劉 富,童明波,宋 杰,譚 率

(1.南京航空航天大學(xué)飛行器先進(jìn)設(shè)計(jì)技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室,南京 210016;2.上海飛機(jī)設(shè)計(jì)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(jī)上重要的救生裝置,其高速?gòu)椛潆A段的人椅系統(tǒng)姿態(tài)(俯仰、偏航、滾轉(zhuǎn))穩(wěn)定性是衡量該座椅性能好壞的重要指標(biāo)之一。當(dāng)今彈射系統(tǒng)的穩(wěn)定裝置大致分為硬式穩(wěn)定裝置(穩(wěn)定桿和穩(wěn)定板)、軟式穩(wěn)定裝置(穩(wěn)定傘和達(dá)特系統(tǒng))和姿態(tài)控制動(dòng)力裝置三種形式?，F(xiàn)役的我國(guó)自主研制的第三代彈射座椅主要有兩種穩(wěn)定方式:以TY6座椅為代表的穩(wěn)定傘方式和以TY5座椅為代表的出艙穩(wěn)定裝置加穩(wěn)定傘的組合穩(wěn)定方式。通過(guò)對(duì)二級(jí)動(dòng)力偏心距的調(diào)整以及安裝出艙穩(wěn)定裝置,較好地解決了座椅的俯仰穩(wěn)定性。但目前我國(guó)現(xiàn)役的第三代彈射座椅的偏航穩(wěn)定性一直未能獲得很好的解決[1]。穩(wěn)定板技術(shù)作為高速穩(wěn)定的有效解決方案已經(jīng)被現(xiàn)役的美國(guó)S4S型座椅和英國(guó)MK-16型座椅所采用。相對(duì)于穩(wěn)定桿技術(shù),穩(wěn)定板技術(shù)在我國(guó)第三代救生系統(tǒng)上具有更為良好的可移植性。

傳統(tǒng)的獲取彈射座椅氣動(dòng)參數(shù)的方法主要是通過(guò)對(duì)座椅進(jìn)行風(fēng)洞吹風(fēng)試驗(yàn)測(cè)量。隨著計(jì)算流體力學(xué)(CFD)技術(shù)的發(fā)展,利用數(shù)值模擬方法獲得彈射座椅的氣動(dòng)參數(shù)成為可能[2]。它克服了傳統(tǒng)研究周期長(zhǎng),經(jīng)費(fèi)和試驗(yàn)樣本數(shù)量有限等缺點(diǎn)。CFD技術(shù)在國(guó)外比較早地應(yīng)用于座椅的各種氣動(dòng)計(jì)算[3-5]。在國(guó)內(nèi),人椅系統(tǒng)的氣動(dòng)計(jì)算主要是基于非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行的,運(yùn)用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行彈射座椅的數(shù)值計(jì)算還沒(méi)有得到廣泛應(yīng)用,且大多限于靜態(tài)的計(jì)算,進(jìn)行加裝穩(wěn)定板的人椅系統(tǒng)的數(shù)值計(jì)算更是一個(gè)空白。本文針對(duì)國(guó)內(nèi)某型座椅,設(shè)計(jì)合適的穩(wěn)定板,基于CFD技術(shù),運(yùn)用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,對(duì)改裝穩(wěn)定板后的座椅進(jìn)行計(jì)算,得到關(guān)于人椅系統(tǒng)姿態(tài)的氣動(dòng)參數(shù),并且對(duì)座椅的彈射過(guò)程進(jìn)行六自由度動(dòng)態(tài)計(jì)算。

1 人椅系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

決定人椅系統(tǒng)姿態(tài)穩(wěn)定性的氣動(dòng)參數(shù)主要有三個(gè),分別是體軸系下的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)Cmx、偏航力矩系數(shù)Cmy和俯仰力矩系數(shù)Cmz。計(jì)算人椅系統(tǒng)氣動(dòng)參數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)體軸坐標(biāo)系如圖1所示,三個(gè)氣動(dòng)力矩系數(shù)Cmi定義如下:

式中:Mi為人椅系統(tǒng)i方向上的力矩;S為人椅系統(tǒng)正面投影面積;Q為遠(yuǎn)方來(lái)流的動(dòng)壓;ρ∞為自由來(lái)流的密度;u∞為自由來(lái)流的速度。

俯仰力矩(Mz)、偏航力矩(My)和滾轉(zhuǎn)力矩(Mx)計(jì)算如下:

其中dx、dy和dz分別為外力作用點(diǎn)到人椅系統(tǒng)質(zhì)心的距離,n為人椅系統(tǒng)表面受力單元總數(shù)。

圖1 人椅系統(tǒng)標(biāo)準(zhǔn)體軸系下的力矩系數(shù)Fig.1 Moment coefficient of seat/occupant system in standard body shaft system

2 人椅系統(tǒng)數(shù)值仿真

運(yùn)用CFD的方法對(duì)人椅系統(tǒng)的外流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算就是對(duì)描述人椅系統(tǒng)外流場(chǎng)的控制方程進(jìn)行求解。本文首先建立人椅系統(tǒng)的幾何模型,然后進(jìn)行網(wǎng)格劃分,以每一個(gè)網(wǎng)格單元為一個(gè)控制容積,將N-S方程通過(guò)對(duì)控制容積的積分得到離散方程,最后對(duì)離散方程進(jìn)行迭代求解[6]。

2.1 穩(wěn)定板設(shè)計(jì)及人椅系統(tǒng)幾何模型

目前比較成熟并方便移植到國(guó)內(nèi)救生系統(tǒng)上的穩(wěn)定板技術(shù),主要有圖2所示的英國(guó)MK-16座椅和美國(guó)的S4S型座椅方案。其中,后者距離重心較遠(yuǎn),力臂更長(zhǎng),同構(gòu)型的穩(wěn)定板理論上可以獲得更好的穩(wěn)定效果。同時(shí),現(xiàn)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(zhuǎn)動(dòng)的擋臂器。去掉擋臂器,改裝限臂網(wǎng)和穩(wěn)定板,在結(jié)構(gòu)上改動(dòng)較小,因此本文的穩(wěn)定板設(shè)計(jì)參照美國(guó)的S4S型座椅穩(wěn)定板方案。穩(wěn)定板與座椅以一個(gè)可轉(zhuǎn)動(dòng)的軸連接,非工作狀態(tài)時(shí),穩(wěn)定板在座椅兩側(cè)擋臂器的位置,工作狀態(tài)時(shí),沿轉(zhuǎn)軸向后打開(kāi)一定角度。

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

穩(wěn)定板的外形主要以座椅側(cè)面輪廓為基礎(chǔ),原則是在非工作狀態(tài)下不超過(guò)座椅側(cè)面輪廓,不影響飛行員手臂運(yùn)動(dòng),同時(shí)又要有足夠的面積,在工作狀態(tài)下受到足夠的氣動(dòng)力。安裝好的穩(wěn)定板下沿應(yīng)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(tǒng)三維模型的仿真度直接影響到流場(chǎng)計(jì)算的結(jié)果,因此,本文人椅系統(tǒng)三維幾何模型的外形尺寸均盡量符合設(shè)計(jì)圖紙和國(guó)軍標(biāo)的要求[7]?？紤]到人椅系統(tǒng)幾何外形復(fù)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(shè)計(jì)原則,所設(shè)計(jì)的穩(wěn)定板及改裝穩(wěn)定板后的人椅系統(tǒng)三維模型如圖3所示。

圖3 穩(wěn)定板設(shè)計(jì)圖(左)及人椅系統(tǒng)三維模型(右)Fig.3 Design drawing of stabilization fins(left)and 3D model of seat/occupant system(right)

2.2 數(shù)值計(jì)算

CFD領(lǐng)域中,結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格具有技術(shù)成熟、邏輯關(guān)系簡(jiǎn)單、流場(chǎng)精度高、壁面粘性模擬能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn),但在確定各種復(fù)雜外形空間拓?fù)潢P(guān)系時(shí)顯得非常困難,特別是難以保證網(wǎng)格的光滑性和正交性。分區(qū)嵌套網(wǎng)格,由于可以靈活地處理復(fù)雜外形和很好地解決結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的自適應(yīng)問(wèn)題而被廣泛地應(yīng)用于復(fù)雜流場(chǎng)的計(jì)算中。本文采用CFDRC軟件包中的GEOM模塊對(duì)人椅系統(tǒng)進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并針對(duì)靜態(tài)和六自由度動(dòng)態(tài)兩種情況,分別對(duì)人椅系統(tǒng)周圍的流場(chǎng)進(jìn)行網(wǎng)格劃分,將人椅系統(tǒng)分區(qū)網(wǎng)格和周圍流場(chǎng)網(wǎng)格進(jìn)行嵌套。不論是靜態(tài)計(jì)算的流場(chǎng)網(wǎng)格和動(dòng)態(tài)計(jì)算的流場(chǎng)網(wǎng)格,均在人椅系統(tǒng)所嵌套的位置加密網(wǎng)格[8-10]。所不同的是,對(duì)于動(dòng)態(tài)計(jì)算的流場(chǎng)網(wǎng)格,在劃分之前,需事先對(duì)運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行估計(jì),在人椅系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)所經(jīng)過(guò)的軌跡區(qū)域加密網(wǎng)格。兩種情況下的最終網(wǎng)格數(shù)分別為30多萬(wàn)和300多萬(wàn)。圖4為人椅系統(tǒng)的壁面網(wǎng)格,圖5為靜態(tài)計(jì)算、動(dòng)態(tài)計(jì)算下的人椅系統(tǒng)分區(qū)和流場(chǎng)網(wǎng)格的嵌套。

圖4 人椅系統(tǒng)壁面網(wǎng)格Fig.4 Wall grids of seat/occupant system

圖5 網(wǎng)格嵌套Fig.5 Chimera grids of seat/occupant system and flow field

由于人椅系統(tǒng)是一個(gè)鈍頭體,其后氣流成不穩(wěn)定的湍流,為了準(zhǔn)確地模擬湍流流動(dòng),計(jì)算中引入湍流模型,采用標(biāo)準(zhǔn)兩方程模型,在近壁面處的單元采用壁面函數(shù)來(lái)處理。

3 風(fēng)洞試驗(yàn)

風(fēng)洞試驗(yàn)的模型受高速風(fēng)洞尺寸的限制進(jìn)行1∶5的比例縮小,模型采用50%分位重量的重心坐標(biāo)和結(jié)構(gòu)尺寸。采用天平接頭實(shí)現(xiàn)座椅俯仰角的變化,天平接頭通過(guò)連接板與座椅相連,利用半模轉(zhuǎn)窗機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)偏航角的變化。圖6為某型座椅風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨D。

圖6 人椅系統(tǒng)風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.6 Wind tunnel test model of seat/occupant system

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 靜態(tài)計(jì)算

文中在馬赫數(shù)M=0.9,俯仰角α=17°狀態(tài)下,針對(duì)有無(wú)穩(wěn)定板兩種情況,偏航角β從0°至 40°每隔5°進(jìn)行一次計(jì)算,共得出9種計(jì)算工況下的氣動(dòng)參數(shù)。圖7、圖8給出了人椅系統(tǒng)的壓力分布圖及人椅系統(tǒng)的流場(chǎng)流線圖,從圖8中可以清楚看出由于人椅系統(tǒng)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(tǒng)流場(chǎng)流線圖Fig.8 Flow pattern of seat/occupant system

圖9給出了9個(gè)偏航角下,風(fēng)洞試驗(yàn)(無(wú)穩(wěn)定板)、數(shù)值計(jì)算(有無(wú)穩(wěn)定板)三種情況的計(jì)算對(duì)比。通過(guò)對(duì)比風(fēng)洞試驗(yàn)和無(wú)穩(wěn)定板的數(shù)值計(jì)算,可以看出利用CFD計(jì)算得到的氣動(dòng)參數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)所得到的參數(shù)變化趨勢(shì)基本一致;對(duì)比有無(wú)穩(wěn)定板兩種情況的數(shù)值計(jì)算,從曲線的斜率可以看出,改裝穩(wěn)定板對(duì)于偏航性能有比較明顯的改善,而對(duì)于俯仰和滾轉(zhuǎn)性能無(wú)不利影響,甚至有小幅度的改善。

此外,通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和計(jì)算數(shù)據(jù)的比較,可以看出兩者吻合的還是不錯(cuò)的,這也為以后座椅的定量分析奠定基礎(chǔ)。綜合分析,除了人椅系統(tǒng)三維幾何模型的建立,網(wǎng)格的劃分,以及計(jì)算所用模型中參數(shù)的選擇,人椅系統(tǒng)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的取值對(duì)計(jì)算結(jié)果有較大的影響,數(shù)值計(jì)算中的截?cái)嗾`差、離散誤差、舍入誤差也是引起結(jié)果誤差的因素。

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

4.2 動(dòng)態(tài)計(jì)算

在真實(shí)的座椅試驗(yàn)中,由于人椅系統(tǒng)的不對(duì)稱性,火箭包兩側(cè)動(dòng)力的不同步,會(huì)導(dǎo)致小的初始偏航運(yùn)動(dòng),從而使座椅在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中產(chǎn)生很大的偏航角。

動(dòng)態(tài)計(jì)算為模擬出艙后的人椅狀態(tài),計(jì)算了未改裝穩(wěn)定板和改裝穩(wěn)定板后人椅系統(tǒng)模型的彈射運(yùn)動(dòng),計(jì)算時(shí)施加二級(jí)動(dòng)力(一級(jí)動(dòng)力主要作用時(shí)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(xù)時(shí)間極短,因而忽略不計(jì)),作用力大小為21245N,作用時(shí)間為0.28s,總的運(yùn)動(dòng)時(shí)間為從出艙到射穩(wěn)定傘之間的0.4s時(shí)間。

圖10給出了改裝穩(wěn)定板前后人椅系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)軌跡,圖11則為相對(duì)應(yīng)的偏航角隨時(shí)間變化曲線。

由于人椅系統(tǒng)在高速?gòu)椛溥^(guò)程中,后面的氣流為不穩(wěn)定的湍流,模型左右網(wǎng)格細(xì)微的不對(duì)稱以及計(jì)算時(shí)存在的一定誤差,會(huì)導(dǎo)致人椅系統(tǒng)初始階段有非常小的偏航運(yùn)動(dòng)。這可以從圖11的偏航角曲線看出。對(duì)于對(duì)稱模型,這一很小的影響是不應(yīng)該會(huì)造成大的偏航運(yùn)動(dòng),但是對(duì)于未改裝穩(wěn)定板的人椅系統(tǒng),由于沒(méi)有遏制偏航的措施,前面也已經(jīng)驗(yàn)證過(guò)未加裝穩(wěn)定板的人椅系統(tǒng)是航向不穩(wěn)定的,只要存在一點(diǎn)偏航角,就會(huì)使這一趨勢(shì)進(jìn)一步惡化,這一不穩(wěn)定趨勢(shì)的發(fā)展是發(fā)散的,所以人椅系統(tǒng)的偏航自轉(zhuǎn)角度會(huì)不斷變大,如圖11(a)所示。改裝穩(wěn)定板后,由于穩(wěn)定板的作用,人椅系統(tǒng)所受到的不規(guī)則小擾動(dòng)不會(huì)引起更大的偏航自轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),這種擾動(dòng)是收斂的。從圖11(b)偏航角隨時(shí)間變化的曲線也可以看出,偏航角變化很小,轉(zhuǎn)動(dòng)到1.8°左右就開(kāi)始回復(fù)運(yùn)動(dòng),并且呈現(xiàn)趨于穩(wěn)定的小幅度振蕩。從圖10(b)可以看出,整個(gè)過(guò)程中,俯仰角由開(kāi)始的17°逐漸減小,向趨于有利的俯仰姿態(tài)發(fā)展。由于沒(méi)有大的偏航角,人椅模型又是左右對(duì)稱的,滾轉(zhuǎn)力矩基本為零,無(wú)明顯滾轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。

圖10 人椅系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)軌跡(正視圖)Fig.10 Motion trajectory of seat/occupant system(front view)

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

5 結(jié) 論

(1)通過(guò)CFD計(jì)算與風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)比,可以看出計(jì)算得到的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合比較好,說(shuō)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(zhuǎn)性能的前提下,穩(wěn)定板的改裝對(duì)人椅系統(tǒng)的偏航性能有比較明顯的改善作用。

(3)六自由度動(dòng)態(tài)計(jì)算比較準(zhǔn)確地模擬了人椅系統(tǒng)出艙的整個(gè)運(yùn)動(dòng)過(guò)程,進(jìn)一步驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)的穩(wěn)定板對(duì)人椅系統(tǒng)偏航穩(wěn)定性的改善效果。

(4)為了進(jìn)一步提高計(jì)算精度,減小誤差,需要對(duì)計(jì)算模型做更加準(zhǔn)確的研究。為了獲得最佳的穩(wěn)定效果,穩(wěn)定板的外形、安裝位置等方面也將有很大的設(shè)計(jì)空間。

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