激光焊接帶口蓋加筋壁板剪切性能分析

回麗， 陳曉偉， 周松,*， 楊文軍， 王磊

(1. 沈陽航空航天大學機電工程學院, 沈陽 110136；2. 沈陽航空航天大學航空制造工藝數字化國防重點學科實驗室, 沈陽 110136)

鈦合金加筋壁板結構是飛機機身部位應用較多的一種承載結構，當其受面內彎曲、壓縮、剪切等載荷作用時，常見的靜強度失效模式為屈曲失穩[1-3]。加筋壁板在發生屈曲后并不會立刻失穩，其仍具有很強的后屈曲承載能力，因此為了預計結構的承載能力，需要研究其后屈曲性能，以便在實際應用過程中控制結構的失效[2-3]。為了滿足飛機日常維護的需求，常常在飛機機身部位設置多種設備檢查口蓋，在機身加筋壁板上的開口破壞了原來結構受力的連續性與完整性，導致加筋壁板的剛度與強度大幅度下降[4]。

國內外研究學者對開口平板結構性能進行了一定的理論與試驗研究。Ankur等[5]通過對運輸機的機身窗口壁板研究發現，在波動載荷的作用下，疲勞裂紋從窗口角落開始產生并擴展。Kusugal等[6]對艙門開口壁板進行分析，發現切口周圍區域鉚釘位置的應力集中較大且加強筋具有止裂作用。Saad-Eldeen等[7]研究了不同開口形狀、開口尺寸以及不同初始缺陷對大開口加筋鋼板的承載能力的影響。吳存利等[8]對開口腹板結構提出了一種當量厚度建模方式，對多種開口形式的腹板進行當量計算，并采用有限元的方法進行驗證，進一步驗證此種方法的有效性。郭瑜超等[9]研究了機翼負載作用下開口盒段的后屈曲行為，同時通過有限元法與試驗結果對比分析，發現采用有限元Riks弧長法可以較準確地模擬此類結構的后屈曲承載路徑。程超[10]研究了開孔大小、形狀、位置對薄壁梁結構的承載穩定性能的影響，并獲得了這些參數與承載能力之間的規律。郭俊等[11-12]詳細研究了開口復合材料壁板在剪切載荷下的應力分布及屈曲行為,并分析了圓形口蓋對壁板力學性能的影響。袁偉[13-14]運用有限元軟件，分析了多種開口形狀與尺寸對受剪載荷下層合板的穩定性的影響，發現開口圓角可以改善應力集中，臨界屈曲失穩載荷會隨著開口圓角尺寸的增加而增加。

盡管許多學者針對開口壁板做了大量的研究，但對剪切載荷下鈦合金整體加筋壁板的性能研究較少，特別是口蓋對開口壁板剪切性能影響的研究。因此本文首先針對螺栓緊固口蓋鈦合金加筋壁板開展了剪切穩定性試驗，分析了載荷-應變數據及結構的屈曲特性；然后，應用仿真軟件模擬分析剪切屈曲過程，進一步分析了壁板結構的后屈曲承載能力；最后，探究了螺栓緊固口蓋對加筋壁板的承載能力、應力變化及面外變形的影響。

1 試驗件構型

本文所用試驗件為雙光束激光焊接帶口蓋加筋壁板，其結構設計參照了在役某機型的機身口蓋壁板，材料均為TC4，試驗件由蒙皮、加強口框、4根短Γ型筋條、2根長Γ型筋條、2根L型補強筋、2根Γ型隔框和8個連接角片組成。由于開口的存在，會導致中斷的筋條末端位置蒙皮應力集中嚴重，因此需對筋條中斷處進行30°斜削[15]。本試驗件試驗區域為正方形，試驗件四邊夾持區通過電阻點焊焊接厚度為2 mm的加強邊框進行加厚以保證與剪切夾具相連有足夠的剪切強度，焊點直徑為6.5 mm，口蓋與加強口框通過26個M6螺栓連接，補強筋通過點焊與口蓋連接。加筋壁板的基本尺寸如下：試驗件邊長為550 mm，夾持區寬度為50 mm，夾持區厚度為4 mm，蒙皮厚度為2 mm，加強口框厚度為1.5 mm，口蓋厚度為2 mm，筋條間距為110 mm，隔框間距為330 mm，筋條與隔框的長度均為450 mm，厚度 為1.5 mm。試驗件結構示意圖如圖1所示，部分尺寸如圖2所示。

圖1 帶口蓋鈦合金加筋壁板示意圖Fig.1 Schematic diagram of titanium alloy stiffened panel with cover

圖2 隔框、筋條、連接角片、口蓋和加強口框尺寸Fig.2 Size of frame, stiffener, connector gusset, cover and reinforced opening frame

2 壁板開口剪流分布

參考文獻[4]中對加筋壁板的矩形開口位置剪流的估算，采用一種較保守的方法，假設：①開口位置的上下筋條的剪流相同；②開口位置左右兩側的剪流也相同。

將這2種載荷系統疊加可得到壁板開口位置的剪流分布，如圖3(c)所示。從圖中可以看出，開口區域的上下左右位置剪流變大，開口四角位置剪流變小。

圖3 剪流分布Fig.3 Distribution of shearing flow

3 加筋壁板剪切穩定性試驗

3.1 試驗方法

剪切穩定性試驗在WAW-2000A微機控制電液伺服萬能試驗機平臺上進行，試驗件共2件，編號為1#、2#。試驗采用常用的四連桿對角拉伸試 驗裝置，如圖4所示。加筋壁板四周夾持邊通過雙排螺栓與夾具相連，施加的對角拉伸載荷轉換為試驗所需的剪切載荷。為采集試驗過程中試驗件應變數據，在1#試驗件正反面粘貼應變片，應變片編號及貼附位置如圖5所示。筋條、隔框結構貼應變單片，格間處(指兩筋條間的蒙皮)貼應變花片。在格間處選取5個位移測量點，利用位移傳感器采集蒙皮的離面位移。2#試驗件筋條一側采取與1#試驗件相同的貼片方式，另一側采用光學云紋法來觀測試驗件的表面面板變形。試驗過程中采用恒速率加載控制，加載速率為1 kN/s，應變片和位移數據采樣頻率不得小于1次/s。為了使試驗件受載均勻，試驗開始加載估算剪切屈曲載荷的20%，根據預加載應變值適當調整試驗件的安裝位置。

圖4 試驗系統Fig.4 Test system

圖5 應變片粘貼位置與編號Fig.5 Pasting position and number of strain gauge

3.2 試驗結果分析

帶口蓋加筋壁板的剪切試驗過程中，因2件試驗件的試驗現象較為相似，故以1#試驗件為例結合2#試驗件云紋圖進行詳細分析。當加載力在240 kN以下時，試驗件無明顯現象；加載至240 kN后，伴隨有輕微的響聲，試驗件矩形口蓋四角發生變形，產生面外位移，此時壁板發生屈曲失穩；加載至451 kN后，試驗件發生連續響聲，筋條發生扭曲，壁板發生后屈曲失穩；加載至660 kN時，試驗件發生巨大響聲，口框與口蓋連接處出現裂縫，隨后整體失穩，試驗停止。

觀察破壞試驗件可知(見圖6和圖7)，雙光束激光焊接處沒有發生斷裂；沿力加載對角線正面凸起，背面凹陷；筋條、隔框扭曲；螺栓連接處蒙皮發生撕裂并有少量螺栓被破壞，口蓋整體發生扭曲變形。

在整個剪切過程中，可將加筋壁板的承載能力分為3個階段：①加筋壁板的屈曲失穩，口蓋與口框四角連接位置發生變形，產生面外位移；②筋條起到隔波作用，隨著加載力的增加，兩邊長筋條 開始發生扭曲且變形較明顯，加筋壁板的屈曲模態發生改變，發生后屈曲失穩；③隔框結構發生變形，口蓋圓角處蒙皮撕裂，試驗件整體失穩。2件試驗件的屈曲載荷、后屈曲載荷和破壞載荷如表1所示。屈曲比(后屈曲失穩載荷與屈曲載荷之比)為1.95，破壞載荷為屈曲載荷的2.98倍，說明此類帶口蓋加筋壁板具有較好的承載后屈曲能力。試件典型云紋圖如圖8所示。

圖6 兩件試驗件破壞形式Fig.6 Failure modes of two specimens

圖7 試驗件局部破壞形式Fig.7 Local failure modes of specimens

表1 帶口蓋鈦合金加筋壁板剪切試驗結果Table 1 Test results of titanium alloy stiffenedpanel with cover under shear loading kN

1#試驗件的載荷-應變曲線如圖9所示，從圖中可以看出，當加載力約小于240 kN時，所有的曲線均呈現直線變化趨勢；當加載至約240 kN時，45°方向(如2、5號)的曲線率先發生改變且相同位置正反兩面應變片有著良好的對稱性，說明加筋壁板開始發生屈曲。當加筋板發生屈曲失穩后如圖9(a)所示，同一位置的正面與背面的應變朝相反方向變化，壓應變為負，拉應變為正，這樣就表現為一側受壓，一側受拉，此處蒙皮會向受拉側凸起，產生面外位移。

由圖9(c)所知：口蓋中心位置的應變變化較口框位置小，這是因為口蓋的2個補強筋條起到隔波作用，使得沿力加載對角線處蒙皮因屈曲產生的半波延伸到此處發生了改變，導致口蓋中心位置的變形較小。

圖9 加強口框和口蓋載荷-應變曲線Fig.9 Load-strain curves of reinforced opening frame and cover

4 有限元分析

4.1 有限元模型

帶口蓋加筋壁板有限元模型在ABAQUS軟件中進行分析，本模型暫不考慮激光焊接引起的殘余應力及幾何變形。筋條和隔框與壁板蒙皮的焊接部分通過共用節點方式構建近似的面與面約束關系，即保證焊接部分在試驗過程中不發生脫落。有限元模型按照實際尺寸選擇實體單元進行劃分，建模過程中定義剪切夾具為剛性結構，剪切夾具與試驗件通過Tie連接約束；螺栓連接進行簡化處理；夾具的鉸接定義應用Connector中Hinge命令；加載端建立一個參考點，將參考點與加載端位移綁定；約束固定端參考點6個自由度，限制夾具的法向位移，如圖10所示。

圖10 加筋壁板有限元模型Fig.10 Finite element model of stiffened panel

4.2 有限元法結果分析

提取有限元中加載端參考點的載荷-位移曲線，結合圖11與表2可得：有限元法得到的載荷-位移曲線與試驗結果較為吻合，有限元法得到的屈曲載荷與試驗值相對誤差為8.7%，后屈曲載 荷相對誤差為9.1%，由于有限元模型為理想模型，試驗件中難免會存在焊接引起的缺陷，使得有限元模型剛度較實際模型偏大；另外考慮到夾具的裝夾、螺栓連接間隙以及上下夾具的滑動等一些因素的影響導致加載端位移有一定差別。有限元法得到的破壞載荷與試驗值較為接近，相對誤差僅為1.02%，表明通過有限元法可以有效地模擬加筋壁板的后屈曲承載能力。在此模型基礎上可以進一步探討帶口蓋加筋壁板剪切性能的力學行為。

圖11 有限元法與試驗載荷-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves by finite element method and test

方法屈曲載荷/kN后屈曲載荷/kN破壞載荷/kN試驗230449686有限元法250490693相對誤差/%8.79.11.02

4.3 口蓋對其力學性能的影響

為了進一步探究口蓋對此類加筋壁板力學性能的影響，去掉上述有限元模型中的口蓋，其余條件保持不變，然后對開口加筋壁板進行仿真分析。圖12為有限元法計算得到的帶口蓋與開口加筋壁板的載荷-位移曲線，結合表3可以看出，口蓋對開口加筋壁板的力學性能影響較大，去掉口蓋后，其屈曲載荷、后屈曲載荷、破壞載荷分別下降了12%、30.6%、27.1%，并且其剛度也大幅度降低。

圖13顯示了加載載荷占極限載荷的百分比。通過圖13(a)應力云圖可知，帶口蓋加筋壁板的最大應力出現在未加強蒙皮處，86%加載時四周 蒙皮已達到最大應力1 026 MPa，同時與口框相連的口蓋邊緣應力也達最大；繼續加載時蒙皮應力傳遞到加強口框，可以發現加載時口蓋4個圓角處的應力呈圓弧狀向外擴展，口蓋四邊應力向內部擴展。從整個應力變化云圖中可以發現加強口框四邊中心位置的應力逐漸變小，其余位置應力逐漸增大。從圖13(b)可知，開口處的應力逐漸向外擴展，在同一階段，加強口框四角位置應力較小，整個過程中開口四邊中心位置的應力始終保持最小，開口四邊處應力以C字形狀向外擴展變化。從圖14可知，開口加筋壁板的面外變形量大約是帶口蓋加筋壁板的兩倍，變形模式有所差別。

圖12 有限元法載荷-位移曲線Fig.12 Load-displacement curves by finite element method

壁板屈曲載荷/kN后屈曲載荷/kN破壞載荷/kN帶口蓋加筋壁板250490693開口加筋壁板220340505下降比/%1230.627.1

圖13 有限元仿真結果Fig.13 Finite element simulation results

圖14 面外位移云圖Fig.14 Out-of-panel displacement contour

5 結 論

通過對雙光束激光焊接帶口蓋加筋壁板進行剪切穩定性試驗與有限元模擬分析，得出以下結論：

1) 剪切試驗中2件試驗件的試驗結果分散性較小，平均剪切屈曲載荷、后屈曲載荷和剪切破壞載荷分別為230、449和686 kN，破壞載荷是屈曲載荷的2.98倍，說明此種加筋壁板具有較強的后屈曲承載能力，失穩形式主要表現為：沿力加載對角線正面凸起，背面凹陷；加筋條、隔框扭曲；螺栓連接處蒙皮發生剪切撕裂并有少量螺栓被破壞，口蓋整體發生扭曲變形。

2) 通過仿真得到的加筋壁板的剪切屈曲載荷和破壞載荷與試驗誤差分別為8.7%、1.02%，通過有限元法計算得到的載荷-位移曲線與試驗曲線較為吻合。口蓋對開口加筋壁板剪切力學性能影響較大，去掉口蓋后，屈曲載荷和破壞載荷分別下降了12%、27.1%。帶口蓋加筋壁板的加強口框四邊中心位置的應力逐漸變小，其余位置應力逐漸增大。開口壁板的加強口框四角位置應力較小，開口四邊中心位置的應力始終保持最小。開口加筋壁板在開口處失穩面外變形量是帶口蓋加筋壁板的兩倍。