基于有限元分析的起落架舱门载荷校准方法

唐　宁　刘敬礼



基于有限元分析的起落架舱门载荷校准方法

唐宁刘敬礼

起落架舱门载荷校准试验是起落装置试飞过程中的关键性工作之一，但校准试验件即锁环底座尺寸较小，为有效的应变改装带来困难。为确定合理的试验方案，采用有限元方法建立了锁环底座有限元模型，对虚拟加载条件下的应变改装区域虚拟电桥响应系数分布进行计算，从而对改装方案的优化提供了量化依据。计算结果与校准试验结果对比表明，该方法具有较好的精度及可行性。

飞机载荷测量指在真实飞行条件下对飞机结构所受外力的测量，是验证飞机结构完整性，完成新机定型所必须的试验项目。目前载荷测量方法主要包括测压法、应变法及变形测量方法等，应变法因其可行性及精度均能满足实际应用要求，被认为是唯一标准通用的方法。应变法具体实施可分为地面校准试验及飞行载荷实测两部分，其中校准试验是载荷测量的基础，其目的是得到应变及载荷间的对应关系即载荷方程，在得到飞行实测数据后，代入相关载荷方程可求得飞行载荷。

在某型机载荷试飞过程中，为测量飞行过程中关闭状态下起落架舱门气动力，拟采用应变法对舱门钩环锁锁环底座进行脱机校准，为得到较好的试验效果，应制定合理的应变改装方案，但锁环底座结构尺寸较小且机上空间狭小，采用多种方案同时测量的方法并不可行，而采用试错法则会造成试验时间及成本的增加，因此本文基于有限元方法，通过组建虚拟电桥并计算其响应系数，确定合理的应变改装方案，并与校准试验结果进行了对比验证。

锁环底座结构及受力分析

钩环锁是起落架下位锁、上位锁及舱门锁的常用形式，其通过安装在机体结构上的锁钩将运动构件上的锁环钩住，从而实现将运动构件固定在所需位置的功能。起落架舱门锁环底座结构如图1所示，在机上使用中，底座通过其底部四个螺栓孔固定于舱门结构筋条上，底座上部通过锁环与锁钩连接，锁环与锁环底座可拆卸分离。

在机上使用时，起落架舱门气动力经底座经安装螺栓传递到底座两耳片，再由安装在底座上的锁环传递到锁钩上达到平衡，锁钩载荷方向与底座安装面呈90°角，为单向拉伸载荷。虽然受力情况较为简单，但由于锁环底座尺寸小，可进行应变改装的区域面积小，且无法简化成板、梁等力学模型，在缺少足够分析依据的情况下，无法确定应力集中区域范围及定性的应力分布，仅凭经验布置应变计可能导致较差的应变响应，因此对应变计的有效布置提出了较高要求，这同时也是诸如作动器拉板等小部件载荷标定试验中均面临的困难。

图1　锁环及锁环底座结构

图2　锁环底座及锁环有限元模型

锁环底座有限元模型

有限元模型的网格划分的过程是将一个表示结构或连续体的求解域离散为若干个子域即单元，并通过其边界上的节点互联成为组合体的过程，而单元类型的选择要依据结构的受力特点，准确的反映出与结构的传力特性，因此在模型及载荷位移边界均合理的条件下，有限元方法为结构应力应变量化分析提供了可靠基础。

锁环底座为空间三维实体结构，故采用体单元进行有限元建模，单元类型主要为线弹性的16节点六面体单元以及8节点四面体过渡单元，有限元网格划分如图2所示。

为模拟锁环底座真实约束及受载情况，对有限元模型施加相应位移及载荷边界条件。因锁环底座被将螺栓完全固定于舱门上，故将其安装面下表面所有节点六向自由度均约束；载荷通过锁环对称的传递到两耳片上，为对真实情况进行模拟，在锁环与耳片接触部位设置了接触单元，并在锁环轴心直线所有节点上均施加垂直向上的节点力P/n，n为均匀分布的锁环轴线方向节点数，P为所施加载荷量值。

图3　应变测量电桥电路图

虚拟应变电桥

载荷测量实际上是以应变测量桥路所测得组合应变为基础，从而建立起载荷-应变模型。一个典型的应变测量电桥电路如图3所示。

应变的测量值是通过应变计电阻改变从而引起电桥的输出电压发生增量ΔUg反映出来的，对全桥电路，输入输出电压及应变间的关系如下，S为应变计灵敏度，对同型应变计为定值：

基于上式，通过结构受力分析，在结构相应部位的特定方向上布置应变计并接入电桥桥臂，便可通过组合消除不利载荷，对轴力、扭矩及扭矩等载荷类型进行测量。

一个星期后，斯通只身潜水进入奥古斯丁聚水坑，去重新完成伊恩和肯尼中断的探险任务。中间集结营地有一支后援队作好了准备，他就游回到那充满空气的石室。为了纪念伊恩·罗兰，探察队已将这石室命名为“罗兰气钟”。

在载荷测量中，为得到较为准确的测量结果，一般要求应变电桥布置在应变响应较大、应力单向性好且远离应力集中的区域，因此，应变改装部位、应变计布置方向及组桥方式的确定有着重要影响。为量化评估这种影响，需对尽可能多的情况进行考察，而有限元方法为这种评估提供了经济可行的手段。在有限元计算结果中，通过对可实施应变改装部位节点应变的提取，可得到各节点的线应变，及切应变，在平面应力条件下，对于在某一节点以角布置的应变计，即方向应变，以逆时针方向为正，其应变可通过上述三个应变值进行计算如下：

图4　任意方向应变推导示意图

对如图4所示矩形微元OAPB，两边长分别为dx及dy，则对角线OP长为：

综上，可对各桥臂应变计应变值进行计算，从而根据式（1）得到电桥输出响应，为后续电桥质量评估及改装方案的优化提供依据。

基于响应系数分布的应变改装方案优化

对于锁环底座，考虑到应变改装及机上恢复使用的可行性，拟在单侧耳片外表面布置拉压电桥， 而应变片布置方向是影响应变输出的重要因素，因此应选择易于测量并确定的角度，据此，拟定以下两种应变改装方案。

方案1：在外表面左右对称位置处，分别布置垂直片并组成拉压电桥，竖直方向应变片与底边成90°角，如图5（a）所示。

方案2：在外表面左右对称位置处，以平行于斜边方向布置垂直片并组成拉压电桥，斜边与底边角为63.5°，如图5（b）所示。

对有限元模型施加单位载荷即P=1KN的总载荷，计算得到耳片外表面von-mises应力分布如图6所示，据此可得应力集中影响区域，从而避免在该区域布置应变计而影响校准结果。

因耳片外表面法向力为零，为平面应力状态，故对该平面面内应变计算结果，及进行提取。分别对方案1及方案2的电桥响应系数分布进行计算，因孔边存在应力集中，故选择应力变化平缓区域的节点。根据式（1）及式（7）得两方案响应系数分布分别如图7（a）及7（b）所示，由于应变计布置的对称性，仅画出单侧分布，其中应变取µε为单位量。

根据图7所示计算结果可对应变改装部位进行合理选择，为应变改装方案的优化提供依据，实际校准试验中在方案2的基础上选择如图7（b）所示部位对称布置了垂直应变片，其应变计中心位于a=0.53d，b=0.24l处，处在响应系数范围在28～38间的区域，之所以选择该部位，是因为该区域响应系数分布较为平均、覆盖面积大且响应较好，而应变计所得到的测量结果是应变计基底覆盖区域内的均值，相对于响应系数梯度较大的区域，布置在该区域可较好的验证计算结果。

图5　（a） 方案1应变改装示意图

图5　（b） 方案2应变改装示意图

图6　耳片外表面von-mises应力分布

图7　（a） 方案1响应系数分布

图7　（b） 方案2响应系数分布

图8　校准实验数据

试验验证

校准试验共进行三个加载循环，施加拉向载荷，根据试验结果线性拟合得到响应系数为32.11，与该区域所预测范围28～38相符，对于试验数据中所出现的进回程数据不一致，可能的原因为试验设计夹具的制造误差导致的夹具与锁环间的间隙，这在有限元模型中并未考虑。

结语

本文根据载荷校准试验特点，结合有限元方法，通过组建虚拟电桥并计算响应系数分布的方法，实现了对起落架舱门锁环底座载荷校准试验方案设计的指导及优化，经校准试验结果验证，预测值与试验值较为吻合，证明了该方法的可行性。在后续诸如作动器拉板等小部件载荷校准试验中均可采用该方法，为载荷校准试验方案的制订提供了新的途径。

唐 宁 刘敬礼

中国飞行试验研究院

唐宁，男，硕士，中国飞行试验研究院，主要研究方向为飞机载荷强度。

10.3969/j.issn.1001-8972.2016.01.013