飛機駕駛艙窗玻璃銀紋的機理分析

楊全，孫小平

（1.航空工業西飛設計院 結構強度所，西安 710072；2.駐西安地區第一軍事代表室，西安 710072）

0 引言

航空有機玻璃是一種輕質透明材料，常用在飛機座艙、風擋、舷窗等部位，艙窗玻璃一般是由內外層玻璃組成的套件，其面積較大，裸露于大氣環境中。在飛機從地面到空中再到地面的飛行過程中，外部溫度從地面常溫到高空零下幾十攝氏度的冷熱變化，同時還將承受從地面的正常大氣壓到升空后的外部壓力降低引起的壓差載荷及部件裝配時強迫位移引起的安裝應力。復合材料的有機玻璃在受到溫度變化和機械應力變化的反復循環中常會誘發玻璃銀紋。銀紋出現初期將會影響透視效果，特別是駕駛艙上的玻璃銀紋尤為明顯，另外，銀紋也是有機玻璃發生失效的先兆，是復合材料的有機玻璃發生疲勞破壞的必然過程，如果不采取有效措施消除隱患，就可能造成嚴重的安全后果。通常玻璃銀紋會在外部環境作用下持續加重，最后發展成裂紋，導致玻璃破碎，曾出現過因銀紋發展成裂紋而導致座艙蓋玻璃破碎的事故，嚴重危害飛機的飛行安全，此問題在20世紀50年代就引起了人們的重視，相應的研究得到了很大的進展。有機玻璃銀紋因其產生的原因不同而表現有所差別，因張應力引起的銀紋較長，呈有序狀態且走向多為垂直于張應力方向；由溶劑引起的銀紋較密、較短、雜亂無序；當應力與溶劑共同作用時產生的銀紋具備以上兩種銀紋的特征。目前國內常使用的5種玻璃材料：2號定向（YB-2）、3號定向（DYB-3），3號不定向（YB-3）、4號定向（DYB-4）、4號不定向（YB-4）有機玻璃，根據外場使用情況的統計結果，玻璃銀紋出現率都比較高，尤其2號、4號玻璃更高一些，2號玻璃銀紋出現率為20%～30%[1]。在飛機的設計、生產和服役期間，玻璃銀紋一直受到科技人員的高度重視。

1 問題描述與分析

某飛機一艙蓋玻璃長寬尺度為400 mm×300 mm，由一塊單曲面的YB-2有機玻璃加工而成，玻璃厚度為16 mm，四周安裝邊制有下陷，其厚度為8 mm，玻璃的3個安裝邊的寬度為20 mm，另一邊寬度為36 mm，四周安裝邊通過型材條帶將玻璃壓裝在機身口框上。根據外場檢查結果，有多架飛機在較短期服役內出現銀紋，且銀紋均產生在外表面，出現在同一邊區域的頻次高、較嚴重，銀紋疏密適度，銀紋走向與邊同向，而其他三邊區域出現銀紋很少且輕，由此初步研判銀紋與安裝位置有關，如圖1所示。

圖1 艙蓋玻璃形狀

2 理論分析

玻璃件為單曲面幾何外形，加工難度大，使玻璃與口框存在加工制造誤差，導致裝配時貼合度不好。另外，大的安裝面也會降低兩面的貼合度，會因消除裝配間隙量帶來的強迫裝配應力，將增大玻璃表面的張應力。

矩形玻璃四周邊緣由壓板夾緊，四周邊緣的各點撓度為0，可以認為四邊為固支邊緣，在受均布載荷作用下，求解產生的邊緣力矩，可根據疊加法原理把面板分解為受均

圖2 均布受載矩形板分解示意圖

用矩形板撓度函數W(x,y)來表示面板在載荷作用下的實際變形，分別以W1、W2、W3表示在均布載荷作用下和邊緣力矩作用下的各基體面板結構的撓度，依據疊加法原理可得

通過數值漸進方法得出近似解[2]，在邊緣的中間力矩最大。再由材料力學中的彎曲應力可得出因力矩而在上下表面產生最大應力[3]。

3 有限元數值模擬

根據窗玻璃的幾何尺寸，采用有限元法建立有限元強度分析模型，為能很好地表征結構特點，同時也能很好地保證計算精度，用正六面體單元離散艙蓋結構，為解決體單元構建計算模型出現“沙漏”的現象，在矩形玻璃的四周安裝邊厚度方向上布置了4層單元，其它區域厚度方向布置了6層單元，如圖3所示。矩形玻璃艙蓋為帶曲率的單曲面面板，氣密壓差載荷、壓緊條帶的約束及強迫裝配位移量的施加的作用方向均為結構局部曲面法向量，在全局直角坐標系下對模型施加邊界條件難度較大。為了更貼近真實物理情況，考慮曲度對所要約束邊或量的影響，通過建立局部圓柱坐標系，使Z軸與曲面面板的中心軸線重合，依據零件的實際安裝情況，在局部坐標中對其邊界進行徑向、環向、Z向約束，結構模型的應力、應變計算結果也在此局部坐標系下給出，便于分析。窗玻璃所受的氣密載荷取限制載荷P，裝配應力因消除裝配間隙S而產生，現只假設寬邊的安裝存在裝配間隙量S，根據裝配間隙量對模型施加強迫位移，其它3邊無裝配間隙量。

圖3 有限元模型

3.1 計算結果

整個分析模型采用MSC.NASTRAIN進行求解，在氣密載荷和裝配間隙量多種組合工況下玻璃的最大計算應力如表1所示。這里選列了3種工況的計算應力云圖，如圖4所示。YB-2航空有機玻璃的主要成分為聚甲基丙烯酸甲脂，其力學性能如表2[4]所示，表中給出了大氣老化后的有機玻璃抗銀紋的應力值。

表1 玻璃計算應力值

表2 玻璃試驗數據

圖4 應力云圖（S=1 mm）

3.2 結果分析

銀紋是在一定載荷條件下瞬時產生的，當應力達到一定值時，銀紋就會出現[5]。從表2中試驗數據可以看出，無論何種狀態下，隨著玻璃工作時間的增長，抵抗銀紋出現的臨界應力值在逐步遞減。當有溶劑影響時，有機玻璃抗銀紋的應力比無溶劑影響的應力要低。玻璃艙蓋在大氣環境中工作是不可回避的，只有通過降低玻璃的使用應力水平來延長玻璃出現銀紋的時間。根據表1中的計算數據，玻璃的應力值與氣密載荷、裝配間隙量成線性關系，只要最大計算值不超過出現應力銀紋的應力臨界值，這種線性關系是成立的。在飛機進行2倍純氣密載荷試驗中，玻璃未出現銀紋現象，對比表1和表2可知，在2倍氣密載荷下，最大計算應力值為12 MPa，小于出現應力銀紋的臨界值，這與試驗結果相符。在限制氣密載荷下，在短時期內不足以引起形貌分明的應力銀紋或應力-溶劑銀紋，由此可確定裝配間隙量對銀紋的出現影響較大。從圖5得出，在純氣密載荷下，大應力區域分布在周邊緣處，且每邊的最大應力都出現在每邊的邊緣中部。從圖6得出，裝配間隙量主要影響相應邊的局部區域，而對其它邊的影響很小。綜合兩種影響因素及其產生的應力水平和分布，裝配時的強迫位移使得分析結果更貼合故障現象。

圖5 應力云圖（2P=0.082 MPa）

圖6 應力云圖（2P+S）

4 結語

1）根據理論分析和故障現象，驗證了建立計算模型方法的正確性；2）氣密載荷與裝配間隙量對結構的影響有疊加效應；3）在氣密載荷作用下，應力水平較低，影響區域主要在周邊，短邊比長邊受載稍嚴重，每邊的應力值都呈現兩端低、中間高的分布；4）裝配間隙量影響相應邊的局部區域，高應力區域沿相應邊成帶狀分布，對其它邊的應力水平影響較小，有效地改善裝配安裝面的貼合度，將能很好地提高玻璃使用年限。