0 引言

在飞机生产过程中，实现零部件结构互换性，不但可以减少装配和对接的工作量，还可避免因强迫装配而在结构内产生对安全性和寿命有害的装配残余应力和局部应力集中^[1]。因此，在飞机结构设计中保证产品的协调互换能力对控制飞机制造成本和生产周期均有重要意义。

翼身整流罩位于机翼、机身对接区域，起到整流、光顺的作用，是影响飞机气动效率的重要结构^[2-4]。翼身整流罩区域通常布置有液压、环控、线缆等系统设备和管线路，需要定期检查和维护，因此翼身整流罩面板必须便于拆卸、安装^[5]。某型飞机翼身整流罩采用游动托板螺母与螺栓组合的连接方式，在总装线装配翼身整流罩结构时，经常出现需修配整流罩面板、现场配孔、面板需串架次使用等情况，修配工作量大，总装时间长，不仅不能满足飞机生产速率要求，靠修配安装的整流罩面板也不能实现互换。传统的飞机制造模式中，实物标准工装可以确定整流罩面板和骨架外形、接头以及孔系的相对位置关系，保证结构的协调和互换性要求^[6]。但是，实物标工在保证制造协调方面有很大的局限性，其设计制造既延长了飞机研制周期，也增加了制造成本，协调路线长、协调精度低，易造成返工现象。因此，实现翼身整流罩互换设计需另辟蹊径。本文提出一种大间隙配合的整流罩面板连接设计，通过使用大游走量托板螺母，补偿连接孔组相对位置偏差，保证面板与骨架的装配界面协调，实现翼身整流罩面板的互换。

1 翼身整流罩设计分析

翼身整流罩结构只承受局部气动载荷和自身惯性力，不参与全机传力^[7]。翼身整流罩上的气动载荷通过整流罩面板传递到与面板连接的骨架结构，再由隔框、纵梁、拉杆结构将力扩散到机身结构上。翼身整流罩不仅应满足强度要求，还需满足刚度要求^[8]，从而起到包络维形、气动光顺的作用。

翼身整流罩面板一般通过螺栓组与骨架连接。既要实现面板的互换，还应避免大量使用标准工装。为降低制造成本，只有通过增加紧固件与孔的配合间隙，通过大配合间隙来补偿制孔偏差^[9-10]。翼身整流罩结构按刚度设计，面板在气动载荷下变形较小，整流罩的连接紧固件主要承受拉伸载荷。当面板发生变形，连接紧固件可能会承受剪切载荷。一般抗剪螺栓的配合间隙为0.5~1 mm，抗拉螺栓的配合间隙可达到6~8 mm。间隙过大可能会导致整流罩面板强度下降，需研究配合间隙对翼身整流罩结构承载能力以及刚度的影响。本文开展整流罩面板连接的强度试验，研究大间隙下结构承载能力与失效模式，为面板互换优化设计提供设计参考。

2 试验件和试验载荷

考虑到试验件制造和试验实施的方便，将整流罩面板简化为矩形平板。试验件通过螺栓组与框结构连接。试验研究了两种配合间隙:0.3 mm和8.0 mm。试验件面板为蜂窝夹芯结构，金属框为铝合金机加结构。试验件尺寸如图1所示，具体试验矩阵如表1所示。

根据理论分析，考虑1.5倍极限载荷系数，试验载荷取-0.027 3 MPa，均匀施加在面板上。试验件面板尺寸为600 mm×600 mm，计算得到面板所受试验载荷为9.823 kN。在试验件面板上均匀粘贴胶布带，根据整流罩面板尺寸，共粘贴16块胶布带，胶布带尺寸为100 mm×100 mm，胶布带粘贴位置如图2所示。

通过杠杆系统进行载荷分配，保证各胶布带所受载荷一致，且合力作用线位于整流罩面板中心的垂线上。试验件通过垂向约束安装在承力地板上，在试验件隔框上布置侧向约束以测量面内约束反力。试验件加载与约束示意图如图3所示。采用MTS TestStar II加载系统中的25 kN液压作动筒施加载荷，采用载荷控制的方式逐级加载。试验加载现场如图4所示。

3 100%载荷加载试验

3.1 应力试验

各试验件在试验前将紧固件拧紧力矩统一调整为4.0 N·m。首先进行正常紧固件间距100%载荷试验，按加载顺序加载到100%试验载荷后载荷保持30 s，然后卸载回零，经试验现场目视检查，试验件完好。

在整流罩面板内侧和外侧选取若干个点采用应变片进行应变测量，面板中心位置使用花片，边缘位置使用单片。测量使用JM3813型多功能静态应变测量系统。面板应变片的位置和编号如图5和图6所示。

选取面板内侧位置为1#、4#、9#、16#的应变片，分别对应蜂窝面板中心、面板边缘、过渡段中点、过渡段边缘。计算三个正常游走量试验件应变的平均值，应变-载荷曲线如图7所示; 计算三个大游走量试验件应变的平均值，应变-载荷曲线如图8所示。

选取面板外侧位置为31#、34#、39#、46#的应变片，分别与面板内侧1#、4#、9#、16#位置对应，计算三个正常游走量试验件应变的平均值，应变-载荷曲线如图9所示; 计算三个大游走量试验件应变的平均值，应变-载荷曲线如图10所示。

由图7至图10可知，面板内侧受压，应变值为负，面板外侧受压，应变值为正。在加载至100%过程中，应变保持线性。大游走量试验件与正常游走量试验件相比，各位置应变值增大，应变随载荷变化规律一致。对比在100%载荷时，正常游走量试验件和大游走量试验件各位置的应变，如表2所示。

由表2可知，在使用大游走量孔径试验件后，100%载荷应变在中心处变化较小，在边缘处变化较大，且多数位置大游走量试验件应变大于正常游走量试验件应变。面板外侧应变绝对值大于对应位置面板内侧应变，这是因为加载过程中拉力作用于蜂窝面板外侧，导致外侧形变大于内侧形变。

3.2 位移试验

在整流罩面板上选取5个点进行位移测量，通过试验中的位移测量来监控整流罩面板的变形情况。测量使用YHD-50型位移传感器，由JM3813型多功能静态应变测量系统采集。位移测量点位置如图11所示。

面板边缘位移变化相似，选取面板中心1#和面板边缘4#两个位置，计算三个正常游走量试验件和三个大游走量试验件位移的平均值，位移-载荷曲线如图12所示，对比在100%载荷时，正常游走量试验件和大游走量试验件各位置的位移，结果如表3所示。

由图12和表3可知，位移随载荷变化保持线性。大游走量试验件与正常游走量试验件相比，各位置位移增大，位移随载荷变化规律与正常游走试验件一致。100%载荷位移在面板中心和边缘位置都增大，在面板中心位置变化率略小于边缘位置变化率，这是因为托板螺母游走量增大后，面板边缘约束减弱。

4 试验件承载能力试验

4.1 应力试验

在100%载荷试验后，进行承载能力试验。为加快试验进度，拆除一半紧固件，紧固件间隙由50 mm变为100 mm。按加载顺序进行加载直到试验件破坏，试验件破坏形式为面板紧固件拉脱破坏，如图13所示，各试验件破坏载荷统计如表4所示。

由表4可知，正常游走量试验件平均破坏载荷为14.953 kN，载荷百分比约为152%; 大游走量试验件平均破坏载荷约为12.940 kN，载荷百分比约为132%。与正常游走量试验件相比，大游走量试验件承载能力略下降，但仍高于限制载荷，且失效模式一致。应变片位置与选取方式与第3节中相同，加载至破坏过程的应变-载荷曲线如图14至图17所示。

由图14至图17可知，在加载至破坏的过程中，面板内侧中心应变在临近破坏时不再保持线性。对比在破坏时，正常游走量试验件和大游走量试验件各位置的应变，如表5所示。

由表5可知，在使用大游走量试验件后，破坏应变变化出现不对称性，这是因为破坏形式为面板紧固件拉脱，破坏位置为面板的一角。

4.2 位移试验

位移测量位置与选取方式和第3节中相同，位移-载荷曲线如图18所示，对比在破坏时，正常游走量试验件和大游走量试验件各位置的位移，结果如表6所示。

由图18和表6可知，位移随载荷变化保持线性，在使用大游走量试验件后，各位置破坏位移与正常游走试验件相比变化很小，由此可知，使用大游走量试验件不会改变失效模式。

5 结论

本文通过试验研究大间隙配合与正常间隙配合试验件承载能力与失效模式。基于试验结果提出了一种使用大间隙配合加大游走量托板螺母的连接方式实现结构互换的方案。本文结论如下:

1）在100%载荷试验中，大游走量整流罩应变和位移随载荷增大保持线性，变化规律与正常游走量整流罩一致。在100%载荷时，大游走量整流罩各位置位移大于正常游走量整流罩，多数位置应变大于正常游走量整流罩;

2）在承载能力试验中，大游走量整流罩位移随载荷增大保持线性，应变在载荷接近破坏载荷时呈现非线性，变化规律与正常游走量整流罩一致，在破坏时，大游走量整流罩各位置位移与正常游走量整流罩相近，应变变化呈现不对称性，未出现新失效模式;

3）在使用大间距紧固件后，大游走量整流罩破坏载荷小于正常游走量破坏载荷，从152%极限载荷下降到132%，仍能保持强度性能。考虑承载能力试验中，拆除了一半紧固件，因此对正常紧固件间距，破坏载荷具有更大的保守性，安全裕度需要通过进一步强度分析确定。根据100%载荷试验和承载能力试验，基于互换性使用大游走量整流罩替代正常游走量整流罩具有可行性。

参考文献