郭沛欣 白杰 張景新

【摘要】本文通過有限元計算及試驗兩種方法對比分析了鋁鋰合金蒙皮和擠壓鋁鋰合金長桁組成的機身壁板與鋁鋰合金蒙皮和鈑彎7000 系列高強度鋁合金長桁所組成的壁板的抗剪切能力。通過分析驗證得到了兩種機身壁板的抗剪切承載能力，并比較出了兩種壁板的抗剪切承載能力強弱。分析結果表明，鋁鋰合金蒙皮和擠壓鋁鋰合金長桁組成的機身壁板抗剪切承載能力高于等截面的鋁鋰合金蒙皮和鈑彎7000 系列高強度鋁合金長桁所組成的壁板。

【關鍵詞】抗剪切承載能力；壁板；蒙皮；長桁

【關鍵詞】Comparison of the shear bearing capacity between the panel with aluminum lithium alloy skin adding aluminum lithium alloy stringers and the panel with aluminum lithium alloy skin adding 7000 series high strength aluminum alloy stringers is presented by the finite element calculation and tests. Through the calculation and the tests, the shear bearing capacity of the two kinds panels are gotten. It is shown that the shear bearing capacity of the panel with aluminum lithium alloy skin adding aluminum lithium alloy stringers is better than the other kinds of fuselage panels.

【Key words】Shear bearing capacity; Panel; Skin; Stringer

隨著經濟的發(fā)展，飛機已經成為人們外出旅行的首選工具。隨著材料科學、制造工藝的日新月異，雖然飛機的結構形式沒有很大的變化，仍然是蒙皮、長桁、框等結構，但是在制造過程中新工藝、新材料的應用，為飛機設計這提供了更為廣闊的空間來改善飛機的承載能力。

因此，本文針對以鋁鋰合金為主要材料的機身壁板結構形式與鋁鋰合金和7000 系列鋁合金混用的機身壁板結構形式的抗剪切承載能力進行了有限元分析對比及試驗驗證。

1試驗方案

1.1試驗件基本信息：

構型一：鋁鋰合金2198-T851蒙皮，高強度鋁合金7075-T62、Z字型鈑彎長桁。

構型二：鋁鋰合金2198-T851蒙皮，鋁鋰合金2196-T83、Z字型擠壓長桁。

其中，擠壓長桁和鈑彎長桁的剖面面積相同。

為了后期的仿真計算方面，試驗件所有的材料參數見表1。

表1試驗件的材料參數

1.2試驗支持及加載方案

剪切試驗最主要的影響因素是如何將剪切載荷施加在試驗件上，使試驗件呈受純剪切載荷的作用。為了達到該目的，將試件固定在一個方框形夾具內，方框形夾具的各邊之間采用類似球鉸的連接。夾具的一條邊完全固定、其對邊懸掛在一個吊臂上，吊臂的回轉半徑與試件的曲率半徑相同。用作動器驅動吊臂垂直于長桁運動，吊臂就會帶動試件繞固定點旋轉，則試件可以受到純剪切載荷的作用。試驗方案如圖1所示。

圖1壁板剪切試驗臺照片

2試驗分析

剪切屈曲載荷主要由蒙皮來承受，因此估算時估算蒙皮的屈曲載荷即可。蒙皮的屈曲載荷由下式確定：

Fcr=KsE■■

Ks為蒙皮壓縮屈服系數，E為彈性模量，t為蒙皮厚度，b為蒙皮寬度。

式中的Ks由圖2和圖3確定。

圖2剪切屈曲系數（曲板，彎曲邊長度為b）

圖3剪切屈曲系數（曲板，直邊長度為b）

根據工程算法，可以得到相關的結構的屈曲載荷和屈曲系數。

3試驗結果對比

3.1有限元計算

有限元計算中，鈑彎試驗件單元數量為127625 ；擠壓試驗件單元數量為 145433。通過有限元計算可得：鈑彎長桁壁板在壓縮載荷下破壞位置在壁板中段靠近邊緣的兩根長桁與蒙皮連接處附近。破壞形式應為在張力場的作用下，結構會首先失穩(wěn)，但是并不會降低承載能力。由于結構屬于多長桁結構，導致結構在張力場的作用下不會出現低階屈曲，而是首先出現高階屈曲和局部屈曲，進而由于蒙皮的屈曲導致載荷傳遞到長桁和框上，同時造成變形不協調而出現長桁或者框撕裂的情況。有限元計算所得兩種構型壁板的最大載荷見表2。

表2有限元計算所得兩種構型壁板的壓縮破壞載荷

3.2試驗結果

壁板剪切試驗破壞形式見圖4，圖5。

圖4蒙皮沿45度方向發(fā)生屈曲

圖5蒙皮與長桁分離，鉚釘破壞

通過對兩種構型壁板多次試驗結果的整理，得出了兩種長桁形式下的破壞載荷值以及加載端位移數據，見表3。表3中的破壞載荷是指試驗件在加載過程中發(fā)生斷裂導致承載能力大幅下降時的載荷；等效破壞載荷是指破壞載荷除以試驗件截面面積。

表3不同長桁形式的壁板的剪切破壞載荷

從表3中可以看出，擠壓長桁和鈑彎長桁受剪切載荷時破壞載荷相差不大，但擠壓長桁的加載端位移明顯大于鈑彎長桁，鈑彎長桁的等效破壞載荷大于擠壓長桁，因此可以看出，蒙皮壁板在剪切載荷作用下有相對更高的承載力。

3.3試驗結果分析

對比表2、表3 可以發(fā)現，由于剪切件給出的有限元模型剛度偏大，試驗中的邊界條件相對較弱，導致有限元分析的結果較真實的試驗結果偏大。但是對比有限元仿真過程與試驗加載過程，可以看到二者具有一致性。

4結論

通過有限元計算及試驗驗證結果可看出，壓縮載荷下構型2 壁板比構型1在剪切載荷作用下有相對更高的承載力。由于兩種構型壁板長桁的截面積相同，考慮鋁鋰合金材料相對于普通鋁合金的密度較低的特性，采用鋁鋰合金擠壓長桁的機身壁板可以提高壁板的抗剪切能力和減重的效果。

［責任編輯：湯靜］