李真，王俊，鄧凡臣，于振波

1. 上海飛機(jī)設(shè)計(jì)研究院，上海 201210 2. 中國飛機(jī)強(qiáng)度研究所，西安 710065

高強(qiáng)度碳纖維制成的先進(jìn)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)具有比強(qiáng)度高、整體成型性好、承載效率高、連接件數(shù)量少等諸多優(yōu)勢，逐漸應(yīng)用于民機(jī)機(jī)身、機(jī)翼等主承力結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，目前最具代表性的新一代大型民用飛機(jī)波音B787飛機(jī)和空客A350飛機(jī)，其復(fù)合材料用量分別占機(jī)體結(jié)構(gòu)重量的50%和53%。復(fù)合材料的大量應(yīng)用已成為衡量新一代民用客機(jī)先進(jìn)性的重要標(biāo)志。機(jī)身壁板是機(jī)身的重要承載結(jié)構(gòu)，重量占比超過整個(gè)機(jī)身重量的40%，機(jī)身壁板大范圍使用復(fù)合材料對飛機(jī)減重有著重要意義，需要開展機(jī)身壁板強(qiáng)度分析和試驗(yàn)驗(yàn)證的研究工作。

國內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)對壁板的壓縮、剪切穩(wěn)定性失效進(jìn)行了大量研究。Walker等在美國ATCAS項(xiàng)目對復(fù)合材料機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、分析及驗(yàn)證進(jìn)行了大量研究[1]。Degenhardt等在歐洲POSICOSS和COCOMAT項(xiàng)目中采用有限元方法對復(fù)合材料加筋壁板的后屈曲和失效進(jìn)行了研究，并考慮了蒙皮和長桁的脫粘失效[2-3]。Bisagni和Mo等對壁板承受壓縮載荷進(jìn)行了分析和試驗(yàn)研究[4-5]。汪厚冰等通過工程分析方法、數(shù)值分析研究了復(fù)合材料帽型加筋壁板剪切屈曲性能，并通過了試驗(yàn)研究[6]。常圓圓等研究了壓縮載荷下考慮初始幾何缺陷的復(fù)材加筋壁板的破壞過程和承載能力，分別采用Hashin準(zhǔn)則和Quads準(zhǔn)則作為復(fù)合材料層板和連接界面的失效判據(jù)[7]。

沖擊損傷對剩余強(qiáng)度影響的問題，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究工作。燕瑛和曾東將沖擊破壞區(qū)看做圓形不均勻體，對復(fù)材層板的沖擊剩余強(qiáng)度進(jìn)行了研究[8]。崔海坡等采用三維逐漸累積損傷理論對復(fù)材層板的低速?zèng)_擊損傷及剩余壓縮強(qiáng)度進(jìn)行了研究[9]。林智育和許希武將損傷區(qū)域描述為一個(gè)橢圓形，對含沖擊損傷復(fù)合材料加筋層板壓縮剩余強(qiáng)度進(jìn)行了研究[10]。Coats和Harris采用漸進(jìn)損傷的方法對含缺口復(fù)合材料壁板的剩余強(qiáng)度進(jìn)行了研究[11]。Graesser和Tuttle采用分析和試驗(yàn)的方式對帶缺口壁板的損傷容限性能進(jìn)行研究[12-13]。

上述研究主要基于有限元非線性分析工作，要耗費(fèi)大量計(jì)算資源，花費(fèi)較長的時(shí)間，不便于大范圍地應(yīng)用于民機(jī)設(shè)計(jì)。本文梳理了機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)的失效模式，給出了工程分析、有限元分析方法，并通過先進(jìn)的機(jī)身壁板多軸載荷試驗(yàn)系統(tǒng)驗(yàn)證了分析方法，研究了含損傷壁板的疲勞、損傷容限特性。

1 試驗(yàn)件及試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)件

機(jī)身為筒狀結(jié)構(gòu)，承受商載產(chǎn)生的慣性載荷、起落架的地面載荷、氣動(dòng)載荷以及增壓載荷。在這些載荷作用下，復(fù)材機(jī)身壁板主要承受拉伸、壓縮、剪切載荷，以及增壓載荷。根據(jù)上述載荷形式及結(jié)構(gòu)形式，確定試驗(yàn)件為5個(gè)框、8個(gè)長桁的帶曲率壁板結(jié)構(gòu)，試驗(yàn)件總長度為3 160 mm，總寬度為2 090 mm，曲率半徑為3 000 mm，試驗(yàn)件示意圖如圖1所示。長桁剖面為帽型，框剖面為Z型，蒙皮與長桁連接為共膠接，框與剪切角片、剪切角片與蒙皮之間采用高鎖螺栓連接。

試驗(yàn)件四周與試驗(yàn)夾具連接，布置有加強(qiáng)片用于增加試驗(yàn)件與試驗(yàn)夾具連接強(qiáng)度，并調(diào)整夾持區(qū)形心位置，確保加載與考核區(qū)形心位置一致。加強(qiáng)片使用碳纖維織物預(yù)浸料，固化完成后再與蒙皮進(jìn)行膠接，并保證加強(qiáng)片與蒙皮膠接面的強(qiáng)度。

試驗(yàn)件的蒙皮、長桁、框、角片均采用中模高強(qiáng)碳纖維自動(dòng)鋪絲/鋪帶預(yù)浸料進(jìn)行制造，鋪層信息見表1，單層厚度t=0.187 mm，預(yù)浸料材料基本力學(xué)性能見表2。長桁使用自動(dòng)鋪帶工藝鋪貼平板之后使用熱隔膜工藝熱成型，再進(jìn)熱壓罐高溫固化。蒙皮使用自動(dòng)鋪絲工藝鋪貼后與已固化的長桁裝配后再進(jìn)罐共膠接，蒙皮與長桁之間使用高溫固化膠膜。

圖1 壁板試驗(yàn)件示意圖Fig.1 Diagram of panel

表1 試驗(yàn)件鋪層信息Table 1 Layer information of test article

表2 預(yù)浸料力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of prepreg tape

1.2 壁板試驗(yàn)

本試驗(yàn)進(jìn)行機(jī)身帶曲率壁板的靜力、疲勞與損傷容限的試驗(yàn)驗(yàn)證，根據(jù)復(fù)材強(qiáng)度特性和適航要求確定試驗(yàn)流程見圖2。

靜強(qiáng)度評(píng)估中必須反映重復(fù)載荷的影響，因此在2倍疲勞壽命試驗(yàn)后，進(jìn)行極限載荷試驗(yàn)。復(fù)材結(jié)構(gòu)的疲勞、損傷容限評(píng)定應(yīng)滿足25.571條款[14]的要求，在整個(gè)飛機(jī)使用期內(nèi)，因?yàn)槠?、環(huán)境影響、制造缺陷和意外損傷導(dǎo)致的災(zāi)難性失效都將避免。試驗(yàn)中首先考慮2倍壽命的疲勞試驗(yàn)，然后進(jìn)行2倍檢查間隔的損傷容限試驗(yàn)。由于重復(fù)載荷下的試驗(yàn)件的分散性，考慮載荷放大系數(shù)LEF=1.127[15]。

圖2 壁板靜力、疲勞與損傷試驗(yàn)流程Fig.2 Sequence of static, fatigue, and tolerance panel test

根據(jù)復(fù)材咨詢通報(bào)AC20-107B[16]，靜強(qiáng)度驗(yàn)證應(yīng)考慮所有臨界載荷工況和相關(guān)的失效模式，應(yīng)包括環(huán)境、材料、工藝的變化、質(zhì)量控制允許存在和不可檢測的缺陷、使用損傷、制造驗(yàn)收準(zhǔn)則。環(huán)境系數(shù)、材料、工藝的變化數(shù)據(jù)通過試片級(jí)試驗(yàn)獲取相關(guān)數(shù)據(jù)，并支持上層積木式試驗(yàn)。本試驗(yàn)考慮了制造缺陷和使用損傷，制造缺陷主要為分層缺陷，使用損傷包括BVID(Barely Visible Impact Damage)、VID(Visible Impact Damage)等沖擊損傷以及LVID(Large Visible Impact Damage)損傷。試驗(yàn)時(shí)考慮環(huán)境影響系數(shù)，該系數(shù)通過試片級(jí)試驗(yàn)得到。

根據(jù)機(jī)身載荷情況，確定靜力試驗(yàn)載荷工況和疲勞載荷譜。靜力試驗(yàn)包括氣密工況、地面載荷、飛行載荷等嚴(yán)重工況。1倍氣密工況ΔP=10 PSI(1 PSI=0.006 9 MPa)，典型工況載荷大小見表3，載荷為考核區(qū)蒙皮線力，根據(jù)蒙皮線力和試驗(yàn)件尺寸確定試驗(yàn)夾具加載載荷。

疲勞載荷譜采用飛-續(xù)-飛疲勞載荷譜，主要考慮空中突風(fēng)、空中機(jī)動(dòng)、地面機(jī)動(dòng)3種載荷類型，截除對損傷增長沒有影響的低水平載荷幅值。載荷譜中1倍疲勞壽命為34 000次飛行，每次飛行包含14個(gè)載荷峰谷點(diǎn)，每次飛行均進(jìn)行充壓、放壓。試驗(yàn)過程中定期對試驗(yàn)件進(jìn)行目視和無損檢測確定試驗(yàn)件有無損傷產(chǎn)生以及預(yù)埋缺陷、BVID損傷的擴(kuò)展情況，對試驗(yàn)件進(jìn)行靜態(tài)測量確認(rèn)應(yīng)變的變化情況。損傷容限試驗(yàn)前引入VID損傷，通過損傷容限試驗(yàn)確認(rèn)VID損傷有無擴(kuò)展，施加的載荷譜與疲勞試驗(yàn)譜相同。

2 試驗(yàn)夾具及設(shè)備

試驗(yàn)夾具采用機(jī)身壁板多軸載荷試驗(yàn)系統(tǒng)，該系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)軸向拉伸壓縮載荷、剪切載荷、氣壓載荷的加載，既可以施加上述單一載荷，同時(shí)又能實(shí)現(xiàn)多軸載荷協(xié)調(diào)加載，解決了多軸載荷施加邊界約束的相互干涉與耦合問題[17]。試驗(yàn)裝置主要包括三大加載系統(tǒng)：拉/壓加載系統(tǒng)、剪切加載系統(tǒng)及充壓加載系統(tǒng)，試驗(yàn)裝置的總裝圖見圖3，試驗(yàn)臺(tái)架各系統(tǒng)原理圖見圖4。

軸向拉伸/壓縮加載系統(tǒng)通過2個(gè)液壓作動(dòng)筒實(shí)現(xiàn)，作動(dòng)筒同步加壓施加載荷，如圖4(a)所示。為保證加載時(shí)應(yīng)變均勻性，試驗(yàn)前將作動(dòng)筒加載軸線高度調(diào)整到試驗(yàn)件的拉心或壓心上。試驗(yàn)件加載端、約束端通過緊固件與夾具連接，夾具較為剛硬，加載端、約束端支持接近固支。試驗(yàn)件兩側(cè)直邊與圖4(c)中V型件機(jī)械連接，V型件提供簡支約束。

剪切載荷施加通過在試驗(yàn)件的4個(gè)自由邊施加載荷實(shí)現(xiàn)，如圖4(b)所示。在試驗(yàn)件的直邊施加多點(diǎn)分布的剪切載荷，在試驗(yàn)件曲邊施加被動(dòng)的剪切載荷，從而在試驗(yàn)件的四邊施加剪切載荷，實(shí)現(xiàn)剪切載荷的均勻加載。

充壓載荷通過充氣實(shí)現(xiàn)，如圖4(c)所示。試驗(yàn)件與夾具組成密閉空間，分別設(shè)置進(jìn)氣口、排氣口進(jìn)行進(jìn)氣、排氣。施加充壓載荷Fp，會(huì)引起環(huán)向載荷Ft和軸向載荷，通過環(huán)向作動(dòng)筒產(chǎn)生載荷F、軸向作動(dòng)筒將其扣除。

圖3 試驗(yàn)臺(tái)架照片F(xiàn)ig.3 Photo of test rig

圖4 試驗(yàn)臺(tái)架各系統(tǒng)原理圖Fig.4 Schematic design of each system of test rig

試驗(yàn)采用MOOG公司生產(chǎn)的協(xié)調(diào)加載控制系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)加載控制，該加載控制系統(tǒng)控制誤差≤1%。系統(tǒng)可根據(jù)試驗(yàn)要求，設(shè)置超差、超限、掉電等故障的報(bào)警。試驗(yàn)應(yīng)變位移測量采用ST16數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，測量誤差≤1%。試驗(yàn)還采用若干個(gè)液壓伺服作動(dòng)筒進(jìn)行加載，以及一套充氣設(shè)備。

3 試驗(yàn)件失效模式及分析方法

機(jī)身結(jié)構(gòu)承受的載荷包括增壓載荷，以及氣動(dòng)載荷、慣性載荷、地面載荷引起筒段的彎曲、剪切、扭轉(zhuǎn)載荷。為保證旅客在高空飛行舒適及安全，機(jī)身需要?dú)饷茉鰤?，按照CCAR-25-R425.365條款[14]，機(jī)身極限充壓載荷為2倍壓差載荷。筒段彎、剪、扭載荷作用下，壁板產(chǎn)生面內(nèi)拉伸/壓縮載荷、剪切載荷。

拉伸載荷作用時(shí)，壁板主要表現(xiàn)為強(qiáng)度失效，具體表現(xiàn)為復(fù)材層板基體破壞、纖維破壞、基體纖維界面破壞、分層、脫粘等多種失效模式。

機(jī)身壁板為薄壁加筋結(jié)構(gòu)，壓縮、剪切載荷作用時(shí)，壁板失效模式主要是穩(wěn)定性失效，包括蒙皮局部失穩(wěn)、長桁局部失穩(wěn)、長桁壓損、壁板柱失穩(wěn)、壁板后屈曲、以及蒙皮長桁界面失效等。隨著載荷的不斷增大，蒙皮首先會(huì)失穩(wěn)，不能繼續(xù)承載，新增的載荷由未發(fā)生失穩(wěn)的結(jié)構(gòu)(長桁及有效寬度的蒙皮)共同承擔(dān)，直至壁板結(jié)構(gòu)完全破壞。碳纖維復(fù)合材料為脆性材料，局部發(fā)生失效破壞后損傷會(huì)迅速擴(kuò)展，導(dǎo)致整個(gè)試驗(yàn)件發(fā)生整體失效。

機(jī)身壁板承受充壓載荷，充壓載荷為面外載荷，使蒙皮、長桁產(chǎn)生附加彎矩，產(chǎn)生較大的應(yīng)變。

復(fù)材壁板承受拉伸載荷的能力較強(qiáng)，其主要失效模式是穩(wěn)定性失效。采用理論公式和經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行快速分析，采用有限元分析方法進(jìn)行更為準(zhǔn)確地分析。

3.1 工程分析

3.1.1 強(qiáng)度失效

壁板強(qiáng)度失效主要為材料強(qiáng)度失效，壁板的工作應(yīng)變超過壁板鋪層的許用應(yīng)變時(shí)，結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)失效，常見的失效準(zhǔn)則包括最大應(yīng)變準(zhǔn)則、蔡-吳準(zhǔn)則等[18]。強(qiáng)度分析時(shí)需要考慮充壓載荷會(huì)引起機(jī)身壁板產(chǎn)生局部彎矩。許用值數(shù)據(jù)通過試片級(jí)試驗(yàn)得到，試驗(yàn)時(shí)考慮制造缺陷、開孔、沖擊損傷等損傷。

3.1.2 蒙皮屈曲及后屈曲設(shè)計(jì)

長桁、框?qū)γ善さ闹С謼l件介于簡支與固支，通常認(rèn)為蒙皮邊界條件取簡支是偏保守的，根據(jù)蒙皮鋪層、長桁鋪層、長桁剖面及扭轉(zhuǎn)剛度確定邊界支持條件，可以更準(zhǔn)確地分析蒙皮屈曲載荷。

機(jī)身蒙皮厚度通常介于2～5 mm之間，壁板具有一定的后屈曲承載能力，蒙皮屈曲后壁板可以繼續(xù)承載，直至完全失效。后屈曲承載能力大小與蒙皮厚度相關(guān)，蒙皮越厚壁板后屈曲承載能力越弱，需要通過多層級(jí)試驗(yàn)建立厚度與后屈曲承載能力的關(guān)系。通常限制載荷前，不允許蒙皮進(jìn)入屈曲。

機(jī)身蒙皮采用對稱均衡層壓板，不會(huì)產(chǎn)生拉-剪-彎-扭的耦合效應(yīng)，采用正交各向異性板理論計(jì)算層板在壓縮、剪切、壓剪復(fù)合載荷下的屈曲載荷[19]，計(jì)算結(jié)果具有足夠的精度。

在面內(nèi)均勻分布的載荷作用下，正交各向異性矩形平板的屈曲控制方程為

(1)

式中：D11、D12、D22、D66為板的彎曲剛度系數(shù)；Nx、Ny、Nxy為作用在板周邊的單位長度的載荷；ω為屈曲時(shí)板的法向位移。根據(jù)控制方程，可以開展以下計(jì)算。

1) 軸壓屈曲載荷

四邊簡支邊界條件：

(2)

式中：a、b分別為板的長度、寬度；m為板軸壓方向屈曲半波數(shù)，取m=1,2,3，…;計(jì)算相應(yīng)的一組Nx，其中最小的Nx即為板的屈曲載荷Nxcr。

四邊固支層壓平板的軸壓屈曲計(jì)算[15]為

(3)

2) 剪切屈曲載荷

四邊簡支和四邊固支剪切屈曲載荷的計(jì)算公式均為

(4)

式中：Ks為剪切屈曲系數(shù)，從文獻(xiàn)[19]中查詢。

3) 壓剪復(fù)合載荷的屈曲載荷

用上面介紹的方法求出壓縮屈曲載荷和剪切屈曲載荷，代入下面的相關(guān)方程：

(5)

式中：Rx=Nx/Nxcr，Rxy=Nxy/Nxycr，Nxcr、Nxycr分別為單軸壓和純剪切情況的屈曲載荷。

3.1.3 長桁局部屈曲及壓損

長桁的局部屈曲是指桁條的組成單元(凸緣或腹板)產(chǎn)生了面外翹曲而發(fā)生的屈曲。桁條受軸壓時(shí)，其局部屈曲可由其某一組成單元的載荷-撓度曲線的斜率的突然變化加以識(shí)別，將長桁分解為邊界簡支或自由的邊界進(jìn)行分析[15]。在極限載荷下，長桁不允許發(fā)生局部失穩(wěn)破壞。

對于梁緣條，當(dāng)作一長邊自由，另一長邊簡支的長板處理，屈曲載荷為

(6)

對于梁腹板，當(dāng)做兩長邊簡支的長板處理，按式(7)計(jì)算局部屈曲載荷：

(7)

式中：Nxcr為單元寬度上的軸壓屈曲載荷；L為緣條的長度。

桁條的壓損是指桁條的組成單元產(chǎn)生了永久變形和破壞，是長桁橫剖面的一種力學(xué)性能，與桁條的長度無關(guān)。通過板元法計(jì)算長桁壓損許用應(yīng)力[15]，根據(jù)不同的材料體系、制造工藝，需要通過試驗(yàn)驗(yàn)證此計(jì)算方法的適用性。在極限載荷下，長桁不允許發(fā)生壓損破壞。

3.1.4 壁板單元在軸壓下的承載能力

復(fù)合材料柱的失穩(wěn)性態(tài)見圖5采用長細(xì)比定義柱的長短，將柱分為短柱、中長柱、長柱。通常機(jī)身壁板結(jié)構(gòu)為中長柱，采用Johnson方程計(jì)算許用應(yīng)力[20]。

(8)

式中：σsection為柱剖面的許用壓縮應(yīng)力；L′/ρ為長細(xì)比；L′為有效長度；ρ為回轉(zhuǎn)半徑。

根據(jù)蒙皮失穩(wěn)載荷及筋條強(qiáng)度，采用Von Karman公式迭代計(jì)算有效蒙皮寬度[21]，如圖6所示。

圖5 復(fù)材柱失穩(wěn)類型與長細(xì)比關(guān)系Fig.5 Relationship between instability type and slenderness ratio of composite columns

圖6 帽型加筋壁板等效蒙皮寬度定義示意圖Fig.6 Definition of effective skin width of cap stiffened panel

3.1.5 蒙皮與長桁交界面強(qiáng)度

蒙皮與長桁交界面失效是復(fù)材加筋壁板的一種潛在的失效模式，通常發(fā)生在蒙皮屈曲之后。對于這種失效模式，主要通過設(shè)計(jì)準(zhǔn)則和組件級(jí)試驗(yàn)來驗(yàn)證加筋壁板設(shè)計(jì)。

3.2 有限元分析

采用商用有限元分析軟件MSC.Nastran進(jìn)行線性靜力分析、模態(tài)分析[22]。通過靜力分析得到試驗(yàn)件受載后應(yīng)變、應(yīng)力分布以及變形情況，通過模態(tài)分析得到試驗(yàn)件在各載荷工況下的失穩(wěn)載荷及失穩(wěn)模態(tài)。

與工程方法比較，采用有限元技術(shù)對試驗(yàn)件剛度、尺寸、邊界條件模擬更為準(zhǔn)確，進(jìn)行屈曲分析可以得到更為準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果。

試驗(yàn)件蒙皮、長桁、框等結(jié)構(gòu)采用shell元進(jìn)行建模，單元尺寸約為10 mm，根據(jù)材料性能和鋪層確定單元屬性。長桁與蒙皮節(jié)點(diǎn)對應(yīng)，通過RBE2卡片進(jìn)行連接，框與蒙皮之間采用RBE3卡模擬緊固件連接。為模擬真實(shí)的試驗(yàn)邊界條件，模型包括與試驗(yàn)件直接連接的夾具，夾具采用CQUAD4單元，夾具與試驗(yàn)件通過RBE3卡模擬緊固件連接，有限元模型示意圖見圖7。

氣密工況的載荷通過Pressure卡片施加。拉伸、壓縮載荷通過RBE2卡片施加在試驗(yàn)件端部，載荷施加在壓心位置。側(cè)邊剪切載荷通過RBE2卡片施加在直邊夾具，端部剪切載荷與壓縮載荷施加在相同節(jié)點(diǎn)。試驗(yàn)件端部一側(cè)固定，另一端、側(cè)邊約束半徑方向自由度。

圖7 有限元模型示意圖Fig.7 Diagram of finite element model

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)測量

試驗(yàn)測量主要分為應(yīng)變測量和位移測量。應(yīng)變測量采用電測法，結(jié)果準(zhǔn)確，可靠性高。蒙皮背對背布置花片，長桁內(nèi)外表面布置單片，框內(nèi)外緣布置單片，試驗(yàn)件考核區(qū)蒙皮及長桁應(yīng)變片布置見圖8?；ㄆ幪?hào)規(guī)則：以片32X1為例，3211表示0度片，3221表示45度片，3231表示90度片。通過應(yīng)變片監(jiān)控試驗(yàn)件應(yīng)變分布及失穩(wěn)情況。位移測量采用拉線式位移計(jì)布置于試驗(yàn)件兩側(cè)，通過專用位移絲將千分表連接于試驗(yàn)裝置固定端和加載活動(dòng)端之間，測量試驗(yàn)件的軸向變形。

圖8 考核區(qū)應(yīng)變片貼片圖Fig.8 Strain gauge layout in focus area

4.2 損傷考慮

在試驗(yàn)件中引入多種類型損傷，損傷布置如圖9所示，包括3處預(yù)埋損傷、4處沖擊損傷、1處離散源損傷。

預(yù)埋缺陷為在相應(yīng)區(qū)域埋入2層聚四氟乙烯薄膜，采用折疊的方式，在層板鋪貼時(shí)將缺陷引入。缺陷位于蒙皮與長桁粘接處、蒙皮鋪層中間。

沖擊損傷布置于蒙皮、長桁底邊。沖擊時(shí)試驗(yàn)件四邊需要夾持，模擬試驗(yàn)件在機(jī)身上真實(shí)的支持狀態(tài)，采用直徑為16 mm半球形鋼制沖擊頭進(jìn)行沖擊。模擬BVID損傷時(shí)，沖擊能量取截止值35 J，回彈前凹坑深度分別為0.25 mm、0.1 mm。模擬VID損傷時(shí)，沖擊能量取90 J，一處損傷回彈前凹坑深度0.2 mm，另外一處為穿透損傷。沖擊結(jié)果見表4，典型沖擊損傷照片見圖10。

離散源損傷定義為一根長桁及一個(gè)桁距蒙皮切斷，試驗(yàn)時(shí)現(xiàn)場切斷蒙皮與長桁。完成剩余強(qiáng)度載荷試驗(yàn)后，采用鈦板對試驗(yàn)件進(jìn)行機(jī)械修理。損傷布置及修理后示意圖如圖11所示。

圖9 沖擊損傷位置示意圖Fig.9 Location of impact damage

表4 沖擊能量及損傷大小Table 4 Impact energy and damage size

圖11 修理方案示意圖Fig.11 Diagram of repair plan

4.3 試驗(yàn)過程及結(jié)果

分別施加拉伸、壓縮、剪切、充壓載荷，確認(rèn)試驗(yàn)件在上述單一載荷下應(yīng)變分布均勻性。施加復(fù)合載荷，驗(yàn)證復(fù)合加載時(shí)各夾具組件之間是否發(fā)生干涉，應(yīng)變疊加是否符合疊加原理，試驗(yàn)結(jié)果表明復(fù)合加載應(yīng)變數(shù)據(jù)與單一載荷求和后應(yīng)變數(shù)據(jù)吻合良好，表明試驗(yàn)裝置加載達(dá)到預(yù)期。

經(jīng)過限制載荷試驗(yàn)、疲勞載荷試驗(yàn)、極限載荷試驗(yàn)、損傷容限試驗(yàn)，對試驗(yàn)件進(jìn)行目視和無損檢測，預(yù)埋缺陷、沖擊損傷未見有害擴(kuò)展，未發(fā)現(xiàn)新增損傷。試驗(yàn)的順利完成驗(yàn)證了壁板設(shè)計(jì)、分析、制造工藝。

試驗(yàn)件布置離散源損傷后，順利完成剩余強(qiáng)度載荷試驗(yàn)，壁板剩余強(qiáng)度滿足要求。對試驗(yàn)件進(jìn)行機(jī)械修理，完成了極限載荷試驗(yàn)的考核，驗(yàn)證了修理方案及實(shí)施。

最后進(jìn)行壓剪工況的壁板破壞試驗(yàn)，蒙皮出現(xiàn)屈曲，進(jìn)入后屈曲狀態(tài)，最終試驗(yàn)件剖面發(fā)生斷裂，壁板整體破壞。

5 試驗(yàn)結(jié)果分析

5.1 分析應(yīng)變與試驗(yàn)應(yīng)變對比

通過對比試驗(yàn)的測量應(yīng)變與有限元分析得到的分析應(yīng)變，驗(yàn)證有限元建模及分析的有效性，以及試驗(yàn)裝置加載的有效性。

各工況試驗(yàn)測量的應(yīng)變與有限元分析應(yīng)變誤差控制在10%以內(nèi)。典型工況考核區(qū)蒙皮的軸向應(yīng)變、剪應(yīng)變對比見圖12～圖13，其中橫坐標(biāo)為加載百分比，100%對應(yīng)限制載荷，縱坐標(biāo)為微應(yīng)變，蒙皮應(yīng)變曲線的線性度很好，試驗(yàn)結(jié)果與分析結(jié)果吻合，驗(yàn)證了有限元分析模型和邊界條件的有效性。

圖12 蒙皮考核區(qū)典型軸向應(yīng)變Fig.12 Axial strain of skin focus area

圖13 蒙皮考核區(qū)典型剪應(yīng)變Fig.13 Shear strain of skin focus area

5.2 損傷對應(yīng)變分布的影響

極限載荷后，分別在蒙皮和長桁底邊通過落錘沖擊工具引入VID損傷，對比損傷前后應(yīng)變分布情況。損傷與應(yīng)變片的相對位置關(guān)系見圖8。

蒙皮VID沖擊損傷前后應(yīng)變對比見表5，其中應(yīng)變片3315、4315臨近沖擊損傷，損傷導(dǎo)致此處蒙皮存在較大的附加彎矩，損傷前后應(yīng)變影響較大，其他位置的應(yīng)變數(shù)據(jù)無明顯變化。有限元分析中，采用剛度折減模擬VID損傷，損傷對遠(yuǎn)場應(yīng)變無影響，分析與試驗(yàn)結(jié)果一致。

長桁底邊VID沖擊損傷前后應(yīng)變對比見表6，其中應(yīng)變片2504、2405臨近沖擊損傷，位于帽型長桁蒙皮一側(cè)，損傷前后應(yīng)變影響較大。其他應(yīng)變數(shù)據(jù)無明顯變化，損傷對壁板總體傳力無影響。

引入LVID損傷前后的試驗(yàn)與有限元分析應(yīng)變對比見圖14，長桁5與兩側(cè)蒙皮被切斷，臨近切斷處的一個(gè)桁距的蒙皮、長桁應(yīng)變影響很大，超過一個(gè)桁距的影響在10%以內(nèi)。試驗(yàn)件受載時(shí)，LVID損傷附近的變形較大，有限元分析時(shí)需要考慮幾何非線性，有限元分析值和試驗(yàn)值基本一致。有限元模型不能有效模擬復(fù)雜局部損傷形式，損傷附近的分析與試驗(yàn)應(yīng)變值差異略大。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，VID沖擊損傷只對局部應(yīng)變有影響。LVID損傷對一個(gè)桁距的應(yīng)變存在較大影響，采用考慮幾何非線性的有限元法，可以準(zhǔn)確模擬LVID損傷附近應(yīng)變分布，分布結(jié)果為損傷后的剩余強(qiáng)度分析提供支持。

表5 蒙皮VID損傷前后應(yīng)變數(shù)據(jù)Table 5 Strain data of skin before and after VID damage

表6 長桁VID損傷前后應(yīng)變數(shù)據(jù)變化

圖14 LVID損傷前后應(yīng)變數(shù)據(jù)變化Fig.14 Variation of strain data before and after LVID damage

5.3 屈曲載荷、承載能力

通過對試驗(yàn)加載過程和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，局部蒙皮首先發(fā)生失穩(wěn)，試驗(yàn)件繼續(xù)承載，最終破壞模式為柱失穩(wěn)為主的壓剪破壞形式。

1) 局部失穩(wěn)

試驗(yàn)件修理后，進(jìn)行試驗(yàn)件破壞試驗(yàn)，隨著載荷增大，蒙皮出現(xiàn)明顯失穩(wěn)。試驗(yàn)時(shí)通過應(yīng)變片監(jiān)控應(yīng)變數(shù)據(jù)，確定蒙皮屈曲載荷。

與LVID損傷前的壁板比較，修理后損傷附近的壁板的內(nèi)力發(fā)生了局部改變，壓縮應(yīng)變變化約3%，剪切應(yīng)變變化約10%。修理附近的蒙皮先發(fā)生失穩(wěn)，蒙皮內(nèi)外表面應(yīng)變片3316/4316數(shù)據(jù)見圖15，在223%限制載荷時(shí)，背對背應(yīng)變片平均應(yīng)變值發(fā)生明顯拐折[23]，蒙皮出現(xiàn)失穩(wěn)。此時(shí)蒙皮的航向應(yīng)變?yōu)?2 779 με，剪切應(yīng)變?yōu)? 110 με，失穩(wěn)形式為壓剪復(fù)合失穩(wěn)。

帽型長桁對蒙皮提供支持(見圖1)，與T型、Z型長桁相比，帽型長桁的扭轉(zhuǎn)剛度較大，對蒙皮的支持強(qiáng)于簡支、弱于固支。分別采用工程分析方法和有限元分析方法對蒙皮失穩(wěn)進(jìn)行分析。

圖15 3316/4316應(yīng)變片數(shù)據(jù)Fig.15 Strain data of 3316/4316 gauges

采用3.1.2節(jié)工程分析方法對蒙皮屈曲進(jìn)行分析，分別采用簡支、固支邊界條件，計(jì)算得到的屈曲應(yīng)變?yōu)橐姳?。簡支分析與試驗(yàn)結(jié)果的差異為-23.7%，簡支分析結(jié)果偏保守。固支分析與試驗(yàn)的差異為24.3%，固支分析結(jié)果偏危險(xiǎn)。簡支、固支平均的分析與試驗(yàn)的差異為0.3%。

采用MSC.Nastran軟件SOL105求解器進(jìn)行屈曲分析，屈曲模態(tài)見圖16，分析結(jié)果見表7，壓縮應(yīng)變差異為19.7%，剪切應(yīng)變差異為17.2%。有限元分析對試驗(yàn)件模量、剛度、邊界條件的模擬更為準(zhǔn)確，可以更準(zhǔn)確地模擬出長桁對蒙皮的支持剛度。由于制造、裝配的影響，試驗(yàn)件不是理想結(jié)構(gòu)，存在尺寸差異、可接受的缺陷等因素，有限元分析結(jié)果需要考慮0.8的折減系數(shù)。

從表7的分析結(jié)果可知，通過對工程方法進(jìn)行修正，采用簡支和固支的平均值可以快速有效地進(jìn)行蒙皮失穩(wěn)評(píng)估。細(xì)化有限元分析可以準(zhǔn)確地模擬壁板剛度和邊界條件，由實(shí)際結(jié)構(gòu)存在偏差與缺陷等因素，進(jìn)行屈曲載荷分析需要考慮折減系數(shù)。細(xì)化有限元分析可以用于更多壁板構(gòu)型的分析，分析結(jié)果用于完善和修正工程分析方法，采用修正后的工程分析方法可以快速進(jìn)行失穩(wěn)分析。

表7 有限元、工程分析的屈曲載荷結(jié)果比較

圖16 試驗(yàn)件壓剪失穩(wěn)有限元分析模態(tài)圖Fig.16 Test article FEM buckling mode under compression shear load

2) 承載能力計(jì)算

蒙皮屈曲后壁板進(jìn)入后屈曲狀態(tài)，繼續(xù)施加的載荷主要通過長桁承受，直至壁板整體破壞。典型位置的長桁應(yīng)變曲線見圖17，蒙皮屈曲后長桁應(yīng)變曲線發(fā)生拐折。由于對損傷處采用鈦板進(jìn)行機(jī)械修理，長桁存在彎矩，長桁內(nèi)外表面的應(yīng)變片存在差異。

采用非線性有限元方法分析壁板失效需要耗費(fèi)大量計(jì)算資源，計(jì)算結(jié)果受材料強(qiáng)度參數(shù)、失效判據(jù)、分析參數(shù)設(shè)置等因素影響較大，本節(jié)主要采用工程方法進(jìn)行壁板失效分析。

圖17 3513/4513應(yīng)變片數(shù)據(jù)Fig.17 Strain data of 3513/4513 gauges

破壞載荷工況為壓剪復(fù)合載荷，以壓縮為主，破壞模式如圖18所示，壁板剖面整體斷裂。圖中實(shí)線為破壞具體位置，位于第3框處，未出現(xiàn)在離散源損傷修理區(qū)、BVID損傷及VID損傷屈曲，說明BVID、VID損傷對壁板承載能力未產(chǎn)生明顯影響，離散源損傷修理后的強(qiáng)度滿足要求。

通過工程分析方法對壁板的承載能力進(jìn)行分析，首先分別計(jì)算壁板在壓縮載荷、剪切載荷下的承載能力，再采用壓剪復(fù)合公式得到復(fù)合載荷下的承載能力。

壁板失穩(wěn)后應(yīng)變曲線呈現(xiàn)非線性變化，分析時(shí)將線性段應(yīng)變線性化處理到破壞載荷。按照限制載荷測量的應(yīng)變值線性推至238%限制載荷時(shí)工作應(yīng)變?chǔ)舩=-2 545 με，εxy=2 999 με。

圖18 試驗(yàn)件破壞照片F(xiàn)ig.18 Photos of test article failure

壁板在壓縮載荷下的破壞模式為柱失穩(wěn)，采用中長柱失穩(wěn)公式(8)計(jì)算許用值，柱失穩(wěn)應(yīng)變?yōu)?3 412 με。壁板的剪切失穩(wěn)應(yīng)變高于采用材料剪切許用應(yīng)變，采用材料剪切許用值作為破壞應(yīng)變，剪切許用應(yīng)變?yōu)?1 000 με。

分析與試驗(yàn)結(jié)果對比表明，壓剪失穩(wěn)和壓剪失效的相關(guān)方程不同，相關(guān)方程Rx+Rxy=1適用于壁板壓剪失效分析。

表8 試驗(yàn)件破壞分析結(jié)果Table 8 Analysis results of test article failure

6 結(jié) 論

1) 通過創(chuàng)新的機(jī)身壁板多軸載荷試驗(yàn)系統(tǒng)完成機(jī)身帶曲率壁板試驗(yàn)驗(yàn)證，實(shí)現(xiàn)充壓、拉伸、壓縮、剪切載荷的單一及組合載荷加載，利用該試驗(yàn)系統(tǒng)，使用帶曲率壁板組合件試驗(yàn)替代高成本的機(jī)身筒段試驗(yàn)完成復(fù)材壁板的驗(yàn)證。

2) 疲勞及損傷容限試驗(yàn)結(jié)果表明，VID沖擊損傷對只影響壁板局部應(yīng)變分布，通過3倍壽命循環(huán)加載預(yù)埋損傷、沖擊損傷均無擴(kuò)展。

3) 采用工程和有限元方法對壁板失穩(wěn)進(jìn)行研究，經(jīng)過修正的工程方法、考慮折減系數(shù)的有限元分析可以準(zhǔn)確地分析壁板屈曲。

4) 壁板破壞模式表明，損傷對壁板承載能力的影響較小，采用工程方法對壁板破壞進(jìn)行研究，分析與試驗(yàn)對比表明壓剪失穩(wěn)和壓剪失效的相關(guān)方程不同，相關(guān)方程Rx+Rxy=1適用于復(fù)材壁板壓剪失效分析。