漂浮型航空座椅垫压缩力学性能分析与设计

杨欢; 张宇; 惠旭龙; 白春玉; 刘小川

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506766

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (23) :10141-10150 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506766

航空、航天

漂浮型航空座椅垫压缩力学性能分析与设计

杨欢 ¹^,²^,³^,⁴ ,
张宇 ¹^,²^,³^,⁴ ,
惠旭龙 ¹^,²^,³^,⁴ ,
白春玉 ¹^,²^,³^,⁴ ,
刘小川 ¹^,²^,³^,⁴^,^*

作者信息 +

Analysis and Design of Compressive Mechanical Properties of Flotation Aviation Seat Cushion

YANG Huan ¹^,²^,³^,⁴ ,
ZHANG Yu ¹^,²^,³^,⁴ ,
XI Xu-long ¹^,²^,³^,⁴ ,
BAI Chun-yu ¹^,²^,³^,⁴ ,
LIU Xiao-chuan ¹^,²^,³^,⁴^,^*

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摘要

航空座椅垫压缩力学特性对乘员冲击安全评估至关重要,为加快座椅垫动力学设计并降低研发成本,针对四种典型座椅垫,开展了不同应变率下的压缩力学性能实验,建立了基于单独的非漂浮材料和漂浮材料的压缩力学特性推算漂浮型座椅垫变形量和能量的力学模型,并结合准静态/动态实验结果评估模型的准确性和适用性,进一步提出了漂浮型航空座椅垫动力学设计方法。结果表明:在准静态和动态条件下,所建立的力学模型均能够较好地得到不同占比漂浮型座椅垫的压缩力学特性;力学模型计算精度与漂浮材料占比和率敏感性相关,受非漂浮材料极限压缩载荷影响较小。可见,所提出的动力学设计方法能够快速优化非漂浮材料、漂浮材料、应变率、漂浮材料占比、座椅垫厚度等参数,精简漂浮型航空座椅垫设计流程。

Abstract

The compression mechanical properties of aviation seat cushion is crucial for passenger impact safety assessment. In order to accelerate the dynamic design of seat cushion and reduce research and development cost, compression mechanical performance experiments were conducted at different strain rates for four types of typical seat cushions. A mechanical model was established to calculate the deformation and energy of flotation seat cushion based on the compression mechanical properties of individual non-flotation material and flotation material, and the accuracy and applicability of the model were evaluated based on quasi-static/dynamic experimental results. Moreover, a dynamic design method for flotation aviation seat cushion was further proposed. The results indicate that under quasi-static and dynamic conditions, the established mechanical model can effectively obtain the compressive mechanical characteristics of flotation seat cushion with different proportions; the calculation accuracy of mechanical model is related to the proportion of flotation material and sensitivity, and is less affected by the ultimate compressive load of non-flotation material. The proposed dynamic design method can quickly optimize parameters such as non-flotation material, flotation material, strain rate, proportion of flotation material, and seat cushion thickness, and simplify the design process of flotation aviation seat cushion.

Graphical abstract

关键词

航空座椅垫 / 漂浮 / 压缩力学特性 / 力学模型 / 动力学设计

Key words

aviation seat cushion / flotation / compressive mechanical properties / mechanical model / dynamic design

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杨欢, 张宇, 惠旭龙, 白春玉, 刘小川. 漂浮型航空座椅垫压缩力学性能分析与设计[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(23): 10141-10150 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506766

YANG Huan, ZHANG Yu, XI Xu-long, BAI Chun-yu, LIU Xiao-chuan. Analysis and Design of Compressive Mechanical Properties of Flotation Aviation Seat Cushion[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(23): 10141-10150 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506766

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航空座椅垫通常由聚氨酯等泡沫材料发泡制成,其内部布满各类胞体与孔隙,属于不均匀体,具有典型的非线性力学特征。根据《中国民用航空规章第25部运输类飞机适航标准》^[1],航空座椅垫需满足《中国民用航空技术标准规定单独漂浮装置》^[2]CTSO-C72c的要求,以保障机上每位人员的水上应急逃生安全。依据是否具备水面漂浮功能,航空座椅垫可分为非漂浮型和漂浮型两种类型^[3-4],其中漂浮型座椅垫分为两层,上层为非漂浮材料,下层为漂浮材料,且漂浮材料的密度更小。

作为广泛应用于航空^[5-6]、航天^[7]、汽车^[8-9]、兵器^[10]等工程领域的低成本高回弹材料,座椅垫材料压缩力学行为具有典型的率敏感性^[11-13]。不同于振动控制^[14-15],座椅垫压缩力学特性的准确分析对结构冲击动力学优化设计、人员冲击安全评估具有非常重要的意义^[16-17]。尤其在飞机应急着陆、汽车碰撞等动态冲击过程中,座椅垫的动态压缩力学性能直接影响乘员腰椎载荷^[18],关联乘员生命安全。

目前,多数研究通过座椅系统分析^[19]或实验方式,探索座椅垫压缩力学特性与乘员安全间的联系。部分国内外专家学者和产品供应商以座椅垫材料为研究对象^[20-23],根据材料类型,通过正交实验设计等原则,规划材料实验矩阵,试图通过材料级实验结果指导结构级优化设计,以期降低乘员各部位所受冲击载荷,保障乘员动态安全,并节省座椅系统动态冲击等结构级实验的人力、时间、经费成本。

以漂浮型座椅垫^[24-25]为例,X种非漂浮材料和Y种漂浮材料,在不考虑厚度和漂浮材料占比情况下便可组合出XY种漂浮型座椅垫,材料实验矩阵庞大,研究效率低。尽管部分工程人员采用工程经验压缩实验矩阵,但研究结果具有某种随机性,难以支撑工程快速研制需求。

陈贤海等^[26]开发了一种可漂浮高吸能航空座椅垫。杨欢等^[27]同样通过开展大量实验的方式,分析了漂浮型座椅垫材料种类、漂浮材料占比、应变率、能量间的相关性。针对单独的非漂浮型航空座椅垫,FAA(Federal Aviation Administration)^[28]提出了一种面向CCAR 25.562(c)(2)要求(向下14g动态实验,g为重力加速度)的座椅垫替换方法,通过实验所得替换座椅垫和原座椅垫的压缩力-变形曲线与参考曲线的比较,分析替换座椅垫的规章符合性,这在一定程度上能够获得与原装座椅垫相当或改进的安全水平。然而,FAA^[29]发现座椅垫种类、厚度等因素与载荷间的关系十分复杂,目前尚未建立较为准确的漂浮型航空座椅垫替换方式^[28],仍需开展进一步研究。

将依托材料实验机,开展不同应变率下的座椅垫材料压缩实验,结合漂浮型座椅垫压缩机理与材料准静态/动态压缩力学实验结果,分析并评估漂浮型座椅垫与单独材料间的力学关系,同时建立漂浮型座椅垫动力学设计方法,优化材料类型、应变率、材料占比、座椅垫厚度等参数,缩减实验样本,加快漂浮型座椅垫动力学设计流程,为工程设计提供指导。

1 座椅垫材料压缩力学实验方法

航空座椅垫实验件分为NF、P1/4、P1/2、F 4种类型,其漂浮材料厚度占比依次为0、1/4、1/2、1。这4类实验件均采用同一种非漂浮材料(密度约为69 kg/m³)和同一种漂浮材料(密度约32 kg/m³)。

实验平台为Instron VHS 160/100 20型高速液压伺服实验机,最大加载速度20 m/s。该实验机分为控制系统、机架结构、液压系统、水冷系统4部分,通过液压作动缸与气体蓄能组合提供加载能量,实现恒速加载。

参照SAE ARP5765^[30]和ASTM D3574^[31]标准,采用直径为200 mm、厚度为100 mm的圆柱体实验件,开展2 mm/s、2 m/s速度(对应应变率为0.02 /s、20 /s)下座椅垫材料的单轴压缩实验,压缩量为实验件原始厚度的90%。

压缩载荷和位移均由实验机自带的载荷传感器和位移传感器测量,并根据工程方法计算工程应力和工程应变,进一步通过积分求解变形做功能量。为确保实验合理性和实验结果可靠性,同一工况进行3次重复性实验,并取平均值作为最终实验结果。

实验时,实验件放置于带孔平板上,位于带孔压头正下方,且压头尺寸完全覆盖实验件的变形范围,以利于压缩过程中材料内部空气的逃逸,从而确保座椅垫材料压缩力学特性测试的准确性。如图1所示为座椅垫材料压缩实验的示意图。

2 漂浮型座椅垫压缩力学模型构建

依据漂浮型座椅垫的材料构成特性,建立其简化压缩力学模型,如图2所示。

假设漂浮材料占比为p(0≤p≤1),则非漂浮材料和漂浮材料的厚度可分别表示为

(1)$l_{1}=(1-p) l$

(2)$l_{2}=p l$

在漂浮型座椅垫承受压缩载荷时,其压缩载荷和变形量存在如式(3)所示的函数关系,通常表示为载荷-位移曲线或载荷-工程应变曲线。

(3)$F=g(x)=f\left(\frac{x}{l}\right)$

式(3)中:g(x)为载荷和位移间的函数关系;$\frac{x}{l}$为工程应变;f$\left(\frac{x}{l}\right)$为载荷和工程应变间的函数关系;x为压缩过程中沿厚度方向的整体变形量。

通常在漂浮型座椅垫中,非漂浮材料较为柔软,漂浮材料偏硬。将漂浮型座椅垫压缩变形分解为两个过程:一是非漂浮材料的压缩变形,二是漂浮材料的压缩变形。则漂浮型座椅垫变形量可表示为非漂浮材料变形量和漂浮材料变形量的总和,表达式为

(4)$x=x_{1}+x_{2}$

式(4)中:x₁、x₂分别为非漂浮材料、漂浮材料的变形量。

结合式(3),非漂浮材料和漂浮材料都具有载荷-位移和载荷-工程应变的函数关系。表达式分别为

(5)$F_{1}=g_{1}(x)=f_{1}\left(\frac{x_{1}}{l_{1}}\right)$

(6)$F_{2}=g_{2}(x)=f_{2}\left(\frac{x_{2}}{l_{2}}\right)$

在准静态压缩时,材料界面分层处存在式(7)所示的力平衡关系。将式(3)、式(5)、式(6)及式(1)、式(2)代入式(7),得到函数关系式

(7)$F=F_{1}=F_{2}$

(8)$f\left(\frac{x}{l}\right)=f_{1}\left[\frac{x_{1}}{(1-p) l}\right]=f_{2}\left(\frac{x_{2}}{p l}\right)$

可以看出,同一载荷下,非漂浮材料的变形量和漂浮材料的变形量存在某种重要的制约关系。

依据能量和做功关系,将压缩过程中漂浮型座椅垫所吸收的能量E表示为非漂浮材料和漂浮材料变形做功的总和W,如式(9)所示。结合式(3)、式(8),式(9)可变换为式(10)。

(9)$E=W=\int F \mathrm{~d} x=\int F_{1} \mathrm{~d} x_{1}+\int F_{2} \mathrm{~d} x_{2}$

(10)$\int f\left(\frac{x}{l}\right) \mathrm{d} x=\int f_{1}\left[\frac{x_{1}}{(1-p) l}\right] \mathrm{d} x_{1}+\int f_{2}\left(\frac{x_{2}}{p l}\right) \mathrm{d} x_{2}$

由上述分析可知,若非漂浮材料与漂浮材料存在式(7)所示的力平衡关系,并且已知漂浮材料占比p、座椅垫厚度l,以及非漂浮材料与漂浮材料的载荷和变形量间的函数关系(如载荷-工程应变曲线),则根据式(4),可通过非漂浮材料与漂浮材料的变形,在任一载荷下,计算出漂浮型座椅垫的变形量,从而得到漂浮型座椅垫的载荷和变形量间的函数关系。同时根据式(10),可通过非漂浮材料与漂浮材料的变形做功积分,在任一变形下,计算漂浮型座椅垫所吸收的能量,从而得到漂浮型座椅垫能量和变形量间的函数关系。

当上述漂浮型座椅垫力学模型成立时,在漂浮型座椅垫设计中,可自由选择漂浮材料占比以及非漂浮材料和漂浮材料类型,不必对每种根据正交实验设计等原则详细规划的漂浮型座椅垫开展实验研究。大幅减少实验样本,快速降低研究成本,有力提高研发效率,尤其能够有效利用前期历史积累的材料数据,加快研发进度。

3 准静态压缩实验结果与模型验证

通过材料准静态压缩力学实验结果,分析漂浮型座椅垫力学模型的准确度和适用性。

3.1 座椅垫材料准静态压缩力学性能

如图3所示为0.02 s^-1应变率下4种材料的载荷-工程应变曲线,并根据式(9)积分得到图4所示的4种材料的单位体积应变能-工程应变曲线。可看出,漂浮型座椅垫的载荷-工程应变曲线和单位体积应变能-工程应变曲线均分别被单独非漂浮材料和单独漂浮材料相应曲线包络。

同一应变下,非漂浮材料载荷最小,漂浮型座椅垫次之,漂浮材料最大,单位体积应变能规律类似。这表明漂浮材料的刚度显著大于非漂浮材料,受材料构成影响,漂浮型座椅垫刚度介于非漂浮材料和漂浮材料之间。同时在压缩载荷作用下,漂浮型座椅垫中的非漂浮材料首先压缩变形,在非漂浮材料受压后刚度接近于漂浮材料时,两者基本作为一个整体协同变形。

3.2 材料准静态力学参数模型与实验对比

根据漂浮型座椅垫的载荷-工程应变曲线,选取不同的载荷作为比较值(以下简称“设定载荷”)。当载荷为某一确定值时,漂浮型座椅垫应满足两个条件,一是单独材料变形量的总和等于漂浮型座椅垫的变形量[式(4)],二是单独材料做功的总和等于漂浮型座椅垫的做功[式(10)]。

由图3和图4可知,在漂浮型座椅垫的压缩载荷达到单独非漂浮材料的极限压缩载荷(本文中定义为工程应变0.9时的载荷)后,随着材料变形增大,漂浮型座椅垫的压缩载荷将持续增加。因此,通过实验结果验证力学模型的情形可分为两种:一是设定载荷≤非漂浮材料极限压缩载荷;二是设定载荷>非漂浮材料极限压缩载荷。

3.2.1 设定载荷≤非漂浮材料极限压缩载荷

如表1所示,依据图3非漂浮材料约10.67 kN的极限压缩载荷,取设定载荷5、10 kN(均小于10.67 kN),并提取同一载荷下的工程应变,以及该工程应变对应的单位体积的应变能。同时根据式(4)和式(10),分别计算P1/4、P1/2,及NF、F材料的变形量(表格中的“位移”)和能量,并分别比较位移、能量相对误差。

此处位移相对误差为单独材料位移之和(计算值)与漂浮型座椅垫位移(实验值)的比较,能量相对误差类似。可看出,在设定载荷≤非漂浮材料极限压缩载荷情形下,P1/4、P1/2材料的位移相对误差均不超过1%,能量相对误差分别在10%、5%以内。漂浮材料占比越大,能量计算值和实验值的相对误差越小。

3.2.2 设定载荷>非漂浮材料极限压缩载荷

根据力学模型,在设定载荷大于非漂浮材料极限压缩载荷时,无法在非漂浮材料的载荷-工程应变曲线中选取到期望的载荷值。

为评估力学模型的应用效果,直接取非漂浮材料极限压缩载荷作为对应的载荷值,相应地工程应变取0.9。因为极限压缩载荷后,工程应变的微小变化会使得压缩载荷急速增长,这意味着即便能够根据同一载荷条件选取到非漂浮材料的压缩载荷,此时该材料的工程应变也接近于0.9。

根据式(4)和式(10)计算得到准静态条件下P1/4、P1/2材料的位移和能量,对比结果如表2所示。其中P1/4、P1/2材料的设定载荷分别取15 kN和20 kN、20 kN和30 kN(均大于10.67 kN)。可看出,不同载荷下两种材料的位移相对误差、能量相对误差均分别在2%、10%以内。并且随着载荷增大,该误差值出现一定增长。同一载荷下,漂浮材料占比越大,位移相对误差和能量相对误差越小。

除此之外,另一种计算方法是根据式(4)推算漂浮材料的工程应变,该数值同样接近于根据同一载荷条件选取到的漂浮材料的工程应变。理论上在工程应变实验值与计算值非常接近时,对应能量的相对误差也不会很大。并且由图3可知,在设定载荷大于非漂浮材料极限压缩载荷时,漂浮型座椅垫的工程应变已较为接近0.9,由此根据该方法得到的能量的相对误差是在一定范围内的。尤其漂浮材料占比越大,材料刚度越强,这种计算方法的精度越高。当漂浮材料占比为1/2时,位移相对误差、能量相对误差均可控制在5%以内。

总体上,由上述分析可知,准静态压缩条件下,任意漂浮材料占比的漂浮型座椅垫的变形量和能量均可通过单独的非漂浮材料和漂浮材料的压缩力学性能计算获得,能量相对误差不超过10%,位移相对误差不超过2%。非漂浮材料的极限压缩载荷对计算结果有一定影响,但影响相对较小。

4 动态压缩实验结果与模型分析

动态压缩下,力平衡关系涉及惯性效应,式(7)不再成立。通过材料动态压缩力学实验结果,评估惯性效应对漂浮型座椅垫力学模型的影响程度。

4.1 座椅垫材料动态压缩力学性能

20 s^-1应变率下4种材料的载荷-工程应变曲线和单位体积应变能-工程应变曲线,分别如图5和图6所示。从图3~图6可以看出,相较于准静态压缩,动态载荷下工程应变相同时4种材料的载荷和单位体积应变能均有一定程度增长,这和材料的率敏感性有关。但漂浮型座椅垫的载荷-工程应变曲线和单位体积应变能-工程应变曲线依然分别包络在单独非漂浮材料和漂浮材料相应曲线当中。

4.2 材料动态力学参数模型与实验对比

类似于准静态条件下的力学参数对比,动态条件下的结果对比同样分为两种情形。

4.2.1 设定载荷≤非漂浮材料极限压缩载荷

结合非漂浮材料极限压缩载荷(图5),约21.29 kN,设定载荷取10 kN和20 kN(均小于21.29 kN)。由式(4)和式(10),动态加载下P1/4、P1/2,及NF、F材料的位移、能量对比结果如表3所示。可看出,两种载荷下两种漂浮型座椅垫的位移相对误差均不超过1%,能量相对误差均不超过10%。且较P1/4,同一载荷下漂浮型座椅垫P1/2的位移相对误差和能量相对误差相对更小。

4.2.2 设定载荷>非漂浮材料极限压缩载荷

参照准静态下设定载荷大于非漂浮材料极限压缩载荷的计算方法,计算P1/4、P1/2两种情形的工程应变、变形量、能量及其相对误差,结果如表4所示,其中设定载荷分别取为25 kN和30 kN(均大于21.29 kN)。可看出,两种载荷下两种漂浮型座椅垫的位移相对误差和能量相对误差均分别不超过1%和10%。

以上可知,在动态压缩条件下,变形量和能量的计算效果都非常好,位移相对误差小于1%,能量相对误差小于10%。这表明动态加载下材料惯性作用影响较小,这是因为座椅垫材料密度较小,质量较轻,且实验件整体压缩速度基本为匀速状态。同时动态加载下,力学模型的计算精度受到材料率敏感性和漂浮材料占比的影响。

5 基于模型的漂浮型航空座椅垫动力学设计

基于前述提出的经验证的漂浮型座椅垫压缩力学模型,进一步明确漂浮型航空座椅垫的动力学设计流程。

5.1 漂浮型座椅垫设计要求与思路

适航规章明确规定漂浮型座椅垫必须符合适坠性等安全性能。针对座椅垫与座椅骨架、安全带等集成的座椅系统,CCAR第25部^[1]指出其必须在应急着陆时保护乘员,在水平16g(g为重力加速度)和垂直14g应急着陆条件下成功完成动力实验,满足骨盆和腰部脊柱之间最大压缩载荷不得超过6 672 N等限制条件。

漂浮型航空座椅垫是飞机应急着陆时座椅系统主要的吸能结构,其通过可控变形吸收能量,减小作用在乘客脊柱上的峰值加速度,这使得漂浮型座椅垫在动态冲击下的压缩载荷-变形量关系至关重要。所以,漂浮型航空座椅垫动力学设计主要关注座椅垫在受力时的载荷和能量响应,重点关注动态条件下的冲击能量吸收,同时应兼顾准静态条件下的乘员舒适性问题。

因此,一种理想方式是座椅垫在初始刚度较低时保证舒适,在一定压缩后刚度平稳增加,最后在接近全压缩时刚度急剧上升,有效吸收能量并防止完全压垮。

5.2 漂浮型座椅垫动力学设计流程

结合经验证的漂浮型座椅垫压缩力学模型,建立漂浮型航空座椅垫的动力学设计流程,主要分为4个环节。

(1)根据航空公司、飞机设计方、适航规章等要求,确定座椅垫重量、厚度、承载、漂浮能力等具体指标。

(2)结合历史积累的材料实验数据,并根据设计需求,补充一定候选非漂浮材料和漂浮材料的压缩力学性能实验。利用准静态/动态条件下材料的载荷-变形量关系,通过积分计算变形做功,得到不同应变率下单独材料的能量-变形量关系。

(3)结合候选漂浮材料占比、座椅垫厚度,利用所建立的漂浮型座椅垫压缩力学模型,通过同一载荷下单独材料的变形量之和,以及同一变形量下单独材料的能量之和等设计方法,初步推导新型座椅垫的载荷-变形量关系和能量-变形量关系。

(4)结合座椅垫设计指标,判断计算得到的新型座椅垫的材料力学特性是否符合预期。若结果超出预期目标,则通过迭代计算方式,优化非漂浮材料、漂浮材料、应变率、漂浮材料占比、座椅垫厚度等参数,直至所设计座椅垫的力学特性符合要求。

上述过程可通过程序计算快速完成,漂浮型航空座椅垫的动力学设计流程如图7所示。

为更好地说明漂浮型航空座椅垫动力学设计方法,结合本文非漂浮材料和漂浮材料的压缩力学性能数据,进一步分析漂浮材料厚度占比1/3的新型座椅垫的承载能力和能量响应。

非漂浮材料和漂浮材料在准静态和动态条件下的极限压缩载荷分别为10.67 kN和42.12 kN、21.29 kN和45.47 kN,则由两者组成的新型座椅垫的极限压缩载荷应在两者之间。准静态和动态下,新型座椅垫的设计载荷分别以5 kN和20 kN、10 kN和30 kN为例。

针对单独材料,通过漂浮材料占比与座椅垫总厚度,得到单独材料的厚度,并乘以工程应变,计算对应材料的变形量。利用同一载荷下单独材料的变形量之和[式(4)],计算得到新型座椅垫的变形量,并除以座椅垫总厚度获得相应的工程应变。其中,在设计载荷超过非漂浮材料极限压缩载荷时,非漂浮材料工程应变取0.9。

针对单位体积应变能-工程应变数据,利用变形做功积分,得到单独材料在某一载荷下所吸收的能量。通过同一变形下单独材料的能量之和[式(10)],计算得到新型座椅垫所吸收的能量,并除以座椅垫总体积获得对应的单位体积的应变能。

最终利用所建立的计算力学模型,得到新型座椅垫的载荷、工程应变、位移、单位体积的应变能、能量的对应关系,如表5所示。较于P1/4、P1/2,新型座椅垫漂浮材料占比的改变,令座椅垫自身重量适中,承载特性和漂浮能力良好,综合性能更加均衡。

相较于传统样本密集的材料力学性能实验和成本高昂的座椅系统实验方法,本论文提出的基于模型的漂浮型航空座椅垫动力学设计方法,通过建立漂浮型座椅垫与单独材料之间的力学关系,协同优化非漂浮材料和漂浮材料类型、漂浮材料占比、座椅垫厚度,得到不同应变率下新型座椅垫的载荷和能量特性,快速匹配设计参数。其特点在于设计前期,需要一定的材料力学性能数据,基于该数据,通过理论计算能够实现低成本、更高效设计,为工程快速迭代设计提供指导。

6 结论

开展了不同应变率下不同座椅垫材料的压缩力学实验,构建了漂浮型座椅垫压缩力学模型,并结合实验结果评估了模型的准确性和适用性,同时结合该模型建立了漂浮型航空座椅垫动力学设计方法。主要得出以下结论。

(1)所建立的漂浮型座椅垫压缩力学模型能通过单独非漂浮材料和漂浮材料压缩力学性能推算不同占比漂浮型座椅垫的变形量和能量,准静态/动态下位移、能量的计算结果均与实验结果吻合很好,误差分别不超过2%、10%,验证了模型的准确性和适用性,可用于工程指导产品快速动力学设计。

(2)在漂浮型座椅垫压缩力学模型中,材料压缩力学特性计算基本不受非漂浮材料极限压缩载荷限制,模型计算精度受漂浮材料占比和率敏感性影响,准静态下漂浮材料占比越大,计算精度越高。

(3)所建立的漂浮型航空座椅垫动力学设计方法,能够有效利用历史数据,通过迭代计算优化非漂浮材料、漂浮材料、应变率、漂浮材料占比、座椅垫厚度等参数,简单快速地得到目标座椅垫构型和压缩力学性能,大幅缩减实验成本,保障应急着陆乘员生命安全。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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