付 強，任洪鵬，霍琳穎，李彥恒，朱 光，吳 昊，王然江

（1. 中國人民解放軍 96911 部隊，北京 100011；2. 中國船舶重工集團應急預警與救援裝備股份有限公司，武漢 430223）

0 引言

航空運輸因其高效、快速、遠程的特點而成為空天貨物運輸?shù)闹饕绞街?，對國民?jīng)濟發(fā)展起著重要的支撐作用。其中直升機運輸具有機動靈活、可懸停和垂直起降等優(yōu)點，但其內(nèi)部空間小，貨物無法依靠叉車和吊車裝載，因此解決裝載不便從而充分利用直升機運輸能力是研究的重點和焦點。

轉(zhuǎn)載支架車是一種空天貨物轉(zhuǎn)運的專用設備，可實現(xiàn)貨物在直升機上的快速裝卸。焦曉飛等通過有限元計算對轉(zhuǎn)運車在轉(zhuǎn)彎過程中結(jié)構(gòu)的受力情況進行計算，對轉(zhuǎn)運車結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化。為了縮短貨物的裝卸載時間從而提高直升機的運輸效率，支架車應可隨轉(zhuǎn)載貨物登機飛行；考慮到直升機有嚴格的載重限制，應盡可能減輕支架車自重使直升機具有更安全的起飛重量。

本文中所設計的一種新型空天貨物轉(zhuǎn)載支架車采用鋁合金構(gòu)件為主體，適合人工搬運和快速拼裝，兼顧直升機內(nèi)部空間受限和運輸輕質(zhì)化的要求，但是否仍需優(yōu)化支架車結(jié)構(gòu)還有待對其靜強度和可靠性進行分析。本文對該新型支架車進行有限元數(shù)值模擬，驗證支架車結(jié)構(gòu)（包括車架、分載板和支腿）的強度，并根據(jù)強度工程數(shù)據(jù)推導材料的強度分布，進而計算支架車各結(jié)構(gòu)的失效概率，以驗證是否滿足可靠性指標要求。

1 支架車整體結(jié)構(gòu)

空天貨物航空運輸通過轉(zhuǎn)載支架車進行裝卸，支架車的整體結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖1 新型空天貨物轉(zhuǎn)載支架車示意Fig. 1 Schematic diagram of the novel transfer cart for air cargo transshipment

支架車車架采用鋁合金材料；前后兩端設置升降輪組，用于實現(xiàn)車架整體升降，同時具備行走、轉(zhuǎn)向和制動功能；四周為桁架結(jié)構(gòu)；下部為蜂窩鋁底板，用于承載貨物。

為了保障支架車上、下機艙，以及貨物在機艙內(nèi)運輸時的分載，克服機艙地板承載能力低的約束，設置軌道和分載板作為輔助裝置（如圖2 所示）。裝載貨物的支架車可通過手/電一體絞盤和軌道被牽引進入直升機。分載板兩端支撐于加強框上、中間懸空，用于分散貨物對直升機地板的局部壓力。

圖2 支架車用直升機艙內(nèi)輔助裝置Fig. 2 Schematic diagram of auxiliary apparatus for the cart inside the cabin

2 支架車車架的數(shù)值模擬

為了驗證新型支架車的承載能力，利用有限元軟件ABAQUS 對支架車主體結(jié)構(gòu)建立有限元模型并分析各結(jié)構(gòu)受力情況。

2.1 支架車車架有限元模型

支架車車架整體（如圖3所示）長2300 mm、寬1300 mm、高550 mm，底板長2000 mm、寬1300 mm；裝載的貨物總重為3 t。支架車車架采用鋁合金6061-T6材料，其抗拉、抗壓強度設計值為200 MPa，抗剪強度為115 MPa，彈性模量70 GPa，泊松比0.33。

圖3 支架車車架幾何尺寸Fig. 3 The dimensions of the frame of the support vehicle

支架車整體結(jié)構(gòu)采用實體單元模擬，并僅在4 個輪組處施加豎向位移約束。支架車車架的有限元模型如圖4 所示。

圖4 支架車車架的有限元模型Fig. 4 Finite element model of the frame of the cart

2.2 支架車車架的受力分析

通過有限元數(shù)值計算，車架的等效應力分布如圖5 所示。忽略模型中豎梁與縱梁的連接處存在應力集中部分后，支架車車架的上弦桿Mises 應力最大值為78 MPa，斜桿端部Mises 應力最大值為116 MPa，均小于鋁合金6061-T6 強度設計值200 MPa。因此，支架車車架的結(jié)構(gòu)強度滿足設計要求。

圖5 支架車整體等效應力Fig. 5 Equivalent stress of the cart

圖6 給出了支架車車架的側(cè)向變形情況，車架結(jié)構(gòu)中上弦桿中間側(cè)向變形最大為7.5 mm。

圖6 支架車側(cè)向變形Fig. 6 Lateral deformation of the cart

2.3 不均勻沉降對支架車車架的影響

考慮到在支架車貨物裝機過程中，支架車的4 個輪組高度可能不一致。假定前右側(cè)車輪下沉20 mm，建立有限元模型進行受力分析，結(jié)果如圖7所示?？梢姡汉雎攒嚰軝M梁與縱梁連接處應力集中現(xiàn)象，在發(fā)生不均勻沉降后，弦桿Mises 應力最大值為75 MPa，較未發(fā)生沉降時降低約4%；斜桿Mises 應力最大值為119 MPa，較未發(fā)生沉降時提高了約3%；同時，應力值明顯小于鋁合金材料的設計強度（200 MPa）。因此，支架車裝機過程中車架的結(jié)構(gòu)強度仍滿足設計要求。變形分析結(jié)果表明，右前端滾輪上端豎向位移22 mm。

圖7 不均勻沉降時支架車等效應力Fig. 7 Equivalent stress in the support vehicle under unevensettlement

3 分載板的數(shù)值模擬

分載板采用高強度蜂窩鋁合金，其中：上下面板采用鋁合金6061-T6；內(nèi)部蜂窩晶格采用鋁合金3003，其抗拉、抗壓強度設計值為100 MPa，抗剪強度為60 MPa，彈性模量70 GPa，泊松比0.33?？紤]支架車滾輪在直升機墊板上滾動，建立分載板局部模型如圖8 所示。

單個分載板寬220 mm、厚40 mm，晶格邊長6 mm、邊厚0.2 mm，上下翼板厚均為2 mm。分載板兩側(cè)設置導軌，防止支架車跑偏；中部設置有插裝限位，分別限制支架車輪組和托盤底部，如圖8(a)所示。輪組作用下的分載板有限元模型如圖8(b)所示，其中蜂窩鋁墊板采用S4 單元模擬，在850 mm范圍內(nèi)簡支約束。

圖8 分載板及其有限元模型Fig. 8 The load-sharing panel for the support vehicle and its finite element model

支架車在上機前由牽引車牽引以10 km/h 的速度行進，之后由手/電一體絞盤牽引上機。支架車升降輪組的轉(zhuǎn)向輪和固定輪均選用高彈性壓配式實心輪胎，輪胎外徑229 mm、寬127 mm。升降輪組在分載板上行駛，單個輪子的承載能力不低于890 kg?？紤]不均勻系數(shù)1.3，單個滾輪荷載為11.3 kN，支架車單輪作用面積為127 mm×30 mm，均布壓力為2.96 MPa。

輪組作用下分載板的Mises 應力分布如圖9所示，可見：分載板的最大Mises 應力為93.3 MPa，發(fā)生于與輪組直接接觸的分載板上表面，強度值小于高強度鋁合金6061-T6 的抗壓強度；分載板蜂窩晶格最大Mises 應力為83.8 MPa，滿足晶格材料高強度鋁合金3003 的強度要求。

圖9 輪組作用下的分載板應力Fig. 9 Mises stress of the load-sharing panel under wheel loading

4 支腿的數(shù)值模擬與計算

4.1 支架車支腿有限元模型

支架車升降支腿（如圖10(a)所示）外筒結(jié)構(gòu)采用鋁合金材料6061-T6；螺桿、內(nèi)套筒和支腿桿采用45 號鋼，其抗拉強度為600 MPa，容許應力為353 MPa，彈性模量為206 GPa，泊松比0.24。

支腿的有限元模型見圖10(b)，其中：內(nèi)外套筒和輪組支腿均采用S4R 殼單元模擬，螺桿采用實體單元模擬；內(nèi)筒與螺桿間通過綁定約束耦合，螺桿與頂部外壁接觸。

圖10 支架車支腿及其有限元模型Fig. 10 Outrigger in the bracket car and its finite element model

支架車升降支腿的Mises 應力分布如圖11(a)所示，可見升降支腿最大應力為178 MPa，發(fā)生在螺桿與支腿筒接觸處，小于45 號鋼的容許應力。升降支腿連接處的應力分布如圖11(b)所示，外筒焊縫連接處應力為60 MPa，小于6061-T6 鋁合金焊縫的容許應力100 MPa。外殼上部與螺桿接觸擠壓處應力為90 MPa，小于6061-T6 鋁合金的容許擠壓應力200 MPa。

圖11 支腿及支腿連接處的Mises 應力Fig. 11 Mises stress of the outrigger and outrigger connection

4.2 上機過程中支腿平均強度計算

支架車裝載貨物時，貨物及支架車總重為3.3 t，貨物重心與支架車前軸中心距離=1300 mm，距后軸中心距離=1100 mm。

即支架車單腿的最大軸載為0.89 t。支架車在上機過程中，其升降支腿與斜面法線方向形成一定角度，最大夾角為16°（如圖12 所示）。貨物重心略靠近后輪，后輪存在最大荷載，因此須對后輪支腿進行強度校核。

圖12 上機時支架車主軸橫截面Fig. 12 The cross section of the cart on boarding the plane

升降支腿后輪載荷=8 727.92 N，在支腿桿垂直方向的分力為=×sin 16°=2 405.74 N?？紤]1.5的沖擊系數(shù)，對后輪載荷在支腿垂直方向的分力進行修正，得′=×1.5=3 608.61 N。按支腿有效長度=510 mm 計算得到升降支腿受到的最大彎矩為=′×=1 840 391.39 N·mm。則升降支腿的最大彎曲應力=/=135 MPa，其中為支腿抗彎截面系數(shù)。升降支腿的軸向壓應力=/=5.1 MPa，其中為支腿的截面面積。升降支腿端部平均剪切應力為=′/=2.2 MPa。

綜合考慮支架車上機過程中，升降支腿受到的彎曲應力、壓應力以及剪切應力，則支腿受到的最大合成應力為

5 支架車可靠性分析

為進行可靠性定量分析，驗證支架車各結(jié)構(gòu)是否滿足可靠度為0.999 99 的指標要求，并查找系統(tǒng)薄弱環(huán)節(jié)，根據(jù)《鋁合金結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》和《軍用橋梁設計準則》，將支架車各結(jié)構(gòu)最大應力與強度匯總?cè)绫? 所示。

表1 支架車各結(jié)構(gòu)最大應力與強度Table 1 Maximum stress and strength of substructures of the cart

機械結(jié)構(gòu)可靠性一般采用應力-強度干涉模型計算，應力分布和強度分布的疊加區(qū)間為結(jié)構(gòu)失效概率。由于缺少基礎(chǔ)數(shù)據(jù)支持，材料的強度分布通常無法獲取。本文采用材料強度設計值、標準值及其對應的累積失效概率推導材料的強度分布。

一般認為材料強度服從正態(tài)分布，即～(,)。失效概率密度函數(shù)記為()。根據(jù)安全等級，材料強度標準值對應的累積失效概率密度為=0.05，強度設計值對應的累積失效概率密度為=6.9×10，則材料強度方差和均值分別為：

其中，為各材料最大應力值，計算結(jié)果如表2 所示。支架車各結(jié)構(gòu)可靠度指標0.999 99 對應的失效概率為1×10。由表2 可知：支架車各結(jié)構(gòu)失效概率均滿足要求；分載板鋁合金3003 材料的失效概率最大，為4.15×10。故而知此為支架車系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，建議對其加以改進。

表2 支架車各結(jié)構(gòu)失效概率Table 2 Failure probability of substructures of the cart

6 結(jié)論

本文對新型輕量空天轉(zhuǎn)載支架車進行了有限元仿真和失效概率計算，驗證其靜強度和可靠性指標要求，得到如下結(jié)論：

1）空天貨物荷載施加于支架車底板上，上弦桿最大應力78 MPa，斜桿端部最大應力116 MPa，均小于鋁合金6061-T6 設計強度200 MPa，支架車結(jié)構(gòu)強度滿足要求。單根支腿下沉20 mm 時造成的不均勻沉降對結(jié)構(gòu)應力影響較小。

2）輕量化支架車的整體強度滿足使用要求，分載板最大Mises 應力為93.3 MPa，滿足蜂窩鋁材料的強度要求。

3）升降支腿最大應力178 MPa 出現(xiàn)在螺桿與支腿筒接觸處，滿足45 號鋼強度要求。滿載貨物的支架車重心靠后，支腿受到的最大合成應力為140.1 MPa，小于材料設計荷載。

4）支架車各結(jié)構(gòu)失效概率均滿足指標要求，但分載板內(nèi)部蜂窩晶格材料鋁合金3003 材料失效概率最大，為4.15×10。后續(xù)可考慮通過降低蜂窩晶格邊長，增加蜂窩晶格邊厚，或采用更高強度等級的鋁合金材料6061-T6 來降低支架車的整體失效概率。