基于有限元分析的起落架艙門載荷校準方法

唐　寧　劉敬禮

?

基于有限元分析的起落架艙門載荷校準方法

唐寧劉敬禮

起落架艙門載荷校準試驗是起落裝置試飛過程中的關鍵性工作之一，但校準試驗件即鎖環底座尺寸較小，為有效的應變改裝帶來困難。為確定合理的試驗方案，采用有限元方法建立了鎖環底座有限元模型，對虛擬加載條件下的應變改裝區域虛擬電橋響應系數分布進行計算，從而對改裝方案的優化提供了量化依據。計算結果與校準試驗結果對比表明，該方法具有較好的精度及可行性。

飛機載荷測量指在真實飛行條件下對飛機結構所受外力的測量，是驗證飛機結構完整性，完成新機定型所必須的試驗項目。目前載荷測量方法主要包括測壓法、應變法及變形測量方法等，應變法因其可行性及精度均能滿足實際應用要求，被認為是唯一標準通用的方法。應變法具體實施可分為地面校準試驗及飛行載荷實測兩部分，其中校準試驗是載荷測量的基礎，其目的是得到應變及載荷間的對應關系即載荷方程，在得到飛行實測數據后，代入相關載荷方程可求得飛行載荷。

在某型機載荷試飛過程中，為測量飛行過程中關閉狀態下起落架艙門氣動力，擬采用應變法對艙門鉤環鎖鎖環底座進行脫機校準，為得到較好的試驗效果，應制定合理的應變改裝方案，但鎖環底座結構尺寸較小且機上空間狹小，采用多種方案同時測量的方法并不可行，而采用試錯法則會造成試驗時間及成本的增加，因此本文基于有限元方法，通過組建虛擬電橋并計算其響應系數，確定合理的應變改裝方案，并與校準試驗結果進行了對比驗證。

鎖環底座結構及受力分析

鉤環鎖是起落架下位鎖、上位鎖及艙門鎖的常用形式，其通過安裝在機體結構上的鎖鉤將運動構件上的鎖環鉤住，從而實現將運動構件固定在所需位置的功能。起落架艙門鎖環底座結構如圖1所示，在機上使用中，底座通過其底部四個螺栓孔固定于艙門結構筋條上，底座上部通過鎖環與鎖鉤連接，鎖環與鎖環底座可拆卸分離。

在機上使用時，起落架艙門氣動力經底座經安裝螺栓傳遞到底座兩耳片，再由安裝在底座上的鎖環傳遞到鎖鉤上達到平衡，鎖鉤載荷方向與底座安裝面呈90°角，為單向拉伸載荷。雖然受力情況較為簡單，但由于鎖環底座尺寸小，可進行應變改裝的區域面積小，且無法簡化成板、梁等力學模型，在缺少足夠分析依據的情況下，無法確定應力集中區域范圍及定性的應力分布，僅憑經驗布置應變計可能導致較差的應變響應，因此對應變計的有效布置提出了較高要求，這同時也是諸如作動器拉板等小部件載荷標定試驗中均面臨的困難。

圖1　鎖環及鎖環底座結構

圖2　鎖環底座及鎖環有限元模型

鎖環底座有限元模型

有限元模型的網格劃分的過程是將一個表示結構或連續體的求解域離散為若干個子域即單元，并通過其邊界上的節點互聯成為組合體的過程，而單元類型的選擇要依據結構的受力特點，準確的反映出與結構的傳力特性，因此在模型及載荷位移邊界均合理的條件下，有限元方法為結構應力應變量化分析提供了可靠基礎。

鎖環底座為空間三維實體結構，故采用體單元進行有限元建模，單元類型主要為線彈性的16節點六面體單元以及8節點四面體過渡單元，有限元網格劃分如圖2所示。

為模擬鎖環底座真實約束及受載情況，對有限元模型施加相應位移及載荷邊界條件。因鎖環底座被將螺栓完全固定于艙門上，故將其安裝面下表面所有節點六向自由度均約束；載荷通過鎖環對稱的傳遞到兩耳片上，為對真實情況進行模擬，在鎖環與耳片接觸部位設置了接觸單元，并在鎖環軸心直線所有節點上均施加垂直向上的節點力P/n，n為均勻分布的鎖環軸線方向節點數，P為所施加載荷量值。

圖3　應變測量電橋電路圖

虛擬應變電橋

載荷測量實際上是以應變測量橋路所測得組合應變為基礎，從而建立起載荷-應變模型。一個典型的應變測量電橋電路如圖3所示。

應變的測量值是通過應變計電阻改變從而引起電橋的輸出電壓發生增量ΔUg反映出來的，對全橋電路，輸入輸出電壓及應變間的關系如下，S為應變計靈敏度，對同型應變計為定值：

基于上式，通過結構受力分析，在結構相應部位的特定方向上布置應變計并接入電橋橋臂，便可通過組合消除不利載荷，對軸力、扭矩及扭矩等載荷類型進行測量。

一個星期后，斯通只身潛水進入奧古斯丁聚水坑，去重新完成伊恩和肯尼中斷的探險任務。中間集結營地有一支后援隊作好了準備，他就游回到那充滿空氣的石室。為了紀念伊恩·羅蘭，探察隊已將這石室命名為“羅蘭氣鐘”。

在載荷測量中，為得到較為準確的測量結果，一般要求應變電橋布置在應變響應較大、應力單向性好且遠離應力集中的區域，因此，應變改裝部位、應變計布置方向及組橋方式的確定有著重要影響。為量化評估這種影響，需對盡可能多的情況進行考察，而有限元方法為這種評估提供了經濟可行的手段。在有限元計算結果中，通過對可實施應變改裝部位節點應變的提取，可得到各節點的線應變，及切應變，在平面應力條件下，對于在某一節點以角布置的應變計，即方向應變，以逆時針方向為正，其應變可通過上述三個應變值進行計算如下：

圖4　任意方向應變推導示意圖

對如圖4所示矩形微元OAPB，兩邊長分別為dx及dy，則對角線OP長為：

綜上，可對各橋臂應變計應變值進行計算，從而根據式（1）得到電橋輸出響應，為后續電橋質量評估及改裝方案的優化提供依據。

基于響應系數分布的應變改裝方案優化

對于鎖環底座，考慮到應變改裝及機上恢復使用的可行性，擬在單側耳片外表面布置拉壓電橋， 而應變片布置方向是影響應變輸出的重要因素，因此應選擇易于測量并確定的角度，據此，擬定以下兩種應變改裝方案。

方案1：在外表面左右對稱位置處，分別布置垂直片并組成拉壓電橋，豎直方向應變片與底邊成90°角，如圖5（a）所示。

方案2：在外表面左右對稱位置處，以平行于斜邊方向布置垂直片并組成拉壓電橋，斜邊與底邊角為63.5°，如圖5（b）所示。

對有限元模型施加單位載荷即P=1KN的總載荷，計算得到耳片外表面von-mises應力分布如圖6所示，據此可得應力集中影響區域，從而避免在該區域布置應變計而影響校準結果。

因耳片外表面法向力為零，為平面應力狀態，故對該平面面內應變計算結果，及進行提取。分別對方案1及方案2的電橋響應系數分布進行計算，因孔邊存在應力集中，故選擇應力變化平緩區域的節點。根據式（1）及式（7）得兩方案響應系數分布分別如圖7（a）及7（b）所示，由于應變計布置的對稱性，僅畫出單側分布，其中應變取με為單位量。

根據圖7所示計算結果可對應變改裝部位進行合理選擇，為應變改裝方案的優化提供依據，實際校準試驗中在方案2的基礎上選擇如圖7（b）所示部位對稱布置了垂直應變片，其應變計中心位于a=0.53d，b=0.24l處，處在響應系數范圍在28～38間的區域，之所以選擇該部位，是因為該區域響應系數分布較為平均、覆蓋面積大且響應較好，而應變計所得到的測量結果是應變計基底覆蓋區域內的均值，相對于響應系數梯度較大的區域，布置在該區域可較好的驗證計算結果。

圖5　（a） 方案1應變改裝示意圖

圖5?。╞） 方案2應變改裝示意圖

圖6　耳片外表面von-mises應力分布

圖7?。╝） 方案1響應系數分布

圖7　（b） 方案2響應系數分布

圖8　校準實驗數據

試驗驗證

校準試驗共進行三個加載循環，施加拉向載荷，根據試驗結果線性擬合得到響應系數為32.11，與該區域所預測范圍28～38相符，對于試驗數據中所出現的進回程數據不一致，可能的原因為試驗設計夾具的制造誤差導致的夾具與鎖環間的間隙，這在有限元模型中并未考慮。

結語

本文根據載荷校準試驗特點，結合有限元方法，通過組建虛擬電橋并計算響應系數分布的方法，實現了對起落架艙門鎖環底座載荷校準試驗方案設計的指導及優化，經校準試驗結果驗證，預測值與試驗值較為吻合，證明了該方法的可行性。在后續諸如作動器拉板等小部件載荷校準試驗中均可采用該方法，為載荷校準試驗方案的制訂提供了新的途徑。

唐 寧 劉敬禮

中國飛行試驗研究院

唐寧，男，碩士，中國飛行試驗研究院，主要研究方向為飛機載荷強度。

10.3969/j.issn.1001-8972.2016.01.013