侯斌，孫 智，朱俐宇，王 哲，李 佩，孫建紅，

（1.南京航空航天大學飛行器環(huán)境控制與生命保障工信部重點實驗室 南京，210016）

（2.南京航空航天大學民航應急科學與技術(shù)重點實驗室 南京，211106）

引言

隨著我國航空航天事業(yè)的發(fā)展，近年來通用航空快速推進，國家《“十四五”民用航空發(fā)展規(guī)劃》將發(fā)展我國通用航空和增強航空應急安全救援作為重要戰(zhàn)略。直升機作為通航的重要組成部分，數(shù)量逐步增加，飛行架次顯著增多。另一方面，我國的艦載直升機也逐年增多，各類直升機海上巡航飛行任務不斷增加，給直升機安全救生提出了更高的要求。

直升機海上飛行過程中，因其所處的環(huán)境更加惡劣、復雜，事故率也相對更高。在直升機執(zhí)行海上與水上飛行任務時，往往通過加裝應急救生浮囊的方法來進行應急救生。

歐美國家關(guān)于直升機應急救生技術(shù)的研究起步較早。20 世紀80 年代，美國海軍就針對H-46 直升機設(shè)計了一種雙浮囊的應急漂浮系統(tǒng)，并采用1/8的縮比模型對直升機著水過程進行了水池試驗，驗證了浮囊在著水沖擊后對直升機的防傾覆效果［1］。英國民航局也針對這種附加浮囊的設(shè)計進行了研究，驗證了這種方案的漂浮穩(wěn)定性［2］。Kidwell 等［3］通過水池試驗，研究了直升機著水沖擊的轉(zhuǎn)動慣量、傾覆角度及最大回復力矩等特性。Séverin 等［4］針對應急漂浮系統(tǒng)的浮囊進行了水面沖擊試驗，研究了不同水平速度對浮囊內(nèi)壓的影響。在數(shù)值仿真方面，Paul 等［5］采用有限元-光滑粒子水動力方法模擬了直升機應急浮囊展開、著水沖擊和漂浮過程。Simon 等［6］采用ALE 方法對EH101 直升機應急漂浮系統(tǒng)中的應急浮囊浸沒水中的運動過程進行了模擬，通過對比分析了由于浮囊浸入水中的深度及浮囊連接帶尺寸造成的與試驗結(jié)果的差異。

國內(nèi)對直升機應急著水的研究雖然起步相對較晚，但隨著我國航空航天事業(yè)的快速發(fā)展，也積累了一定的基礎(chǔ)。在水池試驗研究方面，文獻［7-9］進行了某型直升機應急浮囊著水沖擊的縮比試驗，并對縮比模型著水過程進行了數(shù)值仿真。文桂林等［10］進行了某重型設(shè)備安裝應急浮囊的著水試驗，采用ALE 方法對試驗過程進行了模擬，驗證了數(shù)值方法的有效性。汪正中等［11］進行了某型直升機水上漂浮試驗，采用等效排水體積法對直升機的漂浮過程進行了計算與分析。馬玉杰等［12］利用某民用直升機1∶8 縮比模型，在俄羅斯TsAGI 水動實驗室進行了靜水和規(guī)則波浪的著水試驗，得到了直升機所受過載和底部壓力峰值。陳暘等［13］介紹了某型直升機縮比模型水上試驗的設(shè)備與具體試驗模型，研究了直升機水上漂浮的橫向穩(wěn)定性。江婷等［14］對某型直升機的縮比模型進行試驗，研究了規(guī)則波浪下直升機漂浮特性的周期性變化規(guī)律。在數(shù)值仿真研究方面，袁李斌等［15］采用軟件對直升機平靜水面著水過程進行了數(shù)值模擬，研究了浮囊對直升機著水安全性的影響。孫旋等［16］使用光滑粒子流體動力學（smoothed particle hydrodynamics，簡稱SPH）方法對直升機在波浪水面的著水過程進行了模擬，分析了直升機波浪水面不同位置對著水載荷和運動姿態(tài)的影響。趙蕓可等［17］采用動網(wǎng)格方法，對水上飛機的迫降漂浮過程進行了數(shù)值模擬。除了對直升機著水沖擊進行研究外，國內(nèi)學者也對直升機著水漂浮過程進行了一定的研究。黃鑫鋒［18］采用動網(wǎng)格技術(shù)對加裝應急浮囊的直升機規(guī)則波浪漂浮過程進行了數(shù)值模擬，研究了加裝浮囊對直升機橫傾回復力矩以及直升機漂浮穩(wěn)定性的影響。侯斌［19］對直升機在靜水及波浪條件下漂浮特性進行數(shù)值模擬研究，分析了浮囊數(shù)量及安裝位置對直升機縱傾及橫傾穩(wěn)定性的影響。段國賀等［20］基于船舶漂浮特性計算方法，提出了一種直升機隨機波浪漂浮穩(wěn)定性時域計算方法，并利用縮比試驗驗證了方法的正確性。陳彬等［21］基于勢流理論，建立了直升機漂浮穩(wěn)定性計算方法，通過與試驗結(jié)果的對比，驗證了計算方法的有效性。楊周等［22-23］對帶應急浮囊的直升機漂浮穩(wěn)定性進行了數(shù)值模擬，分析了不同機體破損面積對直升機漂浮時間的影響，研究了直升機風浪響應下的漂浮運動特性。文獻［24-26］對直升機應急救生系統(tǒng)的可靠性與安全性進行了研究。

已有研究對直升機著水沖擊的流場機理剖析還不夠充分，對直升機不同參數(shù)的著水沖擊影響規(guī)律研究比較匱乏。因此，筆者采用流固耦合計算方法，對加裝應急浮囊的直升機著水沖擊過程進行數(shù)值仿真，從流場特性和吸能機理角度闡明直升機著水沖擊過載的影響機理，揭示不同初始俯仰姿態(tài)角對直升機著水沖擊特性的影響規(guī)律，為我國直升機應急救生浮囊的設(shè)計提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 數(shù)值方法

加裝應急浮囊的直升機著水沖擊是典型的流固耦合問題。筆者采用ALE 方法對不可壓流場進行計算，以滿足著水過程中流體及直升機-浮囊出現(xiàn)大位移和大變形的要求，流體控制方程為

其中：ρ為密度；xi為坐標分量；ui為流體速度分量；cj為對流速度分量；bi為體積力；σij為應力張量。

其中：p為流體壓力；μ為流體動力黏度；δij為Kronecker 函數(shù)。

對于直升機著水沖擊過程中的流固耦合作用，采用罰函數(shù)耦合方法進行處理。罰函數(shù)耦合方法來源于接觸動力學中的罰函數(shù)接觸算法，當流體節(jié)點少量穿透結(jié)構(gòu)體節(jié)點時，在流體節(jié)點和結(jié)構(gòu)體節(jié)點之間施加一個阻止流體繼續(xù)穿透的耦合力。耦合力采用式（4）進行計算

其中：k為罰剛度，它與流體的體積模量、結(jié)構(gòu)體單元尺寸和流體單元尺寸相關(guān)；d為流體節(jié)點浸入結(jié)構(gòu)體的深度。

2 模型與網(wǎng)格

本研究中直升機著水沖擊過程的研究對象為某型直升機和應急救生浮囊的組合體。直升機機身長度為12 m，寬度為1.8 m，高度為3.7 m，直升機機體為剛性體。應急救生浮囊為柔性體，浮囊構(gòu)型為球頭柱型（兩端為半球體，中間為圓柱體）雙浮囊，浮囊長為4.37 m，直徑為0.78 m，浮囊位于直升機兩側(cè)，如圖1 所示。

圖1 中計算域上方為空氣域，下方為水域。計算域尺寸為L=92 m，W=14 m，H1=8.5 m，H2=8.5 m。為了兼顧計算精度和計算量，本研究計算域采用局部加密的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，機體采用局部加密的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，機體及著水位置網(wǎng)格大小約為0.05 m，網(wǎng)格總數(shù)約為1 190 萬。

圖1 直升機應急浮囊組合體模型與網(wǎng)格Fig.1 The model and mesh of helicopter-float combination

為了研究不同俯仰姿態(tài)角對直升機應急救生著水沖擊性能的影響，分別對初始俯仰角為0°，5°，10°情況下的直升機浮囊組合體著水沖擊過程進行研究。根據(jù)適航規(guī)定的相關(guān)要求，本研究直升機水平速度設(shè)為15.4 m/s，最低點著水時的垂直速度為1.5 m/s。采用無反射邊界條件。應急浮囊及連接帶為聚氨酯材料，密度為937.5 kg/m3，彈性模量為664 MPa，泊松比為0.2。應急浮囊初始內(nèi)壓為15 kPa。流場初始壓力根據(jù)水深進行確定。

3 結(jié)果與分析

直升機著水沖擊過程中，其運動特性主要由其所受的力和力矩決定。直升機-浮囊主要受到水平方向和垂直方向的力，受到的力矩也以俯仰力矩為主。直升機所受力、力矩和俯仰力矩分別為

其中：m為質(zhì)量；v為速度；Fi為各部分受到的力；M為力矩；Li為力Fi與質(zhì)心的距離；My為俯仰力矩；Fb為體積力；上標h 表示直升機機體；上標f 表示浮囊；下標1 表示左浮囊；下標2 表示右浮囊。

3.1 不同初始姿態(tài)角對著水沖擊特性的影響

直升機著水沖擊過程中，應急救生浮囊率先與水面接觸，此時會產(chǎn)生向上的力，由于力的作用點偏后，會產(chǎn)生一定的低頭力矩；同時，在水平速度和水體的共同作用下，會對浮囊產(chǎn)生水平方向的阻力，導致一定的低頭力矩，在低頭力矩的作用下直升機會向前傾轉(zhuǎn)。隨著浸水深度的增加，直升機機體很快與水接觸，由于機腹與水發(fā)生相互作用，直升機過載峰值也會顯著增加。由于機體受到位置偏前，加之水平速度的衰減，直升機所受的低頭力矩逐漸減小，直升機前傾姿態(tài)逐步回落。

為了進一步對直升機應急救生著水沖擊過程進行研究，著重分析著水沖擊過程中的直升機姿態(tài)和沖擊過載。圖2 給出不同俯仰姿態(tài)角下的直升機機體的俯仰角變化過程。由圖可以看出，在不同初始姿態(tài)情況下，直升機俯仰角幅值呈現(xiàn)先增大后減小的變化，這說明著水沖擊過程中，直升機出現(xiàn)一定的前傾，隨后姿態(tài)回穩(wěn)。當初始俯仰角為0°時，直升機著水過程最大俯仰角為13.8°；當初始俯仰角為5°時，直升機著水過程最大俯仰角為28.9°；當初始俯仰角為10°時，直升機著水過程最大俯仰角為51.7°。當直升機初始水平速度為15.4 m/s，垂直速度為1.5 m/s，初始俯仰角在0°～10°之間變化時，直升機著水過程最大俯仰角在90°以內(nèi)，不會發(fā)生傾覆。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，隨著直升機初始俯仰姿態(tài)角的增大，直升機著水過程的最大俯仰角也隨之增大，這不利于直升機的穩(wěn)定性，因此在直升機著水沖擊過程中應盡量避免，以防直升機傾覆。

圖2 不同初始俯仰角下的直升機著水沖擊過程俯仰角變化Fig.2 The pitch angle of helicopter-float in water impact under different initial pitch angles

圖3、圖4 分別給出了不同初始俯仰姿態(tài)角情況下，直升機著水沖擊過程中機體與浮囊的水平過載和垂向過載隨時間的變化特性。由圖3 可知，浮囊所受的水平過載峰值要大于直升機機體所受的水平過載峰值，其主要原因是著水沖擊過程中浮囊的浸水深度要大于直升機機體。由于浮囊受到了一定的水平方向的過載，會對直升機浮囊整體產(chǎn)生一定的俯仰力矩，從而導致著水沖擊時機體前傾。當初始俯仰角為0°時，浮囊的水平過載峰值為1.56g；當初始俯仰角為5°時，浮囊的水平過載峰值為1.42g；當初始俯仰角為10°時，浮囊的水平過載峰值為1.29g。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，隨著俯仰角的增大，浮囊的水平過載峰值出現(xiàn)的時間會延后，浮囊水平過載峰值也逐步減小。

圖3 不同初始俯仰角下的直升機著水沖擊水平過載變化Fig.3 The horizontal overload of helicopter-float in water impact under different initial pitch angles

由圖4 可知，機體受到的垂向過載峰值要遠大于浮囊所受的垂向過載峰值，這主要因為著水沖擊過程中機體受到的水體的作用力要大于浮囊受到的水體作用力。當初始俯仰角為0°時，機體的垂向過載峰值為7.29g，浮囊的垂向過載峰值為1.54g；當初始俯仰角為5°時，機體的垂向過載峰值為12.13g，浮囊的垂向過載峰值為1.92g；當初始俯仰角為10°時，機體的垂向過載峰值為16.92g，浮囊的垂向過載峰值為1.97g。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，俯仰角的增大會使得垂向過載峰值出現(xiàn)的時間延后，著水沖擊的過載峰值也會顯著增大，過載峰值從8.83g增加到18.89g，增加了115%，垂向過載是原來的2 倍。通過與水平過載對比可知，在直升機著水沖擊過程中，垂向過載占主導作用。

圖4 不同初始俯仰角下的直升機著水沖擊垂向過載變化Fig.4 The vertical overload of helicopter-float in water impact under different initial pitch angles

3.2 著水沖擊流場特性與動能變化

在直升機著水沖擊過程中，浮囊率先與水面接觸并起到一定的緩沖吸能作用。隨著浮囊淹沒深度的增加，直升機機體也與水面發(fā)生接觸沖擊，此時在直升機機體和浮囊的共同作用下垂向過載達到峰值。不同垂直速度下的過載峰值出現(xiàn)的時間不同，為了方便對比，這里采用浮囊與水面接觸到垂向過載峰值時刻作為參考時間對直升機著水沖擊過程時間進行無量綱化（即t'=0 表示著水初始時刻；t'=1表示垂向過載峰值時刻）。

圖5給出了t'=1時刻，不同初始俯仰姿態(tài)下的直升機著水沖擊過程的Q準則渦結(jié)構(gòu)等值面分布。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，隨著初始俯仰角的增大，初始時刻浮囊與水面的接觸位置逐步后移；峰值時刻機體與水面接觸面增大，接觸位置后移。當初始俯仰角為10°時，在浮囊前端和直升機機腹位置產(chǎn)生的渦更加明顯，此時直升機浮囊組合體與水面的能量交換更加強烈，組合體受到更大的水體反作用力，所以著水沖擊的過載峰值隨著初始俯仰角的增加而增大。

圖5 t'=1 時刻不同初始俯仰角下的直升機著水沖擊Q 準則瞬時渦結(jié)構(gòu)等值面分布Fig.5 The instantaneous Q-vortices isosurface for helicopter-float in water impact under different initial pitch angles

浮囊在直升機著水沖擊過程中的主要作用是緩沖吸能，即通過浮囊的變形吸收直升機墜落的機械能，從而降低過載，對機體起一定的保護作用。在本研究直升機著水沖擊過程中，直升機的機械能主要轉(zhuǎn)移為水的動能、浮囊內(nèi)氣體的內(nèi)能、浮囊應變能以及其他的能量耗散。因此，這里進一步對直升機著水沖擊過程中的能量轉(zhuǎn)移情況進行分析。

圖6 給出了不同初始俯仰姿態(tài)下從浮囊與水接觸到過載峰值時的水動能增量、浮囊氣體內(nèi)能增量以及浮囊應變能增量的變化曲線。由圖可知，在直升機著水沖擊過程中，剛開始能量的轉(zhuǎn)移相對較小，隨著時間的推移，能量轉(zhuǎn)移量迅速增大，這主要是因為著水過程中機體和浮囊與水體的相互作用不斷增強。囊內(nèi)空氣內(nèi)能增量與水體動能增量的大小相當，且明顯大于浮囊材料變形能的增量。

圖6 不同初始俯仰角下的直升機著水沖擊主要能量變化特性Fig.6 Each energy increment during water impact under different initial pitch angles

表1 和圖7 給出了不同初始俯仰姿態(tài)下從浮囊與水接觸到過載峰值時的水動能增量、浮囊氣體內(nèi)能增量以及浮囊應變能增量的大小。為了進一步進行定量的對比分析，這里給出了不同初始俯仰姿態(tài)下水體吸能和浮囊吸能（包括浮囊氣體內(nèi)能增量和浮囊應變能增量）的百分比。當初始俯仰姿態(tài)為0°時，浮囊吸能百分比為54.22%；當初始俯仰姿態(tài)為5°時，浮囊吸能百分比為47.17%；當初始俯仰姿態(tài)為10°時，浮囊吸能百分比為45.10%?？傮w上，隨著初始俯仰姿態(tài)角的增大，浮囊的吸能效果逐步降低。與零俯仰角相比，當初始俯仰姿態(tài)角為10°時，浮囊的吸能效果降低了9.12%。由此可見，由于初始俯仰姿態(tài)角的增大，直升機浮囊著水沖擊的流場特性發(fā)生了變化，導致大俯仰角下的高壓區(qū)增大，機體和浮囊與水體的動量交換更劇烈，浮囊的吸能效果降低，從而導致著水沖擊過載峰值大幅增大。

圖7 垂向過載峰值時刻的直升機著水沖擊主要吸能分布Fig.7 Each energy increment during water impact under different initial pitch angles at peak impact time

表1 不同初始俯仰角下直升機著水沖擊過程主要能量變化Tab.1 Each energy increment during water impact under different initial pitch angles

4 結(jié)論

1）在不同的初始俯仰角情況下，直升機著水沖擊過程中垂向過載占主導作用。

2）隨著直升機初始俯仰角的增大，浮囊的吸能效果降低，從而導致著水沖擊過載峰值大幅增大。相較于零俯仰角工況，初始俯仰角為10°時，浮囊的吸能效果降低了9.12%。

3）隨著初始俯仰角的增大，過載峰值出現(xiàn)的時間延遲，過載峰值大小顯著增大，與零俯仰角相比，當初始俯仰角為10°時，過載峰值從8.83g增加到18.89g，增加了115%。