部、腳部5處作為典型部位(見圖1)。由于實驗過程中部分時段無法捕捉到假人肩部和肘部的Mark標，因此后續不再展開分析。

圖5為假人運動過程及典型部位的總位移與總速度時間變化曲線，圖6、圖7、圖8分別為、、方向的位移時間變化曲線。從圖中可看出，座椅和假人沿沖擊載荷方向(正方向)運動，同時由于慣性影響，假人相對滑車臺沿負方向運動遠離椅背。觀察動態圖像發現，假人右胳膊較早地遠離軀干，進而使得在右胳膊的帶動下，假人頭部等典型部位出現較為明顯的向位移。

圖5 假人運動過程及典型部位的總位移與總速度Fig.5 Movement process of dummy and total displacement and total velocity of typical parts

圖6 典型部位X向位移Fig.6 X-direction displacement of typical parts

圖7 典型部位Y向位移Fig.7 Y-direction displacement of typical parts

圖8 典型部位Z向位移Fig.8 Z-direction displacement of typical parts

以安全帶約束部分為分界，假人運動可分為頭頸軀干在內的上半部分和以腿部為主的下半部分2部分，這2部分的運動軌跡又和假人自身的關節連接、關節長度、關節質量以及相互間的摩擦作用相關。由于假人下半部分運動受到上半部分運動的牽制和影響，在上半部分的大質量帶動等作用下，典型部位的位移峰值時間出現差異，假人頭部位移峰值出現時間最晚，大約時間在=0.289 s。

實驗中，假人膝部和腳踝總位移最小，100 mm左右，頭部總位移最大，大概500 mm，尤其、向位移分別達到373、339 mm。假人頭部速度最大，十分接近脈沖波形速度的最大值，說明滑車臺經座椅傳遞到假人的能量基本沒有發生變化。因此，在座椅/乘員系統的水平動態沖擊實驗中，應重點關注假人頭部運動。

2.2 假人內部響應

座椅研發的首要目標是為乘員提供安全的乘坐環境，而乘員關鍵部位的加速度和載荷響應能夠直觀表現座椅的安全性，并為乘員的耐受性分析與損傷指標建立提供一定的數據支撐。

為研究假人內部的加速度和載荷響應，自上而下依次選取頭部、頸部、胸部、腰椎、骨盆、股骨等典型部位，在對應位置分別安裝頭部、胸部和骨盆三向加速度傳感器、頸部和腰椎六向載荷(力和力矩)傳感器、左腿股骨單向力傳感器等。

假人頭部/胸部/骨盆的向加速度、頸部/腰椎的向力、左側股骨力的時間變化曲線如圖9所示，向和向的加速度(、A)、力(、)時間變化曲線、頸部和腰椎的力矩(、、分別為力矩在、、向的分量)時間變化曲線分別如圖10～圖12所示?？煽闯?，、向加速度和力較大，絕對值大致呈現先增大后減小的趨勢。向加速度和力非常小，其中在=0.33 s 附近腰椎力略大，是因為假人向右微傾。

圖9 假人內部X向加速度和力及左側股骨力Fig.9 X-direction acceleration and force and left femoral force inside dummy

圖10 假人內部Y向加速度和力Fig.10 Y-direction acceleration and force inside dummy

圖11 假人內部Z向加速度和力Fig.11 Z-direction acceleration and force inside dummy

圖12 假人內部頸部和腰椎力矩Fig.12 Torque of neck and lumbar spine inside dummy

向加速度中，骨盆加速度峰值最大(6.31左右)，頭部和胸部次之，這和慣性載荷作用下的軀干運動有關。向力中，腰椎力峰值最大，約為655 N，左側股骨和頸部次之，說明類似垂向沖擊，假人腰椎的水平沖擊響應也比較大，因為假人上半部分重量基本由腰椎承擔。

由向峰值時間可知，骨盆、腰椎和胸部、頸部和頭部的峰值依次出現，說明載荷從假人臀部經軀干逐步向頭部傳遞。同時由于慣性影響，假人大腿受到小腿牽引更早達到最大拉伸狀態，股骨力峰值于0.125 s最早出現，略早于骨盆向加速度，這和假人上半部分運動對骨盆的影響有關。

受慣性載荷和假人部件間的相互影響，向加速度峰值由大到小依次為頭部、骨盆、胸部，其中頭部加速度在=0.227 9 s達到峰值，約6.07。向力中，腰椎力最大，峰值約1 376 N。在假人極限前傾狀態下，腰椎力、骨盆加速度、頭部加速度基本同一時間達到峰值，同時在頭部-頸部-軀干的系列帶動作用下，頸部力峰值時間較為靠前。

腰椎向力矩先增后減，變化趨勢與、向腰椎力基本一致，峰值約111 N·m，約為頸部的10.1倍，這主要與腰椎力遠大于頸部力有關。同時，頸部和腰椎的向力很小，其、向力矩主要分別由、向力產生，這使得頸部和腰椎的、向力矩變化很小。

總體上，水平沖擊時，假人骨盆和腰椎受載最大，頭部次之。結合CCAR 25部與美國汽車安全技術法規FMVSS 208，對比本次實驗結果與假人損傷指標，可知在水平動態沖擊實驗中，假人腰椎和骨盆出現損傷的概率較大，頭部、頸部、胸部、股骨的受損概率較小。這是因為本次實驗為單排座椅/乘員系統實驗，沖擊過程中假人沒有與隔板、前排座椅等物體發生碰撞。

3 座椅結構動態響應

3.1 座椅結構典型部位加速度

沖擊載荷的度量可反映為加速度信號的變化，座椅結構典型部位的加速度反映了加速度在座椅結構中的傳遞規律。

通過對座椅結構布局與實驗載荷分布的初步研究，以左側座椅骨架為關注對象，在前后椅腿、扶手架、扶手等座椅結構典型部位布置單向加速度計(見圖13)，合計12只。向加速度計編號分別為A1、A3、A5、A7、A9、A11，向加速度計編號分別為A2、A4、A6、A8、A10、A12。加速度計A5、A6布置在結構肋上，其余均布置在結構腹板，且每2個相鄰的加速度計(如A1、A2)均連接于同一位置。

圖13 加速度計布置示意圖Fig.13 Schematic diagram of accelerometer layout

圖14、圖15分別為座椅結構典型部位的向和向加速度時間變化曲線，可看出，向加速度較小，基本處于±1范圍內。向6個測點的加速度時間曲線基本重合，整體趨勢呈三角波形式，先增加后減小，與沖擊脈沖波形十分吻合。其中，0.07 s左右的抖動與安全帶的繃緊狀態有關。

圖14 座椅結構典型部位Z向加速度Fig.14 Z-direction acceleration of typical parts in seat structure

放大0.07 s左右的向加速度曲線(見圖15)，并分析該區間和曲線整體趨勢下降處的加速度峰值與峰值時間，如表1所示。從曲線放大處可知，加速度A1、A3、A5、A7、A9、A11的峰值時間和峰值均逐漸增大，說明在座椅結構中，沖擊載荷從滑車臺傳至座椅滑軌后，其傳遞路線一分為二，一條沿前椅腿連接處-前椅腿-前椅管-扶手架，一條沿后椅腿連接處-后椅腿-后椅管-扶手架，載荷在扶手架內匯合后，自下而上繼續向扶手傳遞，見圖16。其中，扶手及扶手架豎向部分的加速度受椅背和安全帶的影響。同一高度處，A1、A3加速度峰值及達到峰值的時間均十分接近，相對誤差不超過0.5%，說明載荷從前后椅腿連接處傳至前后椅腿的速度和載荷基本一致。

圖15 座椅結構典型部位X向加速度Fig.15 X-direction acceleration of typical parts in seat structure

圖16 座椅結構典型部位X向加速度分布圖Fig.16 X-direction acceleration distribution diagram of typical parts in seat structure

表1 典型部位X向加速度峰值時間與峰值Table 1 X-direction acceleration peak time and peak value of typical parts

從向加速度曲線整體趨勢下降處，可看出6個測點的峰值時間均略晚于加速度波形的峰值時間(約=0.089 8 s)，時間相差0.003 6～0.009 5 s，反映了座椅結構中的加速度傳遞過程。并且，A1、A3、A5的加速度峰值與加速度波形峰值(4.42) 十分接近，最大相對誤差1.17%，說明從椅腿到扶手架能量變化很小。A7、A9、A11加速度峰值越來越大，并均大于加速度波形峰值，這與假人運動及扶手的自由邊界狀態有關。

3.2 座椅結構典型部位應變

應變反映了結構的局部變形情況，有利于評估結構的承載能力和開展結構的優化設計工作，同時結構的應力波傳播規律也可反映為結構典型部位的應變分布。

參照座椅結構典型部位加速度計的布置原則，選取前后椅腿、扶手架等座椅結構典型部位沿結構肋延伸方向布置應變片，共計8個，編號為S1～S8，如圖17所示。

圖17 應變片布置示意圖Fig.17 Schematic diagram of strain gauge layout

由圖18的座椅結構典型部位的應變時間變化曲線可看出，整體上應變時間曲線先增大后減小，與加速度脈沖波形趨勢相近。應變峰值時間基本略大于加速度脈沖波形峰值時間，最大0.009 8 s，體現了應力波的傳遞過程。

圖18 座椅結構典型部位應變Fig.18 Strain of typical parts in seat structure

座椅結構典型部位的應變峰值時間與峰值見表2，可看出，應力波沿前椅腿-前椅管-扶手架、后椅腿-后椅管-扶手架傳遞，在扶手架處匯合后，一部分通過安全帶的約束作用傳至假人，一部分向扶手方向傳遞，如圖19所示。

表2 典型部位應變峰值時間與峰值Table 2 Strain peak time and peak value of typical parts

在扶手架與后椅腿連接處，S6應變在0.096 7 s達到最大值，約516.77μ，說明座椅結構變形整體處于彈性階段。S3應變次之，447.20 μ左右，因為受到慣性影響，后椅腿根部承受較大載荷，同時這與后椅腿的構型(尤其是曲率變化)密切相關，表現在座椅設計中，椅腿形狀多為π型(見圖19)。

圖19 座椅結構典型部位應變分布圖Fig.19 Strain distribution diagram of typical during in seat structure

應變S5距離應變S6較近(直線距離90 mm左右)，其峰值時間較S6略晚約0.000 7 s，峰值約為S6的60%。其余應變峰值均不超過200 μ，按由大到小順序，依次為應變S4、S7、S8、S2、S1。因為S4位于后椅腿上且靠近后椅腿與扶手架的連接處，S7、S8分布于扶手架上靠近扶手方向并逐漸遠離安全帶錨點。同時因為應力波自下向上傳播，S7、S8的應變峰值時間逐漸增大。應變片S1、S2的峰值時間分別為0.093 2、0.093 9 s，更近于加速度波形峰值時間。

此外，通過對應變時間曲線求導，發現座椅結構典型部位的應變率最大不超過0.022 s，由此可知，針對4.42水平沖擊條件，在座椅零部件材料的力學性能測試中，應變率取至10·s級別便可滿足分析要求。

3.3 座椅結構典型部位加速度和應變與標記點垂向距離的關系

加速度隨結構垂向距離的變化反映了載荷的傳遞過程，應變與結構垂向距離的關系說明了應力波的傳播歷程。

表3為加速度標記點之間、應變標記點之間的垂向(向)距離關系，表4為鄰近的加速度標記點和應變標記點之間的垂向(向)距離關系，其中A1、A3、S2、S4基本處于同一高度；A7和S7高度相同；A5與S5、S6距離較為接近，高度差約為5～6 mm；A9與S8高度差約為14 mm。對比加速度和應變之間的峰值時間與峰值，見表5。

表3 加速度標記點間和應變標記點間的Z向距離關系Table 3 Relationship of Z-direction distance between acceleration markers and strain markers

表4 加速度標記點和應變標記點間的Z向距離Table 4 Z-direction distance between acceleration marker and strain marker

表5 加速度和應變峰值時間與峰值對比Table 5 Comparison of teak time and peak value of acceleration and strain

結合圖15、表1，可知A3、A5、A7、A9、A11點的加速度峰值分別為A1的0.99、0.99、1.03、1.09、1.26倍，加速度峰值時間分別為A1的1.00、 1.00、0.96、0.95、0.94倍。結合表3、表4，發現加速度峰值比例和峰值時間比例均小于對應的向距離倍數，且向距離越大，峰值比例越大，與標記點的向距離倍數關系區別越大，這和結構的能量吸收有關，與結構的構型設計和材料選用有關。不同標記點的加速度峰值時間比例十分接近，并隨標記點向距離的增大而減小，同時與標記點的向距離倍數差異增大，這與座椅結構的承載方式有關。

結合圖18、表2～表4，可看出應變峰值比例與對應標記點的向距離關系復雜，說明應變峰值與座椅的結構構型和材料分布密切相關。同時，比較同一高度處的應變峰值時間，S1、S2、S5分別早于S3、S4、S6，說明應變峰值時間受座椅結構承載方式影響。

結合表3～表5可知，標記點位置臨近且高度相同時，加速度和應變的峰值時間倍數在1.01～1.05范圍內，峰值時間基本一致。S8的向位置高于A大概914 mm，峰值時間卻晚出現0.034 4 s， 這主要是因為與扶手架相連的扶手為自由邊界。

同一高度處，加速度峰值與應變峰值不成比例，隨著高度增加峰值倍數先減小(標記點在前后椅腿和扶手架水平部分)后增大(標記點在扶手架垂向部分)，這與結構的構型和選材以及承載方式有關。并且由于加速度計A5與應變片S5、S6均布置在結構肋平面上且距離較近，A5與S5、S6的峰值倍數相同。

4 結 論

采用實驗方法研究了水平沖擊條件下典型航空座椅/乘員系統的動態沖擊響應特性，分析了假人運動過程和運動軌跡、假人內部加速度和載荷響應、座椅結構加速度和應變的變化規律，主要得出以下結論：

1) 在水平沖擊過程中，假人頭部運動幅度最大，假人內部響應隨時間的變化趨勢與加速度脈沖波形相近，骨盆加速度、腰椎力和力矩、頭部加速度響應顯著，骨盆、腰椎受損概率最大。

2) 座椅結構具有兩條載荷傳遞路徑(前后椅腿-前后椅管-扶手架-扶手/安全帶和假人)，2條路徑的傳遞時間和傳遞載荷相近。假人內部傳力路徑分為2條：1條臀部-軀干-頭部(主線)，1條臀部-大腿-小腿-腳部。

3) 座椅結構典型部位加速度沿傳載路徑逐漸增大，加速度曲線與加速度脈沖波形相近，峰值時間略晚。扶手架與后椅腿連接處應變最大，后椅腿根部次之，前椅腿最小。在座椅結構設計中，應著重增強后椅腿及相關連接部位的強度。

4) 座椅結構典型部位加速度峰值和峰值時間的比例均小于對應的向距離倍數，且向距離越大，加速度峰值比例越大峰值時間比例越小，結構形式和材料類型對向距離倍數關系影響越大。