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(xué) 科技創(chuàng)新研究院，天津 300300 2. 中國民航大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300300 3. 中國飛機(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

適墜性是民機(jī)在墜撞或應(yīng)急著陸過程中具有保護(hù)乘員安全的一種能力。通過改進(jìn)機(jī)身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等來提升民機(jī)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(shí)墜撞事故中，撞擊速度、撞擊角度等因素對民機(jī)適墜性及墜撞后乘員生存率有重要影響。

一般采用機(jī)身框段或整機(jī)的墜撞試驗(yàn)及仿真分析的手段，來評估和驗(yàn)證民機(jī)墜撞安全性水平。國內(nèi)外針對機(jī)身框段或整機(jī)開展了大量的墜撞試驗(yàn)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(jī)身框段、含貨艙貨物和輔助燃油箱的波音737機(jī)身框段、波音787機(jī)身框段、F-28 機(jī)身框段及整機(jī)等進(jìn)行了多次墜撞試驗(yàn)，墜撞速度涵蓋6.1～10.4 m/s。歐盟針對A320金屬機(jī)身框段及A320復(fù)合材料機(jī)身框段進(jìn)行了7 m/s和6.78 m/s的墜撞試驗(yàn)。中國飛機(jī)強(qiáng)度研究所針對典型支線客機(jī)機(jī)身框段進(jìn)行了6.85 m/s的墜撞試驗(yàn)。日本宇宙航空開發(fā)機(jī)構(gòu)(Japan Aero-space eXploration Agency, JAXA)針對YS-11飛機(jī)前機(jī)身框段和后機(jī)身框段分別進(jìn)行了7.4 m/s和6.1 m/s墜撞試驗(yàn)。墜撞速度直接決定機(jī)身框段的初始撞擊能量，進(jìn)而影響其失效模式、加速度響應(yīng)、沖擊力響應(yīng)及吸能特性等。

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

本文針對全尺寸三框兩段貨艙地板下部結(jié)構(gòu)，研究其在3.95 m/s和5.53 m/s沖擊下的破壞模式與動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，通過仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相關(guān)性分析，確認(rèn)與驗(yàn)證貨艙地板下部結(jié)構(gòu)有限元模型；研究不同沖擊速度對貨艙地板下部結(jié)構(gòu)的破壞模式、壓縮變形量、加速度響應(yīng)及吸能特性的影響規(guī)律，以期為民機(jī)機(jī)身結(jié)構(gòu)適墜性設(shè)計(jì)、分析及驗(yàn)證提供支持。

1 貨艙地板下部結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件及試驗(yàn)方案

1.1 貨艙地板下部結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件

本文基于大型運(yùn)輸類飛機(jī)典型機(jī)身框段結(jié)構(gòu)，選取三框兩段貨艙地板下部結(jié)構(gòu)作為試驗(yàn)件，其中包括機(jī)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(yàn)件橫向?qū)挾葹? 280 mm，縱向長度為1 120 mm，高度為440 mm，重量約為29 kg。試驗(yàn)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(yàn)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(yàn)件并不是沿橫向完全對稱的。

圖1 貨艙地板下部結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件Fig.1 Sub-cargo structure specimen

1.2 沖擊試驗(yàn)方案

為了獲得貨艙地板下部結(jié)構(gòu)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(yīng)特性等，采用4立柱落塔系統(tǒng)對貨艙地板下部結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件進(jìn)行落重沖擊。將貨艙地板下部結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件倒置固定在測力平臺(tái)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(yù)定高度進(jìn)行投放，落重以一定速度垂直沖擊倒置的試驗(yàn)件，如圖2(a)所示。該試驗(yàn)方法易于控制落重沖擊姿態(tài)，試驗(yàn)件易于安裝和拆卸，能突出對試驗(yàn)件主要承力部件的變形和能量吸收特性的考察，同時(shí)，試驗(yàn)過程便于采集和記錄。該試驗(yàn)方法能夠有效分析貨艙地板下部結(jié)構(gòu)破壞順序、破壞機(jī)理及吸能特性，可以初步評估適墜性，并有效驗(yàn)證建模及仿真分析方法。

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

圖2 沖擊試驗(yàn)方案Fig.2 Impact test scheme

2 沖擊試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 變形及破壞模式

通過吊籃上的MARK標(biāo)測得落重沖擊速度-時(shí)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(yàn)I) 和5.53 m/s (試驗(yàn)II)。對于試驗(yàn)I，在壓板接觸到貨艙地板下部結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件后，沖擊速度急劇下降；約31 ms時(shí)沖擊速度降為0 m/s，落重開始反彈；約45 ms時(shí)落重以1.24 m/s的速度反向離開。對于試驗(yàn)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(shí)沖擊速度降為0 m/s，落重開始反彈；約92 ms時(shí)落重以0.71 m/s的速度反向離開。

圖3 試驗(yàn)I和試驗(yàn)II沖擊速度-時(shí)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(jié)構(gòu)的最終變形狀態(tài)及失效模式。貨艙地板下部結(jié)構(gòu)被整體壓縮，但仍保持較好的結(jié)構(gòu)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(jī)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(jī)身框由于受止裂帶板和較強(qiáng)邊界的影響發(fā)生斷裂；試驗(yàn)件共計(jì)有24個(gè)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(zhuǎn)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(jié)構(gòu)破壞模式(試驗(yàn)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(jié)構(gòu)的最終變形狀態(tài)及失效模式。貨艙地板下部結(jié)構(gòu)被更大程度地壓縮，并有大量結(jié)構(gòu)及鉚釘失效發(fā)生。其中，3個(gè)框面的中間支撐件與機(jī)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(cè)與長桁接觸并被擠壓，但未發(fā)生彎曲變形。同時(shí)，F(xiàn)R3框面中間支撐件一側(cè)被擠在長桁末端，并發(fā)生彎曲變形，而另一側(cè)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(cè)更易受力且由于“2”字型截面構(gòu)型受力會(huì)持續(xù)向與蒙皮搭接一側(cè)傾斜，導(dǎo)致中間支撐件區(qū)域一側(cè)受力比另一側(cè)受力要大。C型支撐件發(fā)生嚴(yán)重彎曲變形；貨艙地板橫梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，在與轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)破壞模式(試驗(yàn)II)Fig.5 Damage mode of sub-cargo structure (Test II)

圖6給出了M4處位移時(shí)間歷程曲線。對于試驗(yàn)I，約20 ms時(shí)M4處壓縮位移量達(dá)到最大值43.4 mm；隨后由于試驗(yàn)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(yàn)II，由于沖擊速度增大，約50 ms時(shí)M4處壓縮位移量達(dá)到最大值97.8 mm，相比試驗(yàn)I增大了125.3%；由于試驗(yàn)件回彈，壓縮位移量減少到約78 mm，相比試驗(yàn)I增大了221.0%。

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

2.2 加速度響應(yīng)

設(shè)壓板上加速度計(jì)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(jìn)行濾波處理，如圖7所示。

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

對于試驗(yàn)I，在壓板接觸試驗(yàn)件后，加速度近似呈線性快速增加，在約6.9 ms時(shí)達(dá)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(shí)降為0；加速度在小幅度幅值范圍內(nèi)上下波動(dòng)。

對于試驗(yàn)II，加速度同樣近似呈線性快速增加，在約4.5 ms時(shí)到達(dá)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(shí)達(dá)到最大加速度峰值20.1。與試驗(yàn)I相比，其最大加速度低19.9%，這是因?yàn)橹虚g支撐件與機(jī)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(dǎo)致試驗(yàn)件承載能力變?nèi)?，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(yīng)

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

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

試驗(yàn)I中，在約4.7 ms時(shí)達(dá)到初始最大沖擊力峰值173 kN；試驗(yàn)II中，在約5.4 ms時(shí)達(dá)到初始最大沖擊峰值168 kN，與試驗(yàn)I相比，其最大沖擊力峰值低2.9%，這是因?yàn)橹虚g支撐件與機(jī)身框連接區(qū)域鉚釘發(fā)生失效，試驗(yàn)件承載能力有所減弱。

3 有限元仿真及相關(guān)性分析

3.1 有限元建模

貨艙地板下部結(jié)構(gòu)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(gè)積分點(diǎn)，其各部件間的連接緊固件采用8六面體簇的實(shí)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(gè)模型中共包括287 828個(gè)節(jié)點(diǎn)和223 908個(gè)單元，其中，殼單元203 386個(gè)，體單元20 521個(gè)。

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(yīng)變失效準(zhǔn)則及Von Mises屈服準(zhǔn)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(zhǔn)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(dòng)態(tài)復(fù)合加載失效試驗(yàn)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(jié)構(gòu)有限元模型質(zhì)量為28.2 kg，比試驗(yàn)件質(zhì)量(29 kg)低2.76%；落重(吊籃和壓板)有限元模型質(zhì)量為479.5 kg，比試驗(yàn)落重質(zhì)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(diǎn)被賦予3.95 m/s和5.53 m/s 的初始垂向沖擊速度。轉(zhuǎn)接板上所有節(jié)點(diǎn)自由度均被約束。

3.2 相關(guān)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(jié)果與試驗(yàn)變形結(jié)果吻合程度較高，能夠很好地復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)的沖擊過程，并較好地模擬了機(jī)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(jī)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(jī)身框連接的一側(cè)鉚釘失效，該側(cè)未被擠壓且?guī)缀鯚o變形，而另外一側(cè)鉚釘未完全失效，導(dǎo)致該側(cè)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(yàn)獲得位移的變化趨勢較為一致，如圖11所示。對于試驗(yàn)I，仿真最大壓縮量45.8 mm比試驗(yàn)最大壓縮量43.4 mm高5.5%， 約50 ms時(shí)落重反向離開仿真壓縮量25.2 mm比試驗(yàn)壓縮量24.3 mm高3.7%。對于試驗(yàn)II，仿真最大位移量135.6 mm比試驗(yàn)最大位移量97.8 mm高37.8 mm；約140 ms時(shí)仿真位移量86.8 mm比試驗(yàn)位移量78 mm高11.3%。 仿真時(shí)3個(gè)框面的中間支撐件變形模式基本一致，其一側(cè)發(fā)生彎曲變形，整體結(jié)構(gòu)抗變形能力稍弱。而試驗(yàn)時(shí)FR1和FR2框面的中間支撐件兩側(cè)均未發(fā)生彎曲，仍然對結(jié)構(gòu)起到較好的支撐作用，整體結(jié)構(gòu)抗變形能力稍強(qiáng)。因此，仿真呈現(xiàn)出比試驗(yàn)大的壓縮量。

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

通過對加速度曲線進(jìn)行濾波，仿真獲得加速度與試驗(yàn)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(dòng)較少，如圖12所示。對于試驗(yàn)I，在約6.9 ms時(shí)達(dá)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(shí)，比試驗(yàn)值低4%。對于試驗(yàn)II，在約12.1 ms時(shí)達(dá)到最大加速度峰值20.1，但仿真最大加速度峰值出現(xiàn)時(shí)刻同樣提前，即在2 ms時(shí)達(dá)到最大加速度峰值22.4，比試驗(yàn)值高11.4%。

圖12 仿真加速度與試驗(yàn)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(jié)構(gòu)吸能曲線。在3.95 m/s沖擊下，機(jī)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(jī)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(jī)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(jié)構(gòu)變形模式和加速度響應(yīng)有顯著影響，對吸能也有重要貢獻(xiàn)。

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(yàn)I和試驗(yàn)II驗(yàn)證的貨艙地板下部結(jié)構(gòu)模型，分別進(jìn)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)能保持結(jié)構(gòu)完整，中間支撐件與機(jī)身框連接區(qū)域鉚釘未發(fā)生失效，主要以機(jī)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(yàn)I變形趨勢較為一致。

在4.5 m/s沖擊下，中間支撐件與機(jī)身框連接區(qū)域的一側(cè)鉚釘失效而基本失去承載能力，隨后機(jī)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(jié)構(gòu)壓縮程度變大，機(jī)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(yàn)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(dāng)沖擊速度在4.0～5.5 m/s之間時(shí)，中間支撐件與機(jī)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(dāng)沖擊速度小于4.0 m/s時(shí)，M4處位移量增加趨勢較緩。而當(dāng)沖擊速度大于5.5 m/s時(shí)，機(jī)身框及C型支撐件的塑性彎曲變形基本達(dá)到最大狀態(tài)，貨艙地板下部結(jié)構(gòu)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(yīng)

圖16給出了不同沖擊速度下加速度-時(shí)間曲線。沖擊速度由3.0 m/s增加到4.5 m/s時(shí)，加速度-時(shí)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(shí)刻逐漸提前；達(dá)到初始加速度峰值后，加速度值開始降低，且降為0的時(shí)刻逐漸靠后。當(dāng)沖擊速度為5.0 m/s和5.5 m/s時(shí)，在約2.5 ms時(shí)到達(dá)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(shí)間延長。當(dāng)沖擊速度為6.0 m/s和6.5 m/s時(shí)，在約2 ms時(shí)達(dá)到初始加速度峰值24.0，隨后加速度降低；由于鉚釘失效導(dǎo)致中間支撐件失去承載能力，機(jī)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(dá)到18.1和22.5。

圖16 不同沖擊速度下加速度-時(shí)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(jié)構(gòu)中的機(jī)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(dāng)沖擊速度小于4 m/s 時(shí)，隨著沖擊速度增大，機(jī)身框和中間支撐件的吸能量基本同步增加。當(dāng)沖擊速度超過4 m/s時(shí)，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(jī)身框吸能量迅速增大，其吸能占比逐漸增加，在6.5 m/s時(shí)機(jī)身框吸能占比達(dá)到42.0%左右。這主要是由于沖擊速度大于4.0 m/s時(shí)，中間支撐件與機(jī)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(shí)，機(jī)身框產(chǎn)生大量塑性變形，吸收了大部分沖擊能量。

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

5 結(jié) 論

1) 采用落重沖擊試驗(yàn)方案，開展三框兩段貨艙地板下部結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)研究。在3.95 m/s沖擊下，貨艙地板下部結(jié)構(gòu)被壓縮程度較小，中間支撐件、C型支撐件和機(jī)身框以彎曲變形為主，貨艙地板橫梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形但無斷裂。在5.53 m/s沖擊下，貨艙地板下部結(jié)構(gòu)被壓縮嚴(yán)重，中間支撐件與機(jī)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(yán)重彎曲變形，貨艙地板橫梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形并斷裂；與3.95 m/s沖擊結(jié)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(jié)構(gòu)有限元仿真結(jié)果與沖擊試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，能夠很好地復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)沖擊過程，并能準(zhǔn)確模擬機(jī)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(jī)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(yàn)偏差分別為4%和11.4%。

3) 當(dāng)沖擊速度小于4 m/s時(shí)，貨艙地板下部結(jié)構(gòu)的整體被壓縮量近似呈線性增加，且中間支撐件和機(jī)身框是主要的吸能結(jié)構(gòu)；當(dāng)沖擊速度介于4～4.5 m/s，中間支撐件與機(jī)身框連接處的鉚釘發(fā)生失效，進(jìn)而導(dǎo)致被壓縮量呈非線性快速增加，機(jī)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(dāng)沖擊速度達(dá)到6 m/s和6.5 m/s時(shí)，被壓縮量增加緩慢，機(jī)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(dá)到24.0，由于機(jī)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(dá)到18.1和22.5。

4) 中間支撐件與機(jī)身框連接區(qū)域鉚釘失效與否對貨艙地板下部結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)特性有著重要影響，鉚釘失效會(huì)使中間支撐件失去承載能力，依賴機(jī)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(jié)構(gòu)的可控失效設(shè)計(jì)將是機(jī)身結(jié)構(gòu)抗墜撞分析與設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。