阻力傘鎖滾柱梁沖擊失效分析

劉繼軍， 郭 軍， 劉小川， 周俊明

(1.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； 2.中航工業航宇救生裝備有限責任公司 空降空投研發部，湖北 襄陽 441003)

阻力傘作用是縮短飛機著陸滑跑距離。面積達幾十平米的阻力傘產生的巨大阻力可大幅縮短飛機著陸滑跑距離，從而保證在應急情況下飛機不會沖出跑道。阻力傘鎖連接機身尾部和阻力傘，是關系阻力傘能否正常開傘的關鍵機構。阻力傘鎖滾柱梁失效會引起飛機阻力傘未完全開傘而拋傘的嚴重故障。因此，開展阻力傘鎖滾柱梁失效機理和失效分析方法研究具有重要意義。

國內外針對阻力傘進行了較為充分的研究，相關內容包括開傘試驗方法及過程[1-2]、開傘傘衣載荷特性[3]、開傘過程的流場特性[4-5]等。但針對阻力傘鎖研究較少，僅見文獻[6-7]對阻力傘鎖的相關疲勞試驗及機構設計進行過討論，尚未見有對阻力傘鎖滾柱梁失效的相關分析。

圖1 阻力傘鎖 圖2 阻力傘鎖運動機構Fig.1 Parachute lock Fig.2 Motion mechanism

當滾柱梁受到的初始沖擊速度載荷過大，就會發生剪切失效，如圖3和圖4所示。滾柱梁失效過程模型化為兩端固支的圓截面梁在均勻沖擊載荷(或沖擊速度[8])作用下剪切失效過程。

圖3 滾柱梁圖 圖4 滾柱梁失效 Fig.3 Roller beam Fig.4 Roller beam failure

本文先對典型阻力傘鎖運動機構進行動力學分析，以確定滾柱梁沖擊載荷或初始沖擊速度；然后，將滾柱梁的剪切失效過程模型化為均勻沖擊載荷下兩端固支的圓截面梁動態失效問題；最后，基于分析結果開展典型阻力傘鎖滾柱梁失效故障機理分析。

1 阻力傘鎖滾柱梁載荷分析

阻力傘開傘傘繩拉直瞬間給阻力傘鎖機構一個沖擊波或沖量I0，該沖量使得靜止狀態的阻力傘鎖運動機構在極短時間tc(毫秒級)內達到某個運動狀態，則滾柱梁受到一個初始沖擊速度υ0。圖5為典型的阻力傘鎖運動機構，主要由掛環、受力鉤、支承鉤、耳片、曲臂、滾柱梁及套筒組成，是“旋轉杠桿/省力增速”的機構。

由于阻力傘鎖運動機構受到的沖擊載荷作用時間極短，各部件的位移和轉角為小量，可近似認為各部件幾何位置關系保持不變。在沖量I0作用后，掛環速度為υ1，沿著Y方向；受力鉤繞軸A的角速度為ω1；支承鉤繞軸B的角速度為ω2；耳片繞瞬心軸O的角速度為ω3；曲臂繞軸F的角速度為ω4；滾柱梁及套筒速度為υ0，垂直于GF方向。忽略運動機構的摩擦力和摩擦力矩，應用動量定理和動量矩定理,推導在沖量I0作用后滾柱梁及套筒的初始沖擊速度。

圖5 阻力傘鎖機構運動關系Fig.5 Dynamics of the motion mechanism

令掛環質量為m1，受力鉤與其作用力為FPY，則

(1)

令受力鉤轉動慣量為J1，支撐鉤與其作用力為FCY，繞軸A

從上述評定結果可以看出，該煤礦的綠色礦山建設評價是合格的，在6項綠色礦山建設評價指標中，除環境重建指標為較差外，其他5項指標均為合格。根據評價結果，礦山開采企業在后期的運營中應更加注意環境指標的建設，同時應提高開采技術，提高開采效率，減輕環境污染，提高礦山的綠色化程度。

(2)

令支撐鉤轉動慣量為J2，耳片與其作用力為FBDX、FBDY，繞軸B

(3)

令耳片轉動慣量為J3，支撐鉤與其作用力為FFEX、FFEY，繞瞬心軸O

(4)

令曲臂轉動慣量為J4，滾柱及套筒與其作用力為FG，繞軸F

(5)

令滾柱梁質量為m0，套筒質量為ηm0，則

(6)

且機構運動存在如下運動關系

ω1·XACX=ω2·XBCX

(7)

ω2·LBD=ω3·LOD

(8)

ω3·LOE=ω4·LFE

(9)

υ1=ω1·XAP

(10)

υ0=ω4·LFG

(11)

聯立式(1)～式(11)，可得

(12)

其中,

(13)

表1和表2為某阻力傘鎖運動機構參數，代入式(12)和式(13)，可得α=3.970 5 kg，β=0.002 7 kg，可見滾柱梁及套筒的初始沖擊速度υ0與輸入沖量I0成線性關系，阻力傘鎖運動機構的等效質量meq=4.0 kg。

圖6為典型阻力傘鎖運動機構可能受到的沖量隨時間變化圖，由圖可知最大可能沖量為I0=741.5 N·s，則對應的滾柱梁及套筒受到的初始沖擊速度：υ0=185.9 m/s。

圖6 沖量和初始沖擊速度關系圖Fig.6 Impulse and initial velocity

部件數值備注受力鉤J1/(kg·m2)1．7×10-3繞軸A轉動慣量支撐鉤J2/(kg·m2)1．14×10-3繞軸B轉動慣量耳片J3/(kg·m2)2．01×10-4繞軸O轉動慣量曲臂J4/(kg·m2)4．21×10-5繞軸F轉動慣量掛環m1/kg0．452質量滾柱梁m0/kg1．0224×10-3質量套筒ηm0/kg5．8574×10-3質量，η=5．7291

表2 典型阻力傘鎖運動機構各部件位置關系參數

2 阻力傘鎖滾柱梁沖擊失效分析

兩端固支的滾柱梁受到均布初始沖擊速度υ0作用，考慮失效模式Ⅲ，支點A處梁截面保持在剪切力Q0作用下，令其剪切滑移變形量為ΔS，剪切滑移變形速度為υS，而在梁內部移行鉸B處速度仍為υ0，該處剪切力為0，整個滾柱梁在支點滑移下的速度場見圖7和圖8。

圖7 初始沖擊速度場圖8 支點剪切滑移下的速度場 Fig.7 Initial velocity field Fig.8 Velocity field of shear slip

根據材料的剛塑性假設，兩鉸之間AB段為剛性的，兩端受到彎矩為塑形極限彎矩M0，取其為研究對象，見圖9，令滾柱梁密度為ρ，截面積為S，移行鉸B～支點鉸A距離為z，質心(該段梁中心)處速度為υ，由動量定理，得

(14)

AB段繞A轉動，由動量矩定理，得

(15)

時刻t支點滑移變形速度為υS，式(14)、式(15)分別積分可得

(16)

(17)

可見，在υS=0之前，z=6M0/Q0是定值，即移行鉸B和C也是位置不變的塑性鉸。當時υS=0時

(18)

則根據失效模式Ⅲ及初等失效準則，則應滿足

(19)

(20)

圖9 剛體段Fig.9 Rigid bar

(21)

代入式(20)，得

(22)

圖10 滾柱梁橫截面應力分布Fig.10 Stress of cross-section of roller beam

系數λc=kπ/3為圓截面梁的Johnson損傷數臨界值，是常數。梁剪切失效的臨界失效沖擊速度僅與材料參數有關(屈服強度和密度)，而與梁橫截面幾何參數無關，也是材料特性參數。該結論表明不同直徑梁有同樣臨界失效沖擊速度，這與直觀結論相悖。可以從以下兩方面解釋：①梁受到速度沖擊載荷即梁每個質點都具有初始速度，即意味著不同截面尺寸的梁剪切失效所需要的沖量大小不同；②梁橫截面幾何參數如直徑雖不會影響臨界失效沖擊速度，但若輸入沖量為定值時，則梁的初始沖擊速度會隨直徑增加而減小，從而會影響梁失效行為。

(23)

3 套筒與滾柱梁質量比η對滾柱梁的失效影響

從式(14)和式(15)可見，套筒慣性對滾柱梁失效有影響，但并不影響滾柱梁橫截面的剛度特性、極限剪切力和塑形極限彎矩，所以用等效密度的工程化處理方法來考慮套筒對滾柱梁段的慣性影響是合理的。

圖11 速度與η的變化關系Fig.11 Velocity vs η

4 結 論

本文認為阻力傘開傘傘繩拉直瞬間對阻力傘鎖運動機構施加一個初始沖量，該沖量是滾柱梁失效根本原因。通過對典型阻力傘鎖運動機構動力學建模和滾柱梁失效機理分析，得到滾柱梁初始沖擊速度和臨界失效沖擊速度與輸入沖量的函數關系。針對某型阻力傘鎖分析和計算表明，該傘鎖滾柱梁的初始沖擊速度大于臨界失效沖擊速度，成功解釋了滾柱梁失效機理和試驗故障原因。

套筒慣性對滾柱梁初始沖擊速度和臨界失效沖擊速度都有影響。但套筒與滾柱梁質量比對滾柱梁初始沖擊速度影響可忽略不計，但對滾柱梁臨界失效沖擊速度有較大影響；降低η值，可以提高臨界失效沖擊速度。

不考慮剪切滑移面厚度變化引起的塑形極限剪切力和彎矩弱化，即式(20)計算的圓截面滾柱梁臨界失效沖擊速度偏保守，有利于滾柱梁的動強度設計。

從阻力傘鎖滾柱梁設計角度看，僅采用傳統的靜強度設計方法不能滿足滾柱梁的設計要求，必須充分考慮沖擊載荷進行動強度設計。

[ 1 ] 余莉，明曉，胡斌. 降落傘開傘過程的試驗研究[J]. 南京航空航天大學學報，2006,38(2)：176-180.

YU Li, MING Xiao, HU Bin. Experimental investigation in parachute opening process[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2006,38(2)：176-180.

[ 2 ] 王從磊，孫建紅，喻東明. 阻力傘拉直過程的影響因素分析[J]. 南京航空航天大學學報，2013,45(2)：196-201.

WANG Conglei, SUN Jianhong, YU Dongming. Analysis of effect factors on deployment of drag parachute[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2013,45(2)：196-201.

[ 3 ] 余莉，張鑫華，李水生. 降落傘傘衣載荷的性能試驗[J]. 北京航空航天大學學報，2007,33(10)：1178-1181.

YU Li, ZHANG Xinhua, LI Shuisheng. Experimental on canopy payload performance parachute[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics & Astronautics, 2007,33(10)：1178-1181.

[ 4 ] 完顏振海，馮順山，董永香，等. 超音速傘彈流場特性數值分析[J]. 兵工學報，2011,32(5)：520-525.

WANYAN Zhenhai, FENG Shunshan, DONG Yongxiang, et al. Numerical Analysis of flow field characteristics of supersonic submunition with parachute[J]. Acta Armamentarii, 2011,32(5)：520-525.

[ 5 ] TAKIZAWA K, TEZDUYAR T E,BOSWELL C,et al. Special methods for aerodynamic-moment calculations from parachute FSI modelling[J]. Computational Mechanics,2015,55(6):219-226.

[ 6 ] 沈文波，季享文.基于圖像視覺作動控制的壽命試驗臺研制[J]. 計算機測量與控制，2015,23(17):2434-2437.

SHEN Wenbo, JI Xiangwen. Development of life test device based on image visual motion controlling[J]. Computer Measurement & Control, 2015,23(17):2434-2437.

[ 7 ] 蘇新兵，王建平，周瑞祥.某型飛機新型阻力傘鎖機構改進設計[J]. 液壓與氣動，2008(2) ：11-13.

SU Xinbing, WANG Jianping, ZHOU Ruixiang. Ameliorated design of new decelerated umbrella furnishment for a certain airplane[J]. Chinese Hydraulics & Penumatics, 2008(2) ：11-13.

[ 8 ] 余同希，邱信明.沖擊動力學[M]. 北京：清華大學出版社，2011.

[ 9 ] YU T X, CHEN F L. Failure modes and criteria of plastic structures under intense dynamic loading:a review[J]. Matals and Materials,1998,4(3): 219-226.

[10] MENKES S B, OPAT H J. Broken beams[J]. Experimental Mechanics, 1973,13(11): 480-486.

[11] JONES N. Plastic failure of ductile beams loaded dynamically [J]. Journal of Engineering for Industry，1976，98(1):131-137.

[12] YU T X, CHEN F L. A further study of plastic shear failure of impulsively loaded champed beams[J].International Journal of Impact Engineering, 2000,24(6):613-629.