李志強，王志華，劉曉明，趙隆茂

（1.太原理工大學材料強度與結構沖擊山西省重點實驗室，山西 太原030024；2.成都飛機工業(yè)集團有限責任公司，四川 成都610092）

戰(zhàn)斗機遇到故障、人為失誤和環(huán)境因素等導致飛機不能正常飛行，特別是空中格斗失敗致傷時，有時只需幾分鐘甚至幾秒鐘的時間就會釀成機毀人亡的慘劇，此時要求飛行員必須當機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、直接進行穿蓋彈射和預先破碎座艙蓋透明件3種方式［1－3］。預先破碎座艙蓋較其他2種方式具有延時短和低損傷等優(yōu)點，工作過程是首先啟動微爆索切割系統(tǒng)，削弱有機玻璃的強度，緊接著開啟火箭發(fā)射筒，推動人／椅系統(tǒng)向上運動，利用座椅上的穿蓋刀直接撞擊艙蓋，這時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。

關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)報道。生產彈射座椅的英國馬丁－貝克公司用6.7kN作為人體頭部承受穿蓋力的耐限值［4］。另外根據(jù)人體頭部撞擊實驗數(shù)據(jù)，穿蓋彈射時頭部撞擊載荷超過3.0kN時，作用時間不超過30ms［5］。這項指標與美國韋恩大學提出的人腦對堅硬平面耐撞的耐受曲線相近，即頭部對較高量級的力或加速度只能耐受很短的時間，而對較低量級的力或加速度則可耐受較長的時間［6］。動態(tài)響應指數(shù)δ是廣泛應用于損傷預測的評價標準。從物理意義上來說，δ是將人體看作質量－彈簧－阻尼的機械系統(tǒng)，表征了人體脊柱的最大動力壓縮［7－8］。為了保證飛行員的人身安全，各國標準都對人體向上彈射加速度的耐限進行了明確規(guī)定。GJB 1282－91《人體向上彈射加速度耐限》采用動力響應指數(shù)δ來評定人體向上彈射時對加速度的耐受力，表示人體向上彈射時造成的脊柱最大動力壓縮加速度與重力加速度之比。標準中規(guī)定：“彈射彈（含火箭）溫度為21℃時（設定的飛機座艙溫度），δ應不大于18g”。

李志強等［9－10］對微爆索爆炸切割有機玻璃平板和座艙蓋進行實驗和數(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系。本文中采用解耦的方法，即根據(jù)微爆索切割艙蓋的結果，在其外表面預置相應的切割槽模擬彈射時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，評價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)化設計和生產提供可靠的依據(jù)。

1 基本假設

人體在彈射過程中處于一個非常復雜且急劇變化的力學環(huán)境中。對穿蓋和人椅彈射離機過程進行數(shù)值分析時，作了以下假設：（1）僅考慮常溫下，飛機飛行高度為零，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人椅彈射姿態(tài)造成的影響。（3）忽略彈射座椅的變形，簡化為剛體。（4）由于人椅向上彈射并非向前運動，安全帶對其影響很小，因此不考慮安全帶對飛行員的被動約束作用。

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。彈射座椅的結構復雜，一般由骨架、椅盆、頭靠和椅盆升降機構等部分組成。座椅上還裝有緊急離機使用的彈射操縱系統(tǒng)、彈射動力系統(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)、應急供氧系統(tǒng)和救生包裝置。按照圖1所示座椅的外形建立簡化的剛性座椅，頂部兩側的穿蓋刀與真實的穿蓋器形狀相同，質心位置與真實座椅質心的位置一樣，質量也相同，約為94kg。飛行員按照GJB36－85《飛行員人體側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］。整個模型共有103個單元，包含了實體單元、殼單元、鉸單元、梁單元、彈簧阻尼單元。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，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＃有機玻璃，采用LS－DYNA中的105＃材料（＊MAT＿DAMAGE＿2），這是考慮粘性效應的彈塑性和連續(xù)損傷力學相結合的本構模型［13］。利用等效應力－等效塑性應變曲線來反映彈粘

式中：D是損傷變量，σ是名義應力。損傷演化過程通過損傷變量的變化率來定義：

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

2.2.2 假人

假人的結構主要由頭部、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）和關節(jié)。根據(jù)人體各部位組織的動態(tài)力學特性［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關鍵字手冊［16］。

由于人體各部位組織的生理特性不盡相同，其力學參數(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的力學參數(shù)，如表1所示，其他部位的力學參數(shù)參考假人的關鍵字文件。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

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

3 模擬結果及分析

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

從圖4（a）中看出，對于第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，緊接著沿中間預置槽破壞，并向四周擴展。從圖4（b）中看出，對第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，人體頭部承受慣性力隨時間變化曲線。

從圖5中可以看出，對于第1種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時，人體頭部的慣性力分別為4.5、3.6和2.3kN，耐受時間分別為2、1.5和1ms。對于第2種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm 時，人體頭部慣性力分別為3.9、3.1和1.95kN［12］，耐受時間分別為1.9、1.3和0.9ms。對比圖5（a）和（b），發(fā)現(xiàn)對于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間均未達到人體頭部受傷的極限值。對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險小。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 人體動力響應指數(shù)

定義人體向上彈射時造成的脊柱最大動力壓縮加速度與重力加速度之比為動力響應指數(shù)δ，來評定人體向上彈射時對加速度的耐受力。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，人體脊柱垂向彈射過載隨時間變化曲線。

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

圖6 人體動力響應指數(shù)時程曲線Fig.6 Dynamic response index history curves

從圖6中可以看出，對于第1種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時，δ分別為18.1g、14.5g和10.3g，持續(xù)時間分別為4.0、3.2和2.4ms。對于第2種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時，δ分別為15.2g、12g和9.1g，持續(xù)時間分別為3.0、2.4和1.9ms［12］。比較圖6（a）和（b），發(fā)現(xiàn)對于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，飛行員受傷的風險也越小，δ均在軍標規(guī)定的范圍之內。對于相同切割深度的艙蓋，第2種布局對人體脊柱產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雜，頸部彎曲或伸展產生軸向力和剪切力，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價。NIC準則規(guī)定頸部軸向力的最安全損傷極限為1.1kN。飛行員向上彈射時頸部主要承受軸向力，對于第1種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時，人體頸部承受的最大軸向力分別為0.900、0.745和0.634kN。對于第2種布局，切割槽深度分別為6.0、6.5和6.8mm時，人體頸部承受的最大軸向力分別為0.820、0.685和0.590kN。對于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。對于相同切割深度的艙蓋，第2種布局對人體頸部產生的軸向力均比第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 論

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

（1）微爆索的敷設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形成的彈射通道更為寬敞，從而減輕了彈射時艙蓋對飛行員的損傷。

（2）同時滿足飛行員頭部、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)化設計提供依據(jù)。

（3）對于相同切割深度的座艙蓋，第2種布局較第1種布局對人體頭部、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。

人椅彈射的動力主要來自于火箭的推力。模擬彈射過程時，人椅的初始動力應該使用火箭的推力曲線，但是這條曲線很難通過實驗測定，一般只給出初始動量，因此本文中近似地使用火箭的初始動量作為人椅彈射的初始條件。另外由于客觀條件的限制，本文中的計算結果并未得到真實穿蓋彈射實驗的驗證，但計算結果反映出的趨勢和規(guī)律可為真實的實驗提供參考。

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