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.南京航空航天大學飛行器先進設計技術國防重點學科實驗室，南京 210016；2.南京航空航天大學機械結構力學與控制國家重點實驗室，南京 210016；3.中國飛行試驗研究院，西安 710000）

直升機由于其自身旋翼的存在及周圍復雜氣流的影響，使得發生危險時，駕駛員無法通過彈射系統脫身，因此駕駛員很難在墜機前安全脫離直升機［1］。為保證駕駛員的生命安全，需通過一系列抗墜毀措施，使得直升機觸地時，作用在人體的過載限制在生命耐受范圍內，此時抗墜毀設計就顯得至關重要［2］。

20 世紀70 年代，美國和一些歐盟國家為了驗證飛行器的抗墜毀能力，開始進行墜撞試驗，之后，美軍對大量旋翼和固定翼飛機均進行了墜撞試驗，并給出其可生存事故范圍［3］。傳統的抗墜毀設計依賴大量的物理實驗，花費時間長且資金投入多；而抗墜毀數字仿真可以最大限度地規避風險、提高效率。文獻［4］簡化了機身模型，引入六邊形蜂窩吸能裝置，進行墜撞實驗，并利用非線性有限元軟件ABAQUS 對實驗進行模擬，計算結果與實驗結果相吻合，進而優化吸能裝置。文獻［5］利用三維有限元軟件LS?dyna 建立了機身截面三維模型，進而確定了結構變形和地板高度加速度響應，便于更好地理解沖擊墜撞過程。

直升機抗墜毀吸能的主要部件為起落架、機身和座椅，起落架是抗墜毀研究中最重要的一環，正常著陸時依靠油液阻尼耗能，而意外墜毀時，能量更多地轉化為塑性變形［6］。緩沖器作為起落架中最主要的吸能元件，能夠將直升機的動能轉換成其他能量耗散掉，進而實現緩沖吸能，研究表明，多級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，維護成本低，利用效率高，且具備較高比強度、比剛度等優異特性，其吸能本質是壓縮變形過程中的能量耗損［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、平臺區及致密化階段。由于泡沫鋁在壓縮過程中存在高而寬的應力平臺，這使其在近似恒應力下能夠吸收大量能量［9］，是極具發展前景的新型緩沖材料。文獻［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海上風電組的損傷，并顯著減小了最大碰撞力和機艙加速度。文獻［11］對泡沫鋁夾芯板的爆炸響應進行實驗研究，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論，可廣泛應用于工程防護領域。文獻［12］將泡沫鋁填充鋼管作為汽車前縱梁結構緩沖裝置，通過軸向壓縮時泡沫鋁和鋼管之間的交互作用來吸收能量，得出泡沫鋁在汽車緩沖吸能方面具備較好的應用。文獻［13］對泡沫鋁等材料的緩沖吸能特性進行研究，在不同溫度、應變率條件下分別建立理論計算模型，并通過試驗驗證，系統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、航天等領域被廣泛應用于沖擊吸能和撞擊防護，但是對其在航空領域的研究較少。本文提出了一種將泡沫鋁應用于抗墜毀級緩沖的緩沖器設計方案，建立了泡沫鋁與油?氣組合式耐墜毀緩沖器模型，并驗證其可行性。

1 泡沫鋁壓潰變形能量吸收計算

通過塑性坍塌應力的理論模型計算泡沫鋁的塑性屈服強度σf數值。泡沫鋁壓縮吸能過程中，在線彈性階段后，其壓縮曲線存在長而寬的應力平臺，此時應變增大而應力維持不變，泡沫鋁進入屈服狀態，因此塑性屈服強度也為平臺區應力［14］。

不同密度的泡沫鋁在壓縮載荷下表現出來的力學特性差異較大，因此，對于泡沫鋁而言，相對密度是一項重要的結構參數。相對密度是泡沫鋁、泡沫鋁基體材料密度的比值，其值可以通過孔隙率計算獲得，孔隙率與相對密度的關系為

式中：σs為泡沫鋁基體材料的塑性屈服強度；φ為體積分數，即孔棱占整體比例常數，本文采用閉孔泡沫鋁進行緩沖器設計，在實際情況中閉孔泡沫鋁中也會存在少部分開孔泡體，因此在本算例中，假設閉孔泡沫鋁中存在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氣流的壓縮，均會增強其壓縮強度，文獻［15］據此得出c2、c'2對閉孔泡沫鋁屈服強度影響的合理取值，即c2=0.3，c'2=0.44。最終選取建立計算模型和有限元模型的泡沫鋁試樣相關參數如表1 所示。將表1 參數代入式（1，2）計算得到泡沫鋁平臺區應力值為σf=9.12 MPa。

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

2 泡沫鋁壓潰過程有限元仿真

2.1 模型建立

建模過程中，考慮到在中、低應變率的情況下，泡沫鋁的力學性能不具有應變率敏感性，且為各向同性材料，因此采用LS?DYNA 中63 號可壓扁泡沫材料的本構模型進行數值模擬分析［16］，將泡沫鋁劃分成8 節點Solid 164 六面體單元。下壓板和支撐板設置為剛體，仿真過程中選用由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點將保持相對位移不變。建模所需材料的物理屬性見表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置為LS?Dyna Sectsld。約束支撐板的所有自由度以及下壓板的2 個平動、3 個轉動自由度，保證下壓板垂直下壓。假定機體質量為3 000 kg，下壓板攜帶附加結構質量以沖擊速度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 壓潰仿真與試驗對比分析

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

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

圖3 為單一泡沫鋁壓潰過程中的應力?應變曲線對比圖，其中，紅色實線為仿真值，黑色虛線為試驗值。觀察仿真曲線，到達應力峰值后，由于泡沫鋁的初始瞬態效應使得其應力先減小后增大，這是因為泡沫鋁在壓潰過程中殘留少許脆性相，出現脆性坍塌。隨后進入塑性坍塌階段并形成相當長的一段平臺區，在此階段應力幾乎不隨應變變化，這對沖擊保護極為重要。當應變為0.65 時，壓潰應力開始急劇增大，泡沫鋁進入致密化階段，此時泡沫鋁中幾乎所有孔洞都被壓實，產生加工硬化現象。

圖3 泡沫鋁緩沖壓潰應力-應變曲線對比圖Fig.3 Stress-strain curve comparison diagram of foam-alu?minum during crushing

進一步將試驗曲線與仿真曲線對比可知：在泡沫鋁的壓潰過程進入到塑性變形階段，仿真值的波動幅度較小，具有較為理想的應力平臺區，這是因為仿真無法模擬實際泡沫鋁胞單元發泡的隨機性，真實破裂首先發生在薄壁區域，壓潰從低強度的孔胞逐級擴展至高強度的孔胞。試驗曲線在致密化階段的斜率較大，主要原因是建模過程忽略了泡沫鋁內部的微孔洞，增大了固體體積含量，從而導致仿真的應力值偏小［17］。

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將泡沫鋁壓潰仿真得到的平臺區應力值、通過塑性坍塌應力模型計算獲得的平臺區應力值與試驗得到的平臺區應力值進行比較，如表3 所示。

表3 泡沫鋁平臺應力值結果對比Table 3 Comparison of stress results of foam?aluminum platform

綜上所述，有限元模型的仿真結果與數值計算結果較為接近，偏差為9.5%，仿真得到的應力?應變曲線與泡沫鋁壓潰試驗得到的曲線走向基本一致。這證明了上述有限元建模的準確性，并為后續緩沖器的設計提供可行性參考。

3 組合緩沖器耐墜性分析

3.1 MATLAB/Simulink 參數化模型

抗墜毀緩沖器主要由低壓部段和抗墜毀部段組成，正常著陸時低壓部段起緩沖作用，只有在高下沉速度著陸時，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，依靠油針來調節油孔大小實現緩沖，圖4 為組合式抗墜毀緩沖器的結構示意圖。

圖4 油氣-泡沫鋁組合式緩沖器結構示意圖Fig.4 Diagram of the combined oleo-pneumatic and foamaluminum buffer structure

泡沫鋁作為抗墜毀部段，由于其應力?應變曲線存在“應力降”現象，即線彈性階段應力峰值較大，結束后孔壁和孔棱的坍塌造成應力下降。該現象不利于緩沖壓潰的穩定性，因此將泡沫鋁進行預壓縮處理至平臺區，再進行后續起落架落震仿真試驗［18］。經預壓縮處理后泡沫鋁的壓潰載荷?位移曲線如圖5 所示。

圖5 經預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

將預壓縮處理后的泡沫鋁載荷?位移曲線導入Simulink，建立起落架的緩沖器模型。緩沖器在充液狀態下低壓部段的設計參數見表4。泡沫鋁高壓抗墜毀部段的設計參數見表5。

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

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

3.2 起落架建模

直升機抗墜毀起落架采用搖臂式構型，起落架虛擬樣機主要由高壓腔外筒、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。利用各組件運動副關系在Simulink 軟件中建立起落架仿真模型，所建立的起落架虛擬樣機如圖6（b）所示。

圖6 Simulink 中起落架各部件運動副關系及建立的虛擬樣機Fig.6 Kinematic pair relation of each part of landing gear and virtual prototype in Simulink

3.3 抗墜毀結果分析

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果的匯總。與傳統兩級油氣式起落架相比，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較少。這是因為在墜毀過程中，其高壓部段壓潰發生的較晚，初始墜毀時高壓部段參與較少，這保障了安全的使用行程，也節省了緩沖器的內部空間。油氣?泡沫鋁組合式起落架的緩沖效率明顯高于兩級油氣式起落架，效率提升了12.7%，可見油氣?泡沫鋁組合式緩沖器具備更優異的抗墜毀性能。

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，開展了設計、仿真和試驗研究，主要結論如下：

（1）基于塑性坍塌應力理論計算模型，進行了單一泡沫鋁平臺區應力的理論計算，在線彈性階段后，泡沫鋁存在穩定的應力平臺，該階段應力值為9.12 MPa，與試驗結果的相對百分比誤差為11.2%。

（2）基于有限元仿真模型，對泡沫鋁動態壓潰過程進行了有限元分析，仿真結果與理論計算結果較為接近，得到的應力?應變曲線也與試驗曲線走向基本一致，證明了有限元建模的準確性。仿真得到的平臺區應力為10 MPa，與試驗結果的相對百分比誤差僅為1.5%。

（3）基于MATLAB/Simulink 環境，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 的下沉速度進行了起落架落震仿真試驗。與傳統兩級油氣式起落架相比，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%。