飞机主起落架构型对道面力学响应的影响

飞机主起落架构型对道面力学响应的影响张献民;董倩;吕耀志【摘要】Inordertoprovideatheoreticalbasisfortheoptimaldesignofaircraftandpavement,afiniteelementmodelofrunwaywasestablishedbasedontheelasticlayeredtheorytoanalyzethemechanicalresponsescausedbychangingmainlandinggears.Twosetsofaircraftswiththesameloadslevelbutdifferentinmainlandinggearconfigurationswerechosen.Thesimulationresultsshowthatthechangeofmainlandinggearconfigurationsinfluencesdramaticallyonmechanicalresponsesinloadingareas.Intheconditionthataircraftloadsareequal,increasingofthetotalnumberofwheelsonmainlandinggearswilldecreaseverticaldisplacementpeaksandtensilestressesonpanelbottom,thedifferenceofverticaldisplacementpeaksisupto13%andthedifferenceoftensilestressesonpanelbottomisupto35%.Whenthespacingbetweenmainlandinggearsissmall,displacementcurvesfortheloadingareasaregentleandstrainsintheloadingareasaresmall,butresponsedepthonsoilbaseislarge.Thedifferenceofstrainsisupto12%andthedifferenceofresponsedepthonsoilbaseisupto14%.Thechangeoftheconfigurationshaslittleeffectonverticaldisplacementsfarawayfromloadingareas.%为给飞机和跑道的优化设计提供参考和理论依据，基于弹性层状体系理论，建立了水泥混凝土跑道的三维有限元模型；选取了2组荷载水平相当主起落架构型差异明显的飞机，对比分析了飞机主起落架构型变化对跑道全宽度位移、应变、板底拉应力以及土基响应深度的影响。模拟结果表明：当荷载相同时，主起落架上机轮总数越多，水泥混凝土道面板位移峰值、板底最大拉应力越小，起落架构型差异导致的道面板位移峰值相差13％左右，板底拉应力相差达35％；起落架间距越小，荷载作用区位移曲线越平缓，荷载作用区拉应变越小，土基响应深度越大，起落架构型变化导致的荷载作用区拉应变相差12％，土基响应深度相差14％；主起落架构型变化对距离荷载作用位置较远区域的竖向位移基本无影响。期刊名称】《西南交通大学学报》年(卷),期】2014(000)004【总页数】7页(P675-681)【关键词】主起落架构型;有限元模型;动荷载系数;弯沉曲线;拉应力;土基响应深度【作者】张献民;董倩;吕耀志【作者单位】中国民航大学机场学院，天津300300;南京航空航天大学民航学院，江苏南京210016;中国民航大学机场学院，天津300300;天津市市政工程设计研究院，天津300051【正文语种】中文【中图分类】V351.11飞机-道面相互作用系统中，飞机通过起落架与道面接触，将荷载传递给跑道，使其产生相应的力学响应.主起落架作为机身与跑道之间荷载传递的桥梁，其结构形式的设计合理与否，将直接关系到道面受力大小.目前，关于起落架的设计与研究多集中在优化起落架的缓冲系统［1-8］、增强起落架的疲劳可靠性［9］、增强收放系统的可靠性［10-12］等方面，关于道面受力大小与起落架构型关系的研究尚未见报道.随着航空运输业的快速发展，新一代大型飞机被广泛应用.对于大型飞机，其起飞质量巨大、起落架构型复杂、机轮数目多，起落架轮组结构及平面位置对跑道受力的影响将更突出•如目前载重最大的新型民航客机A380,可在未以其为设计荷载、已建成的高等级跑道上起降，恰是由于其起落架个数较多、双轴双轮起落架与三轴双轮起落架合理结合、平面位置分散.因此，如何合理确定起落架轮组结构，优化主起落架平面布置，使跑道在飞机作用下的受力状态达到最佳，成为亟待解决的问题.本文从道面应力及位移的角度出发，借助有限元法，通过数值计算，探讨起落架构型变化对道面全宽度位移、应变、板底拉应力及土基响应深度的影响，为飞机和跑道的优化设计提供参考，不仅可以提高飞机的安全运营程度，还可节约跑道建筑材料，带来巨大的经济效益.此外，目前机场水泥混凝土道面厚度设计中，将单个机轮荷载等比例缩小，投影到板边弯矩影响图上，以单轮荷载覆盖的方格数为标准，确定跑道面层的厚度[13]，此方法未考虑起落架构型变化对道面力学性能的影响，本文的研究也将为跑道设计方法的改进提供理论依据.1道面结构有限元模型的建立基于弹性层状体系理论，建立跑道的有限元模型•以弹性模量和泊松比表征各层材料的强度，各结构层参数见表1•假定各结构层之间完全接触，层间应力和位移连续.目前，我国开放机场的飞行区等级大多在4C以上，跑道宽度不小于45m.鉴于飞机不同的起落架结构以及考虑计算的需要，建立的有限元模型宽度为45m.沿飞机滑跑方向，主起落架荷载对道面力学响应的显著影响范围为15m,因此，最终确定有限元模型的平面尺寸为45mx15m.表1道面结构和材料参数Tab.1Structuralandmaterialparametersofpavement道面结构层力学参数数值弯拉强度水泥混凝土面层0.36水泥稳定碎石基层/MPa4.5弯拉模量E1/GPa36泊松比0.15厚度h1/m回弹模量E2/MPa0.40土基回弹模量E3/MPa1500泊松比0.25厚度h2/m60泊松比0.352机型选取及其动荷载机型选取选取常用民航客机中荷载水平相同而起落架构型有显著差异的飞机，作用于上述道面结构，计算跑道应力、位移、应变及土基响应深度，通过比较计算结果，可突出起落架构型变化对跑道动力响应的影响.以A320-200与B737-800，A340-500B747-300与B777-200两组飞机分别代表小型客机与大型客机，飞机参数见表2［10］，主起落架结构如图1所示.表2飞机参数Tab.2Parametersofaircrafts起落架形式A320-2006600.9502机型荷载/kN分配系数起落架个数双轴双轮B737-8006600.9502单轴双轮A340-50029560.9213双轴双轮B777-20029560.9502三轴双轮B747-30029560.9524双轴双轮飞机动荷载进行道面力学响应分析的前提，是确定飞机对跑道的动力作用.与车辆不同，滑跑过程中飞机不可避免地会产生升力，基于公路工程的研究成果［14］，吕耀志等建立了考虑升力作用的动荷载系数"与国际平整度指数(IRI)的数学关系模型图1不同飞机的主起落架构型(单位:m)Fig.1Mainlandinggearsofvariousaircrafts(unit:m)式中：I代表国际平整度指数(IRI)；v为飞机滑行速度，m/s;v0为飞机离地时的瞬时速度，m/s;c0=10-3m-0.5・s0.5.飞机动荷载(式(1))［15］，可用此模型实时分析飞机对跑道的作用力.式中:F为飞机动荷载，kN;G为飞机重力，kN.假设国际平整度指数IRI为4.7，飞机起飞离地速度为75.0m/s，根据⑴式计算的飞机滑跑过程中的最大动荷载系数为1.15.因此，2组飞机的最大动荷载分别为760和3400kN.轮印面积对单轮荷载的计算，各国的方法较统一.假定主起落架上各单轮承受的荷载值相同，此时，单轮荷载可按式(3)计算［16］:式中:P为飞机起落架的单轮荷载，kN;G‘为飞机荷载,kN;p为主起落架荷载分配系数;n为飞机所有主起落架的轮子数目.在我国，进行机场道面厚度设计时，假设飞机与道面的接触面积是由半圆与矩形组合而成的类椭圆形.然而，类椭圆形的轮印形状不便于矩形网格的划分，导致机轮不能与跑道较好耦合，计算结果不准确.且相关资料［17］表明，矩形接触面积可保证网格的结构化，使计算结果具有较高精度.因此，按面积等效原则将类椭圆形轮印简化为正方形，轮印尺寸见表3.表3正方形轮印尺寸Tab.3Sizeofsquarewheelprinting轮印边长/mB737-8007601.130.4A320-2007601.000.3B777-200LR34001.680.4A340-50034001.630.4B747-30034001.260.4机型最大动荷载/kN胎压/MPa起落架构型对面层弯沉的影响3.1对荷载作用区弯沉的影响分别将B737-800、A320-200、B777-200LR、A340-500、B747-300五种机型作用于跑道后，最大位移所在断面的弯沉盆曲线见图2(横坐标偏距指距道面左边缘的距离，取值范围为0~45m).定义飞机主起落架之间的区域以及以最外侧起落架中心为圆心，6m为半径的圆形所覆盖的区域为荷载作用区.弯沉盆曲线(图2)表明:主起落架荷载相同时，主起落架上机轮的数目越多，位移峰值越小•如B737-800与A320-200,最大动荷载均为760kN，但B737-800竖向位移的峰值为0.904mm,A320-200竖向位移的峰值为0.789mm，相差12.7%•因为A320-200的起落架为双轴双轮构型，与B737-800的单轴双轮型起落架相比，机轮总数多、分配到每个机轮上的荷载小B777-200LR、A340-500和B747-300的最大动荷载均为3400kN，但B777-200LR的位移峰值最大(为2.78mm),B747-300次之(为2.75mm),A340-500最小(为2.69mm)，相差3.34%.图2道面横断面位移(受拉为正，受压为负)Fig.2Verticaldisplacementincrosssectionofpavement飞机主起落架间距越小，主起落架荷载引起的应力叠加效应越明显•如B737-800的主起落架间距为5.7m，相对于A320-200较小，因此应力扩散与叠加效应明显，致使两主起落架之间的位移比A320-200大，此区域位移曲线曲率半径较大，较平缓.B777-200LR的2个主起落架的间距为11.0m,B747-300夕卜侧2个主起落架的间距也为11.0m，但其内侧比B777-200LR多2个起落架，从而将飞机荷载有效扩散开，因此，B747-300夕卜侧2个主起落架之间位移曲线比B777-200LR平缓，曲率半径较大，位移也较大•对于B747-300和B777-200LR机型，荷载作用区最大拉应变分别为2.97x10-5和3.38x10-5，相差12%•由此可知，起落架的荷载分散作用利于跑道受力，防止拉应变过大导致水泥混凝土面板受拉破坏.将变形放大3000倍，5种飞机荷载作用下道面板的位移云图见图3.图3道面板位移云图Fig.3Verticaldisplacementnephogramofslab从图3可见，主起落架间距越大，位移峰值与主起落架之间区域内位移相差越大，主起落架之间道面位移变化越突出.这表明，仅当起落架间距较小时，多个起落架荷载产生的应力叠加效应才较显著•如B777-200LR和A340-500尤为突出，B777-200LR主起落架间距较大，导致应力的叠加效应减弱，位移也较小，因此2个位移峰值间出现明显低谷(图3(e)).而A340-500任何2个相邻主起落架的间距均不超过5m，应力的扩散叠加效应显著，起落架之间的位移较大，弯沉盆曲线平缓，位移峰值间的低谷不明显(图3(d)).3.2对跑道边缘区域弯沉的影响在A320-200和B737-800飞机荷载作用下，距离起落架轮胎外边缘10-14m区域的道面位移曲线见图4(a);在B777-200LR、A340-500和B747-300飞机荷载作用下，距离起落架轮胎外边缘12-16m区域的道面位移曲线见图4(b)•从图4可见，该区域内的位移曲线重合，证明飞机主起落架构型变化对道面板远端的竖向位移基本无影响.图4跑道边缘区域竖向位移Fig.4Verticaldisplacementattheedgeofpavement主起落架构型对道面应力的影响将变形放大3000倍，道面板荷载作用区的主应力云图见图5.可见，在不同机型的荷载作用下，最大主拉应力均出现在道面板底部，但平面位置不同.在单轴双轮型的起落架荷载作用下，道面板最大主拉应力产生于两机轮中心处;在双轴双轮型起落架荷载作用下，面板最大主拉应力产生于以4个机轮为顶点组成的矩形中心处;在三轴双轮型起落架荷载作用下，道面板最大主拉应力产生于中间轴上机轮的中心位置.图5面板荷载作用区主应力云图Fig.5Nephogramofprincipalstressinloadingareas道面结构的最大拉应力见表4，可见，在荷载相同的条件下，起落架上的机轮越多、起落架布置越分散，道面的最大拉应力越小•如B737-800的最大主拉应力比A320-200大34.95%，正是因为B737-800主起落架上的机轮数比A320-200主起落架上的机轮数少.B777-200LR的最大主拉应力比A340-500的大18.97%，虽然2种机型主起落架上机轮的总数相同，但A340-500的起落架布置更分散，因此其板底主拉应力较小.水泥混凝土道面的抗拉性能是设计的关键参数，计算结果表明，起落架构型变化对板底弯拉应力的影响显著，因此，对飞机起落架构型进行优化设计可延长跑道的使用寿命.表4最大主拉应力Tab.4Maximumprincipaltensilestress机型最大主拉应力/MPa相差/%B737-8001.909A320-2001.24918.97B777-200LR3.284B747-3002.732A340-5002.66134.95起落架构型对土基响应深度的影响参照公路工程中路基工作区的概念［18-19］，定义飞机荷载作用下土基响应深度，即跑道土基承重区的深度，由飞机荷载引起的附加应力与土基自重引起的竖向应力的比值确定.定义附加应力与自重应力的比值等于5%［20］时的深度为土基响应深度.达到此判别标准时，土基的附加应力基本不变，可以认为附加应力值在此深度处收敛.五种机型飞机荷载作用下土基的响应深度见表5.表5土基响应深度Tab.5Responsedepthofsoilbase机型土基响应深度/m相差/%B737-8004.2A320-2003.614.3B777-200LR7.8B747-3009.0A340-5008.913.3从表5可见，起落架荷载相同时，起落架间距越大、分布越分散、机轮数越多，则土基响应深度越小.这是因为起落架间距较大时，减弱了应力的叠加效应，使附加应力减小•如A320-200与B737-800相比，机轮总数多，起落架间距大，因此土基响应深度比B737-800小;B777-200LR与B747-300相比，B777-200LR起落架间距与B747-300夕卜侧2个起落架间距相等，但B747-300内侧2个主起落架使荷载叠加效应增强，因此土基响应深度比B777-200LR大13.3%.结论通过对B737-800与A320-200，B777-200LR、A340-500与B747-300这2组飞机作用下跑道受力的对比分析，得出以下结论:飞机主起落架构型变化对荷载作用区范围内的弯沉影响显著，在相同荷载作用下，主起落架上机轮总数越多，位移峰值越小，差值可达13%;主起落架间距越大，则荷载作用区弯沉盆曲线曲率越大，拉应变差值可达12%;主起落架构型变化对距离荷载作用位置较远处边缘区域内的位移几乎无影响.飞机主起落架构型的变化对荷载作用区范围内的拉应力影响较大，相同荷载作用于道面，主起落架上机轮总数越多，起落架布置越分散，板底拉应力越小，差值可达35%左右，且起落架构型不同时，板底最大拉应力出现的位置不同.飞机主起落架构型不同时，土基响应深度随起落架间距增大而减小，差值可达14%.起落架上机轮总数越多，起落架布置越分散，飞机对道面的作用力越分散，荷载引起的应力叠加效应越强.对飞机起落架构型进行合理优化，有助于改善道面的受力与变形，延长跑道使用寿命.参考文献:相关文献】PHAMVL，ZHAOJ，GOONS.Landingstabilitysimulationofa1/6lunarmodulewithaluminumhoneycombdampers[J].InternationalJournalofAeronauticalandSpaceSciences，2013，14(4):356-368.NIEH，QIAOX，GAOZJ.Dynamicbehavioranalysisforlandinggearwithdifferenttypesofdual-chambershockstruts[J].ChineseJournalofAeronautics:EnglishEdition，1991(4):235-244.LEETW.Dynamicresponseoflandinggearsonroughrepairedrunway[J].SocietyofAutomotiveEngineersTransactions，1991，100(Sect1pt2):2569-2578.HWANGJH，KIMJS.Ontheapproximatesolutionofaircraftlandinggearundernonstationaryrandomexcitations[J].KSMEInternationalJournal，2000，4(9):968-977.KHAPANE，PRASHANTD.Simulationofasymmetriclandingandtypicalgroundmaneuversforlargetransportaircraft[J].AerospaceScienceandTechnology，2003，7(8):611-619.晋萍，聂宏•起落架着陆动态仿真分析模型及参数优化设计[J]•南京航空航天大学学报，2003，35(5)，498-502.JINPing，NIEHong.Dynamicsimulationmodelandparameteroptimizationforlandinggearimpact[J].JournalofNanjingUniversityofAeronautics＆Astronautics，2003，35(5):498-502.[7]牟让科，罗俊杰.飞机结构弹性对起落架缓冲性能的影响[J].航空学报，1995，16(2):205-208.MOURangke，LUOJunjie.Effectofaircraftstructureflexibilityontheshock-absorberbehavioroflandinggears[J].ActaAeronauticaEtAstronauticaSinica，1995，16(2):205-208.[8]魏小辉.飞机起落架着陆动力学分析及减震技术研究[D].南京:南京航空航天大学航空宇航学院，2005.[9]赵永翔.应变疲劳可靠性分析的新进展与展望[J].机械工程学报，2001，37(11):1-6.ZHAOYongxiang.Newprogressandprospectonthestrain-basedfatiguereliabilityanalysis[J].ChineseJournalofMechanicalEngineering，2001，37(11):1-6.[10]顾长鸿，盛一兴，张树林.飞机起落架上位锁机构可靠性分析[J].北京航空航天大学学报，1995，21(4):18-23.GUChanghong，SHENGYixing，ZHANGShulin.Analysisofmechanismreliabilityoflandinggearuplocksystem[J].JournalofBeijingUniversityofAeronautics＆Astronautics，1995，21(4):18-23.[11]冯蕴雯，国志刚，宋笔锋.如何确保飞机起落架收放锁系统的可靠性[J].西北工业大学学报，2005，23(2):171-175.FENGYunwen，GUOZhigang，SONGBifeng.Exploringhowtoensurereliabilityoflocksystemofretracting-loweringlandinggear[J].JournalofNorthwesternPolytechnicalUniversity，2005，23(2):171-175.[12]龙江，张铎.飞机应急放起落架的机构运动可靠性研究[J].机械强度，2005，27(5):624-627.LONGJiang，ZHANGDuo.Researchonmotionprocessreliabilityoflandinggearduringemergencyextending[J].JournalofMechanicalStrength，2005，27(5):624-627.[13]中国民航机场建设集团公司.MHJ5004—2009民用机场水泥混凝土道面设计规范[S].北京:人民交通出版社，2009.[14]黄立葵，盛灿花•车辆动荷系数与路面平整度的关系[J]•公路交通科技，2006,23(3):27-30.HUANGLikui，SHENGChanhua.Relationshipbetweenvehicledynamicamplificationfactorandpavementroughness[J].JournalofHighwayandTransportationResearchandDevelopment，2006，23(3):27-30.[15]吕耀志，董倩，胡春飞，等•跑道动荷载与国际平整度指数关系研究[J]•中外公路，2013,33(3):74-77