壁板结构

壁板结构（精选9篇）

壁板结构 篇1

1 引言

在航空领域,人们对于飞机整体壁板的性能要求越来越高,包括提高材料强度和抗冲击韧性,减轻重量,以及改善其抗疲劳和抗腐蚀能力[1]。时效成形技术集成形与热处理于一体,在成形零件的同时能够大幅度提高材料性能,满足整体壁板的技术要求。因此,越来越受到人们的重视,在国外已经大量用于多种飞机大型整体壁板的加工制造,例如湾流GIV、B-1B远程战略轰炸机、空客A330/340/380等飞机[2]。国内对于这一技术的研究和应用还处于起步阶段,有待于进一步深入和推广。

蠕变时效成形包含弹性变形、塑性变形、蠕变、应力松弛和时效硬化等复杂现象,其变形过程受时效温度、保温时间、预变形量、壁板结构、材料类型等多个因素的影响,它们的影响程度和相互关系还需要进一步深入研究[3]。西北工业大学的张志国[4]等人针对回弹预测做了大量试验研究,考察了时效温度、保温时间、初始应力等因素对回弹的影响,并优化了成形工艺。本文在其基础上,采用相同的材料和工艺,着重考察壁板上变厚度结构对试件回弹的影响,通过正交试验定量研究筋条高度H、凸台高度h、凹槽深度S、预弯半径Ry与成形效率η之间的关系,并建立回归模型。由于考虑到壁板结构因素的影响,该模型可进一步提高回弹预测精度。

2 工艺过程

时效成形过程一般分为三个过程:加载、人工时效、卸载。试验原理如图1所示。

(1)加载 加载过程就是借助热压罐或机械夹具使零件发生弹性变形并且和成形模具完全贴合的过程[5]。这两种加载方式互有优缺点,热压罐技术具有受力均匀、模具制造简单等优点,但耗能较大;机械加载则只需要烘箱作为保温设备即可,缺点是受力不均匀、模具复杂。

(2)人工时效 人工时效是时效成形的重要阶段,将试件和模具加热到一定温度后,由于应力松弛和蠕变效应的作用,材料内应力水平随时间而不断降低,同时部分弹性变形转化为永久塑性变形。此外,从微观角度来看,时效过程即为过饱和固溶体脱溶过程,析出的沉淀物硬化和结晶粒变粗,解释了材料在时效处理后性能发生强化的现象[6]。

(3)卸载 保温结束后,卸去外加载荷,受残余弹性应力作用,试件发生回弹[7],得到带有一定形状的零件。如果回弹预测精确的话,试件在回弹后应正好符合零件形状要求。

3 试验方法

3.1 正交试验设计

正交试验设计是一种高效率的部分因子设计方法,它是从全面试验中挑选出部分有代表性的点进行试验,这些点均匀分散,且其水平组合具有正交性[8]。本试验选取筋条高度H、凸台高度h、凹槽深度S、预弯半径Ry为相互独立的研究因素,设计4因素3水平正交试验共9组实验,按照正交表L9(34)安排试验。正交表如表1所示。

3.2 试验材料

铝合金材料由于质轻、高强、耐腐蚀等特点在各行业的应用日益广泛[9],在航空工业中更是大量采用,已经成为飞行器轻量化的首选材料[10]。本试验选用2124铝合金,其热处理状态为T851,可热处理强化,具有较高的拉伸强度和压缩屈服强度,良好的耐腐蚀性和稳定性,以及优良的压力加工和机械加工性能。材料性能见表2所示。

3.3 试验装置

真空袋加压技术要求模具尽量简单轻便,无明显尖角。试件及模具如图2所示。试件在热压罐内时效成形结束后,在室温条件下自然时效24h,然后用Handyscan激光扫描仪对试件进行扫描,将测量得到的点云在CATIA内进行光顺处理后采集数据。激光扫描仪具有使用方便、精度高等特点,测量精度可达0.05mm,完全满足试验要求。

4 试验结果分析

4.1 数据处理

为了定量研究时效成形回弹问题,将板料时效成形回弹百分比P定义为:

回弹百分比与成形效率的关系:

式中:R0——零件贴模时的外缘半径,mm;

Rf———成形后自由状态下的外缘半径,mm。

将测量得到的试件曲率半径Rf和模具曲率半径R0(图3)代入式(1)、式(2),计算得到η值。

4.2 级差分析

级差R反映了因素作用的大小,级差大的因素,表明其不同水平对目标结果造成的影响大,称为主要因素;级差较小的因素,表明不同水平对指标造成的影响比较小,称为次要因素。

由表3可以看出,在四个因素当中,预弯半径的级差最大,对时效成形效率的影响也最大,为主要因素。其次是筋条高度、凸台高度和下陷深度,级差都比较小,为次要因素。因此,四个影响因素主次关系为:预弯半径>筋条高度>凸台高度>凹槽深度。

为详细说明结构因素对成形效率影响的重要性,将各个因素的级差在全部因素级差和之中所占的比重制成图,见图4所示。预弯半径的级差所占比重最大,达到59%,筋条高度、凸台高度、凹槽深度的级差和所占比重达到41%。由此可见,在时效成形回弹预测时必须考虑试件结构因素的影响。

4.3 回归分析

将表3中四因素所对应的平均成形效率作为纵轴,水平作为横轴,在MATLAB中用最小二乘法进行拟合,绘制成单因素成形效率图,分析各个因素对成形效率的影响。如图5a所示,成形效率与筋条高度成二次函数关系,成形效率在筋条高度为20mm附近取得最大值,表明将筋条高度取为20mm能减少试件的回弹量;图5b表明成形效率与凸台高度成二次函数关系,成形效率在凸台高度为2mm时取得最小值;图5c表明成形效率与凹槽深度是线性关系,且成形效率随凹槽深度的增加显著提高;图5d显示成形效率与预弯半径也是线性关系,成形效率随模具半径的增大而减小。

为了定量研究因素与响应之间的关系,对所取得的数据进行回归分析,并建立回归模型。本文采用最小二乘法进行拟合,使用MATLAB软件可以方便地算出回归方程系数的最小二乘估计。建立的回归方程为:

式中:H——筋条高度,mm;

h——凸台高度,mm;

S——凹槽深度,mm;

Ry——预弯半径,mm。

将试验参数代入式(3),求得一组成形效率的回归拟合值,与试验观测值对比发现两者趋于一致,见图6所示。这表明回归拟合的精度比较高,该回归模型可以很好地为时效成形回弹预测提供参考。

5 结论

(1)通过级差分析发现四个因素对响应的影主次排序是:预弯半径>筋条高度>凸台高度>凹深度。筋条高度、凸台高度、凹槽深度等三个结构素的级差和占全部因素级差和比重的41%,说明机壁板上的结构因素对试件成形效率影响很大。个结构因素进行相互比较发现,尽管凸台高度和槽深度远小于筋条高度,对成形效率影响的比重分别达到10%以上,这说明壁板上的小凸台、浅槽对成形也有显著的影响,在回弹预测时必须考变厚度结构因素的作用。但是,迄今为止,国内鲜对这些变厚度结构对成形效率影响进行详细的定量的学术讨论。

(2)通过研究单因素对成形效率的影响,发现筋条高度、凸台高度与成形效率是二次函数关系;预弯半径、凹槽深度与成形效率是线性关系。筋条高度为20mm时试件回弹最小,并且成形效率随着预弯半径的增大而减小,随着凹槽深度的增加而增大。

(3)使用最小二乘法拟合的回归模型经过与试验观测值的比较验证,表明具有较高的精度,可以为回弹预测提供参考,具有一定的工程应用价值。

摘要：时效成形因具有诸多优点在航空领域中应用越来越广泛,尤其适合于飞机网格状整体壁板的加工制造。本文的主要目的是采用正交试验综合研究整体壁板结构因素及模具曲率半径对时效成形回弹的影响,并以筋条高度、凸台高度、凹槽深度、预弯半径为回归变量,以成形效率为响应,建立回归模型。由于考虑到壁板结构因素的影响,该模型可提高回弹预测精度。

关键词：机械制造,时效成形,壁板,回弹,回归模型

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壁板结构 篇2

基本概况：壁板坡隧道是目前国内在建时速达350公里高铁客运专线的最长隧道，也是沪昆高速铁路客运专线的重难点控制性工程。隧道位于滇黔交界典型的喀斯特地区。全长14756m，起讫里程DK977+667～DK992+423。是沪昆客专云南段确定的一级高风险隧道。

该隧道地质条件复杂，岩溶发育，多地质断层，岩性以灰岩、白云岩、玄武岩和泥质白云岩为主。隧区不良地质现象有滑坡、危岩、岩堆、岩溶、煤层瓦斯及采空区、地裂缝、软弱变形及岩爆等，隧道正常涌水量Q＝62200m3/d，雨期最大涌水量Q=149700m3/d。

工程案例：隧道设计DK977+935~DK978+105段原设计为ⅢA级围岩，灰岩夹泥质岩，弱风化，施工采用全断面法施工，初期支护拱部,Φ25x7中空注浆,锚杆长L=3共记,9.67根;边墙Φ22砂浆锚杆1.2x1.5梅花型布设,锚杆长L=3米;挂网喷锚,网片间距25x25厘米网片为Φ6;C25混凝土20CM。

在施工至DK977+935~DK977+943时围岩为Ⅳ级、地质软弱，节理发育，自稳性差；根据岩变我变的施工理念,施工采用台阶法施工，初期支护改为：拱墙工18型钢钢架，间距0.6m，拱部,Φ25x7中空注浆,锚杆长L=3共记,9.67根;边墙Φ22砂浆锚杆1.2x1.5梅花型布设,锚杆长L=3米;挂网喷锚,网片间距25x25厘米网片为Φ6;C25混凝土20CM。

2011年9月3日，掌子面掘进至DK977+943-DK977+945时，揭示围岩为黄褐色页岩，节理裂隙发育，岩体破碎，自稳性较差，地下水不发育，施工按Ⅳ级围岩支护落实通过。掌子面掘进至PDK977+945时，围岩揭示为页岩，岩质松软，裂隙发育，右侧拱部范围出现裂纹，围岩自稳性较差。上午8：30左右，DK977+943-DK977+945段右侧拱部出现鼓帮变形现象，其中DK977+943-DK977+945右侧拱部最大变形80CM，左右侧边墙部位初期支护出现两道裂缝完约0.5mm，裂隙沿钢架环向发展至上台阶拱脚，初支砼局部剥落，拱顶上方出现大约6米高8米宽8米长的溜坍,掌子面停止掘进。

原因分析：

1、地质与原设计不相符。当掌子面施工队掘进到PDK977+938时，揭示为围岩地质较设计级别有所提高。监理书面提出变更设计，要求初支加强，闭合及时跟进，采用工22型钢钢架，间距0.6m，增加系统锚杆，增加超前小导管,未能引起施工重视。

2、施工期间为雨季，爆破开挖后形成应力释放，围岩松动，导致裂隙水下渗，页岩软化变形，加之拱墙侧压力较大，造成应力集中。

3、施工未进行超前支付,导致松土溜坍,。措施及效果：

1、变形发生后，为控制变形继续发展，监理工程师及时与施工单位会商决定于DK977+943-DK977+945段采用,上台阶增设四道工22临时横向支撑,并建议(增加洞内管棚和超前小导管)，对掌子面采用反压回填,并于隧道中线处增设一道竖向支撑，使变形得到有效控制。

2、及时向建设指挥部汇报和同设计院沟通，并于9月18日经过四方会商，采取如下处理措施：

(1)、首先用弃土对D1K977+943~+948段进行反压回填，然后插管对拱顶上部空腔采用泵送C20混凝土回填，回填量由现场监理确认。

(2)、D1K977+935~+943围岩级别由III级变更为IV级，采用IVb型复合式衬砌，按“沪昆贰隧参01-15”图施工，采用全环I18型钢，间距1.0m/榀。

(3)、D1K977+943~+960围岩级别由III级变更为Ⅴ级，采用Ⅴc型复合式衬砌，按“沪昆贰隧参01-36”图施工，开挖采用台阶法加临时仰拱，初期支护采用全环I22a型钢，间距0.6m/榀。超前支护采用φ42小导管，L=4.5m，每环50根，环向间距0.4m，纵向每2.4m一环。

(4)、在D1K977+943处拱部打一环φ108长管棚，每根长15m，环向间距0.4m，并对长管棚进行注浆。

经验总结：壁板坡隧道软弱变形段的快速控制和处理，避免了事态进一步扩大，使变形得到有效控制，为杜绝类似事件的发生提供了有力的技术支持，其得益于监理工作的超前预控及参建各方快速应急措施得力，为监理工作提供了实战模块：从事复杂高风险隧道监理必须具备一是具有从事复杂隧道施工的丰富监理工作经验、高度的责任心。二是具有超前预控能力。始终牢固树立“以预为主、以防为先、以控为要”理念，坚定“事故可防、风险可控、灾害可治”的工作信心，切实做到对各类安全风险超前分析、超前评估、超前预警、超前防控。三是具备快速应急的处臵能力。作为一名出色的监理工程师必须具有科学的工作态度，事件发生后要及时与施工单位会商拿出妥善的措施，避免事态的进一步扩大。

附变形段控制处理照片

二0一一年十一月二九日

壁板坡平导DK977+943~DK977+945变形溜坍

壁板坡平导DK977+943~DK977+945变形溜坍,采用麻袋装土回填

壁板坡平导DK977+943~DK977+945洞内管棚

壁板坡平导DK977+943~DK977+945洞内管棚

壁板坡平导DK977+943~DK977+945洞内管棚

壁板结构 篇3

文献[7]提出一种基于IDA曲线的钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构分析,将IDA曲线应用于钢筋混凝土建筑物结构倒塌分析中。利用各种强度与需求指标获取最佳参数,绘制成IDA曲线,但该方法耗时较长。文献[8]对大量实验数据进行了回归分析,获取及调整了建模过程中需要的所有构件与截面层次的参数计算公式。在倒塌分析中,主要分析地震动、地震反应谱和钢筋混凝土建筑物结构本身的不确定性。根据反应谱的形状,对地震动进行选取。该方法适用于分析,但是如果只依据地震动加速度谱的形状选择地震动,会使工作量大大增加。文献[9]塑造了一种单层模型,其柱端设置了双线性弹簧元,通过分析获取影响钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构抗倒塌的因素,但该方法忽略了滞回退化现象。文献[10]通过广义函数,对广进混凝土建筑抗连续震动壁板结构进行分析,提出混合铰杆单元模型,引入拉格朗日乘子对震动进行模拟,实现对结构的分析。然而,该方法实现过程过于复杂,不适于实际应用。

针对上述方法的弊端,提出一种新的壁板结构分析方法,构建壁板结构的有限元模型。选用5层钢筋混凝土框架的建筑壁板结构,进行钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构抗连续倒塌能力分析,以及结构柱移除后钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构内力分析,给出相应的分析结果。

1 钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构有限元建模

1.1 有限元建模过程

通过壁板结构有限元分析软件SAP2000,对数值进行模拟计算,详细的有限元建模过程如下。

(1)对混凝土和钢筋的材料属性进行定义。

(2)依据壁板结构大小对截面进行定义。

(3)对杆件单元的材料属性与大小进行定义。

钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构平面图与立面图分别用图1、图2进行描述,破坏前有限元模型三维视图用图3进行描述。

1.2 混凝土材料属性确定

混凝土材料模型为依据混凝土本构关系形成的一种单轴模型,在其单调受压的情况下,其应力-应变关系骨架曲线可描述成:

式(1)中,fpc用于描述峰值点应力;εpc用于描述峰值点应变;fpcu用于描述极限点应力;εpcu用于描述极限点应变;fc用于描述某点应力;εc用于某点应变。

混凝土材料的选择主要依据下述加卸载原则:当εc>εpc时,卸载刚度Et=E0,其中E0为混凝土初始切线刚度;当εc<εpcu时,εc=εpcu;当εpcu<εc<εpc时,Et=min[E0,σc/(εc-εcr,t)]。其中,混凝土材料残余应变εcr,t是关于卸载处应变εc的函数。

式(2)中,r0用于描述分段函数,公式如下。

在构建模型的过程中,外包混凝土选择素混凝土,利用构建模型对核心区混凝土材料的相关参数进行计算。

1.3 钢筋材料属性确定

钢筋材料模型选用显式模型,其运行速度快,和钢筋反复加载实验结果非常接近,其应力-应变关系可描述成

式(4)中,α用于描述应变硬化率,取α=0.01;ε*、σ*用于描述标准化应变和应力,公式描述如下。

R用于描述应力-应变关系曲线从弹性过程至塑性过程的形状控制参数,公式描述如下。

式(6)中,ξ用于描述循环应变差;C用于描述常数;R0、α1、α2可通过实验确定,现取R0=10,CR1=0.92,CR2=0.2。通过上述参数可获取钢筋材料属性。

1.4 截面与单元材料确定

纤维截面模型对壁板结构沿纵向进行分割,将各段任意截面变形作为变形,在截面继续分割几个纤维,纤维单元受力状态是一维的,设通过平截面纤维应变为。

式(7)中,ε0用于描述中性轴应变;y用于描述距离中心轴的高度;φ用于描述截面曲率。

混凝土梁-柱单元需确定的参数为塑性区长度Lp,其公式描述如下。

式(8)中,αsl用于描述钢筋滑移参数,如果不忽略钢筋滑移,则αsl=1;如果忽略钢筋滑移,则αsl=0;fy用于描述钢筋屈服强度;db用于描述钢筋直径;L用于描述壁板结构长度。

2 钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构实例分析

2.1 实例基本信息

选用5层钢筋混凝土框架的建筑壁板结构作为实例,依据国家相关标准完成对其的设计,该结构的总信息、材料信息和载荷信息如下。

壁板结构总信息为:5层钢筋混凝土框架,除最底层的高度为4.3 m外,其余高度均为3.7 m。柱与柱之间的距离是7 m,柱截面大小是345 mm×560 mm,楼板的厚度是120 mm。

材料信息如下。

混凝土的强度等级是C30,箍筋是HPB235,纵向受力钢筋是HRB335。

2.2 抗连续倒塌能力分析

现将移除长边中柱看作钢筋混凝土建筑抗连续倒塌分析的工况,塑造抗连续倒塌分析模型,通过下式实现静力分析。

式(9)中,DL用于描述恒载荷;LL用于描述活载荷;L用于描述静力等效载荷。

钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构抗连续倒塌能力分析的详细过程如下。

(1)通过上节分析过程构建壁板结构模型。

(2)施加静力等效荷载L,令DL=2,LL=0.5。

(3)进行静力分析。

(4)求出移除柱所处楼层上梁的极限承载力,结果用表1进行描述。

(5)依据步骤(4)得到的结果,通过下式求出评价各构件破坏情况的性能指标DCR(demand-capacity ratios)值。

式(10)中,QUD用于描述经静力线性分析后壁板结构节点内力;QCE用于描述壁板结构的构件、节点可承受的极限弯矩、轴力、剪力的集合。如果DCR值超过2,则认为该壁板结构已经损坏。

通过静力分析获取梁的极限弯矩、极限剪力和相应的DCR值,得到的结果如表2所示。

分析表2可知,和梁极限弯矩相应的最大DCR是1.789;和梁极限剪力相应的DCR是0.804,都低于2,因此所分析的钢筋混凝土建筑壁板结构不会出现连续性倒塌。

2.3 结构柱移除后钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构内力分析

钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构局部被破坏后,荷载将在其余结构上重新分配,为了分析剩余壁板结构和原壁板结构内力的改变情况,分别移除由底层至第4层的角柱、长边中柱及内柱,同时完成对关键杆件内力结果的分析。为了便于分析,对移除柱后的壁板结构进行静力分析,从而实现结构的内力分析。依据内力的改变判断其对剩余壁板结构抗连续倒塌产生的影响。

2.3.1 移除内柱后钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构内力分析

对钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构的底层内柱进行移除,该内柱柱底、柱中和柱顶的内力变化值如表3所示。其中,V2带代表沿纵轴方向的剪力;V3代表沿横轴方向的剪力;M2代表沿纵轴方向的弯矩;M3代表沿横轴方向的弯矩。

分析表3可以看出,将内柱移除后,其上各柱的轴力明显降低,各柱的弯矩和剪力较原壁板结构改变幅度较小,所以,不会出现柱的抗剪、抗弯破坏。

2.3.2移除角柱后钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构内力分析

对钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构的底层角柱进行移除,该角柱柱底、柱中和柱顶的内力变化值如表4所示。

分析表4可知,移除角柱后,其上各柱轴力显著降低,在很大程度上失去支撑力;在移除角柱前,两种剪力之间的差异不大,而移除角柱后,沿横轴方向的剪力较沿纵轴方向的剪力增大很多,不存在对称性,需对柱的抗剪承载力进行检验;移除角柱后,其上不同柱的弯矩都明显升高,需对柱的抗弯承载力进行检验。

2.3.3 移除长边中柱后钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构内力分析

对钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构的底层长边中柱进行移除,该长边中柱柱底、柱中和柱顶的内力变化值如表5所示。

分析表5可以看出,移除长边中柱后,其上不同柱的轴力显著降低,在很大程度上失去支撑力;移除长边中柱前,剪力V3明显高于剪力V2,而移除长边中柱后,剪力V2的改变幅度较小,剪力V3的增长幅度较大,需对柱的抗剪承载力进行检验;移除长边中柱前,弯矩M2明显高于M3,而移除长边中柱后,弯矩M3的改变幅度较小,弯矩M2的增长幅度较大,需对柱的抗弯承载力进行检验。

3 结论

本文提出一种新的壁板结构分析方法,构建壁板结构的有限元模型。选用5层钢筋混凝土框架的建筑壁板结构,给出结构的总信息、材料信息和载荷信息。进行了钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构抗连续倒塌能力分析,发现所分析的钢筋混凝土建筑壁板结构不会出现连续性倒塌。进行了结构柱移除后钢筋混凝土建筑抗连续震动壁板结构内力分析,发现移除内柱后,所分析壁板结构不会出现连续性倒塌,不会出现柱的抗剪、抗弯破坏;移除角柱和长边中柱后,壁板结构在很大程度上会失去支撑力,需对柱的抗剪承载力和抗弯承载力进行检验。

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壁板结构 篇4

某飞机机翼壁板战伤的胶接修理计算

为了准确模拟损伤部位的局部位移和力边界条件,基于某飞机的全杌有限元模型,对机翼整体壁板高应力区的圆孔型损伤,采用不同搭接宽度计算了受损壁板的`胶接修理.研究了飞机机翼壁板不同损伤尺寸下搭接宽度与残余强度的关系,给出了飞机满足使用要求前提下的受损壁板胶接修理所需要的搭接宽度.这些结论为整体壁板的胶接修理提供参考.

作 者：YU Ke-jie 李艳 LIU Shou-fu YU Ke-jie LI Yan LIU Shou-fu  作者单位：空军第一航空学院,河南,信阳,464000 刊 名：航空计算技术  ISTIC英文刊名：AERONAUTICAL COMPUTING TECHNIQUE 年，卷(期)：2008 38(4) 分类号：V215.2 关键词：壁板   损伤   胶接修理   搭接宽度  

壁板结构 篇5

民用飞机机身结构中最大的结构单元是壁板(蒙皮和长桁),也是受力最严重的结构件,承受着机身弯曲、剪切、扭转载荷以及座舱压力等所有主要的载荷作用。机身的大部分载荷都要通过壁板来传递,因此壁板的受力形式复杂,不同的部位考虑不同的设计情况。

对于民用飞机来说,重量是衡量设计的重要指标,而壁板在机身结构重量中所占比例很大,壁板的设计尤为重要。本文以某型号飞机中后机身壁板为例,研究其结构特点和设计的关键点,介绍了新型材料铝锂合金的应用,对民用飞机机身壁板的设计进行分析探讨和研究。

结构布置

按照总体布局,某型号飞机中后机身位于主起落架舱后气密端框与球面框之间,全长约12.7m,前部约5m为单曲率外形的等直段,其余为双曲率外形的收缩段,整个中后机身全部处于气密增压区。

蒙皮分块

机身壁板设计时,从理论上壁板应该是完整的,这是最有效且重量轻、连接少的结构形式。但由于材料蒙皮毛料尺寸、工厂制造加工能力等限制因素,无法制造出足够长度和宽度的蒙皮,因此需要对蒙皮分块,再机械连接形成筒段,形成机身壁板结构。

某型号飞机中后机身壁板采用典型的金属薄壁结构,主要由蒙皮、长桁、接头和开口加强件等构成。共设计了2个工艺分离面,蒙皮纵向、横向分块,减小单块蒙皮的设计尺寸以提高蒙皮零件的可制造性,蒙皮通过机械连接的形式,形成中后机身筒段,图1所示为蒙皮分块概貌。

长桁布置

根据机身受载特点,上部壁板主要为拉伸疲劳问题,下部壁板为受压稳定性问题,侧下部为压剪复合。布置长桁时考虑纵向构件的综合、有效利用,提高桶体的结构效率,尽可能降低结构重量。在核定关键长桁位置的前提下适当均布长桁,上部长桁间距适当大一些,侧面、下部长桁间距相对小一些。

长桁布置原则如下:

a)为便于系统设备的安装,机身顶部上零纵位置不布置长桁,顶部长桁的间距应能满足开口及开口加强结构的空间要求;b)为便于窗框结构设计要求,根据总体确定的观察窗位置和可视面积要求布置窗框上下两侧的长桁;c)为便于客舱地板的连接,沿客舱地板平面布置一水平长桁;d)中后机身底部与中机身对接处,为机身受压最严重区域,长桁与中机身龙骨梁一致,以利于纵向载荷的传递;e)蒙皮纵向对缝处的长桁应保持连续;f)收缩段长桁最小间距应能使剪切角片与蒙皮至少连接2个紧固件;g)因零件制造要求,收缩段长桁截面扭转角不大于15°。

材料选用

结构重量对于飞机来说是一个非常重要的参数,使用新型轻质材料尤为必要。壁板在机身重量中所占比例很大,如某型号飞机中后机身,壁板占据了整个中后机身结构重量的45%左右。

铝锂合金是一种新型合金材料,具有密度低,比强度和比刚度高,以及裂纹扩展速率较低等特点。新型铝锂合金材料较常规航空铝合金(2000、7000系列)平均密度低约3%,但弹性模量却高5%~8%,铝锂合金适用于有高强度和低密度需要的飞机结构件,在蒙皮和长桁上使用铝锂合金材料将显著提升机体的结构效率,减轻重量。

由于新材料制造工艺性及使用本身存在的风险性,中后机身壁板采用新材料与常规航空铝合金材料相结合的设计方案。单曲蒙皮和长桁采用铝锂合金,双曲蒙皮仍采用常规铝合金,具体见表1。

壁板结构设计

以某型号中后机身前段的侧壁板、下壁板为典型,对其结构设计和特点进行分析。

蒙皮

因机身剖面上不同部位,蒙皮板受载情况不同,设计时需考虑的侧重点也不同。上部蒙皮主要承受拉剪载荷,主要考虑疲劳问题;侧下部蒙皮主要承受压剪复合载荷,下部蒙皮主要承受压缩载荷,主要考虑压缩稳定性问题。应根据载荷情况来设计蒙皮厚度,以达到最佳的设计目标。

先根据增压载荷下蒙皮的环向应力,初步得到蒙皮的最小厚度。

根据公式:

在保证最小厚度基础上,根据经验并结合蒙皮各部位的受载情况,给出初始的蒙皮厚度,再根据多轮全机载荷下有限元计算的裕度结果反复迭代,最终得到优的蒙皮厚度。

按等应力设计原则,同一块蒙皮厚度分布应与有限元计算的应力云图的趋势相近,与裕度结果相对应。但因考虑到紧固件锪窝最小深度的限制,框剪切角片等连接区域蒙皮厚度不小于1.6mm。

在舱门开口区域,因机身蒙皮不连续造成应力集中现象,设计时在开口周边蒙皮加厚,按应力远离开口区域厚度逐级递减。

长桁

长桁是机身受弯曲时,传递纵向载荷的主要承力构件,为蒙皮提供纵向支撑,能加强蒙皮的刚度和稳定性。

中后机身长桁基本型使用截面为“2”字形的铝锂合金挤压型材。因长桁与蒙皮连接,故外形与蒙皮一致同样是双曲率,中后机身收缩段的长桁会有扭转角。蒙皮纵向搭接区的长桁设计为“L”形截面,空间开敞性好,便于蒙皮纵向对缝处长桁两侧的铆接。客舱地板处长桁为“J”字形截面,因与地板面板连接,长桁立边为平面,不随着机身外形变化而改变。机身底部与龙骨梁对应区域,使用的承载能力较强的“T”字形截面长桁。

长桁厚度设计应根据机身截面不同部位受载特点、大小以及与蒙皮厚度的匹配来确定。上部长桁主要承受拉伸载荷,取与蒙皮匹配的基本厚度。越靠近机身下部受压载荷越大,沿着环向长桁逐步加厚,机身最下端为受压最严重区域,长桁最厚。

下壁板采用长桁分段设计方式实现减重。如机身下部与中机身对接的区域载荷较大,长桁厚度较厚,但随着远离对接区应力下降明显,因此通过型材机加减小剖面或打断长桁,使用对接接头与厚度较小的长桁对接,能有效减少长桁的重量。

连接

横向对接

壁板采用横向对接的形式。在蒙皮分段处,使用对接带板连接前、后段蒙皮,保持结构连续性。对于蒙皮分块处的长桁,在受压区一般打断长桁,再通过对接接头连接,传递纵向载荷;在受拉区或载荷较小区域,工艺条件允许的情况也可不断长桁,通过长桁压下陷的方式直接通过对接带板,以减少接头数量减轻重量。但在工艺分离面处,长桁均打断,便于装配。对接带板上紧固件的数量4排或6排,根据相应位置载荷大小和紧固件大小,通过计算确定。

中后机身对接带板的宽度由紧固件大小和排数确定,厚度一般比连接区蒙皮厚1级,这样可以使裂纹首先发生于外蒙皮上,利于检查发现和维修,并限制裂纹扩展。

长桁对接接头一般选用比长桁强度高的铝合金材料,基本厚度与长桁相近或厚1级。对接接头设计成变厚度的台阶形式,使载荷均匀传递,紧固件应力均匀分布。长桁接头两端切出30°~45°的斜角,一方面可降低钉孔的应力集中系数,另一方面可以降低两端第1个紧固件的应力峰值,提高疲劳性能。

纵向搭接

蒙皮纵向采用“上搭下”的连接结构形式,蒙皮搭接区域上平面局部修形,在隔框站位处布置止裂板。搭接区沿航向布置3排紧固件,在搭接区中央布置一根“L”形挤压型材。搭接区每个框站位处均布置的薄钛合金止裂板,起到限制蒙皮裂纹扩展的作用,能够阻止20~40inch长的裂纹扩展。搭接处的三角区间隙通过铝合金斜垫片来补偿。

腐蚀防护

民用飞机中后机身侧壁板、下壁板位于底舱区域,是机身腐蚀最严重区域,飞机各个舱段排出的水聚集于此,使这些结构呈现出较高的腐蚀风险。一般情况,民用飞机外表面分区及腐蚀程度划分定义见图3。

客舱地板与货舱地板之间,侧壁板为中度腐蚀区域,货舱地板以下区域,下壁板为重度腐蚀区域。机身结构防腐蚀设计涉及多方面,本文主要探讨排水、表面防护和密封。

1)排水。排水设计应当保证腐蚀液体可以直接排到飞机以外,或者聚集在抗腐蚀容器中,待到飞机着陆以后处置。由于冷凝结构元件上形成的少量腐蚀水应当通过排水通路排到飞机底部(舱底),路径越短越好。

设计壁板时每相邻框距内,地板以下的长桁上交错设置排水孔,便于聚集的液体通过,将侧部液体引流到机身下部,再通过机身底部的排水阀排出机身。

2)表面防护。针对不同的区域,采取不同的防腐蚀策略,轻度腐蚀区域采取一般的保护等级,中度腐蚀区域的零件采用两层底漆涂层或一层底漆加一层面漆;严重腐蚀区域的所有零件除底漆外,应当至少一层面漆覆盖底漆,然后增涂防腐蚀抑制剂。水平线之下的铝合金零件,需进行铬酸阳极化。

3)密封:a)穿过气密线的零件表面均做贴合面密封和填角密封;b)长桁与蒙皮贴合的下陷过渡区,做填塞密封;c)紧固件湿安装:除可拆卸及单独指定安装要求的紧固件外,所有非铝紧固件以及穿过气密线的全部紧固件(如铆钉、高锁螺栓,环槽钉等),均按进行湿安装;d)填角密封:填角密封即使用密封剂填充到处于压力边界线上的空腔、间隙等处。同样,对于贴合面密封的接头,填角密封应当用于到仅仅通向外部的蒙皮搭接、拼接等。

总结

本文以某型号中后机身壁板为例,从壁板材料选用、结构布置、结构设计和腐蚀防护方面,进行进行了较为详细深入的研究和总结,对民用飞机壁板的设计提供一定的依据和参考。

壁板结构 篇6

整体化是将2 个或2 个以上的结构元件连接成一个整体, 并保证结构具有一定的承载和传载能力以实现传载的连续性和结构受力的完整性[2]。金属结构由于机械加工技术的限制及生产成本的要求, 整体化结构的应用受到限制。而复合材料具有易于成形的优点, 可以采用共固化、共胶接、树脂转移模塑成型 ( RTM) 、树脂膜渗透成型 ( RFI) 、织物预成形、纤维缠绕等成形工艺制造出大型、复杂的整体结构件, 如整体加筋壁板、整体网格结构、整体盒段结构及更大、结构更复杂的机身段和翼/身融合体。AV—8B飞机左右平尾的下蒙皮与墙通过二次固化形成整体下壁板, 左右平尾的上蒙皮采用整体化成形工艺加工成一个整体[3]; F—35 左右机翼及机身部分也采用了整体加工成形; X—45 的整个机身的上蒙皮 ( 9 m×3. 7 m) 为一个整体。应用复合材料整体化结构可以在满足飞机结构总体性能要求的前提下, 能减轻结构重量, 并能大量减少机械连接的数量, 降低装配成本。复合材料整体化设计是现代飞机设计的重要思想, 在新型军机和民机的设计中均被普遍采用。

整体化壁板结构与普通的层压板相比, 刚度和强度都会发生变化, 针对两种典型的整体化壁板结构, 运用了分析和试验方法研究两种结构的刚度特性, 并与普通的层压板结构进行了对比, 为复合材料整体化设计提供了重要的参考依据。

1 典型的整体化壁板结构

一种典型整体化壁板是带筋条的结构, 筋条处蒙皮纤维不连续, 筋条的中心有一个连接界面, 筋条的根部是填充区, 如图1。为了研究筋条处部分蒙皮纤维不连续的影响, 将图1 中壁板的筋条抹去构成另一种整体化壁板, 这种壁板的上半部分纤维不连续, 通过填充区连接, 见图2。

2 数值分析

壁板I和壁板II上下结构不对称, 由于耦合作用, 在面内载荷作用下会发生面外变形。为了制定更加准确的测量两类壁板面内刚度的试验方法, 先采用数值方法计算壁板的变形情况。壁板I剪切、拉伸几何模型及铺层见图3、图4; 壁板II剪切、拉伸几何模型及铺层见图5、图6。

复合材料的材料体系为碳纤维/QY9611, 单层的材料参数见表1, 界面的材料参数见表2[4]。

壁板Ⅰ中容易在填充区顶部及填充区与腹板连接界面处首先发生破坏, 壁板 ( 类型Ⅱ) 中易在填充区中首先发生破坏, 故计算模型中在这几处设置界面层 ( 图7 和图8 中红色区域) 。利用Cohesive Zone Model模拟界面, 并在模型中选用双线性本构方程、二次名义应力准则作为损伤起始判据、Benzeggaghkenane ( BK) 准则作为损伤演化判据。

(左图1∶4, 右图2∶1)

(左图1∶4, 右图2∶1)

内聚力模型 ( cohesive zone model) [5]的本构关系基于牵引力-位移模型 ( tracion-separation) , 如图9所示。在0 ~ δn0 ( δt0、δs0) 段为粘接单元的线弹性阶段, δn0 ( δs0、δt0) ~ δnt ( δst、δtt) 段为粘接单元的损伤演化阶段。内聚力模型的本构关系可以表示如下。

在初始弹性段可表示为式 (1)

损伤后可表示为式 ( 2)

式 (2) 中tn、ts、tt表示正应力和剪应力, 表示线性段的正应力和剪应力;d表示损伤变量, 取值为0~1, 在初始弹性段为0;其表达式为式 (3)

式 ( 3) 中, δm0是初始损伤时的等效位移, δmf是材料完全破坏时的等效位移, δm的加载过程中的最大等效位移。

内聚力模型初始损伤判据采用二次应力 ( quad-ratic nominal stress criterion) 判据, 公式如式 (4)

式 ( 4) 中, tn0, ts0和tt0分别表示法向、第一剪切方向和第二剪切方向的极限应力值, <>为Macauly括号运算符, 对任意变量 α = ( α + α ) /2, 即拉伸的法向应力引起损伤, 法向的压缩应力不引起损伤。

Cohesive单元的损伤扩展判据采用基于能量的混合型损伤扩展判据B-K, 具体形式为式 ( 5) [6]

式 ( 5) 中, Gs为两个剪切应力所作的总功; GT为三个应力所作的功总功, GnC、GsC分别表示Ⅰ、II型断裂韧性值, η 为幂指数, 取1. 75。

对于拉伸情况, 将壁板一侧端面固定, 一侧端面施加拉伸载荷; 对应剪切情况, 将壁板一个侧面固定, 其余三个侧面施加剪切载荷。

用有限元软件ABAQUS计算壁板I和壁板II在拉伸、剪切载荷作用下的法向变形情况见图10 ~图13。拉伸载荷情况, 两类壁板筋条附近处均沿筋条侧鼓起; 剪切载荷情况, 两类壁板拉伸对角沿筋条侧鼓起, 另一对角沿光面侧鼓起, 壁板I比壁板II法向变形明显。

壁板的最大拉伸载荷为65 k N, 最大剪切载荷为83. 2 k N。壁板I在拉伸、剪切载荷作用下均未见破坏, 壁板II在剪切载荷作用下也未见破坏。但壁板II填充区界面在加载到50 375 N时完全拉脱, 破坏情况见图14, 填充区不能继续承载, 所有载荷均由子层3 承担。整个过程的载荷~ 位移曲线见图15。

(红色为破坏, 1∶1)

3 试验方法

为了能比较两种典型整体化壁板与普通层压板刚度, 对壁板I、壁板II和普通层压板 ( 壁板III) 都进行试验, 壁板I、壁板II剪切、拉伸试件的几何尺寸及铺层参见图3 ~ 图6, 试件的加载端粘贴加强片。壁板III剪切、拉伸试件的几何尺寸及铺层见图16 和图17。

试验中变形测量采用试验机自带的引伸计 ( 见图18) , 引伸计的刀口 ( 图18 中用线圈突出部分) 很浅, 为了跨过试件的筋条并固定引伸计, 在试件上粘贴固定座 ( 见图19) 。

前面的数值分析表明: 壁板I、壁板II在拉伸和剪切载荷作用下存在法向变形, 即试件弯曲 ( 见图20) 。对于壁板I在拉伸载荷作用下, 当引伸计安装在筋条侧测得变形较大, 而安装在光面侧测得的变形较小。为了更准确的反映试件面内变形情况, 测量试件两侧的变形, 将测得的变形值进行修正处理, 把试件的中面变形 ( 两侧变形的平均值) 作为试件的变形。

采用对角拉伸加载方法进行剪切试验。试件夹持方式见图21。将两对角耳片安装在试验机的上下夹头中, 施加拉伸载荷。试验状态如图22。

拉伸试验的加载方式如图23。将试件的两短边装入试验机的夹头中, 施加拉伸载荷。拉伸试验状态如图24。

壁板I、壁板II测量两侧的变形; 壁板III调试时通过数据分析表明, 两侧的应变相差很小, 即壁板III的弯曲变形很小, 可以忽略, 因此只测量一侧变形。

4 结果与分析

剪切试验最大载荷时测量点间的位移数据见表3, 拉伸试验最大载荷时测量点间的位移数据见表4。

注: 壁板II加载的最大载荷为20 k N, 表中的位移由线性化处理而得到。

壁板的剪切刚度按公式 ( 6) 计算。

式 ( 6) 中, Sxy为剪切刚度; Q为载荷线密度; b为壁板宽度 ( 260 mm) ; γ 为宏观剪切应变。

壁板I和壁板II的宏观剪切应变按公式 ( 7) 计算。

式 ( 7) 中, ujh、ujz、ugz、ugz为筋条侧横向位移、筋条侧纵向位移、光面侧横向位移、光面侧纵向位移; dh、dz为引伸计横向跨距、引伸计纵向跨距。

壁板III的宏观剪切应变按公式 ( 8) 计算。

式 ( 8) 中, uh、uz为横向位移、纵向位移。

横向位移、纵向位移通过引伸计测得。

壁板的拉伸刚度按公式 (9) 计算。

式 ( 9) 中, Sx为拉伸刚度, k N; P为拉力; ε 为宏观拉伸应变。

壁板I和壁板II的宏观拉伸应变按公式 ( 10) 计算。

式 ( 10) 中, uj、ug为筋条侧两测量点间的位移, 光面侧两测量点间的位移; d为引伸计跨距。

壁板III的宏观拉伸应变按公式 ( 11) 计算。

式 ( 11) 中, u为两测量点间的位移; d为引伸计跨距。

两测量点间的位移通过引伸计测得, 引伸计跨距为50 mm。

根据剪切和拉伸刚度的计算方法, 可得到三种壁板的剪切和拉伸刚度, 结果见表7。

壁板I的剪切刚度较壁板III略高, 壁板II的剪切刚度较壁板III低, 当测量区域为对角线100 mm的正方形, 壁板I、壁板II的剪切刚度分别是壁板III的1. 08 倍、0. 85 倍。壁板I、壁板II的拉伸刚度较壁板III都低, 当测量距离为50 mm, 壁板I、壁板II的拉伸刚度分别是壁板III的0. 83 倍、0. 76 倍。由于材料的不连续, 壁板I、壁板II中部的部分纤维被打断, 两侧通过界面连接, 界面的刚度、强度低于纤维, 壁板II的剪切刚度和拉伸刚度均低于壁板III;由蒙皮部分形成的筋条使得两侧的连接界面增大, 壁板I的剪切刚度和拉伸刚度均高于壁板II。由于壁板横向刚度为长桁间距内壁板整体性能, 对拉伸试验中标距影响修正后 ( 假设长桁间距为100 mm) 壁板I、壁板II的拉伸刚度分别是壁板III的0. 91倍、0. 86 倍。

壁板II中部筋条被打断, 连接界面很小, 相对壁板III, 承载能力明显下降。壁板II拉伸试验 ( 最大载荷P =65 k N) 的载荷位移曲线见图25, 曲线在载荷49. 36 k N处出现拐点。完成试验, 对试件进行无损检测, 检测结果见图26 ( 标注部分为损伤区域) , 填充区与子层连接的界面出现分层。试验的破坏模式、拐点载荷与有限元计算结果 ( 见图14、图15) 接近。壁板I、壁板II试验过程中未出现损伤。试验结果与有限元计算结果误差较小, 一致性较好, 说明建立的有限元模型有效、可靠。

5 结论

根据前面的试验和分析结果, 可以得出以下结论:

1) 壁板I的剪切刚度最大, 壁板II的剪切刚度最小, 说明长桁整体铺设的整体化壁板的剪切刚度不低于常规铺设加筋壁板, 但当长桁中面完全分层时, 其剪切刚度会明显降低。

2) 壁板III的拉伸刚度最大, 壁板II的拉伸刚度最小, 说明长桁整体铺设的整体化壁板的横向拉伸刚度低于常规铺设加筋壁板, 当长桁中面完全分层时 ( 壁板II) , 其横向拉伸刚度会明显降低。

3) 壁板I、壁板II在面内剪切和拉伸载荷作用下发生面外弯曲, 有法向变形。

4) 壁板II拉伸承载能力相对壁板III下降明显, 容易在填充区发生分层破坏。因此进行长桁整体铺设的整体化壁板设计时应由蒙皮基本层来保证壁板横向拉伸强度, 且在限制载荷下不应出现界面损伤。

参考文献

[1] 杜善义.先进复合材料与航空航天.复合材料学报, 2007;24 (1) :1 —12

[2] 赵丽滨, 彭雷, 张建宇, 等.复合材料π接头拉伸力学性能的试验和计算研究.复合材料学报, 2009;4 (2) :181—186

[3] 中国航空研究院.复合材料结构设计手册.北京:航空工业出版社, 2001;596—610

[4] 杨宇.复合材料整体化缝合共固化接合界面失效的试验和数值分析.西安:中国飞机强度研究所, 2006

[5] ABAQUAS Analysis User’s Manual.ABAQUS Version 6.11 Documentation.2011

转化炉薄型壁板焊接变形控制 篇7

关键词：转化炉,变形矫正,薄板焊接

随着工业技术的大大提高, 薄型钢板被越来越多的用于汽车、军工、船舶、非标设备等行业, 但是薄型钢板对热源极为敏感, 一旦受热极易发生波浪变形, 既给后续施工带来很大的麻烦, 还影响工程的表面观感质量, 而且由于在拉应力作用下对金属表面腐蚀钝化膜的破坏而加速腐蚀破坏过程[1]。因此在施工过程中, 须严格控制薄型钢板的焊接变形, 减小焊后板材内部的残余应力。

中石油第二建设公司承建的80万t/a甲醇装置的转化炉, 是目前国内最大的转化炉。作为甲醇装置的核心设备之一, 该转化炉为顶烧式方箱型蒸汽转化炉, 主要由辐射段、助燃段、对流段、引风机段组成。其中辐射段净空间尺寸为21658 (宽) ×35304 (长) ×13716 (高) , 辐射室炉墙为δ=5mm的钢板焊接, 材质为Q235, 设计要求炉墙板平面度≤±6mm, 施工最大的难题就是薄型壁板的焊接及变形控制。

1防变形措施

1.1焊前准备

施焊前除了对焊缝进行优化布置以及采用半自动切割机对板材规整下料外, 主要在于控制焊缝的装配间隙。焊接内应力由局部加强循环而引起, 为此, 在满足设计要求的条件下, 不应加大焊缝尺寸和层高[2], 但是焊缝过小, 母材的近缝区热应力增加, 也会引起波浪变形。本公司在对5mm厚钢板焊缝装配时采取I形坡口, 窄间隙焊接, 装配间隙为2mm, 装配前将切割熔渣与剪切毛刺清除干净。

因早晚温差变化, 薄型钢板的热胀冷缩易引发装配间隙变动。对此, 在施工过程中将板件平放在作业平台上, 再在板材上固定临时筋肋, 如图1所示, 临时筋肋在焊缝一侧选用较重的型钢, 并固定于板材焊接热影响区, 使板材紧贴于工作平台上, 这样既可以固定焊缝装配间隙, 而且在焊接时由于板件受夹持物的约束而限制了角变形的产生, 从而减少波浪变形。

1.2焊接方法

选择焊接方法需要考虑的是生产效率和焊接质量。焊接方法、焊接工艺和焊接程序显著影响焊接变形的程度, 因此所采用的焊接方法必须具有高的熔敷效率和尽量少的焊道, 还必须具有小的热输入[3], 这样才能有效地防止焊接变形。我公司在对转化炉薄型壁板焊接时采取CO2半自动焊来代替气焊和手工电弧焊, 主要有以下四个优点:

1) 焊接采用单道单层焊, 一次完成焊接操作, 成形美观, 焊接效率比手工电弧焊高3倍。

2) 飞溅小, 熔敷效率高。

3) CO2保护气流可以适当降低焊缝温度, 减少焊接能量输入。

4) 焊丝直径小, 焊接熔池体积小, 凝固快, 焊接能量输入较小。

1.3焊接工艺参数

焊接工艺参数的正确选择, 将避免因焊缝缺陷而返修, 降低热量输入, 使焊后的残余应力、波浪变形减少。施焊时采用的焊接工艺参数见表1。

1.4焊接过程

焊接变形主要是在焊接过程中因残余内应力使板材自由收缩而产生, 在焊接过程中采用一些简单的工艺措施往往可以调节内应力, 进而可以大大降低焊后板材的波浪变形。具体措施如下:

1) 焊接时先将所有的焊缝都点固后, 再统一焊接, 这样能使结构具有抵抗变形的足够刚度。点焊顺序自焊缝中间向两端延伸, 点焊焊缝尽量小, 焊缝两端的点焊焊缝可适当延长。

2) 焊接时自焊缝中间向两端焊接, 且先焊接横向的端接焊缝和再焊接纵向的边接焊缝。

3) 施焊前先沿着焊缝方向将焊缝两侧各150～200mm区域进行加热使之伸长, 焊后冷却时, 加热区与焊缝一起收缩, 同时, 可减少焊缝区与焊件其他部分的温差, 降低焊缝区的冷却速度, 使焊件能较均匀地冷却下来, 从而减少焊接应力与变形。

4) 焊缝的冷却过程中, 用圆头小木锤均匀迅速地锻打焊缝及其周围, 使金属产生塑性延伸变形, 抵消一部分焊接应力, 减少收缩变形。

5) 焊接操作时, 保证焊接速度以及进丝速度均匀, 减少焊接时的热输入。

6) 待焊接构件上所有焊缝冷却到室温时再拆除临时筋肋, 这样构件产生的变形将大大小于在自由状态下的焊接变形。

2变形后矫正

采用适宜的工艺措施后, 焊后产生变形的挠度值会大大减小, 但是完全消除是不可能的。这种情况下, 可采用圆点加热法配合手锤进行相应的矫正。首先要找出薄板上凸起的波峰, 以曲面变形波峰为加热原点, 加热点分层均匀分布在以波峰为圆心的圆周上, 成梅花状布局。如图2所示, 加热点的直径取30～40mm, 加热点的间距约50～100mm。这样可使冷却收缩变形指向中心点, 即可获得以点为心的均匀径向收缩效果, 进而达到波浪变形的矫正。加热时束状火焰垂直钢板, 加热烤嘴从波峰起作螺旋形移动, 采用中温矫正。当温度达到600～700℃时, 立即用木锤锻打加热点及其周围区域, 使加热区金属受挤压, 板的纤维组收缩加快, 冷却收缩后被拉平。

3结论

1) 合理的焊接方法和防变形措施可以有效的控制薄型钢板的焊接波浪变形;

2) CO2半自动焊来代替气焊和手工电弧焊是减少薄板焊接变形的有效途径;

3) 薄板变形的后通常采用点状加热法进行矫正, 并配合木槌锻打, 其矫正效果主要取决于操作人员的技术水平, 因此施工前需对作业人员进行技术交底。

参考文献

[1]付荣柏.焊接变形的控制与矫正[M].机械工业出版社, 2006.

[2]何江华.焊接变形原因、控制及矫正方法[J].航海工程, 2009, 38 (1) :33-35.

机身壁板疲劳试验件过渡区设计 篇8

如付诸现实将产生相当大的经济效益,每件试验件可节省设计、制造和试验等费用大约50万元。

点评人:施剑玮,上海飞机设计研究院强度部高级工程师,研究方向为结构疲劳与断裂。

飞机结构的疲劳性能需要用试验进行验证,疲劳试验验证通常采用积木式方法,按试验的复杂度,将试验分成试件级、元件级、子部件级、部件级和全尺寸级。机身壁板环向对接疲劳试验件属于子部件级,其试验件数量在十个左右,单个试件造价高,后续疲劳试验费用昂贵。疲劳试验件通常包括考核区、过渡区和加载区,并要求过渡区和加载区的寿命远远大于考核区的寿命,通常在三倍以上。如果不能满足该要求,由于疲劳寿命具有较大的分散性,试验过程中可能出现过渡区较考核区先出现裂纹的情况,试验件将无法取得有效寿命数据,带来很大的经济损失。

本文通过对机身壁板环向对接疲劳试验件传力特性的研究,设计了三种含不同过渡区的试验件,对试验件过渡区的疲劳寿命进行了计算和对比,结果表明过渡区采用指形变厚度垫板可以充分满足考核区过渡区疲劳寿命之间的倍数要求,达到试验件设计技术要求。

机身壁板环向对接疲劳试验件传力分析

典型试验件形式如图1所示。在机身壁板环向对接区域,即考核区,左右两侧长桁通过长桁接头连接,蒙皮通过对接带板连接。加载区用于连接加载设施。过渡区用于将加载区的载荷均匀传递到考核区,使考核区应力分布情况与实际情况尽可能相同。由于机身壁板长桁多采用挤压型材,其截面形状在整个长度范围内相同,无法通过加大过渡区长桁截面尺寸的方式,降低过渡区内长桁工作应力,提高疲劳寿命。同时,蒙皮由于加工工艺限制,其在过渡区内的截面尺寸与考核区的相比也无法改变。出于前述原因,只能通过改变过渡区的传力特性,使力的传递更加缓和,各元件传力更加均匀,同时改善疲劳薄弱位置的细节设计,来提高过渡区疲劳危险细节的寿命。

不同过渡区设计的疲劳性能对比

本文设计了三种过渡区形式,对它们疲劳危险细节的寿命进行了分析对比。

过渡区采用机加接头

过渡区形式如图2所示。过渡区采用机加接头,接头下方有两层垫板。载荷加在垫板和蒙皮上,垫板上载荷大部分向接头传递,再传至长桁。考核区中,长桁接头立边和长桁立边连接端部紧固件处(见图1)是疲劳危险细节。过渡区中,红色圆圈标记紧固件处的长桁是危险细节。它们寿命之间的对比见表1,其中σbr代表孔边挤压应力,σg代表工作应力,ψ代表载荷传递系数,DFR代表细节疲劳额定值,N95/95代表具有95%可靠度和95%置信度的寿命,每个参数的具体计算方法见文献。

过渡区采用两层大面积垫板

过渡区形式如图3所示。过渡区采用两层大面积垫板,第一层垫板从长桁端头处继续向考核区延伸10颗紧固件的距离,第二层垫板延伸8颗。过渡区接头长度缩短。载荷加在垫板和蒙皮上,垫板上载荷大部分直接向蒙皮传递。考核区的疲劳危险细节不变。过渡区中橙色圆圈标记处是疲劳危险细节,其中垫板长桁连接处的危险细节在长桁上,垫板蒙皮连接处的危险细节在蒙皮上。它们寿命之间的对比见表2。

过渡区采用指形变厚度垫板

过渡区形式如图4所示。过渡区采用指形变厚度垫板,垫板位于长桁和蒙皮之间。载荷加在垫板和蒙皮上,垫板上载荷直接向长桁和蒙皮传递。考核区的疲劳危险细节不变。过渡区中红色圆圈标记处是疲劳危险细节,其中长桁垫板连接处的危险细节在长桁上,垫板蒙皮连接处的危险细节在蒙皮上。它们寿命之间的对比见表3。

讨论

对过渡区采用机加接头的试验件,垫板上载荷大部分向接头传递,再传至长桁,长桁立边和底边传递载荷较多,其中长桁立边上疲劳危险细节寿命较短;

对过渡区采用两层大面积垫板的试验件,垫板上载荷大部分直接向蒙皮传递,又因垫板在同一截面位置处终止,刚度变化剧烈,导致该处蒙皮工作应力很大,蒙皮上疲劳危险细节寿命较短;

对过渡区采用指形变厚度垫板的试验件,垫板上载荷直接向长桁和蒙皮传递,由于垫板采用了指形和变厚度设计,往考核区方向,其刚度逐渐减弱,使得载荷的传递更加缓和,长桁底边和蒙皮的工作应力较均匀,其中长桁底边上疲劳危险细节寿命较短;

对比三种过渡区设计情况下的过渡区考核区最短寿命比,采用指形变厚度垫板试验件的比值最大,为5.85,远高于3倍的设计要求,效果很好。

建议观点

1.疲劳领域的主要问题有:金属材料复杂应力情况下的寿命分析,例如多轴疲劳损伤参量的建立;复合材料疲劳寿命分析方法;工艺参数对疲劳寿命影响的数值仿真模拟;损伤累积理论。

2.断裂领域的主要问题有:三维裂纹应力强度因子的计算;复杂应力情况下的裂纹扩展计算和有限元模拟;裂纹迟滞效应的考虑;广布疲劳损伤中的裂纹扩展计算;带裂纹结构的剩余强度计算模型。

大型航天壁板双面铣切加工技术 篇9

某型号运载火箭高压低温 (-250℃) 贮箱为适应低自重、高载荷、高可靠性的需求, 摒弃传统化铣成形方法, 采用整板机械铣切整体减薄工艺, 使得壁板加工具有更高的尺寸精度和稳定性。而双面壁板能够更加合理均化应力分布, 减少无效载荷, 进一步提升贮箱性能。

本文对大型壁板双面铣切加工技术进行分析研究。通过改进工艺方案和改造辅助设备, 成功解决了大型壁板双面铣切加工难题, 保证了产品加工精度, 提高了生产效率。

1 工艺过程

该贮箱壁板采用2219 高强度铝合金板材整体机械加工而成。铝合金材料具有较低的密度、较高的比强度、耐腐蚀性和疲劳强度, 在航空航天领域得到了广泛应用。贮箱壁板一般是在展平状态下对网格特征进行铣切加工, 然后经滚弯、时效、焊接等工艺形成贮箱筒段, 壁板铣切加工精度直接影响贮箱整体质量[1]。

该贮箱壁板规格一般为5000 mm×2500 mm, 最薄处不足2 mm, 属于典型的大型薄壁件, 加工过程材料去除率高达70%。由于壁板表面积较大, 无法采用传统方法直接装夹, 一般使用真空吸盘进行吸附固定。首先将壁板和真空吸盘表面清理干净, 然后根据壁板外形沿真空吸盘密封槽铺设胶条, 接着将壁板平放于胶条上方压实, 保证壁板位于胶条范围内, 最后抽真空, 利用大气压使壁板牢牢吸附于真空吸盘上表面, 达到吸附固定的目的。

为优化设计结构, 均化应力分布, 减轻贮箱质量, 增加有效载荷, 某贮箱采用双面壁板, 即在传统单面壁板的背面同时增加下陷进行铣切加工 (如图1 所示) , 大大增加了加工难度。而双面壁板蒙皮厚度公差带仅有0.2 mm, 网格位置度公差带仅有0.1 mm, 现有工艺无法满足加工需求。

2 加工难点

2.1 吸附困难

壁板加工时需使用真空吸盘进行吸附固定。由于制造水平限制, 真空吸盘面积一般不超过2 m2, 远小于壁板底面面积。因此通常将几块小真空吸盘内部气道连接, 组成真空吸附系统, 分区域共同吸附。

然而双面壁板A面槽两侧贯通, 在完成A面加工后, 进行B面加工时, 由于A面槽处无法形成密闭环境, 造成吸附漏气。若加工B面时仅对A面槽上部进行吸附, 由于吸附受力不均和加工变形, 易导致槽下部翘起, 造成超差厚度变薄。

2.2 翻面找正

壁板完成A面加工后, 需翻面进行B面加工, 而此时B面为未加工平面, A面加工特征位于壁板底面, 难以准确判断加工坐标原点, 易导致A面槽偏移, 造成位置度超差。

3 工艺改进

3.1 工艺方法改进

由于A面槽贯通造成真空吸盘吸附时两端漏气, 无法形成密封区域, 进而导致吸附失败。若通过一定工艺方法, 将A面槽两端密封, 则可解决双面壁板吸附工艺性问题。

前期曾使用树脂胶封堵槽两端, 但工艺复杂且密封性差, 易导致壁板底面不平, 进而漏气导致壁板吸附不牢。经分析研究, 决定延长两侧辅助区 (A面槽不延长, 改进后结构见图2) , 使A面槽两端密封, 壁板加工完成后再进行切割, 保证产品整体结构, 成功解决了吸附漏气问题。

采用该工艺方法, 相当于将A面槽由贯通改为封闭, 进行B面加工时, 沿壁板外形铺设密封胶条, 将A面槽包络于胶条范围内, 进行整体吸附, 达到装夹固定目的, 具有工艺简便、操作性强、密封效果好等优点。

若A面槽宽度较大且剩余壁厚较薄时, 在吸附过程中易造成槽中间蒙皮下陷, 该区域B面加工时厚度超差。经分析是由于真空吸附时负压过大, 该区域蒙皮变形造成。然而壁板表面积较大, 整体吸附时, 若压力过小, 易导致吸附不牢, 造成超差。因此, 可以根据A面槽深度增加垫块支撑, 但垫块不得高于A面槽。

3.2 真空吸盘改造

由于壁板规格较大, 真空吸附系统包括几块小真空吸盘, 每块吸盘内部气道连通, 而外部密封槽相互独立, 两吸盘连接处存在一定缝隙。对于单面壁板, 可根据单块真空吸盘规格, 单独铺设密封胶条进行分区域吸附, 达到整体吸附的目的。然而对于双面壁板, 进行B面加工时A面槽横跨几个小吸盘, 若采用原胶条铺设方式, 由于吸盘拼接部位的缝隙, 导致吸附漏气。若单个真空吸盘内部根据A面槽位置单独采用分区吸附, 虽然能够达到吸附固定的目的, 但胶条铺设轨迹复杂, 效率低下。

通过对吸盘系统进行改造, 将吸盘中间拼接处填入密封胶, 吸盘上表面密封槽贯通, 使整个吸盘外部连为一个整体, 这样吸盘密封后不漏气, 满足吸附要求, 改造前后真空吸盘密封槽见图3。

3.3 重定位

为解决翻面后B面基准易偏差问题, 在加工过程中不再使用壁板理论外形直接定位, 而是以实际坯料外形进行辅助定位。首先根据壁板实际坯料外形反推理论外形位置, 确保壁板理论外形位于坯料中心, 确定加工坐标系位置, 使用定位块对毛坯外形进行定位。壁板翻面后, 直接根据定位块进行定位装夹, 加工坐标原点不发生改变。采用此方法可快速解决翻面后加工基准问题, 同时简单方便, 极大地提高了加工效率。此外, 也可采用高精度激光测量设备进行辅助找正。将壁板翻面放置后利用激光寻找壁板四边外形, 拟合形成产品实际放置位置与理论位置之间偏差, 自动对机床进行参数补偿, 进一步提升制造精度。

4 改善效果

1) 蒙皮厚度。蒙皮厚度是贮箱壁板最为关键的尺寸, 直接决定着贮箱结构强度。即使存在较小的局部薄点, 也可能引起贮箱爆裂, 导致无可挽回的损失。目前壁板厚度公差带只有0.20 mm, 而整张壁板约20 m2。采用上述工艺方法, 双面壁板铣切加工完成后使用超声波测厚仪多点测量背面槽及周边区域蒙皮厚度, 均处于要求公差范围之内。

2) 位置度。由于壁板位于坯料正中间, 翻面前后均关于壁板坯料中心线对称, 则壁板加工坐标原点未改变, 前后理论重合, 通过测量背面槽距壁板四周的距离, 误差位于0.05 mm范围内, 满足图样要求。采用中心对称四边定位方式, 壁板翻面后无需重新确定加工坐标系原点, 节省时间, 提高效率。

5 结语

通过改进工艺方案和改造辅助设备的方法成功解决双面壁板真空吸附问题;采用中心对称四边定位方式, 成功解决壁板翻面后加工基准难确认问题, 同时也可用于壁板类零件返修定位。

摘要：文中解决了大型航天壁板双面铣切加工难题。该技术具有原理简单、质量可靠、可操作性强等特点。

关键词：航天壁板,双面铣切

参考文献