水陆两栖飞机船体着水载荷数值与试验分析

褚林塘， 孙　丰， 廉滋鼎， 焦　俊， 王明振

(1. 高速水动力航空科技重点实验室，湖北 荆门　448035; 2. 中航工业特种飞行器研究所，湖北 荆门　448035;3. 中航通用飞机有限责任公司，广东 珠海　519000)



水陆两栖飞机船体着水载荷数值与试验分析

褚林塘1,3， 孙丰1,2， 廉滋鼎1,2， 焦俊1,2， 王明振1,2

(1. 高速水动力航空科技重点实验室，湖北 荆门448035; 2. 中航工业特种飞行器研究所，湖北 荆门448035;3. 中航通用飞机有限责任公司，广东 珠海519000)

水陆两栖飞机的着水载荷是影响结构设计的主要因素之一。应用数值仿真与模型试验相结合的方法对船体着水载荷进行了研究。数值仿真建立了包含空气场的有限元模型，计算了不同船底截面形式、结构重量、入水速度下的楔形体局部砰击压力变化及分布，并同模型试验结果进行了对比。结果表明，数值结果与模型试验值吻合良好，并得到了两种截面形式的压力分布规律，可为水陆两栖飞机船体构型的设计提供参考。

水陆两栖飞机；楔形体；入水砰击；数值仿真；试验

结构物入水有着广泛的工程背景，如水上/水陆两栖飞机、地效翼船及宇宙飞船的水面降落、陆机的水上迫降、船舶的艏部砰击、水中兵器的空投入水等问题。结构物入水是典型的流固耦合问题，结构受冲击的同时也会激起流体的运动，撞击过程中结构的运动与变形又会影响流体的运动[1-2]，整个过程一直存在流体与结构的耦合作用，作用过程复杂。

入水冲击载荷历程短、峰值高，容易引起结构破损、仪器失灵、控制失效、人员伤亡等危害，因此开展结构物入水载荷研究具有重要的工程应用价值。由于入水问题的复杂性，工程实际问题理论分析困难，因此试验及数值方法成为了开展相关研究的主要手段。Chuang[3]通过试验分析了平底结构及小斜升角楔形体的刚体入水问题，指出对于小斜升角入水问题不应忽略空气垫效应。Ei-Mahdi等[4]提出了一种用于预测最大着水冲击压力的方法，并通过实验验证了该方法的有效性[4]。陈震[5-6]应用MSC.Dytran软件对平底结构入水过程中空气垫对砰击的影响进行了分析，得出砰击压力的峰值主要是由空气层的压缩而产生的结果，并研究了砰击压力峰值系数同入水角度和入水速度的关系。陈小平等[7]应用试验与数值方法分析了弹性效应对楔形体的砰击压力和结构应力响应的影响。骆寒冰等[8]考虑了水弹性效应，采用ALE 显式有限元方法开展了数值预报工作。孙辉等[9]应用试验方法对斜升角、板厚、落高及配重对二维楔形体入水冲击响应的影响进行了研究。莫立新等[10]对楔形体刚度对冲击响应的影响进行了试验研究。闫发锁[11]通过相关的理论和试验对比研究了圆球倾斜入水冲击压力的性质，用理想不可压流体中气泡的非线性振动方程解释了冲击压力下降阶段出现的振荡性质。

在水陆两栖飞机的船体设计中，出于对喷溅、载荷等性能的考虑，船体横截面基本采用了由无舭弯过渡到有舭弯的构型。文中基于贴近实际的考虑，选取了两种典型水陆两栖飞机的船体剖面为研究对象，通过数值仿真与模型试验相结合的方法，分析了船体构型、重量及入水速度等对楔形体表面压力变化及分布的影响规律，可为开展相似船型的飞机船体外形设计提供有效借鉴与参考。

1　数值仿真模型

本文应用LS-DYNA 非线性有限元软件，基于ALE算法对楔形体入水问题进行分析，楔形体结构采用壳单元shell163，单元算法为Lagrange列式, 流体采用体单元solid164，单元算法为ALE列式。将流体与结构的接触面设置为耦合面, 采用罚函数方法来实现界面处耦合力的传递。

图1为楔形体入水有限元分析模型，流体模型分为空气域与水域，流体域长宽分别为模型的2倍，高度方向上水域0.5 m、空气域0.3 m，基本满足无反射边界条件。由于本文只研究结构形式对撞水载荷的影响，不关心结构响应，因此楔形体采用刚体材料模型。

图1　有限元分析模型Fig.1 FE model

在LS-DYNA 中采用本构模型和状态方程来同时描述流体材料，通过空材料模型* MAT _ NULL来定义材料属性，通过Gruneisen状态方程给出水和空气的压力和体积的关系[2]:

式中：p为压力；ρ0为初始密度；μ为密度变化率；E为单位体积内能；C、S1、S2、S3、γ0、a为材料常数。

如前所述，楔形体外形分别采用了以CL-415飞机和US-2飞机为代表的无舭弯的V型横截面和带舭弯的弧形横截面型式，并分别称之为1#模型和2#模型(模型试验中相应地称之为1#试验件、2#试验件)。图2为2#模型在某工况下三个时刻的仿真入水过程。

图2　入水仿真过程Fig.2 Simulation process of entry water

2　试验设计

2.1试验装置及模型

入水撞击模型试验过程中，试验件安装示意图如图3所示。试验件悬挂在电磁钩上之前，先将其在平台上调平。试验中变化试验件离水面的两个高度，分别为0.45 m和0.80 m。待采集系统装备完毕后，脱开电磁钩，采用自由落体的方式实现垂直入水撞击过程，每个试验状态重复3～5次，在试验件的左右两侧对称部位布置压力传感器，根据对称压力传感器的测量值判定是否垂直入水。

图3　试验件安装示意图Fig. 3 Diagram of the experimental set-up

1#试验件和2#试验件均为等横截面楔形体，有较好的水密性，在内部设置了加强框架，基本满足刚性体试验要求。试验件主尺度为1 m×0.8 m×0.5 m，截面型线如图4所示。

图4　楔形体横截面对比Fig.4 The difference of two wedges

在试验件底部同一横截面处布置有7个压力传感器见图5和表1，主要用来研究局部压力变化和压力沿横截面分布规律，分析对比不同横截面的水载荷特性。其中，4#传感器与6#传感器、3#传感器与7#传感器均相对于对称面对称布置，用于判定试验件是否垂直入水。

图5　压力传感器布置图Fig.5 Diagram of the collocation of pressure transducer

传感器编号距离对称面的距离/mm1#试验件2#试验件128037022502803150180475100530306751007150180

2.2试验过程

本文主要分析不同重量、入水速度下楔形体试验件的入水撞击压力大小及分布，模型试验包含两个下落高度、两个重量状态，具体试验参数及工况见表2，表中两个下落高度分别对应3 m/s和4 m/s的入水速度。图6为2#模型在某工况下的入水过程。

表2　工况设置

图6　入水试验过程Fig.6 Experiment process of entry water

3　试验与仿真对比分析

3.1压力时间历程

图7为一某工况中两个对称布置压力传感器测量值对比曲线，用来判断楔形体是否垂直入水，可以看出两条曲线峰值压力基本相同，变化趋势稍有差别，基本满足对称性要求，由此可判定该工况下楔形体垂直入水。

图8给出了某工况下各测点压力的试验值与仿真值的对比曲线，由图可知除P1传感器处外，试验值与仿真计算值整体偏差不大，二者吻合比较好，但仿真计算压力跳跃现象严重。每个传感器的峰值压力随着楔形体浸没深度的增加依次出现，且随着测点距对称面距离的增大压力到达时刻的数值解与试验值偏差呈增大趋势。表3为各测点处压力峰值误差分析结果，随着偏离中面的距离增大，压力峰值逐渐减小，压力峰值误差呈增大趋势，最大误差为29.80%。

图7　垂直入水验证Fig.7 The validation of entry water vertically

传感器编号P5P4P3P2P1数值峰值/kPa17.6115.339.786.865.88试验峰值/kPa15.6913.217.915.604.53误差/%12.2416.0523.6422.5029.80

3.2压力分布分析

对于水陆两栖飞机而言，若飞机对称着水，针对无舭弯的船底，由于触水速度和浸水深度的影响，舭处的压力为龙骨处压力Pk的75%，龙骨与舭处的压力成线性分布，如图9[12]右侧标注所示；对于带舭弯的船底，由于舭处压力要比无舭弯的船底压力要略大，舭弯起点处的压力与无舭弯船底的压力相同，舭部压力Pch和舭弯起点压力之间、龙骨与舭弯起点之间的压力分别成线性分布，如图9左侧的分段线性标注。即，针对无舭弯的横截面，局部压力沿横向从大到小线性分布；有舭弯的船底，局部压力沿横向大-小-大分布[12]。

图8　各测点处压力变化曲线Fig.8 Graphs of pressure on the transducers

图9　横向压力分布Fig. 9 Transverse pressure distributions

图10和图11分别给出了两个模型在不同重量状态和不同入水速度下的压力峰值沿楔形体截面的横向分布情况，图例中的N1、N2分别代表1号楔形体和2号楔形体，可以看出仿真值与试验值变化趋势相似，试验件重量及入水速度越大，着水冲击载荷越大；同一入水速度不同重量下底部压力沿横截面方向分布趋势相同，且随重量的增加而增大；同一重量不同入水速度下，距离对称面越远，入水速度不同引起的压力变化越小。从局部压力沿横向分布规律来看，无舭弯模型局部压力沿横向从大到小非线性分布；带舭弯模型局部压力沿横向大-小-大的非线性分布。综合看来，带舭弯模型较无舭弯模型对重量和速度的变化更敏感；此外除个别测点外数值仿真结果普遍较试验值偏大，这可能是由软件中的耦合算法导致的，LS-DYNA软件采用的是罚函数法来处理流固界面处的耦合，这种算法计算界面压力时受参数设置影响较大，且相关参数值尚没有明确的标准，目前基本采用推荐值，后续可在这方面展开深入研究。

图10　楔形体不同重量下压力沿横向分布情况Fig.10 The pressure of wedge with different mass

图11　楔形体不同速度下压力沿横向分布情况Fig.11 The pressure of wedge with different velocity

4　结　论

文中给出了楔形体入水过程中的压力时程变化及压力分布的试验与数值对比结果，对截面构型、重量、入水速度三个主要因素对着水载荷的影响进行了探讨。得到的主要结论如下：

(1) 楔形体各测点压力时程变化趋势和压力分布的试验值与数值结果吻合较好，验证了数值方法的有效性；耦合算法带来的数值噪声引起仿真结果较试验值普遍偏大，但其对于水陆两栖飞机的载荷预报是偏于保守的，可满足工程需要，后续可对耦合参数的合理选取做进一步的研究。

(2) 楔形体重量及入水速度越大，着水冲击载荷越大，但底部压力沿横截面方向分布趋势相同；带舭弯模型较无舭弯模型对重量和速度的变化更敏感。

(3) 无舭弯的横截面局部压力沿横向从大到小非线性分布；有舭弯的船底局部压力沿横向呈大-小-大非线性分布。

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Numerical simulation and tests for water load of amphibious aircraft hulls

CHU Lintang1,3, SUN Feng1,2, LIAN Ziding1,2, JIAO Jun1,2, WANG Mingzhen1,2

(1. Key Aviation Scientific and Technological Laboratory of High-Speed Hydrodynamics, Jingmen 448035, China; 2. AVIC Special Vehicle Research Institute, Jingmen 448035, China;3. China Aviation Industry General Aircraft Co., Ltd, Zhuhai 519000, China)

Water load of amphibious aircrafts is one of the main factors influencing their structural design. The water load of amphibious aircraft hull was studied with numerical simulation and model test approach. Its finite element model included an air field. The local slamming pressure variation and distribution were calculated with different cross-sections of hull bottom, varying structural weight and speeds entering water. The results were compared with test ones. The results showed that the numerical results are in good agreement with model test data. The pressure distributions of two hull cross-sections were obtained, they provided a reference for amphibious aircraft hull configuration design.

amphibious aircraft; wedge; slamming into water; numerical simulation; test

航空科学基金(20120191326091);中航工业科技创新基金(2013A60505R)

2015-09-29修改稿收到日期：2016-01-25

褚林塘 男，研究员，1969年生

V21

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.15.035