復(fù)合材料衛(wèi)星承力筒連接結(jié)構(gòu)分析

于成月，劉波，李傳政，薛闖

1.中國(guó)科學(xué)院長(zhǎng)春光學(xué)精密機(jī)械與物理研究所，長(zhǎng)春 130033 2.中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100049

復(fù)合材料因?yàn)槠浔葟?qiáng)度、比模量高以及耐高溫、耐腐蝕、耐疲勞等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天領(lǐng)域應(yīng)用越來越普及，從早期衛(wèi)星的非承力部件到目前的主承力部件，復(fù)合材料占據(jù)了很大比重。衛(wèi)星承力筒作為光學(xué)系統(tǒng)的支撐及防護(hù)裝置，其完好性保障了衛(wèi)星的正常運(yùn)轉(zhuǎn)，對(duì)光學(xué)系統(tǒng)成像的質(zhì)量有著重要的影響。目前，大型承力筒主要采用的是拼接結(jié)構(gòu)，其損傷主要出現(xiàn)在部件連接處，同時(shí)，為了滿足安裝及維修等因素，衛(wèi)星承力筒的復(fù)合材料層合板之間優(yōu)先采用螺栓連接，非拆卸部件采用膠螺混合連接，提高連接穩(wěn)定性。

目前對(duì)于承力筒連接結(jié)構(gòu)的損傷探究主要依靠試驗(yàn)及仿真，連接結(jié)構(gòu)處的損傷破壞狀態(tài)往往根據(jù)應(yīng)力、應(yīng)變來評(píng)判，大型結(jié)構(gòu)的連接結(jié)構(gòu)因?yàn)橛?jì)算簡(jiǎn)化等原因不能得出損傷狀態(tài)，試驗(yàn)成本很高，這是困擾研究人員的難題。

這就要求對(duì)連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行精確化建模，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用了大量的試驗(yàn)及仿真方法，評(píng)估了復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的失效行為。Paroissien等為了有效分析復(fù)合材料和金屬混合接頭，建立了漸進(jìn)式破壞分析模型，有效地分析出接頭的失效強(qiáng)度。陳坤等通過實(shí)驗(yàn)和有限元模擬，對(duì)帶襯套沉頭螺栓連接復(fù)合材料/金屬接頭進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)適度的增大螺栓與襯套的過盈量能有效提高接頭的剛度和強(qiáng)度，同時(shí)在一定范圍內(nèi)增加擰緊力矩能提高接頭的承載能力；劉同等對(duì)復(fù)合材料雙釘單剪螺栓連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行擠壓強(qiáng)度試驗(yàn)，并基于Hashin準(zhǔn)則建立了三維有限元漸進(jìn)損傷準(zhǔn)則模型，探討了復(fù)合材料板的厚度、金屬與復(fù)合材料之間的摩擦、寬徑比及孔距對(duì)雙釘單剪的連接剛度和擠壓強(qiáng)度的影響；Mandal和Chakrabarti建立了多釘連接的碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料三維漸進(jìn)損傷分析模型，研究了螺栓直徑以及螺栓預(yù)緊力對(duì)連接接頭承載能力的影響；Xu等通過建立復(fù)合材料膠螺混合連接結(jié)構(gòu)，研究了螺栓性能、膠結(jié)劑剛度、螺栓孔間隙等對(duì)承載能力的影響。

目前基于復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)剛度對(duì)整體連接件力學(xué)性能的影響研究很少，復(fù)雜模型中的連接結(jié)構(gòu)因連接剛度獲取困難及計(jì)算時(shí)間成本等原因往往被簡(jiǎn)化，隨著研究的不斷深入，發(fā)現(xiàn)連接結(jié)構(gòu)的剛度對(duì)于整體模型的仿真計(jì)算有著非常重要作用。吳存利等通過仿真和試驗(yàn)提出復(fù)合材料損傷情況下混合連接結(jié)構(gòu)載荷-變形曲線(-曲線)，利用該曲線成功分析雙列五釘單搭接試驗(yàn)件的應(yīng)變分布，得出更接近試驗(yàn)值的計(jì)算分析值，探究了連接剛度的影響。但目前尚缺乏多螺栓連接結(jié)構(gòu)對(duì)整體位移等力學(xué)性能影響相關(guān)的研究。

本文通過衛(wèi)星承力筒連接結(jié)構(gòu)的精確化模型，探究衛(wèi)星承力筒中膠螺混合連接與螺栓連接2種連接結(jié)構(gòu)的損傷狀態(tài)及失效機(jī)制，研究將連接結(jié)構(gòu)剛度應(yīng)用到多螺栓連接的復(fù)雜模型中的方法。首先基于ABAQUS平臺(tái)建立復(fù)合材料層合板連接結(jié)構(gòu)三維漸進(jìn)損傷有限元模型進(jìn)行仿真分析，應(yīng)用UMAT子程序完成連接結(jié)構(gòu)的微量破壞并對(duì)其破壞機(jī)制進(jìn)行分析，并利用仿真分析螺栓連接結(jié)構(gòu)的剛度探究對(duì)衛(wèi)星承力筒試驗(yàn)件力學(xué)性能的影響。

1 連接結(jié)構(gòu)有限元模型

1.1 連接結(jié)構(gòu)建模

復(fù)合材料機(jī)械連接結(jié)構(gòu)情況為復(fù)雜的三維受力狀態(tài)，同時(shí)考慮復(fù)合材料的層間破壞，因此建立三維實(shí)體有限元模型，基于某衛(wèi)星承力筒螺栓連接區(qū)域，應(yīng)用ABAQUS軟件建立復(fù)合材料層合板單搭接連接結(jié)構(gòu)三維模型，其連接形式分別為螺栓連接和膠螺混合連接，連接結(jié)構(gòu)下板取自試驗(yàn)件上梁，鋪設(shè)21層，總厚度為4.2 mm，其鋪層順序?yàn)閇0°/45°/90°/-45°/0°/0°/45°/90°/-45°/0°/45°/90°/-45°/-45°/90°/45°/0°/-45°/90°/45°/0°]；上板取自蒙皮，鋪設(shè)10層，總厚度為2 mm，鋪層順序?yàn)閇0°/45°/90°/45°/0°/90°/-45°/90°/45°/0°]，鋪層材料的力學(xué)性能見表1，結(jié)構(gòu)與尺寸如圖1所示。

螺栓與復(fù)合材料層合板之間的接觸方式及類型對(duì)于模型的收斂性至關(guān)重要，設(shè)置接觸類型為面-面接觸(Surface-to-surface Contact),共定義5個(gè)接觸對(duì)：螺栓頭與上板、螺母與下板、螺栓桿與上板、螺栓桿與下板、上板與下板。接觸的法向性質(zhì)為硬接觸，切向采用Penalty摩擦公式，除了上板與下板的摩擦系數(shù)為0.3外，其余接觸面的摩擦系數(shù)根據(jù)Tong的研究選取均為0.114。為了保證計(jì)算的收斂性，滑動(dòng)關(guān)系選擇有限滑動(dòng)(Finite Sliding)。

表1 T800/氰酸酯單向板的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of T800/Cyanate

圖1 螺栓與復(fù)合材料層合板結(jié)構(gòu)尺寸Fig.1 Geometrical description of bolt and composite laminate structure

三維有限元分析模型，螺栓和復(fù)合材料層合板的單元采用減縮積分實(shí)體單元C3D8R，0.005倍的剪切剛度作為“沙漏剛度”避免單元出現(xiàn)沙漏問題。螺栓頭、螺母與螺栓桿采用一體化建模的方法簡(jiǎn)化了分析計(jì)算，螺栓孔網(wǎng)格加密的方法更好地適用螺栓孔區(qū)域受力復(fù)雜的特點(diǎn)，遠(yuǎn)離螺栓孔處的網(wǎng)格逐漸稀疏，采用從孔邊到螺栓頭徑向方向漸變種子布局。上板與下板的單元類型、種子密度設(shè)為一致，提高了面與面之間網(wǎng)格接觸質(zhì)量及計(jì)算的收斂性。模型的邊界條件如圖2所示，初始條件下，下板的一端完全固定，并設(shè)置螺栓預(yù)緊力，上板加載端中心處定義參考點(diǎn)RP1，利用ABAQUS的Coupling方法將加載端的6個(gè)方向的自由度(、、、、、)與參考點(diǎn)RF1進(jìn)行耦合，對(duì)RF1進(jìn)行方向的位移加載，基于試驗(yàn)件位移試驗(yàn)及仿真計(jì)算結(jié)果，本文位移加載為0.5 mm。

螺栓預(yù)緊力通過ABAQUS中載荷模塊Bolt Load施加，其預(yù)緊力矩公式為

=0001

(1)

式中：為擰緊力系數(shù)；為螺紋公稱直徑；為預(yù)緊力。本文取值為0.2，試驗(yàn)件的螺栓直徑為6 mm，擰緊力矩為6 N·m，計(jì)算得預(yù)緊力為5 000 N。

膠螺混合連接結(jié)構(gòu)的三維模型基于螺栓連接結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，上板與下板接觸面加入膠層，膠層的模擬采用膠合接觸性質(zhì)，通過研究表明，最適宜的膠層厚度為0.1～0.5 mm，本文選取膠層厚度為0.1 mm，其邊界條件與載荷分布見圖2。

圖2 邊界條件和載荷分布Fig.2 Boundary condition and load distribution

1.2 復(fù)合材料漸進(jìn)損傷模型

1.2.1 Hashin失效準(zhǔn)則

采用Hashin失效準(zhǔn)則作為復(fù)合材料是否發(fā)生損傷的判據(jù)。對(duì)于復(fù)合材料單向?qū)雍习?，其失效模式主要基于以?種應(yīng)力失效形式。

1)纖維拉伸斷裂失效：

(2)

2)纖維壓縮斷裂失效：

(3)

3)基體拉伸開裂失效：

(4)

4)基體壓縮開裂失效：

(5)

5)拉伸分層失效：

(6)

6) 壓縮分層失效：

(7)

7)基體-纖維剪切失效：

(8)

8)基體-纖維剪切失效：

(9)

式中：(=,,)為單元主方向應(yīng)力；(=,,)為單元剪切應(yīng)力；(，=,,)為復(fù)合材料在3個(gè)方向的剪切強(qiáng)度；、、分別為復(fù)合材料在纖維方向、橫向方向、厚度方向的拉伸強(qiáng)度；、、分別為復(fù)合材料在纖維方向、橫向方向、厚度方向的壓縮強(qiáng)度。

1.2.2 Tserpes退化準(zhǔn)則

當(dāng)復(fù)合材料發(fā)生失效后，其結(jié)構(gòu)開始產(chǎn)生損傷，材料性能開始降低。隨著損傷的不斷擴(kuò)展，材料的承載能力下降，相應(yīng)的單元?jiǎng)偠冉档停a(chǎn)生失效，失效后的單元仍具有一定的承載能力，因此需要對(duì)失效的單元進(jìn)行剛度折減退化。本文采用Tserpes材料性能退化準(zhǔn)則，引入5個(gè)失效指數(shù)：纖維拉伸失效、纖維壓縮失效、基體拉伸失效、基體壓縮失效、纖維-基體剪切失效，見表2。

表2 Tserpes材料性能退化準(zhǔn)則[20]Table 2 Material degradation criteria of Tserpes[20]

1.2.3 膠層損傷模型

ABAQUS所采用的膠合力學(xué)理論，如圖3所示，膠層完整的損傷過程可以分為2個(gè)階段：起裂階段和損傷階段。在起裂階段，牽引力隨著牽引位移線性增加，當(dāng)達(dá)到損傷起始點(diǎn)后，材料進(jìn)入損傷階段，材料剛度不斷退化，直到牽引位移達(dá)到，此時(shí)膠層的剪切應(yīng)力達(dá)到膠層材料的剪切強(qiáng)度，膠層完全破壞。

膠層損傷模型包括損傷起始準(zhǔn)則和損傷演化規(guī)律，本文選取的損傷起始準(zhǔn)則基于二次名義應(yīng)力準(zhǔn)則(Quads Damage)，用以探究膠層損傷過程，即

圖3 牽引分離定理Fig.3 Traction-separation in unit area

(10)

當(dāng)材料達(dá)到所定義的損傷起始準(zhǔn)則，便按照損傷演化規(guī)律進(jìn)行破壞，本文采用B-K(Benzeggagh-Kenane)斷裂準(zhǔn)則來預(yù)測(cè)材料性能的退化，即

(11)

=+

(12)

=+

(13)

2 有限元仿真結(jié)果與分析

2.1 連接剛度的對(duì)比

復(fù)合材料層合板連接結(jié)構(gòu)的連接剛度包括軸向剛度和切向剛度，軸向剛度可以根據(jù)螺栓預(yù)緊力的加載產(chǎn)生的軸向位移計(jì)算得出，本文不做探究。切向剛度涉及層合板螺栓孔的變形、螺栓桿的剪切變形，以及膠層黏合力的影響，基于本文建立的有限元模型，對(duì)復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)以及膠螺混合連接結(jié)構(gòu)分別進(jìn)行漸進(jìn)損傷分析，其邊界條件及載荷分布如圖2所示，得出受載端 RP1點(diǎn)載荷-位移曲線，通過計(jì)算可得出切向剛度，見圖4。

圖4可以看出，膠螺混合連接結(jié)構(gòu)的載荷-位移曲線存在一個(gè)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，連接件位移達(dá)到此點(diǎn)時(shí)，連接件的剛度達(dá)到最大值，通過計(jì)算得其剛度為517.4 kN/mm，所受拉伸載荷大小為3 857 N。膠層曲線存在明顯平緩階段，表明在這個(gè)過程中，由膠螺混和連接轉(zhuǎn)變?yōu)閱渭兊穆菟ㄟB接，連接剛度發(fā)生變化。經(jīng)過平緩階段后，膠層曲線的趨勢(shì)與無膠曲線大致平行，此時(shí)剛度減小為212.5 kN/mm。由于膠層的整個(gè)膠面均能承受載荷，使連接結(jié)構(gòu)的承載能力顯著提高，連接結(jié)構(gòu)的切向剛度明顯增加，膠螺混合連接的切向剛度相比于工程上所用螺栓連接增加了143.5%，采用本文計(jì)算結(jié)果，膠螺混合連接在衛(wèi)星承力筒的應(yīng)用，不僅滿足工程使用要求，而且力學(xué)性能得到極好的改善。

圖4 載荷-位移曲線Fig.4 Force-displacement curve

2.2 螺栓孔擠壓損傷分析

圖5為螺栓連接模型在結(jié)構(gòu)中的應(yīng)力分布情況，可以看出，孔的上板左側(cè)、下板右側(cè)與螺栓的擠壓接觸面是出現(xiàn)應(yīng)力集中區(qū)域，由于本連接結(jié)構(gòu)形式為單搭接，偏軸加載導(dǎo)致螺栓擠壓產(chǎn)生較大的偏斜，螺栓與上、下板表面接觸區(qū)域也將產(chǎn)生應(yīng)力集中，對(duì)該區(qū)域的層合板2種主要損傷進(jìn)行分析。

圖5 螺栓連接拉伸應(yīng)力分布情況Fig.5 Tension stress distribution of bolted connection

當(dāng)單元應(yīng)力不滿足Hashin準(zhǔn)則時(shí)，則說明單元發(fā)生損傷失效。圖6表示在0～10.1 kN拉伸載荷下，螺栓孔纖維壓縮損傷擴(kuò)展圖，當(dāng)載荷為5.2 kN時(shí)，層合板上板最先出現(xiàn)單元損傷，隨著載荷的增大，損傷沿著螺栓孔周向和軸向擴(kuò)展。當(dāng)載荷增加到7.5 kN時(shí)，層合板下板出現(xiàn)單元損傷，損傷趨勢(shì)與上板相同，直到載荷為10.1 kN時(shí)，上板與下板與螺栓擠壓接觸面應(yīng)力集中區(qū)域單元出現(xiàn)完全失效。

圖7所示為0～10.1 kN拉伸載荷下，螺栓孔纖維基體剪切損傷擴(kuò)展圖，當(dāng)載荷為5.2 kN時(shí)，層合板上板最先出現(xiàn)單元損傷，同時(shí)，由于螺栓的偏斜使得螺栓與層合板上下接觸面應(yīng)力集中單元出現(xiàn)損傷，之后損傷沿周向和軸向擴(kuò)展，當(dāng)載荷達(dá)到7.1 kN時(shí)，層合板下板出現(xiàn)單元損傷，隨著載荷增加，損傷單元不斷增加，當(dāng)載荷為10.1 kN時(shí)，上板與下板螺栓孔擠壓接觸面上的單元完全失效。

從圖6、圖7可以看出，在最大拉伸載荷后，螺栓孔僅有周圍擠壓?jiǎn)卧l(fā)生完全損傷，只有當(dāng)層壓板的某種損傷狀態(tài)擴(kuò)展到整個(gè)板寬或接頭端部時(shí)，說明連接結(jié)構(gòu)發(fā)生最終破壞，本文損傷擴(kuò)展的程度遠(yuǎn)遠(yuǎn)達(dá)不到連接結(jié)構(gòu)的最終破壞，表明在此拉伸載荷下僅存在微量破壞。

圖6 纖維壓縮損傷擴(kuò)展Fig.6 Fiber compressive damage extension

圖7 纖維/基體剪切損傷擴(kuò)展Fig.7 Fiber/matrix shear damage extension

2.3 膠層的失效機(jī)制

在拉伸載荷作用下對(duì)膠層的失效破壞進(jìn)行分析。本文模型中膠螺混合連接的失效首先是膠層的斷裂，膠的脫離從復(fù)合材料層合板搭接區(qū)域的一側(cè)向內(nèi)部擴(kuò)展，逐漸演變?yōu)閮蓚?cè)共同向內(nèi)部擴(kuò)展，直到完全斷裂失效。

由圖8可知，所有藍(lán)色區(qū)域網(wǎng)格表示搭接區(qū)域連接面上的膠合力,其數(shù)值表示全部達(dá)到最大值，此時(shí)對(duì)應(yīng)連接結(jié)構(gòu)的最大切向剛度，膠層的脫離狀態(tài)如圖9所示；紅色區(qū)域表明膠層達(dá)到脫離的臨界值，對(duì)應(yīng)于圖4載荷-位移曲線中即將進(jìn)入平緩階段的臨界點(diǎn)，膠層產(chǎn)生裂紋，隨著載荷的增加，膠層因裂紋的快速擴(kuò)展完全失效。

圖8 膠螺混合連接膠層最大膠合力狀態(tài)Fig.8 Maximum adhesive force of cohesive for bonded-bolted hybrid joints

圖9 膠螺混合連接膠層脫離狀態(tài)Fig.9 Detach status of cohesive for bonded-bolted hybrid joints

當(dāng)膠層發(fā)生失效后，連接結(jié)構(gòu)僅由螺栓承載。隨著載荷的繼續(xù)增加，復(fù)合材料層合板將會(huì)發(fā)生微量破壞，圖10取載荷位移為0.35 mm時(shí)上板0°鋪層的損傷情況(紅色部分)?？梢钥闯?，層合板損傷主要因?yàn)槔w維和基體的拉伸破壞。

圖10 膠螺混合連接層合板0°鋪層損傷Fig.10 Laminates damage on 0° ply for bonded-bolted hybrid joints

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)本文得出的螺栓連接的連接剛度，對(duì)衛(wèi)星承力筒試驗(yàn)件進(jìn)行力學(xué)試驗(yàn)及有限元仿真分析，將試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證本文提出方法的有效性及準(zhǔn)確性。

3.1 試驗(yàn)件

對(duì)某衛(wèi)星承力筒的試驗(yàn)件進(jìn)行了拉壓試驗(yàn)，該試驗(yàn)件由復(fù)合材料層合板、M6內(nèi)六角螺栓連接構(gòu)成，如圖11所示，復(fù)合材料均采用的碳纖維氰酸酯預(yù)浸料SYT55G/C1413鋪制而成，單層厚0.2 mm，纖維體積含量57%。試驗(yàn)件骨架呈日字形，2根縱梁和3根橫梁框進(jìn)行膠螺混合連接，一側(cè)存在蒙皮，蒙皮與骨架采用88個(gè)M6內(nèi)六角圓柱頭螺栓進(jìn)行純螺栓連接，材質(zhì)為1Cr18 Ni9Ti，彈性模量=200 GPa，泊松比=0.3，外側(cè)蒙皮與骨架的鋪層順序與1.1節(jié)所建立的連接結(jié)構(gòu)保持一致。在蒙皮上膠接2個(gè)加強(qiáng)筋，單元體總長(zhǎng)1.6 m，寬0.85 m。

圖11 承力筒框架Fig.11 Frame of bearing cylinder

3.2 試驗(yàn)

試驗(yàn)件拉伸試驗(yàn)在拉壓試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)環(huán)境為常溫干燥，試驗(yàn)時(shí)通過液壓作動(dòng)器完成對(duì)試驗(yàn)件的加載，試驗(yàn)件下梁端面與試驗(yàn)平臺(tái)通過螺栓連接固定，上梁加載端與試驗(yàn)機(jī)液壓作用器連接，為了盡量消除試驗(yàn)件在加載過程中由于偏心所導(dǎo)致的翹曲現(xiàn)象，將工裝安裝在靠近蒙皮一側(cè)的上梁端面，使加載位置與試驗(yàn)件中性面盡量重合，裝置如圖12所示。加載時(shí)，試驗(yàn)件拉伸載荷增量為200 N，達(dá)到最大靜拉伸載荷30 kN時(shí)，加載結(jié)束。蒙皮與上梁的螺栓以6 N·m的預(yù)緊力矩進(jìn)行裝配。試驗(yàn)件上安裝有16個(gè)位移計(jì)(1～16)，貼有18個(gè)應(yīng)變片(Y1～Y18)，測(cè)量位置見圖13。

圖12 承力筒試驗(yàn)裝置Fig.12 Tensile test of bearing cylinder

圖13 位移、應(yīng)變測(cè)量點(diǎn)Fig.13 Measuring point of displacement and strain

3.3 有限元模型

通過MSC.Patran創(chuàng)建有限元模型，試驗(yàn)件所有單元均為殼單元quad4，蒙皮與骨架之間的螺栓分別采用MPC連接單元以及設(shè)有螺栓連接剛度的Bush單元模擬，2種螺栓建模方式進(jìn)行對(duì)比，采用2.1節(jié)所得剛度，模型邊界條件如圖14所示，試驗(yàn)件下梁固支，上梁受拉伸載荷，其加載區(qū)域與試驗(yàn)件工裝安裝區(qū)域一致。為了模擬真實(shí)的受力狀態(tài)，試驗(yàn)件下梁全部約束固定，其余部件自由度全部釋放，上梁自由拉伸，載荷大小為30 kN，并利用MSC.Nastran靜力非線性計(jì)算模塊106對(duì)有限元模型進(jìn)行分析。圖15和圖16為MPC連接時(shí)的變形云圖。

圖14 有限元模型邊界條件Fig.14 Boundary condition of finite element model

圖15 MPC連接試驗(yàn)件X分量變形云圖Fig.15 Test piece X component deformation contour of MPC connection

圖16 MPC連接試驗(yàn)件總變形云圖Fig.16 Test piece total deformation contour of MPC connection

從圖15、圖16可以看出，試驗(yàn)件的變形整體合理，變形位移量隨著靠近加載端逐漸增加。表3 為試驗(yàn)件測(cè)量點(diǎn)3、4的分量位移試驗(yàn)及計(jì)算值，誤差分別為5.6%、8.2%，在工程允許誤差范圍內(nèi)，說明試驗(yàn)件建模合理。

表3 測(cè)量點(diǎn)X分量位移Table 3 X component displacement of measuring point

3.4 連接結(jié)構(gòu)剛度的分析對(duì)比

基于仿真計(jì)算可知，加載后，上梁中間螺栓連接結(jié)構(gòu)軸向位移變形最大，表4為此處上梁與蒙皮分量位移的試驗(yàn)值與Bush單元、MPC單元計(jì)算值的對(duì)比，通過計(jì)算可知，采用Bush單元計(jì)算值相比于MPC單元計(jì)算值誤差減小了約5%。圖17為加載后此處螺栓孔的狀態(tài)，可以看出，螺栓孔在加載后并未出現(xiàn)裂紋損傷，孔周邊僅有微量材料破損，并不影響安全性能。

表4 上梁與蒙皮X分量位移

圖17 蒙皮螺栓孔及上梁螺栓狀態(tài)Fig.17 Skin bolt hole status and upper beam bolt status

圖18為試驗(yàn)件上梁測(cè)量點(diǎn)3的位移試驗(yàn)值、MPC連接單元及設(shè)有連接結(jié)構(gòu)Bush單元的軸向位移，可以看出，相對(duì)于MPC連接單元，Bush單元的計(jì)算位移與試驗(yàn)吻合度很好，前期誤差在10%左右，后期幾乎完全為吻合，驗(yàn)證了用Bush單元建模方法的精確性。

圖19、圖20給出了試驗(yàn)件拉伸試驗(yàn)過程及仿真計(jì)算應(yīng)變片7和應(yīng)變片4處的應(yīng)變，2處應(yīng)變片均貼于蒙皮外側(cè)螺栓孔附近。拉伸載荷在0～30 kN范圍內(nèi)，分量應(yīng)變與分量應(yīng)變曲線

圖18 測(cè)量點(diǎn)3位移Fig.18 Displacement of measuring point 3

圖19 應(yīng)變片7應(yīng)變Fig.19 Strain of strain gauge 7

圖20 應(yīng)變片4應(yīng)變Fig.20 Strain of strain gauge 4

線性增加，說明螺栓連接處并未產(chǎn)生結(jié)構(gòu)完全損壞。分量應(yīng)變?cè)囼?yàn)值與仿真計(jì)算值吻合較好，誤差大約減小了4%，但分量仍存在一定誤差，試驗(yàn)件在側(cè)向受力不均，以及螺栓孔處應(yīng)變的復(fù)雜性均可導(dǎo)致誤差的產(chǎn)生，鑒于誤差不可避免性，應(yīng)變曲線誤差仍在可接受范圍內(nèi)，誤差大約減小了9%。從應(yīng)變曲線可以看出，應(yīng)用Bush單元比應(yīng)用MPC單元建模得出的應(yīng)變比更接近試驗(yàn)值。

上述基于試驗(yàn)件的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真計(jì)算比較，驗(yàn)證了方法的合理性及有效性。研究表明：對(duì)多螺栓連接復(fù)合材料層合板的拉伸分析，螺栓連接的剛度的應(yīng)用能精確體現(xiàn)試驗(yàn)件的力學(xué)仿真分析，結(jié)果更接近于試驗(yàn)值，在結(jié)構(gòu)整體分析中，具有更高精度的計(jì)算值。

4 結(jié) 論

通過建立承力筒復(fù)合材料層合板連接結(jié)構(gòu)漸進(jìn)損傷模型，利用三維Hashin失效準(zhǔn)則和Tserpes材料性能退化準(zhǔn)則，研究連接處的微量損傷，結(jié)合承力筒試驗(yàn)件的力學(xué)試驗(yàn)，通過有限元分析螺栓連接結(jié)構(gòu)的剛度對(duì)衛(wèi)星承力筒試驗(yàn)件力學(xué)性能的影響，得出以下結(jié)論：

1) 基于ABAQUS子程序UMAT所實(shí)現(xiàn)的對(duì)承力筒復(fù)合材料層合板的微量破壞過程模擬，發(fā)現(xiàn)首先在螺栓孔兩側(cè)發(fā)生損傷失效，并且隨著載荷的增加，損傷逐漸向?qū)雍习迮c螺栓孔擠壓應(yīng)力集中區(qū)域周向和軸向擴(kuò)展。

2) 復(fù)合材料層合板膠螺混合連接在拉伸模擬中，首先由膠層和螺栓共同連接承載，當(dāng)膠層發(fā)生失效后，轉(zhuǎn)變?yōu)槁菟▎为?dú)承載。膠螺混合連接的連接剛度比工程所用螺栓連接大143.5%，擁有更好的承載能力，滿足工程要求，并為承力筒試驗(yàn)件連接結(jié)構(gòu)的剛度分析有著重要的工程意義。

3) 基于復(fù)合材料層合板螺栓連接模型得出的載荷-位移曲線，可以合理地將連接剛度應(yīng)用Bush單元代替MPC單元模擬螺栓，與試驗(yàn)結(jié)果相比，誤差減小了4%～9%。對(duì)多螺栓復(fù)合材料層合板連接件拉伸性能的模擬計(jì)算精度更好，所提出的方法對(duì)具有連接結(jié)構(gòu)形式的衛(wèi)星力學(xué)分析具有一定的適用性。