馮振宇，程坤，趙一帆，李恒暉，解江，牟浩蕾，王亞鋒，葛宇靜

1. 中國民用航空局 民航航空器適航審定技術重點實驗室，天津 300300 2. 中國民航大學 適航學院，天津 300300 3. 中國飛機強度研究所 結構沖擊動力學航空科技重點實驗室，西安 710065

適墜性是飛機結構及其系統(tǒng)在應急著陸過程中具有保護乘員安全的一種能力[1]。據(jù)統(tǒng)計，超過60%的飛行事故發(fā)生在飛機起飛和降落階段，大多屬于可生存事故范疇，即飛機在發(fā)生墜撞時至少有一人不因沖擊載荷直接死亡，且客艙結構能維持足夠的生存空間及通暢的逃生通道[2-3]。要提高飛機結構適墜性，一方面客艙地板上部結構要為大質量項目(行李架等)提供足夠的系留強度，為乘員保持可生存空間和通暢的逃生通道；另一方面客艙地板下部結構要盡可能發(fā)生變形和破壞來吸收墜撞沖擊能量，減少傳遞到乘員身上的過載。

變形模式、加速度響應和吸能特性是評估機身結構適墜性能最重要的3個方面。歐美等航空大國對于飛機結構適墜性的研究起步于20世紀六七十年代。其中，美國聯(lián)邦航空局(Federal Aviation Administration，F(xiàn)AA)和美國國家航空航天局(National Aeronautics and Space Administration，NASA)針對含貨艙貨物和輔助燃油箱的波音737機身框段進行了9.14 m/s的墜撞試驗和仿真研究，發(fā)現(xiàn)貨艙貨物和輔助燃油箱會改變機身框段變形失效模式，并增大傳遞到乘員身上的過載[4-6]；歐盟在“商用飛機適墜性研究(Commercial Aircraft Design For Crash Survivability，CRASURV)”項目中，對A320機身框段在7 m/s的墜撞速度下進行適墜性評估時發(fā)現(xiàn)連接結構失效對機身框段結構的變形失效模式有著重要影響，是應重點關注的問題之一[7-8]；日本宇宙航空研究開發(fā)機構(Japan Aerospace Exploration Agency，JAXA)對YS-11A前后機身框段結構分別在7.4 m/s和6.1 m/s的速度下進行了墜撞試驗及仿真分析以評估其適墜性能[9-11]。除此之外，研究人員還專門針對機身框、客艙支撐立柱結構等開展了大量的研究工作[12-16]，為飛機結構的適墜性設計提供指導。

飛機貨艙地板下部結構是墜撞過程中最先受到沖擊的區(qū)域，因其沖擊力學特性對機身結構變形模式、加速度響應和吸能特性有重要影響而備受關注。美國對波音787進行的適墜性驗證及適航審定中，采取“積木式”試驗方案，規(guī)劃并開展了貨艙地板下部結構倒置沖擊試驗及仿真分析，有力地支撐了其型號取證工作[17]。歐盟在A350適墜性驗證及適航審定過程中，同樣以倒置沖擊的方式對貨艙地板下部結構進行了試驗與仿真研究[18]。法國航空航天研究院(Office National d’Etudes et de Recherches Aerospatiales，ONERA)和德國宇航中心(Deutsches Zentrum für Luft-und Raumfahrt，DLR)聯(lián)合空客公司，為研制新一代全復合材料機身，制備了全復合材料貨艙地板下部結構試驗件，進行倒置沖擊試驗及仿真分析，以驗證其適墜性能[19-20]。意大利航空航天中心(Centro Italiano Ricerche Aerospaziali，CIRA)等基于A321機型[21]，荷蘭航空航天中心(Netherlands Aerospace Centre，NLR)等基于ATR-42/72機型[22]設計加工了貨艙地板下部結構，通過試驗與仿真分析對其吸能特性進行了驗證。

國內對運輸類飛機結構適墜性研究起步較晚。直到2012年，中國飛機強度研究所針對某典型機身框段進行了6.85 m/s的垂直墜撞試驗，為飛機結構適墜性評估、驗證及仿真分析積累了一定的經驗[23-25]。除此之外，北京航空航天大學的任毅如和向錦武等[26-31]從客艙地板斜撐桿、貨艙地板下部波紋板布局等方向對民機機身結構的耐撞性進行了分析及優(yōu)化工作；西北工業(yè)大學的Zhu等[32]通過建立含貨艙貨物的機身框段有限元模型，研究了貨艙貨物對機身結構適墜性能的影響；南京航空航天大學的何歡等[33]對帶油箱結構的機身段的墜撞特性進行了仿真分析，模擬了油箱內部液體晃動和潑濺過程對墜撞響應的影響；中國民航大學的牟浩蕾等[34-36]針對復合材料吸能元件及不同布局形式的機身框段結構適墜性等問題進行了研究。雖然國內對機身結構在墜撞情況下的變形模式、加速度響應和吸能特性有了一定的認識，但主要采取仿真分析手段，缺乏試驗對建模技術及仿真模型的有效性驗證。國內在飛機結構適墜性試驗方法、試驗與仿真結果相關性分析、有限元建模技術等方面仍然存在不足。

為了進一步發(fā)展飛機結構適墜性有限元建模及仿真分析技術，中國民航大學針對典型民用運輸類飛機機身結構，規(guī)劃“積木式”研究方案，逐級開展材料級、元件級、子部件級和部件級相關試驗及仿真研究，如圖1所示。其中，針對貨艙地板下部結構開展“落重沖擊”試驗，即將貨艙地板下部結構試驗件倒置并固定在測力平臺上，落重以一定速度對其進行沖擊。雖然采取這種試驗方法不能模擬飛機真實墜撞環(huán)境，但優(yōu)點在于易于控制沖擊姿態(tài)，能突出對貨艙地板下部結構主要承力部件的變形模式和能量吸收特性的考察，并可以為有限元建模技術的驗證提供支持[37]。

本文針對典型運輸類飛機三框兩段全尺寸貨艙地板下部結構試驗件，將試驗件倒置并固定在測力平臺上，落重以3.95 m/s的速度垂直沖擊試驗件，獲取并分析貨艙地板下部結構的變形模式、加速度響應和撞擊力響應。建立貨艙地板下部結構有限元模型，通過仿真結果與試驗結果的相關性分析來驗證有限元模型的有效性。通過仿真分析進一步揭示貨艙地板下部結構總體及各部件的吸能情況，識別主要吸能部件，以期為機身結構適墜性設計及改進提供指導。

圖1 “積木式”研究方案Fig.1 “Building Block” approach

1 貨艙地板下部結構試驗件及沖擊試驗

1.1 貨艙地板下部結構試驗件

典型運輸類飛機三框兩段全尺寸貨艙地板下部結構試驗件如圖2所示。試驗件主要包括機身框(含剪切角片)、中間支撐件、C型支撐件、長桁、貨艙地板橫梁、貨艙地板縱梁、蒙皮等部件。其中，中間支撐件與C型支撐件均是截面形狀為“C”字型的半開口式薄壁結構，長桁截面形狀為“2”字型，3個機身框(32、33、34)均為“Z”字型浮框式結構，通過剪切角片與蒙皮連接，貨艙地板橫梁截面形狀為“Z”字型，貨艙地板縱梁為“工”字梁。在貨艙地板下部結構中，機身框、中間支撐件、C型支撐件和貨艙地板橫梁均使用2024-T42鋁合金，蒙皮使用2024-T3鋁合金，用來連接貨艙地板橫梁和貨艙地板縱梁的T型件使用材料為7075-T7351鋁合金，長桁和貨艙地板縱梁分別為2099-T83和2196-T8511鋁鋰合金。貨艙地板下部結構試驗件橫向長2.28 m，縱向長1.12 m，高0.44 m，重約29 kg。

圖2 貨艙地板下部結構試驗件Fig.2 Sub-cargo fuselage section test specimen

1.2 試驗方案及沖擊試驗

試驗裝置及貨艙地板下部結構試驗件如圖3所示，整個試驗裝置包括4立柱落塔、落重(吊籃和壓板)、提升裝置、電磁釋放裝置、測力平臺、高速攝像機、數(shù)據(jù)采集設備、加速度傳感器等。試驗前將試驗件倒置，使用8個螺栓將貨艙地板橫梁固定在測力平臺的轉接板上，如圖4所示，使試驗件兩端保持自由狀態(tài)。

圖3 試驗裝置及試驗件Fig.3 Test set-up and test specimen

加速度、載荷和應變數(shù)據(jù)由DEWE數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)獲得。其中，加速度計安裝在壓板上方，用來測量壓板垂向加速度；6個壓阻式載荷傳感器置于測力平臺下部采集撞擊過程中的撞擊力數(shù)據(jù)。

圖4 貨艙地板橫梁固定方案Fig.4 Fixture of cargo floor crossbeam

在貨艙地板下部結構試驗件32框面及吊籃上粘貼18個MARK標，用來記錄試驗過程中試驗件關鍵位置處位移及吊籃下落速度，如圖5所示。同時，在支撐件組件、機身框等關鍵部位粘貼了18個三向應變花，用來測量結構應變情況，如圖6所示。試驗件周圍布置了5臺高速攝像機，用來對整個沖擊過程進行記錄，如圖7所示。

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)共包含61個通道，具體分配情況如表1所示。

正式試驗時，通過提升裝置將落重提升至0.848 m，確認數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)準備就緒后，通過電磁釋放裝置釋放落重，落重通過垂直導軌引導來控制下落姿態(tài)，以接近自由落體狀態(tài)加速下落，垂直撞擊倒扣的試驗件。

圖5 試驗件32框面視圖Fig.5 32 frame’s view of test specimen

圖6 支撐件組件上的應變花Fig.6 Strain gauges on stanchions

圖7 高速攝像位置Fig.7 Location of high-speed cameras

表1 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)Table 1 Data acquisition system

1.3 沖擊試驗結果

通過高速攝像獲得落重上MARK標的速度-時間曲線，確定落重接觸試驗件的速度為3.95 m/s。圖8給出了整個試驗過程中落重的速度-時間曲線及不同時段貨艙地板下部結構的變形過程。5 ms時，僅有最上方的一小部分蒙皮和機身框因受壓縮載荷而發(fā)生彎曲；15 ms時，機身框和中間支撐件起主要支撐作用，中間支撐件在承受軸向壓縮載荷時發(fā)生彎曲變形；15～31 ms期間，由于機身框和中間支撐件已經被壓縮到與C型支撐件同一水平位置，C型支撐件開始發(fā)生彎曲變形；31 ms時，落重速度降為0 m/s，試驗件到達最大變形狀態(tài)，由于沖擊能量有限，支撐件組件、機身框等主要承力部件均沒有發(fā)生破壞，有小部分的鉚釘發(fā)生失效；31 ms后，機身結構儲存的彈性能釋放，試驗件開始回彈，落重開始發(fā)生反向運動，最終在50 ms時以1.24 m/s的速度反向離開。

圖9分別給出了試驗后貨艙地板下部結構試驗件的34框面和32框面變形圖。由于C型支撐件、貨艙地板橫梁與機身框一起形成剛度較大的三角形區(qū)域，剛度在此處的不連續(xù)導致在C型支撐件與機身框的連接處最終形成了2處塑性鉸。對于34框面結構，在沖擊載荷作用下中間支撐件由于本身開放式的薄壁結構由32框面向34框面發(fā)生面外彎曲變形；機身框受到中間支撐件拉伸作用，發(fā)生彎曲和扭轉變形；C型支撐件根部與被固定的貨艙地板橫梁連接，上部受到機身框壓縮與彎矩作用，最終在靠下區(qū)域發(fā)生相反方向的彎曲變形，但變形程度比中間支撐件小。

圖8 落重速度-時間曲線Fig.8 Velocity-time curve of drop-weight

圖9 試驗后試驗件變形圖Fig.9 Deformation pictures of test specimen after test

貨艙地板橫梁由于與測力平臺通過螺栓連接固定，塑性變形程度很??；鋁鋰合金制成的貨艙地板縱梁基本無變形，如圖10所示。

機身蒙皮在面外沖擊載荷下整體發(fā)生輕微的彎曲變形，如圖11所示。

在沖擊載荷作用下，貨艙地板下部結構試驗件共有24個鉚釘發(fā)生失效，高鎖螺栓均沒有發(fā)生失效。其中，在中間支撐件附近區(qū)域的長桁與剪切角片連接處22個扁圓頭鉚釘發(fā)生剪切失效，在C型支撐件附近區(qū)域位于蒙皮與剪切角片連接處的2個沉頭鉚釘發(fā)生拉斷失效。圖12(a)給出了位于32框面連接失效區(qū)域，在沖擊載荷作用下長桁與剪切角片連接處(B區(qū))發(fā)生較大的相對位移，導致此處的扁圓頭鉚釘被剪斷，如圖12(c)和圖12(e)所示。在塑性鉸區(qū)域的蒙皮與剪切角片連接處(A區(qū))，2個沉頭鉚釘在沖擊載荷作用下發(fā)生了鉚釘拉斷失效，釘頭從釘桿處拉脫，如圖12(b)和圖12(d)所示。

圖10 沖擊后試驗件正置俯視圖Fig.10 Top view of test specimen after test

圖11 蒙皮彎曲變形Fig.11 Bend deformation of skin

圖12 鉚釘失效位置及失效模式Fig.12 Failure position and mode of rivets

圖13給出了位于32框面上M3/M4/M5(圖5)處MARK標的位移-時間曲線。M4基本處于貨艙地板下部結構試驗件的最頂部，代表著試驗件受沖擊時的最大壓縮量。在26 ms時M4處的位移量達到最大值，為43.4 mm，試驗件釋放存儲的彈性能量后，位移量下降，M4處的最終位移量保持為24.3 mm。M3和M5處的位移-時間曲線基本重合，2處變形程度基本相同。

通過位于測力平臺下部的6個載荷傳感器測得撞擊力-時間歷程響應，如圖14所示。在4.7 ms 時，撞擊力達到初始峰值載荷173 kN；隨后，撞擊力逐漸降低，由于受到試驗件及轉接板固有頻率的影響，分別在12.4 ms、19.6 ms、26.3 ms 時出現(xiàn)了124.0 kN、129.6 kN、112.57 kN 的撞擊力峰值；到33.4 ms時，由于試驗件已經開始發(fā)生回彈，撞擊力峰值減小到59.7 kN，相比初始撞擊力峰值減小65.5%。

圖13 M3/M4/M5處位移-時間曲線Fig.13 Displacement-time curves of M3/M4/M5

圖14 撞擊力-時間曲線Fig.14 Impact force-time curve

2 有限元模型建立

2.1 網(wǎng)格劃分

貨艙地板下部結構及落重有限元模型如圖15 所示，共包括287 828 個節(jié)點、203 386 個殼單元和20 521 個體單元。貨艙地板下部結構各部件大都由鋁合金經鈑金工藝制成或鋁鋰合金型材加工而成，故在有限元模型中大量使用二維殼單元模擬。為了提高計算效率，大多數(shù)殼單元采用Belytschko-Tsay縮減積分算法，厚度方向上采用3個積分點來進行計算。吊籃采用體單元模擬，壓板采用殼單元模擬，模擬落重質量為479.5 kg，與試驗落重質量(478.5 kg)誤差為0.2%。

圖15 貨艙地板下部結構及落重有限元模型Fig.15 Finite element model for sub-cargo structure and drop-weight

2.2 材料屬性

貨艙地板下部結構使用的2024-T42、2024-T3、7075-T7351鋁合金和2099-T83、2196-T8511鋁鋰合金材料屬性如表2所示。鋁合金和鋁鋰合金使用了彈塑性材料模型、最大塑性應變失效準則及Von-mises屈服準則。

在墜撞沖擊過程中，緊固件強度對機身結構整體變形及載荷響應有非常重要的影響。貨艙地板下部結構試驗件中的鉚釘類型主要有NAS1097KE5-6、MS20470E5-6、MS20470AD5-6。在有限元模型中，采用8個實體單元來進行模擬，并根據(jù)不同種類鉚釘分別賦予了7050-T73和2017-T4材料屬性，如表3所示。緊固件失效采用基于力的失效準則：

(1)

式中：N(α)為所受拉伸載荷分量；Nu為極限拉伸載荷；T(α)為所受剪切載荷分量；Tu為極限剪切載荷；a、b值經擬合確定均為2。極限拉伸載荷和極限剪切載荷均由鉚釘動態(tài)復合加載失效試驗測得[38]。如果在目前的拉伸載荷和剪切載荷下計算得到的失效準則大于1，則模擬緊固件的實體單元發(fā)生失效。

表2 材料性能參數(shù)Table 2 Parameters of material properties

表3 鉚釘性能參數(shù)Table 3 Parameters of rivet performance

2.3 邊界設置

在有限元模型中，施加9.8 m/s2的重力場，且落重上的節(jié)點均被賦予3.95 m/s的初始垂向沖擊速度。用于支撐貨艙地板下部結構的轉接板上所有節(jié)點的自由度都被約束。

有限元分析計算時長為80 ms，使用LS-DYNA971求解器在主頻為2.1 GHz的工作站上8核計算時間大約為4 h。

3 結果和討論

3.1 變形模式

圖16給出了貨艙地板下部結構在不同時刻t下仿真以及試驗的變形模式，可以看出在變形上仿真結果與試驗結果吻合較好。

圖16 仿真與試驗變形結果比較Fig.16 Comparison between simulation and test deformation results

圖17給出了貨艙地板下部結構34框面和32框面仿真和試驗的變形結果。如前所述，C型支撐件與機身框的連接處發(fā)生應力集中，形成2處 對稱的塑性鉸，仿真較好地模擬了塑性鉸的出現(xiàn)。同時，仿真獲得的中間支撐件與C型支撐件的彎曲變形模式與試驗結果保持高度一致。

圖18給出了貨艙地板下部結構有限元模型34框面在受沖擊前后的Von-mises應力云圖。受沖擊后，貨艙地板下部結構應力較大的區(qū)域主要集中在中間支撐件中部與C型支撐件根部彎曲處，C型支撐件與機身框連接區(qū)域的塑性鉸形成處。

圖19給出了M4處仿真與試驗的位移-時間曲線的對比結果。仿真整體上呈現(xiàn)出比試驗更大的壓縮量，仿真最大壓縮量45.8 mm比試驗最大壓縮量43.4 mm高5.5%，50 ms落重反向離開時仿真壓縮量25.2 mm比試驗壓縮量24.3 mm高3.7%。

圖17 34和32框面試驗與仿真失效模式對比Fig.17 Comparison of test and simulation failure modes of 34 and 32 frames

圖18 沖擊前后貨艙地板下部結構Von-mises應力云圖Fig.18 Von-mises stress fringe of sub-cargo structure before and after impact

圖19 M4處仿真與試驗位移-時間曲線Fig.19 Displacement-time curves of simulation and test at M4

3.2 加速度響應

置于壓板正上方的加速度計測得的試驗原始加速度數(shù)據(jù)如圖20所示，原始數(shù)據(jù)中存在著許多高頻信號和其他噪聲，評估結構抗墜撞性能時一般關注結構低頻響應，因此需要對原始數(shù)據(jù)進行濾波處理。

參考SAE J211/1標準[39]，選擇低通4階巴特沃斯濾波器進行濾波。通過對原始數(shù)據(jù)進行頻譜分析，初步確定截止頻率為115 Hz，對在此截止頻率下濾波后的加速度進行積分獲得速度-時間曲線，并與未濾波時的加速度進行積分獲得的速度-時間曲線進行對比，結果顯示兩者在趨勢和數(shù)值上相關性較好。因此選擇4階巴特沃斯115 Hz 低通濾波的方式對加速度原始數(shù)據(jù)進行濾波。

仿真加速度數(shù)據(jù)通過SAE CFC 300低通濾波器進行濾波。濾波后的試驗與仿真加速度數(shù)據(jù)如圖21所示，在6.9 ms時試驗加速度到達初始峰值25.1g，3.4 ms時仿真加速度達到初始峰值24.1g，仿真比試驗初始加速度峰值低4%。加速度初始峰值大小及出現(xiàn)時刻的誤差主要是由于在仿真模型中未考慮材料應變率效應，導致有限元模型整體的抵抗變形能力低于試驗件。同時，這也是仿真壓縮量與試驗壓縮量產生偏差的原因。

圖20 試驗獲得初始加速度數(shù)據(jù)Fig.20 Raw acceleration data measured by test

圖21 濾波后試驗與仿真加速度數(shù)據(jù)Fig.21 Filtered test and simulation acceleration data

在0～50 ms期間的平均加速度為

(2)

式中：Aavg代表平均加速度；A代表時刻加速度。結果顯示，在0～50 ms期間，仿真獲得的平均加速度為10.93g，試驗獲得的平均加速度為10.91g，仿真結果與試驗結果基本一致。

4 吸能情況討論

圖22給出了貨艙地板下部結構沖擊仿真獲得的總能量吸收關系圖。落重初始沖擊動能為3 831 J，在沖擊過程中轉換為各部件彈性變形能、塑性變形能及摩擦能等。在27.2 ms時，動能降到最低，內能達到最大4 032 J。隨著彈性變形能的釋放，內能逐漸降低，動能逐漸增大，在落重反向離開時帶有548 J殘余動能。最終通過各部件塑性變形吸收的能量保持為3 462 J，占初始總動能的90.4%；摩擦能主要由沖擊壓板與貨艙地板下部結構的接觸以及貨艙地板下部結構各部件間的自接觸摩擦產生，摩擦能始終保持在較低水平。沙漏能基本不變，且始終保持在1%以下。

圖22 總能量吸收關系Fig.22 Relationship of total energy absorption

沖擊過程中，吸能結構包括機身框、中間支撐件、C型支撐件、長桁、貨艙地板橫梁、貨艙地板縱梁、蒙皮、緊固件等，如圖23所示。對于吸能量，機身框吸能貢獻最多，28.1 ms時最大吸能量達到1 321 J，并在50 ms左右時吸能趨于平穩(wěn)，塑性變形吸能量為1 054 J，占總吸能的32.1%；中間支撐件發(fā)生較大塑性變形，最大吸能量為1 038 J，隨后釋放41 J的彈性變形能，吸能平穩(wěn)后的吸能量為997 J，占總吸能量的30.4%；機身框和中間支撐件在沖擊過程中吸收了絕大部分的能量，占總吸能的62.5%，是最主要的吸能部件。C型支撐件由于所發(fā)生的塑性變形程度小，塑性變形吸能僅占8.5%；蒙皮在沖擊過程中的最大吸能量為126 J，但由于回彈釋放102 J能量，最終只吸收24 J能量；在初始沖擊能量下，緊固件通過塑性變形共吸收了490 J的能量，占總吸能的14.9%。

定義比吸能為結構單位質量所吸收的能量。從圖24中可以看出，在該沖擊能量下，緊固件的比吸能最大，為3.51 J/g；中間支撐件、貨艙地板橫梁和C型支撐件的比吸能依次為1.89 J/g、1.49 J/g 和0.96 J/g；雖然機身框吸能量最高，但左右兩自由端的機身框基本無塑性變形，比吸能僅為0.23 J/g。

圖23 貨艙地板下部結構各部件吸能曲線Fig.23 Energy absorption curves of each component of sub-cargo structure

圖24 各部件吸能和比吸能統(tǒng)計Fig.24 Energy absorption and specific energy absorption of each component

5 結 論

1) 針對運輸類飛機典型貨艙地板下部結構，將其倒置并固定在測力平臺上，478.5 kg的落重以3.95 m/s速度進行垂直沖擊，獲得了其變形模式、加速度響應和撞擊力響應；在受沖擊時，3個框面的中間支撐件一致由32框面向34框面彎曲，C型支撐件則發(fā)生相反方向的彎曲變形；機身框發(fā)生扭轉及彎曲變形；貨艙地板橫梁及貨艙地板縱梁變形程度均很??；在中間支撐件附近區(qū)域，位于長桁與剪切角片連接處的22個扁圓頭鉚釘發(fā)生剪切失效；在C型支撐件附近區(qū)域，位于蒙皮與剪切角片連接處的2個沉頭鉚釘發(fā)生拉斷失效。

2) 建立了貨艙地板下部結構有限元模型，仿真結果與試驗結果吻合較好。有限元仿真能準確模擬位于C型支撐件與機身框連接處的塑性鉸，以及中間支撐件和C型支撐件的彎曲變形模式；仿真獲得的M4處壓縮量25.2 mm比試驗結果24.3 mm高3.7%，仿真獲得的壓板上初始加速度峰值24.1g比試驗結果25.1g低4%，出現(xiàn)時刻提前3.5 ms。

3) 通過有限元仿真對貨艙地板下部結構中各部件的吸能特性進行了分析。在吸能量上，機身框和中間支撐件吸能貢獻最多，分別占總吸能量的32.1%與30.4%；緊固件吸能比例達14.9%；C型支撐件塑性變形程度小，占總吸能量的8.5%。在比吸能上，緊固件的比吸能最大，為3.51 J/g；中間支撐件、貨艙地板橫梁和C型支撐件的比吸能依次為1.89 J/g、1.49 J/g和0.96 J/g；機身框雖然吸能量最多，但比吸能僅為0.23 J/g。

4)為了更加深入地研究貨艙地板下部結構吸能特性及有限元建模技術，在此種試驗方案下，后期還將針對貨艙地板下部結構進行5.5 m/s沖擊速度下的試驗與仿真分析。