大型水陸兩棲飛機(jī)艙段入水沖擊實(shí)驗(yàn)研究

孫 豐， 魏 飛， 吳 彬， 張家旭， 褚林塘

(1. 高速水動力航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 荊門 448035；2. 中國特種飛行器研究所，湖北 荊門 448035；3. 中航通用飛機(jī)有限責(zé)任公司，廣東 珠海 519000)

近年來隨著通用航空的迅猛發(fā)展，水上/水陸兩棲飛機(jī)的價(jià)值不斷得到體現(xiàn)，目前只有少數(shù)幾個(gè)國家有能力研制大型水陸兩棲飛機(jī)，國際上有代表性的水上/水陸兩棲飛機(jī)機(jī)型有加拿大的CL-415、日本的US-2、俄羅斯的別-200以及美國的LAKE系列等，這些機(jī)型的性能體現(xiàn)了國外在相關(guān)領(lǐng)域的水平。國內(nèi)從上個(gè)世紀(jì)70年代至今已成功研制了水轟5及鯤龍兩型大型水上/水陸兩棲飛機(jī)，鯤龍大型水陸兩棲飛機(jī)的研制，對著水性能提出了更高要求，促進(jìn)了著水沖擊問題研究的開展。

水上/水陸兩棲飛機(jī)在水面起降時(shí)，將產(chǎn)生復(fù)雜的流固耦合作用，在此過程中飛機(jī)要承受復(fù)雜的水動載荷，著水沖擊載荷有著歷程短、峰值高的特點(diǎn)，是水上/水陸兩棲飛機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及強(qiáng)度校核的主要載荷之一。水上/水陸兩棲飛機(jī)船體橫截面為楔形，國內(nèi)外開展了大量楔形體入水撞擊實(shí)驗(yàn)[1]，用來分析著水載荷特性。Chuang[2]開展了一系列不同斜升角的楔形體入水實(shí)驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)斜升角小于3°時(shí)，入水過程存在明顯的氣墊效應(yīng)，變形體壓力明顯小于剛性體。Ochi等[3]根據(jù)船模試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，發(fā)現(xiàn)只有達(dá)到一定的相對速度，才能產(chǎn)生明顯的砰擊壓力，給出了船底砰擊壓力估計(jì)的經(jīng)驗(yàn)公式。Ei-Mahdi等[4]對不同斜升角的剛體模型壓力試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了分析，給出了最大沖擊壓力估算公式。Aboulghit[5]開展了常速度楔形體和椎體剛性模型入水試驗(yàn)，分析了不同速度下的沖擊力。Panciroli[6]、莫立新[7]及孫輝[8]等都對彈性楔形體入水試驗(yàn)進(jìn)行了探索，分析了彈性變形對沖擊載荷的影響。王明振[9]和褚林塘[10]選取水陸兩棲飛機(jī)船體截面開展了入水沖擊試驗(yàn)，研究了水陸兩棲飛機(jī)著水載荷特性。

國內(nèi)外關(guān)于入水沖擊的理論及數(shù)值研究較多[11-12]，這些研究成果急需試驗(yàn)的驗(yàn)證。一直以來關(guān)于水陸兩棲飛機(jī)著水載荷的研究都以縮比剛性模型為主，不能考慮結(jié)構(gòu)彈性變形對試驗(yàn)結(jié)果的影響，且缺乏縮尺比對載荷試驗(yàn)結(jié)果影響研究。通過水箱艙段著水載荷試驗(yàn)，測試著水過程水箱加速度、箱底壓力分布，分析著水載荷特性，為水箱的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和強(qiáng)度校核提供依據(jù)，同時(shí)為分析彈性變形及縮尺比對載荷的影響分析提供支持。

1 二維水動力沖擊理論

水上飛機(jī)著水屬于水動力沖擊問題，可簡化為楔形棱柱體與靜水面撞擊模型。水上飛機(jī)降落時(shí)砰擊問題的理論研究是以經(jīng)典的二元楔形體入水沖擊理論為基礎(chǔ)開展的，斜升角為β、單位長度質(zhì)量為M的楔形體以初速度V0垂直落入水中，如圖1所示，在任意下落深度為z處，c0為靜水面處浸濕半寬，c為考慮水面隆起的實(shí)際浸濕半寬，ηb為考慮水面隆起的實(shí)際浸濕深度，應(yīng)用動量守恒定理可得

MV0=(M+m)V

(1)

式中 ：m為每單位長度的附加質(zhì)量；V為任意下落深度處的垂向速度。

圖1 楔形體入水沖擊

對式(1)進(jìn)行微分，可得沖擊過程中任意瞬時(shí)作用于楔形體上的沖擊力為

(2)

由式(2)可知，沖擊力求解的關(guān)鍵取決于附加質(zhì)量的準(zhǔn)確度，Von-Karman及Wagner都使用平板擬合方法確定附加質(zhì)量，如式(3)，但浸濕半寬的形式不同，Von-Karman將浸濕半寬取為c0，Wagner取為c=πc0/2。

(3)

式中：ρ為水的密度。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)件取自大型水陸兩棲飛機(jī)機(jī)身中段水箱區(qū)域的結(jié)構(gòu)，艙內(nèi)安裝有桁條、肋板、防晃板和隔板等構(gòu)件，頂部和外端框安裝有耳片接頭，可用于試驗(yàn)過程中的起吊和懸掛。整個(gè)試驗(yàn)件長約1 600 mm,寬約3 200 mm，高約2 100 mm，空艙重量約為400 kg，底部斜升角30°。由于該試驗(yàn)件尺寸較大，配平、吊裝、入水后的保護(hù)措施等問題都與以往同類試驗(yàn)有較大差異，通過在模型兩側(cè)對稱位置布置配重袋，解決了模型配重及配平問題；通過有限元仿真分析確定了吊裝點(diǎn)的強(qiáng)度，據(jù)此確定吊裝方案；為了防止試驗(yàn)過程中模型傾覆，根據(jù)入水仿真預(yù)估模型入水深度，確定了保護(hù)繩的長度，保護(hù)繩既不會影響模型入水試驗(yàn)，又能起到保護(hù)作用。

圖2為試驗(yàn)件吊裝示意圖，通過脫鉤器與吊裝鋼索實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)件與起吊裝置的連接，保護(hù)繩用來防止模型入水后發(fā)生傾覆，試驗(yàn)中采用自由落體的方式，試驗(yàn)是在中國特種飛行器研究所的迫降水池中進(jìn)行的，該水池主尺度為60 m×60 m×5 m。試驗(yàn)程序包含以下步驟：將試驗(yàn)?zāi)Ｐ团渲氐剿璧闹亓繝顟B(tài)，安裝試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)件，檢驗(yàn)傳感器、采集系統(tǒng)、脫鉤器等設(shè)備是否運(yùn)行正常，調(diào)整試驗(yàn)件位于試驗(yàn)水域上方指定高度處，啟動采集設(shè)備進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，遙控脫鉤器脫鉤，實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)件入水，回收試驗(yàn)件，通過對比對稱位置處的壓力曲線判斷模型是否垂直入水，分析數(shù)據(jù)的有效性。

圖2 試驗(yàn)件吊裝示意圖

圖3 傳感器布置方案

試驗(yàn)采集參數(shù)包括：加速度(g)、壓力(kPa)，傳感器的布置方案如圖3所示，由于模型為彈性體，因此加速度應(yīng)布置在剛度較大的位置，盡量避免測試數(shù)據(jù)出現(xiàn)過大的波動，圖中所示的方框代表加速度傳感器布置位置，圓圈代表壓力傳感器，共14個(gè)。其中P1-1、P3-1分別與P1、P3對稱，用于驗(yàn)證模型是否對稱入水。

試驗(yàn)包括3個(gè)重量狀態(tài)，分別為空艙400 kg著水、配重至600 kg著水以及配重至1 200 kg著水，入水方式為自由落體著水，最大落水高度為2.5 m。表1為試驗(yàn)工況，表2為測試所需設(shè)備。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

圖4為某工況下高速攝像系統(tǒng)拍攝的入水過程，圖5為某工況下P1和P1-1位置處的壓力時(shí)歷曲線，由圖可知，對稱位置的壓力曲線基本一致，由此判定模型入水過程的對稱性。

表1 試驗(yàn)工況

表2 測試設(shè)備

圖4 入水過程

圖5 對稱位置壓力

2.1 局部壓力分析

選取工況6中橫剖面處各測點(diǎn)壓力時(shí)歷曲線進(jìn)行分析，如圖6所示，由圖可以看出，局部壓力曲線呈現(xiàn)峰值大脈寬短的特點(diǎn)，隨著測點(diǎn)距中縱剖面的距離的增大，壓力傳感器觸水時(shí)刻越滯后，壓力產(chǎn)生的時(shí)刻因此而延后，相鄰兩個(gè)測點(diǎn)的壓力峰值時(shí)間間隔不斷增大。從測點(diǎn)P5開始，壓力曲線都出現(xiàn)了兩個(gè)峰，通過分析試驗(yàn)錄像可知這些測點(diǎn)的第一個(gè)壓力峰應(yīng)該由模型入水后產(chǎn)生的噴濺引起的，第二個(gè)壓力峰是入水后的沖擊產(chǎn)生的，兩個(gè)壓力的量值相當(dāng)，文獻(xiàn)[7]中同等規(guī)模的模型試驗(yàn)結(jié)果也出現(xiàn)了兩次壓力峰。

圖7為艙段底部壓力分布，圖7(a)為工況4、5、6下各測點(diǎn)的壓力峰值分布，可以看出，除個(gè)別測點(diǎn)外壓力峰值大小基本沿著底面向上呈指數(shù)快速衰減，著水速度越大壓力峰值越大，壓力峰值分布衰減速度也越快；圖7(b)為工況6下不同時(shí)刻各測點(diǎn)壓力分布，圖中11個(gè)時(shí)刻分別對應(yīng)P1至P11壓力測點(diǎn)峰值出現(xiàn)時(shí)刻，該工況下P12測點(diǎn)沒有出現(xiàn)明顯的沖擊壓力峰值，相同時(shí)刻，水面以下的各測點(diǎn)的壓力隨著水深的增加而逐漸減小，最大壓力出現(xiàn)在自由液面附近，隨著入水深度的增大，壓力分布曲線形狀逐漸變得平坦。

圖6 局部壓力時(shí)歷曲線

(a)

(b)

2.2 加速度分析

圖8為不同重量狀態(tài)加速度峰值隨入水速度變化曲線，由圖可知，相同重量狀態(tài)下，入水速度越大，加速度峰值越大，隨著重量的增大，加速度峰值與入水速度關(guān)系的非線性越明顯；相同速度下，重量越大，加速度峰值越小。

圖8 加速度峰值隨入水速度變化

公式(2)顯示了沖擊力是浸濕半寬的函數(shù)，無法給出時(shí)歷的沖擊力曲線，為了方便對比，將理論和試驗(yàn)的加速度結(jié)果整理為對應(yīng)給定浸濕半寬的變化，將兩種附加質(zhì)量形式下的理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，確定二者的適用性。圖9為各重量狀態(tài)在相同著水速度下加速度隨浸濕半寬變化的試驗(yàn)結(jié)果，可知，重量越小，最大加速度對應(yīng)的浸濕半寬越小，相同浸濕半寬處，入水前期，重量越大，加速度越小，入水后期，重量越大，加速度越大。

圖9 不同重量下加速度隨浸濕半寬的變化

選取3個(gè)有代表性的工況對不同著水速度下加速度隨浸濕半寬的變化進(jìn)行分析，圖10～圖12分別為工況9、11、13不同浸濕半寬下加速度的理論值與試驗(yàn)值，圖中選取7個(gè)浸濕半寬點(diǎn)下的加速度進(jìn)行分析，這7個(gè)點(diǎn)基本涵蓋了模型從入水到最大浸深過程，總體看來速度對加速度隨浸濕半寬的變化影響較小，Von-Karman理論與Wagner理論都與試驗(yàn)存在較大偏差，Von-Karman理論更接近試驗(yàn)結(jié)果，隨著速度的增大，Wagner理論與試驗(yàn)結(jié)果的偏差越大，Wagner理論結(jié)果顯示加速度峰值在較小浸濕半寬下產(chǎn)生，Wagner認(rèn)為水面隆起增大了浸濕半寬，導(dǎo)致了附加質(zhì)量被高估，這與駱寒冰等研究的中結(jié)論一致，造成理論與試驗(yàn)結(jié)果偏差大的原因主要包括：附加質(zhì)量計(jì)算公式為近似估算，與實(shí)際存在偏差；入水沖擊理論是基于剛體假設(shè)的基礎(chǔ)建立的，而試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閺椥泽w；理論忽略結(jié)構(gòu)所受的重力、浮力、水阻力等外力。圖10中的試驗(yàn)結(jié)果曲線中加速度出現(xiàn)了負(fù)值，而理論結(jié)果卻沒有出現(xiàn)相同的現(xiàn)象，通過對所有工況的試驗(yàn)結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，著水速度小于3 m/s時(shí)都存在該現(xiàn)象，速度越小越明顯，這主要是由于理論推導(dǎo)過程忽略的結(jié)構(gòu)重量導(dǎo)致的，在重力的作用下，結(jié)構(gòu)入水初期會有一個(gè)短暫的加速過程，著水速度越小，重力對結(jié)構(gòu)入水過程影響越大，該加速過程越長，與理論的偏差也隨之增大；模型重量越大，該現(xiàn)象也越明顯，如表3所示。綜上，Von-Karman理論適用于二元彈性體模型大速度著水時(shí)的定性分析。

圖10 3 m/s速度下加速度隨浸濕半寬的變化

圖11 5 m/s速度下加速度隨浸濕半寬的變化

圖12 7 m/s速度下加速度隨浸濕半寬的變化

表3 相同浸濕半寬處各重量狀態(tài)的負(fù)向加速度

3 結(jié) 論

針對大型水陸兩棲飛機(jī)艙段在不同速度和重量狀態(tài)下開展著水載荷試驗(yàn)，研究重量及著水速度對著水載荷的影響，并對比理論及試驗(yàn)結(jié)果，得到結(jié)論如下：

(1)局部壓力曲線出現(xiàn)了二次峰值現(xiàn)象，兩個(gè)壓力的量值相當(dāng)，在強(qiáng)度校核時(shí)應(yīng)給予考慮；

(2)著水速度越大相同位置處壓力峰值越大，橫剖面上壓力峰值分布衰減速度也越快；

(3)加速度峰值隨著重量和入水速度的增大非線性增大；隨著重量的增大，加速度峰值對應(yīng)的浸濕半寬增大，速度對此影響較?。浑S著重量的增大，加速度與速度的關(guān)系的非線性越明顯；

(4)Von-Karman理論較Wagner理論更接近試驗(yàn)結(jié)果，Wagner理論高估了附加質(zhì)量，導(dǎo)致加速度峰值發(fā)生在較小的浸濕半寬；著水速度越小，模型重量越大，重力對結(jié)構(gòu)入水過程影響越大，與理論的偏差也隨之增大。