某型航空發動機拆裝車力學性能校核

程 林,賈會星,楊 靖

(滁州職業技術學院 機械與汽車工程學院,安徽 滁州 239000)

0 引言

飛機發動機拆裝車作為航空運輸的一種重要的地面保證設施,是一個國家軍事、航空領域的重要基礎設施之一[1],所以一直以來發達國家將航空發動機拆裝車的結構設計、尺寸參數和材料工藝等數據作為國家機密實行長期技術壟斷。因此,我國對航空發動機拆裝車的研究,還處于認知和不斷嘗試的初級階段[2]。早在20世紀70年代中期,美國研制出一種新型的液壓助力拆裝車,主要服務于F-14和F-15兩款軍用戰斗機,同時期成功研制出一款體積更小質量更輕的緊湊型液壓助力發動機拆裝車[3]。因此,發達國家在飛機拆裝領域擁有絕對的優勢,尤其是軍用戰斗機的發動機拆裝技術方面,早已形成一整套較為完備的拆裝體系[4]。我國對飛機發動機拆裝車的研究歷史較短、經驗較少[5]。大連理工大學的雷海峰[6]、趙哲[7]對拆裝車的數控調姿平臺進行研究,研發出一種通過PLC編程技術來實時監測并調整拆裝車,但拆裝車的整體體積和質量均偏大,缺少輕量化設計。武漢理工大學的鄭繼波[8]對拆裝車的吊裝設備進行了研究,并通過有限元對拆裝車的吊裝設備進行靜力學的結構分析,校核各種工況下的強度及剛度,但局限性也很突出,校核位置不具有代表性。本文以自主設計研發的航空發動機拆裝車為研究對象,主要校核其在非工作狀態及工作狀態下載荷在極端位置處的受力情況,確保拆裝車在極端工況下也能滿足工作要求。

1 三維數模及前處理

1.1 三維數模

因各軟件之間的格式轉換,可能會使三維數模丟失部分數據,導致面與面之間出現縫隙及重疊問題,這個缺陷會影響三維數模網格質量,降低工程仿真的精度和準確性[9]。因此,必須對三維數模進行必要的前處理,保證網格質量及仿真精度。處理后的發動機拆裝車三維數模如圖1所示。

圖1 處理后的發動機拆裝車三維數模

發動機拆裝車的網格數模如圖2所示。

建模后對其進行簡化處理是必不可少的,為縮短仿真計算的時間,對影響較小的特征元素進行必要的刪除[10]?？傆媶卧獢?09 291個,其中四面體單元CTETRA數為317 862個;殼單元數量:CTRIA 35 273個,CQUAD 429 864個;質量單元CONM2為5個;體單元數量:CPENTA為 4 068個,CHEXA為101 257個;模擬螺栓連接66個,模擬焊接單元20 896個。網格單元劃分的標準如表1所示。

表1 網格單元劃分的標準

1.2 材料參數

在劃分好的網格數模中賦予單元材料屬性,本文發動機拆裝車采用高強度的碳錳鋼16MnL[1],材料機械性能如表2所示。

表2 材料機械性能

為校核航空發動機拆裝車極限狀態下的力學性能,必須分析發動機拆裝車滿載工況下的運行能力。滿載(工作載荷)包括:拆裝車在工作時承受的發動機載荷和自身載荷。發動機拆裝車承受的載荷如表3所示。

表3 發動機拆裝車承受的載荷

1.3 約束方式

拆裝車不同工作狀態下的約束方式如表4所示。具體約束方式為兩類:非工作狀態(拆裝車空車行駛時),工作狀態(拆裝車維修航空發動機)[11]。

表4 拆裝車不同工作狀態下的約束方式

2 支撐腿未支撐時的仿真

拆裝車非工作狀態下的約束方式如表5所示,該狀態為拆裝車行駛時,車輪旁的支撐腿未放下。

表5 拆裝車非工作狀態下的約束方式

經仿真求解后,拆裝車位移及應力云圖如圖3所示,其中,圖3(a)為位移云圖,圖3(b)為應力云圖。由圖3(a)可知,航空發動機拆裝車最大位移量為13.94 mm,位于拆裝車承載側的端部和滑架的端部,縱觀整個位移云圖來看拆裝車變形量較小,滿足整體剛度設計要求。由圖3(b)可知,拆裝車最大應力值為188.6 MPa,位于拆裝車軸線滾轉升降機構連接的支撐板處。因設計時支撐板處存在銳角和缺口,因此該處外輪廓急劇變化極易產生應力集中。為增強整體力學性能,選取高強度的碳錳鋼16MnL為拆裝車的材料,該結構鋼的安全系數范圍為1.3～1.5,為盡可能保證拆裝車的強度和剛度,校核時選取安全系數上限1.5;經計算拆裝車的校核強度低于16MnL材料的許用值(355 MPa)。綜上,可推斷拆裝車的整體結構強度和剛度滿足設計要求。

圖3 拆裝車位移及應力云圖

3 支撐腿初始位置處承載

3.1 載荷在左端

拆裝車載荷在左端極限工況下的約束條件如表6所示,該工況下支撐腿在初始位置,且已放下起到支撐固定拆裝車的作用,在該工況下對拆裝車的剛度及強度進行校核,確保發動機拆裝車整體結構性能符合要求。

表6 拆裝車載荷在左端極限工況下的約束條件

經仿真求解后,載荷在左端極限位置處的位移及應力云圖如圖4所示。由圖4(a)可知,該工況下航空發動機拆裝車最大位移量為11.12 mm,最大位移位置為拆裝車滑架的端部和承載兩側的端部,縱觀整個拆裝車位移云圖來看變形量較小,滿足整體剛度設計要求。由圖4(b)可知,拆裝車最大應力值為175.3 MPa,位于拆裝車軸線滾轉升降機構右側連接的支撐板。因設計時支撐板處存在銳角和缺口,因此該處外輪廓急劇變化極易產生應力集中。該工況最大應力值較無支撐腿支撐的最大應力值小,遠低于材料的許用應力值(355.0 MPa),滿足發動機拆裝車整體強度設計要求。

圖4 載荷在左端極限位置處的位移及應力云圖

3.2 載荷在右端

拆裝車載荷在右端極限工況下的約束條件如表7所示,該工況下支撐腿在初始位置,且已放下起到支撐固定拆裝車的作用,在該工況下對拆裝車的剛度及強度進行校核,確保發動機拆裝車整體結構性能符合要求。

表7 拆裝車載荷在右端極限工況下的約束條件

經仿真求解后,載荷在右端極限位置處的位移及應力云圖如圖5所示。

圖5 載荷在右端極限位置處的位移及應力云圖

由圖5(a)可知,該工況下航空發動機拆裝車最大位移量為12.23 mm,位于拆裝車滑架的端部和承載兩側的端部,其最大位移量較無支撐腿支撐的最大位移量小,滿足拆裝車整體剛度設計要求。由圖5(b)可知,拆裝車最大應力值為187 MPa,位于升降機構支撐板右側。因設計時支撐板處存在銳角和缺口,因此該處外輪廓急劇變化處極易產生應力集中。該工況最大應力值較無支撐腿支撐的最大應力值小,遠低于材料的許用應力值(355 MPa),滿足發動機拆裝車整體強度設計要求。

4 結論

本文以自主設計研發的航空發動機拆裝車為研究對象,校核其在非工作狀態及工作狀態下載荷在極端位置處的受力情況。結果表明:非工作狀態下,該拆裝車的最大應力值及最大位移量分別為188.6 MPa及13.94 mm,最大應力位于拆裝車軸線滾轉升降機構連接的支撐板處,最大位移位于拆裝車承載側的端部及滑架的端部;工作狀態下,載荷在右端時拆裝車受力最大,最大應力值及最大位移量分別為187.0 MPa及12.23 mm,最大應力位于升降機構支撐板右側,最大位移位于拆裝車滑架的端部和承載兩側的端部;在校核發動機拆裝車的強度和剛度時,發現多數零部件的最大應力值遠小于材料的許用應力值,導致材料的性能浪費,因此,對拆裝車進行輕量化優化是后續研究的重點。