楊 歡, 舒 挽, 張 宇, 惠旭龍, 王亞鋒, 劉小川

(中國飛機強度研究所結(jié)構(gòu)沖擊動力學(xué)航空科技重點實驗室，西安 710065)

座椅墊常用聚氨酯及其衍生聚合物材料加工得到，廣泛應(yīng)用于航空、航天、船舶、汽車、高鐵等領(lǐng)域，具有很好的市場前景[1]。航空座椅墊作為直接與乘員接觸的結(jié)構(gòu)部件，是乘員和座椅之間的主要傳力結(jié)構(gòu)[2]。通過座椅墊的大變形吸收碰撞、應(yīng)急著陸等情形中的沖擊能量，可減小乘員所受沖擊載荷，形成有效防護。

針對座椅墊在動態(tài)沖擊載荷下的力學(xué)行為研究，Avalle等[3]研究了不同密度泡沫(聚氨酯等)的能量吸收特性，發(fā)現(xiàn)應(yīng)變能密度越大，材料能量吸收能力越大，沖擊保護能力越強；王寶珍等[4]指出汽車座椅墊所用軟質(zhì)聚氨酯泡沫材料的強度對密度和應(yīng)變率敏感；Song等[5]利用改進的霍普金森壓桿對三種類型的硬質(zhì)聚氨酯泡沫進行了壓縮實驗，指出密度和應(yīng)變率對材料屈服強度和應(yīng)力-應(yīng)變曲線形狀均有影響；范俊奇等[6]基于靜力實驗，開展了不同應(yīng)變速度的聚氨酯泡沫材料抗壓性能實驗，發(fā)現(xiàn)其具有應(yīng)變率效應(yīng)，且高應(yīng)變率下材料具有更大的抗變形能力；Emanoil等[7]采用七種硬質(zhì)聚氨酯泡沫開展了動態(tài)壓縮試驗，研究了峰值應(yīng)力、能量吸收與材料密度的關(guān)系，獲得了相同吸收能量下的最優(yōu)材料密度；Bhagavathula等[8]通過MTS測試設(shè)備和霍普金森桿研究了兩種應(yīng)變率下聚氨酯的壓縮力學(xué)特性，表明材料變形包括彈性塌陷、局部化孔隙塌陷、致密化和孔隙塌陷后硬化等行為；Marvi-Mashhadi等[9]通過壓縮力學(xué)試驗研究了不同密度聚氨酯泡沫的彈性模量和平穩(wěn)應(yīng)力；馬強[10]運用三軸壓縮試驗儀研究了兩種密度硬質(zhì)聚氨酯泡沫的力學(xué)特性；Kirpluks等[11]在兩種不同加載速率下研究了兩種不同密度聚氨酯泡沫的壓縮力學(xué)性能；曲杰等[12]通過萬能電子拉力實驗機開展了不同應(yīng)變率下三種不同密度硬質(zhì)聚氨酯泡沫試樣的軸向壓縮實驗，表明材料壓縮力學(xué)性能受密度和應(yīng)變率影響；張馨文等[13]分析了沖擊過程聚氨酯泡沫的瞬態(tài)動力特性，表明材料的動力響應(yīng)與速度正相關(guān)。

前人研究指出聚氨酯泡沫的壓縮力學(xué)性能與密度和應(yīng)變率均有關(guān)，但目前中外相關(guān)研究主要集中在單一的聚氨酯泡沫，而有關(guān)不同密度和不同構(gòu)成的航空座椅墊材料動態(tài)壓縮力學(xué)性能的綜合研究較少，尤其是率敏感性和能量耗損等特性。不此，采用非漂浮型和漂浮型兩類航空座椅墊，考慮4種非漂浮層材料密度和4種漂浮層材料占比的影響，基于電子萬能實驗機與高速液壓伺服實驗機開展座椅墊壓縮特性實驗，研究了壓縮過程中的率敏感性、能量吸收和能量損耗等特征的變化規(guī)律，為航空座椅墊的工程設(shè)計及應(yīng)用提供基礎(chǔ)。

1 實驗件

航空座椅墊主要分為應(yīng)用于海上航空的漂浮型和應(yīng)用于陸上航空的非漂浮型兩種類型，其中漂浮型航空座椅墊由下部的漂浮層和上部的非漂浮層兩部分構(gòu)成，非漂浮型航空座椅墊全部由非漂浮層構(gòu)成(即漂浮層占比為0)。為充分研究其動態(tài)壓縮力學(xué)性能，實驗選取非漂浮型和漂浮型兩型航空座椅墊，如圖1所示，實驗件為圓柱體，直徑191 mm，總厚度102 mm[14-15]。

圖1 航空座椅墊實驗件Fig.1 Aviation seat cushion specimens

實驗中考慮密度、漂浮層占比等因素對航空座椅墊動態(tài)壓縮力學(xué)性能的影響，其中非漂浮層材料采用4種密度，漂浮層材料密度為32 kg/m3，并采用4種漂浮層材料占比。實驗件共計16類，如表1 所示。

表1 航空座椅墊實驗件參數(shù)Table 1 The parameters of aviation seat cushion specimens

2 實驗方法

基于航空座椅設(shè)計評估分析方法SAE ARP5765[16]和柔性多孔材料標(biāo)準(zhǔn)實驗方法ASTM D3574[17]，開展航空座椅墊的動態(tài)壓縮力學(xué)性能實驗。

正式實驗前，實驗件預(yù)壓縮兩次，壓縮速度4.17 mm/s，壓縮量為實驗件原始厚度的80%，以模擬人體就坐過程中對座椅墊及其內(nèi)部空氣的擠壓。

正式實驗分為準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實驗(圖2)和動態(tài)壓縮實驗(圖3)，其中準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實驗采用長春科新WDW-200型電子萬能實驗機，動態(tài)壓縮實驗采用Instron VHS-160/100-20型高速液壓伺服實驗機。實驗中通過實驗機自帶的載荷傳感器和位移傳感器，測試加載和卸載過程航空座椅墊的載荷-時間曲線和位移-時間曲線。正式實驗壓縮速度分別為0.833、76.2和762 mm/s，壓縮位移92 mm，為實驗件總厚度的90%。

圖2 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實驗Fig.2 Quasi-static compression experiment

圖3 動態(tài)壓縮實驗Fig.3 Dynamic compression experiment

為確保實驗的合理性和實驗結(jié)果的可靠性，實驗件置于壓頭中心正下方，同一工況進行三次重復(fù)性實驗，并取平均值作為最終實驗結(jié)果。

3 結(jié)果分析

實驗中以壓縮速度和實驗件初始厚度的比值作為應(yīng)變率[3,18]，0.833、76.2、762 mm/s三種壓縮速度對應(yīng)的應(yīng)變率分別為0.008、0.747、7.471 s-1。

3.1 實驗曲線

0.747/s時，N-A非漂浮型航空座椅墊和F-Ba2漂浮型航空座椅墊的重復(fù)性實驗結(jié)果如圖4所示。從圖4可以看出，三次壓縮實驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線幾乎完全重合，峰值應(yīng)力相對誤差最大值分別為2.14%、1.87%，表明實驗具有重復(fù)性。

圖4 重復(fù)性實驗結(jié)果Fig.4 Repeatable experiment results

由圖4可以看出，加載階段，隨著壓頭降低，材料的工程應(yīng)變和工程應(yīng)力持續(xù)增加。初始工程應(yīng)力增長幅度很小，幾乎緊貼于橫軸，表明航空座椅墊的彈性模量非常小。隨著壓縮量逐步增大，材料胞壁出現(xiàn)褶皺彎曲變形，材料被逐漸擠壓，最終呈現(xiàn)為圓餅狀，導(dǎo)致工程應(yīng)力迅速增加。當(dāng)實驗機開始卸載時，工程應(yīng)力隨工程應(yīng)變的減小而迅速減小，但卸載曲線與加載曲線完全不重合。實驗結(jié)束后靜置片刻，實驗件逐步恢復(fù)到原始狀態(tài)，表明壓縮實驗并未對材料內(nèi)部胞壁產(chǎn)生嚴(yán)重破壞和損傷。

由此可知，兩型航空座椅墊均具有明顯的超彈性特性、非線性特性和遲滯效應(yīng)，這和材料內(nèi)部尺寸(如胞體形狀、大小、結(jié)構(gòu))、胞體內(nèi)部空氣的壓縮和流動以及基體材料的率敏感性等因素有關(guān)。同時說明兩型航空座椅墊的壓縮力學(xué)性能宏觀表現(xiàn)為多個胞體的壓縮行為，而該行為是由單個胞體的壓縮行為和相鄰胞體間的相互作用而確定的。

3.2 率敏感性

圖5分別為0.008、0.747、7.471 s-1應(yīng)變率下N-A非漂浮型和F-Ba2漂浮型航空座椅墊的壓縮力學(xué)性能曲線，可看出，不同應(yīng)變率下兩型航空座椅墊材料的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線區(qū)別較大。

圖5 典型航空座椅墊壓縮力學(xué)性能曲線Fig.5 The compression mechanical performance curves of the typical aviation seat cushion

為量化座椅墊材料的率敏感性，應(yīng)變率用γ表示，計算公式[19]如式(1)所示：

(1)

實驗壓縮量為90%，故峰值應(yīng)力為壓縮量為90%時的工程應(yīng)力，三種應(yīng)變率下航空座椅墊材料的峰值應(yīng)力如表2所示。以0.008 s-1為準(zhǔn)靜態(tài)參考應(yīng)變率，0.747、7.471 s-1應(yīng)變率下航空座椅墊的應(yīng)變率參數(shù)隨漂浮層占比的變化曲線如圖6所示。

表2 航空座椅墊峰值應(yīng)力Table 2 The peak stress of aviation seat cushions

圖6 應(yīng)變率參數(shù)變化曲線Fig.6 The change curves of the strain rate parameter

結(jié)合表2、圖6可以看出，應(yīng)變率和漂浮層占比一定時，非漂浮層密度愈大，應(yīng)變率參數(shù)愈大，表明(σmdy-σmst)隨非漂浮層密度的增加而增大；但隨著應(yīng)變率增大，應(yīng)變率參數(shù)隨非漂浮層密度增加而增大的趨勢有所減緩，說明此時峰值應(yīng)力增長相對較慢。應(yīng)變率和非漂浮層密度一定時，應(yīng)變率參數(shù)隨漂浮層占比的增加而降低，表明(σmdy-σmst)隨漂浮層占比的增加而減小。材料一定時，應(yīng)變率越大，應(yīng)變率參數(shù)越大，材料的率敏感性越強，這是由材料自身特性和胞體慣性所決定的。

3.3 能量吸收

能量吸收表征了材料在加載過程中的能量吸收特性，能量吸收越多，表明材料吸收能量的能力越強。選取工程應(yīng)變?yōu)?.9時座椅墊所吸收的單位體積的能量為其峰值能量。

對于航空座椅墊材料，其在加載初期應(yīng)力較小，對峰值能量影響較小，加載后期的應(yīng)力增長對峰值能量的大小起主導(dǎo)作用。因此，在應(yīng)變一定時，能量吸收由應(yīng)力主導(dǎo)，峰值能量和峰值應(yīng)力變化規(guī)律相同。

不同應(yīng)變率、不同漂浮層占比及不同非漂浮層密度下，得到的峰值能量如圖7所示。從圖7中可以看出，峰值能量與應(yīng)變率、漂浮層占比及非漂浮層密度均相關(guān)。其中，當(dāng)應(yīng)變率和漂浮層占比不變時，峰值能量隨非漂浮層密度的增大而增大；當(dāng)應(yīng)變率和非漂浮層密度不變時，漂浮層占比越大，峰值能量越大；材料不變時，峰值能量隨應(yīng)變率的增大而增加。這說明峰值能量與應(yīng)變率、漂浮層占比及非漂浮層密度正相關(guān)。

圖7 峰值能量變化曲線Fig.7 The change curves of the peak energy

3.4 能量損耗

能量損耗百分比ξ作為描述材料能量耗散特性的重要參數(shù)，表明能量耗散對能量吸收的比值，如式(2)所示[20-21]。損耗百分比越大，說明加載所吸收的能量一定時，卸載所釋放的能量更少，耗散能量更多。

(2)

考慮應(yīng)變率、漂浮層占比及非漂浮層密度影響，得到的能量損耗比變化曲線如圖8所示。由圖8可以看出，漂浮層占比為0時，能量損耗比隨非漂浮層密度的增大而降低；隨著漂浮層占比增大，能量損耗比基本不受非漂浮層密度的影響。這是因為漂浮層剛度較大，能量吸收能力較大，且自身能量損耗少。因此，漂浮層材料占比對能量損耗比起主導(dǎo)作用，占比越高，整體能量吸收越大，能量損耗越少，能量損耗比越低；占比為0時，非漂浮層密度對能量損耗比起主導(dǎo)作用。當(dāng)材料一定時，能量損耗比隨應(yīng)變率的增大而增加，表明應(yīng)變率效應(yīng)對能量損耗具有一定影響，這在工程設(shè)計優(yōu)化中應(yīng)考慮進來。

圖8 能量損耗百分比變化曲線Fig.8 The change curves of the energy loss percentage

4 結(jié)論

根據(jù)航空座椅墊類型，選取非漂浮型和漂浮型兩型航空座椅墊，并考慮4種非漂浮層材料密度和4種漂浮層材料占比的影響，基于電子萬能實驗機與高速液壓伺服實驗機開展0.833、76.2、762 mm/s 三種壓縮速度下的航空座椅墊動態(tài)壓縮力學(xué)實驗，得到了加載和卸載過程中座椅墊的載荷-時間曲線和位移-時間曲線。結(jié)合實驗結(jié)果，分析了三種應(yīng)變率下座椅墊材料的率敏感性、能量吸收和能量損耗等動態(tài)壓縮特性，得到如下結(jié)論。

(1)同一工況的壓縮實驗結(jié)果重復(fù)性較好；座椅墊材料具有明顯的超彈性特性、非線性特性與遲滯效應(yīng)，且彈性模量非常??；其壓縮力學(xué)性能由單個胞體的壓縮行為和相鄰胞體間的相互作用確定。

(2)座椅墊材料率敏感性較為明顯；應(yīng)變率參數(shù)與應(yīng)變率和非漂浮層密度正相關(guān)，與漂浮層占比負(fù)相關(guān)。

(3)峰值能量隨非漂浮層密度的增大而增大，隨應(yīng)變率的增加而增加，且漂浮層占比越大，峰值能量越大。

(4)能量損耗比與應(yīng)變率正相關(guān)，與漂浮層占比和非漂浮層密度負(fù)相關(guān)，且漂浮層材料占比對能量損耗比起主導(dǎo)作用。