直升機施藥藥箱藥液阻尼防晃模擬及試驗

茹 煜 ，薛江坤 ，劉 彬 ，方樹平 ,2，胡晨明 ，周 杰

（1. 南京林業(yè)大學機械電子工程學院，南京 210037；2. 安徽科技學院機械工程學院，鳳陽 233100）

0 引言

在森林病蟲防治中主要使用有人駕駛直升機（簡稱直升機）進行航空施藥[1-2]，其具有響應速度快，農藥利用率高、防治效果明顯等特點[3-5]。直升機施藥藥箱作為儲存藥液的主要載體，在作業(yè)前按照作物所需藥量及農藥的理化特性混合配比使藥液中有效成份完成充分溶化與均勻混合后注入藥箱中，此時藥箱內藥液晃動現象對農藥液藥質的提升意義不大，反而藥液的晃動現象使得直升機飛行平衡性得不到保障，因此需設計合理的藥箱防晃結構來有效抑制藥液的晃動，提高直升機的操控性能，降低藥液晃動對藥箱結構的沖擊而引起的疲勞破壞和連接件松動[6-7]?，F有的直升機施藥藥箱大都為航空公司自行設計，結構簡單并存在很多弊端，一般直接將藥箱焊接在飛機底架上，清理維護困難，且藥箱內部防晃結構的抑制晃動效果較差，飛行平衡性得不到保障，使得飛機的使用受限。尤其在變速飛行中，慣性導致藥箱內的藥液劇烈晃動[8]，直接影響飛行穩(wěn)定性、增加飛機能耗，并使得直升機施藥藥箱使用壽命的下降[9]。因此，合理的藥箱防晃結構設計對航空施藥技術穩(wěn)定性與安全可靠性具有重要意義[10-12]。

李熙等[13]為降低農用無人機受藥液晃動造成失穩(wěn)的問題，采用阻尼格柵對輕型無人機藥箱的內腔結構進行優(yōu)化設計，根據流體體積多相流及非穩(wěn)態(tài)k-ε湍流模型對無人機側向急停激勵下的充液率（液體所占藥箱容積的比率）、格柵布置高度、布置形式及槽數進行防晃效果研究。于金友等[14]通過構建模擬工況的六自由度藥箱晃動試驗臺，以側壁所受藥液壓力為評價指標，研究了圓柱形及U 型藥箱在不同充液率、不同運動激勵下的晃動特性，充液率在0.7 之前，液體對箱體內壁的壓力會隨充液率的增加而增加；0.7～0.9 時藥液晃動程度最為劇烈；接近滿載時，由于藥箱內空間較小，晃動程度減弱。AHMED 等[15]提出了一種適用于矩形、平面六角形和水平圓柱形農藥罐的防晃擋板球結構，并比較了防晃擋板和擋板球的防晃效果，在抑制晃動高度上，防晃擋板優(yōu)于擋板球，但擋板球的表面張力分布可以減少晃動的效果和沖擊時間，并通過室外無人機試驗測試藥箱結構的應用效果，為未來的無人機藥箱防晃設計提供了指導。CHEN 等[16]通過調整防晃隔板的層數及寬度，對模型結構進行簡化后，借助數值仿真研究影響圓柱形貯箱內液面翻卷破碎的原因。GAO 等[17]采用線性勢流理論和有限元方法，研究了多孔擋板的形狀、數量、多孔效應參數、外載荷頻率和儲罐形狀對液體晃蕩響應的影響，驗證了液體晃動是一個多因素耦合現象。ZHAO 等[18]采用有限分析Navier-Stokes 方法，研究了部分填充LNG儲罐（liquefied natural gas）的三維晃動，并在準確模擬LNG儲罐內晃動規(guī)律的基礎上，采用CLSVOF 方法預測了罐壁受到的沖擊壓力，該方法具有準確的預測能力。

以上研究主要集中于輕型無人機藥箱及大型圓柱形貯箱。直升機施藥時飛速變化幅度大、工況復雜，且直升機施藥藥箱幾何外型較無人機藥箱相比差異較大，因此需對其內部的藥液晃動與防晃結構進行進一步研究。本文以豎直截面形狀為腰圓的直升機藥箱為研究對象，通過流體理論分析與Fluent 軟件中的 VOF 多相流模型，對箱體內流場晃動過程中的自由液面進行追蹤仿真，并根據直升機施藥作業(yè)軌跡特征，搭建液體晃動試驗平臺，通過晃動平臺模仿實際作業(yè)工況，將仿真模擬與藥箱液體晃動平臺試驗的結果相結合，確定合理的直升機藥箱防晃阻尼柵格結構，以期降低施藥作業(yè)時藥液晃動影響，為有人駕駛直升機施藥藥箱防晃結構設計提供參考。

1 藥液晃動計算原理及仿真

1.1 藥液晃動計算方法

直升機施藥藥箱內藥液晃動本質為帶有自由分界面的流體在有限的空間內發(fā)生運動，滿足質量守恒方程及動量守恒方程[19-22]，可使用質量守恒方程描述：

式中ρ為流體密度，kg/m3；t為流體流動時間，s；u、v、w分別為速度矢量U在x、y、z3 個方向上的分量，m/s。

動量守恒方程微分表達式為

式中p為微元體上壓強，Pa；τxx、τxy、τxz、τyy、τyz、τzz為作用在微元體表面黏性應力的分量,Pa；fx、fy、fz為微元體在不同方向上的單位質量力，m/s2。

1.2 藥液晃動計算模型

1.2.1 藥箱模型

為研究藥液的晃動特性，保留箱體的主體形態(tài)特征，大多數直升機（R44 直升機、AS350B3e 直升機、阿古斯特-AW109 直升機等）藥箱外殼形狀相近，本文選取R44 直升機搭載的藥箱為研究對象，將箱體簡化為豎直截面為腰圓的近長方體殼體模型，尺寸為長2 000 mm，寬800 mm，高200 mm，壁厚4 mm，藥箱整體外形尺寸對稱，選取藥箱的豎直正中間截面為參考平面以反映內部流體的流動特性。由于藥箱變速運動時藥液會產生較大的液面波動并沖擊箱體前部，形成水躍[23-24]，液體對箱壁沖擊力的極值出現垂直于箱體運動方向上箱壁上，因此將參考點布置在箱體前部水平面與圓弧連接處且位于參考平面，藥箱的三維模型、參考平面、參考點具體位置如圖1 所示。建立模型后在Fluent 軟件中進行網格劃分，利用mesh 模塊對箱體流體計算域進行非結構化網格劃分，液體晃動問題屬于非定常、瞬態(tài)問題，求解器選擇壓力基求解器，自由液面跟蹤選取VOF 模型（主相為空氣，第二相為水），湍流模型選擇具有穩(wěn)定、計算精度高且在雷諾應力上保持與真實湍流一致的Realizablek-ε模型，壓力-速度耦合方式選擇PIOS 算法，箱體外壁設計為無滑移壁面邊界條件，在計算中不考慮液體的傳熱問題。

圖1 直升機施藥藥箱模型Fig.1 Model of helicopter application tank

1.2.2 激勵曲線

直升機施藥藥箱內的藥液晃動可視為外界激勵施加到藥箱。仿真采用直升機起飛加速、轉向加速的實際飛行工況（初始速度0，勻加速運動約33.4 m/s，加速距離為500 m 左右），即在初始時刻直升機藥箱的速度、加速度都為0 的狀態(tài)，在0～0.4 s 以1 m/s2的加速度做勻加速直線運動，在0.4～1 s 做勻速直線運動，在1 s 時刻進行緊急制動，速度瞬減為0。根據直升機加速飛行工況添加的藥箱激勵曲線如圖2 所示。

圖2 施藥藥箱外界激勵曲線Fig.2 External excitation curve of application tank

1.3 阻尼柵格設計

1.3.1 設計原理

藥箱內液體產生晃動，液體具備了能量，該能量包含動能以及勢能[25-26]。晃動過程中，液體的動能與勢能不斷轉化，因而會對箱體側壁產生沖擊載荷。因此，抑制液體晃動的根本問題是如何有效地降低晃動液體的能量，進而降低液體的重心變化及液體對箱體的沖擊載荷[27]。通過在箱體內部布設阻尼柵格結構（柵格條與柵格槽按一定規(guī)則排列的結構）來改變充液系統(tǒng)內晃動液體的邊界條件[28]，從而改變液體的晃動頻率和沖擊載荷等動力學參數。

阻尼柵格結構主要從邊界層能量耗散、流體內部能量耗散和繞流能量耗散這3 個方面影響充液系統(tǒng)[29-30]。由于絕大多數的藥液黏性系數量級為10-6[31-32]，根據 3種不同能量耗散的計算公式可知，繞流阻力產生的能量耗散遠高于流體內部能量耗散和邊界層阻尼造成的能量耗散，因而在設計阻尼結構時只需要考慮繞流阻力[33]。其中，由繞流阻力造成的能量耗散Dd[34]可以表示為

式中Cd為阻力系數；Sz為阻尼結構邊界；ρf為流體密度，kg/m3；? φ為液體相對阻尼結構速度的梯度；s為障礙物在相對速度垂直方向的投影面積，m2。由式(3)可知，阻尼結構附近液體的流速越大，則繞流阻尼耗散的能量越大，因此防晃阻尼結構應布置于液體速度較大的位置。

由于藥箱內藥液在作業(yè)中是一個動態(tài)減少的過程，為獲取箱體內部液體流速大小分部情況，對原箱體（藥箱內腔無防晃結構的箱體）在0.4、0.6 及0.83 種充液率下，借助仿真軟件Fluent 的用戶定義函數功能施加如圖2 所示的外界激勵曲線后進行計算，晃動時間持續(xù)10 s，選取的多相流模型、湍流模型、求解算法、邊界條件等均如上文所述。以充液率為0.6 的情況為例，藥箱以參考平面沿y方向分為左、右兩側，其速度分布如圖3所示，速度最大值出現在箱體的上部，左右兩側出現的位置約呈對稱分布且充液率0.4 與0.8 時也呈現相同的速度分布現象。因此阻尼柵格的安裝布置都應圍繞這一結論。

圖3 充液率0.6 時藥箱中間截面速度分布Fig.3 Velocity distribution in the middle section of tank with a filling ratio 0.6

1.3.2 柵格設計

對豎直阻尼柵格與水平阻尼柵格兩種類型的柵格結構進行優(yōu)化設計。阻尼柵格布置于豎直方向上，其厚度為4 mm（如圖1 所示），試驗箱體內部高度為200 mm，柵格結構按高度分別取為100、120 和140 mm，柵格槽寬為10 mm，柵格條寬為20 mm。將2 塊柵格對稱固定在箱體內上壁，安裝間距為20 mm，中心距為400 mm。柵格槽數分別設置了3、5、7、9 及11 個，直至柵格側邊緣趨向于藥箱的側邊，布滿整個箱體內部。豎直阻尼柵格的布置方式如圖4a 所示。

圖4 柵格布置示意圖Fig.4 Diagram of grid arrangement

對于水平方向上的柵格，水平阻尼柵格的厚度為4 mm，柵格槽寬為10 mm，柵格條寬為20 mm。其長度為與箱體的寬度相等，柵格結構按高度分別為70、100 和130 mm，分別對應柵格槽數由上向下增加，數量為2、3、4 個，安裝間距為20 mm，布置方式如圖4b 所示。

1.4 模擬結果與分析

藥箱內藥液晃動為多因素耦合現象，藥箱的充液率在直升機施藥作業(yè)時動態(tài)減少，不同充液率下的箱內液體晃動對箱體內壁造成不同的沖擊，在激勵加速度下（如圖2 所示）由靜止開始運動，液體晃動持續(xù)時間為10 s；變速運動是造成藥液晃動的主要原因，本文設定藥箱加速度為0.5 及1.0 m/s22 種情況，充液率為0.8，由靜止開始運動，液體晃動持續(xù)時間為10 s；阻尼柵格結構的高度及寬度參數對藥箱內藥液晃動產生各異的抑制效果，本文設定在0.6 充液率下，采用水平柵格高度70、100、130 mm 在激勵加速度下由靜止開始運動，液體晃動持續(xù)時間為10 s，來研究防晃阻尼柵格結構的高度對液體晃動影響；由于豎直防晃阻尼柵格的槽數增加時，寬度也隨之增加，設定槽數為3、5、7、9、11，柵格高度為100 mm，在激勵加速度下由靜止開始運動，液體晃動持續(xù)時間為10 s，來研究防晃阻尼柵格結構的寬度對液體晃動影響。通過數值模擬的方法研究藥箱的充液率、加速度與柵格結構的高度及寬度參數對箱體內液體晃動的影響，確定合理的柵格結構且同類型藥箱可按照相似學原理[26]設定合理的柵格結構尺寸。

1.4.1 不同充液率數值模擬及分析

監(jiān)測不同充液率下箱體內參考點隨著時間的壓力變化情況，如圖5a 所示。施加激勵后，參考點壓力在初始時間內近似看成線性增加，數值達到最大后，參考點的壓力不斷減小，又逐步上升出現一個短暫的平臺期，在2 s 后呈現周期性波動。隨著充液率的增加，參考點壓力的最大值也隨之增加，達到最大值的時間也隨之提前，充液率0.4、t=0.82 s 時的參考點壓力最大值為925.72 Pa，充液率0.6、t=0.75 s 時的參考點壓力最大值為1 110.47 Pa，充液率0.8、t=0.50 s 時的參考點壓力最大值為1 801.73 Pa。因此，充液率是影響箱內液體沖擊的重要因素，由靜止開始勻變速過程中，初始階段箱體內受力會線性急速增加，在穩(wěn)定后箱體內壓力逐步呈現周期性變化。

圖5 不同參數下藥箱氣液相數值模擬結果Fig.5 Numerical simulation results of gas-liquid phase of medicine tank under different parameters

1.4.2 不同加速度數值模擬及分析

監(jiān)測不同加速度下箱體內參考點隨著時間的壓力變化情況，如圖5b 所示。在不同加速度下，在加速初始階段參考點壓力線性增加，迅速達到峰值，加速度為1.0 m/s2時，壓力在達到最大值后開始下降并出現穩(wěn)定期，經歷短暫下降回升后參考點壓力值逐步平穩(wěn)。加速度為0.5 m/s2時，壓力在達到最大值后開始減少。隨后壓力又開始增大和降低，總體呈現鋸齒狀收斂。

1.4.3 阻尼柵格高度下的數值模擬

監(jiān)測不同高度的防晃阻尼柵格下箱體內參考點隨著時間的壓力變化情況，如圖5c 所示。參考點壓力在短時間呈線性增加后壓力又逐步減少，10 s 內的壓力圖出現數個極值，不同高度柵格參考點所受壓力的最大值都出現在第一個極值點，70、100 及130 mm 高度的柵格對應出現最大壓力的時間和壓力值分別為t=0.48 s 時952.10 Pa、t=0.45 s 時1 039.69 Pa 及t=0.5 s 時1 155.16 Pa。隨著阻尼柵格高度的增加，藥箱內部參考點所受到的最大壓力值也隨之增加，但達到最大壓力值時間點是相近的。其中100 mm 高度在10 s 內波峰次數10 次，70 及130 mm的波峰次數為11 次，說明高度選為100 mm 時，液體晃動的頻率更低，因此在進行防晃阻尼柵格選擇時，選擇柵格高度為100 mm 為較合理的。

1.4.4 阻尼柵格寬度下的數值模擬

監(jiān)測不同柵格槽數下箱體內參考點隨著時間的受力變化，藥箱受到激勵后的參考點最大壓力值的變化規(guī)律如圖5d 所示。柵格槽數由3 遞增至11，參考點所受最大壓力值逐漸減小，并在數量為9 時趨于穩(wěn)定，此時增加柵格數量對參考點所受最大壓力值影響不大。而在藥箱內部增加柵格槽數，防晃結構復雜程度將提高，同時柵格數量增多會降低防晃阻尼柵格強度。因此，防晃阻尼柵格選擇高度為100 mm，柵格數量為9 個的豎直阻尼柵格防晃結構最為合理。

2 藥箱防晃試驗

2.1 試驗裝置

藥箱晃動試驗裝置布置于室內（圖6），為便于觀測，試驗藥箱由亞克力板制成，內部可布設阻尼柵格結構。藥液大多為水溶劑，因此試驗時用水來代替藥液，為便于高速攝影儀采集圖像，在水中添加紅色染劑并在試驗藥箱以突出液面圖像。實際的液面獲取過程中液面晃動形成水躍與液面翻卷破碎形成不連續(xù)的液面將補光燈的光進行反射，造成高速攝影儀進行三維液面圖像采集時出現大量的背光區(qū)，導致圖像出現陰影，難以再反映真實的液面變化狀況。因此，高速攝影儀采集液面圖像時與藥箱布置在同一高度的運動方向正側方，并借助左右補光燈提供輔助光線；壓力參考點設置同上文所述，以此獲得不同工況參數下的液面圖及箱體內部壓力值，試驗方法示意圖如圖6a 所示。藥箱晃動試驗平臺主要由工況姿態(tài)調整裝置與工況加速度調整裝置組成，可實現模擬施藥藥箱的工況姿態(tài)及工況加速度兩個功能。

圖6 試驗方法及裝置現場試驗布置Fig.6 Test method and installation field test layout

2.1.1 工況姿態(tài)調整裝置

藥箱通過螺栓固定在由3 根電動推桿支撐的上支撐板上，通過遙控器控制3 個推桿的伸長量與上支撐板形成相應的角度實現藥箱位姿前后、左右的角度調節(jié)。試驗箱體長為2 000 mm，為確保角度能在0°～20°之間調節(jié)，由正弦函數關系可知推桿行程應大于684 mm，選定推桿行程為700 mm，電壓為24 V。本試驗臺推桿僅用于工況姿態(tài)調整，需要具有一定的承載能力，對于速度要求不高，優(yōu)先考慮推力，選用推力1 300 N，速度7 mm/s 的推桿，通過對碼鍵實現對每個推桿的單獨控制，借助遙控器控制推桿的前進、后退及暫停。

2.1.2 工況加速度調整裝置

直升機作業(yè)時的狀態(tài)對應藥箱不同的工況姿態(tài)，飛機機身長度相對于轉向半徑小很多，且實際轉向過程中轉向半徑不固定難以量化，因此試驗只考慮施加的加速度沿一個方向，借助直線導軌給定初始加速度。推桿底部支座通過螺栓固定在下支撐板上，下支撐板通過螺栓固定在下方直線導軌上，由于藥箱內部液體晃動的程度較大，直線導軌機構選用具有緩沖吸振的同步帶傳動實現不同的初始加速度、工況姿態(tài)的調整及整體裝置的驟停。為提高其承載能力，選用160 mm 寬的同步帶，選用功率為4 kW，額定轉速為2 000 r/min 的伺服電機，配合減速比為20 的減速器以提供較大扭矩。直線導軌機構由同步帶、安裝臺、聯軸器、PX80N020SA 減速機、伺服電機、單軸cm36 控制器、開關、SD300-20AL-GBF交流伺服驅動器、電源及限位等組成，有效行程為2 m。借助控制器控制電機轉速可以實現對試驗平臺加速度、運動距離及方向調節(jié)。

2.2 試驗設計

為驗證藥箱阻尼結構的防晃效果，獲取晃動時藥箱內部自由液面變化過程的圖像，選用Phantom 高速攝像機進行采集，拍攝選擇的分辨率為1 280×800 像素，采樣速率200 幀/s，曝光時間為450 μs；選用奉化大橋精密儀器廠YJR-5A 型靜態(tài)電阻應變儀采集藥箱箱壁壓力；選用雷普曼1 500 W 補光燈為試驗提供輔助光線，以得到清晰的自由液面素材，現場試驗布置如圖6b 所示。

試驗均采用高度為100 mm，柵格數量為9 個的豎直防晃阻尼柵格進行布設，以傾斜角度為0°，在激勵加速度下，研究0.4、0.6、0.83 種不同充液率在10 s 內的晃動情況。根據直升機實際起飛情況，本文設定在0.6 充液率下，加速度為0.5 及1.0 m/s22 種情況，藥箱由靜止開始運動，在0～0.4 s 做勻加速直線運動，在0.4～1s 做勻速直線運動，在1 s 時刻進行緊急制動，速度瞬減為0，液體晃動持續(xù)時間為10 s。直升機不同作業(yè)工況在試驗臺上體現為藥箱的傾斜角度不同，直線勻速狀態(tài)與水平面夾角為0°；直線加速狀態(tài)為爬升姿態(tài)按照加速度的大小對應夾角為前傾10°及前傾20°；實際減速為俯沖姿態(tài)，此時加速度往往恒定對應著角度為后仰10°；左右的轉向只考慮轉向加速的情況，分別為左側身10°及右側身10°，共6 種角度對應著6 種工況姿態(tài)。以充液率為0.5，在激勵加速度下為例，觀察6 個不同工況下液面，液體晃動持續(xù)時間為10 s。

3 試驗結果與分析

3.1 充液率對液體晃動的影響

相同時間間隔下，觀察0.4、0.6、0.83 種充液率下藥箱內部藥液晃動幅度與液體晃動趨于穩(wěn)定的時間的液面圖，如圖7 所示。以傾斜角度為0°、充液率為0.6 為例通過高速攝影儀拍攝的液面圖來看，自由液面呈現著一致性，隨著充液率變化液面的晃動幅度未受到顯著的抑制，這說明充液率對于受激勵后的自由液面影響較小，對比不同時刻下的自由液面圖可知，隨著充液率的增加出現距離劇烈晃動的時間會提前。

圖7 不同充液率下的液面Fig.7 Liquid surface diagram at different filling ratios

同時，相同高度下的防晃阻尼柵格在不同的柵格槽數與不同的充液率試驗下所得箱體內參考點的壓力不同，如圖8 所示。

圖8 不同柵格數時的受力對比Fig.8 Comparison of forces at different numbers of grids

不同的柵格數量，不同的充液率條件下獲取箱體所受到的壓力大小，隨著充液率的增加，箱體所受最大壓力值也隨之增加，以柵格數量為11 個的豎直防晃阻尼柵格為例，充液率為0.8 比0.4 時壓力增長了27.7%。在同一充液率下，同一高度的柵格在增加柵格數量后能有效降低箱體所受激勵方向上的壓力幅值，但隨著柵格數量的持續(xù)增加，對于壓力的削弱變得有限。試驗過程中，藥箱完成加速后保持勻速運動，充液率為0.6 及0.8 的箱體所受壓力會逐步穩(wěn)定下來，而充液率為0.4 會出現另一個極值壓力，這可以說明在充液率較小的情況下，藥箱箱體會收到二次沖擊，而隨著充液率的增加，箱體所受到的二次沖擊逐漸消失，因此可以認為充液率高的情況可以有效改善箱體收到激勵后的二次沖擊。

3.2 加速度對液體晃動的影響

由圖9 不同加速度對比圖可知，在相同的充液量及防晃阻尼柵格條件下，采集相同間隔時間液面圖，加速度為1.0 m/s2較0.5 m/s2時液面晃動更為劇烈，說明緩慢加速或減速能有效減少藥液晃動情況，直升機在飛行作業(yè)時緩慢加速及減速能有效緩解航空施藥時藥箱的晃動問題。加速度的大小會影響液體晃動的最大壓力幅值及到達到最大壓力的時間間隔，加速度為0.5 m/s2，t=0.45 s時，監(jiān)測點出現最大壓力幅值為37.5 N；加速度為1.0 m/s2，t=0.435 s 時，監(jiān)測點出現最大壓力幅值為110.2 N。對于不同初始加速度的試驗，隨著激勵加速度數值變大，藥箱受到最大沖擊壓力的時間提前。

圖9 0.6 充液率時不同加速度下同時刻的液面對比Fig.9 Comparison of liquid levels at the same moment at different accelerations at 0.6 filling ratio

3.3 工況姿態(tài)對液體晃動的影響

在加速初始階段，隨著前傾角度的逐步增大，自由液面的變化幅度增大。由于傾角的存在液體主體部分會偏向箱體前部，液體從開始晃動到液面趨向穩(wěn)定時間間隔不同，0°姿態(tài)t=6.01 s、前傾10°姿態(tài)t=4.39 s 及前傾20°姿態(tài)t=3.33 s。隨著前傾角度逐步增大，開始晃動到液面穩(wěn)定所花時間逐步減少，從0°轉變?yōu)?0°時間相對減少了44.6% (圖10)。由此可知，隨著前傾角度的逐步增加，所需穩(wěn)定時間減小，但隨著傾角的增加，傾角對于穩(wěn)定時間影響程度逐漸變小。

圖10 各工況姿態(tài)下不同時刻的液面Fig.10 Liquid level at different moments in each working attitude

后傾10°時箱體內部液體偏向于箱體后部，而箱體的加速度方向是向前，因此從液體開始晃動到液面平穩(wěn)過程中，液體晃動的幅度相對較小，穩(wěn)定時間為t=4.09 s，較前傾10°的穩(wěn)定時間提升了6.83%。

左傾與右傾對藥液晃動的影響本質上相同，以左傾10°為例，藥箱內部液體傾向藥箱低位一側，低位一側聚集的液體較多，因此液體晃動程度相對較小，自由液面變化情況小，液體從開始晃動到液面穩(wěn)定時間t=3.34 s；高位一側所聚集液體較少，液體從開始晃動到液面穩(wěn)定時間t=4.05 s，且晃動的液面更加激烈，液滴出現飛濺的情況。由此可知，在直升機轉向時，藥箱位姿傾斜一側，液位較低的一面晃動比液體高處更加激烈，同時從開始晃動到液面平穩(wěn)所花費的時間更長。

3.4 試驗結果與仿真結果對比

以充液率0.6 為例，防晃阻尼柵格選擇高度為100 mm，柵格數量為9 個的豎直阻尼柵格，對比在與水平面夾角為0°時數值仿真和驗證試驗結果，如圖11 所示。

圖11 數值模擬與試驗對比Fig.11 Numerical simulation and experimental comparison

在相同條件下，相同時間內通過數值模擬得出液體晃動自由液面情況與試驗中借助高速攝影儀器采集的自由液面情況吻合度較好，說明借助Fluent 進行數值模擬計算結果真實可靠。同時在圖中可以看出增加防晃阻尼柵格能夠有效減小受激勵后箱體內液體晃動幅度。與原箱液體相比，設置防晃阻尼柵格后，液體從開始晃動到液面平穩(wěn)的時間隨之減少，相比較于原箱降低了54.8%，能夠起到較好的抑制效果。

4 結論

1）通過箱體內液體晃動仿真確定了液體沿激勵方向的速度最大值出現在箱體的上部，確定了阻尼柵格結構布置位置。

2）通過數值模擬研究了充液率、激勵加速度及防晃阻尼柵格結構高度、槽數對液體晃動的影響。充液率越高，壓力幅值越大且達到峰值時間隨之提前。加速過程中，箱體內壓力呈現線性急速增加，在穩(wěn)定后箱體內壓力逐步呈現周期性波動。柵格高度的增加，藥箱內部參考點所受到的最大壓力值也隨之增加，但達到峰值時間點是相近的且高度為100 mm 時，液體晃動的頻率更低。柵格槽數增加，壓力峰值隨之變小，在數量為9 時趨于穩(wěn)定。

3）通過試驗對布設柵格后的箱體進行了效果驗證。充液率對箱體的影響與仿真結果呈現一致，充液率0.8比0.4 的最大壓力增長了27.7%，且在高充液率下箱體不易受到激勵后的二次沖擊。加速度越大，液體晃動越明顯，沖擊力幅值越大且達到峰值時間隨之提前。隨著前傾角度的逐步增加，所需穩(wěn)定時間減小。側傾角度的出現，使液位較低的一面晃動比液體高處更加激烈。

4）選擇柵格高度為100 mm，柵格槽數為9 個的豎直阻尼柵格，對比仿真和試驗結果，兩者液面波形吻合度較好。該結構能有效抑制液體晃動，液面平復時間相比于原箱減少了54.8%，防晃效果明顯。