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油箱自定義 66133 0133 2 760 234 8261 7
油箱內部液體水 1 000 21 2
　　采用自適應的主 /從面接觸算法模擬蒙皮、機算例規模來看 ,這個計算效率是可以接受的。身加強框以及油箱底部與地面之間的接觸關系。以滿油箱條件為例 ,外蒙皮與地面首先碰撞 ,油箱結構與機身加強框、蒙皮之間的接觸關系 ,采在碰撞區域的機身加強框在 11 ms至 13 ms內發用自適應的單面接觸算法模擬。為了提高計算效生了第一次破壞 ,機身加強框內緣在沖擊載荷作率 ,在定義接觸約束條件的時候 ,需要根據實際經用下迅速撕裂。在 14 ms時 ,油箱結構開始與機驗合理選擇接觸搜索區域 ,也可以采用試算的方身框接觸。從 14 ms到 20 ms,機身框下部的內法 ,預先確定接觸區域 ,再進行接觸區域定義。 緣在油箱底部接觸載荷的作用下進一步破壞。
油箱結構在 10 ms之前 ,沒有明顯地變形情4　仿真計算結果及分析況 ,然而在 20 ms時 ,油箱結構在內部水的壓力
在完成整個建模過程和墜撞條件定義后 ,利作用下 ,明顯地向外鼓出。這一現象表明 ,油箱用非線性有限元瞬態分析程序 MSC1Dytran計內部的液體對機身框段的作用與機身框段的響算了帶油箱的機身框段墜撞的 120 ms內的響應應并不同步 ,有一個滯后過程。整個機身框段過程。計算過程在個人 NoteBook上完成 ,計算在墜撞方向上的位移在 62 ms處達到最大 ,隨后機基本配置為 ,CPU: Core (TM ) 2, T5500, 發生反彈。整個機身框段在 62 ms時的變形情11 66 GHz;內存 : 768 MB ;硬盤 :80 GB,7200 況如圖 2所示 ,油箱結構的變形及等效塑性應r/ min ,整個計算機時大約為 48 min32 s。按本力分布如圖 3所示。

　　為了清楚地了解油箱內部的液體對機身框段變形的影響 ,選擇了油箱內部含有 1 4811 7L水的墜撞過程進行分析 ,此時 ,油箱內部有部分液面處于自由狀態 ,可以更為直觀地了解到液體的晃動情況。 60 ms以后 ,液體出現了明顯的晃動現象。
根據前面的分析可知 ,機身框段及油箱結構的變形在 62 ms時達到了最大 ,隨后發生了反彈 ,對比油箱內部的液體在 60 ms后出現大晃動現象 ,證明了油箱內部液體的響應滯后于機身框段的變形過程。圖 4所示為油箱內部液體在 10 ms到 120 ms之間 ,歐拉單元內部的材料容積率為 01 5時的等值面變化情況 ,反映了液體的晃動過程。如果將油箱內部的歐拉流場劃分得更加細密 ,還能夠更為精細地描述機身框段墜撞環境下的液體潑濺過程。地板上某一響應點垂向位移時間歷程和最大壓縮位移如圖 5和圖 6所示。機身框段的垂向壓縮量對油箱和機身框段的完整性具有重要意義 ,從圖 6中可以看出 ,水位對框段的垂向位移具有較為顯著的影響 ,裝水量越少 ,最大垂向壓縮位移越小 ,最大垂向位移發生時刻也越早。
速度響應曲線如圖 7所示。響應點在墜撞前 20 ms和 20 ms以后的最大過載分別如圖 8和圖 9所示。

 

從圖 7中可以看出 ,在 10 ms之前 ,不管油箱內部裝有多少水 ,所有的速度變化曲線幾乎重合 ,而在 12 ms之后 ,速度曲線出現了顯著變化 ,油箱內部裝水量的影響開始體現。計算結果表明 ,地板響應點處的過載都在大約 91 3 ms左右第 1次達到最大值。不同裝水量情況下的第 1次最大過載如圖 8所示 ,從圖中容易發現 ,裝水量越少 ,第 1次最大過載值越大。
計算結果表明 ,地板響應點處過載都在 91 3 ms左右第 1次達到最大值。不同裝水量情況下的第 1次最大過載如圖 8所示 ,從圖中容易發現 ,裝水量越少 ,第 1次最大過載值越大。 20 ms之后的最大過載情況非常復雜 ,基本上看不出過載與油箱內部的裝水量之間的關系。除了油箱內部裝滿水的情況過載達到了 631 4 g外 ,其他裝水量情況下的過載分布在 381 6 g到 481 5 g之間 ,如圖 9所示。從圖 9中還可以看出 ,當油箱內裝有 9421 7L水時 ,響應點處的過載最小 ,為 381 6 g。當油箱內裝滿水時 ,油箱內的水沒有晃動和潑濺的空間 ,使得油箱結構整體剛度有所增加 ,因此 ,在油箱結構與機身加強框及蒙皮碰撞時 ,地板響應點處的過載較大。
在墜撞環境下 ,機身框段結構的吸能與裝水量之間的關系如圖 10所示 ,從圖中可以看出 ,機身框段結構的吸能與裝水量大致上表現為線性關系。計算結果還表明 ,當應變能達到最大值之后 ,應變能隨時間只有微小的變化 ,并且最終趨于常 數 ,說明墜撞沖擊動能最終轉化為因結構的不可恢復變形引起的應變能。機身加強框和外蒙皮在整個墜撞過程中的吸能能力最大 ,在滿油箱的情況下 ,兩者吸收的墜撞動能分別占全部結構吸能總量的 341 8%和 321 6%,油箱結構吸能占 231 6%,剩下的能量由其他部分吸收。

圖 10　機身框段結構的吸能情況
Fig1 10　Energy absorption of fuselage section

5　結　論
通過數值仿真分析了帶油箱的機身框段的墜撞過程。從本文算例分析來看 ,采用 AL E方法僅增加了約 20 %的 CPU時間 ,并沒有大幅增加計算量 ,從計算成本上來說 ,采用 AL E方法進行帶油箱結構的全機墜撞仿真是完全可行的。
分析結果體現了油箱內部液體晃動和潑濺過程對框段墜撞響應的影響。計算結果表明 ,在墜撞過程中 ,蒙皮的塑性大變形和損傷破壞能夠吸收大量的墜撞動能 ,而過去的研究往往忽略蒙皮的吸能作用。
機身框段的最大垂向壓縮位移隨裝水量的增加迅速增加 ,油箱結構的變形也相應增加。在首次碰撞發生時 ,油箱內部的裝水量與最大過載之間大致成反比關系 ,而在油箱結構與機身加強框和蒙皮發生接觸后 ,最大過載與裝水量之間的關系非常復雜 ,除滿油箱時最大過載與其他情況相比有顯著增加外 ,基本上難以找出兩者之間的關系。
根據計算結果可以發現 ,裝水量越少 ,地板上的首次最大過載越高 ,但是不同裝水量條件下的首次最大過載相差不多。第 2次最大過載的幅值要比首次最大過載更高。隨裝水量的增加 ,在相同墜撞初始條件下 ,機身框段最大壓縮位移和動能吸收量迅速增加。這說明了裝水量越多 ,油箱受到的破壞程度就越嚴重。由此可以得出一條重要結論 :對機身下腹部帶有油箱的飛機來說 ,出于保持油箱的完整性和預防墜撞后火災的目的 ,在應急著陸或緊急迫降前 ,應采取放油措施。
參　考　文　獻
[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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