0 引言

现代民用飞机的舱门形式主要有堵塞式、半堵塞式和非堵塞式三类。堵塞式舱门为开启时初始运动向内的舱门,其门体结构尺寸大于机身开口尺寸;半堵塞式舱门的初始运动也向内,只有部分结构边界(如舱门止动块和导向轴等)大于机身净开口尺寸;非堵塞式舱门在开启时的初始运动向外,其门体结构尺寸不大于机身开口尺寸^[1]。

现代民用飞机的登机门、服务门和应急门多设计为半堵塞的形式。半堵塞式舱门在关闭位时,舱门止动块与门框止动块以点对点的形式一一匹配,舱门导向轴位于连接在门框上的导向槽内但并不与导向槽两侧内壁接触。在开启时,舱门首先需要做向内并向上的提升运动,使舱门止动块避开门框上的止动块,舱门在提升的过程中,导向轴滚轮沿导向槽内壁滚动,使舱门的运动轨迹受到约束。

半堵塞式舱门不参与全机受力,仅受到气密载荷和外部气动载荷的作用。当舱门承受正压时,作用在蒙皮上的均布气密载荷通过门体结构的纵、横梁传递至舱门结构两侧的止动块上,通过舱门止动块与门框止动块的接触,将正压载荷以集中力的形式传递至机身,由于在关闭位导向轴和导向槽存在间隙,二者不会接触产生力的传递;当舱门承受负压时,舱门止动块和门框止动块脱离接触,负压载荷需通过导向轴与导向槽内壁的接触传递至机身。

根据民航条款CCAR第25.571条要求,民用飞机的强度需满足破损安全工况,舱门的破损安全工况需考虑每一个止动块破损的情况,破损安全载荷为正常使用压差的最大值(包括1g平飞时预期的外部气动压力)的1.15倍,即在该载荷下任意止动块破损都不会使舱门结构失效^[2-3]。当止动块出现破损时,舱门变形可能使导向轴和导向槽接触,一部分载荷通过导向槽传递至机身。传统的破损安全分析方法是直接释放掉破损的止动块约束,并在临近的导向轴上施加约束,然而由于导向轴和导向槽之间的间隙使得二者并不能立即接触或根本不会产生接触,因此由该方法得到的导向槽作用力偏大,而临近止动块的作用力偏小,与实际情况不符。

本文以某型飞机的半堵塞式登机门为例,使用MSC/NASTRAN的线性间隙单元模拟登机门在承受正压载荷时导向轴和导向槽的间隙,对破损安全工况下登机门的受力情况进行分析,结合未考虑初始间隙的分析结果进行对比,以说明线性间隙单元在民用飞机破损安全工况分析中的作用,进一步分析破损安全工况下载荷分配受到间隙值的影响规律,给出舱门止动块、导向槽等关键传力部件的强度设计依据。

1 线性间隙单元

在工程实践中,经常会遇到结构之间相互接触的问题。接触问题通常非常复杂,需要考虑接触面之间的摩擦和相对滑动,以及可能伴随的材料和几何非线性,是典型的非线性问题。使用MSC/NASTRAN处理接触问题时,需要建立间隙单元,预估间隙单元的刚度,并使用Sol106或Sol129非线性求解器求解,因此分析所需的工作量较大。为了使问题得到简化,MSC/NASTRAN还提供了一种线性间隙单元分析技术。使用线性间隙单元求解接触问题,并不需要预估间隙刚度,且使用Sol101线性求解器,大大简化了分析工作量。该方法实际上是一种“约束迭代”的方法,将约束施加在节点或者标量点上,通过MPC建立这些点之间的关系,并设置迭代次数,当计算的接触面之间既没有重叠也没有拉力时,迭代结束,得到接触面的位移和接触支反力。线性间隙单元已经应用于航空航海等工程领域的分析计算中^[4-6]。

图1给出了在MSC/NASTRAN中建立线性间隙单元的方法示意,如图所示需要引入两个标量点,对其中一个标量点设置SUPORT卡片,在建立MPC方程时表示预期产生接触的两点之间的相对距离;对另一个标量点设置SPC卡片,引入两点之间的初始距离,然后建立MPC方程约束各点之间的位移关系。

对于一个自由端和固定边界之间的接触问题,如图1(a)所示,通过MPC建立自由端节点1和两个标量点约束关系:

其中,d _SUPORT为自由端和固定端之间的距离,d _SPC为二者的初始间隙,U _{grid_1}为自由端的位移。

对于两个自由端之间的接触问题,如图1(b)所示,需要建立四个点的MPC方程:

其中,d _SUPORT为自由端和固定端之间的距离,d _SPC为二者的初始间隙,U _{grid_1}为自由端节点1的位移,U _{grid_4}为自由端节点4的位移,若节点4固定,即U _{grid_4}=0,式(2)退化为式(1)。

需要注意的是,式(1)和式(2)中MPC方程的系数应根据参考坐标系的实际方向和节点的位置关系设置。

2 有限元模型

2.1 登机门模型

本节以某型飞机的半堵塞式登机门为研究对象,共12个止动块和4个导向轴,舱门的左右两侧各分布6个止动块和2个导向轴,同侧6个止动块位于舱门主结构6根横梁的端部,2个导向轴分别设置在靠近顶端的两个止动块之间以及靠近底端的两个止动块之间。

根据半堵塞式舱门的受力特点,使用ALTAIR/HYPERMESH软件建立舱门的有限元模型^[7-10],模型如图2所示,本文中的止动块和导向轴编号同样在图2中标示出。

模型简化说明如下:

a)蒙皮简化为SHELL元;

b)横梁、纵梁及边框根据弯曲刚度等效的方法简化为杆板结构,内外缘条简化为梁元,腹板简化为剪切板元;

c)观察窗及增压预防门作开口处理,采用RBE2和RBE3单元组合的形式将开口区域所受气密载荷传递到开口周边节点上;

d)导向轴简化为BAR单元,建立垂直于导向轴和导向槽接触面的局部坐标系,并按照图1(a)所示的方法设置导向轴端点和固定边界的初始间隙;

e)按照图3的方法将12个舱门止动块简化为RBE2和BUSH单元组合的形式,同时建立3方向为垂直于舱门止动块和门框止动块接触面的局部坐标系,将BUSH单元的3方向赋予远大于另两个方向的刚度值以模拟止动块受到的法向支撑,释放掉1个SPC(123456)约束即可模拟该止动块破损的工况。

2.2 登机门和门框组合模型

从全机有限元模型中截取门框子模型,在舱门止动块与门框止动块接触点以及导向轴和导向槽接触点处建立舱门和门框的连接,将舱门模型与门框模型连接,在门框周边节点处施加全机求解的位移约束,如图4所示。

舱门和门框的连接方式如下:

a)导向轴和导向槽连接

将导向槽简化为连接到门框的RBE2和BUSH单元的组合形式,建立局部坐标系并赋予BUSH单元刚度,同时按照图1(b)所示的方法在导向轴端点和导向槽接触点之间设置线性间隙单元,如图5所示;

b)舱门止动块和门框止动块连接

舱门止动块简化为RBE2-MPC-Bush组合的形式,将BUSH单元与门框止动块的RBE2单元连接,如图6所示,建立局部坐标系并赋予BUSH单元刚度,释放掉1个MPC(3)即可模拟该止动块破损的工况。

3 计算结果与分析

3.1 舱门模型结果

首先考虑传统的分析方法,即导向轴和导向槽之间不存在间隙。在模拟破损安全工况时,释放掉破损止动块的SPC约束,并在相应的导向轴施加垂直于接触面方向的SPC(3)约束。一般认为某一止动块破损后,如果它有相邻的导向轴,则会引起该导向轴上的支反力,增压载荷由该导向轴和剩余的11个止动块承担;如果没有相邻的导向轴,载荷全部由剩余的11个止动块承担,因此对于本例12个破损工况中有8个工况会引起导向轴上的支反力,表1给出了这8个工况中导向轴处的支反力大小,其中右5号止动块破损时右下导向轴的支反力最小,为1 761N;而左6号止动块破损时左下导向轴的支反力最大,达到8 242N。

设置导向轴和导向槽之间的间隙为2mm后,表1中的计算结果表明仅有左6止动块破损时,左下导向轴和导向槽接触产生了378N的支反力,而其余工况下均不会产生支反力,可见两种模拟方法的计算结果具有很大偏差。

3.2 舱门和门框组合模型结果

表2给出了未设置间隙和设置间隙时,使用门和门框组合模型得到的导向轴支反力。在未考虑间隙时,直接约束导向轴的自由端得到的支反力会非常大,与止动块上的支反力处于同一量级甚至超过相邻止动块的支反力,由于导向槽为薄壁结构,其承载能力远小于止动块,这样的载荷分配显然与舱门的设计原则不符,因此分析结果是不真实的。

设置导向轴和导向槽之间的间隙为2mm后,在8个可能产生接触反力的工况中,只有4个实际产生了接触,导向轴最大支反力为左6止动块破损时导向轴2号的3 410N,此时左5止动块支反力为28 754N,该分析结果接近于理想的支反力分配情况。

3.3 分析与讨论

对于受到增压载荷的舱门结构,在某一工况下受到的总载是一定的,有限元分析给出的是各个止动块或导向轴上的支反力分布情况。在止动块未破损时,并不涉及导向轴的支反力分布,使用单独的舱门模型得到止动块的支反力总和为157 648N,舱门加门框的组合模型得到止动块支反力总和为156 841N,二者基本相同;在校核止动块强度时,需要取得所有止动块支反力中的最大数值,两种模型得到的止动块最大支反力分别为17 697N和16 591N,二者相差不大,仅从该角度讲两种模型都是可靠的。

然而舱门在受正压载荷变形时,门框同样产生变形,仅采用舱门模型的约束是接地的,相比真实情况过于刚硬,而组合模型中门框提供了更真实的支撑刚度,得到的止动块支反力分布一定会更接近于真实情况,因此分析门本体的应力时更适合选择门和门框组合的模型,图7比较了使用两种模型得到的止动块支反力结果,可见二者的支反力的分布具有较大差异,对比左右两侧止动块载荷的分布,使用组合模型得到两侧载荷具有相同的分布趋势,且同一横梁两侧的止动块载荷基本相同,而单独舱门模型得到的两侧止动块载荷较大差异。

在分析破损安全工况时,尽管舱门受到的总载一定,但除了止动块上有支反力分布,导向轴上也可能承担一部分载荷。由于导向轴和导向槽之间存在的初始间隙,导向轴上是否会有作用力要根据实际情况具体分析,从表1和表2的计算结果可以看出仅在破损安全载荷下,并不是止动块破损后一定导致其与相邻的导向轴上的作用力,同时不同模型的计算结果差异也很大。表3给出了各破损安全工况下,未约束导向轴的位移,容易理解导向轴的相对位移若大于所设计的间隙值,则会产生支反力。根据表3的计算结果,使用单独的舱门模型分析时,由于舱门接地约束过强,导致门本体向气密载荷方向的位移过小,导向轴位移多小于初始间隙,不会引起支反力;将门与门框连接后,约束减弱,门本体的位移增大,此时完全约束导向轴会引起非常大的支反力,表3的位移数据合理地解释了表1和表2中的支反力结果,因此使用门和门框组合模型时需要结合线性间隙单元的应用才能模拟更真实的破损安全工况。

根据半堵塞式舱门的设计原则,舱门在关闭位受到增压载荷时,所有载荷只能通过止动块传递至机身,但是考虑到舱门的变形,如果导向轴和导向槽之间的间隙过小可能导致导向槽受力,因此设计时需考虑最小的间隙值。图8给出了使用线性间隙单元模拟不同间隙时导向轴的受力情况。表3中的位移结果表明舱门顶部的刚度大于底部刚度,因此在图8中下部导向轴的受力要大于上部导向轴,并且最小间隙应满足0.7mm,可以保证止动块未破损时,导向槽不受力,才能符合设计原则。

从止动块的布置形式可知,当位于4个角落的止动块破损时,其载荷只能由和1个与它相邻的止动块承担,而其余8个止动块破损释放掉的载荷都可以分配给相邻的2个止动块,同时4个角落的止动块破损形成的悬臂端对该区域的应力影响也比较大,因此是最危险的破损安全工况,在设计时应重点考察这四个工况。图9和图10给出了这四个严重工况下,导向轴和止动块的载荷随间隙的变化情况,随着间隙的增大,导向轴的支反力减小(图9),相邻止动块的支反力增大(图10),载荷变化呈现出了良好的线性关系,同时二者变化量基本相同,说明间隙值只改变了二者的分配关系,对其余止动块载荷无较大影响。图9也表明了设计间隙应大于0.7mm才能使其余三个导向轴不受力。

在实际的舱门设计中,既要保证止动块在所有工况下的裕度为正,也要保证导向槽在受载时不能发生破坏。考虑到二者的结构形式以及材料性能的差异,止动块的承载能力可以达到导向槽的6倍~10倍。在不补强结构提升重量和成本的前提下,可以通过调节导向轴和导向槽的间隙值,优化止动块和导向槽上的载荷分配,从而满足强度要求。

图11给出了图10中止动块载荷与图9中导向轴载荷之比随间隙的变化情况,结合图9和图10可以对间隙值以及止动块和导向槽结构进行设计。按照止动块和导向槽的实际承载能力,通过调整导向槽和导向轴的间隙值以达到最优化的载荷分配,在图11中,上部两个止动块破损时(止动块左1和右1破损工况),随着间隙的增大,载荷比急剧增大,超过二者实际承载能力之比,而下部两个止动块破损时(止动块左6和右6破损工况)的载荷比例基本维持在较合理的范围内,因此在设计时可以考虑将上部导向槽和导向轴的间隙减小。在间隙值已经确定的情况下,也可以根据图9和图10中导向轴与止动块的载荷去设计止动块和导向槽的结构,以避免材料性能过剩或不足,最大化材料的利用率。

4 结论

本文以民用飞机半堵塞式舱门为研究对象,利用线性间隙单元建立导向槽和导向轴之间的间隙,对止动块破损安全工况下舱门的受力情况进行分析。

1)通过对比单独舱门模型和舱门加门框组合模型的计算结果,说明了二者结果的差异性并给出了差异的合理性解释,确定了以组合模型并结合线性间隙单元作为模拟民用飞机半堵塞式舱门破损安全工况的基本方法;

2)基于该模型进一步研究了设计间隙值对于载荷分配的影响规律,明确了间隙值必须满足的最小量以及根据止动块和导向槽承载能力确定的合理载荷分配范围,为舱门关键传力部件的强度设计提出依据。

参考文献