Belastning på finne, mulig kollisjon med løs last og åpen ”airstair door”last og åpen ”airstair door”

I Flyhavarikommisjonenes rapporter (1984, 1988) er hovedårsaken til ulykken antatt å være brudd på finne/sideror som følge av aerodynamisk overbelastning kombinert med kollisjonslast påført av et flygende objekt. Dette antas å treffe finna i det øyeblikk den allerede er maksimalt belastet på grunn av en kraftig vindbyge fra siden. Hypotesen er basert på studier av skader på vraket med funn bl.a. av skra-pemerker og inntrykninger (buler), samt observasjo-ner av brudd på den bærende strukturen, i første rek-ke fremre hovedbjelrek-ke, spant, stringers, ribber og hud. Havarirapportene inneholder ingen detaljerte analyser som kan etterprøves, og de har ikke funnet allmenn aksept verken av piloter, tekniske spesialis-ter eller et bredere publikum. Det kan derfor være av interesse å underkaste hypotesen en kritisk vurde-ring.

10.2.1 Aerodynamisk belastning på finne

Finna kan anses som en (halv) vingeflate og den har symmetrisk profil med antatt ”stall”-vinkel 14-17 grader. Finnas tilbakesvepte fremkant og dynamiske effekter kan muligens øke denne grensen ytterligere.

Hvis innfallsvinkelen øker over denne grenseverdi, reduseres den aerodynamiske lasten betydelig på grunn av at strømningen ikke lenger ligger an mot profilet, men rettes utover fra slik at det dannes en

”bakevje” (ofte referert til som ”stall”, steiling eller avløsning). Flyet hadde ved antatt havaritidspunkt for brudd på ror/finne, en hastighet på ca. 140 knop eller 70 m/s (ifølge R84). Flyprodusenten har (etter oppdrag fra ) beregnet belastninger, med og uten ror-bruk, i forhold til hva strukturen tåler før brudd opp-står. De har her gått ut fra en antatt vindbygehastighet på 70–72 knop (uten rorutslag) eller ekvivalente by-gehastigheter med rorutslag. Men den kombinasjon av fly- og vindbygehastighet som er brukt, tilsvarer en innfallsvinkel på 29,5 grader. Dette er langt over grensen for ”stall”. Normalt øker kraften (løftet) pro-porsjonalt med innfallsvinkelen. Uten ”stall” ville belastningen ved 29,5 graders innfallsvinkel være omtrent det dobbelte av maksimalverdien før ”stall”

inntrer. Med ”stall” vil belastningen ved høye inn-fallsvinkler i realiteten bli mye lavere enn maksimal-verdien og strømningen dessuten ”uordnet” (ikke-stasjonær).

Nye fenomener vil også opptre. Når grensen til

”stall” først overskrides og etter en tid kommer under kritisk verdi igjen, oppstår ”forsinkelser” i genering av løftekraft. Dette på grunn av at det tar tid å re-etablere en anliggende strømning⁹⁹. Denne forsinkel-sen gjør at de tider/hastigheter som er angitt for virk-ningen av et rorutslag, blir lite nøyaktige. Når finna opererer i dels anliggende og dels avløst strømning,

vil dette også påvirke tidsaspektet, det er ikke bare pi-lotens reaksjonsevne eller hans kraft mot pedalene som er av betydning.

En vindbyge fra babord mot et fly på stabil kurs med nøytrale ror, vil føre til en ”gir” (dreining) mot babord. Denne motvirkes da ved rorutslag mot styr-bord, noe som igjen reduserer lasten mot finna. En rask reversering av vindbygens retning (fra babord til styrbord ifølge FHKs ”virvel med vertikal akse”), følges ikke momentant av en motsatt rettet løftekraft på finna. Derfor er det også en ganske håpløs oppga-ve for en pilot å forsøke å motvirke turbulens oppga-ved kvikke utslag på rorene. Widerøe-pilotenes løsning

”å ri han av” synes også fornuftig fra et aerodyna-misk synspunkt.

Tidsforsinkelsen fra en endring i innstrømnings-forholdene inntrer, til en får en endring i løftekraft, kan enkelt forklares ut fra moderne vingeteori. Vin-gens løft er generert av et virvelsystem som kan ob-serveres i vingens ”kjølvann” (eng: ”wake”). I en for-enklet modell er virvelsystemet redusert til to tupp-virvler med en styrke gitt av løftekraften (lik flyets vekt ved konstant høyde og hastighet). Hvis inn-strømningsforholdene (vindvektoren) endres (ret-ning eller hastighet) vil en få en ny løftekraft, men først etter at virvelsystemet har justert seg til den

”nye” tilstand. Det ”gamle” virvelsystemet flyter da med vinden nedstrøms og nye tuppvirvler (med en-dret styrke) etableres. For at det ”gamle” systemet skal bli ”glemt” må det flytte seg ”langt bort” fra fly-et, i praksis kanskje en avstand lik lengden fra vinge-tupp til vingevinge-tupp. For finna kan en anslå 7 m (ekvi-valent vingespenn) og med hastighet 70 m/s får man en forsinkelse på 0,1 sekund. (Finna er ca. 3,5 m høy og i det totale samvirkende virvelsystem inngår også vingens og stabilisatorens bidrag). Dette er altså en reell tidsforsinkelse av samme størrelsesorden som den FHK anslår for en Twin Otter som flyr gjennom en hypotetisk virvel. Denne ”virvel” (i R88), må an-tas å være brukt som et pedagogisk hjelpemiddel, som fluid dynamisk modell er den ufysikalsk og vil være vanskelig å realisere selv i et velutrustet labora-torium.

Informasjon om bruddlast for finna finnes til dels i FHKs arkiver, men en har også fått informasjon fra Transport Canada (sertifiseringsmyndigheten). I det datagrunnlaget som FHK fikk ved undersøkelsene i 1982-88, er det gitt en verdi på finnas bruddlast som er omtrent det dobbelte av den aerodynamiske belast-ning ved grensen for ”stall”. Finna vil således ikke nå bruddgrensen ved den flytilstand som FHK har lagt

99. Anliggende strømning: En strømning som holder kontakt med flaten.

Avløst strømning: En strømning som slipper kontakten med flaten.

til grunn. En mer detaljert beskrivelse av belastning og brudd på Twin Ottere finnes i Vedlegg 11 og 14¹⁰⁰. 10.2.2 Objekt løsrevet fra fremre bagasjerom

Det andre bidraget til overlast på finna er ifølge FHK en ”impact”-last som følge av kollisjon med

”ukjent objekt”. Ut fra skademønstret fant FHK at objektet måtte ha hatt nesten samme hastighet som flyet og antas å ha kommet fra fremre bagasjerom.

Relativt til flyet kan en anta at objektet har en ”fri ba-ne” på ca. 10 m før det treffes av finnas fremkant. Re-lativhastigheten ved anslag avhenger av tverrsnitt og masse (samt om objektet roterer). FHK har selv antatt et objekt (type håndbagasje) på 6 kg vekt, 0,16 m² tverrsnitt og motstandskoeffisient på 0,6. Initialt blir objektet påvirket av en relativ vind på ca. 70 m/s. Det gir en bremsekraft på ca. 300 N. Objektet hefter ikke ved finna, og den energi som overføres ved kollisjo-nen, vil være mindre enn det forskjellen mellom fin-nas og objektets hastighet skulle tilsi. Objektets has-tighet kan bestemmes fra de gitte data og forenklede bevegelsesligninger (endimensjonal bevegelse). Som nevnt er det bare en liten del av bevegelsesenergien som overføres som kraft til finna, og spørsmålet er om dette gir noe vesentlig bidrag til bruddlasten for fremre bjelke slik som antatt av FHK og De Havil-land¹⁰¹.

Vi kan gjøre et raskt overslag over et eventuelt maksimalt bidrag til belastning av finna fra et frem-med objekt av den vekt og størrelse som FHK viser til. Initialt beveger objektet seg med samme hastighet som flyet (m = masse, v = hastighet). Den kinetiske energi, K.E., blir:

K.E. = ½ M V² = 0,5 · 6,0 · 70² = 14 700 NM Et objekt som unnslipper fremre bagasjerom til omgivende (stillestående) luft, vil utsettes for en kraftig bremsekraft. Antar en at bremsekraften er konstant fra utslippspunktet til objektet, treffer finna etter en fri flukt på s (m), blir bremsearbeidet, B.E., tilnærmet:

B.E. = ½ ρ v² C_D A s = 0,5 · 1,3 · 70²· 0,6 · 0,16 · s = 306 · s Nm

hvor ρ = tettheten, C_D = aerodynamisk motstandsko-effisient, A = objektets tverrsnitt og s = distanse.

En observatør på bakken vil se to objekter (fly og bagasje) som til å begynne med beveger seg med samme hastighet (70 m/s). Flyet (med motorkraft) opprettholder konstant hastighet mens vesken etter hvert taper hastighet og nærmer seg flyets haleparti.

Den totale distansen før den treffer finna blir atskillig lengre enn 10 m.

I den flytekniske litteraturen er den positive ret-ning for hastighet og kraft mot venstre. Bremsekraf-ten (og retardasjonen) blir derfor negativ. Ifølge Newtons lov følger (kraft = masse x akselerasjon):

m (dv/dt) = - 0,5 ρ C_D A v²

hvor v = v(t) er objektets hastighet (varierer med ti-den, t), m = massen. Symbolene på høyre side repre-senterer bremsekraften; ρ = luftas tetthet (her 1,3 kg/

m³), C_D = aerodynamisk motstandskoeffisient (= 0,6) og A = objektets tverrsnitt (0,16 m²). Det er hensikts-messig å samle alle gitte verdier i ett symbol: B = 0,5 ρ C_D A /m, og ligningen forenkles:

dv / dt = - B v² som gir dv/ v² = - B dt Denne ligningen kan integreres direkte:

1/v = - B t + C

Konstanten, C bestemmes fra den kjente hastig-heten V (= 70 m/s) ved t = 0, eller C = - 1/V. Løsnin-gen kan skrives:

1/v = 1/V + Bt

eller etter multiplikasjon med vV på eksplisitt form:

v (t) = V / ( 1 + B V t)

Vi ser at v(t) avtar med tiden som forventet. For å gjøre den videre behandling så enkel som mulig, vil en se på de tallmessige resultater som fremkommer etter en serie korte tidsrom, hensiktsmessig valgt som 0,1 sekund. I løpet av det første tidsintervall vil flyet bevege seg 7 m, objektet noe mindre (numerisk ca.

6,5 m) og forskjellen blir ca. 0,5 m. Etter nok et inter-vall på 0,1 sekund vil forskjellen øke, og når den har vokst til 10 m, kan objektet treffe finna. Beregningen gjøres lettest ved hjelp av en tabell. Merk at B = 0,0104.

100. Vedlegg 11: FOI-rapport: Fin loads on a Twin-Otter related to the Mehamn accident investigation. FOI-RH-0342-SE, February 2005. Vedlegg 14: FOI-rapport: Structural Analy-sis of Twin-Otter Tail for Mehamn Accident Investigation.

FOI-RH-0421-SE.

101. For å fastslå dette bør deformasjonsenergien i finnas frem-kant beregnes ut fra påført skade, en meget vanskelig opp-gave.

Tabell 10.1 Distanse mellom et objekt og flyet, som funksjon av tiden fra eventuell bagasje kommer løs fra fremre bagasjerom.

Ifølge de forenklede beregninger, vil objektet nå frem til finna etter vel 0,7 sekunder og ha en hastighet på ca. 46 m/s. Dette stemmer bra overens med FOIs mer detaljerte beregninger¹⁰².

Relativt til flyet (70 m/s) har objektet en hastighet på ca. 24 m/s idet det treffer finna. Omregnet til ekvi-valent fallhøyde etter formlene: v = gt og h = 0,5 g t², får en t= 2,45 s og h = 29 m. En kollisjon med finna vil imidlertid ikke gi oppbremsing til null (som ved et fall mot bakken) og spørsmålet om en veske på 6 kg kan gi et vesentlig bidrag til brudd på finna, er frem-deles åpent.

Ved sterk aerodynamisk belastning opptrer et sug nær en vinges fremkant, og lokalt har man en trykk-last med en betydelig foroverrettet komponent. Kol-lisjonslasten vil virke imot denne aerodynamiske kraften og kan føre til avlastning av fremre bjelke i stedet for en tilleggsbelastning. At ”impact”-last som treffer ”i det øyeblikk finna er maksimalt belastet”

skulle være medvirkende til brudd på bjelken, synes derfor noe svakt begrunnet. Dermed kan det også set-tes spørsmålstegn ved hele den hyposet-tesen som FHK bruker som mulig havariårsak. De inntrykninger av aluminiumshuden og de deformasjoner på neseribne som antas å skyldes kollisjonsskader, vil ha en be-tydelig virkning på finnas evne til å generere løfte-kraft. Med skader langs fremkanten vil ”stall” opptre ved en mindre innstrømningsvinkel og dermed gi en redusert maksimallast på 10-20 %. Mot dette innven-der FHK at den aerodynamiske overbelastning skjer før, eller i samme øyeblikk, som fremkanten skades.

De reduserte aerodynamiske egenskaper kan dermed muligens være uten konsekvens for FHKs bruddhy-potese, men innvendingen synes lite rimelig.

Nye verdier ble beregnet/anslått uten tilgang til de aerodynamiske data som gjelder for flytypen Twin Otter DHC 6-300. FOI har imidlertid fått frem kon-trollerte aerodynamiske data for finna, og for det vin-geprofil som er brukt. De aktuelle verdier ligger nær til dem som er gitt ovenfor og som viser at FHKs hy-potese ikke er holdbar. I tillegg kommer tvil om hvor-vidt bagasje, eller andre løse gjenstander i fremre

ba-gasjerom, virkelig kan unnslippe slik som forutsatt og om i så fall banen leder mot finna. I et høringsno-tat (1987) til FHK-rapporten, anførte teknisk sjef (Widerøe) Joar Grønlund, at Widerøe hadde operert Twin Otter i 14 år uten at et slikt tilfelle hadde inn-truffet. Det har heller ikke inntruffet senere etter mil-lioner av flytimer med den samme flytypen.

Som Vedlegg 16 følger en fullstendig rapport med de detaljerte beregninger utført for kommisjo-nen av FOI i april 2004.¹⁰³

10.2.3 Effekt av åpen ”airstair door”

Det er rapportert flere tilfeller der passasjerdøren på Twin Otter (”airstair door”) åpner seg eller synes å åpne seg, men heldigvis for det meste på bakken, og ikke i lufta. De fleste tilfeller gjelder feil på ”door warning”-signal der åpen dør angis, mens døra i vir-keligheten er lukket. I noen tilfeller har døra åpnet seg på en slik måte at bare en liten spalt i overkant gir fri passasje ut. Men i et fåtall tilfeller har døra åpnet seg helt, den har falt ned og blitt hengende i wire-stroppene som bærer døras vekt når den er i bruk til på- og avstigning. Det synes som om ”full åpning” er noe som fortrinnsvis hender i sterk turbulens. Det er tegn som tyder på at døra kan ha falt ned i den sterke turbulensen LN-BNK møtte over Omgangslandet, idet en avslitt wirestropp, som synes å stamme fra en Twin Otter, ble funnet en tid etter havariet (1982 eller -83) i sjøen nord-øst for Omgangslandet. Funnstedet er rimelig ut fra den sterke sønnavinden som hersket på havaritidspunktet. Men denne tolkningen avhen-ger både av en betydelig flyhøyde (over den som FHK la til grunn) og at flyet hadde en nordlig kurs idet stroppen slet seg løs. Funnstedet (på sjøbunnen) ligger nemlig ca. 1 km nord for flyets antatte trasé.

Spørsmålet melder seg om flyet var manøvre-ringsdyktig med ei åpen dør og med selve døra hen-gende ned under døråpningen, holdt fast bare av de tre gjenværende wirer og hengslene i underkant.

Døra er imidlertid ganske liten, med de gitte dimen-sjoner 30 ganger 45 tommer, blir flaten bare 0,82 kvadratmeter. Vingeflaten er til sammenligning

om-t(s) 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8

v(t) 65,2 61,1 57,5 54,2 51,3 48,7 46,4 44,2

V ∆t 7,0 7,0 7,0 7,0 7,0 7,0 7,0 7,0

v ∆t 6,5 6,1 5,8 5,4 5,1 4,9 4,6 4,4

(V-v) ∆t 0,5 0,9 1,2 1,6 1,9 2,1 2,4 2,6

Distanse 0,5 1,4 2,6 3,2 5,1 7,2 9,6 12,2

102. Vedlegg 18: FOI-rapport: Bagage från främre lastutrymme och effekter av öppen dörr.

FOI-RH-0414-SE, april 2005.

103. Vedlegg 16: FOI-rapport: Kan bagage från främre lastutrymme på en DHC-6 träffa framkanten på fenan?

FOI-RH-0411-SE, maj 2004.

trent 45 ganger større. Av dette vet man at døra, sett på som en løfteflate, er neglisjerbar i forhold til vin-geflaten og også mye mindre enn rorflatene. Løfte-kraften på den åpne døra gir også et tilsvarende lite bidrag til de momentene som bestemmer flyets tipp-, roll- og gir-vinkler, siden kraften opptrer ganske nært flyets tyngdepunkt.

Den åpne døra genererer også en ikke-symme-trisk motstandskraft som bidrar til et girmoment mot babord. Arealet 0,15 m² synes å være et rimelig an-slag for sideflaten mot vindsiden. Sammen med en motstandskoeffisient på C_D = 1,0 og et dynamisk trykk på 3 000 Pa, gir det en kraft på 450 N og et gir-moment på 600 Nm (med en antatt gir-momentarm på 1,5 m). Med bare 0,1 grad siderorsutslag kan dette generere et motsatt moment på vel 500 N, så en ser at døras effekt på flyets kurs kan korrigeres med mini-male utslag på roret. En enkel overslagsberegning vi-ser at døra er så stiv (mot vridning) at flutter blir lite sannsynlig. Den kan huske noe opp/ned omkring hengslene i underkant og den vil trolig generere virv-ler, både sporadisk og i form av en virvelgate (Kar-manvirvler). Virkningene i form av støy og kaldluft som trenger inn i kabinen, vil være ubehagelig for både passasjerer og mannskap. Men ellers synes det

lite sannsynlig at ei åpen dør alene kan ha gitt et ve-sentlig bidrag til ulykken.

10.3 Belastning og mulig brudd på horisontale