王 強(qiáng)，王建華，黎小寶，郭丹丹

（中航工業(yè)洪都，江西南昌330024）

0 引言

為了減輕結(jié)構(gòu)重量，飛機(jī)翼面等主承力結(jié)構(gòu)已經(jīng)廣泛應(yīng)用復(fù)合材料。為了進(jìn)一步加大復(fù)合材料的用量，國外從上世紀(jì)70年代末開始使用復(fù)合材料接頭，國內(nèi)從上世紀(jì)90年代開始研究復(fù)合材料接頭設(shè)計(jì)制造技術(shù)。復(fù)合材料結(jié)構(gòu)中的金屬接頭和連接件的重量一般可以占結(jié)構(gòu)重量的18%，比金屬結(jié)構(gòu)中接頭和連接件的重量比高出一倍。如果接頭用復(fù)合材料，并與壁板融為一體，其結(jié)構(gòu)將更加簡潔，重量將更輕，抗疲勞性能也更好。

復(fù)合材料接頭一般要承受較大的集中載荷，接頭的設(shè)計(jì)和制造相比一般的復(fù)合材料結(jié)構(gòu)有較大的難度。本文將結(jié)合某復(fù)合材料接頭試驗(yàn)件的設(shè)計(jì)、制造、試驗(yàn)及改進(jìn)過程展開介紹。

1 接頭試驗(yàn)件設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)思路

翼身連接接頭主要承受翼面升力引起的剪力和翼面彎矩引起的拉、壓軸力?，F(xiàn)代戰(zhàn)斗機(jī)的翼面相對厚度?。ㄒ话阍?%左右），因此翼面彎矩引起的拉、壓軸力是翼身接頭的主要載荷。翼身連接接頭若采用復(fù)合材料，其強(qiáng)度應(yīng)至少達(dá)到高強(qiáng)度鋁合金的水平，傳統(tǒng)的層壓式鋪層設(shè)計(jì)已難以滿足要求。纖維復(fù)合材料主要靠纖維承受正應(yīng)力，翼身連接接頭耳片頭部的應(yīng)力主要是環(huán)向正應(yīng)力，因此纖維環(huán)向鋪疊比較有利。

1.2 設(shè)計(jì)指標(biāo)

經(jīng)過對目標(biāo)機(jī)的分析，確定了翼身接頭的設(shè)計(jì)承載指標(biāo)如下：

拉壓軸力220～270KN

橫向切力25～30KN

1.3 鋪層設(shè)計(jì)

根據(jù)上述思路，設(shè)計(jì)復(fù)合材料翼身連接接頭試驗(yàn)件，試驗(yàn)件尺寸如圖1所示，接頭材料采用T300/QY8911。接頭采用豎面環(huán)繞主承拉鋪層設(shè)計(jì)，其鋪層如圖2所示。除了蒙皮鋪層外，接頭由四個鋪層組構(gòu)成。鋪層組Ⅱ是豎面環(huán)繞層，主要承受拉力；鋪層組Ⅲ和Ⅳ是平面鋪層，主要承受壓力；鋪層組Ⅰ是豎面環(huán)繞層，主要是防止鋪層組表面分層開裂。

圖1 豎面環(huán)繞接頭試驗(yàn)件幾何尺寸

圖2 豎面環(huán)繞接頭試驗(yàn)件鋪層

1.4 成形工藝

試驗(yàn)件制造過程為：首先將鋪層組Ⅲ固化成一條寬36mm、厚15mm的板條，在板條端頭放置一塊R18mm半圓形填充塊，在此基礎(chǔ)上鋪疊豎面U形件，拼接條狀鋪層Ⅳ（已固化）和鋪層Ⅰ，進(jìn)罐固化成一塊整體厚板后按尺寸銑切成楔形件，在楔形件上、下表面鋪疊上、下蒙皮再次進(jìn)罐固化成形接頭試件。試驗(yàn)件成形后如圖3所示。

圖3 豎面環(huán)繞接頭試驗(yàn)件

1.5 承載能力計(jì)算

T300/QY8911單向板拉伸強(qiáng)度B基值為1239MPa[1]，剪切強(qiáng)度平均值為110.5MPa。承拉鋪層截面積為15×24=360mm2，查歐洲航天局復(fù)合材料設(shè)計(jì)手冊中鏈環(huán)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，當(dāng)接頭頭部內(nèi)外半徑比R/r=30/18=1.66時(shí)的應(yīng)力集中系數(shù)約為1.99，初步估算接頭的承拉能力P=360×1239/1.99≈224KN。

2 問題

發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)件楔形件中的U形件頭部在固化后有層間開裂現(xiàn)象，上、下蒙皮鋪疊固化后在U形件的平直部分又出現(xiàn)新的開裂現(xiàn)象。如圖4所示。

圖4 U形件裂紋

將試驗(yàn)件進(jìn)行抗拉試驗(yàn)，結(jié)果試驗(yàn)件的破壞值在158KN～171KN之間，未達(dá)到設(shè)計(jì)指標(biāo)，與估算的承拉能力有較大出入，誤差超過20%。試驗(yàn)設(shè)備如圖5所示。

3 問題分析

3.1 層間開裂原因分析

U形件頭部是一個曲板，通常曲板或角型材固化成形后都要回彈。U形件固化后受到厚板Ⅲ限制不能自由回彈，應(yīng)該是造成頭部層間開裂的主要原因?，F(xiàn)對U形件固化后回彈機(jī)理進(jìn)行分析。

圖5 U形件拉伸試驗(yàn)

U形件平面形狀如圖6所示，由豎面單向帶鋪疊而成，共97層，其中0°80層，90°5層，±45°12層。 T300/QY8911單向板150℃狀態(tài)下0°方向熱膨脹系數(shù)為0.19×10-6K-1[1]，90°方向?yàn)?0.3×10-6K-1[1]。 由于U形件基本上是由0°環(huán)繞層構(gòu)成，因此可以近似認(rèn)為各層環(huán)向長度固化后不變，在自由狀態(tài)下只是厚度由高溫固化時(shí)的S冷卻至室溫時(shí)的S′，內(nèi)、外半徑r和R分別減小至r′和R′，由此將會產(chǎn)生角度為Δθ的自由回彈。則由自由狀態(tài)下變形協(xié)調(diào)關(guān)系可得：

式中：α—單向板90°方向熱膨脹系數(shù)；

Δt—固化溫度降至室溫的溫差，固化溫度為185℃，室溫為20℃。

圖6 U形件自由回彈變形

由式（1）和式（2）可得Δε=0.66%，Δθ=0.6°。 實(shí)際情況下U形件不能自由回彈，頭部厚度S也就不能自由變薄至S′，層間必然產(chǎn)生拉應(yīng)力。T300/QY8911單向板橫向斷裂應(yīng)變?yōu)?.63%[1]，Δε已超過此值，因此層間開裂。

U形件平直部分厚度變化在上、下蒙皮未鋪疊固化之前不受限制，不會發(fā)生層間開裂，但在蒙皮鋪上之后將阻止厚度收縮導(dǎo)致層間開裂。

3.2 強(qiáng)度不夠原因分析

為了分析試件提前破壞原因，試驗(yàn)后切開試件檢查，發(fā)現(xiàn)承拉鋪層組Ⅱ并未被拉斷，而是在相鄰的鋪層組結(jié)合面上發(fā)生了剪切破壞，說明是鋪層組之間的結(jié)合面強(qiáng)度不夠。

U形件共有八個面與周圍鋪層組結(jié)合，總膠接面積12480mm2，膠粘劑為J-117。取剪切強(qiáng)度30MPa計(jì)算，可以承受374.4KN，實(shí)際試驗(yàn)為158KN～171KN。為此作了標(biāo)準(zhǔn)試片膠接剪切試驗(yàn)，單向板和單向板膠接剪切破壞平均值為33.48MPa，單向板與±45°表面結(jié)合的剪切破壞平均值為23.14MPa。U形件的膠接長度為160mm，比標(biāo)準(zhǔn)試片膠接長度大的多，膠接長度愈長應(yīng)力分布愈不均，缺陷也愈多。因此在估算時(shí)膠接面剪切強(qiáng)度取值30MPa太高了，導(dǎo)致U形件與周圍鋪層組結(jié)合強(qiáng)度計(jì)算值與實(shí)際值相差太大，試件提前破壞。

4 解決措施

上述試件層間開裂問題及強(qiáng)度不夠問題的根本原因是復(fù)合材料鋪層設(shè)計(jì)不合理，導(dǎo)致成形過程中產(chǎn)生較大的層間應(yīng)力，以及復(fù)合材料層間強(qiáng)度低所致。復(fù)合材料層間增強(qiáng)技術(shù)目前主要有編織、縫合、“離位”增韌和z-pinning等[2]，但是這些方法都會不同程度的降低復(fù)合材料的面內(nèi)承載能力，且國內(nèi)這些技術(shù)還不成熟。為此決定改變鋪層設(shè)計(jì)，以盡量降低成形過程中的層間應(yīng)力，以及增加承拉鋪層組的集中力的擴(kuò)散面積。

4.1 新接頭試驗(yàn)件設(shè)計(jì)改進(jìn)

接頭試驗(yàn)件承拉鋪層組由豎面環(huán)繞改進(jìn)為平面環(huán)繞，試件幾何尺寸如圖7所示，鋪層如圖8所示。這種形式接頭的蒙皮與接頭鋪層完全融為一體，主要由±30°環(huán)繞鋪層和0°環(huán)繞鋪層及其相應(yīng)的填充層構(gòu)成，有少量的0°和90°鋪層。這種方案既解決了層間開裂問題和集中力的擴(kuò)散問題。試驗(yàn)件成形后如圖9所示。

圖7 平面環(huán)繞接頭試驗(yàn)件幾何尺寸

圖8 平面環(huán)繞接頭試驗(yàn)件鋪層圖

圖9 平面環(huán)繞接頭試驗(yàn)件

4.2 新接頭試驗(yàn)件承載能力計(jì)算

接頭耳片0°和±30°環(huán)繞層 各20層 ， 單 層 厚0.36mm；0°層20層，單層厚0.12mm。耳片承拉總面積F1=24×（40×0.36+20×0.12）=403.2mm2。耳片承剪面積F2=24×19.58=470mm2。

耳片抗拉載荷P=403.2×1239/1.99=250KN。

耳片承剪載荷Q=τ·F2=110.5×470=51.9KN。

4.3 新接頭試驗(yàn)件承載能力試驗(yàn)

抗拉承載試驗(yàn)件最低值230KN，最高值為248KN，平均值為237.7KN，破壞模式為承拉鋪層拉斷。

橫向承載試驗(yàn)件最低值63KN，最高值77KN，破壞模式為層間剪切破壞。

4.4 新接頭試驗(yàn)件承載試驗(yàn)結(jié)果分析

1）新接頭抗拉承載試驗(yàn)平均值比計(jì)算值低5%，滿足工程精度要求。接頭的抗拉承載能力達(dá)到了預(yù)定指標(biāo)要求，與高強(qiáng)度鋁合金接頭承載能力相當(dāng)；

2）新接頭橫向承載能力超過了指標(biāo)要求；

3）鋪層設(shè)計(jì)合理，較好地控制了成形過程中的層間應(yīng)力，避免了層間開裂缺陷；

4）較好地解決了集中了擴(kuò)散問題；

5）新接頭改進(jìn)設(shè)計(jì)合理、成功。

5 結(jié)語

通過對復(fù)合材料翼身接頭設(shè)計(jì)—試驗(yàn)—設(shè)計(jì)改進(jìn)—試驗(yàn)的工作，掌握了復(fù)合材料主承力接頭設(shè)計(jì)中的鋪層設(shè)計(jì)、制造工藝和模具設(shè)計(jì)等關(guān)鍵技術(shù)，為后續(xù)型號復(fù)合材料的進(jìn)一步應(yīng)用打下了基礎(chǔ)，提供了技術(shù)儲備。

[1]郭玉瑛等.飛機(jī)設(shè)計(jì)手冊第3冊.北京：航空工業(yè)出版社,1997.

[2]沈真等.復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊.北京：航空工業(yè)出版社，2001.

[3]解思適等.飛機(jī)設(shè)計(jì)手冊第9冊.北京：航空工業(yè)出版社，2001.