擰緊力矩對膠螺混合連接力學(xué)性能與損傷形式的影響

中圖分類號：TB332 DOI： 10.16579/j.issn.1001.9669.2025.07.003

0 引言

編織型復(fù)合材料具有高承載、抗腐蝕、抗沖擊和疲勞抗性好等優(yōu)點1，在結(jié)構(gòu)各個方向都能提供良好的強度、韌性以及疲勞特性，逐漸應(yīng)用于飛機主承力結(jié)構(gòu)的制造中。相比于金屬材料，該材料不僅能夠滿足減重的需求，還能大幅度提高機體的結(jié)構(gòu)強度和防彈性能。盡管復(fù)合材料成型工藝日益成熟，結(jié)構(gòu)的完整性也在不斷提高，但考慮到設(shè)計、工藝、后期維修等方面的需求，大型承力構(gòu)件的制造仍然需要通過不同的連接技術(shù)來完成。針對飛機中油箱、機翼壁板等具有密封性和強度要求的構(gòu)件，機械連接不僅會導(dǎo)致復(fù)合材料層合板孔邊應(yīng)力集中，降低連接結(jié)構(gòu)的連接效率，還會使構(gòu)件間存在間隙，無法保證構(gòu)件的密封性。因此，此類構(gòu)件通常采用膠螺混合連接的方式進(jìn)行裝配?；旌线B接接頭中的螺接產(chǎn)生的夾緊力提高了連接接頭的膠接強度，從而增加整體結(jié)構(gòu)強度；而膠接緩解了螺接引起的集中應(yīng)力，保證接頭的密封性。膠接與螺接的相互補強作用使得膠螺混合連接具有比螺接或膠接更卓越的力學(xué)性能[2-5]。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者主要在連接工藝參數(shù)、不同的連接形式對膠螺混合連接接頭的載荷分配、失效模式以及服役性能的影響方面進(jìn)行了數(shù)值模擬及相關(guān)的工藝試驗研究[6-12]。李成等[13]采用有限元分析方法對比了鋁合金膠接、膠螺混合連接、螺栓連接的拉伸性能，分析了不同膠黏劑對膠螺混合連接結(jié)構(gòu)載荷分配的影響，提出混合連接采用低模量材料的方法，使膠層與螺栓共同分載，從而達(dá)到更好的連接性能。楊本寧[14]采用試驗研究與有限元分析方法相結(jié)合的方式，分析復(fù)合材料鋪層順序、端徑比、寬徑比、膠層厚度等主要參數(shù)對膠螺混合連接結(jié)構(gòu)連接強度及損傷的影響。結(jié)果表明，在鋪層比例和層數(shù)確定的情況下，當(dāng)復(fù)合材料鋪層順序為 [45/0/-45/90]_3s 時，連接結(jié)構(gòu)的承載能力最強，并且在一定范圍內(nèi)增加端徑比可以明顯提升連接結(jié)構(gòu)的承載能力，而改變連接板材的寬度可以緩解層合板的損傷，膠層厚度的增加會降低連接整體的剛度。劉禮平等[15通過建立碳纖維復(fù)合材料（CarbonFiberReinforcedPolymer，CFRP）膠螺混合連接結(jié)構(gòu)漸進(jìn)損傷三維有限元模型，分析了不同參數(shù)對膠螺混合連接接頭剛度、強度的影響，研究了膠螺混合連接接頭的失效機制及二次彎曲對膠螺混合連接接頭損傷的影響。GAMDANI等[16通過開展復(fù)合材料膠螺混合連接結(jié)構(gòu)的拉伸力學(xué)性能試驗，分析其載荷-位移曲線，從而得到了層合板不同鋪層方式對復(fù)合材料膠螺混合連接結(jié)構(gòu)強度的影響規(guī)律。KIM等[17通過數(shù)字圖像關(guān)聯(lián)技術(shù)研究了膠螺混合連接結(jié)構(gòu)在拉伸載荷下的力學(xué)行為，揭示了復(fù)合材料膠螺混合連接結(jié)構(gòu)的承載響應(yīng)規(guī)律。KELLY[18]詳細(xì)研究了復(fù)合材料層合板厚度、膠層厚度、搭接長度、螺栓節(jié)距以及膠黏劑模量對膠螺混合連接載荷傳遞的影響。

綜上所述，大多數(shù)研究通過試驗研究和數(shù)值模擬的方法，分析膠黏劑屬性和連接結(jié)構(gòu)幾何尺寸對膠螺混合連接接頭拉伸性能的影響規(guī)律，但鮮有研究涉及擰緊力矩對膠螺混合連接結(jié)構(gòu)的拉伸性能、失效機制以及膠層損傷演化的影響。

根據(jù)上述研究現(xiàn)狀和問題，本文針對編織型復(fù)合材料膠螺混合連接接頭，建立相應(yīng)的三維膠螺混合連接接頭力學(xué)失效有限元模型。采用漸進(jìn)損傷的方法模擬層合板損傷演化過程，判據(jù)選擇三維Linde準(zhǔn)則，材料退化方式選擇基于斷裂能量的指數(shù)型參數(shù)退化。采用試驗研究和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究不同擰緊力矩（0、1，2，3，4，5N?m） 對連接接頭結(jié)構(gòu)強度、損傷形式以及膠層損傷演化的影響，探究不同連接工藝參數(shù)對編織型復(fù)合材料膠螺混合連接接頭承載強度的影響，以此來為此類結(jié)構(gòu)設(shè)計和實際應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1膠螺混合連接接頭力學(xué)失效模型

1.1 材料失效準(zhǔn)則與損傷演化

為表征拉伸過程中編織型復(fù)合材料的損傷萌生與擴展，本文采用三維Linde失效準(zhǔn)則和指數(shù)型參數(shù)退化建立編織型復(fù)合材料損傷萌生與擴展預(yù)測模型。其中，三維Linde失效準(zhǔn)則包括纖維失效、基體失效與層間失效等損傷失效形式，失效準(zhǔn)則如下：

纖維方向失效判據(jù)式為

基體方向失效判據(jù)式為

材料層間失效判據(jù)式為

式中， F_f?F_m?F_d 分別為纖維損傷、基體損傷、分層損傷系數(shù)，當(dāng)損傷系數(shù)大于1表明出現(xiàn)了對應(yīng)的損傷； ε_ii 、 分別為主應(yīng)變與剪切應(yīng)變； X_t，Y_t，Z_t 分別為層合板3個主方向的拉伸強度； X_c?Y_c?Z_c 分別為層合板3個主方向的壓縮強度； S₁₂，S₁₃ 均為層合板相應(yīng)面內(nèi)的剪切強度； C_ii（i=1，2，…，5） 為層合板主方向的剛度系數(shù)。

當(dāng)材料滿足上面某個失效判據(jù)式時，開始產(chǎn)生損傷，且復(fù)合材料會隨著載荷的增加而慢慢退化。這一演化過程采用基于斷裂能量的指數(shù)型參數(shù)退化的方式模擬結(jié)構(gòu)損傷失效過程中的損傷演化與擴展，其中損傷變量 d_i（i=1，2，3） 的計算式為

式中， k=f，m，d;L 為網(wǎng)格的特征長度，由模型的網(wǎng)格劃分確定； S_t（S=X，Y，Z） 為材料不同方向的拉伸強度； G_i（i=f，m，d） 為對應(yīng)損傷模式的損傷斷裂韌性。

為了描述損傷對材料剛度的影響和材料性能退化，本文將纖維、基體和層間失效損傷變量引入材料應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系，其表達(dá)式為

式中， b_i=1-d_i ; b_ij=2b_ib_j/（b_i+b_j）

1.2膠黏劑失效準(zhǔn)則與損傷演化

為了模擬層合板之間的膠層損傷演化過程，本文采用Abaqus軟件內(nèi)嵌的內(nèi)聚力模型中的雙線性本構(gòu)模型來模擬層合板之間的膠層失效，具體表達(dá)式如下：

式中， n 表示法向； s 表示面內(nèi)剪切方向； Φ_t 表示面外剪切方向； K_nn=E_nn/T₀，K_ss=E_ss/T₀，K_tt=E_tt/T₀，E_nn?E_ss?E_tt 分別為膠層在 n，s，t 方向的彈性模量； δ_n，δ_s，δ_t 分別為Cohesive單元節(jié)點在 n，s，t 方向的相對位移； D 為剛度退化系數(shù)，范圍為 [0，1]，D=0 表示膠層無損傷發(fā)生，D=1 表示膠層完全失效，剛度退化為 0：T₀ 為Cohesive單元的初始厚度； t_n?t_s?t_t 分別為 n，s，t 方向的應(yīng)力。

選擇二次名義應(yīng)力準(zhǔn)則為膠層損傷起始判斷依據(jù)，其表達(dá)式為

式中， t_n⁰ 為膠層界面法向強度； t_s⁰?t_t⁰ 分別為膠層面內(nèi)、面外剪切強度。

為模擬膠層內(nèi)聚力單元的損傷演化過程，選擇基于能量的B-K準(zhǔn)則為損傷擴展準(zhǔn)則，表達(dá)式為

式中， G^c 為混合失效時的臨界應(yīng)變能釋放率； G_n^c 為法向臨界斷裂能； G_s^c 為面內(nèi)剪切方向臨界斷裂能； G_t^c 為面外剪切方向臨界斷裂能； η 為材料相關(guān)參數(shù)，本文中設(shè)置 η=2 。

1.3 漸進(jìn)失效分析過程

整個連接結(jié)構(gòu)的漸進(jìn)損傷分析過程包括應(yīng)力應(yīng)變的更新、失效準(zhǔn)則的判定和材料性能的退化，如圖1所示。

2有限元模型的建立與驗證

2.1 有限元模型

按照ASTMD5961/D5691M—13標(biāo)準(zhǔn)，對編織型復(fù)合材料單搭接膠螺混合連接接頭進(jìn)行建模，其幾何模型如圖2所示。試驗件采用的緊固件為六角頭干涉螺栓緊固件，并配有平墊圈和自鎖螺母。螺栓與螺母材料為航空用Ti-6Al-4V鈦合金，其具體參數(shù)如下：密度為 4430kg/m³ ，彈性模量為 112GPa ，泊松比為0.34。

膠黏劑選用中國黑龍江石油化工研究院生產(chǎn)的J-168常溫固化膠黏劑，其具體參數(shù)如下：密度為2000kg/m³ ，彈性模量為 2.825GPa ，剪切模量為1.525GPa 。

使用的層合板為編織型復(fù)合材料層合板，鋪層方式為 [0/45]_3s ，單層厚度為 0.25mm ，共12層，總厚度為3mm ，材料對應(yīng)的力學(xué)參數(shù)如表1所示。

以上述連接接頭的幾何尺寸為例，基于Abaqus/Explicit軟件為編織型復(fù)合材料膠螺混合連接結(jié)構(gòu)建立有限元模型。將緊固件簡化成啞鈴狀，在螺栓、螺帽與層合板之間建立有限滑移的面面接觸，在切向采用罰函數(shù)設(shè)置摩擦因數(shù)，在法向使用硬接觸，將螺帽、螺栓與層合板之間的摩擦因數(shù)設(shè)置為0.2，膠層與層合板之間的接觸采用面-面綁定的方式，層合板、螺栓單元均采用C3D8R單元，膠層單元采用Cohesive單元。由于Abaqus/Explicit軟件缺少“Bolt-Load\"模塊來施加螺栓預(yù)緊力，因此需要將預(yù)緊力轉(zhuǎn)化為壓力，通過“PRESSURE”模塊來模擬施加螺栓預(yù)緊力，邊界條件設(shè)置為一端固支，另一端沿 x 方向施加 2mm 的軸向位移載荷，其整體有限元仿真模型如圖3所示。

2.2 有限元模型驗證

為驗證不同擰緊力矩下膠螺混合連接接頭有限元模型的準(zhǔn)確性，本文準(zhǔn)備了與圖2所示相同的幾何參數(shù)，膠層厚度為 0.5mm ，螺孔間隙量為干涉量 0% ，擰緊力矩分別為 0.1、2、3、4、5N?m 的連接件在GDW-60型電子萬能拉伸機上進(jìn)行測試，拉伸試驗參考ASTMD5961/D5961M—13測試標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。試驗前，為保證層合板幾何尺寸的準(zhǔn)確性，通過高壓水切工藝切割層合板制備單搭接試片。通過鉆鉸一體化的刀具制備復(fù)合材料試件中設(shè)計的連接孔。制孔完成后，為防正復(fù)合材料表面脫模劑影響膠接性能，采用400目砂紙對膠接區(qū)域進(jìn)行打磨，并使用酒精對試片連接孔和打磨部分進(jìn)行清洗處理，以去除油污和碎屑。設(shè)置烘箱溫度為 50°C ，放置烘箱烘干1h，烘干后冷卻放置0.5h 。

然后按照J(rèn)-168型膠黏劑的使用要求，將改性環(huán)氧樹脂 ?200^# 聚酯胺、703固化劑、填料以 100：20：12：5 的質(zhì)量比充分混合，再對膠接區(qū)域進(jìn)行涂膠。涂膠完成后，為保證膠層厚度達(dá)到試驗設(shè)計的要求，采用少量不同直徑的金屬微珠涂布在膠接區(qū)域邊緣和孔周邊緣，以防止膠層質(zhì)量受影響，再將另一塊層合板鋪疊在膠接區(qū)域。在膠接完成后安裝螺栓，針對干涉連接接頭，需通過萬能試驗機以 5mm/min 的速度將螺栓壓人復(fù)合材料疊層結(jié)構(gòu)，最后使用定力矩扳手將螺母擰至設(shè)定值，將膠螺混合連接試件放入精密型復(fù)合材料烘箱，設(shè)置溫度為 25^°C ，固化 24h 以上，完成試驗件的制備，如圖4所示。

使用GDW-60型電子萬能拉伸試驗機對編織型復(fù)合材料膠螺混合連接接頭進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗，如圖5所示。

為防止試驗機兩端夾頭在拉伸過程中因夾持而對試件產(chǎn)生附加彎矩，在復(fù)合材料層合板兩端黏結(jié)與板材厚度相同的墊片，再將膠螺混合連接結(jié)構(gòu)試件的兩端夾持在試驗機上，上、下端都由夾頭完全固定。然后為消除夾持時產(chǎn)生的間隙影響，需先預(yù)加載至 500N 后卸載，再在上端施加縱向的位移載荷，其拉伸速率為 2mm/min 。試驗過程中需記錄夾頭位移、載荷等數(shù)據(jù)，最后當(dāng)試件載荷-位移曲線開始下降時，終止試驗。對每種規(guī)格的試件重復(fù)測試3次，以保證試驗結(jié)果的可靠性。

3結(jié)果分析與討論

3.1 膠螺混合連接力學(xué)行為分析

膠層厚度為 0.5mm ，擰緊力矩為 4N?m ，螺孔間隙量為干涉量 0% 的試驗和仿真的載荷-位移曲線如圖6所示。由圖6可知，兩段曲線變化趨勢基本一致，大致可以分為兩個階段：線性上升階段和非線性增長階段。當(dāng)拉伸位移在 0～1.2mm 時，膠螺混合連接接頭在膠層的作用下呈線性上升趨勢，試驗和仿真曲線基本吻合，仿真曲線斜率略大于試驗；當(dāng)拉伸位移大于1.2mm 時，載荷達(dá)到膠層斷裂值，膠層破壞，膠螺混合連接構(gòu)件部分失效，載荷-位移曲線瞬間下降，仿真曲線下降幅度略大于試驗曲線；之后只有層合板與螺栓之間的擠壓傳遞載荷，載荷-位移曲線成非線性緩慢增長，復(fù)合材料出現(xiàn)纖維斷裂、基體壓潰和分層等損傷，直至螺接失效，載荷-位移曲線開始下降，編織型膠螺混合連接接頭構(gòu)件完全失效。

由圖6可以看出，試驗中膠層斷裂載荷值為18.95kN ，仿真結(jié)果為 19.29kN ，相對誤差為 1.8% ，試驗結(jié)果與仿真結(jié)果非常接近。這說明本文使用的數(shù)值模擬方法具有良好的準(zhǔn)確性和有效性，可以有效預(yù)測膠螺混合連接結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能變化與損傷演化。

3.2擰緊力矩對膠螺混合連接接頭強度的影響

為分析擰緊力矩對連接結(jié)構(gòu)強度的影響，提取試

驗與仿真的載荷-位移曲線中膠層斷裂時的載荷值，計算膠層的剪切強度。

膠層剪切強度的表達(dá)式為

式中， τ 為膠層剪切強度； F_Af 為膠層斷裂時的載荷值；

L_A 為膠接區(qū)域長度； W 為膠接區(qū)域?qū)挾取?/p>

不同擰緊力矩下連接件的膠層剪切強度分布如圖7所示。由圖7可知，試驗與仿真相對誤差都在 6% 以內(nèi)，說明數(shù)值模型與試驗結(jié)果非常貼近。

結(jié)果表明，隨著擰緊力矩的增大，膠層剪切強度會呈現(xiàn)顯著的增長趨勢。這是因為擰緊力矩的增加，能在拉伸過程中提供較大的夾緊力，減小膠層的剝離應(yīng)力，提高連接結(jié)構(gòu)中的膠接強度。將擰緊力矩設(shè)置為 4N?m 時，連接件的膠層剪切強度達(dá)到最大值14.59MPa 。然而，當(dāng)擰緊力矩大于 5N?m 時，連接件的膠層剪切強度降低，相較于 4N?m 的連接件下降了51. 54% 。

為解釋擰緊力矩為 5N?m 時連接件的膠層剪切強度下降的原因，本文通過有限元仿真得到了不同擰緊力矩作用下膠螺混合連接結(jié)構(gòu)的膠層孔周應(yīng)力分布（圖8），通過光學(xué)顯微鏡對其界面形貌進(jìn)行觀察，得到不同擰緊力矩作用下連接結(jié)構(gòu)界面形貌（圖9）。

（a）1N·m圖9不同擰緊力矩作用下膠螺混合連接結(jié)構(gòu)界面形貌玻璃微珠 Fig.9Interfacialmorphologyofhybridbonded/boltedjointsGlass beadunder different tightening torques由圖8、圖9可知，適當(dāng)?shù)臄Q緊力矩可以增加孔周應(yīng)力，使膠層與上、下層合板緊密貼合，從而連接界面緊密貼合

Tightly fitted between connecting interfaces 連接結(jié)構(gòu)的膠層剪切強度。而當(dāng)擰緊力矩增至 5N?m 時，膠層與上、下層合板緊密貼合的同時，也會進(jìn)（b）2N·m加重膠層孔周應(yīng)力集中，致使膠層內(nèi)部出現(xiàn)裂纻玻璃微珠 而降低連接件中的膠層剪切強度。因此，在對復(fù)Glassbead料構(gòu)件采用膠螺混合連接進(jìn)行裝配時，需要選取的擰緊力矩，提高編織型復(fù)合材料膠螺混合連接連接界面緊密貼合 的承載強度。

3.3損傷形式分析（c） 3N·m 為分析擰緊力矩對膠層損傷演化的影響，通限元仿真分析在膠層失效前的膠層損傷分布，如玻璃微珠Glassbead 所示。由圖10可以看出，膠層損傷演化時，其損始主要從膠層邊緣開始，然后逐漸向中間延伸。擰緊力矩的增大，可以發(fā)現(xiàn)膠層損傷向中間延伸連接界面緊密貼合 勢逐漸減小。這是因為螺栓預(yù)緊力的增加可以

在膠層失效后，連接接頭主要通過螺栓與復(fù)合材料孔壁的擠壓來傳遞載荷。因此，不同擰緊力矩作用下連接件層合板損傷形式基本相同，會出現(xiàn)大量的纖維斷裂或基體壓潰，并伴有嚴(yán)重的分層損傷。為驗證建立的膠螺混合連接接頭力學(xué)失效模型的準(zhǔn)確性和有效性，選取了擰緊力矩分別為 1、2、3、4、5N?m 的膠螺混合連接接頭失效時復(fù)合材料的損傷形式與拉伸試驗中復(fù)合材料承載面的損傷形式進(jìn)行對比，如圖11所示。由于螺栓在拉伸過程中會發(fā)生傾斜，纖維損傷（SDV1）面內(nèi)基體損傷（SDV2）、面外分層損傷（SDV3）在厚度上分布不均，集中在左側(cè)螺孔處的上層合板和右側(cè)螺孔處的下層合板。其中的纖維損傷主要集中在螺栓與層合板之間擠壓的位置以及螺栓頭的下方，分布在纖維方向與載荷方向相同的 0^° 纖維鋪層，呈條狀向外延伸。此時上、下層合板的纖維損傷形式主要是鋪層彎曲。這是因為膠層失效的載荷由螺栓與層合板之間擠壓承受，擰緊力矩對上、下層合板施加預(yù)緊力，以此為連接結(jié)構(gòu)提供側(cè)向支撐；而復(fù)合材料層合板纖維方向鋪層受載荷影響開始壓潰，從而導(dǎo)致上、下層合板整體發(fā)生鋪層彎曲。

面內(nèi)基體壓潰損傷主要集中在接頭擠壓側(cè)，其損傷沿層合板表面整體呈帶狀分布。復(fù)合材料的分層損傷相比于前兩者更加嚴(yán)重，不僅大量分布在螺栓與層合板之間的擠壓處，還分布在螺栓頭下方，呈帶狀向?qū)雍习鍍蛇呇由?。這是因為編織型復(fù)合材料厚度方向強度低，無法承受較大載荷，同時螺栓傾斜，壓入層合板，導(dǎo)致其分層損傷嚴(yán)重。

4結(jié)論

針對編織型復(fù)合材料膠螺混合連接接頭的力學(xué)性能分析，建立了一種基于三維漸進(jìn)損傷模型和內(nèi)聚力模型的膠螺混合連接接頭力學(xué)失效模型來模擬連接接頭的力學(xué)行為與損傷演化。對比試驗與仿真下的膠層剪切強度與損傷破壞形貌，仿真結(jié)果與試驗結(jié)果吻合程度較好，驗證了漸進(jìn)損傷模型的準(zhǔn)確性。得出以下結(jié)論：

1）建立了編織型膠螺混合連接接頭有限元分析模型，采用三維漸進(jìn)損傷分析方法和內(nèi)聚力模型表征了膠螺混合連接接頭拉伸過程中的損傷演化過程與力學(xué)響應(yīng)。仿真結(jié)果與試驗結(jié)果較為吻合，預(yù)測的膠層斷裂載荷值與試驗結(jié)果相近。

2）當(dāng)擰緊力矩由 0N?m 變化至 5N?m 時，膠螺混合連接接頭的膠層剪切強度先增大后減??；當(dāng)擰緊力矩為 4N?m 時，連接接頭膠層剪切強度最大，其值為 14.59MPa 。這是因為適當(dāng)?shù)臄Q緊力矩可以提高膠層剝離能力，增強連接接頭的膠接強度。

3）通過試驗和仿真方法分析了拉伸過程中不同擰緊力矩下膠螺混合連接接頭膠層損傷擴展過程和層合板損傷分布。擰緊力矩能有效延緩連接接頭中的膠層損傷演化，層合板損傷形式以纖維斷裂、基體壓潰和分層損傷為主，集中在左側(cè)螺孔處的上層合板和右側(cè)螺孔處的下層合板。

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Abstract：To investigate themechanical properties of woven composite hybrid bonded/bolted joints，a mechanical failure model forhybridbonded/bolted joints basedon3Dprogressivedamagemodelandcohesive force model was developed to simulate the mechanical behaviorand damage evolutionofthe joints.Basedonthe Abaqus finiteelement software，a finite elementsimulationmodelforhybridbonded/bolted jointswovencompositeswasestablished.Thedamageinitiationand propagationofthecompositematerialwerejudgedusing thethree-dimensionalLinde criterion.Thecohesiveforcemodelwas usedto simulate the damagefailure processof theadhesive layer.Onthebasisof testverificationofthe modelaccuracythe strengthanddamage failureprocessof the joints wereanalyzedunderdiferenttightening torques.The testand simulation resultsindicatethatasthetighteningtorqueincreases，theextensionofadhesivelayerdamagecanbeeffectivelysuppressed. However，theshear strengthoftheadhesive layerinthehybridbonded/bolted joints firstly increasesandthen decreases， becauseincreasing thetighteningtorquecanreducethepeeling stressoftheadhesivelayerinthe joints.However，the excessivetighteningtorquewillstrengthenthestressaroundtheadhesivelayerhole，leadingtoadecreaseintheshearsrength of theadhesivelayerandadecreaseinthestrengthoftheconnectionstructure.Theload-displacementcurveofthenumerical simulationisconsistentwiththetestresults，andthepredictedadhesivelayerfractureloadisequvalenttothetestsults.At thesame ime，thefiberdamage，matrixdamage，anddelaminationdamageonthelaminated platecanalsobewellreflectedin the numericalmodel，whichissimilartothedamageformaftertheconnectiontest，verifyingtheefectivenessoftedamage prediction model.

KeyWords：Composite material; Hybrid bonded/bolted joint;Finiteelement analysis;Shear strength of adhesive layer; Damage evolution

Fund：Anhui ProvinceKeyResearchand DevelopmentProgram（202203a05020039）；China Postdoctoral Science Foundation （2022M720939）;NaturalScienceFundforJiangsuProvince （BK20231444）;NationalNaturalScienceFoundation of China （52005259）

Corresponding author：HUJunshan，E-mail：hujunshan@nuaa.edu.cn Received：2023-10-24 Revised：2024-01-09