劉繼軍， 郭 軍， 劉小川， 周俊明

(1.中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所 結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710065； 2.中航工業(yè)航宇救生裝備有限責(zé)任公司 空降空投研發(fā)部，湖北 襄陽(yáng) 441003)

阻力傘作用是縮短飛機(jī)著陸滑跑距離。面積達(dá)幾十平米的阻力傘產(chǎn)生的巨大阻力可大幅縮短飛機(jī)著陸滑跑距離，從而保證在應(yīng)急情況下飛機(jī)不會(huì)沖出跑道。阻力傘鎖連接機(jī)身尾部和阻力傘，是關(guān)系阻力傘能否正常開(kāi)傘的關(guān)鍵機(jī)構(gòu)。阻力傘鎖滾柱梁失效會(huì)引起飛機(jī)阻力傘未完全開(kāi)傘而拋傘的嚴(yán)重故障。因此，開(kāi)展阻力傘鎖滾柱梁失效機(jī)理和失效分析方法研究具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)阻力傘進(jìn)行了較為充分的研究，相關(guān)內(nèi)容包括開(kāi)傘試驗(yàn)方法及過(guò)程[1-2]、開(kāi)傘傘衣載荷特性[3]、開(kāi)傘過(guò)程的流場(chǎng)特性[4-5]等。但針對(duì)阻力傘鎖研究較少，僅見(jiàn)文獻(xiàn)[6-7]對(duì)阻力傘鎖的相關(guān)疲勞試驗(yàn)及機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行過(guò)討論，尚未見(jiàn)有對(duì)阻力傘鎖滾柱梁失效的相關(guān)分析。

圖1 阻力傘鎖 圖2 阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)Fig.1 Parachute lock Fig.2 Motion mechanism

當(dāng)滾柱梁受到的初始沖擊速度載荷過(guò)大，就會(huì)發(fā)生剪切失效，如圖3和圖4所示。滾柱梁失效過(guò)程模型化為兩端固支的圓截面梁在均勻沖擊載荷(或沖擊速度[8])作用下剪切失效過(guò)程。

圖3 滾柱梁圖 圖4 滾柱梁失效 Fig.3 Roller beam Fig.4 Roller beam failure

本文先對(duì)典型阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，以確定滾柱梁沖擊載荷或初始沖擊速度；然后，將滾柱梁的剪切失效過(guò)程模型化為均勻沖擊載荷下兩端固支的圓截面梁動(dòng)態(tài)失效問(wèn)題；最后，基于分析結(jié)果開(kāi)展典型阻力傘鎖滾柱梁失效故障機(jī)理分析。

1 阻力傘鎖滾柱梁載荷分析

阻力傘開(kāi)傘傘繩拉直瞬間給阻力傘鎖機(jī)構(gòu)一個(gè)沖擊波或沖量I0，該沖量使得靜止?fàn)顟B(tài)的阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)在極短時(shí)間tc(毫秒級(jí))內(nèi)達(dá)到某個(gè)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，則滾柱梁受到一個(gè)初始沖擊速度υ0。圖5為典型的阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)，主要由掛環(huán)、受力鉤、支承鉤、耳片、曲臂、滾柱梁及套筒組成，是“旋轉(zhuǎn)杠桿/省力增速”的機(jī)構(gòu)。

由于阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)受到的沖擊載荷作用時(shí)間極短，各部件的位移和轉(zhuǎn)角為小量，可近似認(rèn)為各部件幾何位置關(guān)系保持不變。在沖量I0作用后，掛環(huán)速度為υ1，沿著Y方向；受力鉤繞軸A的角速度為ω1；支承鉤繞軸B的角速度為ω2；耳片繞瞬心軸O的角速度為ω3；曲臂繞軸F的角速度為ω4；滾柱梁及套筒速度為υ0，垂直于GF方向。忽略運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)的摩擦力和摩擦力矩，應(yīng)用動(dòng)量定理和動(dòng)量矩定理,推導(dǎo)在沖量I0作用后滾柱梁及套筒的初始沖擊速度。

圖5 阻力傘鎖機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)關(guān)系Fig.5 Dynamics of the motion mechanism

令掛環(huán)質(zhì)量為m1，受力鉤與其作用力為FPY，則

(1)

令受力鉤轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為J1，支撐鉤與其作用力為FCY，繞軸A

從上述評(píng)定結(jié)果可以看出，該煤礦的綠色礦山建設(shè)評(píng)價(jià)是合格的，在6項(xiàng)綠色礦山建設(shè)評(píng)價(jià)指標(biāo)中，除環(huán)境重建指標(biāo)為較差外，其他5項(xiàng)指標(biāo)均為合格。根據(jù)評(píng)價(jià)結(jié)果，礦山開(kāi)采企業(yè)在后期的運(yùn)營(yíng)中應(yīng)更加注意環(huán)境指標(biāo)的建設(shè)，同時(shí)應(yīng)提高開(kāi)采技術(shù)，提高開(kāi)采效率，減輕環(huán)境污染，提高礦山的綠色化程度。

(2)

令支撐鉤轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為J2，耳片與其作用力為FBDX、FBDY，繞軸B

(3)

令耳片轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為J3，支撐鉤與其作用力為FFEX、FFEY，繞瞬心軸O

(4)

令曲臂轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為J4，滾柱及套筒與其作用力為FG，繞軸F

(5)

令滾柱梁質(zhì)量為m0，套筒質(zhì)量為ηm0，則

(6)

且機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)存在如下運(yùn)動(dòng)關(guān)系

ω1·XACX=ω2·XBCX

(7)

ω2·LBD=ω3·LOD

(8)

ω3·LOE=ω4·LFE

(9)

υ1=ω1·XAP

(10)

υ0=ω4·LFG

(11)

聯(lián)立式(1)～式(11)，可得

(12)

其中,

(13)

表1和表2為某阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)參數(shù)，代入式(12)和式(13)，可得α=3.970 5 kg，β=0.002 7 kg，可見(jiàn)滾柱梁及套筒的初始沖擊速度υ0與輸入沖量I0成線性關(guān)系，阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)的等效質(zhì)量meq=4.0 kg。

圖6為典型阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)可能受到的沖量隨時(shí)間變化圖，由圖可知最大可能沖量為I0=741.5 N·s，則對(duì)應(yīng)的滾柱梁及套筒受到的初始沖擊速度：υ0=185.9 m/s。

圖6 沖量和初始沖擊速度關(guān)系圖Fig.6 Impulse and initial velocity

部件數(shù)值備注受力鉤J1/(kg·m2)1．7×10-3繞軸A轉(zhuǎn)動(dòng)慣量支撐鉤J2/(kg·m2)1．14×10-3繞軸B轉(zhuǎn)動(dòng)慣量耳片J3/(kg·m2)2．01×10-4繞軸O轉(zhuǎn)動(dòng)慣量曲臂J4/(kg·m2)4．21×10-5繞軸F轉(zhuǎn)動(dòng)慣量掛環(huán)m1/kg0．452質(zhì)量滾柱梁m0/kg1．0224×10-3質(zhì)量套筒ηm0/kg5．8574×10-3質(zhì)量，η=5．7291

表2 典型阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)各部件位置關(guān)系參數(shù)

2 阻力傘鎖滾柱梁沖擊失效分析

兩端固支的滾柱梁受到均布初始沖擊速度υ0作用，考慮失效模式Ⅲ，支點(diǎn)A處梁截面保持在剪切力Q0作用下，令其剪切滑移變形量為ΔS，剪切滑移變形速度為υS，而在梁內(nèi)部移行鉸B處速度仍為υ0，該處剪切力為0，整個(gè)滾柱梁在支點(diǎn)滑移下的速度場(chǎng)見(jiàn)圖7和圖8。

圖7 初始沖擊速度場(chǎng)圖8 支點(diǎn)剪切滑移下的速度場(chǎng) Fig.7 Initial velocity field Fig.8 Velocity field of shear slip

根據(jù)材料的剛塑性假設(shè)，兩鉸之間AB段為剛性的，兩端受到彎矩為塑形極限彎矩M0，取其為研究對(duì)象，見(jiàn)圖9，令滾柱梁密度為ρ，截面積為S，移行鉸B～支點(diǎn)鉸A距離為z，質(zhì)心(該段梁中心)處速度為υ，由動(dòng)量定理，得

(14)

AB段繞A轉(zhuǎn)動(dòng)，由動(dòng)量矩定理，得

(15)

時(shí)刻t支點(diǎn)滑移變形速度為υS，式(14)、式(15)分別積分可得

(16)

(17)

可見(jiàn)，在υS=0之前，z=6M0/Q0是定值，即移行鉸B和C也是位置不變的塑性鉸。當(dāng)時(shí)υS=0時(shí)

(18)

則根據(jù)失效模式Ⅲ及初等失效準(zhǔn)則，則應(yīng)滿足

(19)

(20)

圖9 剛體段Fig.9 Rigid bar

(21)

代入式(20)，得

(22)

圖10 滾柱梁橫截面應(yīng)力分布Fig.10 Stress of cross-section of roller beam

系數(shù)λc=kπ/3為圓截面梁的Johnson損傷數(shù)臨界值，是常數(shù)。梁剪切失效的臨界失效沖擊速度僅與材料參數(shù)有關(guān)(屈服強(qiáng)度和密度)，而與梁橫截面幾何參數(shù)無(wú)關(guān)，也是材料特性參數(shù)。該結(jié)論表明不同直徑梁有同樣臨界失效沖擊速度，這與直觀結(jié)論相悖?？梢詮囊韵聝煞矫娼忉專孩倭菏艿剿俣葲_擊載荷即梁每個(gè)質(zhì)點(diǎn)都具有初始速度，即意味著不同截面尺寸的梁剪切失效所需要的沖量大小不同；②梁橫截面幾何參數(shù)如直徑雖不會(huì)影響臨界失效沖擊速度，但若輸入沖量為定值時(shí)，則梁的初始沖擊速度會(huì)隨直徑增加而減小，從而會(huì)影響梁失效行為。

(23)

3 套筒與滾柱梁質(zhì)量比η對(duì)滾柱梁的失效影響

從式(14)和式(15)可見(jiàn)，套筒慣性對(duì)滾柱梁失效有影響，但并不影響滾柱梁橫截面的剛度特性、極限剪切力和塑形極限彎矩，所以用等效密度的工程化處理方法來(lái)考慮套筒對(duì)滾柱梁段的慣性影響是合理的。

圖11 速度與η的變化關(guān)系Fig.11 Velocity vs η

4 結(jié) 論

本文認(rèn)為阻力傘開(kāi)傘傘繩拉直瞬間對(duì)阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)施加一個(gè)初始沖量，該沖量是滾柱梁失效根本原因。通過(guò)對(duì)典型阻力傘鎖運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)建模和滾柱梁失效機(jī)理分析，得到滾柱梁初始沖擊速度和臨界失效沖擊速度與輸入沖量的函數(shù)關(guān)系。針對(duì)某型阻力傘鎖分析和計(jì)算表明，該傘鎖滾柱梁的初始沖擊速度大于臨界失效沖擊速度，成功解釋了滾柱梁失效機(jī)理和試驗(yàn)故障原因。

套筒慣性對(duì)滾柱梁初始沖擊速度和臨界失效沖擊速度都有影響。但套筒與滾柱梁質(zhì)量比對(duì)滾柱梁初始沖擊速度影響可忽略不計(jì)，但對(duì)滾柱梁臨界失效沖擊速度有較大影響；降低η值，可以提高臨界失效沖擊速度。

不考慮剪切滑移面厚度變化引起的塑形極限剪切力和彎矩弱化，即式(20)計(jì)算的圓截面滾柱梁臨界失效沖擊速度偏保守，有利于滾柱梁的動(dòng)強(qiáng)度設(shè)計(jì)。

從阻力傘鎖滾柱梁設(shè)計(jì)角度看，僅采用傳統(tǒng)的靜強(qiáng)度設(shè)計(jì)方法不能滿足滾柱梁的設(shè)計(jì)要求，必須充分考慮沖擊載荷進(jìn)行動(dòng)強(qiáng)度設(shè)計(jì)。

[ 1 ] 余莉，明曉，胡斌. 降落傘開(kāi)傘過(guò)程的試驗(yàn)研究[J]. 南京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào)，2006,38(2)：176-180.

YU Li, MING Xiao, HU Bin. Experimental investigation in parachute opening process[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2006,38(2)：176-180.

[ 2 ] 王從磊，孫建紅，喻東明. 阻力傘拉直過(guò)程的影響因素分析[J]. 南京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào)，2013,45(2)：196-201.

WANG Conglei, SUN Jianhong, YU Dongming. Analysis of effect factors on deployment of drag parachute[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2013,45(2)：196-201.

[ 3 ] 余莉，張?chǎng)稳A，李水生. 降落傘傘衣載荷的性能試驗(yàn)[J]. 北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào)，2007,33(10)：1178-1181.

YU Li, ZHANG Xinhua, LI Shuisheng. Experimental on canopy payload performance parachute[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics & Astronautics, 2007,33(10)：1178-1181.

[ 4 ] 完顏振海，馮順山，董永香，等. 超音速傘彈流場(chǎng)特性數(shù)值分析[J]. 兵工學(xué)報(bào)，2011,32(5)：520-525.

WANYAN Zhenhai, FENG Shunshan, DONG Yongxiang, et al. Numerical Analysis of flow field characteristics of supersonic submunition with parachute[J]. Acta Armamentarii, 2011,32(5)：520-525.

[ 5 ] TAKIZAWA K, TEZDUYAR T E,BOSWELL C,et al. Special methods for aerodynamic-moment calculations from parachute FSI modelling[J]. Computational Mechanics,2015,55(6):219-226.

[ 6 ] 沈文波，季享文.基于圖像視覺(jué)作動(dòng)控制的壽命試驗(yàn)臺(tái)研制[J]. 計(jì)算機(jī)測(cè)量與控制，2015,23(17):2434-2437.

SHEN Wenbo, JI Xiangwen. Development of life test device based on image visual motion controlling[J]. Computer Measurement & Control, 2015,23(17):2434-2437.

[ 7 ] 蘇新兵，王建平，周瑞祥.某型飛機(jī)新型阻力傘鎖機(jī)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)[J]. 液壓與氣動(dòng)，2008(2) ：11-13.

SU Xinbing, WANG Jianping, ZHOU Ruixiang. Ameliorated design of new decelerated umbrella furnishment for a certain airplane[J]. Chinese Hydraulics & Penumatics, 2008(2) ：11-13.

[ 8 ] 余同希，邱信明.沖擊動(dòng)力學(xué)[M]. 北京：清華大學(xué)出版社，2011.

[ 9 ] YU T X, CHEN F L. Failure modes and criteria of plastic structures under intense dynamic loading:a review[J]. Matals and Materials,1998,4(3): 219-226.

[10] MENKES S B, OPAT H J. Broken beams[J]. Experimental Mechanics, 1973,13(11): 480-486.

[11] JONES N. Plastic failure of ductile beams loaded dynamically [J]. Journal of Engineering for Industry，1976，98(1):131-137.

[12] YU T X, CHEN F L. A further study of plastic shear failure of impulsively loaded champed beams[J].International Journal of Impact Engineering, 2000,24(6):613-629.