第Ⅱ重量級吊耳結構強度計算分析

付 凡 ，謝子文 ，林海彬 ，朱照陽

（1．空軍裝備部駐南昌地區軍事代表室，江西 南昌，330024；2．航空工業洪都，江西 南昌，330024）

0 引言

機載懸掛結構一般采用滑塊或吊耳連接，滑塊結構一般用于小直徑、輕質量機載懸掛物，而吊耳結構一般用于大直徑、重質量機載懸掛物。隨著飛機戰術性能要求的不斷提升，機載懸掛物向質量更重、體積更大、發射初速度更快的方向發展，機載懸掛物與吊掛裝置連接部位、吊掛裝置本身以及吊掛裝置與飛機的連接部位的強度問題也凸顯出來[1]。用于大直徑、重質量機載懸掛物的吊耳結構是機載懸掛物上的關鍵部件，作為機載懸掛物與載機的連接接口，吊耳結構承受機載懸掛物在掛飛過程中各種工況下的極限載荷，對機載懸掛物與載機的安全性起至關重要的作用。

本文參考了GJB 1C-2006《機載懸掛物和懸掛裝置結合部位的通用設計準則》[2]中規定的第Ⅱ重量級吊耳結構，建立三維數模和有限元模型，并在規定的載荷下對吊耳結構進行了強度校核，為機載吊耳結構的設計和生產提供了一定的理論依據。

1 吊耳結構模型

1.1 吊耳結構幾何模型

GJB 1C中規定的第Ⅱ重量級吊耳結構二維數模如圖1所示。

根據圖1所示的吊耳二維數模，通過CATIA建立了吊耳結構的三維數模，如圖2（a）所示。

1.2 吊耳結構有限元模型

GJB 1C中規定第Ⅱ重量級吊耳須承受180000N垂直方向的拉伸載荷，在垂直方向拉伸載荷作用下，吊耳結構的受力主要由最小截面A-A承受，理論上截取A-A截面以上部分模型建立有限元模型計算即可。為保證吊耳模型的完整性，對吊耳結構劃分三部分網格，結構較為復雜的中間區域采用四面體網格過渡，其余部分以六面體網格為主建立了吊耳整體結構的有限元模型，如圖 2（b）所示，共 13404個單元，10434個節點。

圖1 第Ⅱ重量級懸掛物的355.6mm間距吊耳

圖2 第Ⅱ重量級懸掛物的355.6mm間距吊耳

1.3 網格過渡性驗證

由于吊耳結構有限元存在四面體與六面體網格的過渡，需驗證四面體過渡網格對整體結構計算結果的影響。下面建立一簡單算例驗證四面體網格與六面體網格共節點后，模型傳遞力的特性。

圖3 懸臂梁網格過渡模型

建立懸臂梁模型如圖3所示，分別劃分三種網格模型：全部為六面體網格的模型、中間有一段四面體網格的過渡模型、中間有兩段四面體網格的過渡模型。梁的尺寸為20mm×20mm×200mm，梁材料彈性模量E=210000MPa，泊松比μ=0.3。模型一端固定，另一端分別施加法向垂直載荷和軸向拉伸載荷，從而計算不同模型變形與理論變形的誤差影響。

首先對懸臂梁模型施加250N的垂直載荷，在垂直載荷作用下，懸臂梁的彎曲位移與應力結果如圖4所示。

圖4 垂直載荷作用下模型的位移和應力結果

垂直載荷作用下，懸臂梁位移的理論解為f=PL3/3EL=250×2003/(3×210000×(204/12))=0.238095mm

因此，彎曲位移有限元結果與理論解的對比如表1所示。

表1 彎曲位移有限元結果與理論解的對比

可以看出各模型位移結果相差不大，二段四面體模型與理論解的誤差最大，為5.67%。

垂直載荷作用下，懸臂梁應力的理論解為

彎曲應力有限元結果與理論解的對比如表2所示。

可以看出，各模型應力結果一致，其與理論解的誤差為2.67%，從而四面體網格對彎曲應力的影響很小。

表2 彎曲應力有限元結果與理論解的對比

隨后對懸臂梁模型施加25kN的軸向拉伸載荷，在拉伸載荷作用下，懸臂梁的拉伸位移和應力結果如圖5所示。

圖5 軸向拉伸載荷作用下位移結果與應力結果

因此，懸臂梁模型拉伸位移有限元結果與理論解的對比如表3所示。

懸臂梁軸向拉伸載荷作用下位移的理論解為

表3 懸臂梁模型拉伸位移有限元結果與理論解的對比

軸向拉伸載荷作用下各模型的位移結果與理論解相差很小，最大只有2.63%。

軸向載荷作用下，懸臂梁應力的理論解為

拉伸應力有限元結果與理論解的對比如表4所示。

表4 懸臂梁模型拉伸應力有限元結果與理論解的對比

軸向拉伸載荷作用下各模型的應力結果與理論解的最大誤差為8.70%。

從上面的懸臂梁算例可以看出，在彎矩載荷作用下，模型中四面體過渡網格對位移與應力結果影響都很小（最大為2.67%）。在軸向載荷作用下，四面體過渡網格對位移結果影響很小（最大2.63%），對應力結果稍有影響（最大8.70%），但仍在可接受范圍內，從而可以認為，在模型中局部采用四面體網格過渡不影響整體模型受力的計算結果。

2 吊耳計算結果

GJB 1C中規定，第Ⅱ重量級吊耳須承受180000N垂直方向的拉伸載荷，但并沒有規定吊耳采用哪種材料類型。因此在校核吊耳結構強度時需給定材料，30CrMnSiA[3]鋼具有較高的強度、良好的韌性與淬透性，廣泛應用于軍工及民用工業，常用來制造承受巨大沖擊及循環載荷的中等截面的重要零件，如飛機起落架、機翼主梁等，故指定吊耳結構材料采用30CrMnSiA鋼，其彈性模量E=210GPa，泊松比μ=0.3，屈服強度為835MPa，強度極限為1080MPa。

2.1 考慮材料線彈性情況下的計算結果

首先將材料視為完全線彈性的情況，將吊耳底端固定，拉伸載荷施加在吊耳內側，如圖6所示。

圖6 吊耳加載和約束模型示意圖

其計算結果如圖7所示。

圖7 吊耳應力云圖（最大3314MPa）

從圖7可以看出，材料完全線彈性情況下，吊耳的受力集中在耳孔內側兩端附近，最大應力為3314MPa，已經大大超出了材料的強度極限，不滿足材料的使用要求，因此需考慮材料的塑性變形情況。

2.2 考慮材料塑性情況下的計算結果

考慮材料的塑性變形，其中30CrMnSiA的塑性變形參數如表5所示，采用同樣的加載和約束方式，計算吊耳在180000N拉伸載荷作用下的變形情況。

表5 30CrMnSiA的塑性變形參數

由于材料塑性的原因，在計算過程中，模型變形太大，應變甚至超過了1，結構位移也超過了10mm，這部分的計算結果在實際工程中并不會出現，已經沒有參考意義。所以應舍棄這部分的計算結果，考慮到實際工程中結構的應變大多不超過0.02，故選取吊耳模型應變為0.02時的計算結果，此時應力、位移結果分別如圖 8（a）、圖 8（b）所示。

圖8 應變為0.02時的應力云圖和位移云圖

從圖中可以看出，此時吊耳結構的應力值最大為1129MPa，已經遠超過了30CrMnSiA的屈服強度835MPa，略微超出極限強度1080MPa，從這個角度看，吊耳結構并不滿足GJB 1C中規定的180000N的使用載荷。因此在使用吊耳結構時，需選用更高強度的鋼材料替代30CrMnSiA鋼。但更多的還是從工程實際出發，通過靜力試驗驗證吊耳結構的強度。由于有限元計算結果顯示模型局部應力過大，這可能是由于材料、加載方式等限制導致的，有必要利用工程算法計算吊耳結構的強度。

3 工程算法校核

吊耳承受拉伸載荷時，主要由其最小抗拉截面所承受，如圖2（a）中的A-A截面所示，這與螺栓光桿承受拉力時的作用機理類似。飛機設計手冊[4]中規定了材料為30CrMnSiA的螺栓破壞拉力，如表6所示。

表6 螺栓的破壞拉力（kN）

參考螺栓的破壞拉力，計算螺栓光桿承受破壞拉力時的應力值，如表7所示。

表7 30CrMnSiA螺栓光桿應力計算

此時若不考慮螺紋的影響，螺栓光桿在破壞拉力作用下的應力水平均低于材料的極限強度，而吊耳結構的最小抗拉截面的截面積為291mm2，介于M18與M20螺栓光桿截面積之間，故其理論破壞拉力載荷介于217710N與275570N之間，滿足GJB 1C中規定的180000N的拉力載荷。

4 結論

本文針對GJB 1C-2006《機載懸掛物和懸掛裝置結合部位的通用設計準則》中規定的第II重量級懸掛物的355.6mm間距吊耳結構，選取材料為30CrMnSiA，在規定的180000N拉力載荷作用下，建立四面體網格過渡模型進行強度計算，得到以下結論:

1）通過與理論解對比，四面體網格過渡模型對計算結果誤差最大為8.7%，從而認為在模型中局部采用四面體網格過渡模型不影響整體模型受力的計算結果。

2）有限元計算結果顯示，彈性情況下吊耳結構應力最大為3314MPa；塑性情況下，在應變為0.02時，結構最大應力為1129MPa，均超出材料強度極限，不滿足材料使用要求。

3）在有限元結果不滿足的情況下，進一步采用工程算法對吊耳結構進行校核，其理論破壞載荷介于217710N與275570N之間，符合GJB 1C中的要求。