組合式起落架緩沖器耐墜毀性能仿真與分析

韓雨瑩，房興波，陳 虎，魏小輝,2，謝欣宏

（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.南京航空航天大學(xué)機(jī)械結(jié)構(gòu)力學(xué)與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016；3.中國(guó)飛行試驗(yàn)研究院，西安 710000）

直升機(jī)由于其自身旋翼的存在及周圍復(fù)雜氣流的影響，使得發(fā)生危險(xiǎn)時(shí)，駕駛員無(wú)法通過(guò)彈射系統(tǒng)脫身，因此駕駛員很難在墜機(jī)前安全脫離直升機(jī)［1］。為保證駕駛員的生命安全，需通過(guò)一系列抗墜毀措施，使得直升機(jī)觸地時(shí)，作用在人體的過(guò)載限制在生命耐受范圍內(nèi)，此時(shí)抗墜毀設(shè)計(jì)就顯得至關(guān)重要［2］。

20 世紀(jì)70 年代，美國(guó)和一些歐盟國(guó)家為了驗(yàn)證飛行器的抗墜毀能力，開始進(jìn)行墜撞試驗(yàn)，之后，美軍對(duì)大量旋翼和固定翼飛機(jī)均進(jìn)行了墜撞試驗(yàn)，并給出其可生存事故范圍［3］。傳統(tǒng)的抗墜毀設(shè)計(jì)依賴大量的物理實(shí)驗(yàn)，花費(fèi)時(shí)間長(zhǎng)且資金投入多；而抗墜毀數(shù)字仿真可以最大限度地規(guī)避風(fēng)險(xiǎn)、提高效率。文獻(xiàn)［4］簡(jiǎn)化了機(jī)身模型，引入六邊形蜂窩吸能裝置，進(jìn)行墜撞實(shí)驗(yàn)，并利用非線性有限元軟件ABAQUS 對(duì)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，進(jìn)而優(yōu)化吸能裝置。文獻(xiàn)［5］利用三維有限元軟件LS?dyna 建立了機(jī)身截面三維模型，進(jìn)而確定了結(jié)構(gòu)變形和地板高度加速度響應(yīng)，便于更好地理解沖擊墜撞過(guò)程。

直升機(jī)抗墜毀吸能的主要部件為起落架、機(jī)身和座椅，起落架是抗墜毀研究中最重要的一環(huán)，正常著陸時(shí)依靠油液阻尼耗能，而意外墜毀時(shí)，能量更多地轉(zhuǎn)化為塑性變形［6］。緩沖器作為起落架中最主要的吸能元件，能夠?qū)⒅鄙龣C(jī)的動(dòng)能轉(zhuǎn)換成其他能量耗散掉，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)緩沖吸能，研究表明，多級(jí)組合式的緩沖器可以提升抗墜毀能力［7］。

泡沫鋁是一種一次性壓潰元件，維護(hù)成本低，利用效率高，且具備較高比強(qiáng)度、比剛度等優(yōu)異特性，其吸能本質(zhì)是壓縮變形過(guò)程中的能量耗損［8］，在壓縮載荷作用下顯示出典型的變形三階段特征：線彈性階段、平臺(tái)區(qū)及致密化階段。由于泡沫鋁在壓縮過(guò)程中存在高而寬的應(yīng)力平臺(tái)，這使其在近似恒應(yīng)力下能夠吸收大量能量［9］，是極具發(fā)展前景的新型緩沖材料。文獻(xiàn)［10］提出了一種泡沫鋁加鋼殼組合式的抗撞裝置，用于減小船舶撞擊對(duì)海上風(fēng)電組的損傷，并顯著減小了最大碰撞力和機(jī)艙加速度。文獻(xiàn)［11］對(duì)泡沫鋁夾芯板的爆炸響應(yīng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，得到變形破壞模式，定量分析能量吸收效率，得出其具有更高抗爆性能的結(jié)論，可廣泛應(yīng)用于工程防護(hù)領(lǐng)域。文獻(xiàn)［12］將泡沫鋁填充鋼管作為汽車前縱梁結(jié)構(gòu)緩沖裝置，通過(guò)軸向壓縮時(shí)泡沫鋁和鋼管之間的交互作用來(lái)吸收能量，得出泡沫鋁在汽車緩沖吸能方面具備較好的應(yīng)用。文獻(xiàn)［13］對(duì)泡沫鋁等材料的緩沖吸能特性進(jìn)行研究，在不同溫度、應(yīng)變率條件下分別建立理論計(jì)算模型，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證，系統(tǒng)地分析泡沫鋁等材料在航天腿式著陸器里的緩沖吸能特性。綜上所述，盡管泡沫鋁在汽車、船舶、航天等領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用于沖擊吸能和撞擊防護(hù)，但是對(duì)其在航空領(lǐng)域的研究較少。本文提出了一種將泡沫鋁應(yīng)用于抗墜毀級(jí)緩沖的緩沖器設(shè)計(jì)方案，建立了泡沫鋁與油?氣組合式耐墜毀緩沖器模型，并驗(yàn)證其可行性。

1 泡沫鋁壓潰變形能量吸收計(jì)算

通過(guò)塑性坍塌應(yīng)力的理論模型計(jì)算泡沫鋁的塑性屈服強(qiáng)度σf數(shù)值。泡沫鋁壓縮吸能過(guò)程中，在線彈性階段后，其壓縮曲線存在長(zhǎng)而寬的應(yīng)力平臺(tái)，此時(shí)應(yīng)變?cè)龃蠖鴳?yīng)力維持不變，泡沫鋁進(jìn)入屈服狀態(tài)，因此塑性屈服強(qiáng)度也為平臺(tái)區(qū)應(yīng)力［14］。

不同密度的泡沫鋁在壓縮載荷下表現(xiàn)出來(lái)的力學(xué)特性差異較大，因此，對(duì)于泡沫鋁而言，相對(duì)密度是一項(xiàng)重要的結(jié)構(gòu)參數(shù)。相對(duì)密度是泡沫鋁、泡沫鋁基體材料密度的比值，其值可以通過(guò)孔隙率計(jì)算獲得，孔隙率與相對(duì)密度的關(guān)系為

式中：σs為泡沫鋁基體材料的塑性屈服強(qiáng)度；φ為體積分?jǐn)?shù)，即孔棱占整體比例常數(shù)，本文采用閉孔泡沫鋁進(jìn)行緩沖器設(shè)計(jì)，在實(shí)際情況中閉孔泡沫鋁中也會(huì)存在少部分開孔泡體，因此在本算例中，假設(shè)閉孔泡沫鋁中存在5% 的開孔泡體，即φ=0.05。閉孔泡沫鋁由于孔膜的延伸和孔胞內(nèi)氣流的壓縮，均會(huì)增強(qiáng)其壓縮強(qiáng)度，文獻(xiàn)［15］據(jù)此得出c2、c'2對(duì)閉孔泡沫鋁屈服強(qiáng)度影響的合理取值，即c2=0.3，c'2=0.44。最終選取建立計(jì)算模型和有限元模型的泡沫鋁試樣相關(guān)參數(shù)如表1 所示。將表1 參數(shù)代入式（1，2）計(jì)算得到泡沫鋁平臺(tái)區(qū)應(yīng)力值為σf=9.12 MPa。

表1 計(jì)算模型所需泡沫鋁試樣參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of foam?aluminum required during calculation model

2 泡沫鋁壓潰過(guò)程有限元仿真

2.1 模型建立

建模過(guò)程中，考慮到在中、低應(yīng)變率的情況下，泡沫鋁的力學(xué)性能不具有應(yīng)變率敏感性，且為各向同性材料，因此采用LS?DYNA 中63 號(hào)可壓扁泡沫材料的本構(gòu)模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析［16］，將泡沫鋁劃分成8 節(jié)點(diǎn)Solid 164 六面體單元。下壓板和支撐板設(shè)置為剛體，仿真過(guò)程中選用由LS?Dyna提供的一種剛性體材料模型，使用這種材料的部件所有節(jié)點(diǎn)將保持相對(duì)位移不變。建模所需材料的物理屬性見(jiàn)表2。

表2 泡沫鋁材料屬性Table 2 Mechanical properties of present foam?aluminum

泡沫鋁、下壓板和支撐板的單元屬性均設(shè)置為L(zhǎng)S?Dyna Sectsld。約束支撐板的所有自由度以及下壓板的2 個(gè)平動(dòng)、3 個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，保證下壓板垂直下壓。假定機(jī)體質(zhì)量為3 000 kg，下壓板攜帶附加結(jié)構(gòu)質(zhì)量以沖擊速度10 m/s 向下壓，建立的有限元模型如圖1 所示。

圖1 泡沫鋁壓潰模擬有限元模型Fig.1 Finite element model of foam-aluminum during crushing simulation

2.2 壓潰仿真與試驗(yàn)對(duì)比分析

在建模完成后，便可進(jìn)行有限元壓潰仿真分析，其壓潰過(guò)程中泡沫鋁應(yīng)力云圖分布如圖2 所示。由圖2 可知，在泡沫鋁壓潰過(guò)程中，起初試件各部位都有變形，但中間段應(yīng)力較大，所以泡沫鋁中間薄弱區(qū)域率先達(dá)到坍塌應(yīng)力形成褶皺，隨著褶皺累積疊加，最終泡沫鋁被壓實(shí)。在整個(gè)壓縮的過(guò)程中，試件兩端的應(yīng)力基本平衡。

圖2 泡沫鋁緩沖作用過(guò)程中的應(yīng)力分布云圖Fig.2 Stress distribution nephogram of foam-aluminum dur?ing buffering process

圖3 為單一泡沫鋁壓潰過(guò)程中的應(yīng)力?應(yīng)變曲線對(duì)比圖，其中，紅色實(shí)線為仿真值，黑色虛線為試驗(yàn)值。觀察仿真曲線，到達(dá)應(yīng)力峰值后，由于泡沫鋁的初始瞬態(tài)效應(yīng)使得其應(yīng)力先減小后增大，這是因?yàn)榕菽X在壓潰過(guò)程中殘留少許脆性相，出現(xiàn)脆性坍塌。隨后進(jìn)入塑性坍塌階段并形成相當(dāng)長(zhǎng)的一段平臺(tái)區(qū)，在此階段應(yīng)力幾乎不隨應(yīng)變變化，這對(duì)沖擊保護(hù)極為重要。當(dāng)應(yīng)變?yōu)?.65 時(shí)，壓潰應(yīng)力開始急劇增大，泡沫鋁進(jìn)入致密化階段，此時(shí)泡沫鋁中幾乎所有孔洞都被壓實(shí)，產(chǎn)生加工硬化現(xiàn)象。

圖3 泡沫鋁緩沖壓潰應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比圖Fig.3 Stress-strain curve comparison diagram of foam-alu?minum during crushing

進(jìn)一步將試驗(yàn)曲線與仿真曲線對(duì)比可知：在泡沫鋁的壓潰過(guò)程進(jìn)入到塑性變形階段，仿真值的波動(dòng)幅度較小，具有較為理想的應(yīng)力平臺(tái)區(qū)，這是因?yàn)榉抡鏌o(wú)法模擬實(shí)際泡沫鋁胞單元發(fā)泡的隨機(jī)性，真實(shí)破裂首先發(fā)生在薄壁區(qū)域，壓潰從低強(qiáng)度的孔胞逐級(jí)擴(kuò)展至高強(qiáng)度的孔胞。試驗(yàn)曲線在致密化階段的斜率較大，主要原因是建模過(guò)程忽略了泡沫鋁內(nèi)部的微孔洞，增大了固體體積含量，從而導(dǎo)致仿真的應(yīng)力值偏?。?7］。

克什米爾地區(qū)一直是印度和巴基斯坦的爭(zhēng)議地區(qū)，其歸屬權(quán)之爭(zhēng)由來(lái)已久，導(dǎo)致政局一直不穩(wěn)定。20世紀(jì)中期的兩次印巴戰(zhàn)爭(zhēng)使得礦區(qū)無(wú)法勘探和開掘，本計(jì)劃于1990年實(shí)施的新礦區(qū)開發(fā)項(xiàng)目也因政治動(dòng)亂而沒(méi)能進(jìn)行。同時(shí)由于地理環(huán)境也比較特殊——平均海拔超過(guò)4000米，人類生存條件惡劣，常年處于低溫嚴(yán)寒狀態(tài)，適宜開采的時(shí)間每年僅2-3個(gè)月。加之山上基本設(shè)施匱乏，大型開采機(jī)械又無(wú)法運(yùn)到山上，這些因素都造成克什米爾藍(lán)寶石開采成本巨大。以至于克什米爾矢車菊、皇家藍(lán)，很多人也只聞其名不見(jiàn)其物！

將泡沫鋁壓潰仿真得到的平臺(tái)區(qū)應(yīng)力值、通過(guò)塑性坍塌應(yīng)力模型計(jì)算獲得的平臺(tái)區(qū)應(yīng)力值與試驗(yàn)得到的平臺(tái)區(qū)應(yīng)力值進(jìn)行比較，如表3 所示。

表3 泡沫鋁平臺(tái)應(yīng)力值結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of stress results of foam?aluminum platform

綜上所述，有限元模型的仿真結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果較為接近，偏差為9.5%，仿真得到的應(yīng)力?應(yīng)變曲線與泡沫鋁壓潰試驗(yàn)得到的曲線走向基本一致。這證明了上述有限元建模的準(zhǔn)確性，并為后續(xù)緩沖器的設(shè)計(jì)提供可行性參考。

3 組合緩沖器耐墜性分析

3.1 MATLAB/Simulink 參數(shù)化模型

抗墜毀緩沖器主要由低壓部段和抗墜毀部段組成，正常著陸時(shí)低壓部段起緩沖作用，只有在高下沉速度著陸時(shí)，抗墜毀部段才起緩沖作用。本文抗墜毀緩沖器的低壓部段為單腔油氣式緩沖器，依靠油針來(lái)調(diào)節(jié)油孔大小實(shí)現(xiàn)緩沖，圖4 為組合式抗墜毀緩沖器的結(jié)構(gòu)示意圖。

圖4 油氣-泡沫鋁組合式緩沖器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Diagram of the combined oleo-pneumatic and foamaluminum buffer structure

泡沫鋁作為抗墜毀部段，由于其應(yīng)力?應(yīng)變曲線存在“應(yīng)力降”現(xiàn)象，即線彈性階段應(yīng)力峰值較大，結(jié)束后孔壁和孔棱的坍塌造成應(yīng)力下降。該現(xiàn)象不利于緩沖壓潰的穩(wěn)定性，因此將泡沫鋁進(jìn)行預(yù)壓縮處理至平臺(tái)區(qū)，再進(jìn)行后續(xù)起落架落震仿真試驗(yàn)［18］。經(jīng)預(yù)壓縮處理后泡沫鋁的壓潰載荷?位移曲線如圖5 所示。

圖5 經(jīng)預(yù)壓縮處理泡沫鋁的壓潰載荷-位移曲線Fig.5 Crushing load-displacement curve of foam-aluminum treated by precompression

將預(yù)壓縮處理后的泡沫鋁載荷?位移曲線導(dǎo)入Simulink，建立起落架的緩沖器模型。緩沖器在充液狀態(tài)下低壓部段的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表4。泡沫鋁高壓抗墜毀部段的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表5。

表4 低壓部段緩沖器參數(shù)Table 4 Parameters of low pressure section buffer

表5 泡沫鋁抗墜毀部段緩沖器參數(shù)Table 5 Parameters of foam?aluminum crashworthiness section buffer

3.2 起落架建模

直升機(jī)抗墜毀起落架采用搖臂式構(gòu)型，起落架虛擬樣機(jī)主要由高壓腔外筒、高壓腔活塞桿、低壓腔活塞桿、低壓腔外筒、機(jī)輪、輪胎和主搖臂組成，各組件之間的連接如圖6（a）所示。利用各組件運(yùn)動(dòng)副關(guān)系在Simulink 軟件中建立起落架仿真模型，所建立的起落架虛擬樣機(jī)如圖6（b）所示。

圖6 Simulink 中起落架各部件運(yùn)動(dòng)副關(guān)系及建立的虛擬樣機(jī)Fig.6 Kinematic pair relation of each part of landing gear and virtual prototype in Simulink

3.3 抗墜毀結(jié)果分析

圖7 低壓部段和高壓部段壓縮量及緩沖力曲線Fig.7 Compression and buffer force curves of low and high pressure sections

圖8 高低壓部段緩沖器及起落架功量圖Fig.8 High and low pressure section buffer power diagram and landing gear power diagram

表6 為兩種緩沖器起落架抗墜毀分析結(jié)果的匯總。與傳統(tǒng)兩級(jí)油氣式起落架相比，油氣?泡沫鋁起落架的地面垂向載荷峰值為317.21 kN，減少了38%。在10 m/s 的沖擊速度下，油氣?泡沫鋁組合式緩沖器的高壓部段的壓縮量相對(duì)較少。這是因?yàn)樵趬嫐н^(guò)程中，其高壓部段壓潰發(fā)生的較晚，初始?jí)嫐r(shí)高壓部段參與較少，這保障了安全的使用行程，也節(jié)省了緩沖器的內(nèi)部空間。油氣?泡沫鋁組合式起落架的緩沖效率明顯高于兩級(jí)油氣式起落架，效率提升了12.7%，可見(jiàn)油氣?泡沫鋁組合式緩沖器具備更優(yōu)異的抗墜毀性能。

表6 起落架抗墜毀性能Table 6 Crashworthiness performance of landing gear

4 結(jié)論

本文提出了一種油氣?泡沫鋁組合式耐墜毀緩沖器，開展了設(shè)計(jì)、仿真和試驗(yàn)研究，主要結(jié)論如下：

（1）基于塑性坍塌應(yīng)力理論計(jì)算模型，進(jìn)行了單一泡沫鋁平臺(tái)區(qū)應(yīng)力的理論計(jì)算，在線彈性階段后，泡沫鋁存在穩(wěn)定的應(yīng)力平臺(tái)，該階段應(yīng)力值為9.12 MPa，與試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)百分比誤差為11.2%。

（2）基于有限元仿真模型，對(duì)泡沫鋁動(dòng)態(tài)壓潰過(guò)程進(jìn)行了有限元分析，仿真結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果較為接近，得到的應(yīng)力?應(yīng)變曲線也與試驗(yàn)曲線走向基本一致，證明了有限元建模的準(zhǔn)確性。仿真得到的平臺(tái)區(qū)應(yīng)力為10 MPa，與試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)百分比誤差僅為1.5%。

（3）基于MATLAB/Simulink 環(huán)境，建立了油氣?泡沫鋁組合式耐墜毀起落架的仿真分析模型，以10 m/s 的下沉速度進(jìn)行了起落架落震仿真試驗(yàn)。與傳統(tǒng)兩級(jí)油氣式起落架相比，油氣?泡沫鋁組合式緩沖器降低了地面載荷，緩沖效率提升了12.7%。