飛機艙門地面風載響應特性研究

(中航西飛民用飛機有限責任公司，陜西 西安 710089)

0 引言

民用飛機的艙門在地面停機時，為了方便人員和貨物的進出，應保持在打開位置。特別是對于側開艙門，在打開位置艙門完全依靠艙門機構懸掛在機身上，不可避免地會受到風場的干擾，這就使得風載成為影響側開艙門設計的重要因素之一。按照CCAR25.415的要求[1]，地面突風情況的風載要求是65節，即120 km/h，因此飛機艙門在保持開啟位時應能承受120 km/h的風載。如何使艙門及其機構具有高的靜態結構剛度和優良的動態結構性能，是艙門設計所面臨的新挑戰。

在工程應用中地面風載影響日益受到重視，國內外很多行業都在地面風載的穩態及動態影響方面做了大量的研究[2-6]。而對于飛機艙門的地面突風載荷情況，依據現有的設計資料及國外的參考資料[7-8]，均不考慮動態風載的影響，在艙門設計過程中，傳統的分析手段是將風載看作靜態載荷作用在艙門上。然而，在實際自然環境中風載并不是一個固定的量，關于地面動態風載對艙門的影響，缺乏具體的分析和設計手段；同時將風載看作靜態載荷是否能包容動態載荷的影響，缺少設計經驗，也沒有相應的理論依據。因此有必要研究動態風載對艙門及其機構的影響。

在此，以某型飛機的側開艙門為研究對象，采用有限元分析方法，分析艙門打開狀態的靜態風載響應和動態風載響應，并對艙門在地面風載作用下的響應特性進行研究總結。

1 突風載荷數學描述

風載是自然界中經常會遇到的一種隨機載荷，由于障礙物的影響，風在流動過程中表現出隨機脈動特性。根據自然界風的實測數據，可以發現在風速曲線中包含長周期分量和短周期分量[9]。因此，風載對結構的作用由平均風效應和脈動風效應組成。其中平均風效應可由靜力分析得到，脈動風載響應由隨機振動分析獲得。

對作用于艙門上的風載來說，其靜態風載將引起艙門的變形，而動態風載有可能會導致艙門及其支撐機構振動甚至產生共振。

1.1 靜態風載

靜態風壓根據下式計算[10-12]

P=(1/2)cρv2

(1)

P為艙門上的靜風壓；c為風阻系數，與結構狀和氣流狀態有關；ρ為地面空氣密度；v為風速。靜態風載作用力為

F=PA

(2)

A為艙門的迎風面積。

1.2 等效風速法

等效風速法[13]是通過計算得到等效風速vequ之后，將等效風速代入式(1)、式(2)中進行計算，即可得到艙門的等效靜態風載。

等效風速考慮了風的靜態和動態部分同時作用的效果，表達式為

(3)

vm為平均風速；v為瞬時風速；σv為風速的標準誤差。

1.3 功率譜密度法

功率譜密度法是一種較好的研究隨機風載響應的手段。近地面風的運動模型通常采用Von Karman能量譜和Davenport能量譜來描述，Kaimal和Simiu等人經過研究提出了Kaimal譜[14]，其表達式為

(4)

n為頻率；Vz為距離地面的高度z米處的平均風速；無量綱參數f(n,Vz)=n·z/Vz；風的剪切速度uf(Vz)=Vz/(2.5ln(z/z0))；z0為風的剪切速度；取機場地面粗糙度為0.05[15]。這種經過改進的功率譜模型，更適合用來表達低頻區和離地高度對功率譜的影響。

當風作用到結構上，空氣動力衰減因子表征為

(5)

可得到總風速為

V(t)=Vz+v(t)

(6)

將V2(t)=[Vz+v(t)]2展開，得到

(7)

將式(7)截去高次項，結合式(1)，可得風壓

P(t)≈P+2Pv(t)/Vz

(8)

根據式(4)～式(8)，可得到隨機風載的風壓譜為

(9)

2 地面風載響應的有限元實現方法

在PATRAN軟件中建立含鉸鏈臂的艙門有限元模型，艙門的蒙皮材料采用金屬材料2524-T3，縱梁、橫梁及鉸鏈臂等采用金屬材料7050-T7451。在分析過程中將機身對艙門的支持簡化為剛性支撐。

地面風載響應分析采用NASTRAN軟件。按照式(1)計算出靜態風壓，施加到艙門有限元模型的受力面上進行靜力分析，就能得到艙門的位移、應力等靜力響應；對于動態風載響應，采用頻域法進行隨機響應分析，將式(9)計算得到的風壓譜施加到艙門的迎風面上，即可獲得動態風載對艙門的影響。得到靜態風載響應和隨機風載響應之后，通過對二者的響應數據進行疊加，就可以得到風載的總作用。

3 地面風載響應分析

3.1 靜態風載分析

根據式(1)，計算地面風速v=120 km/h時的靜風壓。c=1.0，ρ=1.225 kg/m3。

考慮到風垂直作用到艙門的載荷情況，將風壓P施加于艙門理論外形面，門體最大應力為19.8 MPa，鉸鏈臂最大應力36.9 MPa，艙門變形主要表現為沿Y向的位移，艙門前上角Y向位移最大，為4.06 mm。靜態風載作用下艙門變形云圖及坐標系如圖1所示，其中定義X軸正向為前，Z軸正向為上。

圖1 靜態風載作用下艙門變形云圖及坐標系

3.2 模態分析

在進行動態風載荷響應分析之前，對艙門進行模態分析?？梢园l現在第2階振型，表現艙門沿Y向搖擺，如圖2所示，對應特征頻率為23.4 Hz；其他模態如第1階(14.1 Hz，艙門繞Y軸扭轉)、第3階模態 (33 Hz，艙門繞Z軸扭轉) 因和Y軸正交而不予考慮；從第4 階模態(39.8 Hz)開始表現為局部結構(腹板)的變形，如圖3所示。

圖2 第2階模態振型 圖3 第4階模態振型

3.3 風載PSD分析

隨機振動通常以功率譜密度(PSD)函數的形式來描述[16]。為了確定艙門的動態風載響應，按式(9)計算得到在風速v=120 km/h時的隨機風載PSD曲線，將PSD曲線施加在艙門上進行隨機響應分析，獲得艙門在隨頻率變化的單位正弦壓力下的位移響應。在艙門上選取3個位移追蹤點：P1為艙門與鉸鏈臂連接處的位移追蹤點；P2為艙門前上角的位移追蹤點；P3為艙門后下角的位移追蹤點。由于風壓載荷方向近似為Y向，分析得到艙門上3個位移追蹤點在Y方向的位移響應如圖4所示。

圖4 位移追蹤點在Y方向的位移響應

由圖4可以看出，振型方向與載荷方向一致的第2階模態頻率23.4 Hz附近艙門響應出現峰值狀態，而振型方向與載荷方向正交的相關頻率處艙門幾乎沒有響應。

隨后采用平方根法(SRSS)對這些響應峰值進行組合，確定在整個風載頻率范圍內的位移RMS值。由前面可知，只有低階模態對艙門的影響較大，因此只需要提取結構低階模態中的重要模態部分進行計算，即可得出艙門的位移RMS值。艙門位移追蹤點的位移RMS值如表1所示，其中δx，δy，δz分別為X向、Y向、Z向3個方向的位移。

表1 艙門位移追蹤點的位移RMS值 mm

由表1可知，在風載作用于艙門時，艙門的動態風載響應主要表現為沿Y向的移動，同時可得到地面風載作用下艙門Y向位移PSD響應曲線如圖5所示。

圖5 地面風載作用下艙門Y向位移PSD響應曲線

接著，計算了各頻率范圍艙門Y向位移RMS值，結果如表2所示。

表2 各頻率范圍艙門Y向位移RMS值

從表2可知，對艙門，在1～10 Hz的范圍內，位移RMS值為1.036 0mm；10～30 Hz的范圍內，位移RMS值為1.290 0mm；30～100 Hz的范圍內，位移RMS值為0.101 3 mm；大于100 Hz，位移RMS值為0.001 1 mm。

通過上面的分析可以看到，風壓譜在較低頻區對艙門的影響比較顯著，動態風載響應約為靜態風載響應的40.8%。因此可以認為，隨機風載響應小于靜態風載響應，艙門結構在地面風載作用下不會出現共振的情況，但由于風的方向隨機性會導致艙門的變形略有增加，其響應為限幅隨機振動。

4 鉸鏈臂剛度對風載響應的影響

上述分析中，鉸鏈臂設計厚度為20 mm，為了評估艙門機構剛度對風載響應的影響，分別以鉸鏈臂厚度從5 mm到80 mm進行風載響應分析，得到鉸鏈臂厚度對風載響應影響曲線，如圖6所示。

圖6 鉸鏈臂厚度對風載響應影響曲線

由圖6可以看出，鉸鏈臂剛度對風載響應影響比較明顯，厚度較大時，艙門的固有頻率較高，動態風載位移響應小于靜態風載位移響應；隨著厚度的逐漸減小，艙門的固有頻率也隨之降低，動態風載位移響應逐漸接近靜態風載位移響應，動態風載對艙門的擾動更加明顯。

5 結束語

系統對飛機艙門地面風載響應特性進行了研究，首次采用風速功率譜密度法分析動態風載對艙門的影響，計算方法實用有效，有助于開展艙門結構和機構的優化設計工作；動態風載響應總體上小于靜態風載響應，且不會發生共振，按照靜態風載進行艙門設計可以包容動態風載的影響，但在設計中應對風載總響應加以控制，防止變形過大；動態風載響應隨著鉸鏈臂剛度的降低而逐漸顯著，設計時應保證鉸鏈臂有足夠的支撐剛度。