铝锂合金飞机壁板压缩性能研究

何周理，张景新

（上海飞机设计研究院，上海 200232）

铝锂合金与普通铝合金相比，具有高弹性模量、高比强度和高比刚度、低密度、低疲劳裂纹扩展速率、较好的高低温性能和可焊性等特点，满足了飞机损伤容限设计对材料性能的要求，可达到结构减重和飞机增寿的要求。国际上第三代铝锂合金经过5年左右的研制，基础较好，但到目前为止，在国内外客机中应用并不广泛，特别是在蒙皮中的应用，还需通过大量的试验研究来证明其实用性及优越性[1-3]。

针对飞机结构的关键部位，展开整体结构和块状结构的分析、试验研究能大大缩短飞机的研制周期[4]。对于应用铝锂材料的壁板结构的压缩性能的资料很少，本研究主要是针对不同工艺（钣弯和挤压）、不同材料的长桁与相同的铝锂合金蒙皮组合成的机身壁板结构，分别通过试验研究、工程计算和数值计算三种方法分析壁板的轴向压缩性能，比较两种采用铝锂合金材料的壁板结构的压缩承载能力，为后期飞机设计积累数据和经验。

1 壁板压缩试验件介绍

机身壁板压缩试验的主要研究任务是：壁板结构在压缩载荷作用下的稳定性和屈曲前的最大承载能力分析。带有三根长桁（Z字型截面）、两个浮框的典型飞机机身壁板结构如图1所示。

壁板结构尺寸如图1所示，其中蒙皮为铝锂合金，而长桁从工艺和材料上选取两种：一种为常用的高强铝合金7075钣弯长桁，一种为铝锂合金挤压长桁。两种长桁的横截面积基本相等，如图2所示。壁板结构（长桁-蒙皮）的构型组合如表1所示，相关的材料参数如表2所示。

图1 壁板试验件主要尺寸Fig.1 Size of panel test

图2 长桁剖面的几何参数示意图Fig.2 Truss section diagram of geometric parameters

表1 两种构型表Tab.1 Two configurations

表2 试验件相关的材料参数Tab.2 Material parameters of test model

2 试验分析

试验主要在60T压力试验机上进行，液压机轴向压缩产生的轴向压缩载荷通过端头施加到试验件上，加载端分别安装有位移计和载荷传感器，用于记录载荷位移曲线。由于试验件属于加筋曲薄板，所以加载点很难准确地定位在试验件的弯心位置。为了防止试验件发生弯曲，通过在加载端放置金属块来约束沿蒙皮法向的位移；另外，由于试验件的两侧边界处刚度较弱，在压缩情况下容易首先发生失稳，因此为了防止侧边首先失稳，在两侧边分别加上“刀口支持”模拟简支边界条件；最后，为了保证压缩载荷均匀地施加在试验件的端部，在加载端放置了分配梁来保证载荷均匀加载到试验件上，试验方案如图3所示。

图3 试验方案示意图Fig.3 Test indicating fig

加载开始后，在载荷较小的情况下，试验件发生平面内弹性变形，位移-载荷曲线具有较好的线性；当载荷达到一定值时，试验件的蒙皮发生屈曲，试验件的刚度降低；载荷进一步增大，试验件发生大变形，出现蒙皮与长桁的分离现象；在达到破坏值后，部分长桁屈曲，试验件迅速破坏，但是试件依然有一定的承载，只是承载能力较未破坏时大幅下降，破坏后的试验件如图4所示。

图4 挤压长桁压缩试验破坏示意图Fig.4 Damage of extrusion truss compression test

两种试验件通过压缩试验得到的载荷位移曲线如图5和图6所示。

将试验数据进行整理后得到试验结果，不同长桁构型的破坏载荷值以及加载端位移的详细数据如表3所示。表3中的破坏载荷指的是试验件在加载过程中的最大载荷；等效破坏载荷指的是破坏载荷除以试验件截面面积的数值。

图5 构型一的载荷位移曲线Fig.5 Load-displacement curve of conf one

图6 构型二的载荷位移曲线Fig.6 Load-displacement curve of conf two

表3 不同长桁形式的壁板压缩破坏载荷Tab.3 Compression failure load of panel with different form of truss

从表3中可以看出，挤压长桁-蒙皮试验件的破坏载荷以及加载端位移都明显大于钣弯长桁-蒙皮试验件，因此本试验说明壁板构型一的最大压缩承载能力要强于壁板构型二。

3 工程理论分析

对于典型壁板（长桁-蒙皮）结构，沿长桁方向能够承受相当大的拉伸载荷，但在较小的压缩载荷作用下，结构就可能发生局部失稳。图7所示的结构仅由蒙皮构成，当压缩应力达到Fcr，sk时蒙皮将发生屈曲

式中：Fcr，sk为蒙皮初始屈曲应力；Kc为蒙皮压缩屈曲系数；E为弹性模量；b为板宽；t为板厚。

图7 蒙皮结构受压示意图Fig.7 Damage of skin structure under pressure

图8 桁条间的蒙皮应力Fig.8 Skin stress between stringers

然而，在长桁-蒙皮结构中，由于蒙皮有长桁的支撑，蒙皮将承受附加的应力。长桁的支撑使得一定宽度的蒙皮成为长桁的一部分，能够承受高于普通板屈曲应力的载荷，直到长桁破坏为止。与长桁一起承受附加载荷的那部分蒙皮的宽度被称为“有效宽度”[5]，蒙皮-长桁结构中蒙皮上的应力分布如图8所示。应该指出的是，不管长桁上的应力有多大，桁条间中心位置蒙皮上的应力不会超过蒙皮初始屈曲应力Fcr，sk。

在计算桁条的剖面性质时，须将蒙皮的有效宽度考虑进去，桁条间蒙皮上的载荷为

式中：Pc，sk为桁条间蒙皮上的载荷；Fc，st为长桁上的压缩应力；t为蒙皮厚度；be为蒙皮的有效宽度。

因此，在壁板结构的临界载荷作用时，蒙皮有效宽度等于长桁开始屈曲时的板宽（桁条间的板宽）

式中：Fcr，st为桁条的压缩屈曲应力；Kc为蒙皮压缩屈曲系数；E为弹性模量。式中Kc的值由图9得到。

桁条的压缩临界载荷按下面公式计算

图9 蒙皮-桁条结构的Kc与b/t之间的关系Fig.9 Relationship between Kcand b/t

所以桁条的压缩屈曲应力为

式中：E为长桁材料的弹性模量；I为长桁横截面的最小惯性矩；l为长桁长度；A为长桁横截面积，式（3）～式（6）的推导见文献[6]。

而蒙皮的屈曲载荷的计算由下式确定

其中：k为无量纲系数，取决于板的形状和约束条件，可由图10得到；E为弹性模量；t为板厚；b为板宽；μ是泊松比。

图10 压缩屈曲系数（曲板）Fig.10 Coefficient of compression buckling（curved plate）

通过上述公式，具体计算步骤参考文献[7]，根据材料属性参数和壁板尺寸的大小，得到钣弯长桁-蒙皮的压缩屈曲载荷为253.52 kN，挤压长桁-蒙皮的压缩屈曲载荷为284.19 kN，即挤压长桁-蒙皮构型的轴向压缩承载能力要强于钣弯长桁-蒙皮试验件构型。

4 数值计算分析

数值计算分析时直接采用有限元软件Abaqus进行分析。把试验件的三维数模和夹具数模装配后从Catia直接导入至Abaqus，网格划分后得到计算模型。其中，钣弯长桁壁板试验件采用SC8R单元，单元数量为15376；挤压长桁壁板试验件采用SC8R单元，单元数量为17997；夹具部分采用从C3D8R单元，单元数量为5020。最后的试验件网格划分结果如图11和图12所示。各相关材料属性如表2所示。

图11 钣弯长桁壁板网格划分Fig.11 Mesh of bend model

图12 挤压长桁壁板网格划分Fig.12 Mesh of extrusion model

计算采用显示动力学非线性计算模式。在壁板轴向的弯心位置加上一个位移边界条件，即沿着轴向方向移动5 mm，然后将弯心与夹具的加载面利用COUPLE连接方式连接在一起；同时限制固定端位移为0。模型中所有的接触均用TIE接触定义；由于压缩试验在侧边蒙皮处有刀口，因此蒙皮侧边按照实际刀口的加载位置约束其离面位移。数值模拟计算出来的钣弯长桁壁板的Mises应力图如图13所示。

钣弯长桁壁板的压缩数值模拟计算得到的位移载荷曲线如图14所示，挤压长桁壁板的压缩数值模拟计算得到的位移载荷曲线如图15所示。

根据数值计算得出的载荷-位移曲线，结合应力分布可知：钣弯长桁壁板在压缩载荷下的最大承载能力为229.474 kN，最大位移为2.5 mm，破坏起始位置在壁板中段靠近边缘的两根长桁与蒙皮连接区域，破坏形式为长桁发生侧弯，壁板失稳；挤压长桁壁板在压缩情况下的最大承载能力为276.123 kN，最大位移为3 mm，破坏位置与钣弯长桁壁板一致，均在壁板中段靠近边缘的两根长桁与蒙皮连接处附近，破坏形式为长桁明显侧弯，壁板失稳。两种构型的数值模拟计算得到的Mises应力分布趋势上较为一致，破坏位置也相似，如图13所示。

图13 钣弯长桁壁板数值计算Mises应力分布Fig.13 Mises stress distribution of bend truss panel numerical calculation

图14 钣弯长桁壁板压缩载荷-位移曲线图Fig.14 Compressive load-displacement curves

图15 挤压长桁壁板压缩载荷-位移曲线Fig.15 Compressive load-displacement curves of bend truss panel of extrusion truss panel

通过数值计算结果对比可以看出，挤压长桁-蒙皮壁板构型的轴向压缩承载能力强于钣弯长桁-蒙皮构型。

5 结语

两种不同构型的壁板分别为钣弯长桁-蒙皮和挤压长桁-蒙皮，壁板相关材料如表1所示，其中钣弯长桁和挤压长桁的截面面积基本相等。通过上述3种分析方法得出的最大轴向压缩承载能力如表4所示。

表4 轴向压缩分析结果Tab.4 Results of axial compression analysis

从表4可以看出，工程分析和数值计算分析的结果相近，试验分析结果与前二者的结果有一定偏差。可能的原因是：在工程分析和数值计算中，载荷是无偏心的，壁板结构没有缺陷，铆钉的强度和刚度为无限大；而在试验中难免有加载偏差，结构存在初始缺陷，以及在邻近屈曲时铆钉发生破坏，这些因素使得试验结果比另两个方法的结果要小。

但3种方法所得结论一致，即挤压长桁-蒙皮结构的压缩承载能力要强于钣弯长桁-蒙皮结构，其中挤压长桁的材料为铝锂合金2196-T83，钣弯长桁的材料为铝合金7075-T62，蒙皮的材料为铝锂合金2198-T851。本结果仅供参考，具体设计时需要具体考虑。

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