全動翼面間隙非線性氣動彈性響應分析

王斐，冉玉國，譚光輝，李秋彥

（航空工業成都飛機設計研究所強度設計研究部，成都610091）

0 引言

全動翼面憑借優良的操縱性和高效的結構形式深受現代戰斗機青睞，其操縱系統主要包括轉軸、轉軸內外軸承、搖臂、作動器及安裝支座等部分。在實際工程結構制造與使用中，由于設計公差、生產超差、裝配誤差及飛機服役過程中運動部件的固有磨損等因素，具有相對運動的不同部件連接處普遍存在非線性因素，由此導致操縱系統剛度具有一定程度的非線性特征，其中最受氣動彈性研究人員關注的是間隙非線性。間隙非線性的存在會使基于線性計算理論的氣動彈性計算方法不再適用，可能導致結構產生極限環振蕩等非線性現象，影響飛機操穩特性及飛行品質，引起結構疲勞問題；同時，間隙問題也將顯著影響地面振動試驗，使測試結果分散性較大，如F-22 控制面的地面振動試驗中出現了間隙非線性現象。因此有必要開展間隙非線性對飛機氣動彈性特性的影響分析研究。

美國F-16A 戰斗機外掛構型在試飛中出現了極限環振蕩現象，研究表明其可能為間隙導致，此后間隙非線性越來越受到顫振研究人員關注。根據型號設計經驗，工程上對全動翼面操縱系統的間隙影響普遍達成了共識，美國軍用規范MILA-8860 和我國軍用飛機結構強度規范GJB 67.7A—2008 都對全動翼面操縱系統總間隙值做出了規定，要求必須控制在0.034°以內，以使間隙非線性對氣動彈性特性的影響降到最低。

目前國內外關于間隙非線性氣動彈性分析方法的研究主要有等效線性化法、諧波平衡法、數值積分法以及動態子結構法等。張偉偉等采用等效線性化方法分析了帶有間隙非線性的舵面顫振特性；B.H.K.Lee 等采用諧波平衡法研究了二元翼段的間隙非線性問題；Yang N等基于雙協調自由界面動態子結構法，建立了一種適用于多自由度工程結構的非線性動力學建模方法，開展了折疊翼的非線性響應分析，并與風洞試驗結果對比；李家旭等針對控制舵結構模型，通過Lagrange 方程獲得了間隙非線性氣動彈性方程，分別研究了俯仰和撲動方向間隙非線性的影響；章飛等采用時域方法開展了操縱面間隙非線性顫振分析，并與頻率描述函數法進行對比。

綜上所述，間隙非線性研究主要側重于分析方法和非線性效應，大部分研究對象為二維低速模型，面向工程應用的復雜三維模型相對較少，對間隙非線性參數研究主要有間隙值、摩擦、預載以及遲滯等因素。

本文面向工程應用，針對戰斗機全動翼面開展間隙非線性氣動彈性分析。采用虛擬質量線性化模態振型，應用有理函數法將頻域非定常氣動力轉換到時域，求解氣動彈性響應，分別研究間隙值、間隙剛度特性以及阻尼系數對結構非線性響應的影響，以期為型號設計提供參考。

1 理論背景

1.1 間隙非線性氣動彈性方程

為了提高分析效率，工程上一般將氣動彈性方程轉換到模態空間下求解，間隙非線性氣彈方程可表示為

?+?+=（1）

式中：為結構質量矩陣；為結構阻尼矩陣；為結構剛度矩陣；為廣義坐標向量；為動壓；為氣動力系數矩陣；為模態振型。

間隙非線性主要體現在剛度矩陣和模態振型。

1.2 虛擬質量法

為了降低間隙非線性方程的求解難度，采用虛擬質量法線性化模態振型，基本思想是建立一組可以表達全響應域變形的統一模態振型，確保時域積分過程中結構的連續變形。

該方法通過在不考慮間隙的結構模型上施加虛擬質量，建立虛擬質量模態振型，施加位置一般選擇在結構間隙環節附近。忽略阻尼項，施加虛擬質量后的結構自由振動方程可表示為

式中：Δ為虛擬質量；為虛擬質量模態振型；為虛擬質量模態頻率；為無間隙結構剛度矩陣。

用虛擬質量模態振型替代間隙非線性氣動彈性方程中的非線性模態振型，間隙非線性方程可表示為

采用虛擬質量模態振型，將結構質量矩陣、阻尼矩陣、剛度矩陣以及氣動力影響系數矩陣廣義化后，此時間隙非線性方程中的非線性項只有剛度矩陣。

1.3 有理函數擬合

非定常氣動力計算采用偶極子格網法，該方法是基于小擾動線性化位勢流頻域方程的面元法。間隙非線性方程求解需要非定常氣動力在時域狀態作出描述，通常的方法是以拉普拉斯變量描述的有理函數來近似擬合非定常氣動力。本文為獲得較高的擬合精度并產生最小的氣動力位數，采用最小狀態（MS）法進行非定常氣動力的有理函數擬合。

MS 法有理函數近似公式為

=+++(-)（4）

式中：為廣義氣動力矩陣；、、、、為待定系數矩陣；為滯后根矩陣；為無量綱的拉普拉斯變量。

1.4 分析流程

在無間隙模型上施加虛擬質量，通過模態分析，建立虛擬質量模態振型，替代間隙非線性系統的非線性模態振型，對質量矩陣、阻尼矩陣、剛度矩陣以及氣動力矩陣進行廣義化。非線性系統的響應將非線性系統分成若干線性子系統，采用離散時域狀態空間法求解全動翼面的間隙非線性方程。通過給定初始條件，迭代系統瞬態響應和線性子系統，得到每個時間步長內的系統響應，具體流程如圖1 所示。

分析流程中間隙非線性氣彈方程的離散時域狀態空間形式可表示為

{}={}+{}（5）

式中：為結構狀態和氣動狀態矩陣；為外部干擾；為時間增量索引。

矩陣和由式（3）和式（4）聯立，引入狀態變量可得，包含了非線性系統狀態參數，在每個時間步長內根據響應狀態更新。

圖1 分析流程圖Fig.1 Analysis flow chart

2 算例與分析

2.1 模型基本參數

全動翼面基本參數示意圖如圖2 所示，轉軸提供彎曲剛度，翼面法向線彈簧提供旋轉剛度，假設模型在旋轉方向存在間隙，通過該線彈簧模擬間隙非線性剛度。

圖2 翼面參數示意圖Fig.2 Sketch map of wing parameters

本文以雙線性間隙為研究對象，如圖3 所示，系統剛度是隨響應位移變化的非線性參數。當模型位移絕對值小于間隙值時，線彈簧剛度為，當模型位移絕對值大于或等于間隙值時，線彈簧剛度為。翼面采用單梁式結構，翼肋、主梁及蒙皮均采用玻璃纖維復材，梁架間填充硬泡沫，基本參數如表1 所示。

圖3 間隙非線性剛度示意圖Fig.3 Diagram of nonlinear stiffness of free play

表1 模型參數Table 1 Model parameters

2.2 虛擬質量模態

虛擬質量采用有限元集中質量單元模擬，為了研究虛擬質量大小和位置對分析結果的影響，本文采用5 種虛擬質量，施加位置如圖2 所示，線彈簧剛度都取1 100 N/mm，不同虛擬質量大小和位置計算結果如表2 所示，其中~對應位置1，對應位置2，對應位置3。采用這5 種虛擬質量對應的模態振型（Φ，=1，2，…，5），基于頻域方法，分別針對線彈簧剛度為0 和1 100 N/mm 的模型（目標模型，無虛擬質量）開展振動和顫振分析，與直接計算結果進行對比，如表3~表4 所示，可以看出：對應的計算結果誤差最小，振型如圖4 所示。后續分析采用該虛擬質量，其施加于位置1，大小為10 kg，繞重心的旋轉方向轉動慣量為9.5×10kg·mm；而翼面繞自身重心旋轉方向的轉動慣量為3.8×10kg·mm，可見虛擬質量的大小與模型在同一數量級即可。

表2 不同虛擬質量模態頻率計算結果Table 2 Calculation results of mode frequencies with different fictitious mass

表3K=0 N/mm 下不同虛擬質量模態振型計算結果Table 3 Calculation results with different fictitious mass modal shape atK=0 N/mm

表4K=1 100 N/mm 下不同虛擬質量模態振型計算結果Table 4 Calculation results with different fictitious mass modal shape atK=1 100 N/mm

圖4 考慮虛擬質量的典型模態振型圖Fig.4 Typical modal shape considering fictitious mass

2.3 間隙非線性瞬態響應分析

為了與間隙非線性分析結果對比，針對間隙值為0 mm，剛度為1 100 N/mm 的狀態開展時域線性瞬態響應分析，結果如圖5~圖6 所示，可以看出：線性時域響應結果有明確的分界線，當速壓低于58.5 kPa 時，響應收斂；當速壓高于或等于58.5 kPa 時，響應發散。

圖5 速壓58.1 kPa 線性響應結果Fig.5 Linear response result of dynamic pressure at 58.1 kPa

圖6 速壓58.5 kPa 線性響應結果Fig.6 Linear response result of dynamic pressure at 58.5 kPa

取間隙值為0.5 mm，間隙段內剛度為0 N/mm，間隙段外剛度為1 100 N/mm，以模型翼尖一點為監測點，研究間隙非線性對氣動彈性響應的影響，仿真結果如圖7~圖12 所示，本文僅截取了穩定段時域結果，可以看出：與線性時域響應結果不同，當速壓達到46.3 kPa 時，模型動態響應逐漸進入等幅振蕩，幅值不隨時間變化，相軌跡圖呈環形，振動頻率固定不變，系統表現為極限環振蕩；隨著速壓增大，系統運動保持等幅振蕩；當速壓達到58.5 kPa 時，模型響應發散，發生顫振。間隙型非線性會導致系統在速壓小于顫振速壓時先發生極限環振蕩，運動形式與顫振不同，其振幅不會無限增大，并在一定的速壓范圍內，維持有限幅值運動，但系統的發散速壓與線性分析結果一致，因此間隙非線性不影響系統的發散速壓。

圖7 速壓46.3 kPa 非線性響應結果Fig. 7 Nonlinear response result of dynamic pressure at 46.3 kPa

圖8 速壓46.3 kPa 相圖Fig.8 Phase plot of dynamic pressure at 46.3 kPa

圖9 速壓58.1 kPa 非線性響應結果Fig.9 Nonlinear response result of dynamic pressure at 58.1 kPa

圖10 速壓58.1 kPa 相圖Fig.10 Phase plot of dynamic pressure at 58.1 kPa

圖11 速壓58.5 kPa 非線性響應結果Fig.11 Nonlinear response result of dynamic pressure at 58.5 kPa

圖12 速壓58.5 kPa 相圖Fig.12 Phase plot of dynamic pressure at 58.5 kPa

2.4 間隙非線性參數研究

等效線性化法是目前工程上普遍采用的含間隙非線性結構動力特性分析方法，本文通過算例與之進行對比。為了研究間隙非線性參數對極限環響應的影響，分別針對間隙值、間隙段外剛度、間隙段內剛度以及阻尼系數等參數展開分析，找出各參數對結構非線性特性的敏感性變化規律。

2.4.1 與等效線性化方法對比

本文方法與等效線性化方法的對比結果如圖13 所示，其中間隙值為0.5 mm，間隙段內剛度為0 N/mm，間隙段外剛度為1 100 N/mm。兩種方法計算得到的振動幅值隨速壓的變化趨勢基本一致，但同一幅值下等效線性化方法計算得到的速壓低于本文方法，主要原因是等效線性化方法為頻域方法，間隙非線性剛度采用等效線性化，而本文方法為時域方法，間隙非線性剛度模擬是準確的，但是模態振型和非定常氣動力是近似擬合的。因此兩種方法計算結果存在差異，但計算結果顯示兩種方法最大誤差不超過5%。

圖13 與等效線性化方法結果對比Fig.13 Comparison of results with equivalent linearity method

2.4.2 間隙值的影響

保持剛度值和不變，間隙值分別取0.5，1.0 和2.0 mm，研究間隙值大小對全動翼面極限環響應的影響，仿真結果如圖14~圖15 所示，可以看出：速壓從46.3 kPa 增大到58.1 kPa，三種間隙值對應的非線性系統運動形式都表現為極限環振蕩，間隙值大小不影響極限環振蕩的進入速壓和發散速壓；隨著速壓的增大，極限環振蕩的幅值和頻率都會增大，且速壓越大，極限環振蕩幅值的增大幅度越大，但頻率變化相對緩慢，與速壓近似線性相關，并逐漸趨近于線性顫振頻率；相同速壓下，間隙值越大，極限環振蕩幅值越大，而頻率保持不變，可見間隙值大小不影響系統極限環振蕩的頻率。

圖14 間隙對極限環振蕩幅值的影響Fig.14 Influence of free play on response amplitude

圖15 間隙對極限環振蕩頻率的影響Fig.15 Influence of free play on response frequency

不同間隙值之間的幅值比變化如圖16 所示，其中幅值比1 為間隙1.0 與0.5 mm 的極限環振幅比值，幅值比2 為間隙2.0 與0.5 mm 的極限環振幅比值，可以看出：幅值比與間隙值基本保持一致，間隙值增大一倍，極限環振蕩幅值也近似增大一倍；相同速壓下，單位間隙值對應的極限環振蕩幅值基本保持不變。

2.4.3、及阻尼系數的影響

圖16 不同間隙條件下的極限環振蕩幅值比的變化Fig.16 Variation of LCO amplitude ratio with different free play condition

間隙值保持0.5 mm 不變，分別研究剛度值、剛度值以及阻尼系數對極限環響應特性的影響。

剛度值取1 100 N/mm，剛度值變參結果如圖17 所示，可以看出：剛度值只會影響極限環振蕩發生的進入速壓，不影響系統發散速壓；剛度值越大，進入極限環振蕩的臨界速壓越大，當逐漸增大到與相當時，系統變化為線性系統，不再出現極限環現象。

圖17K0對極限環響應特性的影響Fig.17 Influence ofK0on LCO

剛度值取0 N/mm，變參結果如圖18 所示，可以看出：剛度值越大，系統的發散速壓越大，而進入極限環振蕩的臨界速壓基本維持不變，系統出現極限環振蕩的速壓帶越寬，因此剛度值主要影響系統的發散速壓，對極限環振蕩的進入速壓影響較小。

圖18K1對極限環響應特性的影響Fig.18 Influence ofK1on LCO

剛度值取0 N/mm，剛度值取1 100 N/mm，阻尼系數變參結果如圖19 所示。

圖19 阻尼系數對極限環響應特性的影響Fig.19 Influence of damp coefficient on LCO

從圖19 可以看出：阻尼系數主要影響系統的臨界發散速壓，阻尼系數越大，系統的發散臨界速壓越大，但不影響系統的極限環振蕩速壓帶寬度，進入極限環振蕩的臨界速壓也隨之提高。

3 結論

（1）基于虛擬質量的非線性氣動彈性響應分析方法，考慮非線性剛度的影響，針對復雜工程問題開展非線性結構動力特性或氣彈特性分析研究，能夠滿足工程設計基本需求。本文采用的模態法具有氣動彈性方程階數低的優點，計算過程中當剛度發生變化時，不需要重新建模和計算結構固有模態振型。

（2）通過對全動翼面開展間隙非線性氣動彈性分析，并與等效線性化方法進行了對比。當全動翼面結構系統中存在著間隙時，在低于線性顫振邊界的特定速度區域，翼面會發生非線性振蕩現象，即極限環振蕩。

（3）間隙值大小僅影響極限環振蕩幅值，不影響極限環振蕩的頻率和臨界速壓；剛度值和剛度值分別影響極限環振蕩的進入臨界速壓和發散臨界速壓，而阻尼系數對兩者都有影響，導致極限環振蕩速壓區域平移。