L型復合材料機械連接接頭承載能力與失效行為研究

鄭 權，陳 佳，韓 涵，呂榕新

(上海宇航系統工程研究所，上海 201109)

0 引言

碳纖維增強樹脂基復合材料的層合板結構具有高比強度、高比剛度等優點，已廣泛應用于航天運載領域[1-2]。連接設計是復合材料結構設計的關鍵環節，但設計人員一般將重點放在主體結構上，對其前后連接端框或法蘭的承載能力和破壞模式考慮較少。目前國內運載領域的復合材料艙體一般采用L型接頭結構形式的前后連接端框，整體結構纖維連續性好、成型工藝簡單，但其在受拉力狀態下的損傷破壞過程尚不清楚。

針對復合材料機械連接形式在受拉力狀態下的承載能力和破壞模式，國內外已開展了大量試驗研究和理論分析[3-5]。在試驗研究方面，美國NASA相關機構[6-7]早在20世紀80年代就對各類機械連接接頭進行了試驗，積累了大量數據；在理論分析方面，考慮到復合材料本身行為的復雜性及螺栓連接位置的接觸非線性，目前研究集中在理想狀態下的孔邊應力分析，以及利用孔邊應力對簡單形式接頭的拉伸強度的預測。隨著有限元計算方法的發展和商用有限元軟件的日益成熟，國內外學者對復合材料連接接頭的研究目前采用有限元計算分析，并結合試驗進行對比，如：徐紅爐等[8-9]采用不同的失效準則，考慮了接觸關系，對螺栓連接復合材料層合板結構的強度進行了分析；朱元林等[10-13]針對單排多釘、單排單釘、多排多釘等復合材料連接方式，開展了數值仿真和試驗。

現有研究主要針對平板搭接結構形式，該結構受力以剪力和螺栓孔內面擠壓為主。L型機械連接接頭具有特殊的結構形式，其在拉力作用下，受附加彎矩的影響較大，在剪切、擠壓同時作用下，螺栓孔處的應力狀態復雜。在復雜應力狀態下，L型復合材料接頭具有纖維斷裂、基體破壞、層間開裂等破壞形式，給L型接頭拉伸承載能力及失效行為的預測帶來較大困難。本文根據L型復合材料機械連接接頭的結構特點，設計了相關試驗，結合細觀破壞的仿真方法，研究該類結構的承載能力和失效行為，根據仿真結果探討了不同角度鋪層層數對其承載能力的影響。

1 試驗對象及試驗方法

運載領域復合材料艙體常用的端框為環形，端框等厚區的法蘭處布置若干螺栓孔。根據典型端框結構的對稱性及尺寸，把端框結構簡化為無弧度的平直L型接頭片段試件。

試件厚度分為6 mm和8 mm兩種，每種厚度的試件有4組，每組試件由2個相同的L型接頭對稱布置，通過螺栓與墊片連接組成。6 mm和8 mm厚度試件的鋪層采用T700/AG80復合材料，角度分別為[±45/0/±45/0/0/90/±45/0/0/±45/90/0/±45/90/0/±45/90/0]s和[±45/0/±45/0/0/±45/90/0/0/±45/0/0/±45/90/0/±45/90/0/±45/90/0/±45/90/0]s，單層預浸料的厚度均為0.125 mm。

試件的具體幾何尺寸如圖1所示，尺寸及數量見表1。

圖1 試件幾何尺寸Fig.1 Specimen geometry

類別厚度h/mm寬度b/mm距離d/mm圓角半徑R/mm試件數量/個1662255828401258

T700/AG80復合材料力學性能見表2。表中：E1、E2分別為纖維，基體方向的彈性模量；G12、μ12分別為面內剪切模量和泊松比；Xt、Xc分別為纖維方向的拉、壓強度；Yt、Yc分別為基體方向的拉、壓強度；S12為面內剪切強度。

表2 T700/AG80單向層合板力學性能

拉伸破壞試驗設備為SANS萬能電子拉壓試驗機。2種厚度試件的連接和夾持方式一致，試件對稱連接，試驗時一端夾持固定，另一端單向加載。在室溫、準靜態拉伸載荷下試驗采用位移控制，拉伸加載速率為1 mm/min。2種試件的裝夾安裝情況如圖2所示。

圖2 試件的裝夾安裝圖Fig.2 Experimental installation of specimen

2 試驗結果

6、8 mm厚度的試件加載全程拉力-位移曲線如圖3所示。由圖可見：2種試件的曲線變化趨勢基本一致，呈現出明顯的A、B、C三個階段。在A階段，拉力隨位移增大迅速增加至最大值；在B階段，拉力隨著位移增大迅速降低，之后拉力波動相對較小并持續較長的位移段；在C階段，拉力再一次大幅增加，達到新的最大值后，試件斷裂破壞，拉力回零。試件在B、C階段時的外觀狀態照片如圖3所示。在A階段，試件僅偶爾發出響聲，外觀無明顯變化，因此未給出相應照片；在B階段，試件發出密集且持續不斷的響聲，8 mm厚度試件外觀出現了較為明顯的分層現象，6 mm厚度試件出現了較為明顯的拉伸變形，外觀無明顯分層；在C階段，2種試件的拐角處已被拉直，纖維出現明顯的斷裂現象。由試驗結果可知，運載飛行器的端框部件，B、C階段已不滿足使用要求，具有工程應用價值的承載能力為A階段的拉力峰值。

圖3 加載全程拉力-位移曲線Fig.3 Load-displacement curves of specimen

2種試件在A階段的拉力-位移曲線如圖4所示。由圖可見，試件拉力在A階段出現了小幅波動，說明A階段加載過程中結構已損傷。2種試件在A階段的拉力峰值見表3。由表可見：6 mm厚度接頭在A階段的承載能力平均值為3.85 kN，離散系數為3.7%；8 mm厚度接頭在A階段的承載能力平均值為5.62 kN，離散系數為4.5%。受工藝限制，試件在成形時2個翻邊略呈銳角，在安裝中產生了一定的初始剛度，因此拉力在1 kN范圍內結構的剛度較大，變形較小。隨著拉力進一步增大，結構剛度變化趨于正常。

圖4 2種試件A階段拉力-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of two kinds of specimen at A-phase

類型拉力峰值/kN1#試件2#試件3#試件4#試件平均值/kN離散系數/%6 mm試件3.774.063.763.813.853.78 mm試件5.915.665.595.305.624.5

3 數值模擬分析

3.1 有限元模型

由試驗結果可得，2種厚度試件的破壞形式基本一致，不失一般性，僅對8 mm厚度的試件進行模擬分析。根據試驗方案，試件關于XY平面對稱，因此取單個試件進行建模；單個試件關于XZ平面對稱，因此建立1/2對稱試件模型。數值模型的單元類型為SC8R和COH3D8，共157 376個節點、147 281個單元。試件有限元模型及計算時采用的邊界條件如圖5所示。

圖5 試件有限元模型網格劃分及邊界條件Fig.5 Finite element model and boundary condition of specimen

3.2 失效準則及剛度退化

采用Hashin-Rotem準則[14]判斷復合材料層內失效，采用二次名義應力準則[15]判斷層間失效。

纖維失效時的失效模式為

(1)

基體失效時的失效模式為

(2)

式中：σ11、σ22、σ12分別為纖維方向、基體方向、面內剪切的應力。

層間開裂使用二次名義應力準則，其表達式為

(3)

在計算過程中，通過降低材料積分點的剛度來實現層內復合材料損傷的擴展。本文參考TAN等[16]提出的方法，在基體和纖維發生破壞時，把相應積分點的剛度值退化為0。層間的COHESIVE單元剛度退化采用雙線性形式，判斷界面層完全失效采用混合破壞(Benzeggagh-Kenane)準則，其表達式為

(4)

3.3 結果與討論

8 mm厚度接頭在A階段進行試驗和仿真得到的拉力-位移曲線如圖6所示。分層破壞形式的試驗和仿真對比如圖7所示。由于3#試件的拉力-位移曲線的斜率和A階段峰值均靠近各試件的曲線斜率和峰值的平均值，本文將3#試件的拉力-位移曲線作為數值模擬進行對比。由試驗結果可得：8 mm厚度的4組試件在A階段的拉力峰值平均值為5.62 kN，數值計算結果為5.76 kN，兩者誤差為2.5%，結果吻合較好，證實了仿真計算模型的正確性。

圖6 試驗和仿真的拉力-位移曲線對比(厚度為8 mm)Fig.6 Comparison of load-displacement curves between experiment and computation (8 mm in thickness)

圖7 3#試件破壞形式的仿真-試驗對比(厚度為8 mm)Fig.7 Comparison of damage mode between experiment and computation of 3# specimen (8 mm in thickness)

圖8給出了纖維破壞、基體破壞和分層破壞過程，以進一步分析接頭的損傷破壞過程。由圖可知：8 mm厚度的接頭纖維損傷基本集中在螺栓壓緊區附近，且沿著螺栓壓緊區由內向外擴展，A階段內纖維損傷區域很小；基體損傷位于螺栓壓緊區附近和試件的直角拐角處，損傷分別沿著螺栓壓緊區的內側向外側和直角拐角處由內向外側方向擴展，基體損傷起始拉力較小，損傷面積較大；分層破壞的擴展路徑與基體基本類似。L型連接接頭在A階段出現拉力波動由基體損傷和分層破壞導致。A階段的拉力峰值取決于螺栓壓緊區附近和直角拐角區域的層間強度及基體強度。

圖8 8 mm厚度L型連接接頭的破壞過程Fig.8 Damage process of L-joints with the thickness of 8 mm

為研究鋪層角度對接頭承載能力的影響，在原有鋪層層數的基礎上，分別增加0°和90°鋪層的層數比例到30%、40%、50%時，計算A階段的承載能力。圖9為0°和90°鋪層在不同層數時的拉力-位移曲線及承載能力。由圖可知，隨著0°和90°層數的增加，其曲線的變化趨勢基本一致，對剛度的影響較小。對比不同鋪層層數時的承載能力可知：隨著0°層數的增加，承載能力逐漸增大，但增加的幅度較小，0°層數占總層數50%時比30%承載能力增加3%；隨著90°層數的增加，承載能力逐漸減小，但減小的幅度也較小，90°層數占總層數50%時比30%承載能力減小8.6%。結果表明：在原鋪層信息的基礎上，單純改變層數比例對提高接頭承載能力的作用有限，應改善螺栓孔附近應力狀態，提高層間強度，以增大承載能力。

4 結束語

本文通過試驗和仿真，探討了復雜應力下L型復合材料機械連接接頭的破壞過程及行為。仿真結果與試驗結果吻合較好，解決了該類結構在工程上的仿真難題；通過對比不同角度鋪層比例時的承載能力，為設計類似結構提供依據。目前針對接頭的研究多集中在受剪力狀態下，本文提供的試驗和仿真模型邊界處理方法適用于受彎矩為主的接頭形式。為進一步提高L型接頭的承載能力，后續可對增加墊圈、角盒等局部加強方式的接頭進行仿真計算。