机翼壁板连接形式研究

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0引言
现代军用飞机大量采用机翼整体壁板，机翼整体壁板可以减少连接件数量，从而降低机翼结构重量。

由于采用了数控加工等先进的制造方法，机翼整体壁板具有较高的加工质量和精度，在降低工人劳动强度方面也具有很大的优势。

由于机翼蒙皮面积较大，采用一整块壁板会增大加工难度，并且严重影响机翼的损伤容限性能。

因此,机翼壁板通常采用几块壁板组合的形式，而壁板与壁板间一般采取搭接或对接两种连接方案。

搭接方案连接区较短，使用的连接件少且重量较轻。

但搭接壁板会有下陷，导致结构应力集中影响机翼的疲劳性能。

搭接方案中，
高应力区在机翼壁板上，一旦出现裂纹，则维修难度较大，整体壁板的止裂结构较少，同时，裂纹会迅速扩展而影响飞行安全。

对接方案则由于采用了带板和较多的连接件，相对于搭接方案结构重量更重。

但对接连接可以避免出现下陷，应力集中部位较少，疲劳性能较好。

对接方案中高应力区出现在带板上，带板出现裂纹维修时较为简单，
带板上有较多的铆钉孔，出现裂纹后可以及时止裂。

即使局部带板断裂，也不会影响到飞机整体的飞行安全。

带板对接方案中一般采用多排铆钉连接，而采用多排铆钉会存在铆钉受载不均匀，两端铆钉载荷
较大。

为减小多排铆钉的“峰值效应”[1]
，即减小带板
端部铆钉的载荷，
通常采用改变带板截面面积，调整铆钉排布间距，以及端部使用柔性较好的紧固件等方法。

本文针对不同的优化方法建立相应的有限元模型，通过比较分析选择最优方案。

机翼壁板连接形式研究
王震1,张爱茹1,张海周1,王月英2
(1.航空工业洪都,江西南昌330024;2.伊犁师范学院,新疆伊宁835000)
摘要:研究了机翼壁板连接形式，并将对接连接结构与搭接结构进行了对比，
由对比结果可知，对接连接结构在增加较小重量的情况下，壁板应力和钉传载荷较搭接结构都有明显下降，更能满足机翼壁板疲劳寿命要求。

关键词:壁板连接；优化设计；有限元；
疲劳寿命The Study on the Connection Mode of Wing Panel
Wang Zhen 1，Zhang Airu 1，Zhang Haizhou 1，Wang Yueying 2
(1.AVIC-HONGDU,Nanchang,Jiangxi,330024；
2.Yili Normal University,Yining,Xinjiang,835000)
Abstract:This paper studies the connection mode of the wing panel,and also makes contrast between butt-joint connection structure and lap joint structure.Contrast results show that,in the case of minor weight increment on butt-joint connection structure,both the panel stress and the pin load will be significantly decreased,which can bet 原
ter satisfy the fatigue life requirements for the wing panel.
Key words:Wing panel connection;Optimization design;Finite element;Fatigue life
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1对接方案优化
在对接方案中需要控制的主要参数有带板的应力和铆钉的单钉载荷，带板的应力主要通过调节带板的厚度控制，单钉载荷主要通过限制弯曲和减少钉载的“峰值效应”。

增加支撑肋可以很好的限制弯曲，而降低钉载“峰值效应”的方法有：改变带板截面面积、调整铆钉排布间距以及端部使用柔性较好的紧固件等。

按图1所示建立对接方案模型，通过有限元分析对结构带板厚度，
支撑肋结构形式，连接区细节尺寸进行优化设计。

模型由内壁板、
外壁板、带板、肋、铆钉5部分组成，其中内壁板、外壁板、带板、肋、铆钉材料均为铝合金，弹性模量E=71000MPa ，泊松比μ=0.33。

各部件之间都设置有接触连接，内壁板一端施加约束U1=U2=U3=0，外壁板一端施加约束U1=U2=0，肋的对称
面上施加约束U1=U2=0，并且在外壁板的一侧端面上施加P=256MPa 的载荷。

有限元模型采用六面体体元划分有限元网格，厚度方向满足三个以上单元如图1所示。

1.1带板厚度优化
带板厚度会影响带板应力水平，而且增加带板
厚度对结构重量影响也会很大。

为实现满足静强度的条件下结构重量最轻，
需要对带板厚度进行优化。

在模型约束和载荷相同的情况下，保持其他尺寸不变，改变带板厚度，分别建立带板厚度为2mm 至
6mm 渐变模型、2mm 至5mm 渐变模型、2mm 至4mm 渐变模型。

带板厚度2mm 至6mm 渐变，模型变形及带板应力如图2所示，带板最大复合应力为245MPa ，位于带板中间。

带板厚度2mm 至5mm 渐变，模型变形及带板应力如图3所示，带板最大复合应力为320MPa ，位于带板中间。

带板厚度2mm 至4mm 渐变，模型变形及带板应力如图4所示，带板最大复合应力为410MPa ，位于带板中间。

各排铆钉的载荷如表1所示。

对比三个模型可以看出，带板应力和端部铆钉载荷（第4排铆钉）会随着厚度增加而下降。

2mm 至4mm 渐变带板，应力为410MPa （该应力为极限载荷下应力，在使用载荷下应力为273.3MPa ），该应力水平并不是很高；单钉载荷为5457.1N ，在增加厚度时端部铆钉载荷下降并不明显。

考虑带板厚度增加会增加较多重量，因此建议带板厚度采用2mm 至4mm 渐变。

1.2支撑肋的结构形式优化
对接方案中支撑肋限制了壁板的弯曲变形，改善了结构的受力情况。

而壁板的弯曲变形会导致铆钉受载不均匀，
要想降低壁板应力和单钉载荷，需要对支撑肋的结构形式进行优化设计。

在模型约束和
图1有限元模型及载荷示意图
U1=U2=0
P=256MPa
外壁板
U1=U2=0
肋
带板
内壁板
U1=U2=U3=0
12
345
6
8
7
模型局部
模型局部
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图2模型变形及带板应力示意
图3模型变形及带板应力示意
图4模型变形及带板应力示意
载荷相同的情况下，保持其他尺寸不变，改变支撑肋的结构形式，建立了无支撑肋模型，T 型支撑肋模型、双L 型支撑肋模型、单L 型支撑肋模型。

通过比较四种模型的应力水平和单钉载荷选择最优的支撑肋结构形式。

表1各排铆钉的载荷
单位院N
无支撑肋，模型变形及带板应力如图5所示，带板最大复合应力为760MPa ，位于带板中间。

T 型支撑肋，模型变形及带板应力如图6所示，
带板最大复合应力为360MPa ，位于带板中间。

双L 型支撑肋模型，模型变形及带板应力如图7所示，带板最大复合应力为445MPa ，位于带板中间。

单L 型支撑肋，模型变形及带板应力如图8所示，带板最大复合应力为410MPa ，位于带板中间。

各排铆钉载荷如表2所示。

在无支撑肋的情况下，带板的应力水平和单钉载荷都很高，说明壁板偏心会产生很大的偏心弯曲，附加的弯矩会使壁板应力水平增加，并且弯曲变形会使铆钉受载严重不均匀。

由T 型支撑肋模型可以看出，有肋支撑的情况下，带板应力水平会迅速下降。

由于肋的支撑，带板的附加弯矩变小，
并且T 型肋缘条参与了带板弯曲，分担了部分弯矩，对降低带板应力有
一定
作用。

不过，T 型肋缘条受压，这会在第4排铆钉上附加剪力，叠加这部分剪力后第4排铆钉所受载荷甚至大于无支撑肋的情况，单钉载荷过大对结构疲劳影响较大，
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图5模型变形及带板应力示意
图6模型变形及带板应力示意
图7模型变形及带板应力示意
因此不建议采用T 型支撑肋。

将T 型肋拆开，既做成两个L 型支撑肋，由模型分析结果可以看出，双L 型肋不存在附加剪力的情况，对限制弯曲也有一定作用。

不过与单L 型支撑肋比较可以看出，肋支撑在带板两端限制弯曲的作用不如支撑在带板中间明显。

综合考虑钉载和结构应力水平，应该采用在带板中间支撑一个L 型肋，该结构限制弯曲的效率最高。

表2各排铆钉的载荷
单位院N
图8模型变形及带板应力示意
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1.3带板细节尺寸优化
由以上计算可以看出，
带板厚度取2mm 至4mm 渐变在满足应力水平要求的情况下重量最轻，而位于带板中间的L 型支撑肋限制弯曲的效率最高，并且可以避免铆钉附加剪力的问题。

不过该方案端部铆钉的“峰值效应”仍然很高，需要对带板的细节尺寸进行优化设计。

通常降低端部铆钉的
“峰值效应”的方法有：调整铆钉排布间距、端部使用柔性较好的紧固件等方法。

在模型约束和载荷相同的情况下，保持其他尺寸不变，改变带板铆钉排布间距，
改变端部铆钉材料。

建立铆钉间距加长模型，两端采用铝铆钉模型，一端采用铝铆钉模型。

通过比较三种模型的应力水平、单钉载荷选择最优的壁板对接方案。

铆钉间距加长，模型变形及带板应力如图9所示，带板最大复合应力为315MPa ，位于带板中间。

两端采用铝铆钉，模型变形及带板应力如图10所示，带板最大复合应力为310MPa ，位于带板中间。

一端采用铝铆钉，模型变形及带板应力如图11所示，带板最大复合应力为300MPa ，位于带板中间。

各排铆钉载荷如表3所示。

前排铆钉间距加大
图9模型变形及带板应力
示意
会使前排铆钉承载更多，从而使第4排铆钉钉载降低。

两端铆钉使用铝铆钉，中间两排铆钉使用钢铆钉，此时端部铆钉的“峰值效应”下降，钉载趋于平均，受载更为合理。

将一端铆钉设置为铝铆钉（第4排铆钉），该排铆钉载荷进一步下降，此时两端铆钉载荷已经十分接近，因此可以认为铆钉受载已经合理可以不必继续优化。

2搭接方案与对接方案对比
飞机机翼壁板采用搭接连接方案，在此我们根
图10模型变形及带板应力示意
图11模型变形及带板应力
示意
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据飞机翼壁板搭接结构，建立搭接方案模型，并与优化后对接模型进行对比。

搭接方案模型如图12所示，模型由内壁板、外壁板、肋、铆钉四部分组成，其中内壁板、外壁板、肋、铆钉材料均为铝合金，弹性模量E=71000MPa ，泊松比μ=0.33。

各部件之间都设置有接触连接，内壁板一端施加约束U1=U2=U3=0，外壁板一端施加约束U1=U2=0，肋的对称面上施加约束U1=U2=0，并且在外壁
板的一侧端面上施加P=256MPa 的载荷。

经有限元计算，模型变形如图13所示，由变形
表3各排铆钉的载荷
单位:N
图12搭接方案有限元模型及载荷示意
U1=U2=0
P=256MPa
外壁板
U1=U2=0
肋
内壁板
U1=U2=U3=0
1
2
3模型局部
局部模型
可以看出，壁板发生了弯曲，由于肋的支持，结构最大变形位于肋前的壁板上。

图13搭接方案模型变形及位移云图
忽略钉孔处的应力，内侧壁板应力云图如图14所示，可以得到内侧壁板最大复合应力为575MPa ，位于内侧壁板搭接区下陷倒角根部。

各排铆钉的载荷如表4所示。

在相同的载荷和约束条件下，搭接方案壁板最大应力为575MPa ，位于搭接区下陷倒角处。

对接方案最大应力为300MPa 位于带板中间部位。

可以看出结构的应力水平明显下降。

比较单钉载荷可以看出，
搭接方案
单钉载荷为P=7321.4N ，对接方案单钉载荷为P=4248.6N ，经过优化设计单钉载荷也有明显下降。

经比较可知，无论是应力水平还是单钉载荷，优化后的方案都有明显下降，因此可以认为优化方案是合理的。

图14
内侧壁板复合应力云图
表4各排铆钉的载荷
单位:N
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3结语
对接方案优化过程主要考虑带板厚度优化、支撑肋结构优化及带板细节优化三个方面。

当带板厚度增加时，结构应力水平和端部铆钉载荷都会下降，但增加板的厚度对降低端部钉载作用不明显，并且结构重量牺牲很大。

当带板厚度为2mm 到4mm 渐变时可以满足静强度要求并且重量较轻。

有肋支撑限制弯曲时，壁板弯曲变形明显减小，壁板应力水平和端部铆钉载荷降低。

T 型支撑肋，
缘条参与受弯会使端部铆钉增加一部分剪力，钉孔载荷增加会降低铆钉孔的疲劳性能。

支撑肋位于带板中间限制弯曲的效率最高，因此建议选用位于带板中间的L 型支撑肋。

前排铆钉间距拉大会使前排铆钉承载增加，使铆钉承载更均匀。

两端铆钉选用铝铆钉，中间铆钉选用钢铆钉会降低两端钉载，使铆钉载荷分配更合理。

从与飞机现在使用的搭接模型比较可以看出，选用优化后的对接方案，在极限载荷作用下，壁板最大应力由575MPa 下降为300MPa ，铆钉单钉载荷由
P=7321.4N 下降为P=4248.6N 。

优化后的对接方案
比原来的搭接方案应力水平和单钉载荷都有明显下降。

参考文献
[1]飞机设计手册编委会.飞机设计手册·第9册.北京：航空工业出版社,2001.[2]牛春匀.实用飞机结构工程设计.北京：航空工业出版社，2008.
[3]中国航空研究院.军用飞机疲劳，
损伤容限，耐久性设计手册·第4册—耐久性设计，1994.[4]龚思楚.典型壁板搭接区试验件疲劳寿命分
析.教练机，2014.[5]姚卫星.结构疲劳寿命分析.北京：国防工业出版社，2003.
[6]庄茁，
张帆，岑松.ABAQUS 非线性有限元分析与实例.北京：科学出版社，2005.
(收稿日期:2017-04-09)
王震,男,1988年7月出生,2011年毕业于南京航空航天大学,工程师,现从事飞行器结构强度设计工作。

>>>作者简介
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