课程设计报告飞机襟翼设计

课程设计(论文)院（系）名称航空科学与工程学院专业名称飞行器设计与工程题目名称襟翼结构初步设计学生姓名班级/学号指导教师王立峰成绩2012年9月©2011共15页第2页北京航空航天大学本科生课程设计（论文）任务书Ⅰ、课程设计（论文）题目：襟翼结构初步设计Ⅱ、课程设计（论文）使用的原始资料（数据）及设计技术要求：图11机翼翼型参数（翼型，根弦长度br，尖弦长度bt，展长l，后掠角A）2襟翼基本参数(相对弦长b襟翼/b机翼，相对展长l襟翼/l机翼，偏角As)襟翼离翼根均为30cm；3襟翼设计载荷（前缘气动载荷P，载荷分布直线，最大载荷点距襟翼前缘5cm）Ⅲ、课程设计（论文）工作内容：1、分析襟翼的常见结构和载荷情况2、分析和确定襟翼的运动方式，画出运动图3、根据给定的设计载荷设计襟翼结构。4、选择3个以上关键部件进行强度分析。重量估算。5、根据设计结果，绘制襟翼的装配图。选择3个以上的零件画出零件图。图纸必须6、符合规范。7、完成课程设计报告。序号翼型根弦长度br尖弦长度bt展长l后掠角A（25度弦线）相对弦长b襟翼/b机翼相对展长l襟翼/l机翼偏转角As前缘气动载荷P（襟翼展向根部）前缘气动载荷P（襟翼展向尖部）8230162.41.518100.300.2535850750襟翼型式及载荷分布示意图©2011共15页第3页一、襟翼的常见结构和载荷情况：1.1襟翼的常见结构：图2简单襟翼：简单襟翼与副翼形状相似,放下简单襟翼,相当于改变了机切面形状,使机翼更加弯曲。这样,空气流过机翼上表面,流速加快,压力降低;而流过机翼下表面,流速减慢,压力提高。因而机翼上、下压力差增大,升力增大。可是,襟翼放下之后,机翼后缘涡流区扩大,机翼前后压力差增大,故阻力同时增大。襟翼放下角度越大,升力和阻力也增大得越多。分裂襟翼这种襟翼本身象一块薄板,紧贴于机翼后缘。放下襟翼,在后缘和机翼之间,形成涡流区,压力降低,对机翼上表面的气流有吸引作用,使其流速增大,上下压差增大,既增大了升力,同时又延缓了气流分离。另一方面,放下襟翼,机翼翼剖面变得更弯曲,使上、下表面压力差增大,升力增大。由于以上两方面的原因,放下分裂襟翼的增升效果相当好,一般最大升力系数可增大75-85%。但因大迎角放下襟翼,上表面的最低压力点的压力更小了,使气流更易提前分离,故临界迎角有所减小。©2011共15页第4页开缝襟翼开缝襟翼是在简单襟翼的基础上改进而成的。放下开缝襟翼,一方面襟翼前缘和机翼后缘之间形成缝隙,下表面高压气流,通过缝隙高速流向上表面后缘,使上翼面附面层中空气流速加大,延缓了气流的分离,提高最大升力系数。另一方面,放下开缝襟翼,使机翼更加弯曲,也有提高升力的作用。所以开缝襟翼的增升效果比较好,最大升力系数一般可增大85-95%,而临界迎角降低不多。因此它是中、小型飞机主要采用的类型。设计：后缘襟翼。分类：简单襟翼：偏角不宜大于15度固定铰链单缝襟翼：有效偏角40度，用于轻型飞机有导轨单缝襟翼：用于轻中型运输机，增升特点比固定铰链单缝襟翼好固定铰链和导流片双缝襟翼：大偏角时优于单缝襟翼，但起飞时阻力大三缝襟翼：高翼载的运输机增生效果好，阻力小，但结构复杂，质量重富勒式襟翼：可偏转较大角度，减少阻力，但结构复杂，质量重，设计困难吹风襟翼：高压气流从小缝吹出，延迟气流分离。增生效果极佳。翼梁主要结构：单梁，双梁，三梁，小间距多肋组合结构。抗疲劳能©2011共15页第5页力强在襟翼导轨和制动器连接的位置，必须设置加强肋。。其他翼肋一般为带有减轻空的弯板肋或者桁架肋。蒙皮一般经化学铣工和机械加工。连接部位带加强凸台，也可用等厚蒙皮加锯齿形带板与梁缘条相连。蒙皮一般可拆卸。翼梁可以选用挤压型材，腹板和立柱铆接梁，也可以是弯板槽形梁，加立柱和减轻孔。襟翼后梁采用蜂窝夹心结构。1.2襟翼的载荷情况：A、弯矩和剪力分析本方案设计的是单缝襟翼，襟翼展长为4m，设置三个铰支点。采用单梁式结构。为方便计算将襟翼简化成后缘一个多支点梁。承受着剪力、弯矩和扭矩。并将所受载荷简化为弯矩和剪力由襟翼主梁完全承担。而扭矩则由襟翼截面闭室全部承担。剪力由梁腹板承担，正应力由梁的上下缘条承担。如图3。设计原始数据：图3载荷分布©2011共15页第6页襟翼截面载荷分布B、作用在襟翼上的分布载荷由给定的翼型数据，最大载荷点距襟翼前缘为5cm。现在要确定襟翼主梁的位置，主梁应不承受扭矩。如图七。以襟翼根部截面为研究对象，b根=2，4×0.30=0.72m设主梁距前缘为acm解得a=0.226m相对于根部弦长，位于31.5%处以襟翼尖部截面为研究对象，b尖=1.5×0.30=0.45m尖部所受合力解，得b=0.18m相对于尖部弦长，位于40%处序号翼型根弦长度br尖弦长度bt展长l后掠角A（25度弦线）相对弦长b襟翼/b机翼相对展长l襟翼/l机翼偏转角As前缘气动载荷P（襟翼展向根部）前缘气动载荷P（襟翼展向尖部）8230162.41.518100.300.2535850750图4翼面载荷分布©2011共15页第7页由于载荷沿展向为线性分布，故可以确定集中力的等效位置，大概位于各弦长的31.5%到40%左右处。由于差距较小，为方便计算，故选取统一的位置为37%处。为了减少主梁的受力，可将主梁安置与集中力载荷处，这样受到的等效扭矩可以忽略。选取合适的三点铰支位置悬挂点数量和位置确定的基本原则是：保证使用可靠、转动灵活、操纵面和悬臂接头的综合质量轻。增加悬挂点的数量可以使操纵面受到的弯矩减小，减轻了操纵面的质量，但增加了悬臂接头的质量和运动协调的难度；减少悬挂点的数目，运动协调容易，但操纵面上的弯矩大，且不符合损伤容限设计思想。在本设计案例中，因襟翼展长为全翼展长的25%，且出于降低结构静不定度数以简化计算的考虑，选取的悬挂点数目为3，则襟翼近似为一多支点梁受力模型，为一度静不定问题。为避免开口区不能传递剪流引起的补强问题，及由此导致的结构重量的增加，尽量减少开口区。故将两个悬挂点布置在襟翼两端，置于机翼里，另一悬挂点位于襟翼展长中间位置。为保证在机翼受载发生弯曲变形时不致出现襟翼卡死的现象，故悬挂接头一般有设计补偿。即除一个接头完全固定外，其余接头都有设计补偿，以便装配可调和运动协调。沿展向从襟翼根部到尖部，襟翼展长l襟翼=18×0.25=4.5m，单位展向长度截面所受合力F=0.5×b截×P截=0.5×0.25*(0.72-0.3)t+4*0.72×(850t+750)=44.6t2+345t+270(0≤t≤4，t=0对应于襟翼根部)载荷沿展向分布大致如下采用3处铰接，如图八图5展向分布©2011共15页第8页该问题变为1度静不定问题，利用材料力学中的力法原理，将问题转化：解除中间铰接，用向下的力代替其作用，约束条件为中部铰接处位移为0。经计算得剪力及弯矩图如下：图6襟翼在设计载荷下的剪力图图7襟翼在设计载荷下的弯矩图二、襟翼载荷（剪流）分析进一步简化襟翼截面：认为襟翼只有一根梁。则襟翼截面将只有两个闭室。由飞行器结构力学可知：如果前缘闭室的面积和扭转刚度足够大，作用在襟翼上的绝大部分扭矩将由前缘闭室承担。下面，我们将按照单闭室结构，用工程梁理论计算襟翼剖面上的剪流：首先，得把截面气动载荷简化成集中力，并找到它的作用点，这也是襟翼剪力在截面上的作用点。如图十一。在截面x轴上取一点x0，对这点取矩：得到集中力的作用点3abbx把主梁布置在1/3弦长处。为保证前缘闭室的刚度，我们假设前缘蒙皮和主梁腹板都足够厚。（根据经验，小飞机的襟翼的蒙皮3mm厚即可）。计算剪流时可能还会遇上同时使用不同材料的问题。进一步简化襟翼模型图8：©2011共15页第9页1、认为襟翼是全铝合金结构的。主梁由一块铝板弯边得到。故各部件的减缩系数Φ都等于1，放心计算！2、2、认为只有主梁承受正应力，简化xS~的计算。3、按照结构力学课程讲义重新定义坐标系，并忽略腹板高度与襟翼最大高度（也就是前缘直径）之间的差别。简化后的截面图见下面。0qqqQ*xoxQSJQkq~：22AdJox，1k；Q由前面的剪力图读取。0~21,xS，2~~~54,43,32,AdSSSxxx，0~25,xS于是：{0,,腹板蒙皮QQqdQq*dsqMqQT0其中)2(deQMyT，这里，3abae，2)23(2ddchorddQdsqQ图9232422dchordddS闭室综上所述：0qqqQ，前缘蒙皮的剪流为：2/32422/)3(2)2(2dchordddddchorddQdeQdQq前蒙主梁腹板上的剪流为：图11载荷简化©2011共15页第10页2/32422/)3(2)2(2dchordddddchorddQdeQq腹板三、襟翼结构的设计图10©2011共15页第11页图11主要尺寸的确定及重量估算4.1确定主要尺寸襟翼主要承力部件是主梁（缘条+腹板）和前缘闭室（蒙皮+腹板）。在这一节，我们只计算腹板、缘条和前缘蒙皮的尺寸。由于飞机设计手册关于结构设计的部分未给出具体的计算公式，忽略铆钉孔对这些构件造成的削弱。A、腹板：按照剪切破坏模式bhQt在这，Q——计算截面的剪力（见前面）h——腹板高度b——材料剪切强度极限按剪切失稳破坏模式，我们查到的公式边界条件与这里的不符，故忽©2011共15页第12页略。因为前缘闭室可看作受纯剪切：按第三强度准则，有2bb数据代入：NQ12max材料初选LY-12M：有220bMPa，1102bbMPa近似认为腹板高度mdh043.0054.03232(36mm)则mmhQtb53.2max腹板出于防止失稳考虑，实际上的腹板厚度腹板t3mm，可见气动载荷对腹板的影响很小。B、前缘蒙皮：A=0.223,b=0.497,e=0.4，chord=0.72，span=0.45把第8组数据代入剪流计算公式，得腹板剪4200maxq（SI），蒙皮剪流3879q（SI）bt4200，b=110MPa38.04200btmm故根据经验取t=4mm。后闭室基本不参与传扭，仅从防失稳考虑，取t=4mm。C、主梁缘条：认为弯矩全部由主梁角铝的两个弯边承受。设弯边的宽度为B。则对主梁：抗弯截面系数腹板腹板tBddtBdWZ323232©2011共15页第13页则，bZZtBdspanpchordWspanFWM腹板32151652maxmax以第3组数据代入：220bMPa(LY-12M)mmB46.0这样，缘条的宽度改由工艺性决定，取5mm。质量平衡及铰链位置的计算质量平衡可以减少襟翼与翼面耦合颤振的可能性。通常襟翼铰链位置靠图12前，静力平衡要求在襟翼前缘加配重。下图我们重申一下襟翼的构成（为简化计算，忽略了斜肋）。前缘闭室：前缘蒙皮：4mm前闭室肋╳8：2mm主梁：角铝：5mm后闭室：后缘蒙皮2mm斜肋╳2：2mm蜂窝夹层：ρ=40kg/m2楔形块除蜂窝夹层外，其余部件材料都是LY-12,ρ=2700kg/m24.2质量估算：A、前缘蒙皮：忽略中央铰链开口和补强斜肋用的带板，忽略后缘角。如图十四。前缘蒙皮质量铝前缘前缘spantdchorddm2322代入数据得：kgm94.7前缘图13©2011共15页第14页B、前闭室肋：肋面积2382dchordddS，单个肋的质量铝肋肋tSm，代入数据20126.0mS，kgm043.02700002.00126.0肋8个肋共计0.43kg。C、主梁：不考虑两端吊耳，简化成如图十五结构。铝腹板梁spantdddm3323代入数据，kgm5.3270