陳文俊，趙魯春，李 軍

(宜賓學(xué)院物理與電子工程學(xué)院，四川宜賓 644000)

0 引言

根據(jù)機(jī)翼結(jié)構(gòu)設(shè)計要求，下壁板的層合板上開口或開口是不可避免的，如工藝施工、檢查維修等。復(fù)材壁板開口，局部的纖維切斷，引起結(jié)構(gòu)的局部剛度和強(qiáng)度急劇下降，導(dǎo)致開口處在集中應(yīng)力的作用下提前破壞;因此，壁板開口部位要進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計［1］。

關(guān)于復(fù)合材料開口補(bǔ)強(qiáng)的問題，已有了一些研究。O'Neill［2］為了簡化工藝，研究了順序鋪設(shè)的非對稱補(bǔ)強(qiáng)問題，結(jié)果表明其強(qiáng)度只比相應(yīng)的未補(bǔ)強(qiáng)層合板提高 5% ～12%。Pickett［3］研究了順序鋪設(shè)的對稱補(bǔ)強(qiáng)問題，強(qiáng)度較未補(bǔ)強(qiáng)層合板提高了29% ～40%。顯然，對稱補(bǔ)強(qiáng)層合板強(qiáng)度明顯提高。商霖［4］針對復(fù)合材料層合板開口的非對稱補(bǔ)強(qiáng)進(jìn)行了有限元分析，得出補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域降低了孔邊的應(yīng)力集中，但并不能有效提高最先實(shí)效層的安全系數(shù)。J.H.Lee［5］使用了不同的材料，對開孔層合板進(jìn)行膠接補(bǔ)強(qiáng)，發(fā)現(xiàn)使用鋁補(bǔ)強(qiáng)較樹脂、鋼補(bǔ)強(qiáng)作用更為明顯，尤其在壓縮載荷作用下。寇長河、羅小東、酈正能等人［6－8］對圓形開口進(jìn)行了非對稱補(bǔ)強(qiáng)試驗(yàn)研究，認(rèn)為復(fù)合材料非對稱補(bǔ)強(qiáng)引起的偏彎效應(yīng)十分明顯，其應(yīng)變比未補(bǔ)強(qiáng)板還要大。這些研究在實(shí)驗(yàn)或數(shù)值分析中對層合板開口補(bǔ)強(qiáng)進(jìn)行了理論的研究，得出了一些結(jié)論。但沒有與實(shí)踐應(yīng)用的層合板結(jié)構(gòu)結(jié)合起來，利用有限元分析軟件建立了機(jī)翼下壁的層合板結(jié)構(gòu)，把開口補(bǔ)強(qiáng)與實(shí)踐結(jié)構(gòu)結(jié)合起來進(jìn)行了研究。

1 機(jī)翼下壁板開口補(bǔ)強(qiáng)模型

某民用飛機(jī)采用雙梁與單塊混合的機(jī)翼，梁式機(jī)翼梁間跨度較大，便于利用機(jī)翼內(nèi)部空間，也便于開口，開口后不會破壞傳遞彎矩和剪力的路線，僅為傳遞扭矩采取一些補(bǔ)強(qiáng)措施。

1.1 機(jī)翼下壁板材料及參數(shù)選擇

機(jī)翼下壁板采用T300/QY8911，39根翼肋均為碳纖維復(fù)合材料T300/QY8911層壓板結(jié)構(gòu)。在層合板創(chuàng)建中，層合板鋪層 ［±45/03/45/03/－45/90/0］s，單層厚度0.15 mm，如表1所列。

表1 T300/QY8911單向?qū)訅喊逍阅?/p>

在保證使用和維護(hù)情況下，盡量肩上壁板開口數(shù)量，并使開口尺寸最小，一般檢查油箱橢圓開口的長短軸最小尺寸為456 mm×254 mm。因此本模型選用的橢圓形開口的長短軸尺寸為640 mm×420 mm，。根據(jù)統(tǒng)計，最佳肋距在500 mm左右，對于小型飛機(jī)肋距約為300 mm，中型飛機(jī)為600 mm左右，大型飛機(jī)約為800 mm。因此本模型兩根翼肋之間的距離選為700 mm。

1.2 機(jī)翼壁板補(bǔ)強(qiáng)方案

(1)未補(bǔ)強(qiáng)壁板 機(jī)翼下壁板考核處的開口為長圓孔，制孔時被切斷的纖維量較多，剛度和強(qiáng)度下降幅度較大，因此必須進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計，未補(bǔ)強(qiáng)的壁板見圖1。

(2)壁板采用補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng) 由于開口纖維被切斷，采用開口附近區(qū)域補(bǔ)片加固，可獲得很好的補(bǔ)強(qiáng)效果，在允許情況下優(yōu)先采用。一般補(bǔ)片直徑是開口直徑的1.5～2倍。補(bǔ)強(qiáng)片材料與母片材料相同，補(bǔ)片面積貼片夠大，保證足夠的層間剪切強(qiáng)度，補(bǔ)強(qiáng)處的壁板鋪層是以均衡對稱為主，結(jié)構(gòu)形式見圖2。

圖1 下壁板開口情況

圖2 下壁板補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)

(3)壁板采用加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng) 加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方式是在未補(bǔ)強(qiáng)的壁板開口兩邊增加兩個加強(qiáng)筋，其鋪層順序?yàn)椋邸?5/03/45/90/－45/0］s，單層厚度 0.15 mm。為防止局部失穩(wěn)，其補(bǔ)強(qiáng)方案結(jié)構(gòu)形式如圖3所示。

圖3 下壁板加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)

2 有限元模型網(wǎng)格劃分

試件采用的節(jié)點(diǎn)單位剪力對角拉伸的加載方式模擬，有限元模型用MSC/PATRAN建立，通過MSC/NASTRAN計算，其中壁板的有限單元用二維殼單元來模擬。有三種不同方案的機(jī)翼下壁板有限元模型，分別是未補(bǔ)強(qiáng)壁板，補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)壁板，加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)壁板。如表2所列，為三種方案的節(jié)點(diǎn)數(shù)與單元數(shù)對比。

表2 三種補(bǔ)強(qiáng)方案節(jié)點(diǎn)與單元數(shù)對比

3 邊界條件

在有限元計算模擬中，約束機(jī)翼壁板的一側(cè)翼肋1、2、3、5自由度，在另側(cè)翼肋出施加面內(nèi)拉伸載荷和彎矩載荷(彎矩矢量方向平行于翼肋)，模擬外翼下壁板的主要受載形式。其載荷形式如圖4所示。

圖4 下壁板載荷形式

4 有限元模型結(jié)果對比與分析

4.1 位移結(jié)果對比

有限元模型分析了局部機(jī)翼壁板受拉伸和彎矩作用下的變形情況，位移圖如圖5所示。

圖5 三種下壁板模型位移對比圖

由圖5可以看出，對下壁板進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)，能夠很有效的減小最大位移，最大位移量對比如表3所列。

表3 三種方案最大位移 /mm

通過對比發(fā)現(xiàn)，補(bǔ)片式補(bǔ)強(qiáng)方案能在一定程度減小載荷作用下的最大位移，而加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)可以將位移變化降為最低，僅僅為0.723 mm。僅為未補(bǔ)強(qiáng)壁板位移的4.04%，為補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)位移的6.07%。因此，在相同的載荷作用下，加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)能夠最大程度減小位移。

4.2 應(yīng)力分析

如表4所列為三種方案最大應(yīng)力。

表4 三種方案最大應(yīng)力 /MPa

如圖6所示，通過對比最大應(yīng)力發(fā)現(xiàn)，在應(yīng)力集中位置方面，未補(bǔ)強(qiáng)與補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)的最大應(yīng)力都發(fā)生在開孔周圍，而加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方案的孔周沒有集中應(yīng)力。從應(yīng)力大小來講，補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)能夠減小應(yīng)力集中，比未補(bǔ)強(qiáng)壁板的應(yīng)力減少了37%，而加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方案的應(yīng)力比未補(bǔ)強(qiáng)壁板的應(yīng)力降低了56%，補(bǔ)強(qiáng)的效果比未補(bǔ)強(qiáng)的效果提高很多。

圖6 三種下壁板模型最大應(yīng)力對比圖

4.3 鋪層角度對應(yīng)力分布的影響

對比三種方案情況下各向鋪層應(yīng)力分布趨勢圖可知，未補(bǔ)強(qiáng)壁板在開口孔周圍應(yīng)力最大，補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)壁板的應(yīng)力在孔周圍也有集中，單比未補(bǔ)強(qiáng)的應(yīng)力要小。而加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)的壁板在開口處沒有應(yīng)力集中，達(dá)到了很好的補(bǔ)強(qiáng)效果，如表5所列。

表5 不同鋪層角度的最大應(yīng)力值對比

分析表5可知，未補(bǔ)強(qiáng)層合板與補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)層合板中0°鋪層角度的單層板應(yīng)力最大，因此在采用補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)方案時，應(yīng)盡量減少采用0°鋪層。

從表5和圖7可看出，對三種補(bǔ)強(qiáng)方案的各層最大應(yīng)力及應(yīng)力分布來看，加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方案比前兩者的最大應(yīng)力和應(yīng)力分布均小很多。而對于各向鋪層來看，在加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方案中，鋪層方向?yàn)椋?5°的鋪層應(yīng)力最大，90°方向鋪層應(yīng)力最小，若采用加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方案應(yīng)盡量減少－45°鋪層，多采用90°方向鋪層。

圖7 三種方案的各層最大應(yīng)力對比圖

5 結(jié)論

本研究根據(jù)機(jī)翼典型結(jié)構(gòu)在彎拉載荷下(未考慮扭轉(zhuǎn)載荷)，依據(jù)經(jīng)典層合板理論進(jìn)行復(fù)合材料設(shè)計，對機(jī)翼蒙皮下壁板的開口進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)進(jìn)行靜強(qiáng)度分析，并對補(bǔ)強(qiáng)結(jié)果進(jìn)行對比。得出補(bǔ)片補(bǔ)強(qiáng)方案和加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方案均能減小位移和最大應(yīng)力，而采用加強(qiáng)筋方案效果最好;若采用加強(qiáng)筋方案最大應(yīng)力不再出現(xiàn)在0°鋪層，而出現(xiàn)在－45°鋪層;在設(shè)計機(jī)翼下壁板開口補(bǔ)強(qiáng)方案時應(yīng)盡量選用加強(qiáng)筋補(bǔ)強(qiáng)方案，并盡量減少－45°方向的鋪層，多采用90°方向鋪層。

［1］ 飛機(jī)設(shè)計手冊.結(jié)構(gòu)設(shè)計［M］.第10分冊.北京:航空工業(yè)出版社，2000.

［2］ O'Neill，G5.Asymmetric Reinforcement of a Quasi一 isotropic graphite［Z］.Epoxy Plate Containing a Circular Hole.AD －All9625M，F(xiàn)1985.

［3］ Pickett D H，Sillivan P.Analysis of Symmetric Reinforcement of Quasi－isotropic Graphite［Z］.Epoxy Plates with a Circular Cutout Under Uniaxial Tension Loading.AD－A139998MF，1988.

［4］ 商 霖.復(fù)合材料層合板開口的非對稱補(bǔ)強(qiáng)研究［J］.導(dǎo)彈與航天運(yùn)載技術(shù)，2009(4):40－43.

［5］ J.H.Lee.Strength of Composite Laminate with Reinforced Hole［J］.Journal of Composite Materials，1989(23):337.

［6］ 寇長河，汪彤，酈正能.復(fù)合材料層合板開口補(bǔ)強(qiáng)研究［J］.北京航空航天大學(xué)學(xué)報，1997(4):477－481.

［7］ Ali Al－Mansour，陳小全，寇長河.單面貼補(bǔ)修理后層合板的拉伸性能［J］.復(fù)合材料學(xué)報，2005，3(22):140－144.

［8］ 羅小東，寇長河，于衛(wèi)東.復(fù)合材料層合結(jié)構(gòu)開口的非對稱補(bǔ)強(qiáng)研究［J］.航空學(xué)報，1994，15(12):1478－1481.