林 策，黃志偉，張凱寧

（湖北航宇嘉泰飛機(jī)設(shè)備有限公司航空座椅開發(fā)部，湖北 襄陽 441000）

飛機(jī)應(yīng)急著陸過程中會產(chǎn)生很高的加速度。根據(jù)適航規(guī)章要求，航空座椅應(yīng)在考慮乘員乘坐、地板變形以及飛機(jī)偏航等條件下滿足16 g 水平?jīng)_擊結(jié)構(gòu)試驗[1]（簡稱16 g 結(jié)構(gòu)試驗）的要求，對于有肩帶約束的座椅，還應(yīng)在該試驗中評估肩帶最嚴(yán)酷受拉載荷以及肩帶對乘員的保持符合性[2]。針對航空座椅16 g 結(jié)構(gòu)試驗的研究，多集中在前向座椅無地板變形條件下的沖擊試驗研究[3-4]以及評估乘員頭部損傷、乘員頭部軌跡和對頭部損傷影響參數(shù)的仿真及試驗研究[5-9]，對于考慮地板變形的前向座椅16 g 結(jié)構(gòu)試驗研究較少，僅有少數(shù)針對仿真建模方法的研究[10]以及部件驗證試驗的研究[11]。對于后向座椅的研究，僅在汽車前向座椅受到后排乘員碰撞時，有少數(shù)針對前排乘員頭部和頸部損傷防護(hù)的研究[12-13]，針對飛機(jī)后向座椅的16 g 結(jié)構(gòu)試驗研究十分少見，僅文獻(xiàn)[14]通過仿真方法研究了后向座椅的16 g 結(jié)構(gòu)試驗過程；文獻(xiàn)[15]簡單分析了在沖擊載荷下后向座椅由于椅背傳力面積和效率更大，而較前向座椅對乘員的損傷（頭部、頸部和腰部等）程度更小。

本文基于安裝于某型公務(wù)機(jī)的前向和后向各一對雙聯(lián)座椅的試驗取證要求，開展了前向和后向座椅16 g 結(jié)構(gòu)試驗，重點研究了后向座椅相對前向座椅在試驗中的差異特性，為后向座椅的適航取證試驗和座椅強度設(shè)計提供參考。

1 16 g 結(jié)構(gòu)試驗

根據(jù)CCAR-25-R4[1]適航規(guī)章要求，座椅和約束系統(tǒng)必須設(shè)計成使其在飛機(jī)應(yīng)急著陸時具有保護(hù)乘員安全的能力。16 g 結(jié)構(gòu)試驗是驗證座椅滿足上述要求的動力試驗之一。對于該試驗，需符合下列要求：

（1）采用中國民用航空局認(rèn)可的碰撞試驗假人（ATD，anthropmorphic test device）模擬乘員，其重量為77 kg，正常向上乘坐；

（2）向前縱向速率變化ΔV 不小于13.40 m/s，與飛機(jī)縱軸向右或向左偏擺10°；最大負(fù)加速度必須在撞擊后半波時刻tr=0.09 s 內(nèi)出現(xiàn)，且不低于16 g 的沖擊波形；

（3）若使用地板導(dǎo)軌安裝座椅，一側(cè)導(dǎo)軌相對于相鄰導(dǎo)軌必須俯仰10°并且滾轉(zhuǎn)10°；

（4）試驗中，座椅的主傳力結(jié)構(gòu)應(yīng)完整，安全帶在試驗中必須保持在乘員肩上。

2 座椅介紹

如圖1 所示，文中前/后向雙座座椅主要由頭靠、靠背、轉(zhuǎn)盤、扶手、椅盆、坐墊、椅腿（椅腿組件前后結(jié)構(gòu)對稱）、椅腿鎖和腿靠等構(gòu)成。

圖1 雙聯(lián)座椅Fig.1 Double seat

圖1 中兩個座位相對獨立，可前、后、左和右側(cè)滑動，且均可通過轉(zhuǎn)盤組件轉(zhuǎn)動180°，故可根據(jù)裝機(jī)布局和座椅調(diào)節(jié)實現(xiàn)沿飛機(jī)航向前向和后向安裝。當(dāng)座椅后向安裝時，其主結(jié)構(gòu)整體與前向安裝時沿航向?qū)ΨQ，且椅腿部分完全相同，如圖2 所示。

圖2 前向和后向座椅安裝布局Fig.2 Installation layout of forward facing and rear facing seat

為便于分析座椅安裝布局，對坐標(biāo)系進(jìn)行統(tǒng)一規(guī)定，沿飛機(jī)逆航向為+X，以航向視角走廊側(cè)朝艙壁側(cè)方向為+Y，按右手法則，垂直向上為+Z；將前向和后向座椅的椅腿進(jìn)行編號：前向座椅走廊側(cè)前椅腿和后向座椅走廊側(cè)后椅腿編號為1#；前向座椅走廊側(cè)后椅腿和后向座椅走廊側(cè)前椅腿編號為2#；前向座椅艙壁側(cè)后椅腿和后向座椅艙壁側(cè)前椅腿編號為3#；前向座椅艙壁側(cè)前椅腿和后向座椅艙壁側(cè)后椅腿編號為4#。

3 試驗工況對比

3.1 傳力路徑

在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中，乘員由于慣性載荷作用會向前運動，對座椅產(chǎn)生向前沖擊載荷。

對于前向雙座座椅，乘員和座椅慣性載荷沿航向傳遞，其中乘員慣性載荷通過安全帶將載荷傳遞給座椅，座椅主傳力路徑如下：

路徑1腰帶→椅盆組件→轉(zhuǎn)盤組件→椅管→椅腿→椅腿鎖；

路徑2肩帶→靠背組件→椅盆組件→轉(zhuǎn)盤組件→椅管→椅腿→椅腿鎖。

對于后向雙座座椅，乘員和座椅慣性載荷沿航向傳遞，其中乘員慣性載荷通過靠背直接傳遞給座椅，座椅主傳力路徑如下：

路徑1靠背和頭靠組件→椅盆組件→轉(zhuǎn)盤組件→椅管→椅腿→椅腿鎖。

對比可知，后向座椅主傳力路徑與前向座椅存在顯著差異。

3.2 試驗條件對比

根據(jù)適航規(guī)章要求，座椅進(jìn)行16 g 結(jié)構(gòu)試驗，應(yīng)篩選出最嚴(yán)酷的試驗狀態(tài)。首先依據(jù)座椅結(jié)構(gòu)計算出靜態(tài)向前9 g 工況下具有最大合成接口載荷的椅腿，再通過俯仰、滾轉(zhuǎn)和偏航的條件綜合篩選出具有最大合成接口載荷的椅腿。

根據(jù)座椅結(jié)構(gòu)特點，對于前向座椅，篩選出具有最大合成接口載荷的后椅腿；對于后向座椅，篩選出具有最大合成接口載荷的前椅腿。接口載荷可通過力學(xué)理論或借助有限元分析軟件進(jìn)行計算。本文利用力學(xué)理論公式計算了前向和后向座椅椅腿在靜態(tài)向前9 g 工況下的最大合成接口載荷，如表1 所示。

表1 前向和后向座椅椅腿最大合成接口載荷對比Tab.1 Comparison of maximum resultant interface loads between forward facing and rear facing seat legs N

由表1 可知，在同系數(shù)工況下，前向和后向座椅中具有最大合成接口載荷的椅腿均為2#椅腿。

對于俯仰、滾轉(zhuǎn)和偏航的條件需要通過結(jié)構(gòu)最嚴(yán)苛受載和接口載荷最嚴(yán)苛受載指標(biāo)共同篩選。

3.2.1 前向座椅試驗條件篩選

1）俯仰條件篩選

將座椅簡化為框架結(jié)構(gòu)，俯視平面圖下前向座椅椅腿位置關(guān)系如圖3 所示，其中，L 表示2#與4#椅腿的距離。左偏航或右偏航時，對4#椅腿施加載荷時，由于相對2#椅腿力臂最大，則在2#椅腿產(chǎn)生最大的支反力。在4#椅腿施加載荷時，會以1#椅腿和3#椅腿的連線形成轉(zhuǎn)軸，故在4#椅腿施加向下載荷時，2#椅腿將受到彎曲拉伸載荷（Ma1或M′a1）；在4#椅腿施加向上載荷時，2#椅腿將受到彎曲壓縮載荷（圖中未展示）。在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中，座椅及乘員的慣性載荷沿航向（-X）傳遞，會使得2#椅腿受到彎曲拉伸載荷。因此，根據(jù)上述分析，在4#椅腿施加向下載荷時，2#椅腿同時受到施加載荷和慣性載荷，此時載荷最嚴(yán)酷。故對于前向座椅，選擇4#椅腿下俯10°作為試驗條件。

圖3 前向座椅俯仰試驗條件篩選Fig.3 Selection of forward facing seat pitch test condition

2）偏航條件篩選

如圖4 所示，假設(shè)乘員慣性載荷為Fa，左偏航時，分解載荷Fa為Fa1和Fa2；右偏航時，分解載荷Fa為F′a1和F′a2。參照俯仰條件篩選過程，F(xiàn)a1和F′a1對2#椅腿產(chǎn)生彎曲拉伸載荷Mb1和M′b1。根據(jù)幾何關(guān)系可知，左偏航時，F(xiàn)a1＞F′a1，故Mb1＞M′b1。因此，選擇左偏航時，結(jié)合下俯條件，2#椅腿會產(chǎn)生更大的彎曲拉伸載荷（Ma1+Mb1），故對于前向座椅，選擇左偏航10°作為試驗條件。

圖4 前向座椅偏航試驗條件篩選Fig.4 Selection of forward facing seat yaw test condition

3）滾轉(zhuǎn)條件篩選

如圖5 所示，對走廊側(cè)椅腿施加沿航向逆時針（或順時針）滾轉(zhuǎn)力矩時，椅腿會產(chǎn)生反作用力矩Mc1（或M′c1）。根據(jù)已篩選出的俯仰和偏航條件可知，Mc1與Ma1和Mb1在沿2# 和4# 椅腿連線方向疊加對2#椅腿產(chǎn)生最為嚴(yán)酷的接口載荷，故對于前向座椅，選擇走廊側(cè)椅腿逆時針（沿航向）滾轉(zhuǎn)10°作為試驗條件。

圖5 前向座椅滾轉(zhuǎn)試驗條件篩選Fig.5 Selection of forward facing seat roll test condition

3.2.2 后向座椅試驗條件篩選

對于后向座椅，俯仰、滾轉(zhuǎn)和偏航條件的篩選方法與前向座椅相同。

1）俯仰條件篩選

將座椅簡化為框架結(jié)構(gòu)，后向座椅俯視平面圖下座椅椅腿位置關(guān)系如圖6 所示。對于左偏航或右偏航，對4#椅腿施加載荷時，由于相對2#椅腿力臂最大，則在2#椅腿產(chǎn)生最大的支反力。在4#椅腿施加載荷時，會以1#椅腿和3#椅腿的連線形成轉(zhuǎn)軸，故在4#椅腿施加向下載荷時，2# 椅腿將受到彎曲拉伸載荷（Ma2或M′a2）；在4#椅腿施加向上載荷時，2#椅腿將受到彎曲壓縮載荷（圖中未展示）。在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中，座椅及乘員的慣性載荷沿航向（-X）傳遞，會使得2#椅腿受到彎曲拉伸載荷。因此，根據(jù)上述分析，在4#椅腿施加向下載荷時，2#椅腿同時受到施加載荷和慣性載荷，此時載荷最嚴(yán)酷。故對于后向座椅，選擇4#椅腿下俯10°作為試驗條件。

圖6 后向座椅俯仰試驗條件篩選Fig.6 Selection of rear facing seat pitch test condition

2）偏航條件篩選

如圖7 所示，假設(shè)乘員慣性載荷為Fb，左偏航時，分解載荷Fb為Fb1和Fb2；右偏航時，分解載荷Fb為F′b1和F′b2。參照俯仰條件篩選過程，F(xiàn)b1和F′b1對2#椅腿產(chǎn)生彎曲拉伸載荷Mb2和M′b2。根據(jù)幾何關(guān)系可知，左偏航時，F(xiàn)b1＞F′b1，故Mb2＞M′b2。因此，選擇左偏航時，結(jié)合下俯條件，2# 椅腿會產(chǎn)生更大的彎曲拉伸載荷（Ma2+Mb2），故對于后向座椅，選擇左偏航10°作為試驗條件。

圖7 后向座椅偏航條件篩選Fig.7 Selection of rear facing seat yaw test condition

3）滾轉(zhuǎn)條件篩選

如圖8 所示，對走廊側(cè)椅腿施加沿航向順時針（或逆時針）滾轉(zhuǎn)扭矩時，椅腿會產(chǎn)生反作用力矩Mc2（或M′c2）。根據(jù)已篩選出的俯仰和偏航條件可知，M′c2與Ma2和Mb2在沿2# 和4# 椅腿連線方向疊加對2#椅腿產(chǎn)生最為嚴(yán)酷的接口載荷。故對于后向座椅，選擇走廊側(cè)椅腿逆時針（沿航向）滾轉(zhuǎn)10°作為試驗條件。

圖8 后向座椅滾轉(zhuǎn)條件篩選Fig.8 Selection of rear facing seat roll test condition

經(jīng)過篩選，前向座椅和后向座椅俯仰、滾轉(zhuǎn)和偏航條件對比如表2 所示。表2 中，偏航條件均以沿航向俯視視角定義，滾轉(zhuǎn)條件均以沿航向從后向前視角定義。由表2 可知，后向座椅的偏航和滾轉(zhuǎn)條件與前向座椅相同，但俯仰條件存在差異。

表2 16 g 試驗條件對比Tab.2 Comparison of 16 g test condition

3.3 肩帶受載驗證

依據(jù)AC 25.562-1B 標(biāo)準(zhǔn)[2]要求，對于具有上軀干約束系統(tǒng)的前向座椅，應(yīng)通過選擇合適的偏航方向使得約束系統(tǒng)承受最大的拉伸載荷，且需要通過最嚴(yán)酷的偏航方向驗證約束系統(tǒng)對乘員的約束保護(hù)（肩帶不得脫離肩膀）。為滿足上述要求，需要對兩種不同偏航狀態(tài)的工況進(jìn)行試驗。

對于具有上軀干約束系統(tǒng)的后向座椅，由于在應(yīng)急著陸慣性沖擊下，乘員慣性載荷作用在靠背上，傳力路徑不經(jīng)過安全帶，故可不考慮肩帶的受載和約束驗證。本文論述的前向和后向座椅的肩帶均為右側(cè)肩帶。圖9 所示為標(biāo)準(zhǔn)中示出的前向座椅右側(cè)肩帶對乘員約束驗證的偏航狀態(tài)[2]。圖10 所示為前向座椅右側(cè)肩帶受載最嚴(yán)酷的偏航狀態(tài)。

圖9 肩帶保持示意圖Fig.9 Schematic of shoulder strap restraint

圖10 肩帶受載示意圖Fig.10 Schematic of shoulder strap loading

本文主要研究座椅的16 g 結(jié)構(gòu)試驗，對于肩帶對乘員的約束試驗驗證不進(jìn)行闡述。結(jié)合對前向座椅的偏航狀態(tài)篩選可知，前向座椅在左偏航條件下進(jìn)行16 g結(jié)構(gòu)試驗，可同時驗證右肩帶的最嚴(yán)酷拉伸載荷。盡管后向座椅具有肩帶，但在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中，通過主傳力路徑可知，肩帶不受載荷，故不需要考慮肩帶的保持和受載驗證，本文不進(jìn)行對比分析。

3.4 頭部損傷驗證

根據(jù)CCAR-25-R4[1]適航規(guī)章要求，在飛機(jī)應(yīng)急著陸情況下，乘員頭部可能觸及座椅或其他構(gòu)件，座椅和約束系統(tǒng)必須提供保護(hù)措施以使頭部損傷判斷標(biāo)準(zhǔn)（HIC，head injury criterion）不超過1 000[1]。

對于后向座椅，試驗中乘員頭部由于慣性會與頭靠發(fā)生碰撞，故需在后向座椅16 g 結(jié)構(gòu)試驗中搜集HIC 值以評估乘員頭部損傷；對于本文中的前向座椅，由于試驗中乘員頭部向前運動，不會與頭靠發(fā)生碰撞，故不需要進(jìn)行頭部損傷評估。

4 試驗及過程對比

試驗實施參照AC 25.562-1B[2]進(jìn)行。試驗采用加速式?jīng)_擊滑臺系統(tǒng)進(jìn)行，試驗假人采用FAA Hybrid Ⅲ型50 百分位男性假人。

試驗座椅安裝如圖11 所示。試驗工裝根據(jù)工況篩選的偏航狀態(tài)安裝在沖擊滑臺上，假人通過安全帶約束在座椅上，座椅通過導(dǎo)軌和六分量傳感器安裝在試驗工裝上。對于前向座椅，肩帶在假人右肩膀處安裝有肩帶傳感器；對于后向座椅，在假人頭部安裝有三向加速度傳感器。座椅的左側(cè)和右側(cè)均粘貼右靶標(biāo)進(jìn)行座椅永久變形的測量。通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集臺車、座椅及假人的傳感器數(shù)據(jù)。為了采集試驗中假人和座椅的運動姿態(tài)，在臺車的左、右、上方和臺車上共安裝有4 臺高速攝像機(jī)。

圖11 試驗座椅安裝Fig.11 Installation of test seats

對于俯仰和滾轉(zhuǎn)過程，前向和后向座椅均遵循先俯仰，后滾轉(zhuǎn)，再沖擊的過程。由于俯仰和滾轉(zhuǎn)過程是一個靜態(tài)過程，而沖擊是動態(tài)過程，在俯仰過程之前，需先對6 分量載荷傳感器進(jìn)行清零以搜集俯仰和滾轉(zhuǎn)過程中的接口載荷；在俯仰和滾轉(zhuǎn)過程之后，需再次對六分量載荷傳感器進(jìn)行清零以搜集動態(tài)沖擊過程中的動態(tài)接口載荷數(shù)據(jù)。

5 試驗結(jié)果分析

為了研究后向座椅在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中的特性，篩選接口載荷、永久變形、乘員姿態(tài)與前向座椅進(jìn)行對比，并分析了后向座椅16 g 結(jié)構(gòu)試驗中的頭部損傷情況。

5.1 接口載荷對比

5.1.1 俯仰和滾轉(zhuǎn)過程

表3 列出了前向座椅和后向座椅在俯仰和滾轉(zhuǎn)過程結(jié)束后，4 個椅腿的最大接口載荷比較情況。其中，F(xiàn)x、Fy、Fz和Fn分別代表椅腿和導(dǎo)軌連接件在+X、+Y、+Z 向的載荷分量以及合成載荷。由于本文中后向座椅與前向座椅在轉(zhuǎn)盤組件以下椅腿組件相同，而俯仰滾轉(zhuǎn)主要考核椅腿組件的變形能力，故表3 中前向和后向座椅各椅腿的合成載荷Fn較為接近，后向座椅相對前向座椅椅腿合成載荷最大差異約3.3%。

表3 俯仰和滾轉(zhuǎn)過程后椅腿最大接口載荷對比Tab.3 Comparison of seat leg's maximum interface loads after pitch and roll N

5.1.2 沖擊過程

沖擊過程中，前向和后向座椅各椅腿合成接口載荷對比如圖12 所示，其中，1#和4#椅腿受壓，2#和3#椅腿受拉。表4 列出了前向和后向座椅椅腿最大合成接口載荷對比情況。

表4 沖擊過程中椅腿最大合成接口載荷對比Tab.4 Comparison of seat legs′maximum resultant interface loads during the impact N

圖12 椅腿合成接口載荷對比Fig.12 Comparison of seat leg's resultant interface loads

由圖12 和表4 可知，后向座椅各椅腿最大合成接口載荷均小于前向座椅，同比小1.9%～21.9%。經(jīng)分析認(rèn)為：前向座椅由于慣性載荷與座椅朝向相同，座椅骨架繞椅腿向前向上翻轉(zhuǎn)，重心比初始位置更高，且乘員通過肩帶和腰帶將載荷傳遞給座椅，作用點高，對底部結(jié)構(gòu)形成更大的力矩，且安全帶對沖擊載荷有一定的放大作用[16]。而對于后向座椅，由于慣性載荷與座椅朝向相反，座椅骨架繞椅腿向后向下翻轉(zhuǎn)，重心比初始位置更低，且乘員通過靠背直接傳遞載荷，載荷作用點較肩帶作用點低，故后向座椅椅腿最大合成接口載荷更小。

5.2 最大永久變形對比

試驗中，為了測量座椅永久變形，在座椅兩側(cè)扶手的4 個角點、靠背上部和頭靠上均粘貼有靶標(biāo)點。由于座椅底部固定，沖擊過程中，座椅上部結(jié)構(gòu)變形會更大，且+X 向（飛機(jī)逆航向，參照圖3 中坐標(biāo)系）變形最能代表座椅縱向變形，故選擇靠背點和頭靠點進(jìn)行最大+X 向永久變形對比。表5 為前向座椅和后向座椅的+X 向永久變形對比情況。

表5 座椅+X 向永久變形對比Tab.5 Comparison of seat+X orinted permanent deformation

對比表5 中數(shù)據(jù)可知，后向座椅+X 向最大變形均小于前向座椅，同比小29.1%～40.7%。

綜合比較試驗中座椅接口載荷和變形量，可得出：16 g 結(jié)構(gòu)試驗中，后向座椅的承載嚴(yán)酷度小于前向座椅。

5.3 乘員姿態(tài)對比

盡管后向座椅相對前向座椅在主結(jié)構(gòu)上沿航向前后對稱，但在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中，由于俯仰、滾轉(zhuǎn)試驗條件以及主傳力路徑不同，乘員在試驗過程中的運動姿態(tài)也不相同。

表6 展示了試驗中前向座椅和后向座椅假人運動姿態(tài)的對比情況。

表6 前向和后向座椅假人運動姿態(tài)對比Tab.6 Comparison of postures of dummy between forward and rearfacing seat

5.3.1 初始姿態(tài)對比

由表6 可知，后向座椅相對前向座椅初始姿態(tài)主要差異體現(xiàn)在俯仰側(cè)假人。由于椅腿下俯，導(dǎo)致前向座椅俯仰側(cè)假人初始向前和向下傾斜，與靠背有一定間隙；后向座椅俯仰側(cè)假人向后和向下傾斜，且緊貼靠背。

5.3.2 運動姿態(tài)對比

由表6 可知，前向座椅假人在沖擊慣性載荷下相對座椅向前運動，并在安全帶約束下帶動座椅向前和向上翻轉(zhuǎn)變形；而后向座椅假人在沖擊慣性載荷下相對座椅向后運動，并通過靠背帶動座椅向后和向下翻轉(zhuǎn)變形。后向座椅假人在沖擊過程中擠壓靠背向后變形，且由于前期安全帶對乘員向上運動并沒有明顯約束效果，乘員在慣性載荷下沿靠背發(fā)生明顯的向上滑動。

5.4 頭部損傷判據(jù)

對于后向座椅，測試的乘員頭部損傷如圖13 所示。其中，左假人為俯仰側(cè)假人，右假人為滾轉(zhuǎn)側(cè)假人。兩側(cè)假人頭部碰撞頭靠加速度均較小，HIC 值遠(yuǎn)小于1 000。參照表6 中假人姿態(tài)，由于后向座椅假人頭部與頭靠距離較近，且頭靠泡沫具有較好的吸能效果，使得假人頭部與頭靠骨架碰撞時碰撞加速度較小。

圖13 后向座椅頭部損傷HIC 值Fig.13 HIC value of head injury of dummy in rear facing seat

6 結(jié)語

本文通過試驗研究了某型號公務(wù)機(jī)后向座椅相對前向座椅在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中的差異特性，分析了試驗傳力路徑、試驗工況條件、試驗測試項、試驗過程、試驗后接口載荷、最大變形和座椅-假人運動姿態(tài)的差異，并給出了后向座椅成員頭部損傷結(jié)果，主要得到以下結(jié)論。

（1）傳力路徑不同。前向座椅假人通過肩帶和腰帶傳遞至靠背，再傳遞至座椅骨架；而后向座椅假人慣性載荷則直接作用在靠背/頭靠上，再傳遞至座椅骨架。

（2）后向座椅受載嚴(yán)酷度小于前向座椅。后向座椅椅腿最大合成接口載荷比前向座椅小1.9%～21.9%；靠背/頭靠同位置最大水平方向永久變形較前向座椅小29.1%～40.7%。

（3）假人運動姿態(tài)不同。前向座椅的假人在慣性載荷下遠(yuǎn)離座椅運動；而對于后向座椅，由于安全帶對假人初始向上運動約束效果差，假人在慣性載荷下沿靠背發(fā)生明顯的向上滑動，因此，在后向座椅肩帶設(shè)計中應(yīng)考慮偏航角度下假人在16 g 結(jié)構(gòu)試驗中向上脫出的風(fēng)險。

（4）16 g 結(jié)構(gòu)試驗中，由于后向座椅假人頭部與頭靠距離較近，且頭靠泡沫具有一定吸能效果，使得假人頭部與頭靠骨架碰撞時頭部損傷小，HIC 值遠(yuǎn)小于規(guī)章要求的1 000（HIC ＜1 000）的指標(biāo)，因此，對于后向座椅，在動態(tài)試驗中假人頭部碰撞靠背/頭靠的HIC 風(fēng)險較小，但應(yīng)注意在后向座椅設(shè)計時考慮頭靠泡沫的吸能設(shè)計。

上述結(jié)論以及本文中關(guān)于試驗工況（俯仰、滾轉(zhuǎn)和偏航）條件篩選方法對于飛機(jī)后向座椅的強度設(shè)計和適航驗證具有很好的參考意義。