人／椅彈射救生系統(tǒng)穿蓋過程的數(shù)值模擬＊

李志強(qiáng)，王志華，劉曉明，趙隆茂

（1.太原理工大學(xué)材料強(qiáng)度與結(jié)構(gòu)沖擊山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山西 太原030024；2.成都飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都610092）

戰(zhàn)斗機(jī)遇到故障、人為失誤和環(huán)境因素等導(dǎo)致飛機(jī)不能正常飛行，特別是空中格斗失敗致傷時(shí)，有時(shí)只需幾分鐘甚至幾秒鐘的時(shí)間就會(huì)釀成機(jī)毀人亡的慘劇，此時(shí)要求飛行員必須當(dāng)機(jī)立斷地使用彈射救生系統(tǒng)來保證其生命安全。彈射救生系統(tǒng)主要有拋放座艙蓋、直接進(jìn)行穿蓋彈射和預(yù)先破碎座艙蓋透明件3種方式［1－3］。預(yù)先破碎座艙蓋較其他2種方式具有延時(shí)短和低損傷等優(yōu)點(diǎn)，工作過程是首先啟動(dòng)微爆索切割系統(tǒng)，削弱有機(jī)玻璃的強(qiáng)度，緊接著開啟火箭發(fā)射筒，推動(dòng)人／椅系統(tǒng)向上運(yùn)動(dòng)，利用座椅上的穿蓋刀直接撞擊艙蓋，這時(shí)要求保證飛行員頭部和脊柱受到最小的損傷使其安全離機(jī)。

關(guān)于人體頭部碰撞的研究數(shù)據(jù)中，未見適用于穿蓋彈射的生理參數(shù)報(bào)道。生產(chǎn)彈射座椅的英國(guó)馬?。惪斯居?.7kN作為人體頭部承受穿蓋力的耐限值［4］。另外根據(jù)人體頭部撞擊實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，穿蓋彈射時(shí)頭部撞擊載荷超過3.0kN時(shí)，作用時(shí)間不超過30ms［5］。這項(xiàng)指標(biāo)與美國(guó)韋恩大學(xué)提出的人腦對(duì)堅(jiān)硬平面耐撞的耐受曲線相近，即頭部對(duì)較高量級(jí)的力或加速度只能耐受很短的時(shí)間，而對(duì)較低量級(jí)的力或加速度則可耐受較長(zhǎng)的時(shí)間［6］。動(dòng)態(tài)響應(yīng)指數(shù)δ是廣泛應(yīng)用于損傷預(yù)測(cè)的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。從物理意義上來說，δ是將人體看作質(zhì)量－彈簧－阻尼的機(jī)械系統(tǒng)，表征了人體脊柱的最大動(dòng)力壓縮［7－8］。為了保證飛行員的人身安全，各國(guó)標(biāo)準(zhǔn)都對(duì)人體向上彈射加速度的耐限進(jìn)行了明確規(guī)定。GJB 1282－91《人體向上彈射加速度耐限》采用動(dòng)力響應(yīng)指數(shù)δ來評(píng)定人體向上彈射時(shí)對(duì)加速度的耐受力，表示人體向上彈射時(shí)造成的脊柱最大動(dòng)力壓縮加速度與重力加速度之比。標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定：“彈射彈（含火箭）溫度為21℃時(shí)（設(shè)定的飛機(jī)座艙溫度），δ應(yīng)不大于18g”。

李志強(qiáng)等［9－10］對(duì)微爆索爆炸切割有機(jī)玻璃平板和座艙蓋進(jìn)行實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，得到了微爆索在艙蓋上采用2種不同的布局，爆炸切割深度與裝藥量之間的關(guān)系。本文中采用解耦的方法，即根據(jù)微爆索切割艙蓋的結(jié)果，在其外表面預(yù)置相應(yīng)的切割槽模擬彈射時(shí)艙蓋的初始破損和破壞，建立人椅系統(tǒng)撞擊艙蓋的有限元模型，評(píng)價(jià)飛行員沖擊損傷程度和微爆索布局的合理性，可為彈射救生系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和生產(chǎn)提供可靠的依據(jù)。

1 基本假設(shè)

人體在彈射過程中處于一個(gè)非常復(fù)雜且急劇變化的力學(xué)環(huán)境中。對(duì)穿蓋和人椅彈射離機(jī)過程進(jìn)行數(shù)值分析時(shí)，作了以下假設(shè)：（1）僅考慮常溫下，飛機(jī)飛行高度為零，速度也為零的最不利彈射狀態(tài)。（2）不考慮空氣氣流吹襲對(duì)人椅彈射姿態(tài)造成的影響。（3）忽略彈射座椅的變形，簡(jiǎn)化為剛體。（4）由于人椅向上彈射并非向前運(yùn)動(dòng)，安全帶對(duì)其影響很小，因此不考慮安全帶對(duì)飛行員的被動(dòng)約束作用。

2 有限元模型

2.1 有限元網(wǎng)格劃分

某型戰(zhàn)斗機(jī)艙蓋（厚度為7mm）和座椅系統(tǒng)的三維幾何模型，如圖1所示。微爆索采用2種布局，預(yù)置3種不同切割深度（6.0、6.5和6.8mm）和寬度的艙蓋劃分網(wǎng)格，如圖2所示。彈射座椅的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，一般由骨架、椅盆、頭靠和椅盆升降機(jī)構(gòu)等部分組成。座椅上還裝有緊急離機(jī)使用的彈射操縱系統(tǒng)、彈射動(dòng)力系統(tǒng)、安全帶系統(tǒng)、穩(wěn)定系統(tǒng)、人椅分離系統(tǒng)、降落傘系統(tǒng)、應(yīng)急供氧系統(tǒng)和救生包裝置。按照?qǐng)D1所示座椅的外形建立簡(jiǎn)化的剛性座椅，頂部?jī)蓚?cè)的穿蓋刀與真實(shí)的穿蓋器形狀相同，質(zhì)心位置與真實(shí)座椅質(zhì)心的位置一樣，質(zhì)量也相同，約為94kg。飛行員按照GJB36－85《飛行員人體側(cè)面樣板尺寸和各部位尺寸》［11－12］。再考慮到模擬的人椅系統(tǒng)，共重170kg，去除座椅的重量以后，飛行員的重量約為76kg。與美國(guó)的50%分位的人體模型基本接近，因此選擇HYBRIDⅢ50%分位的假人代替飛行員。

圖1 艙蓋和座椅的三維幾何模型Fig.1 3Dgeometry model of canopy and seat

圖2 預(yù)破壞艙蓋的有限元模型Fig.2 Finite element model of pre－damaged canopy

將上述假人、座椅和艙蓋的模型組合在一起，形成了2種不同的穿蓋彈射模擬系統(tǒng)的有限元模型，如圖3所示［12］。整個(gè)模型共有103個(gè)單元，包含了實(shí)體單元、殼單元、鉸單元、梁?jiǎn)卧椈勺枘釂卧?。為了更好地模擬艙蓋破碎現(xiàn)象，沿艙蓋厚度方向共劃分了15層網(wǎng)格，其單元厚度為0.46mm。彈射時(shí)，人椅系統(tǒng)彈射軸線與垂直方向成22°。

2.2 材料模型

圖3 彈射系統(tǒng)的有限元模型Fig.3 Finite element model of ejection system

2.2.1 艙蓋

艙蓋為航空3＃有機(jī)玻璃，采用LS－DYNA中的105＃材料（＊MAT＿DAMAGE＿2），這是考慮粘性效應(yīng)的彈塑性和連續(xù)損傷力學(xué)相結(jié)合的本構(gòu)模型［13］。利用等效應(yīng)力－等效塑性應(yīng)變曲線來反映彈粘

式中：D是損傷變量，σ是名義應(yīng)力。損傷演化過程通過損傷變量的變化率來定義：

式中：εD是損傷應(yīng)變閾值，ε為積累塑性應(yīng)變，ε為積累塑性應(yīng)變率，S是應(yīng)變能釋放率，為正的材料常數(shù)。σ1為最大主應(yīng)力，Y是應(yīng)變能密度。對(duì)于艙蓋，密度ρ＝1.19g／cm3，彈性模量E＝3.6GPa，泊松比ν＝0.4，屈服強(qiáng)度σs＝76MPa。

2.2.2 假人

假人的結(jié)構(gòu)主要由頭部、頸部、上肢（上臂、下臂和手掌）、胸部、腰腹部和下肢（大腿、小腿及腳）組成。人體組織主要包括硬組織（骨骼）、軟組織（肌肉、皮膚、韌帶、肌腱、血管和所有的器官等）和關(guān)節(jié)。根據(jù)人體各部位組織的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性［14－15］，假人的骨骼采用剛性材料，假人四肢的肌肉和氣管采用彈性材料，假人的肋骨、胸椎和腳部采用彈塑性材料，假人的頸部、肋骨肌肉層、頭部皮膚和腰椎采用粘彈性材料，假人頸部和胸部的皮膚采用空材料，假人的胸部和臀部采用低密度泡沫材料。文中重點(diǎn)介紹粘彈性材料，該模型使用Jaumann率公式描述線性的粘彈性行為：

式中：G0為短期限的彈性剪切模量，G∞為無限期的彈性剪切模量，β為衰減常數(shù)。其他材料模型可參考LS－DYNA971關(guān)鍵字手冊(cè)［16］。

由于人體各部位組織的生理特性不盡相同，其力學(xué)參數(shù)也不相同，這里僅列出50%分位假人頸部各組成部分的材料模型和相應(yīng)的力學(xué)參數(shù)，如表1所示，其他部位的力學(xué)參數(shù)參考假人的關(guān)鍵字文件。HybirdⅢ假人的頸部主要包括頸椎、頸椎肌肉、頸部皮膚、氣管等。

表1 HybridⅢ假人頸部材料模型及參數(shù)Table 1 Material models and parameters of neck for HybridⅢdummy

2.3 初邊值條件

艙蓋沿長(zhǎng)度方向兩邊采用固定邊界條件。人椅穿透艙蓋的動(dòng)力來自火藥燃爆產(chǎn)生的彈射動(dòng)力，由于火箭彈射動(dòng)力曲線無法從實(shí)驗(yàn)獲得，因此只能根據(jù)一級(jí)彈射筒的動(dòng)量為26kN·s，近似計(jì)算彈射初速度為153m／s。

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 座艙蓋的破壞模式

圖4給出了2種微爆索布局，人／椅系統(tǒng)穿透切割槽深度為6.0mm座艙蓋過程。

圖4 人／椅穿蓋彈射過程應(yīng)力分布Fig.4 Pressure distribution of aircrew／seat through－the－canopy－ejection process

從圖4（a）中看出，對(duì)于第1種布局，穿蓋刀撞擊座艙蓋后，座艙蓋首先在與穿蓋刀接觸區(qū)域被撞破，形成比較大的碎片，緊接著沿中間預(yù)置槽破壞，并向四周擴(kuò)展。從圖4（b）中看出，對(duì)第2中布局［12］穿蓋刀撞擊艙蓋后，首先在與穿蓋刀接觸區(qū)域被撞破，形成大的碎片，緊接著沿周邊封閉的預(yù)置槽破壞，形成較大的破壞區(qū)域，為彈射提供有利的通道。

3.2 人體頭部慣性力

圖5給出了2種微爆索布局，人／椅系統(tǒng)穿透具有3類切割深度的艙蓋時(shí)，人體頭部承受慣性力隨時(shí)間變化曲線。

從圖5中可以看出，對(duì)于第1種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時(shí)，人體頭部的慣性力分別為4.5、3.6和2.3kN，耐受時(shí)間分別為2、1.5和1ms。對(duì)于第2種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm 時(shí)，人體頭部慣性力分別為3.9、3.1和1.95kN［12］，耐受時(shí)間分別為1.9、1.3和0.9ms。對(duì)比圖5（a）和（b），發(fā)現(xiàn)對(duì)于2種布局，艙蓋的切割深度越大，人體頭部承受的慣性力越小，飛行員受損傷的可能性越小，無論慣性力還是耐受時(shí)間均未達(dá)到人體頭部受傷的極限值。對(duì)于相同切割深度的艙蓋，第2種布局較第1種布局使人體頭部受傷風(fēng)險(xiǎn)小。以6.7kN作為人體頭部承受穿蓋力的耐限值，通過數(shù)據(jù)擬合得到2種布局切割槽深度的臨界值分別為5.2和4.83mm。

3.3 人體動(dòng)力響應(yīng)指數(shù)

定義人體向上彈射時(shí)造成的脊柱最大動(dòng)力壓縮加速度與重力加速度之比為動(dòng)力響應(yīng)指數(shù)δ，來評(píng)定人體向上彈射時(shí)對(duì)加速度的耐受力。圖6所示為2種微爆索布局，人／椅系統(tǒng)穿透3類不同切割深度的艙蓋時(shí)，人體脊柱垂向彈射過載隨時(shí)間變化曲線。

圖5 人體頭部的慣性力時(shí)程曲線Fig.5 Histories of aircrew head impact force

圖6 人體動(dòng)力響應(yīng)指數(shù)時(shí)程曲線Fig.6 Dynamic response index history curves

從圖6中可以看出，對(duì)于第1種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時(shí)，δ分別為18.1g、14.5g和10.3g，持續(xù)時(shí)間分別為4.0、3.2和2.4ms。對(duì)于第2種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時(shí)，δ分別為15.2g、12g和9.1g，持續(xù)時(shí)間分別為3.0、2.4和1.9ms［12］。比較圖6（a）和（b），發(fā)現(xiàn)對(duì)于2種布局，艙蓋的切割深度越大，人體脊柱承受的彈射過載越小，飛行員受傷的風(fēng)險(xiǎn)也越小，δ均在軍標(biāo)規(guī)定的范圍之內(nèi)。對(duì)于相同切割深度的艙蓋，第2種布局對(duì)人體脊柱產(chǎn)生的彈射過載均較小。以18g作為極限值，通過數(shù)據(jù)擬合得到2種布局切割槽深度的臨界值分別為6.0和5.64mm。

3.4 人體頸部損傷

穿蓋過程中，人體頸部較其他部位受力較為復(fù)雜，頸部彎曲或伸展產(chǎn)生軸向力和剪切力，使其受到損傷。頸部損傷主要通過作用在頸部的最大力和力矩來評(píng)價(jià)。NIC準(zhǔn)則規(guī)定頸部軸向力的最安全損傷極限為1.1kN。飛行員向上彈射時(shí)頸部主要承受軸向力，對(duì)于第1種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時(shí)，人體頸部承受的最大軸向力分別為0.900、0.745和0.634kN。對(duì)于第2種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時(shí)，人體頸部承受的最大軸向力分別為0.820、0.685和0.590kN。對(duì)于2種微爆索布局，人體頸部承受的軸向力均在損傷極限范圍之內(nèi)。對(duì)于相同切割深度的艙蓋，第2種布局對(duì)人體頸部產(chǎn)生的軸向力均比第1種布局的小。以1.1kN作為人體頭部承受軸向力的極限值，通過數(shù)據(jù)擬合得到2種布局切割槽深度的臨界值分別為5.4和5.02mm。

4 結(jié) 論

采用三維非線性顯式動(dòng)態(tài)算法對(duì)2種不同布局的微爆索預(yù)破碎座艙蓋穿蓋彈射過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了以下結(jié)論：

（1）微爆索的敷設(shè)方式直接影響彈射通道的清理，周邊布置的微爆索比中間布置的微爆索穿蓋時(shí)形成的彈射通道更為寬敞，從而減輕了彈射時(shí)艙蓋對(duì)飛行員的損傷。

（2）同時(shí)滿足飛行員頭部、脊柱和頸部安全極限值，2種布局的切割槽深度臨界值分別為6.00和5.64mm，為微爆索的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

（3）對(duì)于相同切割深度的座艙蓋，第2種布局較第1種布局對(duì)人體頭部、脊柱和頸部造成的損傷要輕。因此，微爆索的第2種布局比第1種布局更為合理。

人椅彈射的動(dòng)力主要來自于火箭的推力。模擬彈射過程時(shí)，人椅的初始動(dòng)力應(yīng)該使用火箭的推力曲線，但是這條曲線很難通過實(shí)驗(yàn)測(cè)定，一般只給出初始動(dòng)量，因此本文中近似地使用火箭的初始動(dòng)量作為人椅彈射的初始條件。另外由于客觀條件的限制，本文中的計(jì)算結(jié)果并未得到真實(shí)穿蓋彈射實(shí)驗(yàn)的驗(yàn)證，但計(jì)算結(jié)果反映出的趨勢(shì)和規(guī)律可為真實(shí)的實(shí)驗(yàn)提供參考。

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