民機典型機身框段垂直入水沖擊特性研究

牟浩蕾, 高 飛, 王子龍, 肖 培, 馮振宇, 解 江

(1.中國民航大學 科技創新研究院,天津 300300;2.中國民航大學 安全科學與工程學院,天津 300300)

航空安全是民航運輸最基本也是最重要的要求,但飛機應急著陸事故時有發生。為了保證飛機應急著陸過程中的乘員安全,飛機結構必須具有良好適墜性,適墜性是飛機結構及系統在應急著陸過程中保護乘員安全的一種能力[1-3]。在飛機應急著陸過程中,墜撞環境極其復雜,包括機場跑道、山丘、湖泊、海洋等不同的墜撞環境對飛機墜撞響應和乘員安全有不同的影響[4]。為了最大限度保證乘員安全,各國適航當局制定運輸類飛機適航標準FAR(Federal Aviation Regulations)/CCAR(China Civil Aviation Regulations) 25部,其中包括25.563條“水上迫降的結構要求”和25.801條“水上迫降”,以確保水上迫降情況下飛機對乘員的保護。飛機水上迫降涉及到復雜的多相耦合問題,早期主要針對簡單規則結構體,楔形體[5-7]、圓柱體[8-10]等進行入水沖擊理論及試驗研究。由于飛機結構復雜,難以建立有效的理論模型,同時,入水沖擊試驗成本昂貴、周期較長且可重復性差,因此,數值模擬成為入水沖擊響應特性研究的主要手段,并在工程分析中得到了很好應用。

入水沖擊數值模擬方法大致可以分為任意拉格朗日-歐拉(arbitrary Lagrange-Euler,ALE)方法[11-13]、光滑粒子流體動力學(smoothed particle hydrodynamics,SPH)方法[14-16]、有限體積法(finite volume method,FVM)[17-20]、有限單元法(finite element method,FEM)[21-22]等。FVM方法在求解氣動力與水動力方面精度較高具有一定優勢,但計算時間相對較長,FEM方法優勢是在網格畸變之前計算效率和精度較高,但網格的畸變會導致計算的終止。目前在流固耦合方面應用較為廣泛的是ALE方法和SPH方法[23-24]。

張岳青等[25]進行了楔形體垂直入水沖擊試驗,獲得了楔形體入水過程的加速度響應,并將LS-DYNA ALE模擬的加速度參數與試驗結果進行了對比,進一步研究了楔形體密閉空腔對加速度響應的影響。Seddon等[26]進行了剛性半球形結構入水沖擊試驗和數值模擬,并將LS-DYNA ALE模擬的加速度結果與試驗結果和理論結果進行了比較。Ortiz等[27]將ALE和SPH方法與有限元耦合,分析了全尺寸A321飛機在水上迫降時機身的變形和壓力情況,證明了ALE/SPH-FEM方法在研究飛機入水沖擊問題的可行性。Jackson等[28]采用ALE和SPH方法對帶有能量吸收器的復合材料機身進行著水仿真,通過對比試驗結果進行驗證,同時還研究了網格密度對仿真精度的影響。任毅如等[29]對比分析了FEM、ALE、SPH方法在典型機身段水上沖擊數值模擬方面的優缺點,結果表明ALE方法具有最佳計算精度和計算效率。

水上迫降安全性是飛機型號適航取證的重點考察內容之一。本文通過開展圓柱體入水沖擊試驗,研究并驗證網格收斂性及流體域網格建模方法;基于經過“積木式”方案[30]驗證的典型運輸類飛機機身框段墜撞模型[31],利用ALE算法建立機身框段垂直入水沖擊數值模型,分析與機身框段剛性面沖擊響應特性的差異,并進一步研究其在不同入水沖擊速度下的沖擊響應特性,以期為大型飛機水上迫降設計及驗證提供支持。

1 圓柱體垂直入水沖擊試驗及分析

1.1 入水沖擊試驗系統

圓柱體垂直入水沖擊試驗系統主要包括鋁合金框架、釋放裝置、滑軌、滑架、圓柱體試驗件、照明燈和水箱等,如圖1所示。其中,鋁合金框架高1.2 m,長寬各1.0 m,用于支撐滑軌和滑架。

圖1 入水沖擊試驗系統

圓柱體試驗件長200 mm,采用厚為5 mm、外徑為120 mm的亞克力圓管,兩端用亞克力圓板進行密封。亞克力圓管水平放置,通過螺栓連接并固定在滑架下端,圓柱體試驗件與滑架連接后總質量為1.45 kg。為保證圓柱體試驗件垂直下落姿態穩定,并減小滑架滑動的摩擦,滑架通過軸向滾珠軸承與垂直的滑軌連接?；苌隙送ㄟ^繩索連接在釋放裝置上。圓柱體試驗件的最大下落高度(距水面)為400 mm。

水箱由厚10 mm的亞克力板制成,長寬各為700 mm,高為500 mm,其四角及底部進行加固和防水處理。

在滑架對角位置安置兩個加速度計,如圖2所示,通過LMS SCADAS Mobile 205型數據采集儀進行加速度數據采集。通過高速攝像機跟蹤MARK標,獲得圓柱體位移曲線,從而獲得圓柱體速度曲線。

圖2 加速度計位置

1.2 加速度濾波分析

首先進行200 mm高度的垂直入水測試,1、2兩處的原始加速度-時間曲線基本重合,如圖3所示。但由于試驗系統、加速度計以及周圍環境噪聲等原因,原始加速度數據中存在大量高頻信號,需要進行濾波處理。

圖3 1、2位置處加速度原始信號

采用Butterworth 4階低通濾波器,選取不同濾波截止頻率對加速度-時間曲線濾波,其濾波后的峰值加速度以及相鄰的峰值加速度差值如表1和圖4所示。隨著濾波頻率的增加,峰值加速度逐漸增大,但相鄰的峰值加速度差值先減小后增大。當濾波頻率小于240 Hz時,相鄰的峰值加速度差值波動較大,且隨著濾波頻率增大而減小,說明濾波頻率小于240 Hz時不僅濾掉了高頻信號,部分真實信號也被濾掉;當濾波頻率大于240 Hz時,相鄰的峰值加速度差值逐漸變大,說明濾波后的高頻信號逐漸增多。

當截止頻率選擇240 Hz時,濾波后加速度積分曲線與原始信號加速度積分曲線基本重合,如圖5所示。因此,采用Butterworth 4階低通濾波器,并選用240 Hz低通濾波截止頻率是合適的。

濾波后的加速度-時間歷程曲線吻合較好,如圖6所示,加速度峰值分別為8.81g、8.78g,相對誤差為0.3%,其出現時刻分別為3.2 ms、3.4 ms,相對誤差為6.3%,所以試驗系統滿足平衡性要求。

表1 濾波后加速度最大值

圖4 相鄰的峰值加速度差值

圖5 原始信號和240 Hz濾波信號積分結果

1.3 入水沖擊試驗及結果分析

選取3組不同的圓柱體試驗件提升高度,分別為100 mm、200 mm、300 mm,每組高度進行三次入水沖擊試驗,加速度-時間歷程曲線如圖7所示,試驗結果記錄如表2所示。

同一提升高度下,加速度-時間曲線變化趨勢完全一致;隨著入水沖擊速度增加,峰值加速度增大,但入水沖擊速度增加基本不會改變加速度脈沖持續時間;3組不同提升高度下,峰值加速度的離散系數均在2%以下,表明入水沖擊試驗的可重復性較高。

圖6 濾波后加速度-時間曲線對比

圖7 不同高度下的加速度-時間曲線

2 圓柱體入水沖擊模型建立及驗證

2.1 入水沖擊模型建立

圓柱體采用Belytschko-Tsay縮減積分算法的四邊形殼單元建模,在厚度方向上設置2個積分點?；懿捎眉匈|量點的方式建模,均勻分布于圓柱體上方?？諝夂退牧黧w域采用均勻網格大小的三維實體單元進行建模。圓柱體垂直入水沖擊三維模型如圖8所示。

圖8 入水沖擊模型(5 mm×5 mm×5 mm)

圓柱體選用LS-DYNA的彈性材料模型,其材料性能參數如表3所示。同時,設置空氣和水體為多物質材料單元,即一個單元內部可以包含多種材料,允許材料在網格之間流動,并采用物質填充關鍵字初始化水和空氣在流體網格中的初始比例。

表3 亞克力材料參數

約束水體底面單元節點的所有自由度,并在水體四周及底面設置無反射邊界條件,來模擬無限水域,既可以降低計算成本,又可以防止邊界產生的反射波與結構發生流固耦合作用。

圓柱體和水與空氣的耦合采用標準罰函數算法,允許拉格朗日網格與ALE網格重疊;同時,增加接觸阻尼,選擇二階Van Leer算法的對流方法。

初始時刻圓柱體與自由液面的距離設置為0,圓柱體所有節點被賦予1.64 m/s的初始入水沖擊速度。采用主頻3.06 GHz的8核CPU、48 GB內存的工作站來進行仿真計算。

2.2 網格收斂性與模型驗證

流體域網格和圓柱體網格選擇不同的尺寸,如表4所示,其仿真與試驗加速度-時間曲線如圖9所示。

表4 不同網格尺寸

(a) 圓柱體網格尺寸為10 mm

(b) 圓柱體網格尺寸為7.5 mm

(c) 圓柱體網格尺寸為5 mm

由圖9可知,流體域和圓柱體網格尺寸越小,仿真結果越接近試驗結果。因此,當流體域和圓柱體的網格尺寸為5 mm時,有限元模型獲得的圓柱體入水沖擊的加速度-時間歷程與試驗結果吻合最好。表5給出了仿真峰值加速度及其出現時刻與試驗結果的對比情況,試驗在3.17 ms出現最大峰值加速度8.33g,仿真在2.9 ms出現最大峰值加速度8.51g,最大峰值加速度相對偏差為2.2%,峰值加速度出現時刻的偏差為8.5%。

2.3 流體域網格建模方法

采用局部加密網格對流體域進行建模,即圓柱體入水區域附近的流體域網格尺寸設置為5 mm,其他區域的網格尺寸設置為17 mm,如圖10所示。其他設置與均勻網格模型的設置一致。

表5 仿真結果與試驗結果對比

(a) 前視圖

(b) 1/4視圖

不同流體域網格模型仿真結果與試驗結果如圖11所示。不同流體域網格模型的仿真加速度-時間曲線與試驗加速度-時間曲線基本一致。當流體域采用5 mm均勻網格時,仿真峰值加速度與試驗峰值加速度的誤差較小,為2.2%;當流體域采用局部加密網格時,仿真峰值加速度與試驗峰值加速度的誤差略有增大,為6.6%。結合不同流體域網格模型的網格數量及計算時間,如表6所示,流體域采用局部加密網格方法,在保證仿真精度的同時,極大減少模型網格數和仿真計算時間。

圖11 仿真與試驗結果對比

表6 網格數量及計算時間

3 機身框段垂直沖擊數值模擬

3.1 機身框段入水沖擊模型

采用大型運輸類飛機典型機身框段適墜性“積木式”研究方案,如圖12所示,并基于大型運輸類飛機典型機身框段剛性地面垂直墜撞試驗,建立經驗證的機身框段有限元模型[32-33],包括機身框(含剪切角片)、貨艙組件(含貨艙地板橫梁和縱梁及其支撐件)、客艙地板橫梁和座椅導軌、客艙地板支撐立柱、蒙皮(含連接角片)、長桁、緊固件以及其他部件(上部鋼架、配重等)。圖13給出了機身框段撞擊剛性面時的試驗和仿真變形圖。機身框段撞擊剛性面時,為典型的“三鉸式”破壞模式。

圖12 適墜性“積木式”研究方案

(b) 仿真結果

基于驗證的機身框段有限元模型,采用局部加密網格建立流體域模型,機身框段入水沖擊模型如圖14所示。模型包含4個集中質量點、1 593 250個實體單元,8 066個梁單元,其余均為殼單元,單元總數為1 871 530。對機身框段模型的所有節點施加6.02 m/s速度。同時,約束流體域四周法方向自由度,并對流體域底面和四周施加無反射邊界條件。設置機身框段入水沖擊計算時長為300 ms,在主頻為2.8 GHz的工作站上采用8核進行計算,計算時長為428 h。

3.2 機身框段垂直入水沖擊與剛性面沖擊對比

圖15給出了機身框段入水沖擊過程,當機身框段接觸到水面時,機身框段動能被機體結構變形耗散,同時,機身框段擠占空間處的水沿著機身外蒙皮上升并形成射流,也耗散部分能量。

圖16給出了機身框段入水沖擊后的變形圖,其失效模式與撞擊剛性面時的失效模式較為一致,但機身結構變形程度明顯較小。貨艙地板橫梁左側與機身框的連接全部失效,客艙立柱與機身框連接處因壓縮彎曲失效,貨艙地板下部位置因受向上載荷作用,機身框發生拉伸斷裂失效,因此,在左右側客艙地板支撐立柱與機身框連接區域下部、以及貨艙地板下部結構中間支撐件區域,形成三處塑性鉸。同時,在貨艙地板橫梁與機身框連接失效的一側,C型支撐件連接處發生失效,且中間支撐件下部與機身框段連接也發生失效,中間塑性鉸出現位置與撞擊剛性面時略有不同;機身框段蒙皮與機身框的連接發生失效并向外凸出。

(a) 機身框段模型

(a) 40 ms

(b) 80 ms

(c) 200 ms

(d) 300 ms

從機身框段整體變形來看,客艙地板橫梁發生較為明顯的彎曲,客艙地板下部結構變形為不對稱變形,機身段下部左側變形明顯大于右側,機身框的彎曲程度由前向后逐漸減弱,如圖17所示。

(a) 客艙地板下部變形

(b) 機身框擠壓

(d) 機身框擠壓

圖17 機身框段變形(側視圖)

客艙地板下部結構不同時刻應力云圖如圖18所示。機身框段入水沖擊過程中出現了多個應力集中區域,機身框段底部最先觸水,在該區域產生塑性鉸,且應力較為集中。隨后在客艙地板支撐立柱兩端的連接區域產生了較大應力集中區域。同時,機身框受上部鋼架作用,在上部鋼架與機身框上部兩側連接處也出現了較大的應力集中區域。

(a) 5 ms

(b) 20 ms

(c) 40 ms

(d) 100 ms

圖19為蒙皮最大等效應力曲線,在60 ms左右時,在機身下部蒙皮彎折處出現最大應力為415.53 MPa。圖20為蒙皮最大等效應變云圖,在60 ms左右時,蒙皮彎折處出現的最大等效應變值為0.039,而蒙皮材料的失效等效塑性應變值為0.16,遠大于蒙皮區域出現的最大等效應變值。因此,通過失效準則判斷,蒙皮發生塑性變形但沒有發生破壞,不會因蒙皮破損而出現水進入機體的情況。

圖19 蒙皮最大等效應力

圖20 蒙皮最大等效應變云圖

圖21給出了剛性面沖擊和入水沖擊情況下的客艙地板橫梁最大撓度變化曲線,負值表示方向向下。在墜撞初始時刻,由于座椅、假人等慣性力,客艙地板橫梁向下彎曲,客艙地板橫梁最大撓度快速增加;對于剛性面沖擊情況,由于機身框段觸地反彈,客艙地板橫梁最大撓度在50 ms時達到最大值后(-67.54 mm)迅速回彈,之后發生幅度較大的振動。對于入水沖擊情況,機身段除受到垂直方向的沖擊力外,兩側也受到水的作用力,具有向機身內部的分力,向內擠壓客艙地板橫梁,導致客艙地板橫梁最大撓度增大到-70.8 mm,之后發生頻率較高、振幅較小的振動。相對于剛性面沖擊條件,入水沖擊工況下客艙地板橫梁的變形更大,在適墜性結構設計時應考慮入水沖擊對客艙地板橫梁的影響。

圖22給出了水和機身框段主要部件的吸能曲線。在機身框段入水沖擊過程中,機身框段墜撞動能轉移為水的內能和機體結構變形能,且主要發生在入水沖擊的前100 ms時間內。機身框段初始墜撞動能為14 768 J,300 ms時機身結構總內能為6 594 J,占初始沖擊動能的44.7%,其余的墜撞動能均被水吸收,水的吸能量遠大于機身框段各部件的吸能量。

圖21 客艙地板橫梁最大撓度對比

圖22 吸能量-時間曲線

機身框及其剪切角片發生大量塑性變形和破壞,是吸能最多的部件,占機身框段結構總吸能量的54.2%;蒙皮通過向內隆起和向外彎折吸收能量,吸能占比為22.7%;客艙地板橫梁和導軌吸能占比為10.7%;貨艙組件由于連接緊固件的失效未受到大的破壞,所以吸能較少。

圖23給出了機身框段入水沖擊和剛性面沖擊時的內能變化曲線。對于剛性面沖擊情況,機身框段墜撞動能幾乎全部轉化為內能,機身結構出現了嚴重變形及失效。對于入水沖擊情況,機身框段墜撞動能大部分被水吸收,水起到了很好的緩沖作用,機身結構變形相對較小,吸能量明顯減少。

圖23 內能-時間曲線對比

圖24給出了機身框和蒙皮吸能占總吸能的情況,機身框吸能占比超過了50%,對于機身框段結構總體吸能能力有較大貢獻;對于剛性面沖擊情況,機身框失效導致貨艙地板下部結構區域蒙皮產生褶皺等變形,而對于入水沖擊情況,機腹塑性鉸區域的蒙皮與機身框的連接發生失效并向外凸出,極有可能會導致失效部位蒙皮的撕裂,進而改變蒙皮的吸能占比。

圖24 各部件吸能量對比

圖25給出了客艙地板導軌處R1、R2、L1、L2的加速度對比情況。機身框段入水沖擊時的加速度始終小于剛性地面沖擊時的加速度。對于剛性地面墜撞情況,客艙地板下部變形較大,導致客艙地板橫梁支撐立柱與地面撞擊,產生了較大的二次加速度峰值;對于入水沖擊情況,在貨艙地板橫梁與機身框連接失效時產生較大的加速度峰值,之后加速度較為平穩。相比機身框段剛性地面墜撞時,R1和R2在入水沖擊時的最大峰值加速度分別為9.8g和8.2g,分別減少了47.9%和64%;L1和L2在入水沖擊時的最大峰值加速度峰值分別為12.2g和9.8g,分別減少了15.3%和32.4%。

3.3 不同入水沖擊速度影響

圖26給出了3.05 m/s、6.02 m/s、9.14 m/s入水沖擊速度下的機身框段變形圖。隨著入水沖擊速度增加,機身框段變形及失效加劇,機身框發生彎折和上翹的程度加重。3.05 m/s入水沖擊速度下,機身框段未產生明顯變形,如圖26(a)所示;6.02 m/s入水沖擊速度下,機身框段發生大量塑性變形,形成三處塑性鉸,如圖26(b)所示;9.14 m/s入水沖擊速度下,機身框段腹部向內彎折翹起,形成了四處塑性鉸,機身框、長桁以及蒙皮連接失效,蒙皮產生多處褶皺,貨艙地板橫梁左側與機身框的連接全部失效,右側部分失效,如圖26(c)所示。

圖27給出了客艙地板導軌處R1、R2、L1、L2的加速度對比情況。隨著入水沖擊速度增加,貨艙地板橫梁與機身框連接失效,導致初始正向加速度反而降低,但最大峰值加速度卻明顯增大。在6.02 m/s入水沖擊速度下,R1、R2、L1、L2四處最大加速度峰值分別為9.9g、8.2g、12.2g、9.8g;在9.14 m/s入水沖擊速度下,R1、R2、L1、L2的最大峰值加速度分別為14.8g、11.7g、12.9g、11.5g,分別增大了49.5%、42.7%、5.7%、17.3%。

圖25 客艙地板導軌處加速度-時間曲線

(a) 3.05m/s

(b) 6.02 m/s

(c) 9.14 m/s

(a) R1

(b) R2

(c) L1

(d) L2

圖28給出了3.05 m/s入水沖擊速度下的各部件吸能曲線。機身結構主要發生彈性變形,在20 ms左右時達到最大的變形,吸能最多的部件依然是機身框,其次為蒙皮,貨艙組件與機身框的連接沒有發生失效,導致其變形吸能占比較多,吸能量僅次于蒙皮。隨后機身框段發生回彈,各部件吸能量降低。圖29給出了6.02 m/s和9.14 m/s入水沖擊速度下機身框段主要部件吸能占比。隨著入水沖擊速度增加,機身框和蒙皮的變形加大,吸能占比有所提升,而由于機身框變形失效加大,其傳遞給客艙地板橫梁的擠壓作用相對有所減弱,導致客艙地板橫梁吸能占比相對于6.02 m/s入水工況從12.3%下降到了4.7%。

圖28 內能-時間曲線(3.05 m/s)

圖29 吸能占比對比(6.02 m/s與9.14 m/s)

4 結 論

(1) ALE方法在結構入水沖擊的模擬方面具有較高的準確性,相對于流體域均勻網格模型,流體域局部加密網格模型在保證仿真精度的同時,可以極大減少模型網格數量和仿真計算時間。

(2) 機身框段入水沖后的失效模式與撞擊剛性面時的失效模式較為一致,整體來看機身段垂直入水沖擊變形明顯小于剛性面沖擊墜撞;兩種表面墜撞均形成了三處塑性鉸;入水沖擊工況下客艙地板橫梁的變形更大;入水沖擊工況下加速度始終小于剛性面沖擊加速度,且加速度最大峰值均出現在入水沖擊過程的前100 ms。兩種墜撞工況下機身框都是吸能最多的部件。

(3) 隨著機身框段入水沖擊速度的增加,機身框段變形及失效加劇,機身框發生彎折和上翹的程度加重,3.05m/s入水沖擊速度下機身結構主要發生彈性變形;隨著入水沖擊速度增加,初始正向加速度反而降低,但最大峰值加速度卻明顯增大;不同入水沖擊速度下,機身框仍是最主要的吸能部件。

(4) 機身框段入水沖擊工況下,水吸收了大量的沖擊動能,起到了很好的緩沖作用。在飛機緊急迫降時,可以選擇水域,如江河或者湖泊等作為迫降地點,可以減少乘員所受沖擊載荷,進而保護乘員安全。