民機(jī)中央翼后梁油壓載荷設(shè)計(jì)計(jì)算研究

董曉莉 方采文 / DONG Xiaoli FANG Caiwen(中航沈飛民用飛機(jī)有限責(zé)任公司，沈陽 110013)(AVIC Shenyang Aircraft Civil Aircraft Company Ltd., Shenyang 110013, China)

民機(jī)中央翼后梁油壓載荷設(shè)計(jì)計(jì)算研究

董曉莉 方采文 / DONG Xiaoli FANG Caiwen
(中航沈飛民用飛機(jī)有限責(zé)任公司，沈陽 110013)
(AVIC Shenyang Aircraft Civil Aircraft Company Ltd., Shenyang 110013, China)

以某型客機(jī)中央翼后梁結(jié)構(gòu)為例，從輸入條件、受力分析及計(jì)算方法分析等方面，闡述了后梁結(jié)構(gòu)受油壓沖擊的工程初算過程。旨在為后續(xù)相關(guān)結(jié)構(gòu)的工程初算提供思路和借鑒。

民機(jī)；中央翼；后梁；油壓；工程初算

0 引言

當(dāng)前先進(jìn)復(fù)合材料在飛機(jī)上應(yīng)用的部位和用量的多少已成為衡量飛機(jī)結(jié)構(gòu)先進(jìn)性的重要標(biāo)志之一，其在飛機(jī)結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用也從最初的次結(jié)構(gòu)過渡到了主結(jié)構(gòu)甚至是主承力結(jié)構(gòu)[1]。根據(jù)試航文件CCAR25.561中規(guī)定，飛機(jī)墜撞時(shí)向后最大燃油壓力為1.5g，本文以某型飛機(jī)中央翼復(fù)合材料后梁為例，研究此工況下的工程初算方法。

1 輸入條件

1.1 幾何數(shù)模確定

以某型客機(jī)中央翼后梁作為研究對象，其中，中央翼內(nèi)部結(jié)構(gòu)為腹板肋結(jié)構(gòu)形式。為方便分析，取兩肋之間幾何區(qū)域?yàn)閱卧M(jìn)行分析，如圖1所示。

簡化后梁區(qū)域的面積分區(qū)如圖2所示，其詳細(xì)尺寸見表1，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)件力學(xué)參數(shù)見表2。

幾何參數(shù)：L[in]L1[in]L2[in]H[in]h1[in]h2[in]h3[in]web＿t[in]2312．4510．553361340．183

表2 力學(xué)參數(shù)

其中：Eweb為復(fù)合材料梁腹板的彈性模量；Estiff_v為復(fù)合材料縱向加強(qiáng)筋的彈性模量；Estiff_H1、Estiff_H2分別為兩個(gè)橫向復(fù)合材料加強(qiáng)筋的彈性模量；Istiff_v為縱向加強(qiáng)筋的截面慣性矩；Istiff_H1、Istiff_H2分別為兩個(gè)橫向加強(qiáng)筋的截面慣性矩。

1.2 載荷假設(shè)

本文選取中央翼后梁燃油壓強(qiáng)載荷為工況，油壓載荷為面外載荷，僅提取兩肋之間區(qū)域進(jìn)行研究，肋連接加強(qiáng)件以及梁緣條剛度大，約束條件可假設(shè)為四邊固支，油壓載荷P以均布力的形式分布到后梁腹板上，參數(shù)見表3。

表3 后梁兩肋簡化區(qū)域參數(shù)

注：加速度為墜撞時(shí)燃油晃動(dòng)對后梁的最大沖擊加速度。

P=ρ×a×L=0.032×130×1.5=6.24lb/in2

2 分析過程

為計(jì)算油壓工況下腹板上的最大應(yīng)力，需要考慮腹板和加強(qiáng)筋之間的變形協(xié)調(diào)[2]。當(dāng)垂直和水平加筋件不發(fā)生變形，腹板承受油壓開始彎曲時(shí)，腹板最大應(yīng)力(fedge)出現(xiàn)在長邊中間點(diǎn),如圖3(A)所示；當(dāng)垂直和水平加筋件也發(fā)生變行時(shí)，那么長邊應(yīng)力就會(huì)增加(fedge+finc)，如圖3(B)所示。

2.1 面積分解

將區(qū)間面積分解為圖2所示。其中A1、A2、A3、A4面積計(jì)算公式如下。

2.2 載荷計(jì)算

2.2.1計(jì)算筋條載荷分布

垂直加筋、水平加筋1、水平加筋2計(jì)算公式及結(jié)果見表4。

P_v_stiff=P×[(A1+A2)panel1+(A1+A2)panel2

+(A1+A2)panel3]

P_H1_stiff=P×[(A3+A4)panel1+(A3+A4)panel2]

P_H2_stiff=P×[(A3+A4)panel1+(A3+A4)panel3]

表4 筋條載荷分布

以下為油壓對筋條均布力計(jì)算公式，表5為筋條均布力結(jié)果：

w_v_stiff=P_v_stiff/L

w_h1_stiff=P_h1_stiff/L

w_h2_stiff=P_h2_stiff/L

表5 筋條均布力

2.2.2縱橫加筋交叉點(diǎn)變形協(xié)調(diào)分析

假設(shè)縱橫加強(qiáng)筋交叉點(diǎn)U、L兩點(diǎn)的相互作用力分別為P1、P2，如圖4所示。以交叉點(diǎn)處縱橫筋條撓度收斂為判據(jù)，設(shè)定收斂門檻為0.000 1。

1)首先計(jì)算U點(diǎn)變形協(xié)調(diào)問題

針對垂直加強(qiáng)筋stiff_v在U點(diǎn)的總撓度為：

Deflection stiff_v(U)=Deflection1

+Deflection2+Deflection3

其中：油壓均布力引起的撓度為Deflection1；P1引起的撓度為Deflection 2；P2引起的撓度為Deflection 3。

針對水平加強(qiáng)筋stiff_H1的U點(diǎn)總撓度為：

Deflection stiff_H1(U)=Deflection4

+Deflection5

其中：油壓均布力引起的撓度為Deflection4；P1引起的撓度為Deflection5。

當(dāng)|Deflection stiff_v(U)-Deflection stiff_H1(U)|<收斂門檻，認(rèn)為P1、P2為合理，可帶入本文以下章節(jié)進(jìn)行計(jì)算。

2)另外還需計(jì)算L點(diǎn)變形協(xié)調(diào)問題

針對垂直加強(qiáng)筋stiff_v的L點(diǎn)總撓度為

Deflection stiff_v(L)=Deflection1

+Deflection2+Deflection3

其中：油壓均布力引起的撓度為Deflection1；P1引起的撓度為Deflection 2；P2引起的撓度為Deflection 3。

針對水平加強(qiáng)筋stiff_H2的L點(diǎn)總撓度為

Deflection stiff_H2(L)=Deflection4

+Deflection5

其中：油壓均布力引起的撓度為Deflection4；P2引起的撓度為Deflection 5。

當(dāng)|Deflection stiff_v(L)-Deflection stiff_H2(L)|<收斂門檻時(shí)認(rèn)為P1、P2為合理，可帶入本文以下章節(jié)進(jìn)行計(jì)算。

經(jīng)迭代計(jì)算本文取P1=P2=565 lb進(jìn)行以下計(jì)算。

2.2.3垂直加筋分別在均布力和集中力作用下的撓度

垂直加筋在均布力作用下的撓度，結(jié)果見表6。

表6 油壓均布力作用下的撓度

本結(jié)構(gòu)中存在兩處縱橫加筋變形協(xié)調(diào)問題。一處是上側(cè)的橫向加筋與縱向加強(qiáng)筋之間的P1集中力作用，一處是下側(cè)的橫向加強(qiáng)筋與縱向加強(qiáng)筋之間的P2集中力作用。

以下是變形協(xié)調(diào)P1集中力作用下的撓度，如圖5所示，結(jié)果見表7。

RB=P1-RAM=RAx-P1(x-a)

(如x

表7 集中力P1作用下的撓度

以下是變形協(xié)調(diào)P2集中力作用下的撓度，如圖6所示，結(jié)果見表8。

RB=P2-RAM=RAx-P2(x-a)

(如x

表8 集中力P2作用下的撓度

2.2.4水平加筋分別在均布力和集中力作用下的撓度

首先計(jì)算水平加筋在均布力作用下的撓度，結(jié)果見表9。

表9 油壓均布力作用下的撓度

本結(jié)構(gòu)中存在兩處縱橫加筋變形協(xié)調(diào)問題。一處是上側(cè)的橫向加筋與縱向加強(qiáng)筋之間的P1集中力作用，一處是下側(cè)的橫向加強(qiáng)筋與縱向加強(qiáng)筋之間的P2集中力作用。則分別計(jì)算變形協(xié)調(diào)P1、P2集中力作用下兩個(gè)橫向加強(qiáng)筋的撓度，結(jié)果見表10。

表10 集中載荷作用下的撓度

2.2.5腹板彎曲應(yīng)力計(jì)算

將所選區(qū)域分成6部分，以縱橫加強(qiáng)筋為邊界，本文僅計(jì)算尺寸較大的分塊，如圖2左側(cè)三塊腹板區(qū)域。利用牛春云厚板理論，當(dāng)垂直和水平加筋件不發(fā)生變形時(shí)，腹板承受油壓彎曲時(shí)，腹板最大應(yīng)力fbedge出現(xiàn)長邊中間點(diǎn)，板中心處的彎曲應(yīng)力為fbmid，板中心處的最大撓度為δ。結(jié)果見表11。

式中，系數(shù)β1、β2、α如圖7所示。

表11 垂直和水平加筋件不發(fā)生變行時(shí)腹板應(yīng)力

2.2.6加筋撓曲引起的腹板彎曲應(yīng)力增加計(jì)算(見表12)

縱向加強(qiáng)筋中心點(diǎn)處撓度δ_incr。

δ_incr=Deflection 1(C)+Deflection 2(C)

+Deflection 3(C)=0.27

表12 加筋撓曲引起的腹板彎曲應(yīng)力增加計(jì)算

2.2.7最終腹板長邊中點(diǎn)的最大彎曲應(yīng)力(見表13)

fmid=fbmid+fbmid incremental

fedge=fbedge+fbedge incremental

表13 最終腹板長邊中點(diǎn)的最大彎曲應(yīng)力

2.3安全裕度(最佳安全裕度0≤M.S≤1)(見表14)

表14 M.S值

3 結(jié)論

民用飛機(jī)中央翼通常作為整體油箱，構(gòu)成中央翼的梁結(jié)構(gòu)必然會(huì)受到燃油沖擊。本文以某型客機(jī)的復(fù)合材料中央翼后梁結(jié)構(gòu)方案為例，詳細(xì)闡述了梁結(jié)構(gòu)受油壓沖擊的工程初算方法分析過程，解決了計(jì)算油壓工況下腹板上的最大應(yīng)力需要考慮的腹板和加強(qiáng)筋之間的變形協(xié)調(diào)問題，為中央翼梁的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

[1] 陶梅貞．現(xiàn)代飛機(jī)結(jié)構(gòu)綜合設(shè)計(jì)[M].西安：西北工業(yè)大學(xué)出版社，2001.

[2] 牛春勻，著.實(shí)用飛機(jī)結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析及尺寸設(shè)計(jì)[M].馮振宇，譯.北京：航空工業(yè)出版社，2009.

Engineering Calculation of Oil Striking for the After Spar in Central Wing Box

Based on the structure of the after spar in central wing, this article expounds the engineering analysis procedure of the oil stricking in the structure of the after spar from the inputing conditions，stress analysis and calculation method. This paper aims to provide the ideas and reference for the subsequent related structures engineering analysis.

civil aircraft; the central wing;after spar; oil stricking; engineering analysis

10.19416/j.cnki.1674-9804.2017.02.008

V224

A

董曉莉 女，本科，工程師，主要研究方向：復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，民機(jī)外翼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；E-mail:dong.xiaoli@sacc.com.cn

方采文 女，本科，高級工程師。主要研究方向：復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，民機(jī)外翼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；E-mail:fang.caiwen@sacc.com.cn