載人空投著陸沖擊下不同乘員姿態的損傷影響*

戴俊超，周云波，張進成，張 明，王顯會，孫曉旺

（南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094）

第二次世界大戰的經驗表明，要實行精確部署、快速應急和高機動性的敵后作戰與戰場支援，僅依靠輕裝傘兵是不夠的，而更需要重視機械化部隊在此類戰爭條件下的應用。當前世界格局下，各種突發性局部戰爭頻發，需要武裝部隊能夠迅速遏制和平息局部戰事沖突，這也更凸顯了空降作戰方式在占得先機、取得戰場主動權方面的獨特地位。載人空投戰車能夠做到一經著陸就投入戰斗，從而極大提高作戰效率、作戰人員安全性和戰地環境適應性。最早運用空降兵作戰的是前蘇聯，目前，也僅有俄羅斯具備載人空投能力。我國已能將無人空投戰車的空降應用到實戰當中，但是由于無法解決載人空投中乘員的安全性問題，暫時不具備戰車載人空投的能力。因此，載人空降關鍵技術的研究迫在眉睫。而保證著陸沖擊過程中人體所受到的沖擊載荷不超過人體的耐受極限是確保乘員安全的先決條件[1]。

學者們針對著陸沖擊對人體的影響和載員防護措施進行了大量的研究。劉鑫等[2]設計了一種全新的氣囊緩沖座椅和仿生氣囊護頸，能更有效地對空降乘員實施全方位的保護。Stapp 等[3]通過大量人體實驗證明了人體承受不同方向加速度過載的能力并不相同，同時指出人體胸背向承受加速度過載的能力優于頭盆向。成自龍等[4]利用50 只成齡獼猴進行了正坐坐姿下著陸沖擊實驗，并根據猴與人之間的修正值給出了人體對于縱向沖擊的不同損傷區間耐受值。目前這一領域的研究大多針對航天器的著陸沖擊響應，人員座椅也是特殊的賦形座椅，難以滿足軍車內部空間有限、座椅同時需要具有作戰中防雷防爆能力的要求。劉炳坤等[5]利用沖擊塔平臺對5 名健康男青年進行10g沖擊下不同體位的實驗研究，并得出人體對抗著陸沖擊的最佳體位角為50°，但其50 ms 的沖擊作用時間并不符合車輛著地瞬間加速度200～300 ms 的持續時間[6]，所用正弦加速度脈沖曲線也無法模擬真實著陸情況。本文中，采用實驗與仿真結合的方法，通過對某軍車進行1 m 高度的載人空投跌落實驗，得到所需測點的沖擊曲線和假人多個部位損傷數據，并利用LS-DYNA 軟件建立該實驗的乘員約束系統有限元模型，借鑒俞彤等[7]對簡化局部模型的仿真研究，將實驗所得座椅安裝點加速度值作為模型邊界條件并驗證其準確性。在此基礎上，研究乘員不同的體位姿態對乘員損傷的影響，并基于遺傳優化算法得出綜合損傷最低的姿態參數范圍。需要指出的是，本文所用座椅為自研防雷座椅，因而期望所得結論對軍車在空投環境下的應用更具有適用性。

1 載人空投實驗研究與乘員損傷分析

1.1 某軍車空投跌落實驗

空投車輛在跌落過程中需要經過多個部件及緩沖平臺的緩沖吸能，保證車輛的安全落地。但車輛作為一個復雜集成系統，需要優先確定其本身在跌落工況下的響應。為了分析空投車輛在無額外緩沖防護狀態下的抗沖擊能力和乘員損傷，于2019 年7 月前往定遠汽車實驗場進行跌落實驗。場地地面為平整水泥地，采用大型吊車將車輛吊離地面，如圖1 所示。

由于車輛懸架離地后會有相應位移，實驗中以車輛側圍底部離地距離作為跌落高度基準H。為模擬車輛的空投著陸工況，需要給車輛施加著陸時沿重力方向的觸地速度。在實驗中通過將車輛提高到一定高度釋放，靠重力為車輛加速達到預定觸地速度。通過自由落體公式計算出在自由落體狀態下的初始高度，如取空投車輛的普遍著陸速度10 m/s 時，H取值應為5.10 m。由于本次實驗所用車輛未經過針對空降工況的設計，同時車底也沒有安裝緩沖平臺，直接模擬空降速度跌落會對車輛和車內設備造成巨大破壞。為了保護實驗設備，同時得到車輛懸架過載的動態響應，需要適當降低高度。由于實驗車輛的懸架設計主要針對不同的路況而不是跌落，依據實驗車輛的相關懸架性能參數可以確定，當跌落高度達到1 m 后可以保證整車的懸架在跌落過程中過載，即模擬車輛在空降過程中的懸架過載。因此將實驗高度降低至1 m，即著陸速度為4.47 m/s。根據馮宇等的研究[6]，為保護乘員和車內設備，一般規定著陸速度在8～10 m/s 以下，但這都以車輛搭載如氣囊或泡沫材料的空投平臺為前提，因此本文所研究工況下載荷僅是真實的無空投平臺的著陸沖擊載荷，旨在利用該工況下的實際輸入載荷探究乘員姿態的防護影響，以指導之后相關的實驗研究。

圖 1 實驗裝置整體布置Fig. 1 Overall arrangement of the experimental setup

車輛起吊至離地高度1 m 處，起吊點選擇在車身四周，使車輛在空中保持水平狀態。載車重心基本保持縱軸對稱，最大偏差≤3%。控制頂部拖鉤器將車輛釋放。實驗時輪胎氣壓為0.18 MPa。實驗中所用自研座椅，通過頂部安裝梁，連接在副駕駛位上方結構梁上。對假人采用四點式安全帶約束，雙手放置在大腿上，雙腿自然彎曲，小腿與地面垂直。圖2 所示為假人車內姿勢及加速度傳感器布置。

圖 2 車內實驗假人的姿勢及加速度傳感器的布置Fig. 2 The test dummy posture in vehicle and the acceleration sensor arrangement on the joist

實驗所用假人模型為Hybrid Ⅲ型50th 分位男性假人，該假人模型在正面碰撞測試中被廣泛使用，而如今也越來越多出現在車輛底部爆炸和垂向沖擊臺實驗中對人體損傷的研究中。如梁銳等[8]利用該型假人研究著陸沖擊下人體頭、頸部損傷的成因。因此，該型假人可適用于著陸沖擊下的實驗研究。由于針對符合中國人特性的中國假人研究起步較晚，中國假人模型設計在強度、精密度等方面考慮的較少，且未完成標準化、系列化，限制了其在高載荷實驗等極端工況下的應用，目前尚未形成一套以中國人體為基礎的損傷判斷標準體系，因此出于對人體損傷評判的考量，本文中選取Hybrid Ⅲ型仿真假人。因為本次實驗僅使用了該型假人，無法對乘員身高比例等體態參數進行有效的變量分析。所以文中僅是對乘員的體態姿勢做相關研究，而忽略了體型的影響。由于其身高與體重參數與我國軍人的差別，將其應用在我國軍車上仍會帶來諸多問題，因此本文研究我軍乘員姿態損傷僅是一般性結論本文研究成果的應用還須結合體型差異來具體分析，旨在為之后的研究提供一定的指導意義。

實驗中采用DH5902 堅固型抗沖擊數據采集儀采集假人數據，采樣頻率為500 kHz，假人數據使用數據處理軟件DIAdem 采用CFC600 濾波方式處理。實驗前激活假人多個部位傳感器，確認傳感器精度和靈敏度符合要求。在座椅下安裝點和車內中部地板分別布置加速度傳感器，采用DEWE-43 數據采集儀對數據進行處理和存儲，頻響范圍設為2 Hz～20 kHz。采用CFC60 濾波方式對加速度時間歷程曲線進行濾波。

1.2 實驗結果分析

實驗測得的座椅安裝點在著陸瞬間200 ms內的加速度時間歷程曲線經濾波處理后如圖3所示。由圖3 可見，真實的載人空投著陸時車內經歷著復雜而劇烈的運動，其中最強烈的沖擊出現在133～147 ms，加速度由-9.7g增長至峰值22.4g。

圖4 為實驗中車內高速攝像記錄的假人運動狀態，假人在經歷了上下劇烈運動后，小腿偏向右側，而上身向左偏斜。可見，在軸向沖擊下由于小腿的上揚等無序運動加劇了盆骨的下沉和橫向運動，并帶動假人上身的后仰和前傾，使假人整體側傾。這樣橫向的大幅運動容易導致假人與車體結構發生碰撞，從而導致更嚴重的二次損傷。因此，本文中提出在空投著陸沖擊下約束乘員下肢的防護措施。

圖 3 座椅安裝點Z 向加速度時間歷程Fig. 3 Change of acceleration along Z direction with time at the mounting point on the seat

圖 4 假人的運動狀態Fig. 4 Motion statuses of the dummy

1.3 乘員損傷評價

乘員傷害響應是評估安全性最直接的指標，相比AEP-55[9]等防護標準，載人空降不僅只是保證乘員存活，更要以保證乘員作戰能力為前提，確保活動能力不能降低。這與美國國家航空航天局（NASA）針對確保航天員著陸后良好的行動力而提出的ORIS[10]損傷標準十分契合。由于載人空降研究尚處于起步階段，并未形成此類工況的人體損傷模式完整的評價標準，因此需要綜合統計分析類似沖擊工況的損傷指標，尋找一套適合載人空降的乘員評價體系，為后續研究工作提供指導。

由于人體的生物學特性差異等導致人體對沖擊的耐受性存在的廣泛差異性，使得評價體系更為復雜。同時借鑒統計分析航空飛船著陸沖擊下人員損傷評估的研究和醫學評價[8-13]，歸納出頭部的各向耐受極限值，NASA 相關研究得出，保證宇航員損傷在安全區的動態響應指數（dynamic response index，DRI）限值為13.4[14]。由王心怡等[15]的研究得知，腰椎的純壓載荷容限和彎矩容限分別為8 kN 和400 N·m，各傷害標準和限值見表1。其中，兼顧軸向力和力矩的頸部損傷指標Nij選取考慮頸部壓縮-彎曲(neck compression-bending, NCF)的計算方式計算Nij值，梁銳等[8]在研究著陸沖擊對人體頸部損傷成因時給出了此工況下具體的頸部損傷限值，對本文是很好的參考。由于本文實驗工況并非最惡劣工況，同時缺少相關評價標準，考慮Z向和X向的耐受性不同，本文利用γ 因子[5]來衡量頭部沖擊對乘員整體的影響：

表 1 不同部位傷害標準和限值Table 1 Injury standards and threshold values for different parts

2 局部模型建立與研究

2.1 乘員約束系統局部模型建立

以本次實驗車輛為研究對象，使用Altair Hypermesh 軟件建立整車-座椅-乘員系統有限元模型。為了方便后續對乘員響應的研究與分析，節省計算時間，本文中提取出在整車模擬中的乘員約束系統局部模型。俞彤等[7]驗證了在垂直沖擊下等效模型的可行性，得到的假人損傷數據與整車模擬的輸出有較好的一致性。

如圖5 所示，該模型包含防雷座椅模型、Hybrid III 型50%分位男性假人模型、安全帶及座椅底部安裝塊模型。在Primer 軟件中根據乘員在實驗中的位置，設置假人模型H 點，并調整各關節角度來模擬實驗中乘員姿態。將假人對坐墊結構進行預壓處理，消除坐墊與假人的互相干涉。建立四點式安全帶模型，用2D 殼單元網格和1D seatbelt 單元來模擬安全帶織帶。采用關鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE 建立假人和座椅、假人和安全帶的接觸，避免結構間發生無阻尼穿透。假人各關鍵部位建立加速度傳感器與BEAM 單元以記錄加速度和各向力與力矩數據。整個模型網格單元尺寸為10 mm，部分較小的連接部件單元尺寸為5 mm。

座椅骨架結構安裝梁采用以鋁合金A3003H14 為模擬材料的2D 殼單元建模，安裝梁和導軌滑塊則采用Q235 剛性材料。座椅坐墊和靠墊均使用六面體網格建模，材料采用低密度泡沫材料，利用關鍵字*MAT_LOW_DENSITY_FOAM 材料本構來模擬，通過沙漏公式控制泡沫材料的過大變形。坐墊靠墊所用泡沫材料和安全帶材料實測工程應力應變曲線如圖6 所示，通過將其輸入為該材料加載曲線來模擬坐墊和靠墊工作時的性能。

依據實驗座椅材料參數在Hypermesh 軟件中賦予各零部件材料屬性，如表2 所示。因為本文僅研究乘員姿態對人體損傷的影響，因此對座椅各材料參數對乘員防護的優化分析設計將作為之后的課題研究。

圖 5 乘員約束系統有限元模型Fig. 5 A finite element model of the crew restraint system

圖 6 坐墊靠墊和安全帶材料應力應變曲線Fig. 6 Stress-strain curves of cushion and seat belt materials

2.2 模型邊界條件設定

本文主要探究著陸沖擊下Z向乘員響應，由于實驗所用座椅為吊裝式防雷座椅，因此將實驗所測得的座椅上安裝點Z向加速度作為模型輸入條件。相關研究提出，車輛著地時所受沖擊最大，持續時間為200～300 ms[6]，因此截取車輛著陸瞬間200 ms 內加速度響應曲線，圖3 為經過濾波處理的加速度輸入。同時約束安裝點X向和Y向的平動與轉動。為了真實模擬空投著陸，對座椅-假人系統施加重力加速度場，重力加速度取9.8 m/s2。

2.3 實驗與模擬對比

表3 給出了實驗與模擬結果中假人各項數據的對比，各物理量符號說明參考表1，各部位響應曲線對比如圖7 所示。從圖7 可以看出，實驗數據相比模擬數據都出現峰值延后現象，這是由于座椅相關參數精度和模型誤差，使仿真曲線存在一定的額外波動，但曲線整體時間歷程近似。對比各項數據的峰值誤差，模型響應誤差均在20%以內，滿足工程設計誤差的允許范圍。因此，該局部模型滿足作為研究空投環境下乘員姿態影響的等效模型的精度要求。

表 3 實驗與模擬數據對比Table 3 Comparison of experimental and simulated data

3 乘員姿態研究

3.1 研究方案設計

參考著陸沖擊下航空航天座椅的設計方法，考慮乘員以不同仰臥姿態在車輛著陸沖擊下的響應，將沖擊方向與人體縱軸的夾角α 作為目標設計參數。上文提出腿部運動對乘員的安全性有重要影響，因此本文中引入第2 個設計變量，即大小腿間的夾角β，并在模擬中用安全帶對小腿施加與座椅的運動約束，如圖8 所示。模擬中確保頸部與軀干仰角、大腿與軀干夾角等體態參數保持不變。

圖 7 實驗與模擬假人損傷對比Fig. 7 Comparison of experimental and simulated dummy damage

參考劉炳坤等[5]在不同體位著陸沖擊時人體的動態響應研究中對沖擊方向的選取，本文中將乘員上身仰臥角度α 取值范圍選定在0°～70°之間，同時出于對人體舒適度的考量，選定大小腿間的夾角β 范圍為60°～150°，如表4 所示。

3.2 小腿約束影響分析

在初始模型的基礎上對假人小腿施加與座椅的約束，探究僅限制小腿運動對乘員響應的影響。模擬結果如表5 和圖9 所示。可以看出，小腿施加約束，能明顯降低各部位的損傷值，并延遲各響應峰值的出現，對乘員整體起到較好的防護效果。其中，頭部Z向加速度峰值降低了18.2%；頸部軸向力減小了43.6 N，同比降低了5.7%，頸部Y向力矩減小了7.2%；腰椎軸向力減小604 N，腰椎Y向力矩減小34.2 N·m，防護效率分別達到13.3%和21.8%；盆骨加速度減小了7.5g，動態響應指數Id降低了2.6%。標準化損傷權重指數Iw降低了23.2%

圖 8 乘員約束系統設計Fig. 8 Passenger restraint system design

表 4 設計變量選取Table 4 Selection of design variables

表 5 小腿有、無約束模擬數據對比Table 5 Comparison of simulation data between the calf with and without restraint

對比發現：空投著陸沖擊下，乘員小腿的運動加劇了乘員整體損傷，對小腿進行約束能起到降低乘員損傷的作用。

3.3 單因素影響分析

3.3.1 仰臥角度的影響

在初始模型的基礎上約束了小腿的運動，每隔10°選取一個仰臥角度α，共8 組模型，模擬結果如表6所示，圖10 列出了假人幾個關鍵部位在仰臥角度為0°、20°、40°和60°時的響應曲線。從數據可以看出，仰臥角度α 越大，頭部Z向加速度峰值越小，X向加速度有先增后減的趨勢，頭部γ 因子則在仰臥角度為50°和70°時出現最小值；頸部損傷標準Nij和動態響應指數Id整體和仰臥角度α 呈負相關且變化顯著；腰椎軸向力隨著仰臥角度的增大而減小，但腰椎Y向力矩則線性增大。因此考慮標準化損傷權重可以看出，隨著α 的增大，Iw整體呈減小的趨勢，并在仰臥角度為50°時達到最小值。

綜上所述，增大仰臥角度能夠降低乘員的整體損傷，并對頸部和盆骨的動態響應有顯著影響，同時得出最佳仰臥角度約為50°。

3.3.2 大小腿夾角β 的影響

本組為60°、90°、120°、150°共4 種大小腿夾角的空投沖擊工況模擬，結果如表7 和圖11 所示。

由圖11(a)可以看出，β=60°時不僅頭部Z向加速度峰值降低，而且沖擊的波動減弱更明顯，說明此狀態下頭部的整體響應更穩定。由圖11(b)可以看出，在95 ms 左右加速度峰值出現的時刻，β=60°的乘員姿態很好地降低了乘員的腰椎軸向力，同時腰椎軸向力峰值出現時間更晚，軸向力的上升斜率更小，腰椎損傷風險更小。但圖11(c)表明，在β 為90°和120°時腰椎力矩更高。可見，腰椎Y向力矩的影響因素更復雜。由圖11(d)和表中Id可以看出，β＞90°時盆骨承受更高的加速度沖擊，而β=60°時加速度峰值最小，動態響應最穩定。Iw的數據則表明，β=60°時乘員綜合損傷最小。

圖 9 小腿約束對乘員響應的影響Fig. 9 Effect of calf restraint on passenger response

綜合對比各項數據發現，β=60°時乘員損傷最小，同時β＜90°的姿勢更起到節省車內空間的作用。

3.4 乘員姿態參數優化計算及分析

3.4.1 實驗實驗設計與代理模型建立

為研究α 和β 兩個體位影響因素交叉作用時的影響，對8 個α 值和4 個β 值采用正交實驗設計方法，共進行32 次模擬計算。在32 組數據的基礎上，采用Kringing[16]代理模型構建數學代理模型，進行參數優化工作。Kringing 代理模型是一種估計方差最小的無偏估計模型。利用有限元軟件將每組采樣點計算得出響應值，采用Kringing 法構造代理模型后，一般采用決定系數R2來評估代理模型的擬合精度，R2值越接近于1，代理模型精度越高。

表 6 不同仰臥角度的仿真數據對比Table 6 Comparison of simulation data of different supine angles

圖 10 不同仰臥角度對成員身體幾個關鍵部位動態響應的影響Fig. 10 Effects of different supine angles on dynamic responses of several key parts of a passenger’s body

表 7 不同大小腿夾角的空投沖擊工況模擬數據對比Table 7 Comparison of simulation data among airdrop impact conditions with different angles between the calf and the thigh

圖 11 大小腿的不同夾角對成員身體幾個關鍵部位動態響應的影響Fig. 11 Effects of different angles between the calf and the thigh on dynamic responses of several key parts of a passenger’s body

以根據損傷比例得到的權重損傷指標Iw為優化目標，以各部位損傷耐受值和相應指數指標為約束條件，將該優化方法總結為一個最小化問題的數學模型：

3.4.2 NSGA-Ⅱ遺傳算法

遺傳算法是解決搜索問題的一種通用算法，對于各種通用問題都可以使用。帶精英策略的非支配排序遺傳算法（elitist non-dominated sorting genetic algorithm, NSGA-Ⅱ）在NSGA 算法上進行了3 個方面的改進：提出快速非支配的排序算法，降低了計算非支配序的復雜度；引入了精英策略，擴大了采樣空間，并使種群中優秀個體得以保存；引入擁擠度和擁擠度比較算子，將擁擠度作為種群個體中的比較準則，保證了種群的多樣性。由于NSGA-Ⅱ遺傳算法具有采樣空間大、復雜性低和解集收斂性好等優點，同時對單目標優化問題也具有很高的精度，適用于本文參數區間大、維度低的單目標優化方案，因此選取NSGA-Ⅱ遺傳算法作為本文的優化算法。

3.4.3 基于NSGA-Ⅱ算法的單目標優化

運用modeFRONTIER 優化軟件中相應模塊進行優化計算，選擇單目標優化中遺傳優化算法NSGA-Ⅱ進行尋優，遺傳代數設為50 代，每代精英數量占樣本空間的10%，遺傳變異率為0.01。共進行44 800 次計算。圖12 顯示了第50 代最后400 次的數據，解集逐漸收斂至最優解值，即α=50.9°，β=65.1°，此時得到的最小Iw值為0.326 5。統計Iw值小于0.327 的解，如圖13 所示，得到解集范圍出現在α 為47°～56°、β 為62°～68°之間。

圖 12 第50 代優化解集Fig. 12 The 50th generation optimization solution set

圖 13 加權損傷準則優化解集Fig. 13 Optimized solution set based on weighted injury criteria

3.4.4 優化結果驗證

將所得最優解的α 和β 值輸入模型中進行求解計算，并與優化結果對比，對比結果如表8 所示。可見，除腰椎力矩和Id差值較大外，其余各項數據與代理模型相對誤差均在5%以內，Iw值誤差在1%以內，因此可以認為優化結果具有較高的準確性。

表 8 優化結果和仿真結果的對比Table 8 Comparison of optimization results and simulation results

將模擬結果與初始結果進行對比，如表9 所示：頭部Z向加速度由18.8g降至10.4g，同比降低了44%，頸部損傷指標同比降低了81%，腰椎軸向力降低了62%，Id同比減少了72%，腰椎Y向力矩則由157 N·m增大至229 N·m，同比上升了46%，加權傷害比重Iw由0.536 降低至0.328。綜合來看，仰臥角為50.9°和大小腿夾角為65.1°的姿態在空投著陸沖擊下能有效地降低乘員整體損傷。

表 9 優化后方案與原始方案的對比Table 9 Comparison between the optimized solution and the original solution

4 結 論

通過某軍車無防護載人空投實驗，提取了空投環境下真實的?沖擊響應，并通過模擬計算和優化分析針對乘員姿態研究了其對乘員防護的影響，得到以下結論：

（1）利用座椅安裝點的加速度曲線作為輸入能有效地模擬空投著陸沖擊下座椅假人的響應。

（2）空投沖擊下乘員的腿部運動會加劇乘員整體損傷，因而對腿部的約束能夠起到顯著的乘員防護效果。

（3）以本文提出的標準化權重傷害評價指標為優化目標，得出當乘員以50.9°的仰臥角和65.1°的大小腿夾角的姿態應對正Z向的著陸沖擊時，能最有效降低乘員整體損傷。考量工程誤差和模擬精度，提出最佳乘員姿態為仰臥角47°～56°、大小腿夾角62°～68°。

（4）大小腿夾角收縮至90°以內不僅能有效降低乘員損傷，也能起到節約車內乘員空間的效果。