民用飛機M21E預浸料復合材料帽型長桁壓縮性能研究

朱正義

(上海飛機設計研究院,上海 201210)

高性能樹脂基復合材料具有典型的輕質性能、優異的比強度和比模量,使用此復合材料可以實現武器系統輕量化設計[1]。復合材料廣泛應用于民用飛機,以波音787、空客A350為代表的民用飛機的復合材料使用占比已超過50%[2]。

楊粉蓉等[3]研究了增韌環氧樹脂體系977-2/T300和M21/T800復合材料的性能,包括單向帶預浸料、織物預浸料和層壓板預浸料的物理、化學性能。葉梯等[4]采用三維HASHIN失效準則和非線性剛度退化法建立三維漸進損傷FEM模型,對長桁壓縮失效載荷和破壞模式進行了預測分析。張明星[5]制造了不同尺寸的中央機翼半圓切割長桁端頭試件,并開展了軸壓試驗,得到了不同尺寸試件的載荷-應變曲線。胡江波等[6]考慮了層壓滑移工藝參數并通過規劃相關試驗矩陣,研究了層壓滑移工藝對M21C層壓板的力學性能影響規律。湯平[7]利用工程算法、有限元方法和試驗研究了試件的承壓性能。榮海波[8]通過對復合材料T型長桁的工程算法計算和試驗研究,獲得了復材T型長桁在軸壓載荷下的壓縮失穩載荷。張緒等[9]運用工程算法和FEM分析方法研究了帽型復材長桁的受壓承載能力,并與試驗得到的帽型復材長桁受壓承載力進行比對,對帽型復材長桁強度分析方法進行了驗證。胡祎樂等[10]通過對某型民用飛機復材長桁的試驗和失效分析,提出了復材長桁在壓縮載荷下的失效預測與分析方法。

目前M21E預浸料復合材料長桁已廣泛應用于航空飛行器,因此對基于損傷的不同構型的長桁壓縮性能進行研究,給航空飛行器帽型長桁的設計提供合理的結構設計概念,并使帽型長桁結構以較低的成本實現較高的強度性能,對復材民用航空器的輕量化設計具有非常重要的意義。

1 長桁試驗件設計

1.1 試驗件材料

M21單層預浸料力學性能見表1,M21E力學性能見表2。

表2 M21E力學性能

1.2 試驗件鋪層

帽型長桁有3種工藝構型:空腔內不帶包覆層(以下簡稱不包)、一半帶包覆層(以下簡稱半包)和全部帶包覆層(以下簡稱全包)。長桁壓損試驗件中,帽型長桁各邊鋪層數均為9層,帽型長桁對應的蒙皮鋪層數量為10層,鋪層設計見表3,試驗件截面如圖1所示。

圖1 試驗件截面

表3 試驗件鋪層設計

試驗件長度均為270 mm,兩側端頭各35 mm使用樹脂封閉,如圖2所示。

圖2 試驗件示意圖

1.3 損傷引入

按22.6 J沖擊能量分別對全包、半包、不包試驗件進行損傷引入,結果見表4。

表4 試驗損傷引入結果

2 試驗測量和實施

2.1 試驗件貼片

在試驗件的蒙皮及長桁緣條上粘貼應變片,應變片粘貼位置及編號如圖3所示。

圖3 試驗件貼片圖

2.2 試驗工況

試驗在INSTRON 8804液壓伺服試驗機上進行,如圖4所示。試驗工況:以2 mm/min的加載速率連續加載、連續測量直至試驗件破壞。

圖4 試驗加載圖

3 試驗結果

3種不同構型(不包、半包、全包)的試驗件共9件,分別進行壓縮試驗(表5),其中每種構型中編號為1的是帶沖擊損傷引入的試驗件。

表5 試驗件統計表

3.1 不包帽型長桁試驗結果

不包帽型長桁試驗件的載荷-位移曲線如圖5所示,M730-2和M730-3兩種試驗件為無沖擊損傷,承載能力接近。M730-1試驗件蒙皮底部有沖擊損傷,承載能力大幅下降。

圖5 不包帽型長桁試驗件壓縮載荷-位移曲線

M730-1底部蒙皮和長桁的載荷-應變曲線如圖6、圖7所示。

圖7 M730-1長桁壓縮載荷-應變曲線

3.2 各構型帽型長桁試驗結果匯總

帽型長桁的屈曲載荷及壓損載荷試驗結果匯總見表6。

表6 試驗結果匯總表 單位:kN

4 工程算法理論分析

4.1 局部屈曲載荷工程算法

本文采用工程算法計算長桁的局部屈曲載荷,不考慮長桁的初始損傷,帽型長桁只考慮不包工藝構型。復材長桁局部屈曲載荷計算方法如下[11-12]:

對于長桁突緣的軸向壓縮局部屈曲載荷,可按式(1)計算。

(1)

式中:Nx,c,r為單元寬度上的軸向壓縮屈曲載荷,bt為凸緣寬度,L為桁條長度,D11、D66為復材層壓板彎曲剛度系數。

對于復材長桁腹板,可作為兩長邊簡支的長板處理,計算公式如式(2)所示。

(2)

式中:bf為腹板的寬度,D12、D22為復材層壓板彎曲剛度系數。

4.2 壓損強度工程算法

壓損強度σcc計算公式如下:

(3)

其中:

σcu=εcrExc

(4)

(5)

(6)

最后對所有計算結果求加權平均值:

(7)

式中:i表示第i分段,N為分段數量。

長桁壓損載荷值Fcc計算公式為:

(8)

4.3 工程算法與試驗對比(屈曲)

M730構型的帽型長桁采用不包工藝,長桁局部屈曲載荷分析如下:計算2個長桁帽底、2個長桁帽腰、1個長桁帽頂和長桁中間蒙皮共6個計算單元的屈曲載荷,如圖8所示,將計算得到的最小值作為復材長桁局部屈曲載荷。

圖8 長桁分析所對應的6個單元

復材長桁各單元的彎曲、扭轉剛度見表7。

表7 各單元彎曲、扭轉剛度 單位:N·mm

表8列出了試驗所測得的長桁局部屈曲載荷。將工程算法計算得到的局部屈曲值與試驗測量值進行對比。使用工程算法時,不計算包覆層,只計算M730構型試驗件的工程屈曲載荷。

表8 長桁局部屈曲載荷

4.4 工程算法與試驗對比(壓損)

復材帽型長桁的材料力學參數見表9。

表9 帽型長桁材料力學參數

將工程算法計算得到的壓損載荷與試驗數據分析得到的壓損載荷進行對比,見表10。根據應變片得到的應變數值可以計算出單元的壓損載荷。

表10 長桁壓損載荷

5 有限元分析對比

5.1 有限元建模

基于ABAQUS軟件進行了帽型長桁屈曲FEM模型的建模,在FEM模型中未建立層間的粘接,長桁R區填充的捻子條也未進行建模。

以帽型長桁(全包)為例建立的FEM元模型如圖9所示。長桁試驗件兩側端頭外的參考點位于長桁剖面壓心連線上,兩個參考點分別與長桁兩側端頭(長度為35 mm)的6個自由度耦合約束。軸壓單位載荷作用于一側的參考點,同時約束參考點除軸向平移方向外的其他5個自由度;另一側的參考點施加固支約束。

圖9 帽型長桁屈曲有限元模型

5.2 屈曲分析

圖10、11給出了兩種視圖下的長桁一階屈曲振型圖,在中間蒙皮上出現3個軸向屈曲波。

圖10 帽型長桁壓縮一階屈曲振型

圖11 帽型長桁壓縮一階屈曲振型(三維視角)

有限元分析計算結果和試驗結果對比見表11。

表11 長桁局部屈曲載荷

5.3 壓損分析

圖12、圖13顯示了試驗件在軸向壓縮作用力的破壞初始狀態和最終狀態。首先在長桁底部中間蒙皮發生基體的拉伸破壞;隨著壓縮載荷的增加,基體拉伸破壞逐漸沿45°方向擴展,最終擴展至長桁底部緣條、帽腰和帽頂。在基體拉伸破壞擴展過程中,長桁底部緣條邊緣出現基體壓縮破壞,沿橫向擴展;幾乎在同時,該處發生纖維壓縮破壞,最終損傷擴展到帽腰和底部中間蒙皮。表12列出的是帽型長桁壓損載荷對比結果。

圖12 長桁底部中間蒙皮基體拉伸破壞

圖13 帽型長桁受壓破壞模擬

表12 帽型長桁壓損載荷

6 結論

本文分別采用工程算法和有限元方法計算了無沖擊損傷長桁的受壓屈曲載荷和壓損載荷,結合試驗測試結果形成下面4個方面的結論。

1)理論上,全包工藝帽型長桁的屈曲載荷和壓損載荷要高于半包工藝長桁,半包工藝長桁則要高于不包工藝長桁。對于長桁屈曲,半包工藝沒有明顯屈曲,全包工藝試驗值大于不包工藝。對于長桁壓損,不包工藝小于半包、全包工藝,且半包、全包工藝的壓損值相當。

2)帽型長桁底部蒙皮中心的初始損傷大大降低了整個結構的屈曲載荷和壓損性能。

3)對于局部屈曲工程分析,試驗值和計算值誤差約為5%;對于壓損載荷,工程分析計算值比試驗值小約50%,工程分析較為保守。

4)對于長桁局部屈曲,試驗值和有限元計算值誤差約為10%,且試驗值較大,有限元計算的值偏保守;對于壓損載荷,M730構型有限元計算值偏大,偏大值不超過20%,M730構型與M510構型有限元計算值與試驗測試值誤差在±10%以內。