牛瑞濤，劉 偉，高維成

（哈爾濱工業(yè)大學 航天學院，哈爾濱150001）

0 引 言

現(xiàn)代結構工程發(fā)展的一個顯著標志為薄壁結構在建筑、能源、海洋工程及航空、航天等工業(yè)領域的廣泛應用[1]。作為一種典型的薄壁結構，在彎曲和剪切載荷共同作用下薄壁梁的靜力失效主要是由組成板元的面外屈曲造成的。

加筋薄壁梁結構設計靈活，結構承載力影響因素較多，在已有的薄壁梁靜力承載特性試驗研究很少[2-7]的情況下，如何提出得到公認的簡單有效薄壁梁承載力計算方法一直是結構工程領域的難點問題。同時，因為薄壁梁由多個局部板元組成，所以各個局部板元之間的相互作用以及局部板元與整體結構之間的相互作用也是結構分析必須考慮的問題[8]，但是目前尚未出現(xiàn)考慮屈曲相互作用的薄壁梁結構設計方法。此外，隨著高強結構材料的快速發(fā)展以及工程結構設計要求的不斷提高，由各種高強材料制造而成的承力工程結構越來越多[9]，但是相關的結構設計準則尚未建立，目前重要的高強結構設計仍須進行試驗驗證。

基于以上問題，本文進行了高強鋁合金加筋薄壁梁的試驗與仿真研究，進一步豐富了薄壁梁承載特性數(shù)據(jù)；試驗發(fā)現(xiàn)了一種新的結構承載力相互作用，即由加強筋隔開的不同板元之間同樣存在相互作用；建立了能夠與試驗數(shù)據(jù)相互驗證的有限元模型，并利用此仿真模型研究了材料屈服強度對新發(fā)現(xiàn)的板元承載力相互作用的影響。

1 試驗設計

所有試驗件均為對高強鋁合金鋁錠進行整體銑削機加工而成的加筋“[”形薄壁梁，沿縱向試驗件被橫向加強筋分割為多個子段，試驗件設計參考某實際工程主承力梁特定位置的剖面結構特征。為了研究跨中腹板開口設計對結構承載能力的影響，根據(jù)中跨腹板幾何特性的不同試驗件共有三種，第一種試驗件為基礎試驗件，記為梁TA；與梁TA相比第二種試驗件跨中三段腹板上設計有縱向止裂筋，記為梁TB；與梁TB相比，第三種試驗件在中跨腹板設計方形大開口，并對開口周邊矩形區(qū)域進行單側加厚補強，記為梁TC，三種梁試驗件設計如圖1所示。

圖1 梁試驗件分類Fig.1 Classification of test beams

試驗裝置如圖2所示。采用兩個作動筒同時加載以得到滿足試驗要求的目標載荷F0。為消除有害的扭矩作用，每兩個試驗件（編號分別為A和B）為一組進行背對背試驗加載，在梁兩端通過連接板進行螺栓連接以形成閉合剖面。兩根梁之間保持一定的間距以彼此獨立承載。每種試驗件各進行一組靜力加載試驗。試驗件的承載響應通過應變片進行監(jiān)測，對于每個測點板元的內(nèi)外表面均布置應變片。確定合理的加載步逐級加載直至試件破壞為止。

圖2 整體試驗承載方案Fig.2 Test setup

2 試驗結果與分析

2.1 試驗件極限載荷

根據(jù)試驗方案完成試驗測試，試驗件的極限載荷如表1所示。根據(jù)表1中所列出的試驗件極限載荷，可以得到以下結論：

（1）梁TA與梁TB的區(qū)別為梁TB有止裂筋而梁TA沒有，兩種試驗件極限載荷基本相同，表明止裂筋不影響試驗件極限承載力；

表1 試驗件極限載荷Tab.1 Limit capacity of test beams

（2）梁TC極限載荷比TA與TB類提高了約13%。由于三種試驗件的加載方式、邊界約束和結構材料完全相同，因此不同試驗件承載能力的差異由梁腹板幾何參數(shù)的變化引起。由于止裂筋已經(jīng)被證明不影響結構承載能力，可以認為，與其它試驗件相比梁TC承載能力更高是由跨中腹板的開口補強設計引起的，中跨腹板的開口補強設計有效提高了結構極限承載力。

2.2 試驗件破壞模式

圖3 試驗件破壞變形Fig.3 Collapse deformation of test beams

圖3所示為三種試驗件的破壞變形圖。達到極限荷載時，所有試驗件均在固定端側窄梁段受壓翼緣發(fā)生顯著的局部塑性彎曲變形?？梢哉J為此受壓翼緣為試驗件承載薄弱部位，記為屈曲翼緣。隨著試驗載荷的增加，屈曲翼緣發(fā)生局部破壞而使得整體試驗件失效。通過不同試驗件破壞變形的對比可以發(fā)現(xiàn)一個現(xiàn)象：6個試驗件中，5個試驗件屈曲翼緣發(fā)生向內(nèi)塑性彎曲變形，而與之相反，開口補強試驗件TC-B的屈曲翼緣發(fā)生向外塑性彎曲變形。

圖4所示為不同試驗件屈曲翼緣中心測點的載荷-應變曲線，據(jù)此可以進一步分析屈曲翼緣塑性彎曲變形的形成機理。當載荷較小時，測點內(nèi)外表面應變差值很小，可以認為此時屈曲翼緣無彎曲變形。5個試驗件屈曲翼緣均發(fā)生向內(nèi)彎曲變形，其載荷-應變曲線具有明顯的共性規(guī)律，當接近極限載荷時，載荷-應變曲線的斜率變化突然加快，表明屈曲翼緣在臨近失效時發(fā)生了明顯的剛度弱化。而梁TC-B屈曲翼緣發(fā)生向外彎曲變形，其載荷-應變曲線明顯不同，隨著載荷的增加，載荷應變曲線發(fā)生了一次斜率突變，突變后的曲線斜率仍能進一步保持穩(wěn)定。同時，雖然根據(jù)載荷-應變曲線進行屈曲載荷的精確判定存在很大的困難，但是根據(jù)屈曲前后的應變值仍可以定性地判定出：屈曲翼緣發(fā)生彈性屈曲而非塑性屈曲。本研究直觀地認為：梁TC-B明顯不同的破壞模式與其更高的極限載荷之間具有某種關聯(lián)，并值得進行進一步的深入研究。

圖4 試驗件屈曲翼緣中心測點的載荷-應變曲線Fig.4 Load-strain curves of buckling flange

2.3 板元承載力相互作用

從結構形式上看，薄壁梁試驗件為由翼緣、腹板和加強筋組成的組合結構。在這里著重指出本試驗研究的一個顯著成果：通過不同試驗件極限荷載與破壞模式的綜合對比分析，在復雜薄壁結構強度研究領域發(fā)現(xiàn)了一種新的局部板元相互作用。

對于不同試驗件，雖然結構破壞均由屈曲翼緣的局部屈曲所造成，但是開口補強試驗件的極限荷載比無開口試驗件提高了約13%。之前已經(jīng)指出，這種結構極限載荷的差異是由跨中腹板結構參數(shù)的變化造成的，與無開口試驗件相比，開口補強試驗件的跨中腹板上有矩形大開口并在開口周邊區(qū)域進行了加厚補強。但是需要注意，跨中腹板的開口補強提高了相鄰梁段翼緣的局部承載力，這種現(xiàn)象不符合傳統(tǒng)的結構強度認知。傳統(tǒng)的板元局部承載力理論認為：當板元發(fā)生局部屈曲時，加強筋能夠起到隔波作用，因此翼緣和腹板被加強筋分割為不同單元，將各個翼緣和腹板單元視為計算對象分別進行計算，只有相鄰板元可以影響計算板元的局部承載力，且其影響表現(xiàn)在計算板元邊界的面外位移約束和旋轉約束。按照傳統(tǒng)理論，本研究試驗件的跨中腹板與相鄰梁段的屈曲翼緣不存在相互作用。傳統(tǒng)理論與本文試驗結果相矛盾，因此，本研究首次通過試驗驗證了傳統(tǒng)的板元局部承載力計算方法的局限性。從更為一般的意義上講，本研究所發(fā)現(xiàn)的板元承載力相互作用可以表述為，在復雜組合結構中，某局部構件的承載力可以受到整體結構中與其不相鄰局部構件的影響。本發(fā)現(xiàn)的工程實際意義在于結構設計理念的突破：對于實際的復雜組合工程結構，進行局部構件承載力計算時，若不考慮整體結構影響，則可能出現(xiàn)嚴重錯誤。

3 薄壁梁數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

本研究選用有限元前處理軟件MSC Patran進行薄壁構件的仿真建模。為了節(jié)約計算成本，僅選取靠近固定端一側的主要梁段部分進行建模分析。根據(jù)試驗結果可知，止裂筋對試驗件承載能力的影響可以忽略不計，因此本研究在進行數(shù)值建模時不添加止裂筋，從而得到兩種幾何仿真模型，一種腹板無開口模型以梁TA為原型，記為TA-FEM；另外一種腹板開口補強模型與TC類試驗件相比無止裂筋，記為TC-FEM。在固定端約束梁端“[”形橫截面所有6個方向的自由度。加載端側腹板外邊緣被約束面外平移自由度并施加均勻的面內(nèi)剪力流。選用CQUAD4殼單元進行幾何模型的有限元離散。由于試驗件的開口補強采取的是對開口周邊矩形區(qū)域的單側均勻加厚，因而矩形補強區(qū)的中面與腹板中面相偏離。為了在有限元模型中引入這種中面的互相偏離，本研究采取了這樣一種手段：在開口補強區(qū)域的中面位置建立其有限單元，此時矩形開口補強區(qū)的4條外邊與腹板非補強區(qū)的4條內(nèi)邊的邊節(jié)點的面內(nèi)坐標相同，然而由于面外坐標的不同而互相分離，對于每一對相應節(jié)點創(chuàng)建Rigid（Fixed）多點約束單元，以實現(xiàn)開口補強區(qū)與腹板非補強區(qū)的連接。所得到的腹板無開口有限元模型和腹板開口有限元模型如圖5所示。

圖5 兩種有限元模型Fig.5 Two finite element models created

3.2 數(shù)值模擬與試驗結果對比

本研究利用MSC Nastran的SOL106求解器，進行基于大位移與小應變假定的結構非線性分析。本節(jié)從試驗件的破壞模式、極限載荷與整體承載響應三個方面進行了數(shù)值模擬與試驗結果的對比分析。首先，圖6所示為兩種模型的破壞模式，屈曲翼緣上的von Mises應變值遠大于模型其它區(qū)域，可以認為有限元模型的結構破壞是由屈曲翼緣的局部破壞造成的，這與試驗結果是一致的。腹板無開口有限元模型屈曲翼緣的破壞變形為向內(nèi)彎曲變形，這與試驗結果也是一致的。腹板開口補強有限元模型屈曲翼緣的破壞變形為向外彎曲變形，這與TC-B試驗件的試驗結果相一致。其次，表2所示為兩種有限元模型與相應的試驗件的極限荷載對比，仿真值略小于試驗值，但最大誤差的絕對值為6.0%，可以認為仿真值與試驗值吻合良好。最后，在加載過程中結構會發(fā)生屈曲，這使得結構的承載響應隨著載荷的增加會出現(xiàn)明顯的非線性變化。本研究選取屈曲翼緣中心的載荷-應變曲線（如圖7所示）來表征結構的承載響應。從圖中可以看出，在加載前期的線彈性范圍內(nèi)仿真曲線與試驗曲線基本相等，隨著載荷的增加結構發(fā)生屈曲后，仿真曲線與試驗曲線的變化趨勢仍然保持一致，可以認為仿真計算結果能夠反映試驗件的整體承載響應變化。綜上所述，本研究所采用的有限元模型能夠很好地模擬試驗件的承載特性，可以進一步進行有限元計算以深入探索薄壁梁承載機理。

表2 試驗件極限載荷的試驗測試值與仿真計算值對比Tab.2 Comparison of limit loads of test beams from experiment and FEA

圖6 仿真模型von Mises應變分布圖Fig.6 von Mises strain distribution of FE model

圖7 屈曲翼緣中心測點載荷-應變曲線的試驗-仿真對比Fig.7 Comparison of load-strain curves of centers of buckling flanges from experiment and FEA

4 材料屈服強度對板元相互作用的影響

對于TA-FEM與TC-FEM，在其它參數(shù)不變的情況下，材料屈服強度分別取100、200、300、400、450、500、550 MPa進行非線性有限元分析，不同屈服強度計算得到的極限載荷與破壞模式分別如表3和圖8所示。當屈服強度為100 MPa時，兩種模型的極限載荷與破壞模式基本一致，結構達到極限荷載時，屈曲翼緣未發(fā)生明顯彎曲變形，屈曲翼緣應變絕對值遠高于結構其它區(qū)域?？梢哉J為，當材料屈服強度很低時，試驗中所發(fā)現(xiàn)的板元相互作用現(xiàn)象消失，可以利用傳統(tǒng)結構理論進行承載力計算。當屈服強度增大到200 MPa時，雖然兩種模型極限載荷的差異依然很小（3.2%），但是結構的破壞模式發(fā)生了突變，TC-FEM屈曲翼緣變?yōu)橄蛲鈴澢冃?，表明屈服強度的變化引起了結構受力模式的改變，發(fā)生板元相互作用。隨著屈服強度的進一步增加，破壞模式保持不變，但是兩種模型極限載荷的差異越來越大且TC-FEM的極限載荷始終高于TA-FEM，從σ0.7=200 MPa時的3.2%逐漸增大到σ0.7=550 MPa時的20.7%，可以預計當屈服強度σ0.7繼續(xù)增大時兩種模型極限載荷的差異還會進一步提高。通過以上分析可以看出，當薄壁梁其它參數(shù)不變時，材料屈服強度可以顯著影響結構極限載荷與破壞模式。因此，對由新型高強材料制成的薄壁梁進行強度校核時，直接套用普通低強材料的結構承載力計算方法是不合適的，可能會得到偏危險的承載力預測值。這也說明，采用新材料進行結構設計時，必須進行相應的結構承載力計算方法研究。

表3 不同屈服強度所得到的兩種仿真模型極限載荷Tab.3 Limit load of two FE models of different yield strength

圖8 不同屈服強度下兩種模型的破壞應變分布圖Fig.8 Collapse strain distribution of two models at different yield strength

5 結 論

本文利用試驗和仿真方法進行了高強鋁合金加筋薄壁梁的承載特性研究，所得主要結論如下：

（1）本研究試驗件的破壞均由翼緣的局部破壞導致，已有文獻中薄壁梁試驗件失效也大多由翼緣失效引起。因此，翼緣是薄壁梁結構設計的關鍵部位；

（2）不同試驗件試驗結果的對比表明，腹板開口補強設計顯著提高了試驗件承載能力。本研究的薄壁梁開口補強設計可以為相關的板元開口補強設計提供借鑒；

（3）試驗發(fā)現(xiàn)了一種新的薄壁梁板元承載力相互作用：局部板元的變化可以引起不相鄰板元承載力的顯著改變。進行局部板元承載力計算時需要考慮整體結構的影響；

（4）提出了與試驗結果吻合良好的非線性有限元分析模型，利用此仿真模型可以進行更深入的薄壁梁承載機理分析；

（5）不同材料屈服強度所得到的兩種仿真模型計算結果的對比表明：屈服強度增大到一定程度才會發(fā)生板元承載力相互作用，材料屈服強度越高，相互作用引起的板元承載力變化越大。因此，進行高強材料薄壁梁設計方法的研究很有意義。

致謝：作者感謝哈爾濱工業(yè)大學土木工學院周廣春教授修改建議，并致謝試驗中上海飛機設計研究院給予的幫助。