复合材料盒段弯曲试验与数值研究

童 瑶，白 瑞 祥，刘 衰 财，黄 宝 昌

（1.中国商用飞机有限责任公司上海飞机设计研究院 结构部，上海 201210；2.大连理工大学 工业装备结构分析国家重点实验室，辽宁 大连 116024）

0 引 言

早在40多年前复合材料便已应用于飞机结构中，因其自身具有比重小、比强度高、比刚度高、耐高温、可设计性强等特点，已成为应用于飞机机体结构中主要材料之一，复合材料在飞机中的用量已成为飞机先进性的重要标志［1－3］。

飞机上最初采用复合材料的部位有舱门、整流罩等次承力结构，目前已广泛应用于机翼、尾翼壁板、机身等主承力结构中，如美国波音公司研制的B787上复合材料用量达到50%左右［4－5］。

目前对于复合材料层合加筋板的力学性能的研究已取得很多成果［6－7］，但对于飞机尾翼盒段的研究不多。用于支持分析的试验有材料性能试验、许用值试验、分析方法验证试验、结构设计选型试验等［8］。本文对两种垂直尾翼盒段分别进行了有限元数值模拟和弯曲试验，通过分析数值模拟的结果与试验的结果，确定了垂直尾翼盒段与机身连接形式，得到了垂直尾翼盒段在一定静载作用下的应变分布和变形形态，并验证了通过有限元软件模拟对飞机尾翼盒段设计的可行性。

1 试 验

1.1 试验盒段

本试验为垂直尾翼承力盒段的静载选型试验，属于复合材料结构部件级试验，其主要目的是考核盒段的分析方法，用来支持飞机的全尺寸结构的验证试验［9］。试验盒段有两种设计方案。方案一：垂直尾翼承力盒段与机身连接采用与复材壁板设计为一体的接头，Ⅰ型盒段全长1 560 mm，宽1 130mm，高500mm。蒙皮为带7根“工”形长桁且带有3个接头的整体加筋壁板，长桁高度均为50mm，桁距为135 mm。盒段共布置4 个肋，肋距为520 mm，如图1 所示。方案二：垂直尾翼承力盒段与机身连接采用3对钛合金接头，盒段全长1 560 mm，宽1 100 mm，高500 mm。蒙皮为带7根“工”形长桁的加筋壁板，长桁高度均为50mm，桁距为135 mm。盒段共布置3 个肋，肋距为520mm，如图2所示。

图1 Ⅰ型试验盒段示意图（未示上壁板）Fig.1 Schematic diagram of box Ⅰ（upper panel is not shown）

图2 Ⅱ型试验盒段示意图（未示上壁板）Fig.2 Schematic diagram of box Ⅱ（upper panel is not shown）

1.2 试验设备

Ⅰ型试验盒段和Ⅱ型试验盒段均为等剖面、平直双梁结构形式的垂直尾翼盒段，其中Ⅰ型试验盒段通过6个过渡接头连接到钢板上，而Ⅱ型试验盒段通过3对钛合金接头连接到钢板上，再通过螺栓将钢板固定在承力墙上。试验盒段尾部连接加载盒段以避免直接在试验盒段上加载造成局部应力集中，通过加载盒段进行加载。试验时用2个作动筒同时加载，作动筒相距0.9m，距离连接钢板2.7m，并用2个力传感器对加载情况进行监测，试验时弯曲载荷加至100kN，结构示意图如图3所示。

图3 弯曲试验示意图Fig.3 Schematic diagram of bending test

Ⅰ型盒段和Ⅱ型盒段端部连接形式如图4和图5所示，弯曲试验的现场照片如图6所示。

图4 Ⅰ型盒段端部连接形式Fig.4 Connection forms at fixed end of box Ⅰ

图5 Ⅱ型盒段端部连接形式Fig.5 Connection forms at fixed end of box Ⅱ

图6 试验现场照片Fig.6 Test photograph

1.3 弯曲试验结果

图7 Ⅰ型盒段布片方案Fig.7 Strain gage distribution scheme of box Ⅰ

图8 Ⅱ型盒段布片方案Fig.8 Strain gage distribution scheme of box Ⅱ

在长桁一、长桁四和长桁七的右端装有位移计，用于观测试验时试验盒段端部位移变化。规定沿长桁方向为0°方向，沿肋板方向为90°方向。

在100kN 的弯曲载荷作用下，Ⅰ型盒段和Ⅱ型盒段下壁板端部应变值如表1所示，应变花编号如图7、图8 所示。通过对比可以看出，在100kN 的弯曲载荷作用下，Ⅰ型盒段端部90°方向应变要比Ⅱ型盒段端部90°方向应变大3～5倍。2盒段端部0°方向应变相差不大。因此，若以同一个极限应变作为标准，在弯曲载荷作用下Ⅰ型盒段端部会更容易发生破坏。

表1 Ⅰ型、Ⅱ型盒段下壁板端部应变Tab.1 Strain value of under panel ends for box Ⅰand Ⅱ 10－6

在弯曲载荷作用下，蒙皮上0°方向应变要比45°和90°方向的应变大3～8倍，因此分析0°方向应变即可。表2为Ⅰ型盒段和Ⅱ型盒段下壁板内表面0°方向应变。通过对比可以看出，在100kN弯曲载荷作用下，Ⅰ型盒段和Ⅱ型盒段下壁板内表面0°方向应变值十分接近，而且各自下壁板应变值相差不大，表明载荷已通过加载盒段均匀传递到了试验盒段上。

许昌市位于东经 113°03′-114°19′，北纬 33°42′-34°24′，地处河南省中部，伏牛山余脉向豫东平原过渡地带，地势西北高，东南低，平均海拔70米左右。建成区内地形平坦，流经市区的清河、清泥河、饮马河、运粮河、护城河、天宝河、许扶运河等7条河，市区及周围的北海、芙蓉湖、鹿鸣湖、东湖、小西湖、灞陵湖、双龙湖、秋湖湿地8大湖泊。本研究主要以许昌市建成区为主，主要涉及许昌市的四个区：魏都区、东城区、建安区、高新区。魏都区位于许昌市中心城区，东城位于许昌市区东部，建安区位于许昌市中部，环抱许昌市魏都区，高新区位于许昌市区西南部，与市区紧密相邻。

由图9和图10可见，在100kN 的弯曲载荷作用下，2盒段下壁板中间区域沿0°方向的载荷－应变曲线近似为直线，即蒙皮中间区域载荷－应变基本呈线性关系。

表2 Ⅰ型、Ⅱ型盒段下壁板内表面0°方向应变Tab.2 Strain value along 0°of internal surface of lower panel for box Ⅰand Ⅱ 10－6

图9 Ⅰ型盒段下壁板中间区域载荷－应变曲线Fig.9 Load－strain curve of lower panel in middle zone for box Ⅰ

从图11和图12可见，长桁根部处的载荷－位移曲线近似为直线，即长桁根部处的载荷－位移基本呈线性关系。在卸载后，各位移计的值均能归零，表明在100kN 弯曲载荷作用下盒段的弯曲是弹性弯曲，即盒段具有良好的稳定性。Ⅰ型盒段长桁根部位移要比Ⅱ型盒段的稍大，表明Ⅱ型盒段的总体刚度更能够满足设计要求。

图10 Ⅱ型盒段下壁板中间区域载荷－应变曲线Fig.10 Load－strain curve of lower panel in middle zone for box Ⅱ

图11 Ⅰ型盒段长桁端部的载荷－位移曲线Fig.11 Load－displacement curve of girders ends for box Ⅰ

图12 Ⅱ型盒段长桁根部的载荷－位移曲线Fig.12 Load－displacement curve of girders ends for box Ⅱ

2 有限元数值模拟

2.1 有限元模型

应用有限元软件ANSYS建立有限元模型.复合材料用SOLSH190 来定义，其他材料用SOLID185单元来定义。在建模的过程中对模型进行了简化，如忽略掉倒角、没有建立承力墙模型等。有限元模型如图13和图14所示。

图13 Ⅰ型盒段有限元模型Fig.13 Finite element model of box Ⅰ

图14 Ⅱ型盒段有限元模型Fig.14 Finite element model of box Ⅱ

2.2 材料参数

两试验盒段的复合材料件均采用热压罐固化工艺成型。试验盒段是由上、下壁板，梁腹板和肋板组成的对称结构。构成加筋蒙皮的材料为CMS－CP－305，单层厚度为0.188 mm，蒙皮由22层铺层构成，为对称铺层，铺设角度为［45／－45／0／0／45／90／－45／0／45／－45／0］S。蒙皮的材料参数为E11＝147 GPa，E22＝8.54 GPa，G12＝4.37GPa，ν21＝0.32。

蒙皮上有7根“工”形长桁且带有3个接头，长桁高度均为50mm，桁距为135mm，所用复合材料同蒙皮，上凸缘由20层铺层构成，铺层角度为［45／0／－45／0／90／0／45／0／0／－45］S，腹板的铺层层数和铺层角度同上凸缘，下凸缘由16层铺层构成，铺 层 角 度 为［45／0／－45／0／90／0／45／0］S。盒段中间两肋板的材料为CMS－CP－301，单层厚度为0.15mm，肋板由16层铺层构成，铺层角度为［45／－45／0／45／－45／90／45／0］S。盒段根部局部加强并有金属封端加强肋维持形状以保证盒段连接强度，加载端通过金属封端加强肋连接加载盒段，金属材料为45#钢，材料参数E＝210GPa，ν＝0.33。

2.3 约束条件

根据试验盒段的实际加载条件在有限元模型里施加固定约束，试验盒段通过螺栓连接到承力墙上，对连接部分做一定的简化处理，将螺栓孔周围区域的节点耦合起来，在这些节点上施加固定约束。如图13和图14所示试验盒段前端区域。

2.4 加载方式

加载时，为避免直接在盒段端部加载造成的局部应力集中，将加载盒段尾端的节点耦合成一个刚性区域，在这个刚性区域施加弯曲载荷。

2.5 数值分析结果

数值模拟时以拉应变为3 000×10－6，压应变为4 000×10－6为破坏标准，计算出Ⅰ型盒段和Ⅱ型盒段的弯曲极限载荷分别为400和280kN。图15和图16为弯曲载荷100kN 时两盒段壁板0°方向应变云图。

图15 Ⅰ型盒段下壁板0°方向应变云图Fig.15 Strain nephogram in 0°of lower panel for box Ⅰ

图16 Ⅱ型盒段下壁板0°方向应变云图Fig.16 Strain nephogram in 0°of lower panel for box Ⅱ

表3 Ⅰ型、Ⅱ型盒段下壁板中间区域0°方向应变区间Tab.3 Strain interval along 0°of lower panel in middle zone for box Ⅰand Ⅱ 10－6

通过比较试验结果与有限元数值模拟结果可见：两者应变处于同一数量级，应变值相接近，应变分布情况基本相同，表明通过有限元数值模拟可以达到对盒段性能研究的要求。

3 结 论

（1）在相同弯曲载荷作用下，通过比较两盒段壁板上的应变和长桁端部位移得出，Ⅱ型盒段的抗弯性能要优越Ⅰ型盒段。

（2）弯曲载荷达到50%的极限载荷之前，盒段端部的载荷－位移曲线和蒙皮上载荷－应变曲线均呈线性关系。

（3）有限元数值模拟对垂直尾翼盒段性能的研究起到了重要作用，通过计算分析，对蒙皮上的应变分布和应变值有了一个预测，而且预测值很接近试验的真实值，这在很大程度上提高了真实试验的有效性。

（4）在弯曲工况下，静强度分析的有限元模拟计算结果与试验结果取得了较好的一致性。

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