整体壁板成形

整体壁板成形（精选5篇）

整体壁板成形 篇1

0 引言

随着现代航空工业的发展,要求在初始设计阶段和后期的制造阶段,采取新的方法和工艺,在保证甚至提高零件强度的前提下,尽量减轻零件的质量,从而实现飞机的整体要求。

渐进成形加工,是近几年新兴的一种柔性化的薄板成形工艺。与传统的冲压成型不同,它不需要专用模具或仅采用简单模具支撑,就可以通过数控成形设备成形出成形极限较大,形状复杂的板材零件[1,2,3],是具有发展前景的新工艺。

渐进成形将复杂的零件模型沿高度方向分解成许多等高层,每个等高层中零件的轮廓线为一封闭曲线,数控机床控制成形工具沿着封闭曲线在板料上运动实现每层的加工通过逐层从而完成整个三维零件的外形加工。

1 常用的整体航空壁板成形方法

1.1 整体壁板的优势

大型整体壁板主要用于飞机机翼和机身,以及地板和壁板等重要部位,与传统的铆接组合式壁板结构相比,大型整体壁板结构件具有如下优点[4,5,6]:1) 由于取消了零件之间连接用的螺栓、铆钉等附件,减轻了飞机整体的质量;2) 由于不需要铆接等安装工序,大大减少装配工序的周期和工作量,减轻劳动强度;3) 减少开孔等造成的应力集中,可提高部件的强度和刚度;4) 零件表面没有了铆钉等造成的表面不平,提高整体的气动性能,并能提高装配品质。

1.2 整体壁板常用成形方法

1.2.1喷丸成形技术

喷丸成形技术是利用高速球丸撞击金属板材的表面,使受撞击的表面及其紧靠的下层金属材料产生塑性变形而延伸(图1),从而逐步使板材发生向受喷面凸起的弯曲变形而达到所需外形的一种成形方法[7,8]。

1.2.2蠕变时效成形技术

蠕变时效成形技术是利用金属的蠕变特性,将成形与时效同步进行的一种成形方法[4](图2)。使坯料产生一定的弹性变形,一起保温一段时间,零件上的部分弹性变形将转变为永久塑性变形并保持下来,从而使零件在完成时效强化的同时获得所需外形[5,9]。

2 渐进成形技术在整体壁板成形中的应用

2.1 渐进成形技术在整体壁板成形应用中的优势

采用传统冲压进行加工,困难不仅是制造尺寸非常大的冲压模具和冲压机床,成本昂贵,且无法解决大尺寸壁板毛坯中的回弹问题,无法满足装配要求。

渐进成形的加工过程中,仅在成形工具与板料接触区域发生塑性变形,从而可以通过控制每一个局部点的回弹来实现零件整体回弹的控制,达到所有零件的成形一致性,实现所有零件在装配时的通用性。

另外,由于渐进成形的工具非常简单,不需要模具或仅需要简单支撑模具。成本及工艺改进方面,有极大的优势。渐进成形工艺分为正负成形两种,分别可以选择从板料的两个相反的表面进行加工,在制定加工工艺时可以将加工后的残余应力考虑在内,选择正成形或负成形,利用成形后零件的残余应力提高零件的抗疲劳能力。

2.2 采用渐进成形工艺成形整体零件

2.2.1零件分析

加工的零件为某型整体壁板的下半部分,其模型如图3所示,为截面曲线沿截面法向母线延伸生成的曲面。图3中的模型包括两部分,图3(b)中所看到的曲面及两侧的60°斜面。其中曲面为所需要得到的形状,两侧斜面是为了完成加工而增加的辅助面。

零件加工选用无模成形方法。由于加工材料为1.2mm厚铝板,其自身刚度较差,加工时,成形工具在板料内表面运动,若不增加斜面增强零件刚度,在加工到曲面下部时,由于刀具相对于固定处的作用力矩不断加大,零件将会随着刀具的运动发生左右摆动。固定处材料极易发生屈服,甚至断裂。故在建立加工模型时,增加两侧的60°斜面。

截面曲线由两侧的直线和底部的圆弧组成,角度最大值在直线处,为68.25°。根据的研究知道,渐进成形工艺用于LY12M时,成形极限角大概在60°～70°之间[10],若成形过程中超过此成形极限角很容易发生缩颈失稳,导致成形失败。加工材料为某种退火态铝板,零件模型中最大的成形角为68.25°,故可以采用渐进成形工艺进行试加工。

2.2.2渐进成形工具及设备

本次加工所用的成形工具为直径8mm的球头杆,成形设备为南京航空航天大学自主研制的渐进成形机床,如图4所示。由于成形机床的工作平台尺寸为600mm×1000mm。其他必须的成形工具还包括固定板料所需的装夹支架。

2.2.3加工过程

加工的目的是为了验证渐进成形方法在整体壁板零件加工中的可行性,选择负成形方案。在零件的CAD模型基础上,利用UG软件的CAM功能生成刀轨路径。再 通过机床附带的后处理程序后即可得到控制机床运行的代码程序。创建刀轨选择的加工参数及其他加工信息汇总列在表1中。

固定好板料,对好刀具后,将加工代码程序输入机床,既可实现壁板零件的自动加工成形。

2.2.4成形零件

机床加工完成后,得到的实际零件如图5所示。

3 结论

通过对本文零件及其他零件的加工过程的分析,可以得到如下的结论:

1) 渐进成形工艺可以用于加工小批量的零件。整个过程中,无需模具,大大降低生产制造成本和加工效率。有利于对于快速响应市场需要,调整设计思路。

2) 模具对于零件的刚度没有任何支撑。加工过程中,零件会在随着工具头的运动发生摆动,材料极易发生屈服而断裂。在设计加工模型时,应提高零件刚度。

参考文献

[1]松原茂夫.板材の逐次逆张出し·绞り成形[C]∥平成7年度塑性加工春季讲演会论文集,调布:塑性加工会,1995:209-210.

[2]莫建华,韩飞.金属板料数字化渐进成形技术研究现状[J].中国机械工程,2008,19(4):491-497.

[3]莫建华,叶春生,黄树魁.技术钣金数控渐进成形[J].航空制造技术,2002(12):21-27.

[4]《航空制造工程手册》总编委会.航空制造工程手册——飞机钣金工艺[M].北京:航空工业出版社,1992:397-400.

[5]常荣福.飞机钣金零件制造技术[M].北京:国防工业出版社,1992:94-117.

[6]曾元松,黄遐.大型整体壁板成形技术[J].航空学报,2008,29(3):721-727.

[7]曾元松,黄遐,李志强.先进喷丸成形技术及其应用与发展[J].塑性工程学报,2006,13(3):23-28.

[8]O’Hara P.Peen-forming-a developmenting technique[C]//Proceedings of the8th International Conference on Shot Peening(ICESP8).2002:215-226.

[9]Holman MC.Autoclave age forming large aluminium aircraft pan-el[J].J Mech Work Technol,1989,20:477-488.

[10]AMBROGIO G,COSTANTINO L,NAPOLI A DE,et al.Influ-ence of some relevant process parameters on the dimensional ac-curacy in incremental forming:a numerical and experimental in-vestigation[J].Journal of Materials Processing Technology,2005,153-154:501-507.

整体壁板成形 篇2

某军机整体壁板裂纹损伤强度评估研究

用全机有限元模型模拟损伤部位的`局部位移和力边界条件,对机翼整体壁板高应力区的裂纹型损伤分析,研究了不同损伤尺寸对整体壁板强度的影响,给出损伤尺寸与残余过载、残余强度系数的关系,结论对外场评定战伤飞机损伤程度提供依据.

作 者：于克杰 李艳 焦良 YU Ke-jie LI Yan JIAO Liang  作者单位：空军第一航空学院,河南,信阳,464000 刊 名：装备环境工程  ISTIC英文刊名：EQUIPMENT ENVIRONMENTAL ENGINEERING 年，卷(期)： 4(4) 分类号：V215.2+1 关键词：整体壁板   有限元   飞机   评估   损伤  

整体壁板成形 篇3

整体壁板的应用非常广泛, 但是加工制造技术比较复杂, 生产周期长。这主要是因为其几何结构比较复杂, 有许多加强筋、凸台等结构元素, 截面厚度差异大[3,4]。为了提高整体壁板的成形性能, 国内外许多企业和研究人员开展了大量的研究工作。目前, 整体壁板的成形技术主要有喷丸成形、蠕变时效成形、爆炸成形、激光成形、增量成形与滚弯成形等技术[5,6,7,8,9,10]。其中, 喷丸成形与蠕变时效成形是目前应用最广泛的技术, 激光成形是一个新的研究热点。增量成形与滚弯成形都属于压力加工成形, 是传统的成形技术。其中滚弯工艺操作简单、生产效率高、生产成本低、设备简单、占地面积小, 适合成形单曲率筒形件与锥形件。

整体壁板由于截面厚度差异大, 在滚弯成形过程中需要添加填料来提高其成形性能。填料的作用就是提高整体壁板蒙皮与筋条变形的协调性, 使蒙皮与筋条在滚弯成形的过程中变形量尽可能一致, 提高整体壁板成形后的几何精度。本工作进行了塑料和橡胶两种填料辅助整体壁板滚弯成形性能实验, 结果表明这种方法成形整体壁板是可行的[11,12]。而筋条外置整体壁板方面研究较少, 它在滚弯成形过程中受力状态更加复杂, 更容易出现缺陷, 成形难度更高, 因此有必要对筋条外置整体壁板滚弯成形性能进行研究。本工作的主要内容就是研究橡胶填料对筋条外置壁板滚弯成形性能的影响, 分析成形之后壁板的表面质量, 壁板的直线度与弯曲度。

1 整体壁板填料辅助滚弯成形原理

1.1 成形原理

滚弯成形过程中, 两个下辊是主动驱动辊, 由电机驱动旋转;上辊作垂直运动, 成形过程中受摩擦力作用而被动旋转。在三个辊轮作用力和摩擦力的作用下, 壁板运动并产生塑性变形, 逐渐弯曲, 最终成形为等曲率的工件。整体壁板如果直接滚弯成形, 由于壁板形状不规则, 筋条高且薄, 三个辊轮施加载荷的情况下, 筋条处容易发生屈曲失稳现象;且蒙皮表面圆弧不光滑连续, 因此成形后的壁板不能满足使用要求。为了改善壁板的滚弯成形性能, 提出了添加填料的方法, 来改善筋条的受力状况, 提高壁板的成形性能。首先在整体壁板中添加填料, 并在整体壁板上下表面添加垫板固定填料, 使整体壁板处于夹持状态;然后整体滚弯成形;最后去除填料, 其成形原理如图1所示。

1.2 整体壁板滚弯成形力学状态分析

根据塑性弯曲理论以及理论力学分析可知, 整体壁板滚弯成形过程中筋条和蒙皮的应力-应变状态如图2所示。滚弯成形过程要求壁板筋条外凸, 筋条切向应力σ1和横向应力σ2均为拉应力, 径向应力σ3为压应力;应变分别为切向拉应变、径向压应变, 由于壁板的宽度与厚度比值很大, 横向很难变形, 因此可认为无横向应变。蒙皮的受力状况为切向应力σ1, 横向应力σ2和径向应力σ3均为压应力, 三向压应力状态;应变分别为切向压应变, 径向拉应变, 横向无应变。蒙皮受三向压应力作用, 筋条受两向拉应力、一向压应力作用, 因此蒙皮与筋条过渡区域应力状态的变化很复杂, 壁板容易在这些区域产生失稳等缺陷。

(a) 整体壁板; (b) 蒙皮与筋条应力-应变状态

(a) integral panel skin; (b) stress-strain state of skin and rib

2 整体壁板填料辅助滚弯成形实验

2.1 实验材料与设备

实验所用的壁板材料为铝合金2A14, 抗拉强度为422MPa, 屈服强度为333MPa, 延伸率为5%, 化学成分如表1所示。壁板形状如图3 (a) 所示, 板料尺寸745mm×450mm×7.28mm。图3 (b) 为图3 (a) 所示A-A方向的剖面图。由图3 (b) 可知, 筋条高度是蒙皮厚度的2.5倍左右, 筋条宽度是蒙皮厚度的1.5倍左右, 筋条高且薄。在无填料填充的情况下, 直接滚弯成形整体壁板, 则容易出现筋条开裂、扭曲、失稳等缺陷。

a) 滚弯成形前的实验件; (b) 筋条截面尺寸

a) workpiece before roll bending; (b) section dimension of rib

实验所用的填料为自制橡胶。实验所用的垫板材料为Q235钢板。

实验所用的设备为三辊滚弯机, 上辊直径为280mm, 两下辊直径250mm, 两下辊中心距360mm, 上辊行程100mm。

2.2 实验方案及过程

滚弯实验方案的设计首先选用自制的橡胶板填充整体壁板的网格型腔, 筋条不填充橡胶填料, 然后进行滚弯成形。重点分析橡胶填料辅助滚弯成形之后壁板的表面质量与几何精度, 研究橡胶填料的厚度对壁板滚弯成形性能的影响, 并为最终滚弯成形出表面良好、尺寸精度高的壁板提高参考。

整个实验过程包括实验方案设计、滚弯成形工艺参数的制定、橡胶块的制备、壁板的装配以及滚弯成形。整个实验过程最重要的步骤就是橡胶块的制备与滚弯成形。

首先根据壁板的几何尺寸以及形状, 制备橡胶块, 然后打磨橡胶块并填充到壁板型腔。其次, 把钢板、壁板, 橡胶块装配成为一个整体。最后滚弯成形, 按照工艺参数设定压下量;驱动两个下辊先顺时针旋转, 带动壁板运动并使壁板成形为一定曲率的弯曲件, 当壁板的端部与下辊轮接触时逆时针驱动两下辊旋转, 如此反复两个周期。对应于每一道次压下量, 滚弯结束之后取出壁板并测量记录各点的弧高值。整个滚弯成形过程包括5个压下道次, 对应的压下量分别为8, 18, 23, 28mm和33mm。

3 结果与讨论

3.1 壁板表面质量

滚弯成形之后去除填料的壁板如图4所示, 图4 (a) 为壁板蒙皮表面, 图4 (b) 为壁板筋条表面。由图4可知, 筋条外置整体壁板表面的圆弧光滑连续, 网格型腔部位的蒙皮有些外凸;筋条无开裂、扭曲等失稳缺陷。由此说明橡胶填料在滚弯成形过程中保护了筋条, 达到了预期的目的。在没有填料填充的情况下, 直接滚弯整体壁板, 由于壁板厚度不等、刚度不同、变形抗力不同, 在三辊轮与摩擦力的作用下, 各处的变形量都不一致, 成形之后壁板形状与尺寸的精度很差, 不能满足使用的要求。在筋条与蒙皮过渡区域, 厚度差异大, 容易造成应力集中, 因此壁板很容易在该区域产生开裂等缺陷。添加了橡胶填料的壁板, 它的受力状态得到很大程度的改善。填料能够辅助支撑筋条, 且有钢板的作用, 使壁板处于夹持状态, 增加了蒙皮的变形抗力, 减小了壁板的变形抗力差值, 使筋条与蒙皮能协调变形。

3.2 筋条与型腔弧高值的关系

滚弯成形之后分析壁板筋条交点处与网格型腔中心处的弧高值随压下量之间的关系, 如图5所示。由图5可知, 在第一道次压下量8mm时, 筋条交点和型腔中心的弧高值几乎相同。这是因为压下量比较小、变形量小、塑性变形很小、弹性变形很大, 回弹之后总的变形量很小, 所以筋条交点和型腔中心弧高值差值不大。随着压下量的增大, 筋条交点和型腔中心的弧高值都增大。筋条交点弧高值随着压下量的增大呈线性增加的变化规律;型腔中心弧高值随着压下量增大而增大, 且递增速率大于筋条交点的弧高值。弧高值大表明变形量大, 载荷相同的情况下, 变形量大表明变形容易。型腔处壁板的厚度薄, 变形刚度小, 因此导致型腔处变形容易, 弧高值大。而筋条交点处壁板厚度大于型腔处, 且有筋条支撑作用, 变形刚度大, 不易变形, 导致其弧高值比较小。

3.3 直线度分析

三辊滚弯机成形壁板时, 成形之后的壁板两端有直线段, 因此成形之后壁板的有效圆弧段为图4所示测量点1到15所包含的范围。为了验证成形之后壁板的直线度, 选择了三条线段测量其直线度, 即点1, 4, 7, 10, 13所在线段1的直线度, 如图6 (a) 所示;点2, 5, 8, 11, 14所在线段2的直线度, 如图6 (b) 所示;点3, 6, 9, 12, 15所在线段3的直线度, 如图6 (c) 所示。

由图6 (a) 可知, 筋条交点处 (点4和10) 的弧高值小于型腔处 (点1, 7和13) 的弧高值。主要是因为筋条交点处壁板比较厚、刚度大、变形抗力大, 不易变形;而型腔处壁板薄, 变形抗力小, 变形容易。导致型腔处 (点1, 7和13) 向外凸, 也即向橡胶填充的一侧凸起, 从而引起蒙皮表面该处塌陷, 导致直线度大, 几何精度差。为了提高几何精度, 满足直线度要求, 必须约束型腔处的变形, 使其与筋条交点处变形同步, 变形量趋于一致, 提高它们的变形协调性能。可以从填料的性能、几何形状等方面来改善壁板的变形协调性。由图6 (b) 可知, 筋条交点处 (点2, 8和14) 的弧高值小于型腔处 (点5和11) 的弧高值, 与图6 (a) 所示的规律相同。图6 (c) 各点的位置与图6 (a) 相同, 因此它们的变化规律应该相同, 但是图6 (c) 与图6 (a) 的变化规律不相同。图6 (c) 中筋条交点处点6的弧高值在每一道次压下量时都大于其他测量点。筋条交点处点12的弧高值对应于每一道次压下量时, 弧高值小于其他各测量点, 这与图6 (a) 所示的变化规律相同。图6 (c) 中点6的变化规律不同于其他筋条交点的变化规律, 主要是因为点6附近的编号为6的型腔是加强区, 型腔6处的蒙皮厚度大于其他各处。因此在变形的过程中导致筋条交点6的变化规律异常。

3.4 弯曲度分析

弯曲度是分析壁板弯曲半径的关系, 研究在同一弯曲线上各测量点弯曲半径的大小。理想的情况下, 希望得到弯曲线上各测量点的弯曲半径相同。为了研究橡胶填料对壁板滚弯成形之后弯曲度的影响, 本工作分析了三组弯曲半径的关系:点4, 5和6为第一组;点7, 8和9为第二组;点10, 11和12为第三组。

弯曲半径的获得是由各测量点的弧高值计算而得到的。根据同一平面三点成圆的关系, 已知弦长和弧高, 即可求出圆弧的半径, 从而计算出各测量点的弯曲半径。壁板各测量点弯曲半径随压下量的变化规律如图7所示。

由图7 (a) 可知, 点6处弯曲半径始终小于其他两点, 表明点6处变形容易, 变形量大。理论上, 点6是筋条交叉点, 变形困难, 而实际所测结果相反, 这是受型腔凸台影响的结果。由图7 (b) 可知, 筋条交点处点8的弯曲半径大于其他两点, 表明该处变形量最小, 变形困难, 因此此处向蒙皮方向凸起, 而型腔处点7, 9处向筋条方向凸起, 对应蒙皮方向凹陷。因此壁板如果不填充橡胶填料而直接滚弯成形的话, 筋条交点处和型腔处成形之后的弯曲半径差异更大, 弯曲度更差, 橡胶填料的填充改善了弯曲半径的差异。由于填充的橡胶填料强度不够, 这种差异还是存在。这种差异随着压下量的增大, 逐渐减小。并且由于筋条交点处和型腔处变形量不相同, 回弹量也不同, 滚弯成形之后弹性能释放导致回弹, 回弹也加剧了这种差异。由图7 (c) 可知, 这三点的弯曲半径变化规律与图7 (b) 一样, 都是筋条处弯曲半径大, 型腔处弯曲半径小, 造成这种现象的原因如上所述。

4 结论

(1) 进行了橡胶填料辅助筋条外置整体壁板滚弯成形实验, 结果表明该方法可以成形出满足工艺要求的壁板;成形之后的壁板蒙皮与筋条表面质量良好, 无缺陷。

(2) 橡胶填料在壁板滚弯成形过程中有效地改善了壁板的受力状况, 起到了辅助支撑保护筋条的作用, 增强了蒙皮的变形抗力, 钢板的作用使壁板处于夹持状态, 提高了筋条与蒙皮的变形协调性。

(3) 整体壁板结构的不均匀性, 导致了滚弯成形过程中壁板变形的不均匀性。变形不均又引起卸载之后壁板回弹量的不一致, 加剧了成形之后壁板直线度与弯曲度的差异。橡胶填料的添加一定程度上降低了这种差异。

摘要：以橡胶填料辅助筋条外置整体壁板滚弯成形实验为基础, 讨论压下量对壁板筋条和蒙皮弧高值的影响, 分析滚弯成形之后壁板的表面质量以及尺寸精度。结果表明:橡胶填料改善壁板的力学状态, 使壁板蒙皮和筋条协调变形, 提高壁板滚弯成形性;成形之后壁板的表面质量良好, 无开裂、失稳等缺陷, 尺寸精度满足工艺要求。

关键词：整体壁板,筋条外置,橡胶填料,滚弯成形

参考文献

[1]《航空制造工程手册》总编委会.航空制造工程手册——飞机钣金工艺[M].北京:航空工业出版社, 1992.

[2]常荣福.飞机钣金零件制造技术[M].北京:国防工业出版社, 1992.

[3]赵长喜, 李继霞.航天器整体壁板结构制造技术[J].航天制造技术, 2006, 8 (4) :44-48.

[4]曹庚顺, 胡春晓, 黄永坚.俄罗斯飞机整体壁板成形技术[J].航空科学技术, 1995, (6) :30-32.

[5]WANG T, PLATTS M J, WU J.The optimisation of shot peenforming processes[J].Journal of Materials Processing Technolo-gy, 2008, 206 (1-3) :78-82.

[6]曾元松, 黄遐, 李志强.先进喷丸成形技术及其应用与发展[J].塑性工程学报, 2006, 31 (3) :23-28.

[7]王俊彪, 刘中凯, 张贤杰.大型机翼整体壁板时效成形技术[J].航空学报, 2008, 29 (3) :728-733.

[8]刘劲松, 张士宏, 曾元松, 等.网格式整体壁板增量成形有限元模拟[J].材料科学与工艺, 2004, 12 (5) :515-517.

[9]LIU J S, ZHANG S H, ZENG Y S, et al.Determination of fea-ture line equation for self-adapting incremental press bending[J].Journal of Materials Science&Technology, 2004, 20 (6) :739-742.

[10]徐辅仁.导弹壳体板成形曲率与三轴辊卷板机中心辊进给量的数学力学关系[J].弹箭与制导学报, 1991, (2) :57-70.

[11]肖寒, 刘劲松, 张士宏, 等.塑料辅助网格式整体壁板滚弯成形实验研究[J].塑性工程学报, 2009, 16 (4) :17-20.

整体壁板成形 篇4

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

整体壁板成形 篇5

关键词：损伤容限,整体壁板,过盈链接

0 引言

飞机结构损伤容限/耐久性设计是为满足长寿命、高可靠性和可检性要求发展起来的综合技术, 是飞机结构长寿命、高可靠性、低维修成本的重要保证。损伤容限作为疲劳损伤、机械损伤、意外损伤和离散源损伤的安全性问题的基本设计准则, 意图是通过设计、工艺及质量控制和结构检查维修, 充分发挥结构潜力, 避免飞机在整个使用寿命期内发生灾难性结构破坏, 全面满足各项规范、机体结构总寿命和检修周期的要求。

1 损伤的分类

飞机结构中的损伤或缺陷可以分为两类:

1) 来自加工制造、装配工艺等过程中造成的损伤, 以及使用过程中各种腐蚀环境、疲劳载荷和离散载荷造成的损伤。这类损伤主要集中于结构表面。损伤容限设计主要是针对这类损伤通过损伤容限评定来确保结构在使用期内的安全。

2) 另一类是由于冶金、锻造等材料生产过程中造成的。这一类损伤多出现在结构内部, 只能通过定期的多次损伤检查和监控并及时修理来确保结构的安全。

结构中存在的损伤在使用中都可能逐渐扩展, 都可能导致结构发生灾难性破坏。因此把整体壁板结构设计成能承受定量损伤, 并能实施检查维修计划的的损伤容限结构, 是提高和确保飞机安全水平的有效途径。

2 整体壁板的优缺点

现代飞机结构普遍设置有整体壁板, 优点是采用整体壁板可以改善飞机性能, 减轻结构重量, 减少制造装配工作量。其缺点就是整体壁板出现裂纹时止裂性能比铆接壁板差。

3 整体壁板的损伤容限设计

无论是铆接式还是整体式结构壁板, 壁板的连接都是关键问题, 要改善结构的抗疲劳性能, 实现长寿命、高可靠性, 应根据壁板的使用环境选择合理的结构形式和对接形式, 采取降低设计应力水平、防止应力集中、选用过盈紧固件等方式, 使整体壁板能够达到预定的重量、经济、可靠性等指标。

为满足损伤容限设计要求, 机身整体壁板应合理分块。壁板上的横向、纵向加强筋、蒙皮、连接角材整体机加, 拉弯成型、喷丸强化;壁板与壁板之间采用过渡搭接。

整体壁板的合理分块能有效地提高整体壁板的止裂能力, 符合伤容限设计要求。

4 整体壁板损伤容限设计中应用的一些关键技术

4.1 擘板设计

整体鼙板结构形式的确定、壁板分块、应力控制, 材料的选取, 壁板数的控加工、压弯成型、喷丸强化是整体壁板实际制造过程中的关键技术。

整体壁板选用大型机加壁板, 将横向、纵向加强筋、蒙皮、连接角材设计为—个整体, 减轻了结构重量、增加结构的使用寿命。

整体壁板相对铆接壁板具有其独特的优点, 可大大提高结构效率, 降低结构重量, 保证结构的完整性, 改善壁板装配的工艺性, 减少制造装配工序, 减少连接件和零件数量。减少了连接件和零件数量, 也就减少了飞机各部分连接处的应力集中孔, 减少了结构中存在的疲劳源, 减少产生裂纹的机会, 从而提高结构疲劳寿命, 保证飞机结构的安全性和可靠性, 缩短制造周期, 降低制造成本。但整体壁板结构也存在壁板产生裂纹时止裂性能比铆接壁板差的问题。因此, 在用整体壁板代替组合壁板时, 要进行科学严谨的考虑与设计, 要对整体壁板进行充分的疲劳和损伤容限计算、分析和试验研究, 充分了解和掌握整体壁板的裂纹扩展特性, 同时还应研究和制定出针对整体壁板的止裂方法, 以确保飞机的使用安全。

4.2 过盈连接

过盈连接紧固件是整体壁板连接的主要形式, 因其合适的干涉配合状态, 大大地提高了被连接件的疲劳寿命。

该方式满足壁板连接要求, 生产制造工艺简单。另外, 过盈密封连接螺栓使用专用的机械设备将螺栓拉入孔中, 避免了普通标准件必须用手锤和铆枪将其打入孔中, 防止打击螺栓头根部R区可能产生的疲劳裂纹。

大量采用过盈螺栓和过盈铆钉连接, 能延缓孔边裂纹的出现。为了提高飞机整体壁板的疲劳寿命, 提高连接件与连接孔之间的密封性, 降低结构重量, 充分发挥新技术的优势和特点, 就有必要使充分了解该技术的特点、设计方法和关键环节, 掌握过盈连接结构的疲劳、损伤容限分析方法, 连接件孔边的应力分布规律和计算方法, 连接件孔强化机理、强化效果的评价、强化效果随时间的变化规律以及过盈连接对整体壁板疲劳寿命和损伤容限特性影响。

5 总结

综上所述, 飞机整体壁板结构应用损伤容限设计要求, 能有效提高飞机结构的使用寿命和安全水平。

参考文献