解江，牟浩蕾，馮振宇,*，程坤，劉義，劉小川，白春玉，惠旭龍

1. 中國民航大學 科技創(chuàng)新研究院，天津 300300 2. 中國民航大學 安全科學與工程學院，天津 300300 3. 中國飛機強度研究所 結構沖擊動力學航空科技重點實驗室，西安 710065

適墜性是民機在墜撞或應急著陸過程中具有保護乘員安全的一種能力。通過改進機身結構設計等來提升民機適墜性，可以大大提高乘員在墜撞可生存事故中的生存率。在真實墜撞事故中，撞擊速度、撞擊角度等因素對民機適墜性及墜撞后乘員生存率有重要影響。

一般采用機身框段或整機的墜撞試驗及仿真分析的手段，來評估和驗證民機墜撞安全性水平。國內外針對機身框段或整機開展了大量的墜撞試驗及仿真研究。美國聯(lián)邦航空管理局(Federal Aviation Administration, FAA)、美國國家航空航天管理局(National Aeronautics and Space Administration, NASA) 和波音公司等針對波音707機身框段、含貨艙貨物和輔助燃油箱的波音737機身框段、波音787機身框段、F-28 機身框段及整機等進行了多次墜撞試驗，墜撞速度涵蓋6.1～10.4 m/s。歐盟針對A320金屬機身框段及A320復合材料機身框段進行了7 m/s和6.78 m/s的墜撞試驗。中國飛機強度研究所針對典型支線客機機身框段進行了6.85 m/s的墜撞試驗。日本宇宙航空開發(fā)機構(Japan Aero-space eXploration Agency, JAXA)針對YS-11飛機前機身框段和后機身框段分別進行了7.4 m/s和6.1 m/s墜撞試驗。墜撞速度直接決定機身框段的初始撞擊能量，進而影響其失效模式、加速度響應、沖擊力響應及吸能特性等。

貨艙地板下部結構作為機身墜撞過程中“首當其沖”的區(qū)域，其結構設計特點對變形模式及動態(tài)響應特性有重要影響，是提升適墜性的重點考慮區(qū)域。國外針對不同的貨艙地板下部結構開展了大量的沖擊試驗及仿真分析，如波音787貨艙地板下部結構、A350貨艙地板下部結構、波紋板布局的貨艙地板下部結構、半圓立柱布局的貨艙地板下部框段結構以及基于A321研制的貨艙地板下部框段結構，一方面可以有效評估和驗證結構破壞順序、破壞模式及吸能能力等，另一方面可以充分驗證機身結構有限元模型及建模技術。為了揭示民機典型機身結構沖擊響應特性，發(fā)展機身結構適墜性有限元建模及數(shù)值模擬技術，中國民航大學基于“積木式”研究方案，在材料和緊固件力學性能及失效本構、典型連接結構及薄壁元件失效機理及數(shù)值模擬技術研究的基礎上，開展了民機典型貨艙地板下部結構在落重沖擊下的響應特性及仿真分析，以及客艙機身框段墜撞試驗及仿真分析。

本文針對全尺寸三框兩段貨艙地板下部結構，研究其在3.95 m/s和5.53 m/s沖擊下的破壞模式與動態(tài)響應特性，通過仿真結果與試驗結果的相關性分析，確認與驗證貨艙地板下部結構有限元模型；研究不同沖擊速度對貨艙地板下部結構的破壞模式、壓縮變形量、加速度響應及吸能特性的影響規(guī)律，以期為民機機身結構適墜性設計、分析及驗證提供支持。

1 貨艙地板下部結構試驗件及試驗方案

1.1 貨艙地板下部結構試驗件

本文基于大型運輸類飛機典型機身框段結構，選取三框兩段貨艙地板下部結構作為試驗件，其中包括機身框 (FR1/FR2/FR3框)、中間支撐件、C型支撐件、“2”字型長桁、貨艙地板橫梁、貨艙地板縱梁、蒙皮等部件，如圖1所示。試驗件橫向寬度為2 280 mm，縱向長度為1 120 mm，高度為440 mm，重量約為29 kg。試驗件主要采用鋁合金、鋁鋰合金以及少量鈦合金，連接緊固件為鉚釘和高鎖螺栓。試驗件中存在一處蒙皮搭接區(qū)，并布置有鈦合金止裂帶板，因此試驗件并不是沿橫向完全對稱的。

圖1 貨艙地板下部結構試驗件Fig.1 Sub-cargo structure specimen

1.2 沖擊試驗方案

為了獲得貨艙地板下部結構在沖擊載荷作用下的變形情況和失效順序、加速度和載荷響應特性等，采用4立柱落塔系統(tǒng)對貨艙地板下部結構試驗件進行落重沖擊。將貨艙地板下部結構試驗件倒置固定在測力平臺上，通過提升/釋放裝置將478.5 kg的落重(吊籃和壓板)提升至預定高度進行投放，落重以一定速度垂直沖擊倒置的試驗件，如圖2(a)所示。該試驗方法易于控制落重沖擊姿態(tài)，試驗件易于安裝和拆卸，能突出對試驗件主要承力部件的變形和能量吸收特性的考察，同時，試驗過程便于采集和記錄。該試驗方法能夠有效分析貨艙地板下部結構破壞順序、破壞機理及吸能特性，可以初步評估適墜性，并有效驗證建模及仿真分析方法。

在吊籃和試驗件FR1框面及FR3框面上貼MARK標，在壓板上布置加速度計，在測力平臺下部布置載荷傳感器，如圖2(b)和圖2(c)所示。同時，通過位于落塔周圍的5臺高速攝像機記錄整個試驗過程及試驗件變形過程。

圖2 沖擊試驗方案Fig.2 Impact test scheme

2 沖擊試驗結果分析

2.1 變形及破壞模式

通過吊籃上的MARK標測得落重沖擊速度-時間歷程曲線，如圖3所示，確定的初始沖擊速度分別為3.95 m/s (試驗I) 和5.53 m/s (試驗II)。對于試驗I，在壓板接觸到貨艙地板下部結構試驗件后，沖擊速度急劇下降；約31 ms時沖擊速度降為0 m/s，落重開始反彈；約45 ms時落重以1.24 m/s的速度反向離開。對于試驗II，沖擊速度繼續(xù)增大，約12 ms后沖擊速度急劇下降；約60 ms時沖擊速度降為0 m/s，落重開始反彈；約92 ms時落重以0.71 m/s的速度反向離開。

圖3 試驗I和試驗II沖擊速度-時間曲線Fig.3 Impact velocity-time curves of Test I and Test II

圖4給出了3.95 m/s沖擊下的貨艙地板下部結構的最終變形狀態(tài)及失效模式。貨艙地板下部結構被整體壓縮，但仍保持較好的結構完整。中間支撐件與C型支撐件分別發(fā)生一致的彎曲變形，但彎曲方向相反，機身框也發(fā)生彎曲變形，并在與C型支撐件連接處形成兩處塑性鉸；位于FR2框面C型支撐件附近的機身框由于受止裂帶板和較強邊界的影響發(fā)生斷裂；試驗件共計有24個鉚釘發(fā)生失效：中間支撐件區(qū)域處長桁與剪切角片的連接鉚釘發(fā)生剪切失效以及C型支撐件區(qū)域處蒙皮與剪切角片的連接鉚釘發(fā)生拉斷失效。貨艙地板橫梁發(fā)生扭轉變形但無斷裂；貨艙地板縱梁基本無變形。

圖4 貨艙地板下部結構破壞模式(試驗I)Fig.4 Damage mode of sub-cargo structure (Test I)

圖5給出了5.53 m/s沖擊下的貨艙地板下部結構的最終變形狀態(tài)及失效模式。貨艙地板下部結構被更大程度地壓縮，并有大量結構及鉚釘失效發(fā)生。其中，3個框面的中間支撐件與機身框連接處的鉚釘發(fā)生失效，F(xiàn)R1和FR2框面中間支撐件兩側與長桁接觸并被擠壓，但未發(fā)生彎曲變形。同時，F(xiàn)R3框面中間支撐件一側被擠在長桁末端，并發(fā)生彎曲變形，而另一側未被擠壓且?guī)缀鯚o變形。這是由于中間支撐件上方存在非對稱“2”字型長桁，長桁與蒙皮直接連接一側更易受力且由于“2”字型截面構型受力會持續(xù)向與蒙皮搭接一側傾斜，導致中間支撐件區(qū)域一側受力比另一側受力要大。C型支撐件發(fā)生嚴重彎曲變形；貨艙地板橫梁發(fā)生扭轉變形，在與轉接板兩端的接觸處斷裂；貨艙地板縱梁基本無變形。

圖5 貨艙地板下部結構破壞模式(試驗II)Fig.5 Damage mode of sub-cargo structure (Test II)

圖6給出了M4處位移時間歷程曲線。對于試驗I，約20 ms時M4處壓縮位移量達到最大值43.4 mm；隨后由于試驗件回彈，壓縮位移量減少，落重反向離開后，壓縮位移量約為25.0 mm。對于試驗II，由于沖擊速度增大，約50 ms時M4處壓縮位移量達到最大值97.8 mm，相比試驗I增大了125.3%；由于試驗件回彈，壓縮位移量減少到約78 mm，相比試驗I增大了221.0%。

圖6 試驗I和試驗II M4處位移量Fig.6 Displacement at M4 of Test I and Test II

2.2 加速度響應

設壓板上加速度計測得的加速度數(shù)據(jù)為，采用115 Hz四階巴特沃斯低通濾波方式，對其進行濾波處理，如圖7所示。

圖7 試驗I和試驗II加速度Fig.7 Acceleration of Test I and Test II

對于試驗I，在壓板接觸試驗件后，加速度近似呈線性快速增加，在約6.9 ms時達到初始加速度峰值25.1，且為最大加速度峰值；隨后加速度開始降低，在約45 ms時降為0；加速度在小幅度幅值范圍內上下波動。

對于試驗II，加速度同樣近似呈線性快速增加，在約4.5 ms時到達初始加速度峰值16.1；加速度在短暫降低后又在約12.1 ms時達到最大加速度峰值20.1。與試驗I相比，其最大加速度低19.9%，這是因為中間支撐件與機身框連接區(qū)域的鉚釘在較大沖擊載荷作用下迅速失效，導致試驗件承載能力變弱，整體剛度變小，因此，傳遞到壓板上的加速度也變小。

2.3 沖擊力響應

受貨艙地板下部結構試驗件固有頻率的影響，試驗I和試驗II中均出現(xiàn)了多個撞擊力峰值，且沖擊力波動下降趨勢較為一致，如圖8所示。

圖8 試驗I和試驗II沖擊力Fig.8 Impact force of Test I and Test II

試驗I中，在約4.7 ms時達到初始最大沖擊力峰值173 kN；試驗II中，在約5.4 ms時達到初始最大沖擊峰值168 kN，與試驗I相比，其最大沖擊力峰值低2.9%，這是因為中間支撐件與機身框連接區(qū)域鉚釘發(fā)生失效，試驗件承載能力有所減弱。

3 有限元仿真及相關性分析

3.1 有限元建模

貨艙地板下部結構采用Belytschko-Tsay縮減積分算法的殼單元建模，厚度方向上采用3個積分點，其各部件間的連接緊固件采用8六面體簇的實體單元建立。吊籃采用體單元建模，壓板采用殼單元建模，如圖9所示。整個模型中共包括287 828個節(jié)點和223 908個單元，其中，殼單元203 386個，體單元20 521個。

圖9 有限元模型Fig.9 Finite element model

模型材料采用彈塑性材料模型、最大塑性應變失效準則及Von Mises屈服準則，其材料性能參數(shù)如表1所示。

表1 材料性能參數(shù)Table 1 Material property parameters

有限元模型中的緊固件采用基于力的失效準則，如式(1)所示。

(1)

式中：()為剪切載荷分量，()為拉伸載荷分量，為加載角度；為極限剪切載荷，為極限拉伸載荷，其載荷值由緊固件動態(tài)復合加載失效試驗測得；、為失效參數(shù)，取值為2。緊固件數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 緊固件性能參數(shù)Table 2 Fastener specifications

貨艙地板下部結構有限元模型質量為28.2 kg，比試驗件質量(29 kg)低2.76%；落重(吊籃和壓板)有限元模型質量為479.5 kg，比試驗落重質量(478.5 kg)高0.21%。

有限元模型施加9.8 m/s的重力場，落重(吊籃和壓板)的所有節(jié)點被賦予3.95 m/s和5.53 m/s 的初始垂向沖擊速度。轉接板上所有節(jié)點自由度均被約束。

3.2 相關性分析

圖10給出了3.95 m/s和5.53 m/s沖擊下仿真變形圖。仿真變形結果與試驗變形結果吻合程度較高，能夠很好地復現(xiàn)試驗的沖擊過程，并較好地模擬了機身框、中間支撐件、C型支撐件處的彎曲變形，以及中間支撐件與機身框連接區(qū)域的鉚釘失效。在5.53 m/s沖擊下，中間支撐件與機身框連接的一側鉚釘失效，該側未被擠壓且?guī)缀鯚o變形，而另外一側鉚釘未完全失效，導致該側發(fā)生彎曲變形。

圖10 仿真變形圖Fig.10 Deformation diagram of simulation

M4處仿真獲得位移與試驗獲得位移的變化趨勢較為一致，如圖11所示。對于試驗I，仿真最大壓縮量45.8 mm比試驗最大壓縮量43.4 mm高5.5%， 約50 ms時落重反向離開仿真壓縮量25.2 mm比試驗壓縮量24.3 mm高3.7%。對于試驗II，仿真最大位移量135.6 mm比試驗最大位移量97.8 mm高37.8 mm；約140 ms時仿真位移量86.8 mm比試驗位移量78 mm高11.3%。 仿真時3個框面的中間支撐件變形模式基本一致，其一側發(fā)生彎曲變形，整體結構抗變形能力稍弱。而試驗時FR1和FR2框面的中間支撐件兩側均未發(fā)生彎曲，仍然對結構起到較好的支撐作用，整體結構抗變形能力稍強。因此，仿真呈現(xiàn)出比試驗大的壓縮量。

圖11 仿真位移與試驗位移對比Fig.11 Comparison of displacement of simulation and test

通過對加速度曲線進行濾波，仿真獲得加速度與試驗獲得加速度在整體趨勢上較為吻合，但仿真加速度曲線波動較少，如圖12所示。對于試驗I，在約6.9 ms時達到最大加速度峰值25.1，仿真最大加速度峰值24.1出現(xiàn)在約3.4 ms時，比試驗值低4%。對于試驗II，在約12.1 ms時達到最大加速度峰值20.1，但仿真最大加速度峰值出現(xiàn)時刻同樣提前，即在2 ms時達到最大加速度峰值22.4，比試驗值高11.4%。

圖12 仿真加速度與試驗加速度對比Fig.12 Comparison of acceleration of simulation and test

3.3 吸能特性分析

圖13給出了貨艙地板下部結構吸能曲線。在3.95 m/s沖擊下，機身框和中間支撐件吸收大部分沖擊能量，占總吸能的62.5%，是最主要的吸能部件；其中，機身框塑性變形吸能量為1 054 J，占總吸能的32.1%；中間支撐件吸能量為997 J，占總吸能量的30.4%。在5.53 m/s沖擊下，機身框仍是最主要的吸能部件，吸能占比為37.9%，中間支撐件吸能占比相對下降，蒙皮受壓縮程度變大，其吸能占比增加。兩種情況下緊固件(主要是鉚釘)吸能占比分別為14.9%和8.9%，說明緊固件對貨艙地板下部結構變形模式和加速度響應有顯著影響，對吸能也有重要貢獻。

圖13 吸能曲線Fig.13 Energy absorption curves

4 沖擊速度影響

4.1 變形模式

基于試驗I和試驗II驗證的貨艙地板下部結構模型，分別進行不同速度 (3.0、3.5、4.5、5.0、 6.0、6.5 m/s) 下的沖擊仿真。不同速度下的貨艙地板下部結構FR3框面的仿真變形情況如圖14所示。

圖14 不同沖擊速度下FR3框變形Fig.14 Deformation of FR3 at different impact velocities

在3.0、3.5、4.0 m/s (3.95 m/s) 沖擊下，貨艙地板下部結構能保持結構完整，中間支撐件與機身框連接區(qū)域鉚釘未發(fā)生失效，主要以機身框、中間支撐件及C型支撐件的彎曲變形為主，其變形模式與試驗I變形趨勢較為一致。

在4.5 m/s沖擊下，中間支撐件與機身框連接區(qū)域的一側鉚釘失效而基本失去承載能力，隨后機身框及C型支撐件迅速彎曲。

在5.0、5.5 (5.53)、6.0、6.5 m/s 沖擊下，貨艙地板下部結構壓縮程度變大，機身框與C型支撐件上發(fā)生擠壓破壞的區(qū)域越來越多，且中間支撐件破壞模式與試驗II變形趨勢較為一致。

圖15給出了不同沖擊速度下M4處最大位移量和最終位移量。沖擊速度增大，M4處的最大及最終位移量不斷增加。當沖擊速度在4.0～5.5 m/s之間時，中間支撐件與機身框連接區(qū)域鉚釘發(fā)生失效，中間支撐件區(qū)域的承載及抵抗變形能力急劇降低，M4處位移量增加趨勢較快。當沖擊速度小于4.0 m/s時，M4處位移量增加趨勢較緩。而當沖擊速度大于5.5 m/s時，機身框及C型支撐件的塑性彎曲變形基本達到最大狀態(tài)，貨艙地板下部結構的整體變形模式趨于穩(wěn)定，M4處位移量增加趨勢同樣較緩。

圖15 不同沖擊速度下M4處位移量對比Fig.15 Comparison of displacement at M4 with different impact velocities

4.2 加速度響應

圖16給出了不同沖擊速度下加速度-時間曲線。沖擊速度由3.0 m/s增加到4.5 m/s時，加速度-時間曲線變化趨勢基本一致，初始加速度峰值由22.3增加到24.2，且其出現(xiàn)時刻逐漸提前；達到初始加速度峰值后，加速度值開始降低，且降為0的時刻逐漸靠后。當沖擊速度為5.0 m/s和5.5 m/s時，在約2.5 ms時到達初始加速度峰值23.5，與4.5 m/s沖擊工況相比，初始加速度峰值略有降低，但加速度下降趨勢較為平緩，持續(xù)時間延長。當沖擊速度為6.0 m/s和6.5 m/s時，在約2 ms時達到初始加速度峰值24.0，隨后加速度降低；由于鉚釘失效導致中間支撐件失去承載能力，機身框和貨艙地板橫梁發(fā)生碰撞，加速度值再次增加，出現(xiàn)了明顯的二次加速度峰值，二次加速度峰值分別達到18.1和22.5。

圖16 不同沖擊速度下加速度-時間曲線Fig.16 Acceleration-time curves for different impact velocities

4.3 能量吸收特性

在沖擊載荷作用下，貨艙地板下部結構中的機身框和中間支撐件是最主要的吸能部件，其吸能量和吸能占比情況如圖17所示。當沖擊速度小于4 m/s 時，隨著沖擊速度增大，機身框和中間支撐件的吸能量基本同步增加。當沖擊速度超過4 m/s時，中間支撐件吸能量略有減少后又再次增加，但吸能增量較少，吸能占比顯著降低；機身框吸能量迅速增大，其吸能占比逐漸增加，在6.5 m/s時機身框吸能占比達到42.0%左右。這主要是由于沖擊速度大于4.0 m/s時，中間支撐件與機身框連接區(qū)域鉚釘發(fā)生失效，中間支撐件失去大部分承載能力，因此吸能較少；同時，機身框產(chǎn)生大量塑性變形，吸收了大部分沖擊能量。

圖17 機身框和中間支撐件吸能情況Fig.17 Energy absorption of frames and middle stanchions

5 結 論

1) 采用落重沖擊試驗方案，開展三框兩段貨艙地板下部結構沖擊響應研究。在3.95 m/s沖擊下，貨艙地板下部結構被壓縮程度較小，中間支撐件、C型支撐件和機身框以彎曲變形為主，貨艙地板橫梁發(fā)生扭轉變形但無斷裂。在5.53 m/s沖擊下，貨艙地板下部結構被壓縮嚴重，中間支撐件與機身框連接處鉚釘發(fā)生剪切和拉斷失效，C型支撐件發(fā)生嚴重彎曲變形，貨艙地板橫梁發(fā)生扭轉變形并斷裂；與3.95 m/s沖擊結果相比，其最終壓縮位移量增大221.0%；壓板最大加速度峰值降低19.9%；最大撞擊力峰值降低2.9%。

2) 貨艙地板下部結構有限元仿真結果與沖擊試驗結果吻合較好，能夠很好地復現(xiàn)試驗沖擊過程，并能準確模擬機身框、中間支撐件及C型支撐件等的變形情況，以及中間支撐件與機身框連接區(qū)域的鉚釘失效情況。在3.95 m/s和5.53 m/s沖擊下，仿真獲得最大加速度峰值與試驗偏差分別為4%和11.4%。

3) 當沖擊速度小于4 m/s時，貨艙地板下部結構的整體被壓縮量近似呈線性增加，且中間支撐件和機身框是主要的吸能結構；當沖擊速度介于4～4.5 m/s，中間支撐件與機身框連接處的鉚釘發(fā)生失效，進而導致被壓縮量呈非線性快速增加，機身框吸能量和吸能占比持續(xù)增加，中間支撐件吸能量微降，其吸能占比卻急劇下降；當沖擊速度達到6 m/s和6.5 m/s時，被壓縮量增加緩慢，機身框吸能量和吸能占比繼續(xù)增加，中間支撐件吸能量略增，但吸能占比仍然下降，初始加速度峰值達到24.0，由于機身框和貨艙地板橫梁發(fā)生碰撞，出現(xiàn)明顯的二次加速度峰值，分別達到18.1和22.5。

4) 中間支撐件與機身框連接區(qū)域鉚釘失效與否對貨艙地板下部結構沖擊響應特性有著重要影響，鉚釘失效會使中間支撐件失去承載能力，依賴機身框吸收沖擊能量。因此，建立撞擊區(qū)域鉚釘高精度失效模型以及鉚接結構的可控失效設計將是機身結構抗墜撞分析與設計的關鍵。