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    切向加載下螺栓連接復(fù)合板的失效分析*

    2022-11-03 01:26:22劉文光王曉婷宮明光
    潤滑與密封 2022年10期
    關(guān)鍵詞:復(fù)合板鋪層因數(shù)

    楊 洋 劉文光 王曉婷 宮明光 郭 浩 汪 杰

    (1.南昌航空大學(xué)航空制造工程學(xué)院 江西南昌 330063; 2.江西洪都航空工業(yè)集團有限責(zé)任公司 江西南昌 330024)

    隨著復(fù)合材料在飛機上的大量應(yīng)用,其強度問題受到廣泛關(guān)注,為此,研究人員針對不同復(fù)合材料提出了40多種強度準則。但由于復(fù)合材料破壞機制十分復(fù)雜,破壞模式眾多,尚無一種強度準則完全適用于所有材料[1-2]。目前應(yīng)用較為廣泛的失效準則主要包括最大應(yīng)力準則、Tsai-Wu張量失效判據(jù)、Puck失效準則、改進后的Hashin失效準則等[3]。

    圍繞螺栓連接復(fù)合板的失效問題,研究者開展了大量的研究。針對Tsai-Wu失效準則,ARRUDA等[4]通過等效應(yīng)力應(yīng)變改進了該準則無法識別損傷是否位于纖維、基質(zhì)或?qū)娱g區(qū)域的問題?;趧偠染仃囃嘶蚉uck失效準則,BEK等[5]模擬和驗證了復(fù)合層合板拉伸試驗中漸進損傷的過程。王佩艷等[6]采用最大應(yīng)力準則、Hashin失效準則及其混合準則分析復(fù)合材料機械連接件的三維累積損傷,發(fā)現(xiàn)最大應(yīng)力準則適合于拉伸破壞為主的結(jié)構(gòu),而Hashin準則適合于剪切破壞為主的結(jié)構(gòu)。應(yīng)用板殼單元,邊天涯等[7]建立了螺栓連接復(fù)合層合板的有限元模型,研究了鋪層方向及鋪層比例對接頭擠壓強度的影響。通過分析位移載荷響應(yīng)以及纖維與基體破壞層顯微形貌,KHASHABA等[8]研究了釘孔間隙尺寸吸收的失效能及其對延緩失效的作用?;谖灰戚d荷響應(yīng)與斷層形貌,KELLY和HALLSTR?M[9]研究了橫向載荷對螺栓連接復(fù)合層合板破壞模式的影響,分析了復(fù)合層合板的層間剪切失效行為。采用不同單元模擬復(fù)合材料失效,LIU等[10]探索了二次彎矩效應(yīng)對螺栓接頭連接強度的影響。

    與金屬材料螺栓接頭的力學(xué)特性相比,復(fù)合螺栓接頭的力學(xué)特性更為繁雜。加之開孔和各向異性引起的應(yīng)力集中,螺栓接頭成為復(fù)合結(jié)構(gòu)最為薄弱位置[11]。螺栓孔不但縮小了結(jié)構(gòu)靜承載面積,而且破壞了結(jié)構(gòu)的連續(xù)性,導(dǎo)致孔的周圍應(yīng)力分布狀態(tài)復(fù)雜化[12]。因為復(fù)合材料是一種由不同相構(gòu)成的脆性材料,所以材料在到達破壞極限之前不會出現(xiàn)局部屈服,無孔周載荷重新分配的能力[13]。另外復(fù)合材料是一種各向異性材料,纖維和基體的融合使其在微觀上呈現(xiàn)不均勻性,加劇了孔周局部應(yīng)力集中程度[14-15],導(dǎo)致螺栓接頭的失效模式復(fù)雜,強度預(yù)測更加困難[16]。

    目前,研究人員對螺栓連接復(fù)合板的失效預(yù)測做了很多工作,但是對孔周應(yīng)力集中損傷過程以及損傷位置的確定等問題尚未厘清。本文作者結(jié)合改進的Hashin準則,應(yīng)用基于Python語言的ABAQUS有限元軟件的二次開發(fā)技術(shù),建立了螺栓連接復(fù)合板的損傷失效過程模型,討論了其結(jié)構(gòu)的位移載荷響應(yīng)及孔周應(yīng)力分布規(guī)律。

    1 基本理論

    復(fù)合板失效分析的理論基礎(chǔ)是基于Hashin準則精確預(yù)判各種失效模式和程度,并結(jié)合材料剛度折損判定模擬漸進損傷過程,進而預(yù)測螺栓連接復(fù)合板的損傷部位及破壞強度。

    復(fù)合層合板三維材料本構(gòu)關(guān)系模型[17]為

    σ=Cε

    (1)

    式中:σ表示應(yīng)力向量;C表示剛度矩陣;ε表示應(yīng)變向量。

    各向量和矩陣的表達式為

    (2)

    (3)

    (4)

    式中:σij表示應(yīng)力分量;εij表示張量剪應(yīng)變;Cij表示剛度系數(shù),i,j=1,2,3。

    各系數(shù)的具體表達式為

    (5)

    式中:Ei表示主方向的彈性模量;Gij表示主平面的剪切模量;νij表示主方向的泊松比;i,j=1,2,3。

    改進的Hashin失效準則[18]所包含的破壞模式較為全面,包括纖維拉伸及壓縮失效、基體拉伸及壓縮失效、纖維基體剪切失效和分層失效。各失效模式的判斷準則如下:

    (1)纖維拉伸及壓縮失效準則FV1

    (6)

    (2)基體拉伸及壓縮失效準則FV2

    (7)

    (3)纖維基體剪切失效準則FV3

    (8)

    (4)分層失效準則FV4

    (9)

    式中:S12、S13、S23分別表示面內(nèi)剪切強度;XT、XC、YT、YC、ZT、ZC分別表示纖維拉伸強度、纖維壓縮強度、基體拉伸強度、基體壓縮強度、板厚拉伸強度、板厚壓縮強度。

    復(fù)合板在切向加載失效時,每個單元都會出現(xiàn)以上4種破壞模式組合而成的某種失效狀態(tài)。為了便于模擬復(fù)合板的損傷情況,表1給出了復(fù)合材料失效狀態(tài)材料屬性突降的設(shè)置情況。方程(6)—(9)給出了預(yù)測螺栓連接復(fù)合板的失效準則。因此,借助Abaqus軟件中的子程序,可以定義材料的基本力學(xué)性能參數(shù)、本構(gòu)關(guān)系、失效準則和剛度折損判定等參量,并按照圖1所示的流程預(yù)測螺栓連接板的失效模式和損傷演化分析。

    表1 材料屬性突降準則

    圖1 漸進損傷模型計算流程

    2 復(fù)合螺栓接頭的有限元建模及驗證

    復(fù)合螺栓結(jié)構(gòu)由2塊相同的復(fù)合板和3個M8螺栓構(gòu)成。結(jié)構(gòu)幾何形狀及尺寸如圖2所示。復(fù)合材料的鋪層為37層,按0°和90°交替鋪層,單層厚0.135 mm,螺栓與板的端距比E/D為3,寬徑比W/D為6。表2所示為復(fù)合材料板的力學(xué)性能參數(shù)。

    表2 復(fù)合板材料的力學(xué)性能參數(shù)

    圖2 幾何模型

    依據(jù)幾何尺寸和材料屬性,建立圖3所示的復(fù)合螺栓接頭有限元模型。復(fù)合板、螺栓均采用8節(jié)點六面體線性減縮積分單元C3D8R。每層劃分一個單元,復(fù)合板全局種子大小設(shè)為4,螺孔周圍網(wǎng)格加密,種子大小為2,螺栓種子大小為1。由于復(fù)合板為對稱結(jié)構(gòu),取1/2模型進行分析以降低運算成本。將螺栓、螺母及墊圈簡化為整體,復(fù)合板的界面摩擦因數(shù)設(shè)為0.2。約束螺栓連接板的下板的6個自由度,1/2模型橫截面上設(shè)置關(guān)于y軸對稱的邊界條件。

    圖3 有限元模型

    采用降溫法給螺栓施加預(yù)緊力[19],等效溫差與預(yù)緊力的關(guān)系為

    (10)

    式中:ΔT為等效溫差;E33為復(fù)合板厚度方向的彈性模量;Eb為螺栓彈性模量;α為線性膨脹系數(shù);l為螺栓所連接的有效長度。

    根據(jù)機械設(shè)計理論[20],螺栓所加載的預(yù)緊力和預(yù)緊力矩的關(guān)系為

    T0=K·Dd·F0

    (11)

    式中:T0表示施加的預(yù)緊力矩;K為緊固系數(shù);Dd為螺紋的公稱直徑;F0為預(yù)緊力。

    為便于研究,由方程(11)求得0.5、5和10 N·m預(yù)緊力矩對應(yīng)的預(yù)緊力。假設(shè)初始溫度為0 ℃,由方程(10)將溫度載荷施加于螺栓桿,求得最終溫度設(shè)置為-163、-1 629.8、-3 259.7 ℃。根據(jù)有限元模型,可求出切向加載下螺栓連接復(fù)合板的位移載荷響應(yīng),并與試驗結(jié)果比較,如圖4所示。

    圖4 位移載荷響應(yīng)

    圖4表明,損傷失效模型對連接強度具有很好的預(yù)測性。表3列出了螺栓連接復(fù)合板的極限載荷與極限位移,表中Fmax和Umax為接頭試驗測得的極限載荷和極限位移,fmax和umax為仿真得到的極限載荷和極限位移,兩者誤差均小于10%。

    表3 試驗結(jié)果與模擬結(jié)果誤差分析

    3 分析與討論

    引起螺栓連接復(fù)合板失效的因素很多,下面著重討論接頭的極限載荷和孔周應(yīng)力分布。

    3.1 預(yù)緊力矩對極限載荷的影響

    保持螺栓與板間的摩擦因數(shù)為0.2,復(fù)合板間摩擦因數(shù)μ和預(yù)緊力大小如表4所示。圖5示出了復(fù)合板間摩擦因數(shù)為0.42時,不同預(yù)緊力下的位移載荷響應(yīng)。

    表4 不同預(yù)緊力及摩擦因數(shù)下的極限載荷Fmax

    圖5 不同預(yù)緊力下的位移-載荷曲線

    結(jié)果表明,當(dāng)復(fù)合板界面間的摩擦因數(shù)分別為0.1、0.2和0.42,而預(yù)緊力矩由0.5 N·m增加至10 N·m時,極限載荷分別增加4.9%、5.1%、5.1%;如果預(yù)緊力矩繼續(xù)增至20 N·m,極限載荷則下降。究其原因,這是由于過大預(yù)緊力而產(chǎn)生的接觸壓力致使復(fù)合板提前出現(xiàn)損傷。因此,選擇合適的螺栓預(yù)緊力矩,有利于提高極限載荷。當(dāng)復(fù)合板間摩擦因數(shù)為0.42時,預(yù)緊力對準線性階段的位移載荷響應(yīng)以及極限載荷值有明顯影響。而當(dāng)預(yù)緊力相同時,隨著摩擦因數(shù)增大,極限載荷均出現(xiàn)微量上升;當(dāng)預(yù)緊力足夠大時,摩擦因數(shù)對極限載荷的影響甚微。

    3.2 孔隙對極限載荷的影響

    表5和圖6示出了復(fù)合板摩擦因數(shù)為0.2、預(yù)緊力矩為10 N·m時,不同螺栓孔間隙對連接板位移載荷響應(yīng)的影響。

    表5 孔隙對極限載荷的影響

    圖6 不同孔隙下的位移-載荷曲線

    結(jié)果表明,準線性階段,不同孔隙的位移載荷響應(yīng)基本保持一致,孔隙對極限載荷的影響主要體現(xiàn)在滑移階段及剪切變形階段;隨著孔隙的增加,極限載荷持續(xù)下降,孔隙從0增至400 μm,極限載荷下降約9%。這是因為孔隙的增大會減小螺栓與螺孔間的有效接觸面積,從而影響螺栓連接的壓力分布和強度。

    3.3 鋪層角度對孔周應(yīng)力的影響

    由于復(fù)合材料的鋪層對孔周應(yīng)力有不可忽視的影響,文中基于圖3所示坐標系分析了0°鋪層與90°鋪層時,螺栓孔周應(yīng)力隨著角度和深度的變化情況??紤]不同方向應(yīng)力,分別研究了總應(yīng)力σ和應(yīng)力分量σ11、σ22、σ33的分布情況。文中將位置角θ位于區(qū)間[0°,90°]的區(qū)域定義為受橫向拉伸載荷螺栓連接板的承壓區(qū)域。

    圖7示出了0°鋪層和90°鋪層時孔周等效應(yīng)力的變化。結(jié)果表明,隨孔周角度變化,應(yīng)力值在90°達到最大值,呈現(xiàn)先增大后減小趨勢,且承壓區(qū)域應(yīng)力均大于非承壓區(qū)。應(yīng)力值隨深度的波動規(guī)律趨于一致,呈遞增趨勢。因此,應(yīng)力隨深度的變化情況對材料鋪層有重要指導(dǎo)意義,即在承受較大應(yīng)力的深度需增加0°方向的纖維鋪層。

    圖7 孔周等效應(yīng)力

    圖8示出了0°鋪層孔周的主應(yīng)力σ11、σ22、σ33的分布情況。位置角θ在[0°,45°]區(qū)間內(nèi),σ11均為壓應(yīng)力,這是由于孔壁擠壓,且隨著單元深度位置逐漸靠近界面,壓應(yīng)力值逐漸增大。位置角θ在[90°,180°]區(qū)間時,單元應(yīng)力值為正,隨著位置角度及位置深度的變化,應(yīng)力值變化甚微。由于σ22應(yīng)力分量方向與90°纖維鋪層方向相同,減少了應(yīng)力的變化趨勢,所以90°鋪層時應(yīng)力分量σ22的波動范圍小于0°纖維鋪層。當(dāng)鋪層角度為0°時,隨深度位置變化,應(yīng)力無明顯變化趨勢。

    圖8 0°鋪層角時應(yīng)力分量

    如圖9所示,鋪層角α= 90°時,σ11應(yīng)力從正值變化至負值并在90°時達到最低;σ11應(yīng)力隨θ增大而減小,隨著位置深度的增大而減小。θ從90°變化到180°,應(yīng)力無明顯變化。當(dāng)纖維鋪層角度為90°時,應(yīng)力值隨深度位置幾乎無變化,而隨著角度位置總體呈單調(diào)遞增趨勢。

    圖9 90°鋪層角時應(yīng)力分量

    σ33主要受預(yù)緊力影響,90°鋪層和0°鋪層的應(yīng)力變化趨勢及應(yīng)力值變化范圍趨于一致,并且都在θ為45°時達到最小。從鋪層纖維方向角度關(guān)注其變化趨勢,0°鋪層纖維方向上的3個方向的應(yīng)力變化都較平均;90°鋪層纖維方向上的σ22出現(xiàn)了特殊的單調(diào)變化趨勢;正交鋪層均在加載方向上(即σ11方向)出現(xiàn)較大的應(yīng)力變化。

    4 結(jié)論

    (1)建立螺栓連接復(fù)合板的漸進損傷失效有限元模型,驗證了模型的有效性。

    (2)隨預(yù)緊力增大,螺栓連接復(fù)合板極限載荷先增大后減小,表明適當(dāng)增大預(yù)緊力可有效提高螺栓連接復(fù)合板極限載荷,而過大預(yù)緊力致使復(fù)合板提前出現(xiàn)損傷,降低螺栓連接復(fù)合板的承載能力。隨著孔隙的增加,極限載荷持續(xù)下降,這是因為增大孔隙會減小螺栓與孔的有效接觸面積,對螺栓連接的壓力分布和強度有一定的影響。摩擦因數(shù)對結(jié)構(gòu)極限載荷的影響較小,在可控范圍內(nèi),隨著摩擦因數(shù)的增大,其極限承載能力提升幅度很小。

    (3)當(dāng)纖維鋪層方向與應(yīng)力分量同向時,可有效減少該方向應(yīng)力分量的變化,主應(yīng)力分量皆在承壓區(qū)域達到其最小值。與加載方向相同方向的應(yīng)力分量變化區(qū)間最大,無外力作用且應(yīng)力分量方向與纖維鋪層方向相同時,應(yīng)力分量隨圓周角變化具有單調(diào)性。

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