周昊 宋亞麗 馮志杰 楊永鋒

摘要：座椅彈射出艙階段作為整個彈射救生過程的初始階段，其出艙姿態(tài)參數(shù)的準(zhǔn)確獲得對彈射座椅研制非常重要，是座椅進行姿態(tài)控制、提高救生性能的關(guān)鍵和前提條件。本文以某型彈射座椅為研究對象，計算了彈射座椅在高速彈射時出艙過程的氣動載荷，并針對高速狀態(tài)彈射建立了考慮彈射筒變形和氣動載荷的彈射座椅出艙過程剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ汀Ｍㄟ^動力學(xué)仿真獲得了座椅的出艙姿態(tài)參數(shù)以及彈射筒的變形作用對座椅出艙姿態(tài)的影響規(guī)律。該研究為在役及在研飛機彈射救生系統(tǒng)性能的分析評估和改進設(shè)計提供方法和手段，有效提高彈射救生性能分析設(shè)計水平。

關(guān)鍵詞：彈射座椅；剛?cè)狁詈?；氣動載荷；動力學(xué)仿真；出艙姿態(tài)

中圖分類號：V文獻標(biāo)識碼：ADOI：10.19452/j.issn1007-5453.2021.02.010

彈射座椅是現(xiàn)代高速戰(zhàn)斗機保證飛行員正常工作和作戰(zhàn)效能并在飛機不可挽回的情況下，確保飛行員迅速彈射離機、安全獲救的必不可少的關(guān)鍵裝備[1]。彈射座椅的彈射過程主要分為彈射出艙、空中自由飛、救生傘拉直、救生傘張滿和人椅系統(tǒng)穩(wěn)降5個階段[2]。彈射出艙過程是指從飛行員需要拉動中央拉環(huán)來使彈射座椅啟動，彈射筒內(nèi)筒點火的一剎那開始到彈射筒內(nèi)筒完全脫離外筒，人椅系統(tǒng)脫離座艙這一過程。準(zhǔn)確獲得人椅系統(tǒng)脫離座艙時的姿態(tài)參數(shù)，是后續(xù)階段進行姿態(tài)控制、提高救生性能的關(guān)鍵和前提條件。

國內(nèi)外對彈射座椅出艙姿態(tài)的相關(guān)研究較少，對于座椅的結(jié)構(gòu)設(shè)計和姿態(tài)控制等方面研究較多，并都取得了一定的成績。其中羅經(jīng)維等建立了適用于臨近空間條件下的封閉式彈射座椅模型，采用計算流體力學(xué)方法研究了座椅的外流場[3]。馮星等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[4]。馮志杰等以某型飛機彈射座椅為研究對象，將獲取的彈射座椅載荷譜作用于彈射座椅，通過數(shù)值仿真分析提取并包絡(luò)椅載設(shè)備安裝位置處的響應(yīng)，得到椅載設(shè)備的載荷譜[5]。A. W. Kevin等對基于探針火箭的彈射座椅控制方案進行了研究[6]，J.V. Carroll分析了基于噴口和推力可調(diào)的彈射座椅的控制方案[7]。毛曉東等通過建立彈射全過程的軌跡姿態(tài)仿真模型，提出了一種全新的控制規(guī)律設(shè)計方法[8]。張明環(huán)等研究了一種基于H形火箭包的彈射座椅姿態(tài)控制算法[9]。閔婕采用多剛體動力學(xué)分析軟件ADAMS對射傘過程中傘系統(tǒng)與穩(wěn)定桿的空間運動軌跡進行仿真[10]。以上座椅的姿態(tài)研究均對座椅出艙階段做了簡化處理，更側(cè)重于座椅出艙以后的自由飛階段。但是座椅出艙過程是一個復(fù)雜的過程，座椅的運動既有沿導(dǎo)軌方向的相對運動，又有隨飛機的牽連運動，還有由于彈射筒的變形而產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)運動[11]。在高速彈射時，人椅系統(tǒng)受到較大的氣動載荷作用，彈射筒的變形可能更為明顯。目前的仿真計算中未考慮彈射筒變形對座椅出艙過程的影響，并忽略了出艙過程人椅系統(tǒng)受到的氣動載荷作用，從而可能導(dǎo)致仿真手段失真，甚至失效，所以有必要在深入研究座椅出艙過程動力學(xué)仿真的基礎(chǔ)上，針對高速狀態(tài)彈射，建立能反映彈射筒變形和氣動載荷的動力學(xué)仿真模型，研究座椅出艙過程彈射筒的變形作用對座椅出艙姿態(tài)的影響規(guī)律。

本文首先對某型彈射座椅高速彈射時的不同出艙高度的氣動載荷進行仿真計算，然后針對高速狀態(tài)彈射建立能反映彈射筒變形的人-椅系統(tǒng)出艙過程剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ?，并施加彈射載荷和氣動載荷，對人-椅系統(tǒng)出艙過程進行動力學(xué)仿真，得到出艙姿態(tài)參數(shù)以及彈射筒變形作用對座椅出艙姿態(tài)的影響規(guī)律，為彈射機構(gòu)及座椅的設(shè)計改型提供參考。

1人-椅系統(tǒng)剛?cè)狁詈夏Ｐ徒?/p>

1.1人-椅系統(tǒng)剛?cè)狁詈夏Ｐ徒⑦^程

利用ADAMS作為動力學(xué)仿真軟件，人-椅系統(tǒng)剛?cè)狁詈辖＿^程分成兩步：（1）建立全剛體模型，通過動力學(xué)仿真檢驗?zāi)Ｐ偷臏?zhǔn)確性；（2）建立剛?cè)狁詈夏Ｐ?，將彈射機構(gòu)（包括彈射內(nèi)筒、外筒和滑軌）進行柔性化處理，進而建立剛?cè)狁詈系膭恿W(xué)計算模型。

1.2多體系統(tǒng)動力學(xué)方程

1.3人-椅系統(tǒng)全剛體模型的建立

某型彈射座椅的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，因此需要對模型進行簡化處理。模型簡化時需要保證傳力路徑不發(fā)生變化、零件連接與實際情況一致和主結(jié)構(gòu)的完整性[13]。在CATIA中對座椅模型進行合理的簡化處理后，得到如圖1所示座椅模型。將彈射座椅與假人模型裝配，得到人-椅系統(tǒng)模型如圖2所示。

建立人-椅系統(tǒng)全剛體動力學(xué)仿真模型，首先需要熟悉彈射座椅的結(jié)構(gòu)特點，了解工作原理，明確各零件之間的連接關(guān)系。某型彈射座椅主要由椅盆組件、傘箱組件、椅背火箭和彈射機構(gòu)組成。座椅通過彈射外筒上的上下掛點與飛機座艙相連，彈射筒通過滑軌組件與傘箱和椅盆相連。在緊急情況下，飛行員拉動應(yīng)急手柄，啟動彈射系統(tǒng)，座椅依靠彈射機構(gòu)將飛行員、椅盆、傘箱和彈射內(nèi)筒彈射出艙外。彈射機構(gòu)為座椅主要的運動機構(gòu)，某型彈射座椅的彈射機構(gòu)三維模型如圖3所示，包括滑軌、滑塊、彈射筒和連接件，彈射筒采用二級彈射筒，包括內(nèi)筒和外筒。啟動彈射后，彈射筒中的燃料燃燒，產(chǎn)生彈射載荷推動人-椅系統(tǒng)向上運動，固定在彈射外筒上的4對滑塊在彈射載荷的作用下沿著彈射軸線在滑槽內(nèi)滑動，當(dāng)彈射內(nèi)、外筒完全分離時，4對滑塊全部脫離滑軌，此時座椅完成彈射出艙過程。

在CATIA軟件中完成人-椅系統(tǒng)的裝配，將模型保存成PARASOLID格式導(dǎo)入ADAMS中。賦予各零件材料屬性，某型座椅的彈射筒采用的是鈦合金材料TC4，導(dǎo)軌間的滑塊選用30CrMnSiA，其余零部件使用鋁合金7A04-T6，材料屬性見表1。根據(jù)實際的運動關(guān)系定義零部件之間的約束，彈射內(nèi)筒和外筒之間、滑塊和滑軌之間有相對滑動，因此4個滑塊與左右滑軌之間定義接觸約束，內(nèi)外筒之間用平動副連接。將相鄰兩個材料相同且沒有相對運動的零件進行連接操作，如人與座椅、椅背火箭與座椅、程控器與座椅、開傘器與座椅等各零件之間用固定副約束。

1.4人-椅系統(tǒng)剛?cè)狁詈夏Ｐ偷慕?/p>

如何在人-椅系統(tǒng)全剛體模型基礎(chǔ)上，將彈射機構(gòu)（包括彈射內(nèi)筒、外筒和滑軌）進行柔性化處理，是建立剛?cè)狁詈系膭恿W(xué)計算模型的關(guān)鍵。

在ADAMS中，有三種建立柔性體的方法[14]：（1）利用ADAMS中的柔性梁連接，將剛體進行離散，用柔性梁連接離散后的剛體，這種方法適用于簡單構(gòu)件；（2）利用軟件中的柔性模塊Auto-Flex建立柔性體，這種方法可以生成真正的柔性體，但是ADAMS中自帶網(wǎng)格劃分的功能較差；（3）在其他有限元軟件中對構(gòu)件進行模態(tài)分析，然后將計算的模態(tài)保存為模態(tài)中性文件MNF，讀取到ADAMS中建立柔性體。

前兩種方法所建立的柔性體網(wǎng)格比較粗糙、計算精度低、創(chuàng)建過程容易出錯，而有限元軟件功能強大，可以對復(fù)雜零部件進行模態(tài)分析生成模態(tài)中性文件[15]，因此本文彈射筒及滑軌柔性化選擇第（3）種方法，先利用有限元軟件PATRAN計算彈射內(nèi)筒、彈射外筒和滑軌的模態(tài)中性文件， PATRAN中計算模態(tài)中性文件流程如圖4所示；然后將全剛體模型和包含構(gòu)件模態(tài)信息的模態(tài)中性文件導(dǎo)入ADAMS中，創(chuàng)建柔性體。重新定義柔性體和其他零件之間的約束關(guān)系，完成人-椅系統(tǒng)剛?cè)狁詈夏Ｐ偷膭?chuàng)建。

2人-椅系統(tǒng)出艙過程中氣動載荷的計算

2.1計算工況

由于在出艙過程中，人-椅系統(tǒng)的迎風(fēng)面積不斷變化。因此為了計算座椅出艙過程中的氣動載荷，將某型火箭彈射座椅人-椅系統(tǒng)出艙過程根據(jù)出艙高度分為4個狀態(tài)，分別計算4個狀態(tài)的氣動載荷。將前機身與人-椅系統(tǒng)組合，4個不同高度對應(yīng)的狀態(tài)如圖5所示。4個工況對應(yīng)的座椅行程說明如下：工況1：某型火箭彈射座椅滑軌脫離彈射筒外筒第二對滑塊，人-椅系統(tǒng)出艙335mm。工況2：某型火箭彈射座椅滑軌脫離彈射筒外筒第三對滑塊，人-椅系統(tǒng)出艙692mm。工況3：某型火箭彈射座椅滑軌脫離彈射筒外筒第四對滑塊，人-椅系統(tǒng)出艙976mm。工況4：某型火箭彈射座椅彈射筒內(nèi)筒與外筒脫離，某型火箭彈射座椅人-椅系統(tǒng)出艙高度為1660mm。

2.2計算條件

計算時流場介質(zhì)為海平面大氣環(huán)境，來流與飛機航向相反，相對于某型火箭彈射座椅人-椅系統(tǒng)來流迎角為22°、側(cè)滑角為0°，速度為1100km/h。

將設(shè)計系統(tǒng)提供的座椅模型在三維軟件中經(jīng)過適當(dāng)簡化，并與假人、飛機前機身模型組合，導(dǎo)入前處理軟件中，在人-椅-機身系統(tǒng)周圍建立流場域并進行網(wǎng)格劃分。鑒于研究模型比較復(fù)雜，采用四面體非結(jié)構(gòu)計算網(wǎng)格，邊界層采用棱柱網(wǎng)格，以實現(xiàn)對邊界層流場信息的捕捉。最終劃分的網(wǎng)格在900萬左右，以工況2為例，人-椅-機身系統(tǒng)對稱面網(wǎng)格、表面網(wǎng)格如圖6所示。將某型火箭彈射座椅的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格文件導(dǎo)入CFD軟件Fluent中，采用基于密度的隱式、穩(wěn)態(tài)求解，流體材料設(shè)置為海平面標(biāo)準(zhǔn)大氣，人-椅系統(tǒng)表面設(shè)置為無滑移壁面邊界條件，湍流模型選擇Spalart-Allmaras方程模型，流場外邊界設(shè)置為壓力遠場，離散格式為二階迎風(fēng)格式。對各狀態(tài)計算模型外流場進行數(shù)值模擬。

2.3各工況人-椅系統(tǒng)受力

在后處理中對火箭彈射座椅4個狀態(tài)人-椅系統(tǒng)表面壓力進行積分，獲取體軸坐標(biāo)系中所受氣動載荷（見表2），各工況的氣動載荷作用位置見表3。

3彈射載荷及氣動載荷的施加方法

在ADAMS中利用STEP5函數(shù)給彈射筒上施加彈射載荷，根據(jù)彈射筒載荷曲線可編寫出彈射載荷STEP5函數(shù)。ADAMS中彈射載荷函數(shù)如下，彈射載荷曲線如圖7所示。

STEP5（time， 0.0， 0.0， 6.0E-003， 15200.0）+STEP5（time， 6.0E-003， 0.0， 0.015， -4600.0） +STEP5（time， 0.015， 0.0， 0.045， 4300.0）+STEP5（time， 0.045， 0.0， 0.1，-600.0）+STEP5（time， 0.1， 0.0， 0.175， 700.0）+STEP5（time， 0.175， 0.0， 0.225，-1267.0）+STEP5（time， 0.225， 0.0， 0.251， -12266.0）+STEP5（time， 0.251， 0.0， 0.3， -1120.0）。

出艙過程中，氣動載荷的大小、方向和作用點隨著人-椅出艙行程不斷變化。為了近似計算整個出艙過程的氣動載荷，將出艙過程根據(jù)不同出艙高度分為4個階段。從表2和表3可知，4個階段人-椅系統(tǒng)分別受到大小和作用點均不相同的氣動載荷。因此在ADAMS中，根據(jù)人-椅系統(tǒng)實時的氣動載荷大小和作用位置，通過定義全局變量和插值函數(shù)的方法分別將氣動載荷施加到人-椅系統(tǒng)的相應(yīng)位置處。ADAMS中模擬的出艙過程氣動載荷曲線如圖8所示。出艙過程第一階段的氣動載荷函數(shù)如下所示：

4動力學(xué)仿真及運動參數(shù)對比分析

4.1彈射筒變形分析

座椅的彈射機構(gòu)在動載荷的作用下會產(chǎn)生變形，尤其是跟隨人-椅系統(tǒng)一起彈射出艙的彈射內(nèi)筒的變形，將影響人-椅系統(tǒng)出艙過程中的姿態(tài)。為了更直觀地觀察座椅的出艙姿態(tài)變化，在ADMAS中截取仿真中得到的人-椅系統(tǒng)出艙過程三個特殊位置的姿態(tài)，如圖9所示。在ADAMS/ View中加載Durablity，通過ADAMS后處理模塊，查看仿真過程中彈射內(nèi)筒的應(yīng)力及變形云圖，找到彈射內(nèi)筒變形最大節(jié)點，并繪制該節(jié)點的變形時間歷程曲線。

由圖9可知，第三幅圖中紅線為初始彈射軸線，座椅啟動彈射時，滑塊沿著初始彈射軸線在滑槽中滑動。隨著彈射行程的增加，跟隨人-椅系統(tǒng)一起運動的彈射內(nèi)筒與固定于座艙的彈射外筒形成一個“懸臂”結(jié)構(gòu)[4]，在彈射載荷和氣動載荷的共同作用下，彈射內(nèi)筒產(chǎn)生變形，使得人-椅系統(tǒng)偏離初始軸線一定的角度，座椅出艙姿態(tài)發(fā)生改變。由圖10～圖12可知，仿真過程中，在0.176s即內(nèi)外筒分離時刻彈射內(nèi)筒的應(yīng)力值達到最大，為445.809MPa，低于其材料強度極限，滿足強度設(shè)計要求；變形最大的節(jié)點位于彈射內(nèi)筒根部位置，且變形最大節(jié)點的x方向的變形量為4.95mm，y方向的變形為0.21mm，z方向的變形量為1.15mm，x方向即航向的變形量最大，彈射筒航向的變形將導(dǎo)致座椅的俯仰角增大。彈射內(nèi)筒應(yīng)力最大10節(jié)點信息見表4。

4.2運動參數(shù)對比分析

座椅彈射出艙過程中，速度、加速度、角速度、角加速度和姿態(tài)角是影響座椅彈射是否成功的重要參數(shù)。為了更好地說明高速彈射時座椅出艙過程中彈射筒變形作用對彈射出艙姿態(tài)的影響，分別對比以下兩種情況的運動參數(shù)：（1）全剛體模型得到的出艙過程運動參數(shù)；（2）考慮彈射筒變形作用的剛?cè)狁詈夏Ｐ头抡娴玫降某雠撨^程運動參數(shù)。圖13～圖17分別是剛性模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷娜?椅系統(tǒng)質(zhì)心的速度、加速度、角速度、角加速度和俯仰角變化曲線對比圖。

由圖13～圖17可知，高速狀態(tài)彈射考慮氣動載荷作用，座椅出艙過程彈射筒的變形對座椅出艙時間不會產(chǎn)生明顯的影響，對速度、加速度、角速度和角加速度均有不同程度的影響。其中剛?cè)狁詈夏Ｐ偷乃俣?、加速度均在一個階段后大于剛性模型的，造成這種情況的原因是隨著彈射行程的增加，人-椅系統(tǒng)暴露在空氣中的面積越來越大，氣動載荷逐漸增大，使得人-椅系統(tǒng)的加速度也逐漸增大，這與速度的曲線變化相一致。剛性模型的角速度和角加速度幾乎為零，而剛?cè)狁詈夏Ｐ洼^剛性模型具有較大的角速度和角加速度，造成這種情況的主要原因是出艙過程中彈射載荷和氣動載荷的作用導(dǎo)致內(nèi)外筒承受一定的彎矩，從而使彈射筒產(chǎn)生了變形，最終使人-椅系統(tǒng)獲得一定的角速度和角加速度。由圖17可知，彈射載荷和氣動載荷作用對座椅出艙過程的俯仰角有較大的影響。這是因為在高速彈射時，人-椅系統(tǒng)受到的氣動載荷作用大于人-椅系統(tǒng)的慣性載荷作用，使得人-椅系統(tǒng)具有“抬頭”力矩，即人-椅系統(tǒng)逆時針旋轉(zhuǎn)2.46°。上述對比結(jié)果說明，剛?cè)狁詈夏Ｐ兔枋龅臉?gòu)件的運動特性更加準(zhǔn)確真實。

5結(jié)論

本文計算了彈射座椅在高速彈射時出艙過程的氣動載荷，并建立了可以反映彈射筒變形和氣動載荷的彈射座椅出艙過程動力學(xué)仿真模型。剛性模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷姆抡鎸Ρ冉Y(jié)果表明：

（1）座椅出艙過程中，彈射筒在彈射載荷和氣動載荷作用下產(chǎn)生的變形會影響座椅的出艙姿態(tài)。

（2）在內(nèi)外筒分離時，彈射筒的變形會使得座椅具有較大的角速度和角加速度，并使座椅以更大的俯仰角進入氣流中。

（3）建立的座椅出艙過程剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ洼^剛性模型更符合實際情況，能準(zhǔn)確地反映座椅出艙過程動力學(xué)特性。

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（責(zé)任編輯王為）

作者簡介

周昊（1972-）男，碩士，研究員。主要研究方向：彈射救生技術(shù)研究。

Tel：13871674538

E-mail：zhouhao9192@163.com

楊永鋒（1981-）男，博士，副教授。主要研究方向：轉(zhuǎn)子動力學(xué)。

Research on Ejection Attitude of Ejection Seat Based on ADAMS

Zhou Hao1，*，Song Yali2，F(xiàn)eng Zhijie1，Yang Yongfeng2

1. Aviation Key Laboratory of Science and Technology on Life-Support Technology，AVIC Aerospace Life-Support Industries，LTD.，Xiangyang 441000，China

2. Northwestern Polytechnic University，Xian 710072，China

Abstract： The ejection stage of the seat is used as the initial stage of the entire ejection life-saving process. Accurately obtaining the exit attitude parameters of the ejection seat is very important for the development of the ejection seat. It is the key and prerequisite for the seat to perform attitude control and improve the lifesaving performance. This paper takes a certain type of ejection seat as the research object， the aerodynamic loads of this seat in the process of ejection at high speed is calculated， hence， for the high-speed ejection， the rigid-flexible coupling simulation model of the ejection seat is established during the ejection process， which fully considers the influence of the aerodynamic loads and the deformation of the ejection gun. Through simulations， the influence of the deformation of the ejection gun on the ejection attitude parameters and the attitude of ejection seat are obtained. This research provides methods and means for the analysis， evaluation and improved design of in-service and in-research aircraft ejection life-saving systems， and effectively improves the analysis and design level of ejection life-saving systems.

Key Words： ejection seat； rigid-flexible coupling； aerodynamic load； dynamics simulation； ejection attitude