小腿擺放位置對航空座椅乘員損傷的影響研究

尹海群，解江，石霄鵬，馮振宇

(中國民航大學安全科學與工程學院，天津 300300)

在飛機墜撞事故中，頭頸部損傷是常見的損傷方式。根據美國陸軍在1983—2005年的航空事故統(tǒng)計，頭部損傷占所有事故中受傷方式的69%，頸部損傷占所有事故中受傷方式的10%[1]。股骨損傷影響乘員的應急撤離，過大的股骨損傷會使得乘員錯過最佳逃生時機。航空座椅在飛機墜撞事故中對乘員保護具有重要作用，同時，采取合理的坐姿，能夠可有效避免或減輕損傷。因此，以雙排航空座椅為基礎建立座椅/乘員約束系統(tǒng)，開展墜撞事故中乘員損傷評估是十分必要的。

適航規(guī)章《中國民用航空規(guī)章:第25部運輸類飛機適航標準》(CCAR-25-R4)[2]中明確指出，“在頭部可能觸及座椅或其他構件的情況下，必須提供保護措施以使頭部傷害判據(head injury criterion，HIC)不超過1 000”，其中HIC是頭部損傷的量化指標。此外，民機制造商波音公司明確要求座椅供應商評估頸部損傷。美國汽車安全技術法規(guī)OccupantCrashProtection(FMVSS 208)[3]中采用正面碰撞的頸部損傷準則來評估乘員頸部損傷，限定普通乘員的4類頸部損傷Nij值都必須小于1。美國聯(lián)邦航空局(Federal Aviation Administration，F(xiàn)AA)也在持續(xù)推動頸部損傷判據的研究，與美國汽車工程師協(xié)會聯(lián)合推出的PerformanceStandardforSeatsinCivilRotorcraft,TransportAircraftandGeneralAviationAircraft(SAE AS 8049D—2018)[4]將Nij準則應用到航空座椅的安全評估中，并對此準則中的各個物理量進行了詳細說明。DynamicEvaluationofSeatRestraintSystemsandOccupantProtectiononTransportAirplanes(AC 25.562-1B CHG1)[5]中指出：在乘員的腿部有可能碰撞到前排座椅或飛機其他結構時，需要對乘員的股骨損傷進行評估。

航空座椅本身需要符合的技術標準規(guī)定和裝機適航要求很多。目前工業(yè)方主要依靠滑臺沖擊試驗獲取關鍵結構的瞬態(tài)響應并分析乘員損傷，存在試驗周期長、費用高的問題。例如，巴航工業(yè)的ERJ170/190新型客艙構型開發(fā)項目中HIC驗證項目花費在適航取證費用中占比達到35%[6]。數(shù)值分析方法不僅具備較高的可重復性，可以為試驗驗證提供支撐，而且合理的數(shù)值分析方法可以部分替代試驗，能夠有效降低試驗驗證的風險。因此FAA建議發(fā)展仿真分析方法，并于2003年發(fā)布AC 20-146《23、25、27、29部飛機和旋翼航空器的動態(tài)座椅合格審定的分析方法》，對仿真分析驗證進行了方法指導。

近年來，中外很多研究機構和學者研究了航空器墜撞和汽車碰撞過程中乘員姿勢及其對損傷的影響。FAA于2003年在Passenger Safety Information Briefing and Briefing Cards(AC 121-24C)[7]中提出幾種防沖擊姿勢以減小乘員損傷。Viano等[8]開展的滑臺沖擊試驗結果表明當乘員采用上軀干缺少支撐的坐姿時，頭頸部傷害會大幅增加。2015年，F(xiàn)AA研究了各類乘坐姿勢對乘員的損傷影響，改變乘員的小腿擺放位置進行滑臺沖擊試驗，結果表明小腿位置靠后擺放對股骨具備保護作用[9]。加拿大民航局發(fā)布BraceforImpactPositionsforAllAircraftOccupants(AC700-036)[10]建議乘員采用頭頂前排椅背的防沖擊姿勢。Chen[11]建立了雙排航空座椅有限元模型，指出假人的初始坐姿對頭部損傷有較大影響。Dong等[12]建立了具備內臟和骨骼的精密有限元模型，對比研究了不同坐姿下汽車駕駛員的腰椎損傷差異。王世達等[13]建立不同邊界條件下的駕駛員損傷模型，確定了乘員損傷評價指標。解江等[14]建立多剛體模型，揭示了防沖擊姿勢對頭排乘員頭部的保護效果，結果表明：在水平沖擊下采用頭部前傾的抱腳式防護姿勢可使頭排乘員頭部、頸部、股骨損傷均小于限定值。李海巖等[15]研究了不同坐姿對6歲乘員損傷的影響，結果表明：頭部損傷會隨著乘員軀干后仰傾斜角度的增加而增加。

不同體型的乘員在相同的沖擊條件中存在損傷差異，Viano等[8]使用Hybrid III系列的不同體型假人展開碰撞試驗，研究發(fā)現(xiàn)體型較大的95th百分位假人上半身的損傷風險更大。Bhonge等[16]建立了航空座椅/乘員約束系統(tǒng)有限元模型，研究了50th百分位乘員和95th百分位乘員的動態(tài)響應差異。Tay等[17]利用MADYMO對假人進行縮放，給出了FAA Hybrid III 5th和95th百分位假人的腰椎載荷耐受值。

綜上所述，目前中外少有學者通過建立雙排航空座椅/乘員約束系統(tǒng)有限元模型來研究小腿擺放位置對不同體型乘員的損傷影響。采用有限元數(shù)值分析方法可以建立人體和航空座椅結構模型，能得到各個部件的形變，從而對其進行應力-應變分析，適用于航空座椅約束系統(tǒng)及乘員的動態(tài)響應研究。為此，以某型雙排三聯(lián)旅客座椅為研究對象，建立經試驗驗證的水平動態(tài)沖擊有限元模型，研究在相同沖擊條件下，不同的小腿擺放位置對Hybrid III 系列中50th和95th百分位假人的損傷影響。以期為乘員在乘坐飛機時采用相對安全的坐姿提供參考。

1 雙排航空座椅及乘員約束系統(tǒng)模型的建立

1.1 雙排航空座椅全尺寸滑臺水平沖擊試驗

航空座椅數(shù)值模型必須經過動態(tài)試驗的驗證[18]，全尺寸滑臺沖擊試驗現(xiàn)場如圖1所示，雙排座椅間排距為73.66 cm。試驗所選取的座椅為典型客機三聯(lián)旅客座椅，將FAA Hybrid III 50th百分位假人擺放在后排座椅中間位置，試驗方法參照工業(yè)標準PerformanceStandardforSeatsinCivilRotorcraft,TransportAircraftandGeneralAviationAircraft(SAE AS 8049B—2005)[19]。理想加載三角脈沖和試驗實際加載三角脈沖對比如圖2所示。

圖1 全尺寸滑臺沖擊試驗Fig.1 Full-size sled impact test

圖2 加載脈沖Fig.2 Acceleration pulse

1.2 雙排航空座椅及乘員約束系統(tǒng)模型的建立

采用LS-DYNA建立顯式非線性有限元模型。航空座椅的關鍵結構包括：前后椅腿、椅管、座椅支板、椅盆、椅背、座椅剪切吸能裝置、坐墊、安全帶等。雙排航空座椅模型中使用的3種金屬、泡沫、安全帶材料模型與文獻[20]中單排航空座椅相同。模型中采用Hybrid III 50th百分位數(shù)值假人，此模型在水平沖擊下可準確模擬乘員各項碰撞響應，在航空和汽車領域廣泛運用。最終建立的雙排航空座椅及乘員約束系統(tǒng)水平沖擊模型如圖3所示，共包括453個部件，1 246 964個節(jié)點，1 299 971個單元。

圖3 雙排座椅及乘員水平沖擊模型Fig.3 Repetitive seats and occupant horizontal impact model

1.3 乘員損傷評價指標

在飛機墜撞事故中，人體各個部位的損傷主要是由過大的瞬時加速度和載荷所致。因此，選取的損傷評價指標也是基于加速度和載荷提出，包括頭部、頸部、股骨3個部位的損傷評價指標。

應用HIC量化評估頭部損傷，限定HIC值不得超過1 000，HIC可定義為

(1)

式(1)中：t1為得到HIC最大值過程中的初始時刻，s；t2為得到HIC最大值過程中的結束時刻，s；a(t)為頭部重心處測量的加速度，g；t為整個沖擊過程中的時間。

采用Nij準則分析乘員頸部損傷，如圖4[21]所示，定義了4種頸部受載類型：壓縮-伸展Nce、壓縮-屈曲Ncf、拉伸-伸展Nte、拉伸-屈曲Ntf，規(guī)定任何一種類型的Nij值都不能超過1。如表1所示，不同體型乘員的臨界載荷和力矩不同[22]。

表1 不同體型假人頸部載荷和力矩的臨界值Table 1 Critical values of neck loads and torques for different size dummies

圖4 頸部加載模式[21]Fig.4 Neck loading mode[21]

(2)

式(2)中：Fz為軸向力，N；Fint為臨界軸向力；My為Y軸力矩，N；Mint為臨界力矩。

股骨載荷過大會影響乘員的應急撤離，所以股骨載荷是雙排座椅中乘員損傷情況的重要考察項。要求在航空座椅進行動態(tài)沖擊試驗中，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[2]。

2 模型的驗證

模型和試驗中乘員運動姿態(tài)、座椅響應情況對比如圖5所示。0～100 ms假人向前滑動，直到膝蓋接觸前排座椅椅背下沿。140 ms左右假人頭部與椅背上沿中間位置發(fā)生碰撞，碰撞位置同為椅背中間位置。試驗和模型中乘員運動姿態(tài)、座椅結構動態(tài)響應較為一致。

圖5 水平沖擊仿真和試驗姿態(tài)對比Fig.5 Comparison of horizontal impact process between simulation and test

數(shù)值假人和物理假人的頭部重心加速度-時間曲線對比如圖6所示。在椅背吸能裝置的作用下出現(xiàn)兩個峰值。仿真中的假人頭部重心峰值加速度為114.73g(g為重力加速度)，峰值時刻為142 ms，試驗中假人的頭部重心峰值加速度為108.28g，峰值時刻為146 ms。試驗和仿真的頭部峰值加速度差異較小，根據頭部加速度曲線可以得到假人頭部HIC值，數(shù)值假人的HIC為567.6，物理假人的HIC為521.1，仿真結果稍保守。

圖6 假人頭部重心加速度-時間曲線Fig.6 Acceleration-time curve of anthropomorphic test device’s head center of gravity

試驗與仿真的左右兩側股骨載荷對比如圖7所示，左側股骨峰值載荷仿真值為3.51 kN(在115.9 ms)，試驗值為3.26 kN(在122.5 ms)，滿足誤差要求。右側股骨受力情況與之類似。由于椅背的吸能裝置安裝在椅背左側，右側股骨載荷高于左側，試驗和仿真都能捕捉到這一現(xiàn)象。

圖7 假人股骨軸向載荷對比Fig.7 Comparison of anthropomorphic test device’ axial femur load

工程上，使用曲線的峰值誤差GPV、峰值時刻誤差GPT和綜合誤差法CSG[18]來評估仿真結果和試驗結果的相關性。試驗與仿真的相關性對比結果如表2所示。

表2 仿真與試驗誤差分析Table 2 Summary of error between test and simulation

試驗與仿真的頸部軸向載荷對比情況如圖8所示。其中物理假人的頸部峰值拉伸載荷為1.85 kN，數(shù)值假人的頸部峰值拉伸載荷為1.94 kN，誤差為5.08%。

圖8 頸部z向載荷Fig.8 The z-direction load on anthropomorphic test device’s neck

通過比較試驗與仿真的假人運動圖像、假人頭部重心加速度、頭部HIC值、頭部撞擊時刻、碰撞位置、股骨以及頸部軸向載荷驗證了模型的有效性，各項誤差符合模型的驗證要求，說明仿真模型能夠較為準確模擬在沖擊過程中乘員的動態(tài)響應，可用于仿真研究。

3 小腿擺放位置與椅背類型對乘員損傷影響

3.1 小腿擺放位置對50th百分位乘員的損傷影響

對于50th百分位乘員而言，就坐時會采用的常見坐姿是小腿放置在雙排航空座椅中間位置，如圖9(a)所示，稱為小腿直立坐姿。可能出現(xiàn)的小腿擺放位置如圖9(b)所示，將假人的小腿后曲使其更貼近乘坐的座椅，稱為小腿后曲坐姿。以此模擬50th百分位乘員在真實乘坐飛機時會出現(xiàn)的兩種坐姿，計算時長為200 ms。

圖9 各個碰撞時刻假人運動姿態(tài)對比Fig.9 Comparison of dummy kinematics at each collision time

兩種坐姿的安全帶載荷對比如圖10所示，以小腿直立坐姿為例說明安全帶受載情況，結合圖9，在0～100 ms期間假人骨盆水平前移，此后下肢開始接觸前排座椅結構，110 ms左右假人骨盆在X方向位移量達到最大，此時安全帶載荷出現(xiàn)第一個峰值。隨后骨盆出現(xiàn)往后運動的現(xiàn)象，安全帶拉伸量減小則拉伸載荷減小。此后骨盆轉為垂向運動為主，安全帶拉伸量再次增加，安全帶載荷在160 ms左右出現(xiàn)第2個峰值。

圖10 安全帶載荷-時間曲線對比Fig.10 Comparison of belt load-time curves

骨盆重心最大位移量對比如圖11所示，小腿后曲坐姿中增加了骨盆重心在x方向的位移量，則110 ms左右出現(xiàn)的安全帶峰值載荷高于小腿直立的姿勢；同時小腿后曲減小了骨盆重心在z方向的位移量，使得在160 ms左右出現(xiàn)的安全帶峰值載荷小于小腿直立姿勢。小腿后曲產生的安全帶峰值載荷為6.14 kN，比小腿直立姿勢中的峰值載荷5.26 kN提高了16.9%。

圖11 骨盆重心在x、z方向的最大位移量對比Fig.11 Comparison of max displacement in x and z direction of anthropomorphic test device’s pelvis center of gravity

兩者的股骨載荷對比如圖12所示，小腿后曲坐姿中股骨峰值載荷是2.59 kN，比小腿直立的3.47 kN降低了25.4%。因此，小腿后曲會減輕乘員的股骨損傷。原因在于小腿后曲會使得下肢與椅背的撞擊點相比于小腿直立的坐姿位置更高，下肢接觸到座椅結構的剛度變小。右側股骨載荷的整體情況與左側一致。

圖12 假人股骨軸向載荷對比Fig.12 Comparison of axial femur load of anthropomorphic test device

假人頭部重心加速度對比如圖13所示。小腿后曲姿勢中由于下肢撞擊椅背的位置較高，吸能裝置在頭部撞擊椅背前(134 ms)被下肢碰撞提前觸發(fā)。而小腿直立姿勢中的吸能裝置在頭部撞擊后(145 ms)才被觸發(fā)。將兩者頭部撞擊椅背時的情況進行對比，如圖14所示，小腿直立姿勢中椅背接近垂直狀態(tài)，而小腿后曲姿勢中吸能裝置已被觸發(fā)椅背出現(xiàn)較大前折角，此后小腿后曲姿勢中頭部碰撞椅背時會更容易前折，椅背提供給頭部的反作用力減弱，從而使得頭部重心峰值加速度較小。同時也由于小腿后曲姿勢中吸能裝置被提前觸發(fā)，對頭部產生的吸能效果相對減弱，使得小腿后曲姿勢中頭部加速度的平均值較大，計算得到HIC為604.3，大于小腿直立姿勢約10%。

圖13 假人頭部重心加速度對比Fig.13 Comparison of acceleration of dummy headcenter of gravity

圖14 頭部碰撞椅背時假人姿態(tài)對比Fig.14 Comparison of anthropomorphic test device’s posture when head collides with seat back

從假人上頸部提取載荷和力矩。如圖15所示，假人頸部主要承受拉伸載荷，小腿后曲姿勢中頸部峰值拉伸載荷為2.08 kN，大于小腿直立的姿勢。假人在碰撞椅背前，頭部承受慣性作用對頸部產生拉伸載荷。小腿后曲姿勢中頭部受到慣性作用的階段相比小腿直立姿勢更長，則頸部拉伸載荷有所增加。

圖15 頸部載荷-時間曲線Fig.15 Load-time curves of anthropomorphic test device’s neck

對于小腿直立姿勢，153～160 ms頭部與椅背接觸的部位由下巴逐漸轉換為臉部，如圖16(a)所示，假人出現(xiàn)繞y軸低頭的現(xiàn)象，頸部受力方式也逐漸由拉伸轉換為壓縮。160 ms時頭部承受向后的反作用力，所以上頸部出現(xiàn)0.43 kN的壓縮峰值載荷。隨后160～175 ms，與接觸椅背的部位逐漸轉換為額頭，頭部承受后上方的反作用力，使得頸部受力方式由壓縮逐漸轉換為拉伸。

對于小腿后曲姿勢，0～144 ms期間假人頭部承受慣性作用，頸部拉伸載荷逐漸增加。頭部在144 ms時與額頭較近的臉部區(qū)域與椅背接觸，如圖16(b)所示，頭部承受向后的反作用力，使得頸部拉伸載荷減小。144～165 ms期間頭部繞y軸低頭的現(xiàn)象沒有小腿直立式顯著，頸部拉伸載荷有所減小但并未出現(xiàn)壓縮載荷。165～175 ms期間假人與椅背接觸的部位逐漸轉換為額頭，頭部承受后上方的反作用力，拉伸載荷增加。此后頭部往胸部內收，頸部拉伸載荷逐漸減小。

圖16 不同坐姿下各個碰撞時刻頸部姿態(tài)Fig.16 Anthropomorphic test device’s neck posture with different sitting positions at each collision time

頸部力矩如圖17所示，小腿后曲姿勢中，假人未出現(xiàn)下巴掛在椅背上的現(xiàn)象，所以頸部承受的伸展力矩小于小腿直立的姿勢。但在200 ms出現(xiàn)的頸部屈曲峰值力矩大于小腿直立姿勢。原因在于：小腿后曲的姿勢中下肢與椅背的接觸點位置較高，使得椅背在未與頭部接觸前已經前折，而后頭部碰撞椅背讓椅背繼續(xù)前折，最終前折角度大于小腿直立坐姿，且頸部屈曲現(xiàn)象更為顯著，如圖18所示。

圖17 頸部力矩-時間曲線Fig.17 Moment-time curves of anthropomorphic test device’s neck

圖18 200 ms時刻假人姿態(tài)對比Fig.18 Comparison of anthropomorphic test device’s posture at 200 ms

結合頸部載荷和力矩計算得到Nij，如圖19所示，由于小腿后曲姿勢中頸部主要承受拉伸載荷，因此得到的壓縮類頸部損傷Nce和Ncf相比于小腿直立式降低。而由于伸展力矩小于小腿直立姿勢，所以Nte類頸部損傷較小，同時屈曲力矩的增加使得Ntf類頸部損傷增大。

圖19 頸部損傷參數(shù)對比Fig.19 Comparison of neck injury parameters

綜上所述，50th百分位假人小腿后曲的姿勢和小腿直立姿勢相比，下肢與椅背的接觸點剛度較小會減小股骨損傷。同時下肢與椅背的接觸點位置更高將吸能裝置提前觸發(fā)，使得頭部重心平均加速度變大，將頭部損傷HIC增加10%左右。由于小腿后曲姿勢中假人頭部未出現(xiàn)下巴掛在椅背上的現(xiàn)象所以頸部伸展力矩較小，從而使得假人承受的主要頸部損傷類型Nte較小。根據Nij值取最大損傷類型的原則，小腿后曲的姿勢不會增加頸部損傷。

3.2 小腿擺放位置對95th百分位乘員的損傷影響

作為對比，這里研究在雙排航空座椅沖擊環(huán)境中小腿擺放位置對95th百分位假人損傷的影響。95th百分位假人相比于50th百分位具有更大的體重和身高，表3為兩類假人的體型對比情況。由于95th百分位假人的小腿較長，因此在實際乘坐此型號飛機座椅時乘員可能采用的乘坐方式有小腿前伸坐姿和小腿直立坐姿。沖擊過程如圖20所示，采用小腿前伸坐姿時，頭部與前排座椅碰撞的時刻約為150 ms。而采用小腿直立的坐姿時，下肢撞擊椅背的位置更高，并且在下肢的碰撞下椅背幾乎已經達到全折的狀態(tài)，此姿勢下頭部與椅背發(fā)生碰撞的時刻延遲到200 ms，因此為了更好地評估乘員損傷將計算的總時長設置為250 ms。

表3 兩種體型數(shù)值假人對比Table 3 Comparison of numerical anthropomorphic test device of two sizes

圖20 各個碰撞時刻假人運動姿態(tài)對比Fig.20 Comparison of dummy kinematics at each collision time

圖21為兩類坐姿下乘員安全帶所受載荷情況，小腿直立時安全帶峰值載荷為9.31 kN，小腿前伸時安全帶峰值載荷為8.81 kN。圖22為假人骨盆重心在x和z兩個方向位移量對比，小腿前伸后下肢受到前排座椅結構的限制，使得假人在xz平面內的運動空間小于小腿直立坐姿，所以安全帶受到的拉伸載荷小于小腿直立的坐姿。

圖21 安全帶載荷時間曲線Fig.21 Belt load-time curve

圖22 骨盆重心在x、z方向的最大位移量對比Fig.22 Comparison of max displacement in x and z direction of anthropomorphic test device’s pelvis center of gravity

股骨載荷如圖23所示，對于左側股骨，小腿前伸時股骨峰值載荷為5.99 kN，而小腿直立時股骨峰值載荷為5.26 kN。由于小腿直立時下肢與椅背接觸點的位置更高剛度更小，所以股骨載荷更大。右側股骨載荷受力情況與左側類似。

圖23 假人左、右側股骨軸向載荷Fig.23 Axial loads on the left and right femurs of anthropomorphic test device

頭部重心合成加速度時間曲線如圖24所示，小腿前伸坐姿中頭部的峰值加速度為91.49g，峰值在150 ms左右出現(xiàn)，計算得到的HIC值分別為1 370.2。此時小腿直立的坐姿中頭部峰值加速度為85.68g，HIC值為1 157。兩者頭部損傷均超過人體耐受損傷極限。雖然小腿前伸加速度峰值更高，也因此在150～180 ms的時間區(qū)間內產生了更大的HIC值，但是值得注意的是小腿直立的坐姿在200 ms時會產生一個107.94g的二次波峰。結合運動姿態(tài)圖20可以發(fā)現(xiàn)，小腿直立的坐姿中假人的頭部在200 ms才與座椅結構發(fā)生碰撞，而第一個峰值的出現(xiàn)只是假人在慣性的作用下形成。所以小腿直立的坐姿會給假人頭部造成二次傷害，代表著更高的損傷風險，相比之下采用小腿前伸的坐姿對乘員頭部更安全。

圖24 假人頭部重心加速度-時間曲線Fig.24 Acceleration-time curve of anthropomorphic test device’s head center of gravity

頸部載荷對比如圖25所示，小腿前伸坐姿下頸部主要承受拉伸載荷，且峰值為3.76 kN。對于小腿前伸坐姿而言，0～150 ms頭部承受慣性作用，此階段頸部拉伸載荷不斷增長。隨后頭部在150 ms時碰撞前排椅背，隨后頭部承受椅背支撐力使得拉伸載荷逐漸減小。

圖25 頸部載荷-時間曲線Fig.25 Load-time curves of anthropomorphic test device’s neck

而小腿直立的坐姿中假人頭部在200 ms之前持續(xù)承受慣性作用。在167 ms時頸部拉伸載荷達到峰值4.78 kN，此后頭部開始往胸部內收，頸部拉伸載荷逐漸減小。并在200 ms左右由于頭部撞擊椅背形成壓縮峰值載荷2.16 kN，這也使得其頸部損傷Nce和Ncf大于小腿前伸的坐姿。

頸部Y向力矩時間曲線如圖26所示，對于頸部伸展力矩，小腿直立峰值力矩為94.19 N·m，小腿前伸力矩為79.32 N·m小于前者15.8%。小腿前伸的姿勢中頭部在150 ms左右接觸椅背后承受向后上方的反作用力，頸部伸展力矩開始減小并逐漸轉變?yōu)榍绞?。而小腿直立坐姿中假人頸部持續(xù)承受慣性作用，會使得伸展現(xiàn)象更為顯著，因此伸展力矩更大。

圖26 頸部力矩-時間曲線Fig.26 Moment-time curves of anthropomorphic test device’s neck

對于頸部屈曲力矩，小腿直立峰值力矩為116 N·m，比小腿前伸63.52 N·m大45%。小腿直立式坐姿頭部在200 ms會與椅背底部結構發(fā)生碰撞,如圖27所示，頸部在此階段內的屈曲現(xiàn)象比小腿前伸姿勢更為顯著。

圖27 200 ms時假人姿態(tài)對比Fig.27 Comparison of anthropomorphic test device’s postures at 200 ms

結合頸部載荷和力矩計算得到Nij，兩類姿勢頸部損傷對比如圖28所示，與小腿直立的姿勢相比小腿前伸會增加乘員的四類頸部損傷，最終得到小腿直立姿勢中假人頸部損傷Nij為0.793。

圖28 頸部損傷參數(shù)對比Fig.28 Comparison of neck injury parameters

對95th百分位乘員而言，小腿直立的坐姿與小腿前伸坐姿相比，下肢與椅背的撞擊點位置更高剛度較小，從而減小了股骨損傷。小腿直立坐姿的頭部損傷HIC值相較于小腿前伸能減小15.6%，然而小腿直立坐姿在200 ms時頭部才撞擊椅背，此時頭部重心加速度出現(xiàn)第2個峰值(107.94g)，表示乘員頭部有二次損傷的風險。采用小腿直立的坐姿時，頭部承受慣性作用的階段更長使得頸部拉伸載荷和伸展力矩大于小腿前伸坐姿。又因為在200 ms時頭部撞擊椅背剛度較大的下端位置，使得頸部壓縮載荷和屈曲力矩大于小腿前伸坐姿，所以小腿直立坐姿的四類頸部損傷都大于小腿前伸坐姿。

4 結論

基于經試驗驗證的雙排航空座椅/乘員約束系統(tǒng)水平沖擊有限元模型，對比分析了50th百分位假人小腿直立和小腿后曲、95th百分位假人小腿前伸和小腿直立的損傷差異。得出以下結論。

(1)兩類體型假人的小腿越貼近后排座椅，碰撞過程中，假人下肢與前排椅背的接觸點位置會越高，結構剛度會越小，從而假人承受的股骨損傷越小。

(2)對于50th百分位乘員，與小腿直立坐姿中頭部碰撞椅背從而觸發(fā)吸能裝置的情況不同，采用小腿后曲坐姿時下肢與椅背碰撞后將吸能裝置提前觸發(fā)，使得頭部重心平均加速度變大，將頭部損傷HIC增加10%左右。

(3)對于50th百分位假人，小腿后曲姿勢中頭部未出現(xiàn)下巴掛在椅背上的現(xiàn)象，所以頸部伸展力矩較小，從而使得假人主要承受的頸部損傷類型Nte較小。根據Nij判據采取最大頸部損傷類型的原則，小腿后曲的姿勢不會增加頸部損傷。

(4)對于95th百分位假人，小腿直立坐姿的頭部損傷HIC值相較于小腿前伸能減小15.6%。然而小腿直立坐姿在200 ms時頭部才撞擊椅背，此時頭部重心加速度出現(xiàn)第2個峰值(107.94g)，乘員頭部有存在二次損傷的風險。

(5)對于95th百分位假人，采用小腿直立的坐姿時，頭部承受慣性作用的階段更長使得頸部拉伸載荷和伸展力矩大于小腿前伸坐姿。又因為在200 ms時頭部撞擊椅背下端，使得頸部壓縮載荷和屈曲力矩大于小腿前伸坐姿，所以小腿直立坐姿的四類頸部損傷都大于小腿前伸坐姿。