套筒式张线天平的研制

2012-04-15赵长辉刘博宇

实验流体力学 2012年4期

张平，赵长辉，刘博宇

（中国航空工业空气动力研究院，沈阳 110034）

0 引言

在高速风洞中，全机测力试验主要采用尾支撑及腹部支撑。由于空气动力学的快速发展，出现了特种布局形式的飞机，单纯的尾支撑及腹支撑已不能满足风洞试验的需要［1－2］。近年来，国内风洞发展了一种新型的全机测力模型支撑——张线支撑［3－4］。该支撑具有刚度大、干扰小、适应性强等优点，特别适用于带有大船尾角后体等特种布局飞机的全机测力试验。由于中航气动院FL－2高速风洞试验段尺寸的限制，张线天平的可用空间较小。因此，在张线支撑系统中，张线天平的研制非常关键。为此，笔者设计了一种套筒结构形式的天平，较好地保证了天平的整体刚度，满足了民机张线测力试验的特殊要求。

为满足民机张线测力试验的特殊要求，中航气动院FL－2风洞研制了一套高速民机张线支撑系统，其张线与水平面的夹角达到64.5°，迎角变化范围为±18°。此次试验所用标准模型是在GBM－01标模的基础上改造而成，马赫数范围为0.5～0.9，试验迎角范围为－4°～8°。

1 天平设计

1.1 天平方案选择

根据民机张线测力试验的特殊要求，天平在进行方案设计时选用了两种形式：一种为套筒结构形式，另一种为常规悬臂梁环状结构形式［5］。

套筒结构形式的张线天平具有以下特点：

（1）由于天平元件主要采用拉压变形形式，因此天平变形较小，天平刚度较强。

（2）天平内杆两端与8根张线拉杆相连接，天平外套筒与模型内腔相连结，因此天平的连接较牢固。

（3）由于天平的外套筒和内杆通过焊接相连接，因此对天平的加工工艺及焊接工艺要求较高。天平的加工成本较高。

常规悬臂梁环状结构形式的张线天平具有以下特点：

（1）由于天平元件主要采用弯曲变形形式，因此天平变形较大，天平刚度相对较弱。

（2）天平一端通过天平内杆与8根张线拉杆相连接，天平另一端与模型内腔相连结。由于天平轴向尺寸的限制，两端的连接尺寸较短。因此天平的连接相对较弱。

（3）由于天平采用常规的元件形式，因此天平的加工成本较低。

张线支撑的模型在试验过程中，当给定迎角时，要求其姿态角的变化尽量小，而模型姿态角的变化主要来自天平受载产生的弹性变形。常规悬臂梁式天平由于结构形式的局限性，必将产生相对较大的弹性变形，这与民机张线测力试验的要求相矛盾。因此，采用套筒结构形式的天平为好。在理想情况下，可以认为纵向载荷在天平元件处产生拉压变形，而拉压变形所形成的线位移较小，这样就满足了模型姿态角变化尽量小的要求，既可以节省模型内部空间又能承担更大的载荷。同时，张线天平与支撑机构及模型内腔连接面积的相对增加，也有利于天平可靠连接。从理论计算上，套筒结构形式的天平各分量的应变输出也较合理。

1.2 天平结构设计

由于中航气动院FL－2高速风洞实验段尺寸的限制，张线天平的结构尺寸相对较小，但天平所受载荷较大。因此，天平设计必须克服尺寸小但载荷较大的矛盾，如何有效保证天平外套筒和内杆的刚度及其连接处的刚度，将是张线天平设计成败的关键因素，天平设计难度较大。

图1 天平实物图Fig.1 The photo of balance

以前曾经结合某工程设计了一台张线天平如图1所示。由于模型尺寸限制，该天平采用套筒变截面结构形式，外套筒和内杆采用电子束焊接，中间锥度部分连接模型，两端通过球铰与8根张线连接，法向力、俯仰力矩、滚转力矩、横向力、偏航力矩均采用拉压梁式结构（其中轴向力为“S”形变形结构），共12片梁，12片梁的支撑端为悬臂梁，天平内杆较细，张线连接件安装在天平内杆两端，所以天平内杆实际是两端铰支的。经校准发现该天平存在诸多问题：一是天平各分量回零较差；二是天平各分量之间干扰较大；三是天平各分量灵敏度较低，特别是法向力及横向力输出较小。以上3种原因造成天平精度较低，无法用于风洞试验。分析其原因，此天平主要有以下几点不足，造成灵敏度降低，干扰增大：（1）天平元件在天平外套上，这就要求天平外套要有一定的厚度，而天平外套元件处的最小直径为φ38mm，这就使此处天平内杆的直径只有φ24mm，造成天平内杆刚度较弱，天平内杆在载荷作用下产生较大变形，带动天平元件变形；（2）天平受载后天平铰接端处存在摩擦力，使内杆变形后不能完全复原；（3）元件支撑梁为悬臂梁且刚度较弱，变形后造成拉压元件产生弯曲变形，将拉压变形抵消；（4）外套筒和内杆是在端部焊接在一起的，焊接工艺性较差，若焊接有缺陷会造成天平不回零，但这种缺陷无法检测。造成天平不回零的原因可能还有张线连接球摩擦力较大，张线连接位置离天平元件较近等原因。

结合民机张线测力试验设计了一台全新的张线天平如图2所示。考虑到天平整体刚度的要求，在模型设计时，经反复协调，将布置天平的结构内腔加到最大允许范围。而有些因素如实验段张线机构已经无法改变，因此只能在天平元件结构形式上寻求突破。该天平采用套筒等截面结构形式，外套筒和内杆采用电子束焊接，中间锥度部分连接模型，两端通过球铰与8根张线连接，在天平结构设计上，通过对原张线天平精度低的分析，借鉴浮框式天平的特点做了如下创新：（1）将天平元件都布置在外套筒上，外套筒元件处的直径设计为φ58mm，法向力、俯仰力矩、滚转力矩、横向力、偏航力矩元件布置在两端，共4片梁，其中法向力、俯仰力矩和滚转力矩为拉压变形，横向力和偏航力矩为“S”形变形，元件处支撑部分由受弯曲变形改为受拉压变形且刚度较强，同时也减小了切削量，轴向力元件布置在外套筒中间，其为弯曲变形，这样布置大大提高了外套筒的整体刚度；（2）天平内杆是直径为φ44mm的实芯粗轴，其上没有布置天平元件，这样就大大提高了内杆的整体刚度；（3）加大了天平外套元件之间的距离，将其尽可能布在远离天平与模型连接处及天平与8根张线拉杆连接处，以减小天平与模型连接处残余应力对天平外套元件的影响，同时也减小了张线连接球处摩擦力对天平可能造成的影响；（4）外套筒和内杆通过楔块在楔块端部焊接在一起，焊接工艺性好，此种焊接方法容易保证焊接质量；（5）天平外套与模型采用1∶50锥度连接，此连接方式可靠。通过正反楔子拉紧及退出连接。

图2 天平结构图Fig.2 3Ddiagram of wired balance

在完成天平结构设计后，通过有限元分析对天平各分量进行了应变计算，在法向力作用下，天平元件侧面中部平均应变约为438×10－6，实测值为460×10－6（见图3）；在俯仰力矩作用下，天平元件侧面中部平均应变约为240×10－6，实测值为260×10－6（见图4），从中可以看出计算结果与天平实际输出较吻合。