航空学报08大飞机专刊(37)

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油箱自定义 66133 0133 2 760 234 8261 7
油箱内部液体水 1 000 21 2
　　采用自适应的主 /从面接触算法模拟蒙皮、机算例规模来看 ,这个计算效率是可以接受的。身加强框以及油箱底部与地面之间的接触关系。以满油箱条件为例 ,外蒙皮与地面首先碰撞 ,油箱结构与机身加强框、蒙皮之间的接触关系 ,采在碰撞区域的机身加强框在 11 ms至 13 ms内发用自适应的单面接触算法模拟。为了提高计算效生了第一次破坏 ,机身加强框内缘在冲击载荷作率 ,在定义接触约束条件的时候 ,需要根据实际经用下迅速撕裂。在 14 ms时 ,油箱结构开始与机验合理选择接触搜索区域 ,也可以采用试算的方身框接触。从 14 ms到 20 ms,机身框下部的内法 ,预先确定接触区域 ,再进行接触区域定义。 缘在油箱底部接触载荷的作用下进一步破坏。
油箱结构在 10 ms之前 ,没有明显地变形情4　仿真计算结果及分析况 ,然而在 20 ms时 ,油箱结构在内部水的压力
在完成整个建模过程和坠撞条件定义后 ,利作用下 ,明显地向外鼓出。这一现象表明 ,油箱用非线性有限元瞬态分析程序 MSC1Dytran计内部的液体对机身框段的作用与机身框段的响算了带油箱的机身框段坠撞的 120 ms内的响应应并不同步 ,有一个滞后过程。整个机身框段过程。计算过程在个人 NoteBook上完成 ,计算在坠撞方向上的位移在 62 ms处达到最大 ,随后机基本配置为 ,CPU: Core (TM ) 2, T5500, 发生反弹。整个机身框段在 62 ms时的变形情11 66 GHz;内存 : 768 MB ;硬盘 :80 GB,7200 况如图 2所示 ,油箱结构的变形及等效塑性应r/ min ,整个计算机时大约为 48 min32 s。按本力分布如图 3所示。

　　为了清楚地了解油箱内部的液体对机身框段变形的影响 ,选择了油箱内部含有 1 4811 7L水的坠撞过程进行分析 ,此时 ,油箱内部有部分液面处于自由状态 ,可以更为直观地了解到液体的晃动情况。 60 ms以后 ,液体出现了明显的晃动现象。
根据前面的分析可知 ,机身框段及油箱结构的变形在 62 ms时达到了最大 ,随后发生了反弹 ,对比油箱内部的液体在 60 ms后出现大晃动现象 ,证明了油箱内部液体的响应滞后于机身框段的变形过程。图 4所示为油箱内部液体在 10 ms到 120 ms之间 ,欧拉单元内部的材料容积率为 01 5时的等值面变化情况 ,反映了液体的晃动过程。如果将油箱内部的欧拉流场划分得更加细密 ,还能够更为精细地描述机身框段坠撞环境下的液体泼溅过程。地板上某一响应点垂向位移时间历程和最大压缩位移如图 5和图 6所示。机身框段的垂向压缩量对油箱和机身框段的完整性具有重要意义 ,从图 6中可以看出 ,水位对框段的垂向位移具有较为显著的影响 ,装水量越少 ,最大垂向压缩位移越小 ,最大垂向位移发生时刻也越早。
速度响应曲线如图 7所示。响应点在坠撞前 20 ms和 20 ms以后的最大过载分别如图 8和图 9所示。

 

从图 7中可以看出 ,在 10 ms之前 ,不管油箱内部装有多少水 ,所有的速度变化曲线几乎重合 ,而在 12 ms之后 ,速度曲线出现了显著变化 ,油箱内部装水量的影响开始体现。计算结果表明 ,地板响应点处的过载都在大约 91 3 ms左右第 1次达到最大值。不同装水量情况下的第 1次最大过载如图 8所示 ,从图中容易发现 ,装水量越少 ,第 1次最大过载值越大。
计算结果表明 ,地板响应点处过载都在 91 3 ms左右第 1次达到最大值。不同装水量情况下的第 1次最大过载如图 8所示 ,从图中容易发现 ,装水量越少 ,第 1次最大过载值越大。 20 ms之后的最大过载情况非常复杂 ,基本上看不出过载与油箱内部的装水量之间的关系。除了油箱内部装满水的情况过载达到了 631 4 g外 ,其他装水量情况下的过载分布在 381 6 g到 481 5 g之间 ,如图 9所示。从图 9中还可以看出 ,当油箱内装有 9421 7L水时 ,响应点处的过载最小 ,为 381 6 g。当油箱内装满水时 ,油箱内的水没有晃动和泼溅的空间 ,使得油箱结构整体刚度有所增加 ,因此 ,在油箱结构与机身加强框及蒙皮碰撞时 ,地板响应点处的过载较大。
在坠撞环境下 ,机身框段结构的吸能与装水量之间的关系如图 10所示 ,从图中可以看出 ,机身框段结构的吸能与装水量大致上表现为线性关系。计算结果还表明 ,当应变能达到最大值之后 ,应变能随时间只有微小的变化 ,并且最终趋于常 数 ,说明坠撞冲击动能最终转化为因结构的不可恢复变形引起的应变能。机身加强框和外蒙皮在整个坠撞过程中的吸能能力最大 ,在满油箱的情况下 ,两者吸收的坠撞动能分别占全部结构吸能总量的 341 8%和 321 6%,油箱结构吸能占 231 6%,剩下的能量由其他部分吸收。

图 10　机身框段结构的吸能情况
Fig1 10　Energy absorption of fuselage section

5　结　论
通过数值仿真分析了带油箱的机身框段的坠撞过程。从本文算例分析来看 ,采用 AL E方法仅增加了约 20 %的 CPU时间 ,并没有大幅增加计算量 ,从计算成本上来说 ,采用 AL E方法进行带油箱结构的全机坠撞仿真是完全可行的。
分析结果体现了油箱内部液体晃动和泼溅过程对框段坠撞响应的影响。计算结果表明 ,在坠撞过程中 ,蒙皮的塑性大变形和损伤破坏能够吸收大量的坠撞动能 ,而过去的研究往往忽略蒙皮的吸能作用。
机身框段的最大垂向压缩位移随装水量的增加迅速增加 ,油箱结构的变形也相应增加。在首次碰撞发生时 ,油箱内部的装水量与最大过载之间大致成反比关系 ,而在油箱结构与机身加强框和蒙皮发生接触后 ,最大过载与装水量之间的关系非常复杂 ,除满油箱时最大过载与其他情况相比有显著增加外 ,基本上难以找出两者之间的关系。
根据计算结果可以发现 ,装水量越少 ,地板上的首次最大过载越高 ,但是不同装水量条件下的首次最大过载相差不多。第 2次最大过载的幅值要比首次最大过载更高。随装水量的增加 ,在相同坠撞初始条件下 ,机身框段最大压缩位移和动能吸收量迅速增加。这说明了装水量越多 ,油箱受到的破坏程度就越严重。由此可以得出一条重要结论 :对机身下腹部带有油箱的飞机来说 ,出于保持油箱的完整性和预防坠撞后火灾的目的 ,在应急着陆或紧急迫降前 ,应采取放油措施。
参　考　文　献
[1]　Rasmussen R R , Jr ,
Kaleps I. The USAF advanced dy2 namic anthropomorphic manikin: ADAM[C] ∥Proceed2 ings of 24th Annual Symposium SAFE Association. 1986.
　
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