帶穩定板裝置彈射座椅偏航穩定性能研究

劉 富,童明波,宋 杰,譚 率

(1.南京航空航天大學飛行器先進設計技術國防重點學科實驗室,南京 210016;2.上海飛機設計研究院,上海 200232;3.航宇救生裝備公司,湖北 襄樊 441003)

0 引 言

彈射座椅作為飛機上重要的救生裝置,其高速彈射階段的人椅系統姿態(俯仰、偏航、滾轉)穩定性是衡量該座椅性能好壞的重要指標之一。當今彈射系統的穩定裝置大致分為硬式穩定裝置(穩定桿和穩定板)、軟式穩定裝置(穩定傘和達特系統)和姿態控制動力裝置三種形式。現役的我國自主研制的第三代彈射座椅主要有兩種穩定方式:以TY6座椅為代表的穩定傘方式和以TY5座椅為代表的出艙穩定裝置加穩定傘的組合穩定方式。通過對二級動力偏心距的調整以及安裝出艙穩定裝置,較好地解決了座椅的俯仰穩定性。但目前我國現役的第三代彈射座椅的偏航穩定性一直未能獲得很好的解決[1]。穩定板技術作為高速穩定的有效解決方案已經被現役的美國S4S型座椅和英國MK-16型座椅所采用。相對于穩定桿技術,穩定板技術在我國第三代救生系統上具有更為良好的可移植性。

傳統的獲取彈射座椅氣動參數的方法主要是通過對座椅進行風洞吹風試驗測量。隨著計算流體力學(CFD)技術的發展,利用數值模擬方法獲得彈射座椅的氣動參數成為可能[2]。它克服了傳統研究周期長,經費和試驗樣本數量有限等缺點。CFD技術在國外比較早地應用于座椅的各種氣動計算[3-5]。在國內,人椅系統的氣動計算主要是基于非結構化網格進行的,運用結構化網格進行彈射座椅的數值計算還沒有得到廣泛應用,且大多限于靜態的計算,進行加裝穩定板的人椅系統的數值計算更是一個空白。本文針對國內某型座椅,設計合適的穩定板,基于CFD技術,運用結構化網格,對改裝穩定板后的座椅進行計算,得到關于人椅系統姿態的氣動參數,并且對座椅的彈射過程進行六自由度動態計算。

1 人椅系統數學模型

決定人椅系統姿態穩定性的氣動參數主要有三個,分別是體軸系下的滾轉力矩系數Cmx、偏航力矩系數Cmy和俯仰力矩系數Cmz。計算人椅系統氣動參數的標準體軸坐標系如圖1所示,三個氣動力矩系數Cmi定義如下:

式中:Mi為人椅系統i方向上的力矩;S為人椅系統正面投影面積;Q為遠方來流的動壓;ρ∞為自由來流的密度;u∞為自由來流的速度。

俯仰力矩(Mz)、偏航力矩(My)和滾轉力矩(Mx)計算如下:

其中dx、dy和dz分別為外力作用點到人椅系統質心的距離,n為人椅系統表面受力單元總數。

圖1 人椅系統標準體軸系下的力矩系數Fig.1 Moment coefficient of seat/occupant system in standard body shaft system

2 人椅系統數值仿真

運用CFD的方法對人椅系統的外流場進行計算就是對描述人椅系統外流場的控制方程進行求解。本文首先建立人椅系統的幾何模型,然后進行網格劃分,以每一個網格單元為一個控制容積,將N-S方程通過對控制容積的積分得到離散方程,最后對離散方程進行迭代求解[6]。

2.1 穩定板設計及人椅系統幾何模型

目前比較成熟并方便移植到國內救生系統上的穩定板技術,主要有圖2所示的英國MK-16座椅和美國的S4S型座椅方案。其中,后者距離重心較遠,力臂更長,同構型的穩定板理論上可以獲得更好的穩定效果。同時,現役座椅上為避免飛行員手臂在高速氣流下的甩打,裝有可轉動的擋臂器。去掉擋臂器,改裝限臂網和穩定板,在結構上改動較小,因此本文的穩定板設計參照美國的S4S型座椅穩定板方案。穩定板與座椅以一個可轉動的軸連接,非工作狀態時,穩定板在座椅兩側擋臂器的位置,工作狀態時,沿轉軸向后打開一定角度。

圖2 英國MK-16型座椅(左)和美國S4S型座椅(右)Fig.2 MK-16 ejection seat of Britain(left)and S4S ejection seat of America(right)

穩定板的外形主要以座椅側面輪廓為基礎,原則是在非工作狀態下不超過座椅側面輪廓,不影響飛行員手臂運動,同時又要有足夠的面積,在工作狀態下受到足夠的氣動力。安裝好的穩定板下沿應離座椅下沿距離約58mm左右,否則影響到座椅在座艙里的安裝。

人椅系統三維模型的仿真度直接影響到流場計算的結果,因此,本文人椅系統三維幾何模型的外形尺寸均盡量符合設計圖紙和國軍標的要求[7]。考慮到人椅系統幾何外形復雜,本文所有的幾何建模均采用CAD三維建模軟件。綜合以上設計原則,所設計的穩定板及改裝穩定板后的人椅系統三維模型如圖3所示。

圖3 穩定板設計圖(左)及人椅系統三維模型(右)Fig.3 Design drawing of stabilization fins(left)and 3D model of seat/occupant system(right)

2.2 數值計算

CFD領域中,結構化網格具有技術成熟、邏輯關系簡單、流場精度高、壁面粘性模擬能力強等優點,但在確定各種復雜外形空間拓撲關系時顯得非常困難,特別是難以保證網格的光滑性和正交性。分區嵌套網格,由于可以靈活地處理復雜外形和很好地解決結構網格的自適應問題而被廣泛地應用于復雜流場的計算中。本文采用CFDRC軟件包中的GEOM模塊對人椅系統進行網格劃分,并針對靜態和六自由度動態兩種情況,分別對人椅系統周圍的流場進行網格劃分,將人椅系統分區網格和周圍流場網格進行嵌套。不論是靜態計算的流場網格和動態計算的流場網格,均在人椅系統所嵌套的位置加密網格[8-10]。所不同的是,對于動態計算的流場網格,在劃分之前,需事先對運動軌跡進行估計,在人椅系統運動所經過的軌跡區域加密網格。兩種情況下的最終網格數分別為30多萬和300多萬。圖4為人椅系統的壁面網格,圖5為靜態計算、動態計算下的人椅系統分區和流場網格的嵌套。

圖4 人椅系統壁面網格Fig.4 Wall grids of seat/occupant system

圖5 網格嵌套Fig.5 Chimera grids of seat/occupant system and flow field

由于人椅系統是一個鈍頭體,其后氣流成不穩定的湍流,為了準確地模擬湍流流動,計算中引入湍流模型,采用標準兩方程模型,在近壁面處的單元采用壁面函數來處理。

3 風洞試驗

風洞試驗的模型受高速風洞尺寸的限制進行1∶5的比例縮小,模型采用50%分位重量的重心坐標和結構尺寸。采用天平接頭實現座椅俯仰角的變化,天平接頭通過連接板與座椅相連,利用半模轉窗機構實現偏航角的變化。圖6為某型座椅風洞試驗模型圖。

圖6 人椅系統風洞試驗模型Fig.6 Wind tunnel test model of seat/occupant system

4 計算結果及分析

4.1 靜態計算

文中在馬赫數M=0.9,俯仰角α=17°狀態下,針對有無穩定板兩種情況,偏航角β從0°至 40°每隔5°進行一次計算,共得出9種計算工況下的氣動參數。圖7、圖8給出了人椅系統的壓力分布圖及人椅系統的流場流線圖,從圖8中可以清楚看出由于人椅系統的鈍頭體外形而在座椅后引起的氣流分離。

圖7 偏航角為 15°的壓力分布圖Fig.7 Pressure distribution when yaw angle is 15°

圖8 人椅系統流場流線圖Fig.8 Flow pattern of seat/occupant system

圖9給出了9個偏航角下,風洞試驗(無穩定板)、數值計算(有無穩定板)三種情況的計算對比。通過對比風洞試驗和無穩定板的數值計算,可以看出利用CFD計算得到的氣動參數與風洞試驗所得到的參數變化趨勢基本一致;對比有無穩定板兩種情況的數值計算,從曲線的斜率可以看出,改裝穩定板對于偏航性能有比較明顯的改善,而對于俯仰和滾轉性能無不利影響,甚至有小幅度的改善。

此外,通過對試驗數據和計算數據的比較,可以看出兩者吻合的還是不錯的,這也為以后座椅的定量分析奠定基礎。綜合分析,除了人椅系統三維幾何模型的建立,網格的劃分,以及計算所用模型中參數的選擇,人椅系統的轉動慣量的取值對計算結果有較大的影響,數值計算中的截斷誤差、離散誤差、舍入誤差也是引起結果誤差的因素。

圖9 力矩系數隨偏航角的變化Fig.9 Moment coefficient vs.β

4.2 動態計算

在真實的座椅試驗中,由于人椅系統的不對稱性,火箭包兩側動力的不同步,會導致小的初始偏航運動,從而使座椅在運動過程中產生很大的偏航角。

動態計算為模擬出艙后的人椅狀態,計算了未改裝穩定板和改裝穩定板后人椅系統模型的彈射運動,計算時施加二級動力(一級動力主要作用時間為出艙前,起到將人椅彈射出艙的作用,出艙后雖未立刻停止,但持續時間極短,因而忽略不計),作用力大小為21245N,作用時間為0.28s,總的運動時間為從出艙到射穩定傘之間的0.4s時間。

圖10給出了改裝穩定板前后人椅系統的運動軌跡,圖11則為相對應的偏航角隨時間變化曲線。

由于人椅系統在高速彈射過程中,后面的氣流為不穩定的湍流,模型左右網格細微的不對稱以及計算時存在的一定誤差,會導致人椅系統初始階段有非常小的偏航運動。這可以從圖11的偏航角曲線看出。對于對稱模型,這一很小的影響是不應該會造成大的偏航運動,但是對于未改裝穩定板的人椅系統,由于沒有遏制偏航的措施,前面也已經驗證過未加裝穩定板的人椅系統是航向不穩定的,只要存在一點偏航角,就會使這一趨勢進一步惡化,這一不穩定趨勢的發展是發散的,所以人椅系統的偏航自轉角度會不斷變大,如圖11(a)所示。改裝穩定板后,由于穩定板的作用,人椅系統所受到的不規則小擾動不會引起更大的偏航自轉運動,這種擾動是收斂的。從圖11(b)偏航角隨時間變化的曲線也可以看出,偏航角變化很小,轉動到1.8°左右就開始回復運動,并且呈現趨于穩定的小幅度振蕩。從圖10(b)可以看出,整個過程中,俯仰角由開始的17°逐漸減小,向趨于有利的俯仰姿態發展。由于沒有大的偏航角,人椅模型又是左右對稱的,滾轉力矩基本為零,無明顯滾轉運動。

圖10 人椅系統運動軌跡(正視圖)Fig.10 Motion trajectory of seat/occupant system(front view)

圖11 偏航角隨時間變化曲線Fig.11 Time history of yaw angle

5 結 論

(1)通過CFD計算與風洞試驗對比,可以看出計算得到的結果與試驗結果吻合比較好,說明所建立的仿真模型是可信的。

(2)在不影響俯仰性能和滾轉性能的前提下,穩定板的改裝對人椅系統的偏航性能有比較明顯的改善作用。

(3)六自由度動態計算比較準確地模擬了人椅系統出艙的整個運動過程,進一步驗證了所設計的穩定板對人椅系統偏航穩定性的改善效果。

(4)為了進一步提高計算精度,減小誤差,需要對計算模型做更加準確的研究。為了獲得最佳的穩定效果,穩定板的外形、安裝位置等方面也將有很大的設計空間。

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