座艙蓋骨架危險薄弱部位可靠性分析研究

2022-07-15 09:07:00邱蕾蕾王雪許光群謝金標(biāo)

機械工程師 2022年7期

邱蕾蕾，王雪，許光群，謝金標(biāo)

（國營蕪湖機械廠，安徽蕪湖 241007）

0 引言

某型飛機活動座艙蓋主要由前中后弧框、側(cè)骨架、通條壓板和有機玻璃組成[1]，主要作用是為飛行員進出座艙蓋提供通道及良好的飛行視野，同時在飛行中保護飛行員免受外界氣流的影響[2-3]。飛機在服役過程中不僅要承受各種循環(huán)加載載荷，同時還需抵擋外來物（如鳥撞等）帶來的沖擊力[4]，這些性能要求座艙蓋結(jié)構(gòu)有足夠的強度來滿足飛行安全。

經(jīng)外場使用統(tǒng)計，飛機在飛行過程中座艙蓋骨架側(cè)型材、前弧支臂及中弧拉桿處等部位裂紋故障的發(fā)生概率較高，屬于危險薄弱部位，裂紋的擴展對飛行安全產(chǎn)生較大的影響。針對裂紋擴展規(guī)律，Sih[5]和Hartranft[6]研究了復(fù)變量方法，結(jié)果表明裂紋的強度因子與型材的厚度有著極大的關(guān)聯(lián)；對于板材在受到拉伸和彎曲載荷時，裂紋失穩(wěn)后延續(xù)擴展準則，Wynn等[7]進行深入研究，結(jié)果表明“能量型”準則與實際情況更加吻合；Lanciotti等[8]對鋁合金材質(zhì)的貫穿性裂紋在拉伸和彎曲應(yīng)力共同作用下的擴展速率進行了研究，結(jié)果表明裂紋擴展速率與拉伸與彎曲應(yīng)力的占比有關(guān)。

本文針對座艙蓋骨架側(cè)型材危險薄弱部位進行了損傷容限分析，主要包括未修理下側(cè)型材損傷容限、采用1 mm厚鋼板加強后側(cè)型材損傷容限，以及1.5 mm厚鋼板加強后側(cè)型材損傷容限。研究結(jié)果表明，采用鋼板加強后，座艙蓋骨架側(cè)型材使用可靠性得到了極大的提升。

1 典型危險薄弱部位介紹

某座艙蓋側(cè)型材骨架通過多個鎖環(huán)與機身上的鎖鉤相連將座艙蓋固定到前機身上，經(jīng)過座艙蓋靜力疲勞試驗和外場服役期間故障數(shù)據(jù)統(tǒng)計，發(fā)現(xiàn)座艙蓋鎖環(huán)處側(cè)型材出現(xiàn)凹坑、裂紋（如圖1）。其主要原因為鎖鉤受載狀態(tài)受鎖鉤與鎖環(huán)的間隙影響，同時第4把鎖鉤結(jié)構(gòu)不同于其它鎖鉤，而左右兩側(cè)鎖環(huán)結(jié)構(gòu)形式均相同，靜力試驗顯示第4把鎖環(huán)在飛行過程中所承受的載荷最大。

圖1 某型機座艙蓋鎖環(huán)處凹坑

2 危險薄弱部位有限元建模

基于ABAQUS有限元軟件建立圖2所示的有限元模型，分別建立以下3種表示不同工況的模型：修理前不含鋼板，修理后鋼板厚度分別為1 mm和1.5 mm。

圖2 有限元建立的側(cè)型材與鎖環(huán)結(jié)構(gòu)示意圖

其中側(cè)型材的材料為鋁合金，力學(xué)性能參數(shù)為：密度為2700 kg/m3，彈性模量為70 GPa，泊松比為0.33。鎖環(huán)、螺栓及鋼板的材料為鋼，力學(xué)性能參數(shù)為：密度為7800 kg/m3，彈性模量為202 GPa，泊松比為0.3。

網(wǎng)格劃分如圖3所示，對于鎖環(huán)采用C3D10網(wǎng)格類型，對于側(cè)型材、螺栓、鋼板采用C3D8網(wǎng)格類型。

圖3 鎖環(huán)、螺栓、鋼板和側(cè)型材的劃分網(wǎng)格示意圖

載荷條件和邊界條件如圖4所示，載荷施加在鎖環(huán)內(nèi)側(cè)，沿離面方向（圖中-y方向）大小為20 549 N，沿指向艙內(nèi)方向（圖中-x方向）大小為3358 N，對兩側(cè)如圖所示位置進行固支約束。

圖4 ABAQUS中施加載荷與邊界條件

3 有限元計算結(jié)果

考慮鎖環(huán)、鎖鉤由于接觸間隙不均勻而造成的載荷分散性，參考靜力試驗中所測鎖環(huán)和鎖鉤上的試驗數(shù)據(jù)，將用于側(cè)型材與鎖環(huán)連接孔損傷容限分析的載荷譜按一定比例加重，設(shè)定初始裂紋設(shè)置為穿透裂紋3 mm。

3.1 修理前計算結(jié)果

修理前，整體結(jié)構(gòu)的Mises應(yīng)力云圖如圖5所示，最大應(yīng)力位于側(cè)型材孔邊。為方便按照圖6所示的相鄰孔邊裂紋模型計算，即側(cè)型材與鎖環(huán)連接孔為有限大板相鄰孔邊裂紋，受釘傳載荷、遠端（參考界面）彎矩和均勻拉應(yīng)力作用。結(jié)構(gòu)尺寸分別為：兩孔之間距離為26 mm；板厚t=3 mm；孔徑D=6.2 mm。選取S11方向觀察其載荷分布情況。

圖5 結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖

圖6 相鄰孔邊裂紋

如圖7所示，在板的遠端應(yīng)力較小，應(yīng)力主要集中于孔邊，并且在孔邊上下表面受力明顯不同，上表面最大應(yīng)力為拉應(yīng)力，下表面為壓應(yīng)力，上下表面間存在彎矩，故在計算時應(yīng)考慮彎矩的影響。

圖7 側(cè)型材及上下孔邊S11應(yīng)力云圖

3.2 修理后加1 mm厚鋼板計算結(jié)果

結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖如圖8所示。側(cè)型材及上下孔邊S11應(yīng)力云圖如圖9所示。

圖8 結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖

圖9 側(cè)型材及上下孔邊S11應(yīng)力云圖

3.3 修理后加1.5 mm厚鋼板計算結(jié)果

結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖如圖10所示。側(cè)型材及上下孔邊S11應(yīng)力云圖如圖11所示。

圖10 結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖

圖11 側(cè)型材及上下孔邊S11應(yīng)力云圖

3.4 彎矩和釘傳載荷

如圖12所示，首先計算了Py和Pz載荷對螺栓處的彎矩（如圖12（a）），然后簡化側(cè)型材與鎖環(huán)為一對邊簡支矩形薄板在集中載荷作用下的彎矩模型（如圖12（b）），最后分別計算側(cè)型材兩個螺栓孔處的彎矩（如圖12（c））。

1）計算鎖環(huán)上Py和Pz載荷對螺栓的彎矩（如圖12（a））。Pz載荷與螺栓間的彎矩可簡化為懸臂梁，此處Pz=3358 N，L=12.5 mm。Pz載荷與螺栓間的彎矩MPz=Pz×L=41975 N·mm；同理，可以計算Py載荷與螺栓間的彎矩，其中離心Py載荷與銷釘之間距離為1.5 mm。此處分別計算兩種不同Py值的情況：若Py=20549 N，彎矩M-Py=20549×1.5=30823.5 N·mm，其方向與M-Pz相反，故載荷對于螺栓連線的彎矩M螺栓=41975－30823.5=11151.5 N·mm；若Py=13000 N，彎矩M-Py=13000×1.5=19500 N·mm，M螺栓=41975－19500=22475 N·mm。

圖12 彎矩計算過程示意圖

2）計算鎖環(huán)當(dāng)量集中力，計算鎖環(huán)處彎矩，如圖12（b）所示，四邊簡支板，與板的尺寸相比，兩螺栓孔間距可忽略不計，認為B點為載荷Py作用點，若載荷Py=20549 N，根據(jù)彈性力學(xué)計算得到B點處的彎矩Mx=483114.68 N·mm；若載荷Py=13000 N，根據(jù)彈性力學(xué)計算得到B點處的彎矩Mx=305634.86 N·mm。

3）分別計算側(cè)型材兩個螺栓孔處的彎矩。如圖12（c）所示，將載荷等效為在兩個螺栓處，即將B點載荷等效到A和C。Py=20549 N時，A點彎矩MA=483114.68×137÷150=441244.743 N·mm，C 點彎矩MC=483114.68×247÷260=458958.948 N·mm；Py=13000 N時，A點彎矩MA=305634.86×137÷150=279146.50 N·mm，C點彎矩MC=305634.86×247÷260=290353.117 N·mm。

最后，分別計算兩個螺栓處的最終彎矩，即平板內(nèi)A、C各個點的彎矩加上螺栓處彎矩，即MA總=MA+M螺栓。Py=20549 N時，A點彎矩MA總=452396.243 N·mm，C點彎矩MC總=483114.68×247÷260=470110.448 N·mm；Py=13000 N時，A點彎矩MA總=301621.5 N·mm，C點彎矩MC總=312828.117 N·mm?？梢钥闯?，針對不同的Py值，均顯示C點彎矩略大于A點。

此外，由于存在2個螺栓，故單個螺栓上的釘傳載荷P=Pz/2=1679 N。

4 損傷容限分析

4.1 計算模型

裂紋類型為有限大板相鄰孔邊裂紋，受釘傳載荷、遠端（參考界面）彎矩和均勻拉應(yīng)力作用。此處采用其1/2模型進行計算分析，如圖13所示。

如圖13所示，尺寸分別為：W=260 mm（取鎖環(huán)至最后端面距離，圖12中C點距離）；W=150 mm（圖12中A點距離）；B=13 mm；D=6.2 mm。

圖13 計算模型示意圖（1/2模型）：穿透裂紋

4.2 材料屬性

此處計算所采用材料為2系鋁合金包鋁板材，屈服強度σy=340 MPa，抗拉強度σb=452 MPa，其在高溫（150 ℃）下L-T 方向的裂紋擴展速率曲線如圖14所示。

圖14 2系鋁合金包鋁板材L-T方向高溫da/dNΔK數(shù)據(jù)及Walker公式擬合線

采用Walker公式擬合：

相關(guān)參數(shù)具體擬合值為：C=2.209×10-8；n=3.60；M1=0.56（R≥0）。

4.3 施加載荷

結(jié)合圖13所示的計算模型，對于不同的工況，等效載荷計算公式為：

式中，寬度W按照完整模型寬度計算，W=410 mm。

有限元計算結(jié)果顯示在距離孔的遠端，拉伸應(yīng)力非常小，近似等于0，這是由于邊界約束的存在，所以此處計算時取S0=0 MPa，對修理后的情形亦同。

4.4 失效準則

1）臨界K準則。Kmax超過斷裂韌度Kc，t=3 mm，Kc=67.64。

2）凈截面屈服準則（NSY準則）。

3）兩側(cè)裂紋尖端塑性區(qū)重疊連通，此處采用基于Irwin公式的循環(huán)塑性公式來計算：

4.5 計算結(jié)果

4.5.1 修理前計算結(jié)果

此處分為4種情況，分別計算Py=20549 N、Py=13000 N時在W=260 mm（C點）和W=150 mm（A點）處對應(yīng)的裂紋擴展壽命，然后取最危險情況進行后續(xù)分析。

1）第一種情況：Py=20549 N，W=260 mm。

S1=764.407 MPa，S3=90.268 MPa，失效方式為兩側(cè)裂尖塑性區(qū)重疊連通，臨界裂紋長度為9.07 mm，最大應(yīng)力強度因子Kmax=52.07，對應(yīng)兩側(cè)裂紋擴展剩余長度為0.93 mm，計算臨界裂紋長度循環(huán)塑性區(qū)長度rp=1.86 mm，一半即為0.93 mm?？梢员ＷC剩余裂紋可擴展長度即為兩側(cè)裂紋尖端塑性區(qū)重疊時的長度。計算結(jié)果為：經(jīng)歷總循環(huán)數(shù)為857，等效飛行小時為1045.80 h。

2）第二種情況：Py=13000 N，W=260 mm。

S1=508.664 MPa，S3=90.268 MPa，失效方式為兩側(cè)裂尖塑性區(qū)重疊連通，臨界裂紋長度為9.40 mm，最大應(yīng)力強度因子Kmax=41.77，對應(yīng)兩側(cè)裂紋擴展剩余長度為0.60 mm，計算臨界裂紋長度循環(huán)塑性區(qū)長度rp=1.20 mm，一半即為0.60 mm。可以保證剩余裂紋可擴展長度即為兩側(cè)裂紋尖端塑性區(qū)重疊時的長度。計算結(jié)果：經(jīng)歷總循環(huán)數(shù)為3625；等效飛行小時為4462.52 h。

3）第三種情況：Py=20549 N，W=150 mm。

S1=735.604 MPa，S3=90.268 MPa；失效方式為兩側(cè)裂尖塑性區(qū)重疊連通，臨界裂紋長度為9.105 mm，最大應(yīng)力強度因子Kmax=50.90，對應(yīng)兩側(cè)裂紋擴展剩余長度為0.895 mm，計算臨界裂紋長度循環(huán)塑性區(qū)長度rp=1.784 mm，一半即為0.892 mm?？梢员ＷC剩余裂紋可擴展長度即為兩側(cè)裂紋尖端塑性區(qū)重疊時的長度。計算結(jié)果：經(jīng)歷總循環(huán)數(shù)為956，等效飛行小時為1170.70 h。

4）第四種情況：Py=13000 N，W=150 mm。

S1=490.441 MPa，S3=90.268 MPa，失效方式為兩側(cè)裂尖塑性區(qū)重疊連通，臨界裂紋長度為9.42 mm，最大應(yīng)力強度因子Kmax=40.87，對應(yīng)兩側(cè)裂紋擴展剩余長度為0.58 mm，計算臨界裂紋長度循環(huán)塑性區(qū)長度rp=1.15 mm，一半即為0.58 mm?？梢员ＷC剩余裂紋可擴展長度即為兩側(cè)裂紋尖端塑性區(qū)重疊時的長度。計算結(jié)果：經(jīng)歷總循環(huán)數(shù)為3950，等效飛行小時為4871.32 h。

可以看出在Py=20549 N、W=260 mm時，裂紋擴展壽命是最短的，故修理后均基于此固定參數(shù)進行分析。

給出修理前Py=20549 N、W=260 mm時的裂紋長度與飛行小時關(guān)系，如圖15所示。

剩余強度與裂紋長度關(guān)系如圖16所示。

4.5.2 修理后加1 mm厚鋼板計算結(jié)果

失效方式為兩側(cè)裂尖塑性區(qū)重疊連通，臨界裂紋長度為9.50 mm；最大應(yīng)力強度因子Kmax=38.47，對應(yīng)兩側(cè)裂紋擴展剩余長度為0.50 mm，計算臨界裂紋長度循環(huán)塑性區(qū)長度rp=1.01 mm，一半即為0.50 mm?？梢员ＷC剩余裂紋可擴展長度即為兩側(cè)裂紋尖端塑性區(qū)重疊時的長度。經(jīng)歷總循環(huán)數(shù)為6838；等效飛行小時為8419.44 h。裂紋長度與飛行小時關(guān)系如圖17所示。剩余強度與裂紋長度關(guān)系如圖18所示。

4.5.3 修理后加1.5 mm厚鋼板

失效方式為兩側(cè)裂尖塑性區(qū)重疊連通；臨界裂紋長為9.59 mm，最大應(yīng)力強度因子Kmax=34.08，對應(yīng)兩側(cè)裂紋擴展剩余長度為0.41 mm，計算臨界裂紋長度循環(huán)塑性區(qū)長度rp=0.80 mm，一半即為0.40 mm?？梢员ＷC剩余裂紋可擴展長度即為兩側(cè)裂紋尖端塑性區(qū)重疊時的長度。經(jīng)歷總循環(huán)數(shù)為15 720；等效飛行小時為19 356.20 h。裂紋長度與飛行小時關(guān)系如圖19所示。剩余強度與裂紋長度關(guān)系如圖20所示。

初始計算的裂紋擴展壽命按照分散系數(shù)2進行折算，計算結(jié)果如表1所示。