復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管耐撞性數(shù)值模擬

李曉南，　牟浩蕾，　周　建，　鄒田春，　解　江

(1.北京航空材料研究院，北京 100095；2.中國民航大學(xué) 天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300300)

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復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管耐撞性數(shù)值模擬

李曉南1，牟浩蕾2，周建2，鄒田春2，解江2

(1.北京航空材料研究院，北京 100095；2.中國民航大學(xué) 天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300300)

基于復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓潰試驗(yàn)結(jié)果，通過有限元仿真方法研究其耐撞性及壓潰吸能特性。建立復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管雙層殼單元有限元模型，進(jìn)行仿真分析獲得其變形失效模式及載荷位移曲線等，通過與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比驗(yàn)證材料模型及有限元模型的準(zhǔn)確性，并進(jìn)行壓潰結(jié)果分析。基于驗(yàn)證的有限元模型，研究薄弱環(huán)節(jié)設(shè)置、復(fù)合材料纖維鋪層角度對其軸向壓潰吸能特性的影響。結(jié)果表明：頂部設(shè)置圓孔薄弱環(huán)節(jié)比設(shè)置45°外倒角更能有效改善吸能特性；隨著復(fù)合材料纖維鋪層角度的增大，其吸能能力會隨之增強(qiáng)。

復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管；耐撞性；吸能特性；有限元法

運(yùn)輸類飛機(jī)結(jié)構(gòu)適墜性設(shè)計對于航空安全具有重要意義，其主要目標(biāo)是在可生存墜撞過程中最大限度地保證客艙乘員安全。通過設(shè)計高效的吸能結(jié)構(gòu)可以極大吸收墜撞沖擊能量，使傳遞到乘員身上的加速度載荷減至最小，從而提高乘員生存率[1-3]；因此，為了避免或減輕墜撞事故中乘員的傷害，必須提升飛機(jī)客艙下部結(jié)構(gòu)的吸能性能進(jìn)而提高飛機(jī)的適墜性能。

薄壁結(jié)構(gòu)(管件、桿件等)作為一種典型的飛機(jī)吸能結(jié)構(gòu)，能夠較為有效地吸收沖擊過程中的動能。近幾十年來，國外飛機(jī)制造商、研究機(jī)構(gòu)及學(xué)者一直在研究提升此類結(jié)構(gòu)吸能能力的方案，包括金屬結(jié)構(gòu)[4]、復(fù)合材料結(jié)構(gòu)[5]、復(fù)合材料增強(qiáng)金屬結(jié)構(gòu)[6-8]等。對于復(fù)合材料增強(qiáng)金屬結(jié)構(gòu)來說，早在20世紀(jì)90年代，Wang等[9]最早提出了在薄壁金屬管上纏繞復(fù)合材料，即做成復(fù)合材料增強(qiáng)金屬管，來進(jìn)一步改善薄壁管件吸能能力和吸能特性。Hanefi和Wierzbicki[10]針對90°鋪層的復(fù)合材料增強(qiáng)金屬管，提出了準(zhǔn)靜態(tài)壓潰破壞模型，認(rèn)為復(fù)合材料和金屬管的疊縮都是對稱的，且平均壓潰載荷和比吸能隨著厚度的增加而增加。國外研究人員針對復(fù)合材料增強(qiáng)金屬管以及其他類型復(fù)合材料管的吸能特性開展了大量實(shí)驗(yàn)及仿真研究工作[11-14]。研究表明，復(fù)合材料增強(qiáng)金屬管的軸向壓潰性能(初始峰值、比吸能、平均載荷等)與金屬及復(fù)合材料的材料性能、幾何形狀等密切相關(guān)[15]，并影響此類結(jié)構(gòu)的沖擊吸能特性。目前國內(nèi)研究主要集中在復(fù)合材料管件[16-19]、復(fù)合材料波紋板[20-21]和泡沫填充金屬管[22]等方面，針對復(fù)合材料增強(qiáng)鋁管，袁潘等[23]研究了方形和圓形截面的復(fù)合材料/鋁復(fù)合管在軸向準(zhǔn)靜態(tài)壓潰下的吸能特性，仿真結(jié)果表明圓形截面復(fù)合管的吸能能力要大于方形截面復(fù)合管。國內(nèi)對于復(fù)合材料增強(qiáng)鋁管的研究仍然較少，有必要進(jìn)一步研究其耐撞性能及吸能特性。

本工作基于有限元軟件LS-DYNA，建立復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的雙層殼單元有限元模型，對其準(zhǔn)靜態(tài)壓潰過程進(jìn)行仿真模擬，通過對比實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證材料模型及有限元模型的正確性。基于驗(yàn)證的有限元模型，分析研究薄弱環(huán)節(jié)設(shè)置、復(fù)合材料鋪層角度對其吸能特性的影響規(guī)律。

1　能量吸收性能評價指標(biāo)

采用比吸能、初始峰值載荷和平均峰值載荷3個指標(biāo)來評價復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的耐撞性及吸能特性。

比吸能(ES)：由壓潰力(F)對壓潰距離(l)進(jìn)行積分得到在整個壓潰過程中所吸收的總能量(EA)，定義結(jié)構(gòu)有效破壞長度內(nèi)單位質(zhì)量(m)所吸收的能量為比吸能(ES)：

(1)

式中：ρ為材料密度，g/mm3；A為結(jié)構(gòu)橫截面積，mm2；l為壓潰距離，mm；F為壓潰力；kN。

初始峰值載荷：結(jié)構(gòu)在壓潰變形過程中首先出現(xiàn)的初始載荷峰值，是用于評價結(jié)構(gòu)變形受力均勻程度的指標(biāo)，可從載荷-位移曲線中讀取。

平均壓潰載荷：將整個壓潰過程的載荷平均得到平均壓潰載荷(Fmean)：

(2)

式中：F為壓潰載荷，kN；s為壓潰位移，mm；S為整個壓潰過程的壓潰總位移，mm。

2　復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管有限元模型與驗(yàn)證

2.1復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管有限元模型

復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管截面幾何形狀為正方形，如圖1所示，鋁方管外截面尺寸為25.4 mm×25.4 mm，壁厚(ta)為1.6 mm。復(fù)合材料管壁厚(tc)為1.2 mm，鋪層為[45/-45]。管的總高度為127 mm，有限元模型為雙層殼單元，內(nèi)層為鋁合金方管，外層為復(fù)合材料方管，如圖2(a)所示，其中θ為纖維鋪層角度，采用PART_COMPOSITE關(guān)鍵字來設(shè)置復(fù)合材料鋪層角度。有限元模型采用逐漸減小殼單元厚度方式來模擬觸發(fā)區(qū)域外倒角，在Integration-Shell中設(shè)置積分點(diǎn)的位置及厚度，觸發(fā)區(qū)域有限元模型如圖2(b)所示，α為觸發(fā)角，α=45°。鋁方管材料為Al6063-T52，采用雙線性彈塑性模型MAT 24_Piecewise_Linear_Plasticity，其力學(xué)性能參數(shù)如表1所示；復(fù)合材料為玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂，采用材料模型MAT 54_Enhanced_Composite_Damage。玻璃纖維復(fù)合材料的力學(xué)性能參數(shù)如表2所示，表3中各參數(shù)是LS-DYNA MAT 54號材料模型的應(yīng)變失效參數(shù)。剛性墻質(zhì)量為100 kg，采用100 mm/s勻速加載來模擬實(shí)驗(yàn)的加載，剛性墻采用SOLID 164實(shí)體單元建模，材料模型選擇MAT 20_Rigid，其材料參數(shù)如表4所示。有限元模型中包括4284個殼單元，324個體單元。

圖1　復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管截面形狀示意圖Fig.1　Geometric configuration of cross-section of aluminum-composite hybrid tube

圖2　復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管有限元模型(a)復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管與剛性墻；(b)觸發(fā)區(qū)域建模Fig.2　Finite element model of aluminum-composite hybrid tube(a)aluminum-composite hybrid tube and rigid ground； (b)modeling of chamfer zone

ParameterValueDensity,ρ/(g·mm-3)2.96×10-3Elasticmodulus,E/MPa68300Poisson’sratio,μ0.33Yieldmodulus,σ/MPa214Tangentmodulus,G/MPa826.7Themaximumstrainfailurecriterion,P0.33

2.2復(fù)合材料層失效準(zhǔn)則

LS-DYNA的MAT54_Enhanced_Composite_Damage材料模型中[24]，材料在彈性范圍內(nèi)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如下：

(3)

(4)

(5)

表2　復(fù)合材料力學(xué)性能參數(shù)Table 2　Mechanical properties of composite

表3　復(fù)合材料應(yīng)變極限及失效參數(shù)Table 3　Strain-limits and failure parameters of composite

表4　剛性墻材料輸入?yún)?shù)Table 4　Material properties of rigid ground

在方程(5)中，α參數(shù)是非線性剪切應(yīng)力項(xiàng)的加權(quán)因子。材料超出了彈性范圍，MAT54材料采用Chang-Chang準(zhǔn)則來判定鋪層的失效行為，如方程(6)～(9)所示。

(a)纖維拉伸模式(纖維斷裂)：

(6)

β是在纖維拉伸模式下剪切項(xiàng)的加權(quán)因子，0≤β≤1.0。

纖維斷裂引起鋪層失效后，Ea=Eb=Gab=νba=νab=0。

(b)纖維壓縮模式(纖維屈曲或扭轉(zhuǎn))：

(7)

在纖維屈曲或扭轉(zhuǎn)引起鋪層失效后，Ea=νba=νab=0。

(c)基體拉伸模式(在橫向拉伸和面內(nèi)剪切下的基體開裂)：

(8)

在基體開裂引起鋪層失效后，Ea=νba=0→Gab=0。

(d)基體壓縮模式(在橫向壓縮和面內(nèi)剪切下的基體開裂)：

(9)

在基體開裂引起鋪層失效后，Ea=νba=νab=0→Gab=0。

在方程中，ef，ec，em和ed稱為歷史變量，對應(yīng)描述為纖維方向與基體方向的拉伸和壓縮行為。Xt，Xc，Yt，Yc，Sc為應(yīng)力失效參數(shù)。剪切應(yīng)力加權(quán)因子β允許用戶明確地定義在拉伸失效模式下剪切行為的影響。

2.3接觸設(shè)置

在剛性墻和試件之間以及內(nèi)外管壁之間設(shè)置Contact_Automatic_Nodes_To_Surface接觸，防止變形過程中兩部分穿透。為防止內(nèi)外管壁自身穿透，設(shè)置Contact_Automatic_Single_Surface來處理自接觸問題。

采用Contact_Tiebreak_Nodes_Only算法來模擬鋁方管和復(fù)合材料管之間的黏接接觸，其失效判定方程如下：

(10)

式中，fn為復(fù)合材料與鋁方管接觸面的法向接觸力，N；fs為切向接觸力，N；FNFLF為法向失效力，值為100N；FSFLF為剪切失效力，值為100N；動靜摩擦因子設(shè)為0.3。

2.4有限元仿真模型驗(yàn)證

圖3　實(shí)驗(yàn)與仿真失效模式對比Fig.3　Comparison of experimental and numerical failure modes

依據(jù)文獻(xiàn)[25]中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證材料模型及有限元模型的準(zhǔn)確性。圖3給出了復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真模擬獲得的疊縮變形結(jié)果。由圖3可以看出，兩者均為漸進(jìn)穩(wěn)態(tài)失效，管壁在壓潰過程中產(chǎn)生明顯的疊縮變形，并伴隨復(fù)合材料層的失效破壞，主要是通過鋁方管的疊縮變形，復(fù)合材料層束彎曲、斷裂等來吸收能量。在仿真所獲得的失效模式中，疊縮鉸的數(shù)量及鉸鏈長度都與實(shí)驗(yàn)結(jié)果高度吻合，能夠較好地模擬試件的壓潰破壞模式。

實(shí)驗(yàn)與仿真載荷-位移曲線如圖4所示，實(shí)驗(yàn)與仿真的初始峰值載荷和比吸能(ES)值如表5所示，可以看出，仿真所得的初始載荷峰值、比吸能(ES)與實(shí)驗(yàn)差值僅分別為6.58%和0.19%，且實(shí)驗(yàn)與仿真得到的載荷位移曲線吻合度較高。綜上所述，建立的復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管雙層殼單元有限元模型可以較為準(zhǔn)確地模擬復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的壓潰失效模式和吸能特性。

從圖4中可以看出，OA段為彈性壓縮階段，僅靠彈性應(yīng)變吸收沖擊能量，在A處載荷達(dá)到峰值載荷，此時試件局部開始出現(xiàn)失效破壞；BC段為持續(xù)壓潰階段，試件被逐段壓碎破壞，壓縮載荷變化不大，在平均壓潰載荷附近上下波動，吸收的總能量由OABC段曲線下的面積來表示。由于結(jié)構(gòu)和空間的限制，要提高試件的耐撞性及其吸能能力，必須要降低峰值載荷，使其持續(xù)逐段壓潰，同時盡量提高持續(xù)壓潰平均載荷。因此，本工作研究薄弱環(huán)節(jié)和復(fù)合材料纖維鋪層角度對其耐撞性能及吸能能力的影響。

圖4　實(shí)驗(yàn)與仿真的載荷-位移曲線Fig.4　Load-displacement curve of experimental results and numerical results

Initiationforce/kNDifferenceofinitiationforce/%ES/(kJ·kg-1)DifferenceofES/%Experimental31.02-26.64-Numerical33.066.5826.690.19

2.5復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管壓潰分析

圖5給出了復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰過程的截面圖，里層為鋁合金，外層為復(fù)合材料，如圖5(a)所示。在壓潰過程中，里層鋁合金管是按塑性鉸鏈形式變形，導(dǎo)致外層復(fù)合材料層在鋁合金管疊縮的各個鉸點(diǎn)處發(fā)生拉伸和壓縮破壞失效行為，如圖5(b)所示，在2，4，6鉸點(diǎn)處拉伸，在1，3，5鉸點(diǎn)處壓縮；復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的壓潰主要通過管壁的彎曲變形和拉壓變形吸收能量。最終獲得了較好的壓潰結(jié)果，如圖5(c)所示。復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰吸能主要來自三個部分的作用：鋁方管的拉伸和壓縮變形能；復(fù)合材料層的拉伸和壓縮變形能；鋁和復(fù)合材料管壁的彎曲變形能，不考慮復(fù)合材料層可能受到的剪切和扭轉(zhuǎn)等作用。

圖5　復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管壓潰截面圖(a)壓潰前；(b)壓潰中；(c)壓潰后Fig.5　Sectional view of metal-composite hybrid tube(a)before collapse；(b)during collapse；(c)after collapse

3　復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管吸能特性數(shù)值分析

3.1薄弱環(huán)節(jié)對吸能能力的影響

在方管的壓潰頂部設(shè)置圓孔薄弱環(huán)節(jié)來替代45°外倒角。在方管的每個面上設(shè)置5個直徑為3.8mm的圓孔，4個面共計20個圓孔，圓孔的排布形式及間距如圖6所示，上側(cè)2個圓孔距方管頂端(垂直方向)3.8mm，2孔間距(水平方向)16mm，外側(cè)2個圓孔豎直方向距離5mm。在相同載荷及約束條件下進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓潰仿真。

圖7給出了頂部設(shè)置圓孔薄弱環(huán)節(jié)的方管壓潰破壞變形模式。對比圖3和圖7，可以看出，頂部圓孔薄弱環(huán)節(jié)，方管疊縮鉸鏈的長度減小，在相同的壓潰位移下，疊縮鉸的數(shù)目增多。

圖6　復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管圓孔觸發(fā)機(jī)制Fig.6　Hole triggers mechanism of aluminum-composite square hybrid tube

圖7　頂部設(shè)置圓孔薄弱環(huán)節(jié)的方管壓潰破壞變形模式Fig.7　Failure mode of aluminum-composite square hybrid tube with hole triggers mechanism

綜合圖8的載荷-位移曲線和表6的仿真數(shù)據(jù)，可以看出，頂部圓孔觸發(fā)能夠有效降低方管的初始峰值載荷(降低19.8%)，提高平均壓潰載荷(提高14.1%)，頂部圓孔薄弱環(huán)節(jié)的設(shè)置，有效提升了復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的耐撞性及吸能性能。圓孔薄弱環(huán)節(jié)的設(shè)置影響初始峰值載荷，并在一定程度上影響疊縮變形模式。圖8中CD段為碎片壓實(shí)階段，試件被完全壓碎后，隨著進(jìn)一步加載而被壓實(shí)，導(dǎo)致壓縮載荷逐步增大。

3.2復(fù)合材料纖維鋪層角度對吸能能力的影響

圖9給出不同纖維鋪層角度復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰仿真破壞模式(復(fù)合材料纖維鋪層數(shù)為2層)。由圖9分析可知，[0/0]鋪層時，復(fù)合材料層主要表現(xiàn)為橫向基體斷裂，在這種情況下，復(fù)合材料層承受載荷能力差，極易發(fā)生基體破壞失效，對鋁方管疊縮變形阻滯能力弱，并且復(fù)合材料層的基體斷裂失效形式?jīng)Q定了其自身不具備良好的吸能特性，管的吸能能力最差。[90/90]鋪層時，復(fù)合材料層的破壞形式主要為纖維壓縮失效，并且由于纖維不能承受橫向(基體方向)載荷，使復(fù)合材料管在棱邊處產(chǎn)生明顯的軸向裂紋。纖維壓縮失效和軸向裂紋擴(kuò)展能夠吸收較多能量。由于纖維能夠承受較大的軸向載荷，所以這種鋪層形式對鋁方管的疊縮變形阻滯明顯，使鋁方管疊縮變形更充分，在壓潰中吸收更多能量，[30/-30]鋪層至[75/-75]鋪層時復(fù)合材料層的壓潰失效模式綜合了[0/0]和[90/90]鋪層的特點(diǎn)。

圖8　不同薄弱環(huán)節(jié)(45°倒角和圓孔觸發(fā))方管的準(zhǔn)靜態(tài)壓潰載荷-位移曲線Fig.8　Load-displacement curves of aluminum-composite square hybrid tube with different triggers mechanism (45°chamfers and hole triggers)

TriggersmechanismInitiationforce/kNDifference/%Meancrushforce/kNDifference/%45°chamfer33.06-17.08-Holetriggers26.52-19.819.4914.1

從圖9可以看出，在相同的壓潰位移下，管的疊縮鉸的數(shù)目隨復(fù)合材料纖維鋪層角度的增加而呈現(xiàn)出逐漸增多的趨勢，疊縮鉸鏈的長度逐漸減小，疊縮越來越充分，也就是說，隨著纖維鋪層角度的增加，復(fù)合材料層對鋁方管的屈曲疊縮阻滯作用愈加顯著，能更大地改善鋁方管的疊縮程度；所以隨著纖維鋪層角度的增加，復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的吸能能力會隨之增強(qiáng)。

圖9　不同纖維鋪層角度的復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰仿真破壞模式(鋪層數(shù)為2層)Fig.9　Failure modes of aluminum-composite hybrid tube with different ply angles (two plies)

表7　不同纖維鋪層角度復(fù)合材料增強(qiáng)鋁 方管仿真數(shù)據(jù)(2層)Table 7　Simulation results of aluminum-composite hybridtube with different ply angles (two plies)

圖10　準(zhǔn)靜態(tài)壓潰比吸能隨鋪層角度變化趨勢圖(2層)Fig.10　Trend of quasi-static crushing ES with ply angles changing (two plies)

Plyangle/(°)Initialpeakload/kNMeancrushforce/kNEnergyabsorption(80mm)/JES/(kJ·kg-1)[0/0/0/0]35.9920.20161625.79[15/-15/15/-15]36.7320.66165326.38[30/-30/30/-30]37.7521.76174127.79[45/-45/45/-45]40.1323.86190930.47[60/-60/60/-60]52.7826.53212233.87[75/-75/75/-75]53.1926.35210133.53[90/90/90/90]53.9925.29211433.74

圖11　準(zhǔn)靜態(tài)壓潰比吸能隨鋪層角度變化趨勢圖(4層)Fig.11　Trend of quasi-static crushing ESwith ply angles increasing (four plies)

表7和表8是針對不同纖維鋪層角度對纖維增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰吸能特性影響分析所獲得的有限元仿真數(shù)據(jù)(鋪層數(shù)分別為2層和4層)。通過仿真計算獲得的復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰載荷-位移曲線，計算各管件的比吸能值，繪制折線圖10和圖11，比吸能與纖維鋪層角度近似為線性關(guān)系，比吸能值隨鋪層角度的增大而升高。當(dāng)鋪層數(shù)為2時，[90/90]鋪層比[0/0]鋪層的試件比吸能提高2.76kJ/kg(10.7%)，當(dāng)鋪層數(shù)為4時，[90/90/90/90]鋪層比[0/0/0/0]鋪層的試件比吸能提高7.95kJ/kg(30.8%)。復(fù)合材料層在整個試件中所占的比重越大，其對試件吸能性能的影響越顯著，相應(yīng)地，纖維鋪層角度對試件吸能性能的影響越顯著。在復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的失效變形中，復(fù)合材料層起到極為重要的作用，通過阻滯鋁方管屈服疊縮來提高其平均壓潰載荷。復(fù)合材料纖維鋪層角度直接影響其自身的承載能力和失效破壞形式，進(jìn)而影響對鋁方管疊縮變形阻滯程度。通過纖維鋪層角度的合理配置，可以優(yōu)化其吸能特性，獲得壓潰初始載荷峰值較小、比吸能較高的復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管。

4　結(jié)論

(1)采用雙層殼單元對鋁方管和復(fù)合材料管進(jìn)行有限元建模，用帶失效的接觸算法模擬鋁-復(fù)合材料界面黏接形式，通過與實(shí)驗(yàn)變形模式，載荷位移曲線、比吸能等對比，驗(yàn)證了材料參數(shù)設(shè)置及有限元模型正確性，建立的仿真模型可以較好地模擬復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的壓潰吸能過程。

(2)與45°外倒角觸發(fā)機(jī)制相比，采用頂部圓孔薄弱環(huán)節(jié)觸發(fā)，疊縮鉸鏈長度減小，在相同壓潰位移下，疊縮鉸數(shù)目增多，且能夠有效降低初始峰值載荷，提高平均壓潰載荷，有效地提升吸能性能。

(3)隨著纖維鋪層角度的增加，復(fù)合材料層對鋁方管的屈曲疊縮阻滯作用愈加顯著，能大大改善鋁方管疊縮程度，復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管的吸能能力會隨之增強(qiáng)，并近似呈線性規(guī)律，通過纖維鋪層角度的合理配置，可以獲得壓潰初始載荷峰值較小、比吸能較高的復(fù)合材料增強(qiáng)鋁方管。

[1] 張弘, 魏榮祥. 通用飛機(jī)抗墜撞設(shè)計指南[M]. 北京：航空工業(yè)出版社， 2009.

[2]FENGZY,MOUHL,ZOUTC, et al.Researchoneffectsofcompositeskinoncrashworthinessofcompositefuselagesection[J].InternationalJournalofCrashworthiness, 2013, 18(5): 459-464.

[3] 牟浩蕾, 鄒田春, 杜月娟，等. 復(fù)合材料波紋板軸向壓潰仿真及機(jī)身框段適墜性分析[J]. 航空材料學(xué)報, 2015, 35(4): 55-62.

(MOUHL,ZOUTC,DUYJ,et al.Simulationofaxialcrushcharacteristicofcompositesinusoidalspecimenandanalysisofcrashworthinessoffuselagesection[J].JournalofAeronauticalMaterials, 2015, 35(4): 55-62.)

[4]SUBBARAMAIAHR，PRUSTYG，PEARCEG，et al．Afeasibilitystudyformulti-materialretrofittableenergyabsorbingstructureforagedhelicoptersubfloor[C]//28thInternationalCongressoftheAeronauticalSciences，Brisbane，Australia，23-28September2012：1-8．

[5]DELEOF，WADEB，F(xiàn)ERABOLIP，et al．Crashworthinessofcompositestructures:experimentandsimulation[C]//FAAJAMS2010TechnicalReviewMeeting，WashingtonStateConvention&TradeCenter，Seattle，WA，USA,19-20May2010：1-22．

[6]MAMALISAG,ROBINSONM,MANOLAKOSDE,et al.Crashworthycapabilityofcompositematerialstructures[J].CompositeStructures, 1997, 37(2): 109-134.

[7]JACOBGC,FELLERSJF,SIMUNOVICS, et al.Energyabsorptioninpolymercompositematerialsforautomotivecrashworthiness[J].JournalofCompositeMaterials, 2002, 36: 813-850.

[8]SONGHW,WANZM,XIEZM,et al.Axialimpactbehaviorandenergyabsorptionefficiencyofcompositewrappedmetaltubes[J].InternationalJournalofImpactEngineering, 2000, 24(4): 385-401.

[9]WANGXG,BLOCHJA,CESARYD.Axialcrushingoftubesmadeofmulti-materials[M]//Mechanicsandmechanismsofdamageincompositesandmultimaterials(ESISPublication11)．London：MechanicalEngineeringPublications，1991：351-361．

[10]HANEFIEH,WIERZBICKIT.Axialresistanceandenergyabsorptionofexternallyreinforcedmetaltubes[J].Composites:PartB, 1996, 27(5): 387-394.

[11]BABBAGEJM,MALLICKPK.Staticaxialcrushperformanceofunfilledandfoam-filledaluminum-compositehybridtubes[J].CompositeStructures, 2005, 70(2): 177-184.

[12]OCHELSKIS,GOTOWICKIP.Experimentalassessmentofenergyabsorptioncapabilityofcarbon-epoxyandglass-epoxycomposites[J].CompositeStructures, 2009, 87(3): 215-224.

[13]EI-HAGEH,MALLICKPK,ZAMANIN.Anumericalstudyonthequasi-staticcrushcharacteristicsofsquarealuminum-compositehybridtubes[J].CompositeStructures, 2006, 73(4): 505-514.

[14]HANH,TAHERIF,PEGGN, et al.Anumericalstudyontheaxialcrushingresponseofhybridpultrudedand±45°braidedtubes[J].CompositeStructures, 2007, 80(2): 253-264.

[15]BABBAGEJM,MALLICKPK.Staticaxialcrushperformanceofunfilledandfoam-filledaluminum-compositehybridtubes[J].CompositeStructures, 2005, 70(2): 177-184.

[16] 陳永剛, 益小蘇, 許亞洪，等.Carbon-Epoxy圓管件的靜態(tài)吸能特征[J]. 航空學(xué)報, 2005, 26(2): 246-249.

(CHENYG,YIXS,XUYH, et al.Staticenergyabsorptioncharacteristicsofcarbon-epoxytubes[J].ActaAeronauticaetAstronauticaSinica, 2005, 26(2): 246-249.)

[17] 陳永剛, 許亞洪,益小蘇. 引發(fā)角對碳纖維/ 環(huán)氧復(fù)合材料圓管件軸向壓潰性能的影響[J]. 材料工程, 2004 (12): 36-39.

(CHENYG,XUYH,YIXS.Influenceoftriggermechanismonaxialcrushingbehaviorofcabin/epoxycirculartubes[J].JournalofMaterialsEngineering, 2004 (12): 36-39.)

[18] 黃建城, 王鑫偉. 基于理想彈塑性模型的復(fù)合材料結(jié)構(gòu)耐撞性分析[J]. 材料工程, 2013 (2): 1-6.

(HUANGJC,WANGXW.Crashworthinessanalysisofcompositestructuresbasedonelasticperfectlyplasticmodel[J].JournalofMaterialsEngineering, 2013 (2): 1-6.)

[19] 解江, 馮振宇, 趙彥強(qiáng),等. 含隨機(jī)不確定參數(shù)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)吸能特性評估方法研究[J]. 振動與沖擊, 2015, 34(22): 109-114.

(XIEJ,FENGZY,ZHAOYQ, et al.Evaluationmethodbasedonprobabilityforenergy-absorbingcompositestructureswithuncertainparameters[J].JournalofVibrationandShock, 2015, 34(22): 109-114.)

[20] 龔俊杰, 王鑫偉. 薄弱環(huán)節(jié)對復(fù)合材料波紋梁吸能能力的影響[J]. 材料工程, 2006 (5): 28-31.

(GONGJJ,WANGXW.Effectoftriggergeometryonenergyabsorptionofcompositewaved-beams[J].JournalofMaterialsEngineering, 2006 (5): 28-31.)

[21] 羅昌杰, 劉榮強(qiáng), 鄧宗全,等. 泡沫鋁填充薄壁金屬管塑性變形緩沖器吸能特性的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 振動與沖擊, 2009, 28(10): 26-30.

(LUOCJ,LIURQ,DENGZQ, et al.Experimentalstudyonaplasticdeformationenergyabsorberfilledwithaluminumfoaminathin-walledmetaltube[J].JournalofVibrationandShock, 2009, 28(10): 26-30.)

[22] 牟浩蕾, 鄒田春, 陳艷芬,等. 復(fù)合材料波紋板準(zhǔn)靜態(tài)壓潰仿真與試驗(yàn)及材料模型參數(shù)分析[J]. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2015, 34(4): 618-622.

(MOUHL,ZOUTC,CHENYF, et al.Experimentandsimulationofcompositecorrugatedplateunderquasi-staticcrushingandanalysisofmaterialmodelparameters[J].MechanicalScienceandTechnologyforAerospaceEngineering, 2015, 34(4): 618-622.)

[23] 袁潘, 楊智春. 復(fù)合材料/鋁復(fù)合管軸向準(zhǔn)靜態(tài)及沖擊壓潰的吸能特性[J]. 振動與沖擊, 2010, 29(8): 209-213.

(YUANP,YANGZC.Numericalstudyonenergyabsorptionofaluminum-compositehybridtubesunderaxialquasi-staticandimpactcrushing[J].JournalofVibrationandShock, 2010, 29(8): 209-213.)

[24]LSTC.LS-DYNAtheoreticalmanual[M].California:LivermoreSoftwareTechnologyCorporation, 2012.

[25]EI-HAGEH,MALLICKPK,ZAMANIN.Numericalmodelingofquasi-staticaxialcrushofsquarealuminum-compositehybridtubes[J].InternationalJournalofCrashworthiness, 2004, 9(6): 653-664.

(責(zé)任編輯：徐永祥)

Numerical Study on Crashworthiness of Aluminum-Composite Square Hybrid Tubes

LI Xiaonan1，MOU Haolei2，ZHOU Jian2，ZOU Tianchun2，XIE Jiang2

(1．Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China；2．Tianjin Key Laboratory of Civil Aircraft Airworthiness and Maintenance, Civil Aviation University of China, Tianjin 300300, China)

Thefiniteelementmethodwasusedtoperformnumericalinvestigationoncrashworthinessandenergy-absorbingcharacteristicsbasedonthedynamicaxialcrushingresultsofaluminum-compositesquarehybridtubes.Thefiniteelementmodeofdoubleshellelementsofaluminum-compositehybridtubeswasbuilttoobtainthefailuremodesandloading-displacementcurves,andverifiedbycomparingwiththequasi-staticcrushingtestresults.Theinfluencesoftriggersandcompositeplyanglesonenergy-absorbingcharacteristicsofaluminum-compositehybridtubeswerestudiedbasedontheverifiedmodels.Theresultsshowthattheenergy-absorbingcharacteristicscanbeeffectivelyimprovedbysettingtheholetriggersmechanismcomparedwiththecaseof45°outerchamfer;theenergy-absorbingcapacityimproveswiththeincreaseofcompositeplyangles.

aluminum-compositesquarehybridtubes;crashworthiness;energy-absorbingcharacteristics;finiteelementmethod

2015-08-28；

2015-10-11

中國民航局科技項(xiàng)目(MHRD20140207)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)中國民航大學(xué)專項(xiàng)項(xiàng)目(3122015D022)；中國民航大學(xué)天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助

牟浩蕾(1987—)，男，碩士，主要從事運(yùn)輸類飛機(jī)適墜性適航審定技術(shù)研究，(E-mail)mhl589@163.com。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.2.010

V257；TP391.9

A

1005-5053(2016)02-0056-09