空客A320飛機前后登機門框結構設計對比分析

李柯楠

【摘 要】本文以空客A320飛機前后登機門框結構為研究對象，對其不同的結構設計進行傳力分析，并使用CATIA分別對其模擬建模，將模型導入到HyperWorks軟件對其在1倍氣密載荷條件下，進行有限元計算，并對得到的結構進行對比分析。

【關鍵詞】空客A320飛機；門框結構設計；HyperWorks軟件；有限元分析

0 前言

空客A320系列飛機是歐洲空中客車工業(yè)公司研制生產(chǎn)的單通道雙發(fā)中短程150座級客機，是在役的最成功的單通道雙發(fā)商用飛機，空中客車工業(yè)公司由法國、德國、英國和西班牙的宇航公司共同組成，因此A320飛機前后部段分別由不同的國家設計，由于設計理念的不同造成了結構設計上的差異，雖然前后登機門結構相似，但結構布置及細節(jié)設計存在一定差異，本文將針對空客A320飛機前后登機門框結構進行模擬建模及有限元分析，對此問題進行分析。

1 研究對象分析

1.1 前后登機門門框結構概述

A320飛機前后登機門門框結構設計成由門框前后加強端框及門框上下梁所組成的“井”字形加強構件與加強蒙皮構成的典型大開口加強形式。門框結構主要由化銑加強蒙皮、加強墊板、前端框、后端框、上檻梁、下檻梁、縱向加強件組成，如圖1。

1.2 結構差異對比

A320飛機前后登機門門框結構差異主要在于門框及壁板的設計：前登機門門框附近采用密框結構，框距較小，門框端框框高為165mm，對應門框止動塊布置數(shù)量較少但結構較強的機加成型短梁。后登機門門框為普通框距，門框端框框高120mm，布置與長桁數(shù)量相當?shù)拟k金成型短梁；前登機門門框壁板由加強蒙皮與角部加強墊板組成，加強蒙皮選用8mm厚的2024-T42包鋁板材，采用多臺階化銑，在登機門開口角部十字交匯區(qū)增設內(nèi)加強板，以有效的控制轉(zhuǎn)角處的工作應力。后登機門門框加強蒙皮按破損安全止裂結構設計，加強蒙皮在登機門開口中間分成前、后兩塊，通過對接帶板對接，蒙皮根據(jù)載荷分布情況采用變厚度多級化銑成型，以減輕蒙皮上應力集中情況。

2 傳力分析及結構差異分析

2.1 傳力分析

前登機門門框處機身受載主要受載為氣密載荷、自身慣性載荷，其中對前登機門門框結構影響較大的載荷為氣密載荷。后登機門門框處機身除承受氣密載荷、自身慣性載荷外，還需傳遞垂尾、平尾所產(chǎn)生的操縱載荷，因此其受載比前登機門處的機身更嚴重且更為復雜。

根據(jù)機身開口的傳力特點，開口周圍結構需傳遞大量的蒙皮剪力、機身軸向力、彎矩及扭矩，因此A320飛機前后登機門門框結構的總體布置均采用了由加強蒙皮、上下檻梁、縱向加強短梁、加強端框及其鄰接框組成的典型的“井”字形開口加強結構形式。加強蒙皮傳遞由氣密載荷、飛行載荷、操縱載荷及打斷長桁所引起的剪流；上下檻梁傳遞機身軸向力（由梁外緣剪流傳遞）及彎矩（由梁內(nèi)緣剪流傳遞）；加強端框傳遞機身扭矩；縱向加強短梁、加強端框及其鄰接框組成的盒形結構傳遞止動塊上的艙門載荷。上下檻梁、前后端框應盡量靠近開口以限制開口邊緣蒙皮應力水平及變形，由于機身主要承受氣密載荷產(chǎn)生環(huán)向變形，所以應保留環(huán)向前后端框的連續(xù)，蒙皮應在開口四個角部應力集中的區(qū)域進行加強。

2.2 結構差異分析

在門框加強端框框高、縱向加強短梁、壁板等方面的差異，應從機身前、后段受載的角度分析。

前登機門門框處機身主要受載為氣密載荷、自身慣性載荷和起落架載荷。自身慣性載荷主要使機身產(chǎn)生剪力、彎矩和扭矩。起落架載荷又分為垂直載荷、航向載荷和側(cè)向載荷，其中最嚴重的是垂直載荷，對機身產(chǎn)生較大的剪力和彎矩；其次為航向載荷，對機身產(chǎn)生軸向力和彎矩；側(cè)向載荷相對較小，主要使機身產(chǎn)生扭矩及環(huán)向剪流。其中對前登機門門框結構影響較大的載荷為氣密載荷。

后登機門門框處機身除承受氣密載荷、自身慣性載荷外，還需傳遞垂尾、平尾所產(chǎn)生的剪力、彎矩及扭矩，因此其受載比前登機門處的機身更嚴重且更為復雜。

載荷情況的不同導致了前、后登機門處機身結構設計上的差異。由于前登機門機身段的彎矩、剪力、扭矩等均較小，此段機身主要結構為無長桁的密框結構，這種結構形式承受彎、扭載荷的能力較差但具有較強的氣密載荷承載能力。而后登機門處的彎、扭、剪均較前登機門處嚴重，因此此段機身采用了連續(xù)長桁的結構形式，開口區(qū)的長桁一直延伸到前、后端框，這種結構形式承受彎、扭、剪的能力較強。

為了增加抗彎、扭載荷的能力，前登機門加強端框框高設計為165mm，明顯高于后登機門加強端框的120mm。

由于前、后登機門的大小相同，其承受的氣密載荷也相同，因此其止動接頭的形式及布置也一樣。但因為框距的不同造成短梁的形式存在差異。短梁主要用于支撐端框腹板、傳遞接頭的附加彎矩及部分法向力。前登機門處框距小，短梁傳遞附加彎矩的力臂短、短梁兩端剪力大，而且前部密框結構框間縱向加強件少，僅有短梁支撐，因此采用了截面較強的機加件；而后登機門處框距為標準框距，短梁的力臂大、短梁兩端剪力小，而框腹板由短梁和長桁接頭共同支撐，因此采用了較弱的鈑金組合件。

前登機門門框蒙皮分塊較小、開口周圍厚度較厚，相對于后登機門門框的分塊蒙皮加墊板的形式具有強度剛度好、應力水平低、重量輕的優(yōu)點，但由于蒙皮零件復雜程度高、單個零件周邊協(xié)調(diào)關系多，在制造、裝配等方面較差，在破損安全方面的性能也較差。

3 有限元分析

3.1 應變分析

工況選取1倍氣密載荷，既1ΔP=0.056Mpa。分別對前后登機門門框結構建有限元模型并細化網(wǎng)格，有限元分析結果，在1倍氣密載荷作用下前登機門門框結構各止動點最大位移為7.9mm，出現(xiàn)在門框的第3個止動點上，后登機門門框結構各止動點最大位移為2.8mm，出現(xiàn)在門框的第1個止動點上，如圖2、3。

通過有限元應變分析可以看出，后登機門門框處，由于機身橫截面為圓形截面，其環(huán)向剛度基本一致，因此在1倍氣密載荷作用下，整個機身橫截面變形均勻，最大變形為2.8mm。而前登機門框處，雖然門框構件的截面較強，但是由于機身底部有前起落架艙，機身截面的環(huán)向剛度變化很大，因此在氣密載荷作用下，門框兩側(cè)的變形較大，最大變形為7.9mm。對比結果，前登機門門框的變形協(xié)調(diào)性不如后登機門門框。

3.2 應力分析結果

通過有限元分析對比前后登機門門框的應力水平，在1倍氣密載荷作用下，前門框最大應力198.8MPa，位于底部止動塊附近的腹板上。上下緣條應力在100MPa左右；后登機門前框最大應力為1153.8MPa，位于與止動塊連接的腹板上。上下緣條的應力在200MPa以下，如圖4。

4 結論

通過上述對比分析，前后登機門門框總體布置均采用典型的“井”字形開口加強結構，但是在檻梁縱向件連接、加強短梁布置、蒙皮分塊、蒙皮厚度等細節(jié)設計上存在一定差異，差異是由于前后機身受載不同、整體結構布置不同、機身截面及外形不同等原因引起的，對比前后登機門門框有限元分析結果，結構布置的差異導致門框整體應力、應變的差異：前登機門門框整體應力水平較低，但變形較大，變形協(xié)調(diào)性較差；后登機門門框整體應力水平較高，但變形較小，變形協(xié)調(diào)性較好。

【參考文獻】

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[2]牛春勻，酈正能.實用飛機結構工程設計[M].航空工業(yè)出版社，2008.

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[責任編輯：張濤]endprint