梅志遠(yuǎn)，譚大力，楊 坤

(1.海軍工程大學(xué)船舶與動(dòng)力學(xué)院，武漢430033，E-mail:zhiyuan_mei@163.com;2.海軍裝備研究院，北京100073)

FRC/鋼燕尾槽單向連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度特性及損傷機(jī)理

梅志遠(yuǎn)1，譚大力2，楊 坤1

(1.海軍工程大學(xué)船舶與動(dòng)力學(xué)院，武漢430033，E-mail:zhiyuan_mei@163.com;2.海軍裝備研究院，北京100073)

針對(duì)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(FRC)與鋼結(jié)構(gòu)的緊密堅(jiān)固連接要求，提出并設(shè)計(jì)了FRC/鋼結(jié)構(gòu)燕尾槽單向嵌入式膠接連接結(jié)構(gòu)形式.初步設(shè)計(jì)的連接結(jié)構(gòu)試件單向面內(nèi)抗剪極限強(qiáng)度試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果顯示:由于層間剪力引起的自由端效應(yīng)影響，F(xiàn)RC/鋼燕尾槽連接結(jié)構(gòu)的初始損傷將最先出現(xiàn)在自由端部，導(dǎo)致連接結(jié)構(gòu)緊密性連接要求不能得到滿足，而槽體連接區(qū)內(nèi)纖維的層間分層和拐角區(qū)樹脂基體的擠壓損傷以及上下層間界面剝離構(gòu)成了燕尾槽單向連接結(jié)構(gòu)抗剪承載時(shí)的典型損傷及破壞模式.為此，提出了自由端部增強(qiáng)改進(jìn)結(jié)構(gòu)形式.采用有限元數(shù)值方法(Abaqus/Standard)對(duì)改進(jìn)前、后兩種連接結(jié)構(gòu)界面應(yīng)力分布特性進(jìn)行分析，改進(jìn)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究結(jié)果表明:改進(jìn)后單向燕尾槽連接結(jié)構(gòu)層間界面應(yīng)力分布更趨合理，自由端部分層初始損傷得到有效抑制，燕尾槽單向連接結(jié)構(gòu)能在有效保證水密性要求的前提下，使抗剪極限強(qiáng)度提高約61%.

復(fù)合材料;連接技術(shù);燕尾槽單向連接結(jié)構(gòu);界面強(qiáng)度特征

纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料(FRC)具有耐腐蝕，比強(qiáng)度高，以及優(yōu)異的可設(shè)計(jì)性和復(fù)雜結(jié)構(gòu)整體成型的顯著特點(diǎn)，目前，已廣泛應(yīng)用于船舶與海洋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)工程［1］，艦艇大尺度復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與應(yīng)用技術(shù)研究必將成為未來(lái)艦船結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要發(fā)展方向［2］.然而，與傳統(tǒng)鋼質(zhì)結(jié)構(gòu)高效、低成本的焊接連接技術(shù)相比，復(fù)合材料與鋼構(gòu)件之間的連接問(wèn)題已成為阻礙復(fù)合材料結(jié)構(gòu)大規(guī)模使用的瓶頸技術(shù)之一.目前，復(fù)合材料與鋼構(gòu)件大量使用的連接方式主要為機(jī)械連接(螺釘連接和鉚接)、膠接和混合連接等，然而，機(jī)械連接由于采用穿透型開(kāi)孔，將損傷FRC結(jié)構(gòu)的完整性，且緊密性設(shè)計(jì)困難，膠接則往往難以滿足連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求.針對(duì)此類問(wèn)題，多年來(lái)國(guó)內(nèi)外研究人員一直期待能尋找更多新型連接結(jié)構(gòu)形式以滿足海洋工程環(huán)境的特殊要求［3-5］.對(duì)此，本文提出一種全新的FRC/鋼單向燕尾槽連接結(jié)構(gòu)形式，相關(guān)研究工作目前尚未見(jiàn)有文獻(xiàn)報(bào)道.本文對(duì)此型連接結(jié)構(gòu)開(kāi)展了初步結(jié)構(gòu)形式設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究、界面應(yīng)力分布特征的有限元分析以及改進(jìn)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究，深入探討了單向燕尾槽連接結(jié)構(gòu)的極限承載強(qiáng)度特性及損傷機(jī)理.

1 FRC/鋼單向燕尾槽連接結(jié)構(gòu)形式

為保證連接結(jié)構(gòu)的水密和單向拉壓承載要求，本文提出FRC/鋼燕尾槽連接結(jié)構(gòu)形式，F(xiàn)RC層合板與鋼板垂直相交連接，接頭連接原理如圖1所示.

圖1 FRC/鋼燕尾槽連接結(jié)構(gòu)原理示意圖

FRC層合板采用分層二次成型工藝，下鋪層與燕尾槽內(nèi)壁膠接形成U型結(jié)構(gòu)，通過(guò)填充材料灌注形成密實(shí)結(jié)構(gòu)，然后進(jìn)行上鋪層成型.層合板與鋼質(zhì)槽體夾角區(qū)域形成水密空間，與外界隔離.該連接結(jié)構(gòu)將主要承受面內(nèi)拉壓載荷和彎矩載荷，本文將重點(diǎn)研究燕尾槽連接結(jié)構(gòu)面內(nèi)單向拉伸載荷作用下的極限承載強(qiáng)度特性、初始損傷機(jī)理及其主要破壞機(jī)理，并在初步結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，改進(jìn)連接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，提高連接結(jié)構(gòu)的完整性和連接強(qiáng)度.

2 單向抗剪初步試驗(yàn)研究

2.1 初步設(shè)計(jì)及試驗(yàn)過(guò)程

通常，燕尾槽連接結(jié)構(gòu)的主要設(shè)計(jì)參量包括: FRC鋪層厚度h，槽體寬度H，槽體最小受壓厚Hcmin;槽底寬度Hb;槽深T;倒角半徑R;坡角θ等，如圖2所示.由于燕尾槽結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)變量較多，初步設(shè)計(jì)時(shí)主要針對(duì)槽開(kāi)口尺寸、槽深和坡角等參量進(jìn)行分析，為了增加槽體內(nèi)界面粘接力，槽體內(nèi)呈鋸齒狀加工，試件厚度為30 mm，測(cè)試試件參數(shù)見(jiàn)表1.

圖2 FRC/鋼燕尾槽連接結(jié)構(gòu)主要設(shè)計(jì)參量(a)及典型破壞模式分析(b)

表1 初步設(shè)計(jì)試件參數(shù)

單向抗剪試驗(yàn)測(cè)試由Letry10噸電伺服萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)完成，試件典型破壞模式如圖2(b)所示.圖2中顯示燕尾槽連接結(jié)構(gòu)的典型破壞模式:Ⅰ、自由端粘接界面的剝離破壞;Ⅱ、層合板承受拉伸載荷時(shí)產(chǎn)生的斷裂破壞(近載端槽口拐角處應(yīng)力集中所致);Ⅲ、層合板上下鋪層層間在承受拉伸過(guò)程中，由于剛度失配，產(chǎn)生層間剪力，形成層間撕裂破壞.其中Ⅰ型破壞是連接結(jié)構(gòu)初始損傷的主要模式，損傷載荷閾值較低，實(shí)際工程中，在交變載荷作用下，極易破壞結(jié)構(gòu)的水密性;Ⅱ和Ⅲ型破壞模式出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)承載的中后期，是導(dǎo)致連接結(jié)構(gòu)喪失承載能力的主要原因.

2.2 槽口倒角對(duì)承載強(qiáng)度的影響研究

通過(guò)連接結(jié)構(gòu)典型破壞模式及其損傷機(jī)理初步分析，可以認(rèn)為近載端槽口倒角是影響連接結(jié)構(gòu)承載能力的重要設(shè)計(jì)變量，因此，本文進(jìn)一步針對(duì)槽口倒角進(jìn)行討論.試件基本參數(shù)與表1一致，僅倒角參數(shù)R(半徑)變化，如表2所示，圖3為不同倒角試件破壞模式對(duì)比圖.

表2 倒角參數(shù)

圖3 不同倒角試件破壞模式對(duì)比

對(duì)比分析近載端槽口倒角半徑對(duì)連接結(jié)構(gòu)承載能力的影響，可以得到如下結(jié)果.

1)未倒角型試件R0存在上文所闡述的3種典型破壞模式，連接結(jié)構(gòu)極限承載能力主要受層合板上下鋪層層間剪切破壞制約.

2)在拉伸載荷作用下，不同倒角試件的最終破壞模式并不相同.隨著倒角半徑的增加，破壞模式越來(lái)越單一.未倒角試件達(dá)到極限承載時(shí)，最后出現(xiàn)的是玻璃鋼界面剪切分層.而倒角半徑R= 3 mm的試件達(dá)到極限承載時(shí)，僅出現(xiàn)鋼槽-玻璃鋼界面脫膠破壞，玻璃鋼界面未出現(xiàn)分層，甚至僅出現(xiàn)少量發(fā)白(相比倒角半徑為2 mm時(shí))，拐角處并未出現(xiàn)發(fā)白現(xiàn)象.可見(jiàn)隨著倒角增大，近載端槽口區(qū)過(guò)渡平滑，將有效避免應(yīng)力集中，提高連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度.

3)由表3可知，隨著近載端槽口倒角半徑的增大，連接結(jié)構(gòu)單向側(cè)向抗拉強(qiáng)度將出現(xiàn)明顯提高，當(dāng)?shù)菇前霃綖? mm時(shí)，連接結(jié)構(gòu)線強(qiáng)度可達(dá)412.6 N/mm.然而，同時(shí)也必須考慮到進(jìn)一步增大槽口倒角，必將不利于燕尾槽連接結(jié)構(gòu)的垂向拔脫強(qiáng)度的提高，因此，槽口倒角的設(shè)計(jì)必須綜合考慮各方面的效應(yīng).

表3 不同倒角試件極限載荷值

3 連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布特征分析及改進(jìn)結(jié)構(gòu)形式

3.1 應(yīng)力分布特征分析

為進(jìn)一步提高燕尾槽連接結(jié)構(gòu)初始損傷閾值，確保連接結(jié)構(gòu)的水密特性，并有效提高連接結(jié)構(gòu)整體極限承載強(qiáng)度，必須對(duì)連接結(jié)構(gòu)的界面損傷機(jī)理加以分析.對(duì)此本文針對(duì)初步連接結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)工況，基于有限元程序Abaqus6.10/Standard開(kāi)展有限元分析，建立有限元模型如圖4(a)所示，采用二維平面應(yīng)變單元進(jìn)行分析，承載端均布拉伸載荷為2.88 kN/cm，槽體底部固支約束.FRC鋪層材料采用正交鋪層，材料主坐標(biāo)采用離散坐標(biāo)，1方向沿A-B-C-D-E-F路徑，2方向?yàn)殇亴雍穸确较颍怪?方向，3方向垂直紙平面指向內(nèi)，S2/3201層合板材料參數(shù)E11=E33= 18 GPa，E22=7 GPa，v12=0.24，v13=0.16，v23= 0.24，G12=G23=3 GPa，G13=7 GPa.填充材料視為各向同性材料，E=200 MPa，v=0.4，槽體材料E=210 GPa，v=0.3.

圖4 初步連接結(jié)構(gòu)U型鋪層與槽體界面處主應(yīng)力(S11和S 22)分布

沿A-B-C-D-E-F路徑層合板主應(yīng)力S11和S22分布特性如圖4(b)所示.結(jié)果顯示:主應(yīng)力S11(剪力)的應(yīng)力峰值主要出現(xiàn)在A、C處.相對(duì)于鋪層下緣而言，A處是約束邊界，因此，鋪層方向拉應(yīng)力相對(duì)集中;C處為鋪層角隅處，其作用相當(dāng)于鋪層A-B-C段承受拉伸載荷的邊界，因此，拉應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯.由于C點(diǎn)的強(qiáng)約束作用和E-F區(qū)間的擠壓作用，D-E區(qū)間主要表現(xiàn)為擠壓應(yīng)力.文中主要對(duì)主應(yīng)力S22正應(yīng)力(剝離力)進(jìn)行分析，應(yīng)力集中區(qū)域主要出現(xiàn)在B -C中點(diǎn)至D點(diǎn)區(qū)間內(nèi)和E、F兩點(diǎn)附近，最大剝離力出現(xiàn)在F點(diǎn)，這是自由端為平衡層間剪應(yīng)力而導(dǎo)致的層間正應(yīng)力集中(稱為奇點(diǎn)效應(yīng)或邊緣效應(yīng))的結(jié)果，它是自由端出現(xiàn)初始剝離損傷的主要機(jī)制.

3.2 改進(jìn)結(jié)構(gòu)形式的提出

為避免自由端正應(yīng)力集中發(fā)生剝離損傷，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)緊密性的破壞，本文進(jìn)一步提出改進(jìn)型單向燕尾槽連接結(jié)構(gòu)形式如圖5所示.結(jié)構(gòu)形式的改變主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面，一是將自由端上鋪層延長(zhǎng)至槽體側(cè)部;二是為了避免右側(cè)槽體結(jié)構(gòu)的承載能力下降，對(duì)稱槽內(nèi)壁結(jié)構(gòu)非承載端槽壁由斜壁改為直壁式，形成不對(duì)稱式槽口結(jié)構(gòu)形式.

圖5 改進(jìn)型單向燕尾槽連接結(jié)構(gòu)原理示意圖

針對(duì)改進(jìn)后連接結(jié)構(gòu)鋪層界面應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行有限元分析.改進(jìn)后連接結(jié)構(gòu)U型鋪層與槽體界面主應(yīng)力(S11(界面剪力)和S22(界面剝離力)分布情況如圖6(b)所示，對(duì)比原結(jié)構(gòu)的相應(yīng)結(jié)果可知，A-E界面區(qū)間內(nèi)兩型結(jié)構(gòu)主應(yīng)力分布特征以及應(yīng)力峰值基本一致，原結(jié)構(gòu)中E-F區(qū)內(nèi)正應(yīng)力S22在倒角結(jié)束后呈拋物線方式迅速增大，然而，改進(jìn)結(jié)構(gòu)的正應(yīng)力S22在倒角結(jié)束后僅略有增大，并沿E-F路徑迅速下降，僅在F端點(diǎn)處略有上升，正應(yīng)力S22峰值約為5 MPa，遠(yuǎn)小于原結(jié)構(gòu)自由端的正應(yīng)力S22峰值(22 MPa)，從而自由端分層剝離現(xiàn)象將得到有效抑制.進(jìn)一步分析E-F區(qū)間纖維鋪層方向主應(yīng)力S11的分布特征可知，由于自由端的影響，原結(jié)構(gòu)主應(yīng)力S11水平較低(小于2 MPa)，而改進(jìn)結(jié)構(gòu)界面主應(yīng)力S11基本保持在5～10 MPa，這表明上鋪層在較大程度上將通過(guò)界面剪切作用，參與纖維鋪層面內(nèi)承載，從而有利于抑制層間剪切分層和提高連接結(jié)構(gòu)的整體強(qiáng)度.

圖6 改進(jìn)后連接結(jié)構(gòu)U型鋪層與槽體界面處主應(yīng)力(S11和S22)分布

4 改進(jìn)型連接結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究

相對(duì)于纖維樁這種嵌入式點(diǎn)連接結(jié)構(gòu)而言，燕尾槽連接結(jié)構(gòu)實(shí)質(zhì)上屬于一種線連接結(jié)構(gòu)形式，其連接強(qiáng)度的評(píng)價(jià)應(yīng)以其單位長(zhǎng)度的承載能力，即線強(qiáng)度，做為衡量指標(biāo).為測(cè)試改進(jìn)設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)的整體線強(qiáng)度，加工如圖7所示的6個(gè)改進(jìn)型燕尾槽連接結(jié)構(gòu)試件.與初始設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)相比，倒角半徑R=3 mm;右側(cè)坡角θ=0(DE段垂直)，端部延長(zhǎng)部分高度20 mm，厚度2 mm，試件厚度為20 mm，其他尺寸不變.改進(jìn)設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)拉伸破壞模式和試驗(yàn)曲線如圖8所示，試件極限載荷和線強(qiáng)度見(jiàn)表4.

對(duì)比初始設(shè)計(jì)中R=3 mm試件線強(qiáng)度和改進(jìn)設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)的線強(qiáng)度可知，改進(jìn)設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)的整體強(qiáng)度得到顯著增強(qiáng)，增強(qiáng)約61%.在改進(jìn)設(shè)計(jì)試驗(yàn)過(guò)程中，并未出現(xiàn)類似初始設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)中較為明顯的自由端初始剝離損傷模式，而當(dāng)端部延長(zhǎng)部分FRC/鋼界面出現(xiàn)脫膠分離時(shí)，結(jié)構(gòu)整體瞬間失去承載能力.最后，連接結(jié)構(gòu)的破壞模式為端部界面脫膠分離，層合板分層破壞.這種線強(qiáng)度較高且自由端初始剝離損傷模式的改進(jìn)設(shè)計(jì)效果明顯，大大提高了連接結(jié)構(gòu)初始損傷閾值，較原始設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)的綜合力學(xué)性能有很大的提高.

圖7 測(cè)試試件(試驗(yàn)后)

圖8 改進(jìn)后連接結(jié)構(gòu)破壞模式(a)及試件試驗(yàn)曲線(b)

表4 試件極限載荷及線強(qiáng)度

5 結(jié)論

1)針對(duì)FRC與鋼的連接需求，提出了一種新型的嵌入式膠接燕尾槽連接結(jié)構(gòu)形式，并通過(guò)試驗(yàn)和仿真的方法研究了初始設(shè)計(jì)和改進(jìn)設(shè)計(jì)燕尾槽連接結(jié)構(gòu)受單向拉伸載荷作用下的應(yīng)力分布、破壞模式及結(jié)構(gòu)整體強(qiáng)度.

2)常規(guī)燕尾槽連接結(jié)構(gòu)在承受單向拉伸載荷時(shí)主要存在3種典型的破壞模式:FRC/鋼粘接界面自由端剝離損傷;層合結(jié)構(gòu)承受拉伸載荷時(shí)產(chǎn)生的斷裂破壞(近載端槽口拐角處)以及層合結(jié)構(gòu)層間破壞.

3)近載端槽口倒角嚴(yán)重影響連接結(jié)構(gòu)單向承載能力，由于槽口倒角將有效降低局部應(yīng)力集中程度，并能消除槽口纖維斷裂破壞模式的出現(xiàn)，因此，隨槽口倒角的增大，連接結(jié)構(gòu)單向抗拉強(qiáng)度將得到有效提高，但確定具體優(yōu)化參數(shù)時(shí)，應(yīng)綜合考慮垂向拔脫強(qiáng)度特征.

4)改進(jìn)型燕尾槽連接結(jié)構(gòu)能有效提高初始損傷閾值，且線強(qiáng)度較初始設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)提高61%.

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The design and mechanical characteristic research of swallow-tailed slot joint of FRC/steel

MEI Zhi-yuan1，TAN Da-li2，YANG Kun1
(1.Dept.of Naval Architecture＆Ocean Eng’g，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China，E-mail:zhiyuan_mei@163.com;2.Naval Academy of Armament Ship，Beijing 100073，China)

The swallow-tailed slot joint has been put forward and the primary configuration has been designed to meet the demands of water-tight and strong connection between steel and FRC.The tensile strength tests for primary configuration have been carried out，and the results show that，the initial damage of peel breakage appeares at the free end，owing to the convergence of peel stress.Subsequently，the delaminate between upper layers and the slot layers，the extrusion damage of resin matrix，and the shear failure between the interfaces dominate the failure processes of swallow-tailed slot connection.Then，the reinforced configuration of swallow-tailed slot joint has been brought forward，the peel stress and shear stress distribution characteristic among the interfaces have been discussed by experiments and simulations(Abaqus).The experimental results show that the reinforced joint can resist the initial damage at the free end and the strength of connection is increased by 61%.

composite material;adhesive joint technology;joint structure;interfacial mechanical properties

TB332 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A 文章編號(hào):1005-0299(2012)01-0144-05

2011-11-24.

梅志遠(yuǎn)(1973-)，男，博士，副教授.

(編輯 呂雪梅)