軸壓開口圓柱薄殼屈曲分析與試驗(yàn)

張展智 趙國偉 黃 海 黃承靜

(北京航空航天大學(xué) 宇航學(xué)院，北京100191)

開口圓柱薄殼結(jié)構(gòu)在航空航天以及其他領(lǐng)域中有著廣泛的應(yīng)用，如DODGE衛(wèi)星的重力梯度桿、Apollo-15中使用的伸展臂、哈勃望遠(yuǎn)鏡的太陽電池帆板支撐桿等，均采用了以開口圓柱薄殼結(jié)構(gòu)為基本構(gòu)型的伸展機(jī)構(gòu)(STEM，Storable Tubular Extendable Member)［1－3］.在這類應(yīng)用中，開口圓柱薄殼結(jié)構(gòu)通常只能使用鈹青銅材料(QBe2)或碳纖維復(fù)合材料(CFRP)，且往往處于兩端固支的條件下并需要承受軸向壓力的作用，而較大的長徑比和徑厚比使其容易發(fā)生屈曲而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效，因此，軸壓開口圓柱薄殼在兩端固支條件下的穩(wěn)定性是值得工程人員關(guān)注的重要問題之一.

針對(duì)圓柱殼體受軸壓作用時(shí)的穩(wěn)定性，已經(jīng)形成了諸多理論，如非線性跳躍理論、缺陷理論、初始后屈曲理論、邊界層理論等［4－8］.但是，由于開口情況下沿殼體軸向的兩條邊完全自由，因此很難得到其屈曲載荷的閉合解，這很大程度限制了開口圓柱薄殼的穩(wěn)定性研究.參考文獻(xiàn)［9］最先采用數(shù)值方法求解了小撓度假設(shè)下的殼體屈曲方程，得到了軸壓開口圓柱薄殼的屈曲載荷.此后，文獻(xiàn)［10］又采用大撓度假設(shè)對(duì)該問題進(jìn)行求解.文獻(xiàn)［11］對(duì)扇角θ為82°的開口圓柱薄殼進(jìn)行軸向壓縮試驗(yàn)，得到了小撓度假設(shè)下的數(shù)值解更接近真實(shí)屈曲載荷的結(jié)論.文獻(xiàn)［12］將上述理論方法推廣至正交各項(xiàng)異性層合殼，同時(shí)考慮了軸向壓力、剪力、彎矩的共同作用.文獻(xiàn)［13］通過Galerkin方法求解屈曲基本方程，建立了扇角θ≥180°的軸壓開口圓柱薄殼的屈曲載荷模型.計(jì)算機(jī)的發(fā)展為求解屈曲問題提供了很大的便利，使得特征值屈曲分析和非線性屈曲分析更加方便快捷，近年來的殼體穩(wěn)定性研究也開始廣泛地借助ANSYS、ABAQUS等商用分析軟件，如 Magnucki和Wilde等學(xué)者在對(duì)三邊簡支的軸壓開口圓柱殼進(jìn)行屈曲應(yīng)力計(jì)算與數(shù)值仿真的過程中即使用了商用有限元分析軟件，并得到了可供工程應(yīng)用參考的結(jié)論［14－15］.

本文采用特征值屈曲分析方法來研究各向同性材料的開口圓柱薄殼在兩端固支條件下受軸壓作用時(shí)的穩(wěn)定性問題，并通過對(duì)分析值的擬合給出計(jì)算軸壓開口圓柱薄殼屈曲載荷的模型，最后采用試驗(yàn)的方法來驗(yàn)證模型的精度.

1 開口圓柱薄殼結(jié)構(gòu)

在空間伸展機(jī)構(gòu)等應(yīng)用中，開口圓柱薄殼構(gòu)件往往受到軸向壓力P的作用，用來描述開口圓柱殼的幾何參數(shù)包括長度L、曲率半徑R、厚度t、以及扇角θ，如圖1所示.

圖1 薄殼示意圖

應(yīng)用于空間伸展機(jī)構(gòu)的開口圓柱薄殼結(jié)構(gòu)，其常用的材料包括鈹青銅(QBe2)、碳纖維復(fù)合材料(CFRP)等.本文僅考慮各向同性材料，因此選擇鈹青銅作為開口圓柱薄殼的材料.鈹青銅經(jīng)過熱處理工藝后具有良好的彈性、強(qiáng)度和硬度，而且耐疲勞、耐腐蝕、耐低溫、無磁性.鈹青銅的主要材料參數(shù)值如表1所示.

表1 鈹青銅的材料參數(shù)

2 特征值屈曲分析

2.1 基礎(chǔ)理論

設(shè)薄殼結(jié)構(gòu)在載荷狀態(tài)P0下滿足:

式中，Ke為結(jié)構(gòu)的彈性剛度矩陣;u0為結(jié)構(gòu)在P0作用下產(chǎn)生的位移.

假設(shè)位移足夠小，則在任意狀態(tài)下的增量平衡方程為

式中，Kσ(σ)是應(yīng)力狀態(tài)σ下的應(yīng)力剛度矩陣.式(2)表達(dá)了結(jié)構(gòu)內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)對(duì)結(jié)構(gòu)凈剛度的增強(qiáng)或削弱效應(yīng).

設(shè)加載行為是載荷P0的線性函數(shù)，即

不考慮任何非線性情況，則有

式中σ0為載荷P0狀態(tài)下結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力.于是，增量平衡方程變?yōu)?/p>

當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲時(shí)，在ΔP=0的情況下仍然會(huì)產(chǎn)生位移增量Δu≠0，即

方程(6)代表了線性屈曲的特征值問題，λ被稱為特征值或載荷因子，它的最小值與初始載荷P0的乘積即為結(jié)構(gòu)的屈曲載荷.

2.2 特征值屈曲載荷的有限元求解

應(yīng)用有限元軟件ANSYS建立開口圓柱薄殼的有限元模型，如圖2所示.模型包括兩部分:作為分析對(duì)象主體的薄殼和對(duì)薄殼進(jìn)行固定的緊固圈.其中，薄殼部分使用彈性殼單元SHELL63，兩端的緊固圈使用三維結(jié)構(gòu)實(shí)體單元SOLID45.

由于結(jié)構(gòu)的形狀較為簡單，因此在劃分單元時(shí)采用正交型網(wǎng)格，即薄殼部分為四邊形單元，緊固圈部分為六面體單元.由于單元在橫截面上是以多邊形來逼近圓周，因此周向上應(yīng)劃分足夠多的單元，一般整個(gè)圓周上應(yīng)不少于72個(gè).另外，為了保證單元具有良好的形狀，單元的長短邊的長度之比應(yīng)小于3∶1.

圖2 薄殼有限元模型

在設(shè)置單元材料參數(shù)方面，薄殼部分采用表1中QBe2的材料參數(shù)值，緊固圈部分則采用鋼材或鋁材的材料參數(shù)均可.

對(duì)有限元模型的一端施加總和為1 N的均布載荷，且加載端節(jié)點(diǎn)只具有軸向平動(dòng)自由度;而模型另一端節(jié)點(diǎn)的6個(gè)自由度則被完全約束.

在特征值屈曲分析過程中，首先要進(jìn)行靜力學(xué)求解來獲得結(jié)構(gòu)載荷與位移之間的線性關(guān)系，然后再進(jìn)行特征值屈曲求解，提取特征值與屈曲模態(tài).需要注意的是，在進(jìn)行靜力學(xué)求解時(shí)必須激活預(yù)應(yīng)力效應(yīng).

3 屈曲載荷模型的推導(dǎo)

3.1 模型基本形式

根據(jù)文獻(xiàn)［13］的結(jié)論，可以得到軸壓開口圓柱薄殼在兩端簡支情況下的屈曲載荷模型為

式中，屈曲載荷PCR，彈性模量E，厚度t，扇角θ的單位分別為 N，Pa，mm，(°).從式(7)可以看出，該模型中不包含薄殼長度L和曲率半徑R兩項(xiàng)，即認(rèn)為軸壓開口圓柱薄殼的屈曲載荷與薄殼長度和曲率半徑無關(guān)，而這與實(shí)際情況是不相符的.

本文的研究中采用單變量擬合的方法，設(shè)置幾何參數(shù)單獨(dú)變化的序列，并逐一進(jìn)行特征值屈曲分析，用冪函數(shù)對(duì)每個(gè)序列的分析值進(jìn)行擬合，以此來推導(dǎo)軸壓開口圓柱薄殼在兩端固支條件下的屈曲載荷模型.

首先，參考文獻(xiàn)［13］的模型，設(shè)各向同性材料的開口圓柱薄殼在兩端固支條件下受軸壓作用時(shí)的特征值屈曲載荷分析值PEV與薄殼幾何參數(shù)之間的關(guān)系滿足:

式中，α 為待定系數(shù);a，b，c，d 分別為薄殼長度、曲率半徑、厚度和扇角項(xiàng)對(duì)應(yīng)的指數(shù).即式(8)中共包含5個(gè)需要確定的參數(shù).

3.2 模型推導(dǎo)過程

模型推導(dǎo)的過程即是確定式(8)中5個(gè)未知參數(shù)的過程.首先通過單變量擬合的方法分別研究PEV隨開口圓柱薄殼各幾何參數(shù)的變化趨勢(shì)，即確定a，b，c，d的值;再通過求解平均值的方法確定系數(shù)α的值.

為了研究PEV與薄殼長度L的關(guān)系，設(shè)定薄殼的曲率半徑和厚度為R=15 mm，t=0.2 mm，設(shè)置薄殼扇角分別為 θ=120°，θ=180°和 θ=240°的3個(gè)長度序列，對(duì)長度L在60～360 mm之間的開口圓柱薄殼進(jìn)行特征值屈曲分析，并使用冪函數(shù)對(duì)分析值進(jìn)行擬合，如圖3所示.從圖3中可以看出，當(dāng) θ=240°時(shí)，屈曲載荷 PEV與 L－0.2成正比;當(dāng) θ=180°時(shí)，大多數(shù)分析值滿足 PEV與 L－0.2成正比，但在L=300～330 mm之間曲線出現(xiàn)了轉(zhuǎn)折點(diǎn);當(dāng)θ=120°時(shí)，在L=120 mm附近即出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，此后屈曲載荷PEV與L－1.5成正比.由此可知，轉(zhuǎn)折點(diǎn)的位置不僅僅與薄殼長度L有關(guān)，還需考慮其他幾何參數(shù).在轉(zhuǎn)折點(diǎn)之前，式(8)中長度項(xiàng)L 的指數(shù) a=－0.2，轉(zhuǎn)折點(diǎn)之后 a=－1.5.

圖3 PEV-L曲線(R=15 mm，t=0.2 mm)

設(shè)定薄殼厚度為t=0.2 mm、扇角為θ=240°，設(shè)置L=60mm，L=180mm和L=300mm 3個(gè)曲率半徑序列來分別進(jìn)行特征值屈曲分析，并對(duì)分析值進(jìn)行擬合，如圖4所示.由圖4可見，薄殼長度越大，轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的曲率半徑越大.在轉(zhuǎn)折點(diǎn)之前，PEV與R2.4成正比，即式(8)中曲率半徑項(xiàng)R的指數(shù) b=2.4;在轉(zhuǎn)折點(diǎn)之后，PEV與 R0.1成正比，即 b=0.1.

設(shè)定薄殼的曲率半徑 R=15 mm、厚度 t=0.2 mm，設(shè)置 L=60 mm，L=180 mm 和 L=300 mm 3個(gè)扇角序列來研究特征值屈曲載荷PEV與薄殼扇角θ的關(guān)系，如圖5所示.從圖5中可以看出，薄殼的長度越大，轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的扇角也越大.在轉(zhuǎn)折點(diǎn)之前，屈曲載荷PEV與θ3.5成正比，即式(8)中扇角項(xiàng)θ的指數(shù)c=3.5，在轉(zhuǎn)折點(diǎn)之后，PEV與θ成正比，即c=1.

圖4 PEV-R 曲線(t=0.2 mm，θ=240°)

圖5 PEV-θ曲線(R=15 mm，t=0.2 mm)

薄殼特征值屈曲載荷PEV與薄殼厚度之間的關(guān)系較為獨(dú)立.設(shè)定 L=180 mm，R=15 mm，θ=240°，對(duì)不同厚度的殼體進(jìn)行特征值屈曲分析，并對(duì)分析值進(jìn)行擬合，如圖6所示.由圖6可見，特征值屈曲載荷PEV與t2成正比，即式(8)中厚度項(xiàng)t的指數(shù)d=2.

圖6 PEV-t曲線(L=180 mm，R=15 mm，θ=240°)

根據(jù)轉(zhuǎn)折點(diǎn)處薄殼長度L、曲率半徑R和扇角θ之間的關(guān)系，定義轉(zhuǎn)折點(diǎn)判定參量為

式中，x，y分別為曲率半徑R和扇角θ的指數(shù)，其值待定.在轉(zhuǎn)折點(diǎn)處，Z=Z0，Z0即為轉(zhuǎn)折點(diǎn)的判定閾值.

于是，式(8)可以按照判定參量Z與閾值Z0的關(guān)系表達(dá)成一個(gè)分段函數(shù):

式中，α1，α2為對(duì)應(yīng)兩種情況下的待定系數(shù)，從已有的數(shù)據(jù)來看，α1與α2在各自情況下都是基本保持一致的.因此，根據(jù)已有的薄殼幾何參數(shù)值與屈曲載荷分析值，便可求出α1和α2的平均值為:α1=5.0×10－9，α2=3.2×10－14.再根據(jù)函數(shù)的連續(xù)性，可以求得 x=1.8，y=1.9，Z0=1.0×10－4.

于是，建立各向同性材料的開口圓柱薄殼在兩端固支條件下受軸壓作用時(shí)的屈曲載荷模型(BLOOM，Buckling Load of Open cylindrical thin shells Model)為

式中，Z=L/(R1.8θ1.9)，為判定參量;其中長度 L，曲率半徑R的單位為mm.

4 軸向壓縮試驗(yàn)

4.1 試件與試驗(yàn)設(shè)備

為了驗(yàn)證特征值屈曲分析以及屈曲載荷模型的準(zhǔn)確性，對(duì)9組不同幾何參數(shù)的開口圓柱薄殼按每組5個(gè)試件的規(guī)模進(jìn)行了軸向壓縮試驗(yàn).

45個(gè)鈹青銅開口圓柱薄殼試件均采用手工制作.首先對(duì)鈹青銅帶材進(jìn)行790℃下保溫8 min的固溶處理，淬火后對(duì)其進(jìn)行剪裁與成型工藝，之后再進(jìn)行320℃下保溫2 h的時(shí)效處理.經(jīng)過上述工藝后，所獲得試件的圓柱度公差在毫米量級(jí)，彈性模量略低于表1中所列的數(shù)值.加工完成的9組試件如圖7所示，其幾何參數(shù)如表2所示.

圖7 壓縮試驗(yàn)試件

表2 試件幾何參數(shù)

壓縮試驗(yàn)使用REGER RGM-3100型電子萬能試驗(yàn)機(jī)，其靜態(tài)載荷測(cè)量精度為示值的±1%.首先將試件的兩端用喉箍和墊片箍緊，再通過特制的夾具將其安裝于試驗(yàn)機(jī)的壓頭與平臺(tái)之間，如圖8所示.

圖8 試件安裝示意圖

試驗(yàn)機(jī)與一臺(tái)計(jì)算機(jī)相連接，由計(jì)算機(jī)控制試驗(yàn)過程以及采集處理試驗(yàn)數(shù)據(jù).進(jìn)行壓縮試驗(yàn)時(shí)，以20mm/min的加載速度對(duì)試件緩慢加載，由于屈曲是在瞬間發(fā)生的，而計(jì)算機(jī)采樣頻率的限制使其很難采集到屈曲載荷的峰值，因此也會(huì)使試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生一定的誤差.

4.2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

以 L=180 mm，R=15 mm，t=0.2 mm，θ=120°的第6組第3號(hào)鈹青銅開口圓柱薄殼試件為例，試驗(yàn)獲得的載荷-位移曲線如圖9所示，臨近屈曲時(shí)的試件形狀如圖10所示.圖11是使用有限元法進(jìn)行特征值屈曲分析時(shí)所得到的屈曲模態(tài)圖.將圖10與圖11進(jìn)行比較可以發(fā)現(xiàn)，試件臨近屈曲時(shí)的形狀與分析得到的屈曲模態(tài)較為相似，但屈曲模態(tài)中的撓度更為顯著.

圖9 試驗(yàn)載荷-位移曲線

圖10 臨近屈曲時(shí)的試件形狀

圖11 屈曲模態(tài)示意圖

將軸向壓縮試驗(yàn)得到的開口圓柱薄殼屈曲載荷試驗(yàn)結(jié)果與特征值屈曲分析結(jié)果和屈曲載荷模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，如表3所示.其中，相對(duì)誤差的計(jì)算均以各組試驗(yàn)的平均值作為真值.

表3 試驗(yàn)結(jié)果與分析結(jié)果、計(jì)算結(jié)果的比較

由表3中試驗(yàn)結(jié)果可見，試驗(yàn)值的分布往往較為離散，標(biāo)準(zhǔn)差較大.其主要原因在于，試件在加工和安裝階段所產(chǎn)生的形位公差，以及淬火時(shí)冷卻不均產(chǎn)生的材料缺陷，都會(huì)導(dǎo)致同組試件的屈曲載荷有所不同.

由表3中特征值屈曲分析結(jié)果可見，除第2組和第6組外，軸壓開口圓柱薄殼在兩端固支條件下的特征值屈曲分析值與試驗(yàn)平均值較為接近，所有分析值均在(±3σ)范圍內(nèi).

由表3中BLOOM計(jì)算結(jié)果可見，計(jì)算值與特征值屈曲分析值較為接近，擬合情況較好.與試驗(yàn)均值相比，Z≤1.0×10－4時(shí) BLOOM 的計(jì)算誤差在±10%以內(nèi)，Z＞1.0×10－4時(shí)的計(jì)算誤差較大，最大為21%.

5 結(jié)論

本文通過對(duì)各向同性材料的開口圓柱薄殼在兩端固支條件下受軸壓作用時(shí)的一系列分析與試驗(yàn)研究，可以得到以下結(jié)論:

1)特征值屈曲分析結(jié)果與試驗(yàn)均值基本一致，因此可以采用特征值屈曲分析方法來求解各向同性材料的開口圓柱薄殼在兩端固支條件下受軸壓作用時(shí)的屈曲載荷.

2)經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證，使用單變量擬合方法所推導(dǎo)的屈曲載荷模型BLOOM適用于估算各向同性材料的開口圓柱薄殼在兩端固支條件下受軸壓作用時(shí)的屈曲載荷，計(jì)算值與試驗(yàn)均值相比，最大誤差為21%.

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