水平?jīng)_擊下頭排乘員損傷及保護(hù)姿勢(shì)研究

解江，馬士成，賀永龍，楊永攀，馮振宇，王亞鋒，楊歡

1. 中國(guó)民航大學(xué) 適航學(xué)院，天津 300300 2. 民航航空器適航審定技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300300 3. 中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所 結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710065

客艙內(nèi)部設(shè)施在墜撞過程中和墜撞后發(fā)揮了保障乘員安全的關(guān)鍵作用，是民機(jī)客艙安全設(shè)計(jì)、驗(yàn)證的重點(diǎn)。在可生存事故中，除機(jī)體對(duì)乘員的保護(hù)作用外，座椅約束系統(tǒng)在對(duì)乘員保護(hù)方面起到尤為關(guān)鍵的作用[1]。適航規(guī)章對(duì)于座椅強(qiáng)度以及乘員損傷提出了嚴(yán)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(jī)的適航驗(yàn)證中，“頭排座椅”是一種典型的裝機(jī)構(gòu)型，頭排乘員的傷害是關(guān)鍵的適航考查指標(biāo)。頭排座椅前部往往是分艙板、內(nèi)飾板或者廚房、盥洗室的壁板，由于材料結(jié)構(gòu)的剛度較大，如果在頭排乘員碰撞包線之內(nèi)，會(huì)對(duì)乘員造成嚴(yán)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(yàn)證項(xiàng)目。FAA在咨詢通告AC 25.561-1b 指出如果經(jīng)濟(jì)艙頭排座椅間距大于42 in(1 in=2.54 cm)，就不需要進(jìn)行頭排座椅驗(yàn)證項(xiàng)目[4]，但這樣的客艙布局會(huì)造成較大的經(jīng)濟(jì)損失。

頭排乘員損傷評(píng)估是航空座椅裝機(jī)取證的必需項(xiàng)目，同時(shí)也是最具有挑戰(zhàn)和風(fēng)險(xiǎn)的試驗(yàn)驗(yàn)證項(xiàng)目。2012年巴西航空工業(yè)公司(Embraer)指出，在ERJ170/190新型客艙構(gòu)型開發(fā)過程中，頭排座椅驗(yàn)證項(xiàng)目占據(jù)了35%的費(fèi)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(jī)構(gòu)都針對(duì)頭排座椅驗(yàn)證項(xiàng)目進(jìn)行了大量的研究。2002年FAA的Lankarani和Mirza[6]針對(duì)波音727客艙分艙板進(jìn)行參數(shù)研究，通過在蜂窩夾芯板上預(yù)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(shè)計(jì)了可以滿足適航要求的吸能分艙板。美國(guó)國(guó)家航空研究所(NIAR)的Prabhu[7]借助MADYMO以及Hybrid II型假人針對(duì)頭排乘員的頭部傷害開展參數(shù)研究，指出隔板剛度對(duì)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(yán)重，但并未針對(duì)身體其他部位的傷害進(jìn)行研究。此外，為了縮小試驗(yàn)成本和周期，提高試驗(yàn)的可重復(fù)性，F(xiàn)AA及相關(guān)科研機(jī)構(gòu)研發(fā)了一系列的部件試驗(yàn)裝置來替代全尺寸滑臺(tái)試驗(yàn)[8]。以NIAR為頭排座椅碰撞試驗(yàn)研發(fā)的HCT(Head Component Tester)為例，使用該試驗(yàn)裝置進(jìn)行一系列的頭排座椅頭部碰撞試驗(yàn)，同全尺寸滑臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)在某些工況下HCT可替代全尺寸滑臺(tái)試驗(yàn)[9]。

中國(guó)對(duì)民機(jī)乘員損傷的研究起步較晚。湖北航宇嘉泰飛機(jī)設(shè)備有限公司進(jìn)行了頭排座椅對(duì)前置隔板的碰撞試驗(yàn)，設(shè)計(jì)滿足乘員頭部損傷要求的前置隔板。2014年上海飛機(jī)設(shè)計(jì)研究院的張維方[10]在FAA的公開資料中分析總結(jié)出了頭排乘員座椅HIC值的影響因素，對(duì)如何設(shè)計(jì)符合HIC要求的頭排乘員座椅及隔板提出了建議。中國(guó)民航大學(xué)的袁鵬[11]利用MADYMO建立了精確有效的乘員傷害預(yù)測(cè)模型，并研究了中國(guó)體態(tài)假人與Hybrid III型假人的沖擊響應(yīng)差異性。湖南大學(xué)的林詩(shī)遠(yuǎn)[12]通過正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，研究三點(diǎn)式安全帶的固定點(diǎn)位置、扶手高度等參數(shù)對(duì)民機(jī)側(cè)向座椅乘員損傷的影響。

在飛機(jī)應(yīng)急著陸或墜撞事故中，乘員就坐姿勢(shì)對(duì)乘員的保護(hù)至關(guān)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(shì)對(duì)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(qiáng)度超過脊柱的伸展耐受性時(shí)，乘員損傷風(fēng)險(xiǎn)明顯增加。針對(duì)系有兩點(diǎn)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(hù)姿勢(shì)[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(hù)姿勢(shì)的乘員受傷，因此，美國(guó)國(guó)家運(yùn)輸安全委員會(huì)(NTSB)要求FAA重新評(píng)估在應(yīng)急著陸情況下乘員的保護(hù)姿勢(shì)。2015年，美國(guó)國(guó)家民用航空醫(yī)療研究所(CAMI)的Taylor等[15]進(jìn)行了15次排與排、2次靠近艙壁座椅的全尺寸滑臺(tái)沖擊試驗(yàn)，以評(píng)估假人頭部、頸部、肩部及下肢損傷情況，但未針對(duì)頭排乘員的保護(hù)姿勢(shì)進(jìn)一步研究。

本文以試驗(yàn)和仿真相結(jié)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(hù)姿勢(shì)對(duì)于乘員的保護(hù)效果。首先開展全尺寸滑臺(tái)試驗(yàn)并利用MADYMO及FAA Hybrid III型數(shù)值假人建立相應(yīng)的數(shù)值模型，驗(yàn)證模型的有效性?；诮?jīng)驗(yàn)驗(yàn)證的模型及FAA開展的前置隔板試驗(yàn)，進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，研究頭排座椅間距、安全帶剛度、隔板剛度、安全帶固定點(diǎn)位置等不同因素對(duì)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(shì)，在相同工況下評(píng)估不同保護(hù)姿勢(shì)對(duì)于乘員的保護(hù)效果。為航空座椅的適航取證、裝機(jī)以及保護(hù)姿勢(shì)標(biāo)準(zhǔn)的制定提供參考。

1 乘員損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)

在飛機(jī)墜毀事故中，過大的瞬時(shí)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(dòng)能力。因此，多數(shù)人體損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)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(píng)估人體損傷的基本出發(fā)點(diǎn)。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(xué)等眾多領(lǐng)域，所以乘員損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)眾多。本文選取頭部、頸部、股骨、脛骨4個(gè)部位的損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)。

1.1 頭部損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)

在民機(jī)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(yùn)動(dòng)，頭部由于受到慣性力的作用同剛度較大的艙壁等結(jié)構(gòu)發(fā)生碰撞，產(chǎn)生較大的瞬時(shí)加速度，對(duì)乘員造成嚴(yán)重傷害。目前，航空領(lǐng)域主要應(yīng)用頭部傷害判據(jù)(HIC)量化評(píng)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(shí)刻；t2為得到HIC最大值過程中的結(jié)束時(shí)刻；a(t)為頭部重心處測(cè)量的加速度。

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

1.2 頸部損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)

2012年美國(guó)國(guó)家民用航空醫(yī)療研究所(CAMI)在頒布的研究報(bào)告中指出，側(cè)向座椅乘員在水平?jīng)_擊下可能會(huì)遭受較為嚴(yán)重的頸部損傷，現(xiàn)有適航規(guī)章不能達(dá)到為側(cè)向座椅乘員提供足夠的安全保護(hù)水平[18]。FAA也在推動(dòng)頸部損傷判據(jù)的研究，并借鑒汽車領(lǐng)域相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)應(yīng)用到航空頸部損傷判據(jù)的制定中。汽車領(lǐng)域?qū)︻i部損傷評(píng)價(jià)體系較為成熟?；陬i椎的運(yùn)動(dòng)機(jī)理，頸部的受載分為彎曲、壓縮、拉伸、扭轉(zhuǎn)和剪切5個(gè)類型。美國(guó)汽車安全技術(shù)法規(guī)FMVSS 208中采用Nij準(zhǔn)則用來評(píng)估作用在乘員頸部的軸向力和彎矩[19]。此準(zhǔn)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(gè)下標(biāo)代表軸向載荷，第2個(gè)下標(biāo)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(píng)價(jià)指標(biāo)

適航規(guī)章CCAR 25.562(c)(6)明確規(guī)定，在航空座椅進(jìn)行動(dòng)載荷試驗(yàn)時(shí)，在可能與座椅或其他構(gòu)件碰撞導(dǎo)致腿部受傷的情況下，必須提供防護(hù)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(shí)，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(xiàng)。

1.4 脛骨損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)

聯(lián)邦汽車安全技術(shù)法規(guī)FMVSS 208并未對(duì)脛骨損傷明確限定，聯(lián)合國(guó)歐洲經(jīng)濟(jì)委員會(huì)汽車法規(guī)ECE R94及最新的中國(guó)新車評(píng)價(jià)規(guī)程C-NCAP 2018基于小腿軸向壓縮力及彎矩MX、MY對(duì)小腿損傷評(píng)價(jià)指標(biāo)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(yàn)

基于規(guī)章CCAR 25.562(b)(2)的動(dòng)載荷要求開展水平滑臺(tái)沖擊試驗(yàn)，分析在水平?jīng)_擊載荷下乘員的運(yùn)動(dòng)軌跡、安全帶載荷響應(yīng)特性，同時(shí)為后續(xù)數(shù)值模型的驗(yàn)證提供數(shù)據(jù)支持。水平?jīng)_擊試驗(yàn)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(tái)在t1=0.09 s時(shí)間內(nèi)減速度達(dá)到G=16g，模擬在應(yīng)急著陸條件下機(jī)體的減速度[4]。

圖1 理想脈沖波形Fig.1 Ideal pulse

水平?jīng)_擊試驗(yàn)采用FAA Hybrid III型50百分位男性假人、剛性座椅、兩點(diǎn)式安全帶，重復(fù)3次試驗(yàn)。試驗(yàn)在中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所進(jìn)行，采用ServoSledTM 2.0MN水平加速式?jīng)_擊試驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)，包括水平?jīng)_擊試驗(yàn)臺(tái)、專用照明系統(tǒng)、高速攝像和測(cè)試系統(tǒng)等設(shè)備，如圖2所示，最大負(fù)載3 000 kg，最大可加載載荷峰值100g。

圖2 動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.2 Dynamic impact test system

水平?jīng)_擊試驗(yàn)示意圖如圖3所示，在滑臺(tái)上利用轉(zhuǎn)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(fù)載質(zhì)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(tái)。同時(shí)，通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，采集滑臺(tái)、假人、座椅和安全帶的動(dòng)力學(xué)數(shù)據(jù)，通過高速攝像機(jī)記錄假人的運(yùn)動(dòng)姿勢(shì)及運(yùn)動(dòng)學(xué)數(shù)據(jù)，電測(cè)和光測(cè)數(shù)據(jù)滿足工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SAE J211要求[21]。共布置5臺(tái)高速攝像機(jī)，右側(cè)的2臺(tái)高速攝像機(jī)用于捕捉假人關(guān)鍵部位運(yùn)動(dòng)軌跡及假人初始坐姿三維坐標(biāo)。左側(cè)布置的2臺(tái)高速攝像機(jī)僅用于捕捉假人初始坐姿三維坐標(biāo)。在臺(tái)車上座椅的正前方布置一臺(tái)高速攝像機(jī)，隨滑臺(tái)一起運(yùn)動(dòng)，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(gè)馬克標(biāo)來獲取初始時(shí)刻假人的初始姿態(tài)以及試驗(yàn)過程中的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)。如圖4所示，馬克標(biāo)分為關(guān)鍵部位馬克標(biāo)、輔助馬克標(biāo)和非關(guān)鍵部位馬克標(biāo)。假人關(guān)鍵部位指頭部重心、肩部、H點(diǎn)、膝蓋、腳踝，關(guān)鍵部位馬克標(biāo)用來定位假人各個(gè)時(shí)刻的姿態(tài)。輔助馬克標(biāo)包括2個(gè)頭部重心輔助馬克標(biāo)、3個(gè)H點(diǎn)輔助點(diǎn)馬克標(biāo)，當(dāng)頭部重心、H點(diǎn)的馬克標(biāo)遮擋時(shí)用來輔助捕捉其動(dòng)態(tài)軌跡的。而非關(guān)鍵部位馬克標(biāo)僅用于采集物理假人初始姿勢(shì)下馬克標(biāo)的坐標(biāo)為數(shù)值假人定位參考。

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

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

3 數(shù)值模型的建立與驗(yàn)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(yàn)，本文采用多體動(dòng)力學(xué)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(tái)。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(dòng)、滾轉(zhuǎn)等復(fù)雜運(yùn)動(dòng)形式，采用剛體-有限元混合建模方法。

構(gòu)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(yīng)的安全帶材料試驗(yàn)。試驗(yàn)在中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所進(jìn)行，選用Amsafe牌尼龍材質(zhì)安全帶，在其上截取材料試樣，試樣寬度為50.8 mm，標(biāo)距段254 mm，兩端夾持段長(zhǎng)度均為63.5 mm，夾持段粘貼砂紙防止滑動(dòng)，將兩端夾持段夾于拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)，如圖5所示。根據(jù)工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SAE ARP 5765A中的建議[22]，織帶采用6.35 mm/min的速率進(jìn)行3次重復(fù)加卸載試驗(yàn)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(dòng)、翻轉(zhuǎn)，未接觸區(qū)域采用多剛體建模，節(jié)約計(jì)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(yīng)。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(dòng)態(tài)響應(yīng)，因此，在建模中，保持?jǐn)?shù)值假人與物理假人初始坐姿的一致性至關(guān)重要。如圖7所示，依據(jù)物理假人關(guān)鍵和非關(guān)鍵部位的馬克標(biāo)及頭部、頸部和胸部的輪廓的三維坐標(biāo)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(yàn)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(yàn)證

驗(yàn)證數(shù)值模型的有效性主要從假人運(yùn)動(dòng)姿勢(shì)、假人關(guān)鍵部位運(yùn)動(dòng)學(xué)響應(yīng)、關(guān)鍵部件載荷3個(gè)方面進(jìn)行驗(yàn)證。在FAA頒布的咨詢通告AC20-146A附錄B中給出了3種誤差評(píng)估方法[24]，以評(píng)估仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果之間的相關(guān)性。2條時(shí)間歷程曲線相關(guān)性的評(píng)估指標(biāo)為曲線的峰值誤差(GPV)、峰值時(shí)刻誤差(GPT)和形狀誤差(S&G)。峰值誤差使用式(1)計(jì)算：

(1)

式中：Peak1為參考曲線峰值；Peak2為對(duì)比曲線峰值。峰值時(shí)刻誤差的計(jì)算方法類似峰值誤差。

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

(2)

(3)

(4)

式中：m(t) 為參考曲線；c(t) 為對(duì)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(yàn)和仿真中假人的運(yùn)動(dòng)姿勢(shì)對(duì)比，在200 ms時(shí)，物理假人的小腿上揚(yáng)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(shí)刻的響應(yīng)姿勢(shì)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(shí)間歷程與物理假人的對(duì)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(yùn)動(dòng)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(shì)吻合性較好。

左右側(cè)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(yàn)，如圖11所示，這是因?yàn)槎鄤傮w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(yàn)與仿真假人運(yùn)動(dòng)姿勢(shì)比較Table 1 Comparison of postures of dummy between test and simulation

圖8 試驗(yàn)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(yàn)與仿真膝部位移比較Fig.9 Comparison of knee displacements between test and simulation

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

圖11 試驗(yàn)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(yàn)的各項(xiàng)誤差值總結(jié)如表2所示，各項(xiàng)誤差值均在10%內(nèi)，認(rèn)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(yàn)與仿真各響應(yīng)項(xiàng)誤差總結(jié)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(yàn)證的水平?jīng)_擊模型，結(jié)合FAA對(duì)波音727前置隔板進(jìn)行的靜態(tài)材料試驗(yàn)，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(yàn)設(shè)計(jì)

選定頭排座椅間距、安全帶剛度、隔板剛度、安全帶固定點(diǎn)X向移動(dòng)距離、安全帶固定點(diǎn)Y向移動(dòng)距離、安全帶固定點(diǎn)Z向移動(dòng)距離6個(gè)因素，研究其對(duì)頭排乘員損傷的影響。如表3所示，以上6個(gè)因素對(duì)應(yīng)表中C1～C6，設(shè)計(jì)6因素4水平32次試驗(yàn)正交表L32(46)，研究其對(duì)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(shì)。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的結(jié)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(shì)，因素的極差越大，說明該因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響越大，方差分析可識(shí)別試驗(yàn)誤差并構(gòu)造F統(tǒng)計(jì)量，作F檢驗(yàn)得到P值，當(dāng)P值小于0.05 時(shí)，可判斷因素影響顯著[25]。

表3 正交試驗(yàn)表Table 3 Table of orthogonal test

國(guó)內(nèi)航空公司經(jīng)濟(jì)艙座椅裝機(jī)時(shí)，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(jì)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(gè)水平；安全帶固定點(diǎn)的變化范圍為0～0.087 m，每隔0.029 m選一水平。

4.2 結(jié)果分析

頭部損傷指標(biāo)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(duì)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(guān)，如圖14 所示，對(duì)于安全帶固定點(diǎn)位置，僅Z向位置對(duì)HIC值影響顯著，與HIC值負(fù)相關(guān)。頭部HIC值是適航規(guī)章CCAR 25.562損傷評(píng)估項(xiàng)，考慮低HIC值，最優(yōu)組合是C14C24C31C41C53C64。

頸部損傷指標(biāo)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(duì)頸部損傷指標(biāo)的影響如圖15所示，對(duì)比4種Nij類型，頸部的NCE損傷值較大且部分水平的響應(yīng)大于1，是因?yàn)樵诩偃酥绷⒆讼?，頸部損傷主要發(fā)生在頭部碰撞到隔板后，此時(shí)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(duì)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(huì)影響乘員在事故中的應(yīng)急撤離，股骨軸向載荷也是規(guī)章明確要求的損傷評(píng)估項(xiàng)。如表6所示，頭排座椅間距對(duì)脛骨TI值影響顯著，頭排座椅間距與脛骨TI正相關(guān)，與股骨峰值載荷負(fù)相關(guān)。如圖17所示，因?yàn)樵谂鲎哺舭鍟r(shí)，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(jìn)而減弱股骨載荷，也是股骨軸向峰值載荷對(duì)6個(gè)因素均不敏感原因之一。股骨軸向峰值載荷遠(yuǎn)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(duì)頭部損傷指標(biāo)的影響Fig.14 Influence of different factors on head injury

圖15 各因素對(duì)頸部損傷指標(biāo)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(duì)下肢體損傷指標(biāo)的影響Fig.17 Influence of different factors on lower torso injury

5 頭排乘員保護(hù)姿勢(shì)

5.1 模型建立

基于建立的頭排乘員模型，通過調(diào)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(shì)。在這3種姿勢(shì)中，直立式為正常情況下乘員的姿態(tài)，抱腳式、手頂式為應(yīng)急著陸條件下的保護(hù)姿勢(shì)。本文針對(duì)以上3種姿勢(shì)，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(hù)姿勢(shì)對(duì)乘員損傷的影響，損傷指標(biāo)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(shì)下假人的動(dòng)態(tài)響應(yīng)Table 7 Dynamic response of dummy with different postures

5.2 運(yùn)動(dòng)姿態(tài)分析

乘員在不同姿勢(shì)下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)如表7所示。直立式為全尺寸滑臺(tái)試驗(yàn)中假人的擺放姿勢(shì)，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(tái)及座椅一起運(yùn)動(dòng)，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(dòng)，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(duì)滑動(dòng)，假人整體向前移動(dòng)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(dòng)，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(yáng)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(duì)前置隔板施加了一定載荷，但由于隔板固定，手臂并未推動(dòng)隔板向前運(yùn)動(dòng)，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(dòng)，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(shì)下假人身體各部位的損傷值總結(jié)如圖18所示。

注：圖中HIC、頭部峰值加速度的所標(biāo)數(shù)值均為原數(shù)值的1/1 000，股骨峰值載荷的所標(biāo)數(shù)值為原數(shù)值的1/10 000圖18 不同姿勢(shì)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(píng)估的首要指標(biāo)。在乘員頭部質(zhì)量及頭部碰撞角度相同的情況下，頭部碰撞速度越大，動(dòng)能越大，頭部傷害也就越大[26]。不同姿勢(shì)的頭部HIC、峰值加速度及頭部碰撞速度等參數(shù)總結(jié)如表8所示，不同姿勢(shì)下假人頭部加速度-時(shí)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(yuǎn)遠(yuǎn)大于1 000，后2種保護(hù)姿勢(shì)的頭部HIC、峰值加速度均大幅降低，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于1 000，其中抱腳式姿勢(shì)的頭部碰撞速度最小，頭部HIC、頭部峰值加速度最低，對(duì)乘員頭部的保護(hù)效果最佳。

設(shè)計(jì)如表9所示的仿真模型，研究在采用抱腳式保護(hù)姿勢(shì)下不同頭排座椅間距對(duì)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(jié)果總結(jié)如表10所示。在相同姿勢(shì)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(hù)姿勢(shì)，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(shì)下的假人頭部傷害Table 8 Head injury of dummy with different postures

圖19 不同姿勢(shì)下假人頭部加速度-時(shí)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(dòng)態(tài)響應(yīng)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(jī)墜撞事故中會(huì)影響人員的撤離，也會(huì)降低乘員的二次生還幾率。對(duì)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(shì)下乘員的股骨峰值載荷及脛骨TI值總結(jié)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(yùn)動(dòng)，導(dǎo)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(yuǎn)小于限定值，脛骨TI值也均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于1，說明3種姿勢(shì)的下肢體損傷均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于限定值。

表11 不同姿勢(shì)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(shì)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(biāo)。3種姿勢(shì)的4種頸部損傷指標(biāo)如表12所示，直立式姿勢(shì)的Nij的最大指標(biāo)NCE值為1.14，抱腳式姿勢(shì)的Nij的最大指標(biāo)NCF值為1.69，手頂式姿勢(shì)的Nij的最大指標(biāo)NCF值為1.52，3種姿勢(shì)Nij的最大指標(biāo)均大于1。

對(duì)乘員頭部保護(hù)效果最好的抱腳式保護(hù)姿勢(shì)的頸部損傷壓縮屈曲類型NCF超限。在美國(guó)國(guó)家民用航空醫(yī)療研究所進(jìn)行的頭排座椅乘員保護(hù)姿勢(shì)研究中，采用抱腳式保護(hù)姿勢(shì)的頭排乘員頸部損傷也超限，主要是因?yàn)樵谒經(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(dòng)，頭部與隔板發(fā)生碰撞后無(wú)可移動(dòng)空間，此時(shí)假人頸部承受較大的軸向壓縮并產(chǎn)生頸部屈曲現(xiàn)象，如圖20所示。

針對(duì)抱腳式保護(hù)姿勢(shì)頸部損傷超限問題，研究在該姿勢(shì)下不同的頸部角度對(duì)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(shí)頸部角度為負(fù)，頭部前傾時(shí)頸部角度為正。

表12 不同姿勢(shì)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(dòng)態(tài)響應(yīng)Table 13 Dynamic response of dummy with different neck angles

仿真結(jié)果總結(jié)見表14，很明顯，當(dāng)頸部角度為負(fù)(頭部后仰)時(shí)，Nij值大于1，當(dāng)頸部角度為正(頭部前傾)時(shí)，假人頸部損傷減小，且頭部前傾30°時(shí)，假人頸部損傷指標(biāo)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(shì)可以較好地保護(hù)乘員頸部。

采用頭部前傾(以30°為例)的抱腳式保護(hù)姿勢(shì)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(hù)姿勢(shì)。

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(biāo)數(shù)值均為原數(shù)值的1/1 000，股骨峰值載荷的所標(biāo)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(shì)假人的損傷值對(duì)比Fig.21 Comparison of injury of dummy between hand-hold-feet posture with head forward and other postures

6 結(jié) 論

本文采用試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方法，對(duì)水平?jīng)_擊下頭排乘員損傷及保護(hù)開展研究?；诮?jīng)驗(yàn)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(yàn)，采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，識(shí)別影響頭排乘員損傷的顯著因素，研究不同保護(hù)姿勢(shì)對(duì)于乘員的保護(hù)效果，得到以下結(jié)論：

1) 在直立式坐姿下，股骨損傷遠(yuǎn)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(duì)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(fù)相關(guān)，與脛骨損傷正相關(guān)，隔板剛度對(duì)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(guān)。頭排乘員頭部、頸部、股骨、脛骨損傷對(duì)安全帶材料特性及安全帶固定點(diǎn)位置不敏感。

2) 試驗(yàn)用仿生假人及仿真用數(shù)值假人能代表真實(shí)乘員的體格、質(zhì)量以及質(zhì)量分布等特征，但并不包含如肌肉、器官等人體細(xì)節(jié)，在仿真模型中也并未考慮乘員肌肉發(fā)力等預(yù)加載動(dòng)作，僅考察不同姿勢(shì)下乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。同直立式姿勢(shì)相比，抱腳式、手頂式2種保護(hù)姿勢(shì)均能大幅降低HIC值，2種姿勢(shì)對(duì)乘員頭部均有較好的保護(hù)效果。在抱腳式保護(hù)姿勢(shì)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(shì)的頸部損傷均超過限定值。頭部前傾的抱腳式姿勢(shì)對(duì)乘員頸部有較好的保護(hù)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(hù)姿勢(shì)。