Effects of different postures on crew damage under the impact of manned airdrop landing
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摘要: 针对某军用车辆在1 m高度进行无缓冲平台空投实验，并建立座椅与乘员的模拟模型。利用实验获取的座椅安装点冲击信号作为模拟模型的输入数据，并通过实验结果与模拟结果的对比验证了该模型的可靠性。借鉴航空工程相关研究，提出了一种将各关键损伤指标加以归一化的权重评价指标—加权损伤准则(weighted injury criteria，WIC)。研究了乘员仰卧角度和大小腿夹角两个姿态参数对乘员损伤的影响，并以WIC为优化目标，利用遗传算法完成参数优化工作。研究发现：对乘员小腿运动进行约束能降低乘员整体损伤响应，乘员对抗着陆冲击的最佳姿态为仰卧角47°～56°、大小腿夹角62°～68°。Abstract: For a military vehicle, an unbuffered platform airdrop test was performed at a height of 1 m. And a seat-crew model was built. The impact signals at the seat installation point were obtained by the test. The obtained signals were used as the input of the simulation model, and the reliability of the model was verified by comparing the test and simulation data. Based on the aeronautical engineering related research, a weight evaluation index named weighted injury criteria (WIC) was presented by normalizing each key damage index. The influence of two posture parameters, namely the crew’s supine angle and the angle between the calf and the thigh, on the crew’s injury was studied. With the WIC as the optimization target, the genetic algorithm was used to obtain the optimized parameters. The study finds that to restrain the motion of the crew’s calf can reduce his overall injury response. The optimal posture of the crew against the landing impact is the supine angle range from 47° to 56°, and the angle between the upper and lower legs is from 62° to 68°.
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Key words:
- manned airdrop /
- landing impact /
- crew posture /
- weight evaluation index /
- weighted injury criteria
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锆是一种具有极强耐腐蚀性能的稀有金属, 其耐蚀性能优于不锈钢、钛和镍合金, 可用于硝酸、盐酸、过氧化氢以及氯化乙烯等化工产品的生产和存储装置。由于锆的价格昂贵, 所以通常将锆与钢复合后使用, 目前主要通过爆炸焊接技术来制备大面积的锆/钢复合板[1-2]。爆炸焊接是一种高能率固相焊接方法, 它是利用炸药爆轰驱动复板与基板高速撞击来实现焊接的。焊接后, 在复板与基板的结合面处会产生准正弦波形状的波纹, 称为界面波[3]。界面波是判断爆炸焊接结合强度的一个标准, 细小而规则的界面波表示基复板结合强度高, 无界面波或界面波过大, 则表示结合强度较差[4-5]。
锆与钢直接复合时, 容易形成脆硬的金属间化合物, 降低复合板的结合强度。因此复合时, 需要在锆与钢之间添加过渡层[6]。钛、锆为同族元素, 材料冶金性能相近, 两者爆炸复合不会产生金属间化合物, 而钛与钢的爆炸复合工艺成熟, 可充分保证结合质量, 所以本文选用钛作为锆/钢复合板的过渡层。
本文中, 拟对锆/钢和锆/钛/钢进行小倾角法爆炸焊接实验, 测量各结合界面的波形参数和剪切强度, 分析过渡层及退火处理对剪切强度的影响。另外, 采用光滑粒子流体动力学(smoothed particle hydrodynamics, SPH)法模拟锆/钛/钢三层爆炸焊接, 计算碰撞速度和碰撞角, 获得锆/钛/钢最佳结合质量对应的最优爆炸焊接动态参数。
1. 小倾角爆炸焊接实验
小倾角法爆炸焊接实验是将复板和基板预置一定的角度, 一般为2°~6°, 使复板与基板的间距连续变化, 从而在不同加速距离下获得连续变化的碰撞速度和碰撞角[7], 实验装置如图 1所示。小倾角法可在一次实验中实现多组不同碰撞速度和碰撞角下的爆炸焊接, 适合进行爆炸焊接动态参数的优化。实验中采用的复板为Zr-3锆板, 基板为Q345钢板, 过渡层为TA1钛板。复板尺寸为400 mm×160 mm×3 mm, 基板尺寸为360 mm×160 mm×10 mm, 过渡层尺寸为360 mm×160 mm×2 mm。采用的炸药为改性铵油炸药, 装药密度0.84 g/cm3, 爆速2.6 km/s。
图 1 三层小倾角法爆炸焊接装置示意图Figure 1. The equipment of three-layer explosive welding at small angle锆/钢双层实验预置倾角为3°, 最大间距为19 mm, 装药厚度35 mm。锆/钛/钢三层实验的复板与过渡层间的预置倾角为3°, 最大间距为19 mm。过渡层与基板平行放置, 架高为8 mm。装药厚度为40 mm。各板间结合面均经抛光处理, 复板与炸药接触表面涂抹黄油防止烧蚀。
爆炸焊接后得到的锆/钢及锆/钛/钢复合板无空鼓和开裂, 表面无烧蚀, 经超声波检测其结合率为100%。在每块复合板上沿长度方向切割出360 mm×20 mm的长条, 再截断成40 mm长的小试样, 用于金相及剪切强度检测。
2. 结果与分析
2.1 波形参数
金属板爆炸焊接时会在结合界面形成界面波, 界面波的大小与爆炸复合板的结合强度有关。一般界面波细小时, 结合强度高, 无界面波或界面波粗大时, 结合强度低。界面波的大小可由波形参数来表示, 波形参数包括波长s、波高h和比波长s/h。
锆/钢复合板9个试样的界面波如图 2所示。可以看出, 试样1的结合界面平直无波纹, 试样2的左半部无波纹, 右半部开始出现细小波纹, 其他7个试样的结合界面都有波纹产生, 而且沿爆轰波传播方向界面波越来越明显。试样9的右半部没有界面波, 这是受爆炸焊接末端稀疏效应的影响所致。
为了测量各试样的波形参数, 在每个试样的中间位置, 对结合界面进行金相显微观察, 如图 3所示。可以看出, 试样1基本无界面波, 其余8个试样的界面波形状相似, 波长逐渐增大。在图 3中测量出界面波的波长和波高, 具体波形参数见表 1。图中的位置表示界面波波峰至起爆点的距离, 在距离起爆点60 mm处界面波的波长、波高和比波长均发生了突变, 说明开始产生界面波。此后随着远离起爆点, 波长和波高逐渐增加, 比波长先减小后增加。
表 1 复合板的波形参数Table 1. The interfacial wave parameters of the clad plates试样编号 s/mm h/mm s/h s/mm h/mm s/h s/mm h/mm s/h 锆/钢界面 锆/钛界面 钛/钢界面 1 0.189 0.011 17.18 0 0 0 0.500 0.111 4.50 2 0.511 0.133 3.84 0.120 0.110 1.09 0.889 0.200 4.45 3 1.056 0.278 3.80 0.222 0.167 1.33 0.833 0.189 4.41 4 1.444 0.411 3.51 0.389 0.278 1.40 1.111 0.222 5.00 5 1.944 0.711 2.73 0.445 0.333 1.34 1.278 0.278 4.60 6 2.111 0.833 2.53 0.556 0.389 1.43 1.444 0.333 4.34 7 2.333 0.722 2.23 0.611 0.444 1.38 1.611 0.333 4.84 8 2.444 0.822 2.97 0.667 0.500 1.33 1.667 0.333 5.00 9 2.833 0.777 3.64 0.844 0.510 1.65 1.889 0.333 5.67 采用同样方法测量锆/钛/钢试样的界面波波形参数。锆/钛/钢复合板包含2个界面, 锆/钛界面和钛/钢界面, 所以分别对2个界面进行金相显微观察, 然后将同一位置2个界面的图像合成在一起, 如图 4所示。由于篇幅所限, 只列举了1、6和9号试样。锆/钛界面在20 mm处无界面波, 在60 mm开始出现微小界面波, 此后波长和波高逐渐增加, 比波长为1.4左右。钛/钢界面在20 mm处就形成了界面波, 此后波长逐渐增加, 波高增加到0.333 mm后, 就不再变化, 其比波长值为5.0左右。锆/钛/钢复合板的波形参数见表 2。
表 2 复合板结合界面的剪切强度Table 2. The interfacial shear strength of clad plate试样编号 σs/MPa 锆/钛界面 钛/钢界面 锆/钢界面 爆炸态 退火态 爆炸态 退火态 爆炸态 退火态 1 57 41 63 185 47 160 2 77 68 124 180 110 160 3 103 94 150 193 138 166 4 115 101 163 163 147 132 5 142 121 155 191 144 157 6 155 131 164 217 148 179 7 124 110 158 183 143 165 8 84 78 166 156 146 131 9 51 46 133 131 115 112 2.2 剪切强度
爆炸复合板的结合强度是评价复合板质量的重要参数, 通常用剪切强度σs来表示。复合板的剪切强度一般根据GB/T 6396-2008[8]进行检测。按照该标准对锆/钢和锆/钛/钢试样进行加工, 复合板剪切强度检测装置及剪切后的试样如图 5所示。
各试样结合界面的剪切强度见表 2, 其中退火态是指经过退火处理消除了加工应力的试样, 退火温度为580 ℃, 保温1小时。爆炸态为没有经过退火处理的试样。从表 2可以看出, 退火后复合板结合界面的剪切强度降低约20%。
根据锆/钢复合板行业标准YST 777-2011[9]得知, 退火态锆/钢复合板结合界面的剪切强度应高于140 MPa。由表 2可以看出:在没有过渡层的情况下, 锆/钢复合板不同试样的退火态剪切强度均低于140 MPa; 而增加了过渡层后, 锆/钛/钢复合板的5、6和7号试样的锆/钛界面和钛/钢界面的剪切强度均高于140 MPa, 其中锆/钛/钢试样6在2个界面上的剪切强度均为最大值, 锆/钛界面的剪切强度为148 MPa, 钛/钢界面的剪切强度为179 MPa。这表明钛作为过渡层可提高锆/钢复合板的剪切强度, 使之达到行业标准要求。另外, 对比表 1可知:当锆/钛界面波波长约为0.5 mm, 钛/钢界面波波长约为1.5 mm时, 结合界面的剪切强度较高。
3. 数值模拟
为了获得小倾角实验的碰撞速度和碰撞角, 采用SPH法对锆/钛/钢三层爆炸焊接进行数值模拟。SPH法是一种拉格朗日无网格方法, 采用带有各种物理量的粒子构成离散计算域。任意粒子i的物理量fi可以通过其周围粒子插值得到。SPH法不用定义接触, 各材料的粒子就可实现相互作用。材料的变形不依赖网格, 能够避免有限元法的网格畸变, 因此被广泛应用于爆轰、侵彻等各种大变形问题的计算[10-11]。李晓杰等[12]和Wang Xiao等[13]将该方法用于爆炸焊接研究, 经与实验结果比较, 证明计算精度较高。
采用SPH法对锆/钛/钢小倾角法爆炸焊接进行数值模拟, 质点模型由5部分组成(见图 6):炸药、锆板、钛板、钢板和刚性壁, 其中刚性壁模拟爆炸焊接时钢板下方的垫板。爆炸焊接时架高的阻力可忽略不计, 所以模型中省略了架高。起爆点位于炸药左上角。由于是对整个爆炸焊接过程进行宏观模拟, 质点间距较大, 所以没有模拟出界面波。按照表 1中各试样的中点位置, 在锆板和钛板下表面依次各取9个点, 间隔均为40 mm, 计算得到各点的碰撞速度v和碰撞角β, 见表 3。
图 6 锆/钛/钢爆炸焊接的SPH模型Figure 6. The SPH model of explosive welding for Zr/Ti/steel clad plate表 3 锆/钛/钢界面的碰撞参数Table 3. Impact parameters for Zr/Ti/steel interface试样 v/(m·s-1) β/(°) v/(m·s-1) β/(°) 锆/钛界面 钛/钢界面 1 325 5.2 485 3.3 2 501 10.1 554 8.5 3 602 13.5 684 14.2 4 680 17.0 755 16.8 5 734 19.8 803 19.5 6 774 20.4 871 20.2 7 805 20.8 904 20.5 8 823 21.2 923 20.9 9 850 21.5 939 21.3 通过模拟, 得出了锆/钛/钢5、6和7号试样的碰撞速度和碰撞角。由此得到一组合理的锆/钛/钢碰撞参数, 即锆/钛界面的v为734~805 m/s, β为19.8°~20.8°; 钛/钢界面的碰撞速度为803~904 m/s, 碰撞角为19.5°~20.5°。
4. 结论
通过对锆/钛/钢进行了小倾角法爆炸焊接实验及数值模拟, 得出如下结论:(1)钛板作为过渡层, 可显著提高锆/钢复合板的剪切强度。(2)小倾角实验可获得波长连续变化的界面波, 当锆/钛界面波波长约为0.5 mm, 钛/钢界面波波长约为1.5 mm时, 结合界面的剪切强度较高。(3)当锆/钛界面的碰撞速度为734~805 m/s, 碰撞角为19.8°~20.8°, 钛/钢界面的碰撞速度为803~904 m/s, 碰撞角为19.5°~20.5°时, 锆/钛/钢三层复合板的锆/钛和钛/钢界面的剪切强度都能高于140 MPa。
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图 2 车内实验假人的姿势及加速度传感器的布置
Figure 2. The test dummy posture in vehicle and the acceleration sensor arrangement on the joist
图 3 座椅安装点Z向加速度时间历程
Figure 3. Change of acceleration along Z direction with time at the mounting point on the seat
图 6 坐垫靠垫和安全带材料应力应变曲线
Figure 6. Stress-strain curves of cushion and seat belt materials
图 10 不同仰卧角度对成员身体几个关键部位动态响应的影响
Figure 10. Effects of different supine angles on dynamic responses of several key parts of a passenger’s body
图 11 大小腿的不同夹角对成员身体几个关键部位动态响应的影响
Figure 11. Effects of different angles between the calf and the thigh on dynamic responses of several key parts of a passenger’s body
表 1 不同部位伤害标准和限值
Table 1. Injury standards and threshold values for different parts
部位 损伤标准 注解 损伤指标 损伤指标限值 头部 GX/g 头部X向加速度 GX,lim/g 26 GZ/g 头部Z向加速度 GZ,lim/g 20 颈部 Fn,Z/kN 颈部压缩轴向力 Fn,Z,lim/kN −1.3 Mn,Y/(N·m) 颈部力矩 Mn,Y,liml/(N·m) 135 Nij 轴向力和弯曲力矩线性合成准则 1 腰椎 Flum,Z/kN 腰椎轴向力 Flum,Z,lim/kN 8 Mlum,Y/(N·m) 腰椎Y向弯矩 Mlum,Y,lim/(N·m) 400 盆骨 Gp/g 盆骨Z向加速度 λdri 动态响应指数 λdri,lim 13.4 
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表 2 主要结构材料参数
Table 2. Main structural material parameters
材料 密度/(g·cm−3) 弹性模量/GPa 泊松比 屈服极限/MPa 拉伸失效应变 Q235 7.8 210.0 0.31 235.0 0.24 泡沫 0.2 28.3 0.40 19.7 0.50 A3003H14铝 2.7 70.0 0.30 110.0 0.10
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表 3 实验与模拟数据对比
Table 3. Comparison of experimental and simulated data
方法 GZ/g Fn,Z/kN Mn,Y/(N·m) Flum,Z/kN Mlum,Y/(N·m) Gp/g 实验 16.7 0.79 56.7 4.65 126.7 17.9 模拟 18.8 0.76 63.9 4.52 151.2 15.6 相对误差/% 12.6 3.5 12.7 2.6 19.3 12.8
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表 4 设计变量选取
Table 4. Selection of design variables
设计参数 采样点 α/(°) 0 10 20 30 40 50 60 70 β/(°) 60 90 120 150
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表 5 小腿有、无约束模拟数据对比
Table 5. Comparison of simulation data between the calf with and without restraint
模拟条件 GX/g GZ/g Fn,Z/kN Mn,Y/(N·m) Flum,Z/kN Mlum,Y/(N·m) Id Iw 小腿无约束 10.2 18.80 0.763 63.9 4.52 157 3.76 0.536 0 小腿有约束 8.7 15.38 0.715 59.3 3.92 122 3.66 0.411 6 相对差值/% 14.7 18.2 5.7 7.2 13.4 21.8 2.7 23.2
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表 6 不同仰卧角度的仿真数据对比
Table 6. Comparison of simulation data of different supine angles
α/(°) GX/g GZ/g Fn,Z/kN Mn,Y/(N·m) Flum,Z/kN Mlum,Y/(N·m) Id Iw 0 8.7 15.38 0.593 0.318 3.92 112.8 3.46 0.411 6 10 9.31 14.05 0.558 0.291 4.45 149.0 3.18 0.425 3 20 10.88 13.96 0.575 0.260 4.28 176.2 3.1 0.432 6 30 13.22 12.33 0.565 0.208 3.46 223.9 1.84 0.410 5 40 15.95 11.20 0.587 0.128 2.85 225.0 1.82 0.385 6 50 13.05 11.70 0.545 0.104 2.27 202.0 1.85 0.343 6 60 13.80 11.89 0.564 0.080 1.79 239.0 1.47 0.346 6 70 13.90 10.30 0.5249 0.090 1.43 279.0 1.49 0.349 3
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表 7 不同大小腿夹角的空投冲击工况模拟数据对比
Table 7. Comparison of simulation data among airdrop impact conditions with different angles between the calf and the thigh
β/(°) GX/g GZ/g Fn,Z/kN Mn,Y/(N·m) Flum,Z/kN Mlum,Y/(N·m) Id Iw 60 9.8 11.66 0.491 0.247 3.87 104.3 3.55 0.365 2 90 8.7 15.38 0.593 0.318 3.92 122.8 3.66 0.411 6 120 11.8 13.2 0.566 0.316 4.74 127.9 3.82 0.435 5 150 8.39 13.47 0.528 0.270 4.53 105.5 4.42 0.405 6
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表 8 优化结果和仿真结果的对比
Table 8. Comparison of optimization results and simulation results
项目 GX/g GZ/g Fn,Z/kN Mn,Y/(N·m) Flum,Z/kN Mlum,Y/(N·m) Id Iw 优化结果 0.4987 0.103 1 1.70 201 1.35 0.326 优化后模拟结果 13.3 10.4 0.5158 0.106 0 1.72 229 1.04 0.328 误差/% 3 2.8 1.2 13.9 22.9 0.6
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表 9 优化后方案与原始方案的对比
Table 9. Comparison between the optimized solution and the original solution
项目 GX/g GZ/g Fn,Z/kN Mn,Y/(N·m) Flum,Z/kN Mlum,Y/(N·m) Id Iw 初始值 10.2 18.8 0.720 2 0.570 4.52 157 3.76 0.536 优化后模拟结果 13.3 10.4 0.515 8 0.106 1.72 229 1.04 0.328 相对差值/% −30 44.7 20.4 81.4 61.9 −45 72 38.8
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[1] 刘鑫. 基于气囊缓冲的载人空降乘员防护理论与方法[D]. 长沙: 湖南大学, 2009. DOI: 10.7666/d.d146725. [2] 刘鑫, 张志勇. 基于气囊缓冲的载人空降乘员防护装置优化设计 [J]. 机械工程学报, 2010, 48(21): 168–174. DOI: 10.3901/JME.2012.21.168.LIU X, ZHANG Z Y. Optimal design of passenger’s protection devices in manned airdrop based on airbag cushion [J]. Journal of Mechanical Engineering, 2010, 48(21): 168–174. DOI: 10.3901/JME.2012.21.168. [3] STAPP J P, TAYLOR E R. Space cabin landing impact vector effects on human physiology [J]. Aerospace Medicine, 1964, 35: 1117–1133. [4] 成自龙, 韩延方, 曾文艺, 等. 人体坐姿着陆冲击(+G z)耐限区间的研究 [J]. 航天医学与医学工程, 1997, 10(5): 340–343. DOI: 10.16289/j.cnki.1002-0837.1997.05.008.CHENG Z L, HAN Y F, ZENG W Y, et al. Human tolerance to landing impact (+G z) in sitting position [J]. Space Medicine and Medical Engineering, 1997, 10(5): 340–343. DOI: 10.16289/j.cnki.1002-0837.1997.05.008. [5] 刘炳坤, 王宪民, 王玉兰, 等. 不同体位着陆冲击时人体的动态响应 [J]. 航天医学与医学工程, 2001, 14(2): 121–123. DOI: 10.3969/j.issn.1002-0837.2001.02.010.LIU B K, WANG X M, WANG Y L, et al. Human dynamic response to landing impact in selected body orientations [J]. Space Medicine and Medical Engineering, 2001, 14(2): 121–123. DOI: 10.3969/j.issn.1002-0837.2001.02.010. [6] 冯宇, 于广春, 吴增斌, 等. 某轮式空降战车模拟着地冲击试验方法研究 [J]. 车辆与动力技术, 2019(2): 62–64. DOI: 10.16599/j.cnki.1009-4687.2019.02.012.FENG Y, YU G C, WU Z B, et al. Research on the simulated landing impact test method of a wheeled airborne fighting vehicle [J]. Vehicle and Power Technology, 2019(2): 62–64. DOI: 10.16599/j.cnki.1009-4687.2019.02.012. [7] 俞彤, 王显会, 周云波, 等. 爆炸环境下车辆地板加速度对乘员小腿损伤的影响 [J]. 科学技术与工程, 2018, 18(21): 339–344. DOI: 10.3969/j.issn.1671-1815.2018.21.053.YU T, WANG X H, ZHOU Y B, et al. The effects of vehicle floor acceleration on the damage of occupant's tibia in explosive environment [J]. Science Technology and Engineering, 2018, 18(21): 339–344. DOI: 10.3969/j.issn.1671-1815.2018.21.053. [8] 梁锐, 黄世霖, 杜汇良, 等. 高G值复合着陆冲击下头、颈部损伤成因 [J]. 中国临床康复, 2005, 9(25): 28–30. DOI: 10.3321/j.issn:1673-8225.2005.25.014.LIANG R, HUANG S L, DU H L, et al. Causes of head and neck injury under high G landing impact [J]. Chinese Journal of Clinical Rehabilitation, 2005, 9(25): 28–30. DOI: 10.3321/j.issn:1673-8225.2005.25.014. [9] North Atlantic Treaty Organization. Procedures for evaluating the protection level of armored vehicles-mine threat: AEP-55: Volume 2[S]. Brussels: Allied Engineering Publication, 2011. [10] 通过载人航天器发射、中止、着陆引起的伤害来确定NASA风险准则[J]. 载人航天信息, 2015(2): 1−13.Determine NASA risk criteria through injuries caused by manned spacecraft launch, suspension, and landing[J]. Manned Spaceflight Information, 2015(2): 1−13. [11] ECE UN. Uniform provision concerning the approval of vehicles with regard to the emission of pollutants according to engine fuel requirements [J]. UN ECE Regulation, 2005(83). [12] VIANO D C, AREPALLY S. Assessing the safety performance of occupant restraint systems [M]. DOI: 10.4271/902328. [13] BROWN W K, ROTHSTEIN J D, FOSTER P. Human response to predicted Apollo landing impacts in selected body orientations [J]. Aerospace Medicine, 1966, 37(4): 394–398. [14] TABIEI A, LAWRENCE C, FASANELLA E L. Validation of finite element crash test dummy models for predicting orion crew member injuries during a simulated vehicle landing: NASA TM-2009-215476 [R]. 2009. [15] 王心怡, 刘晓颖, 陈聪, 等. 跌落工况下的人体腰椎损伤风险的几种影响因素 [J]. 汽车安全与节能学报, 2018, 9(2): 178–185. DOI: 10.3969/j.issn.1674-8484.2018.02.008.WANG X Y, LIU X Y, CHEN C, et al. Factors for affecting risk of human lumbar spine injuries under dropping conditions [J]. Journal of Automotive Safety and Energy, 2018, 9(2): 178–185. DOI: 10.3969/j.issn.1674-8484.2018.02.008. [16] SIMPSON T M, MAUERY T M, KORTE J J, et al. Kriging models for global approximation in simulation-based multidisciplinary design optimization [J]. AIAA Journal, 2001, 39(12): 2233–2241. DOI: 10.2514/2.1234. 期刊类型引用(2)
1. 鲁超宇，陈金宝，王宸，朱锦耀，黄梓瀚. 组合式气囊在重装空投中的缓冲性能分析. 宇航学报. 2023(06): 841-850 . 
百度学术2. 刘涛，张宏伟，孙晓旺，王显会，张进成，胡杨. 车辆载人空降的试验与仿真研究. 兵工学报. 2023(08): 2283-2298 . 百度学术其他类型引用(2)
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