馮星 譚率

摘要：彈射筒作為火箭彈射座椅的一級動力，其作用是為人-椅系統(tǒng)彈射出艙提供一定初速。原三級彈射取消一段中筒后變?yōu)閮杉墢椛渫?，其彈射行程變短、出艙初速降低、出艙時間縮短，這些對座椅的彈射出艙性能以及彈射性能產(chǎn)生一定影響。本文對三級彈射筒和兩級彈射筒從出艙受載、出艙姿態(tài)、總壓信號采集、救生性能等方面特點進行了對比分析。通過試驗數(shù)據(jù)和仿真結(jié)果的綜合分析，認(rèn)為采用兩級彈射筒，座椅在出艙受載、出艙姿態(tài)等方面較三級彈射筒座椅得到了一定改善。

關(guān)鍵詞：彈射筒;火箭彈射座椅;彈射出艙，救生性能;最低安全高度

中圖分類號：V244.21+2 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

彈射座椅是乘員應(yīng)急離機的保障裝置，被譽為藍(lán)天上的“生命之舟”。座椅的彈射動力發(fā)展到現(xiàn)在普遍采用彈射筒和火箭包組合方式，彈射筒為伸縮式套筒結(jié)構(gòu)，套筒數(shù)量經(jīng)歷了單級、兩級、三級、四級。目前國外主流彈射座椅有：英國NM-16系列座椅、美國S4S座椅以及俄羅斯的K-36系列座椅的彈射筒均為兩級，而國內(nèi)現(xiàn)役座椅彈射筒多采用三級。本文針對國內(nèi)彈射座椅的三級彈射筒和兩級彈射筒技術(shù)特點，就彈射出艙過程和彈射性能進行對比分析，為彈射座椅一級動力的參數(shù)設(shè)計提供經(jīng)驗數(shù)據(jù)和分析方法。

1 彈射筒主要性能對比

相比三級彈射筒，兩級彈射筒脫離行程、彈射初速、工作時間均變小，兩者主要技術(shù)性能對比見表10數(shù)據(jù)表明：兩級彈射筒較三級彈射筒在行程縮短580mm;彈射初速下降2.5m/s;工作時間縮短約0.06s。

在高溫85℃、彈射質(zhì)量225kg和低溫-55℃、彈射質(zhì)量205kg條件下，彈射筒的過載曲線如圖1、圖2[1]所示，從曲線可以發(fā)現(xiàn)：兩級彈射筒相比三級彈射筒，過載增長率、過載峰值基本保持一致，峰值維持時間上有所減小，因此作用在乘員身上的過載，兩級彈射筒座椅會低于三級彈射筒座椅。

2 出艙性能影響分析

2.1 出艙載荷

座椅啟動彈射后，在一級動力彈射筒的作用下，座椅會沿彈射軸線彈射出艙，彈射出艙過程受人-椅系統(tǒng)重力和氣動力作用，內(nèi)外套筒之間會產(chǎn)生一定的彎矩。以兩級套筒結(jié)構(gòu)為例，隨著彈射行程增加，跟人-椅系統(tǒng)一起運動的內(nèi)筒與固連座艙的外形成一個“懸臂”，如圖3所示。高速彈射時，氣動載荷（F）會使人-椅系統(tǒng)產(chǎn)生“抬頭”力矩，即內(nèi)筒與外筒之間產(chǎn)生一個逆時針的彎矩;同時內(nèi)筒與外筒之間產(chǎn)生一個彎曲角度j。假設(shè)整個人-椅系統(tǒng)處于靜態(tài)狀態(tài)下，彎曲角Φ有以下關(guān)系：式中：f為彈射筒末端彎曲度;l為彈射筒總長;l₁為彈射筒下支點到脫離面長度;l₂=l-l₁。

當(dāng)表速大于850km/h時，在氣動載荷作用下，彎曲角Φ≈20°～25°?？紤]到座椅的安裝角17°或者22°，因此內(nèi)外筒脫離時座椅彈射軸線與鉛垂線的角度可達(dá)45°，而三級彈射筒由于彈射行程較大，彎曲角度Φ也更大。這不僅對彈射筒的結(jié)構(gòu)強度設(shè)計提出了更高的設(shè)計要求，同時對座椅的性能也產(chǎn)生重要影響，主要體現(xiàn)在：

（1）內(nèi)外筒脫離時彈射軸線與鉛垂線的角度增大，會使一級動力產(chǎn)生的速度向上分離減小，這將對人-椅系統(tǒng)越過飛機垂尾產(chǎn)生不利影響;

（2）彈射筒脫離時，由于產(chǎn)生的彎曲濺Φ，將使座椅進入氣流時的俯仰角增大，此種情況下，氣動載荷作用方向?qū)⒉皇亲饔迷谌梭w耐受能力較強的“胸-背”方向。

2.2 出艙姿態(tài)

為保證座椅沿彈射軸線順利出艙，一般在彈射筒外筒安裝了4對滑塊或者滑輪，在座椅骨架內(nèi)設(shè)計有滑槽進行導(dǎo)向，通過滑塊與滑槽的配合約束，使座椅只能沿彈射軸方向有自由度，其他方向均無自由度。而座椅滑塊與滑軌配合時最大行程為1090mm，當(dāng)座椅出艙行程超過1090mm后，滑塊與滑槽脫離（圖4所示位置），此時人-椅系統(tǒng)能夠繞彈射軸線轉(zhuǎn)動，這個轉(zhuǎn)動可能帶來不利影響。

由于人-椅系統(tǒng)在縱平面（XOY面）不是完全對稱，在氣動作用下產(chǎn)生一定側(cè)向力。根據(jù)座椅高速風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)[2]，側(cè)向力系數(shù)曲線與側(cè)滑角關(guān)系如圖5所示，曲線表明：0°～60°范圍內(nèi)側(cè)向力系數(shù)隨側(cè)滑角增大而增大，即座椅出現(xiàn)偏航氣動擾動時，在側(cè)向力作用下座椅側(cè)滑角會增大。因此三級彈射筒的行程在1090～1660mm時，人-椅系統(tǒng)會繞著彈射軸線轉(zhuǎn)動，其作用效果是人-椅系統(tǒng)與座艙脫離后，產(chǎn)生較大偏航角和偏航角速率。

以某三級彈射筒座椅的1發(fā)地面1100km/h彈射試驗為例，通過間隔60ms截取了座椅出艙時的三張高速錄像圖片，如圖6[3]所示，從第一張照片至第三張照片，時間間隔120ms，而座椅的偏航角超過90°，平均偏航角速率達(dá)681（°）/s。

兩級彈射筒內(nèi)外筒脫離行程1080mm，此時座椅滑軌與彈射筒滑塊未脫離，對偏航方向還有約束作用，因此在人-椅系統(tǒng)與座艙脫離時，不會產(chǎn)生較大偏航角速率。同樣以某兩級彈射筒座椅地面1100km/s彈射試驗出艙過程為例，間隔60ms截取三張高速錄像如圖7[4]所示，結(jié)果顯示座椅在偏航方向上的轉(zhuǎn)動很小，高速錄像判斷座椅偏航角速率小于110（°）/s，座椅出艙后“立姿”效果明顯，符合GJB4049-2000《飛機應(yīng)急離機系統(tǒng)通用規(guī)范》[5]中規(guī)定的生理耐限極限。

2.3 總靜壓信號采集

座椅出艙時的表速通常是根據(jù)程控器采集總壓和靜壓計算得出?？倝焊惺芤揽總阆鋬蓚?cè)風(fēng)速管，靜壓感受座椅椅背處程控器靜壓感受窗口，靜壓感受窗口處于座椅尾流區(qū)，因此感受的靜壓比實際值偏低，解決的方法是根據(jù)感受的總壓對靜壓進行修正。因此要求座椅在出艙時能采集較為準(zhǔn)確的總壓信號[6]。兩級彈射筒縮短了彈射行程，對總壓采集產(chǎn)生影響，通過CFD軟件數(shù)值仿真計算了1100km/h速度時，兩種彈射筒在不同行程時采集的總壓和靜壓值，仿真結(jié)果數(shù)據(jù)見表2[7]，結(jié)果表明：兩種座椅出艙時的流場特性相似;風(fēng)速管處的總壓和程控器靜壓窗感受的靜壓差別很小。