李岳，宗輝杭，蔡靖，戴軒

(中國(guó)民航大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300300)

根據(jù)國(guó)際航空運(yùn)輸協(xié)會(huì)統(tǒng)計(jì)，近十年全球共發(fā)生708 起重大航空安全事故，飛機(jī)沖偏出跑道事故占比達(dá)23%，在全部事故類別中排名第一[1]，有半數(shù)此類事故伴隨道面積水情況。飛機(jī)地面高速滑行時(shí)道面積水可引起輪胎附著力與附加阻力降低，誘發(fā)單個(gè)輪胎滑水乃至整機(jī)滑行姿態(tài)失控。因此，飛機(jī)輪組滑水行為與附加阻力是滑水問題研究的重點(diǎn)。

美國(guó)國(guó)家航空航天局（NASA）較早開展了飛機(jī)輪胎滑水性能試驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上建立臨界滑水速度（后文簡(jiǎn)稱vP）計(jì)算公式[2]（NASA 公式）。一般認(rèn)為輪胎接觸面上動(dòng)水壓力的豎向抬升作用是導(dǎo)致滑水的主要原因，后續(xù)研究中廣泛采用道面對(duì)輪胎豎向支撐力作為輪胎滑水判定指標(biāo)[3-8]。近年來，有限元軟件和流固耦合算法的成熟使得仿真分析逐步成為滑水研究的常見手段。Ong 和Fwa[3-4]通過輪胎與積水路面流固耦合分析，驗(yàn)證當(dāng)流體對(duì)輪胎豎向支撐力與車輪荷載平衡時(shí)即發(fā)生打滑現(xiàn)象。Fwa 和Ong[5]研究了胎面下部流體抬升力對(duì)輪胎接觸面法向接觸力的削弱效應(yīng)。Tang 等[6]基于實(shí)際路面掃描數(shù)據(jù)建立仿真分析模型，探討單個(gè)輪胎在不同降雨強(qiáng)度和路面滲透性下的滑水現(xiàn)象。Srirangam 等[7]采用單輪仿真分析模型計(jì)算不同滑移率下的vP，分析路面積水引起的制動(dòng)牽引力和轉(zhuǎn)向力損失。劉修宇等[8]開展輪胎滑水行為仿真，分析滑水前后輪胎路面豎向接觸力變化。黃曉明等[9]通過ABAQUS 仿真回歸得出了水流豎向托舉力與水膜厚度和行駛速度的關(guān)系式。鄭彬雙等[10]建立單輪滑水分析模型，研究濕滑狀態(tài)下瀝青路面附著系數(shù)，探討滑移率對(duì)輪胎滑水的影響。閆珅[11]提出了道面污染物阻力的計(jì)算公式并對(duì)污染跑道條件下的飛機(jī)起降性能進(jìn)行分析。李岳等[12]開展輪胎與積水道面流固耦合分析，推導(dǎo)了輪胎接觸面動(dòng)水壓強(qiáng)與道面豎向支撐力表達(dá)式。Fwa 等[13]通過有限元仿真探討臨界滑水速度與路面車轍深度之間的關(guān)系。

綜合來看，以往研究工作主要關(guān)注單輪滑水形成過程，將道面支撐力下降至0 時(shí)刻作為滑水臨界狀態(tài)，假定滑水過后輪胎與道面摩擦力完全消散，而對(duì)輪胎所受道面積水附加阻力討論比較少見。由于道面支撐力與飛機(jī)行進(jìn)方向正交，而積水附加阻力與飛機(jī)行進(jìn)方向一致或處于同一運(yùn)動(dòng)平面內(nèi)，滑水臨界時(shí)刻積水附加阻力曲線出現(xiàn)反彎點(diǎn)，符合滑水狀態(tài)判定需要，因而積水附加阻力更適合作為滑水分析指標(biāo)。當(dāng)考慮瀝青道面不均勻積水條件時(shí)，輪組內(nèi)部存在滑水過程差異，無法用單輪滑水行為表征。

本文以積水附加阻力為切入點(diǎn)，研究單個(gè)飛機(jī)輪胎與輪組滑水行為，分析積水附加阻力形成原理，建立流固耦合仿真模型，探討不同滑行狀態(tài)與積水條件下附加阻力規(guī)律，討論輪組附加阻力特征與疊加條件，為輪胎滑水條件判定和滑行姿態(tài)控制提供分析依據(jù)。

1 積水附加阻力構(gòu)成

道面積水主要通過擠壓和噴流2 種方式對(duì)地面高速滑行滾動(dòng)輪胎產(chǎn)生阻力效應(yīng)，削弱輪胎與道面接觸條件，降低飛機(jī)起降性能，增大滑水事故發(fā)生幾率。英國(guó)布里斯托爾大學(xué)通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了飛機(jī)輪胎濺水行為[14]，輪胎濺水噴流如圖1所示。

圖1 飛機(jī)輪胎濺水噴流試驗(yàn)Fig.1 Water spread test of aircraft tire

輪胎駛過積水道面時(shí)積水與輪胎前緣接觸，因擠壓效應(yīng)形成位移阻力分量Ddisp；部分流體向下通過底部胎紋構(gòu)成的排水通道向后排出，輪胎接觸面上摩擦阻力分量Dfric隨速度增加而逐步減弱；部分流體在擠壓作用下橫向繞流，與輪胎邊緣阻擋水墻沖撞形成側(cè)方噴流；其中指向兩側(cè)的低強(qiáng)度噴流水柱較弱，對(duì)飛機(jī)影響有限；指向側(cè)后的高速噴流擊中機(jī)身或起落架時(shí)會(huì)產(chǎn)生沖擊阻力分量Dimpa；噴濺到機(jī)體上的水沿著表面流動(dòng)繼而形成表面阻力分量Dsurf，即有道面積水總附加阻力為

Dimpa和Dsurf由濺水噴流引起，與機(jī)身外形及投影面積相關(guān)。文獻(xiàn)[15]的研究表明，前起落架是Dimpa和Dsurf的主要來源，主起落架濺水噴流方向相對(duì)遠(yuǎn)離機(jī)身，當(dāng)積水厚度小于6.5 mm 時(shí)濺水噴流阻力效應(yīng)微弱[15]。輪胎發(fā)生滑水后，Dfric近似消散，因而可以將Ddisp作為輪胎附加阻力代表值，該指標(biāo)是本文滑水分析的重點(diǎn)。主起落架輪胎位移阻力為[16]

式中：ρ為積水密度；vG為 地面滑行速度；n為輪組系數(shù)，典型雙輪起落架可近似取2.0，即為單輪式的2 倍。阻力系數(shù)CD可通過有限元仿真計(jì)算得出，輪胎發(fā)生滑水前近似取保守值0.75，當(dāng)vG>vP時(shí)需考慮輪胎滑水影響。輪胎前緣積水接觸面面積S為[16]

式中：d為積水厚度；b為接觸面有效寬度；W為輪胎寬度；δ為輪胎垂直形變，可由輪胎“載荷-變形”曲線查得。輪胎發(fā)生滑水時(shí)，表層水膜將輪胎與道面完全分隔，圖1 中濺水噴流路徑隨之改變，滑水速度影響因子F為

由式（2）可知道面積水附加阻力隨滑行速度增加而增大，在vG/vP<1 階段，F(xiàn)保持為1.0，無修正作用，此時(shí)附加阻力僅為關(guān)于vG的二次遞增函數(shù)，vG/vP=1.0時(shí)達(dá)到最大值；滑水速度對(duì)附加阻力影響主要體現(xiàn)在vG/vP>1.0階 段，F(xiàn)隨滑行速度增加而出現(xiàn)非線性衰減；圖2 中滑水臨界狀態(tài)前后附加阻力變化規(guī)律有明顯轉(zhuǎn)折，可作為滑水判定依據(jù)，用于飛機(jī)滑水分析。

圖2 滑水速度影響因子變化曲線Fig.2 Variation curve of impact factor of taxing speed

2 飛機(jī)輪組滑水分析模型

選取空客A320 飛機(jī)為案例，采用ABAQUS 軟件建立主起落架雙輪流固耦合滑水分析模型。結(jié)合文獻(xiàn)[12]中的研究經(jīng)驗(yàn)，選取水流沖擊方式模擬輪組與積水道面相互作用，計(jì)算效率及精度可滿足分析需要[17]。

2.1 模型參數(shù)

基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)繪制主起落架輪胎橫斷面，規(guī)格為46×17R20，繞輪軸旋轉(zhuǎn)一周生成三維實(shí)體模型，斷面細(xì)部尺寸如圖3 所示。

圖3 機(jī)輪模型生成過程Fig.3 Generation process of aircraft tire model

輪胎模型關(guān)于輪轂中心O點(diǎn)剛性耦合，并在該點(diǎn)施加輪載154.5 kN，通過調(diào)整輪載標(biāo)準(zhǔn)值考慮高速著陸條件下升力對(duì)飛機(jī)輪胎滑水的影響；輪壁內(nèi)側(cè)施加1 140 kPa 均勻分布的壓力，模擬輪胎充氣效果；查詢飛機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)雙輪中心間距0.93 m。輪胎結(jié)構(gòu)等效為具有統(tǒng)一超彈性特性的均質(zhì)橡膠材料，采用Mooney-Rivlin 本構(gòu)模型模擬[18]，相關(guān)參數(shù)如表1 所示[19]。

表1 輪胎材料物理力學(xué)參數(shù)[19]Table 1 Mechanical parameters of tire material[19]

跑道接地帶長(zhǎng)期承受機(jī)輪反復(fù)碾壓作用，容易發(fā)生輪轍變形（見圖4（a）），形成局部積水增厚和不均勻分布，對(duì)輪組阻力影響不容忽視。對(duì)此，參照美國(guó)國(guó)家道面測(cè)試中心試驗(yàn)建立帶輪轍道面分析模型，對(duì)照平整道面情況。該試驗(yàn)對(duì)瀝青道面進(jìn)行飛機(jī)輪組足尺循環(huán)加載，模擬加載位置橫向偏移，輪轍斷面更符合實(shí)際道面變形特征[20]。

圖4 道面模型斷面特征Fig.4 Cross-sectional feature of pavement model

圖4（b）中輪轍斷面總影響寬度超過9.0 m，而飛機(jī)輪組寬度僅為136 cm，輪轍影響寬度達(dá)到飛機(jī)輪組寬度的6 倍以上，最大輪轍深度為12.1 mm，對(duì)此定義3 組加載荷位開展對(duì)比分析。其中，A1 加載荷位對(duì)應(yīng)輪轍橫斷面最大深度處，輪組整體積水深度較大；A2 加載荷位對(duì)應(yīng)輪轍橫斷面斜率較大處，左右輪胎之間積水深度差較大；A3 加載荷位對(duì)應(yīng)輪轍橫斷面平坦段，輪組內(nèi)部積水深度差較小，但整體積水厚度仍高于平整道面情況。3 組荷位涵蓋了跑道接地帶典型積水特征區(qū)域，可用于開展輪組滑水仿真分析（注：圖中橢圓形僅為輪組加載荷位示意，非成比例繪制）。

裝配完成后的輪組滑水仿真模型如圖5 所示，道面平面尺寸經(jīng)反復(fù)試算確定為2.0 m×1.5 m，對(duì)圖4 中不同輪轍特征區(qū)分段進(jìn)行模擬；根據(jù)跑道允許起降條件確定積水層厚度范圍為3～13 mm[12]，且在積水層上部定義300 mm 的厚空氣層，為濺水噴流提供充分的運(yùn)動(dòng)表達(dá)空間。積水層物理參數(shù)在文獻(xiàn)[21]中已詳細(xì)說明，此處不再贅述。

圖5 飛機(jī)輪組滑水仿真模型Fig.5 Simulation model of hydroplaning analysis of aircraft landing gears

采取耦合的歐拉拉格朗日（coupled Eulerian-Lagrangian，CEL）算法求解流固耦合問題，飛機(jī)輪組由8 節(jié)點(diǎn)線性六面體減縮積分單元（C3D8R）離散，道面采用剛性殼單元模擬，滑水過程中道面無變形發(fā)展；積水和空氣層采用歐拉網(wǎng)格離散（EC3D8R 單元）。仿真開始后水流由入口側(cè)按一定速度沖擊轉(zhuǎn)動(dòng)輪胎形成附加阻力，在輪胎周圍產(chǎn)生濺水噴流，隨后由壓力出口側(cè)排出；調(diào)節(jié)水流速度使輪胎逐步達(dá)到臨界滑水狀態(tài)。受道面輪轍影響，各個(gè)輪胎運(yùn)動(dòng)協(xié)調(diào)關(guān)系相互獨(dú)立，保證其與道面充分接觸；輪胎中心轉(zhuǎn)動(dòng)角速度與水流速度匹配，滑移率保持為1.0。

2.2 模型驗(yàn)證

輪胎剛度特征多采用豎向位移量或輪印面積指標(biāo)進(jìn)行驗(yàn)證，在文獻(xiàn)[19，21-24]中被廣泛采用，而輪胎滑水行為特征是模型驗(yàn)證的難點(diǎn)。在ABAQUS分析中定義2 組歷程輸出，分別提取輪胎迎水面上位移阻力Ddisp和道面對(duì)輪胎豎向支撐力的結(jié)果，如圖6 所示。

圖6 輪胎模型滑水特性驗(yàn)證Fig.6 Verification of hydroplaning feature of tire model

圖6 中支撐力曲線隨滑行速度增加逐步下降，支撐力降至0 時(shí)速度約為202 km/h，與NASA 公式計(jì)算該胎壓下vP=214 km/h 較為接近。位移阻力以散點(diǎn)形式繪出，受濺水噴流沖擊效應(yīng)影響，Ddisp先振蕩增大后逐步減小，變化規(guī)律與由式（2）和式（4）繪制的經(jīng)驗(yàn)公式曲線相一致，且在208 km/h 附近達(dá)到最大值，與前2 組結(jié)果相差5%以下。因而，本文建立的仿真模型滑水特性得到驗(yàn)證，可再現(xiàn)輪胎滑水前后位移阻力的變化過程。

值得注意的是，當(dāng)滑行速度超過vP時(shí)道面支撐力保持為0，Dfric完全消散，而Ddisp仍處于非線性下降階段，持續(xù)影響飛機(jī)姿態(tài)和滑行距離，Ddisp更適合作為滑水狀態(tài)判定依據(jù)。

3 積水阻力結(jié)果分析

實(shí)際道面起降環(huán)境復(fù)雜，依托本文建立的飛機(jī)輪組滑水分析模型，開展不同飛機(jī)滑行狀態(tài)與道面積水分布條件下的積水阻力分析，探討輪組阻力特征與疊加關(guān)系。

3.1 飛機(jī)滑行狀態(tài)影響

飛機(jī)著陸過程中輪胎瞬間高速接地開始滾動(dòng)滑行，在發(fā)動(dòng)機(jī)反推和剎車系統(tǒng)共同作用下持續(xù)減速直至脫離跑道，輪胎受到積水阻力規(guī)律與一般起飛加速過程有明顯差異。有統(tǒng)計(jì)表明，著陸階段發(fā)生滑水事故幾率達(dá)到起飛階段的4 倍[25]，滑行狀態(tài)影響不容忽視。

假定道面覆蓋7.6 mm 厚均勻積水，水流以250 km/h 初始速度沖擊輪組模型，當(dāng)輪胎接觸面水域完全覆蓋并穩(wěn)定后，降低速度模擬著陸滑行過程，作為起飛加速情況對(duì)照，其他參數(shù)與2.1 節(jié)一致。圖7 為不同滑行速度下著陸滑行道面積水分布。

圖7 著陸滑行過程道面積水分布Fig.7 Distribution of accumulated water on pavement surface during landing

圖7 中上層Eulerian 網(wǎng)格描述流體運(yùn)動(dòng)分布，下部規(guī)整道面網(wǎng)格為流體變形分析提供參考系。如圖7（a）所示，著陸瞬時(shí)飛機(jī)滑行速度超過vP，輪胎底部可見大量水流通過，積水承托作用使得輪胎與道面脫離，輪胎接觸面輪廓不清晰，處于完全滑水狀態(tài)；當(dāng)速度降至210 km/h 時(shí)，如2.2 節(jié)討論，此時(shí)輪胎處于滑水臨界狀態(tài)，輪胎接觸面恢復(fù)且較為完整，胎紋為流體提供底部排水通道，輪胎前緣及兩側(cè)Eulerian 網(wǎng)格“擠密”，積水阻力處于較高水平；隨著滑行速度進(jìn)一步降低，圖7（c）中流域已被左右機(jī)輪接觸面完全分隔，輪胎脫離滑水狀態(tài)，除輪胎前緣出現(xiàn)雍水外，輪胎外側(cè)及中間輪隙Eulerian 網(wǎng)格變形明顯，繞流流體與阻擋水墻沖撞形成側(cè)方噴流。顯然，不同于飛機(jī)起飛階段由低速充分接觸發(fā)展至高速滑水脫離過程，著陸滑行狀態(tài)可改變輪胎與道面接觸條件及積水分布規(guī)律。

圖8 為不同滑行狀態(tài)下道面積水阻力，依據(jù)式（2）和式（4）對(duì)散點(diǎn)數(shù)據(jù)分段擬合，并以擬合曲線形式繪出。如圖中箭頭指向，著陸滑行時(shí)輪胎所受道面積水阻力經(jīng)歷了反向先增大后減小的變化過程，阻力變化路徑與起飛滑行并不重合。相同速度條件下著陸滑行阻力更小，峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)vP更低，超越臨界滑水狀態(tài)概率增加，符合滑水事故統(tǒng)計(jì)規(guī)律。積水厚度為7.6 mm 時(shí)，vP結(jié)果相差約8.3%，積水厚度為13.0 mm 時(shí)，vP相差增大至10.6%，與文獻(xiàn)[25]中給出的15%參考值相接近。

圖8 不同滑行狀態(tài)下道面積水阻力Fig.8 Drag force of accumulated water on pavement surface under different taxing conditions

綜合本節(jié)所述，飛機(jī)滑行狀態(tài)對(duì)輪胎滑水影響不容忽視，積水阻力結(jié)果表明：著陸時(shí)滑水風(fēng)險(xiǎn)更高，滑水控制條件更嚴(yán)格，后續(xù)分析針對(duì)著陸滑行條件展開。

3.2 道面積水條件影響

道面積水分布是影響輪胎滑水行為的另一重要因素。當(dāng)局部輪轍變形形成后，可干擾道面橫坡正常排水功能，增大道面積水阻力，引發(fā)輪組內(nèi)部滑水行為差異。

假定環(huán)境降雨與道面排水達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，流域內(nèi)平均積水厚度為7.6 mm。以A1 加載荷位為例（見圖4），此時(shí)輪轍中心最大水深可達(dá)19.7 mm，發(fā)生局部積水厚度超限。依次對(duì)圖4 中3 組加載荷位進(jìn)行滑水分析，每組加載荷位具有獨(dú)立的輪轍變形與積水特征，并與平整道面情況對(duì)照。其他參數(shù)與2.1 節(jié)保持一致。機(jī)輪作用于不同荷位時(shí)輪組前緣動(dòng)水壓強(qiáng)分布如圖9 所示。

圖9 輪胎前緣動(dòng)水壓強(qiáng)分布Fig.9 Distribution of hydrodynamic pressure at tire frontier

由圖9 可知：①平整道面條件下積水均勻，輪胎前緣動(dòng)水壓強(qiáng)關(guān)于輪組中心點(diǎn)對(duì)稱分布，左右輪胎壓強(qiáng)峰值同時(shí)達(dá)到胎壓等級(jí)1.14 MPa，積水阻力擠壓輪胎變形，可視為輪胎滑水發(fā)生臨界時(shí)刻，輪組內(nèi)部滑水進(jìn)程基本一致；②當(dāng)輪組作用于A1 加載荷位時(shí)右輪積水厚度高于左側(cè)，右輪達(dá)到滑水臨界時(shí)刻時(shí)，左側(cè)壓強(qiáng)峰值僅為0.92 MPa，而左輪達(dá)到滑水臨界時(shí)刻時(shí)，右側(cè)壓強(qiáng)峰值已降為0.61 MPa，對(duì)照?qǐng)D8 中滑水前后積水阻力變化規(guī)律，兩側(cè)輪胎并非同時(shí)發(fā)生滑水；③A2 加載荷位位于輪轍斷面大斜率段，整體積水厚度雖低于A1 加載荷位，但兩側(cè)積水厚度差加大，左輪積水更厚因而可先于右輪達(dá)到滑水臨界時(shí)刻，圖9 中動(dòng)水壓強(qiáng)曲線非對(duì)稱分布特征顯著；④A3 加載荷位位于輪轍斷面相對(duì)平坦段，整體積水厚度和兩側(cè)厚度差均小于A1 和A2加載荷位，動(dòng)水壓強(qiáng)分布非對(duì)稱性減弱，較平整道面仍有差異。

圖10 為不同加載荷位時(shí)左右側(cè)輪胎積水阻力變化規(guī)律，結(jié)果以擬合曲線形式繪出。表2 不同加載荷位臨界滑水速度比較結(jié)果?？梢钥闯觯孩僭?50 km/h以下飛機(jī)著陸滑行速度范圍內(nèi)，3 組加載荷位道面積水阻力均高于平整道面情況，阻力曲線上升與下降速率增大，vP結(jié)果低于平整道面情況，對(duì)飛機(jī)滑行安全不利；②除平整道面情況外，3 組加載荷位輪組阻力曲線并不重合，兩側(cè)輪胎并非同時(shí)發(fā)生滑水，符合圖9 中動(dòng)水壓強(qiáng)分布規(guī)律；③A1 加載荷位覆蓋輪轍斷面最大深度處，vP結(jié)果與平整道面相差最大達(dá)到12.8%，且右輪vP較左輪低3.5%；④與A1 加載荷位相反A2 加載荷位左輪vP低于右輪，符合輪轍斷面局部變形與積水特征，由于積水厚度差高于其他荷位，輪組內(nèi)部vP相差達(dá)到5.7%；⑤A3加載荷位輪轍變形相對(duì)平坦，整體積水厚度略高于平整道面，因而輪組內(nèi)部vP相差僅為1.1%，較平整道面下降6.8%。

表2 不同加載荷位臨界滑水速度比較Table 2 Comparison of hydroplaning speed at different loading positions

圖10 不同加載荷位時(shí)道面積水阻力Fig.10 Drag force of accumulated water on pavement surface at different loading positions

顯然，道面積水條件對(duì)輪組滑水影響不容忽視，其內(nèi)部滑水過程存在時(shí)空差異，輪胎前緣動(dòng)水壓強(qiáng)非對(duì)稱分布，積水阻力變化曲線相互獨(dú)立。輪轍引起局部積水增厚導(dǎo)致vP降低，滑水風(fēng)險(xiǎn)隨之加大。

3.3 輪組阻力特征

對(duì)于輪組滑水問題，一般認(rèn)為由于主起落架輪胎物理間距較大，積水濺水噴流干擾效應(yīng)有限，對(duì)于理想平整道面情況，輪組滑水可近似由單輪滑水行為代表，當(dāng)起落架構(gòu)型較簡(jiǎn)單時(shí)，輪組阻力約等于單輪阻力的疊加，式（2）中輪組系數(shù)n即為輪胎數(shù)量。

如3.2 節(jié)討論，道面積水分布可改變輪組內(nèi)部滑水行為，影響輪組阻力特征。對(duì)此，將單個(gè)輪胎阻力結(jié)果疊加得出輪組阻力曲線，并與式（2）計(jì)算位移阻力理論解求得比值，得出不同加載荷位時(shí)輪組系數(shù)n隨滑行速度的變化規(guī)律，如圖11 所示。

圖11 輪組系數(shù)隨滑行速度的變化曲線Fig.11 Variation cures of wheel configuration coefficient versus taxing speed

如圖11（a）所示，分別以左輪、右輪和輪組平均阻力理論解為底，計(jì)算輪組系數(shù)曲線并進(jìn)行比較，可以看出當(dāng)輪組作用于A2 加載荷位時(shí)，積水較厚的左輪阻力理論解大于右輪，因而圖11（a）中左輪曲線位于右輪曲線下方，曲線變形規(guī)律基本一致；由平均阻力曲線計(jì)算輪組系數(shù)中位數(shù)等于1.87，略低于期望值2.0。

如圖11（b）所示，在飛機(jī)著陸滑行至脫離跑道速度區(qū)間內(nèi)（150～250 km/h），平整道面條件下輪組系數(shù)曲線在2.0 上下波動(dòng)，偏離度不超過2%，輪組系數(shù)簡(jiǎn)化方式基本適用。對(duì)比A1 加載不同荷位結(jié)果，輪組系數(shù)曲線整體在2.0 以下范圍波動(dòng)，實(shí)際輪組積水阻力低于式（2）計(jì)算理論值。考慮到飛機(jī)自動(dòng)剎車系統(tǒng)，防滑系統(tǒng)和自動(dòng)擾流系統(tǒng)均以輪胎滑行速度作為激活條件，當(dāng)輪胎滑行速度未能降低到規(guī)定值時(shí)，上述3 類措施無法及時(shí)發(fā)揮減速作用，導(dǎo)致飛機(jī)著陸滑跑距離延長(zhǎng)，影響飛機(jī)著陸安全。

4 結(jié) 論

1）輪胎發(fā)生滑水前道面積水附加阻力隨滑行速度增加而逐步增大，峰值時(shí)刻對(duì)應(yīng)輪胎臨界滑水速度，與NASA 公式結(jié)果相差在5%以下；發(fā)生滑水后積水阻力非線性減小，持續(xù)影響飛機(jī)滑行狀態(tài)，較道面支撐力更適合作為滑水分析指標(biāo)。

2）飛機(jī)著陸時(shí)輪胎與積水道面高速接觸可發(fā)生瞬時(shí)滑水，后隨減速滑行脫離滑水狀態(tài)，影響道面流域特征；相同參數(shù)條件下著陸滑行道面積水阻力始終低于起飛滑行過程，著陸階段臨界滑水速度較起飛階段低8.3%～10.6%，表明飛機(jī)著陸過程滑水風(fēng)險(xiǎn)更高，符合事故統(tǒng)計(jì)規(guī)律。

3）輪轍變形可改變道面積水條件，飛機(jī)輪組滑水過程存在時(shí)空分布差異，空間上表現(xiàn)為輪組前緣動(dòng)水壓強(qiáng)非對(duì)稱分布規(guī)律，時(shí)間上表現(xiàn)為左右輪胎并非同時(shí)達(dá)到臨界滑水狀態(tài)，vP差值隨積水厚度差增加而增大。

4）僅對(duì)平整道面理想積水條件，道面積水阻力輪組系數(shù)可近似按輪胎數(shù)量計(jì)算；有輪轍道面條件下輪組積水阻力低于理論值，輪組系數(shù)中位數(shù)低于2.0，可拖延減速滑行過程，對(duì)預(yù)防沖出跑道事故較為不利。