0 引言

头盔是现代战斗机飞行员不可或缺的装备。早期飞行员没有佩戴头盔，依靠双耳皮帽和大号黑色风镜提供简单的防护，成为早期飞行员的典型特征。我国从20世纪70年代开始配发自研的头盔，从早期的TK-2型到全面改进升级的TK-11型，防护性、实用性及舒适性都有很大提升。现代新式头盔在提供高性能防护的同时，逐步向功能强大的综合性头盔系统发展。飞速发展的科技将多种功能凝聚在头盔里，使其成为帮助飞行员操纵飞行、导航、瞄准攻击等设备的得力助手，是飞行员与其战机之间的重要纽带^[1-6]。

随着计算流体力学的发展，采用CFD(Computational Fluid Dynamics)手段模拟飞行员弹射出舱过程中头盔所受的气动载荷成为可能，进而为结构、材料性能分析等提供支撑^[7-8]。

我国正在研制的某新式头盔在进行弹射出舱试验时，外盔遭遇撕裂破坏。经初步分析认为：由于设计特点，内外盔之间存在一个较大的空腔，当飞行员处于座舱之内时，空腔内为1个大气压，当弹射出舱后，外部高速气流通过缝隙冲入空腔，空腔内形成瞬态流动，产生很大的冲击载荷，可能是导致外盔撕裂破坏的原因。按照这一分析，本文制定了计算研究策略：首先假定头盔的护目镜和氧气面罩之间没有缝隙，头盔空腔的压力为标准大气压，内部没有流动，计算得到定态的外部流场；然后瞬间打开缝隙，外部高速气流冲入空腔，采用非定常CFD技术模拟这一瞬态过程，研究头盔所受到的气动冲击载荷的分布、影响和规律。

1 数值方法与验证

非定常Navier-Stokes可写出如下形式：

$ \frac{{\partial U}}{{\partial t}} + \frac{{\partial E}}{{\partial x}} + \frac{{\partial F}}{{\partial y}} + \frac{{\partial G}}{{\partial z}} = \frac{{\partial {E_v}}}{{\partial x}} + \frac{{\partial {F_v}}}{{\partial y}} + \frac{{\partial {G_v}}}{{\partial z}} $

(1)

式(1)中各符号的具体含义见文献[9]。在数值求解非定常N-S方程时，空间离散格式采用原始变量NND格式，限制器选用minmod限制器；非定常时间推进采用Jameson双时间步方法。方法具体描述见文献[9-10]。

数值模拟了NACA0012翼型的强迫俯仰振荡过程^[11-13]，以验证本文非定常计算代码的可靠性。强迫俯仰振荡的公式为：

$ \alpha \left( t \right) = {\alpha _0} + {\alpha _m}{\rm{sin}}\left( {\omega t} \right) $

(2)

其中初始迎角α₀=2.89°，振荡的幅值α_m=2.41°，俯仰振荡的圆频率ω=33.672。来流马赫数Ma=0.6，雷诺数Re=4.8×10⁶，俯仰轴心定义在25%的弦长处。

图 1是翼型振荡过程中，压力系数分布与实验值^[11]的比较，图 2是振荡过程中俯仰力矩-俯仰角的迟滞圈与文献[14, 15]的比较。计算结果与文献值整体上吻合较好，验证了本文的非定常计算方法。

2 头盔模型与计算网格

图 3是飞行员弹射座椅和新型头盔装置，结合其外形特点，图 4给出了简化的头盔和弹射座椅模型。头盔的主要结构包括外盔、内盔、氧气面罩、护目镜以及泄流孔等，计算网格采用多块对接网格生成，网格量约700万。

来流马赫数Ma分别取0.7、0.9、1.2，迎角α分别取7°、17°、27°，海拔高度为3 km。由于现代弹射装置要求具备零高度、零速度的弹射能力，计算还考察了不同高度对冲击载荷的影响。

3 冲击过程分析 3.1 冲击前后的流场比较

计算条件为Ma=1.2、迎角α=17°。根据计算策略，首先假定头盔的护目镜和氧气面罩之间无缝隙，此时头盔内部保持1个大气压(1 atm=1.01×10⁵ Pa)，无气流流动，计算得到了初始的定常流场。护目镜和氧气面罩之间的缝隙打开后，外部的高速气流冲进头盔的内部空腔(空腔主要由护目镜、内盔和外盔之间的缝隙构成)，并经由护目镜和外盔间的缝隙和外盔上的3个泄流孔流出。图 5给出了冲击前后的压力云图比较，图 6给出了冲击前后的流线图比较。这里给出的冲击后流场为流动达到稳态之后的流场。可以看到，冲击前，盔内压力为1 atm，没有流动；缝隙打开之后气流冲进头盔内的空腔，空腔内压力明显升高。

3.2 气流冲击速度和迎角的影响分析

针对气流冲击头盔造成外盔撕裂的问题，考虑气流冲击速度和角度的影响。通过在内外盔的关键点上布置一系列的测压点和测压线，以分析冲击过程的影响。图 7给出了测压点和测压线的分布情况。测压点主要分布在可能撕裂的部位(②、③、④)以及泻流孔(⑩)等压力可能上升较高的地方。测压线则分布在外盔内壁和外壁的相应位置，以便于分析外盔内外表面的压力差。

图 8给出海拔高度为3 km时，模拟得到的头盔测压点压力变化的非定常过程。由于头盔内部初始压力为1 atm，而3 km高度的大气压大约为0.7 atm，因此，测压点的压力均表现为先降后升的过程。对所有计算的马赫数，头盔内部的压力均大于当地的大气压力(0.7 atm)；且随着冲击速度的提高，头盔内部压力增加的越明显，位于撕裂点附近测压点的压力最高为1.5 atm。

图 9为气流稳定后，头盔内外表面的压力差分析。可以看到，Ma=0.7时，内外表面的压力差最高为0.25 atm；Ma=0.9时为0.4 atm，Ma=1.2时达到0.65 atm，这是气流稳定后的内外表面的压力差，而气流冲击瞬间的压力差应该更高。如果在受力均匀的情况下，这种压力差对头盔可能是安全的，但在瞬间冲击载荷的作用下，头盔所受应力来不及传递开，作用在头盔内外壁上巨大的压力差将可能导致头盔撕裂。

图 10给出Ma=1.2时不同迎角下测压点的压力变化过程，图 11是冲击过程中对称面上的压力分布云图比较。随着迎角增加，头盔内部受到的冲击载荷反而降低，主要原因是随着迎角增加，气流反而更多地冲击在氧气面罩上，并没有直接冲入内盔，所以内盔的压力随着迎角的增加不增反降。

3.3 高度的影响分析

如前所述，现代弹射系统要求具备零高度弹射能力。随着高度的降低，来流动压升高，对头盔的冲击载荷预计也会增强。图 11给出海拔0 km和3 km时，头盔外盔的内外壁压力差(图 7中测压点1和测压点4)在冲击过程中随时间的变化曲线，其中图 11(a)是有量纲的值；图 11(b)是无量纲的值，分别以各自的来流动压进行无量纲化。

从图 11(a)的模拟结果可以看到，H=0 km时外盔内外壁压力差的均值显著高于H=3 km时的值。因此，随着飞行高度的下降，头盔所受的直接冲击力和头盔内外壁的压力差都会增加，弹射出舱时气流的冲击对头盔造成的破坏性也越大。

另外从图 11(b)的模拟结果可以看到，在除去了来流动压的影响因素后，H=0 km和H=3 km时的内外壁压力系数均值的差几乎一致，表明来流动压在高度对冲击载荷的影响中占主导因素。

4 结论

本文通过求解N-S方程，数值模拟了某型头盔在弹射出舱后遭受外部高速气流冲击的非定常过程，主要结论有：

1) 在高速气流突然冲击下，外盔侧边缘内外压力差较大，且瞬态受力不均，可能是造成头盔被撕裂的直接原因。

2) 考察了来流速度、迎角和高度等因素的影响。结果表明，随来流速度增加，头盔内部所受冲击力增加，对头盔破坏作用越强；迎角增大后，由于氧气面罩的遮挡作用，气流对内盔的冲击载荷反而有所降低；而随着高度的降低，头盔所受的直接冲击力和头盔内外壁的压力差都会增加。