陳亮，楊坤

1 海軍駐上海江南造船（集團）有限責任公司軍事代表室，上海200011

2 海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢430033

0 引 言

為解決復合材料結構非平面內的連接問題，國內外研究者們提出了包括復合材料T 型接頭，π型接頭在內的多種連接結構形式，并進行了相關研究。Theotokoglou 等［3］研究了復合材料T 型接頭的拉伸破壞強度，白江波等［4］對RTM 成型復合材料T 型接頭的工藝參數(shù)進行優(yōu)化，并開展了拉伸力學性能試驗研究。為提高復合材料T 型接頭的極限承載能力，Stickler 等［5］通過引入縫紉工藝，研究了縫紉工藝復合材料T 型接頭的拉伸強度特性。目前，對復合材料T 型連接接頭力學特性的研究熱點主要集中在通過數(shù)值模擬預測結構失效模式并指導結構形式的優(yōu)化設計上。當非平面內構件采用復合材料夾芯結構形式設計時，作為復合材料T 型連接接頭研究工作的延伸，結構形式和連接界面均相對復雜的夾芯復合材料T 型接頭的力學特性受到了研究者們的關注。Toftegaard等［6］通過試驗和數(shù)值模擬相結合的方法，研究了泡沫夾層的三明治T 型接頭的拉伸強度特性，Zhou 等［7］結合試驗和仿真方法對夾芯復合材料T型接頭開展了動態(tài)響應研究，Shenoi 等［8］通過試驗研究了T 型接頭幾何尺寸對壓縮強度的影響。但是，在上述針對夾芯復合材料T 型接頭開展的試驗和數(shù)值模擬研究成果中，其載荷形式均未能很好地反映艦船復合材料夾芯結構非平面內連接接頭的承載特點、破壞模式和機制。

為滿足艦船上層建筑夾芯復合材料中間甲板和縱向外壁的非平面連接要求，本文將提出一種由復合材料夾芯板條、復合材料夾芯梯形過渡區(qū)構成的T 型接頭結構形式。由于縱向外壁承受波浪載荷且中間甲板承受重力及其他活動物體的垂向載荷作用，使得應用于該區(qū)域的T 型接頭承受彎曲和垂向剪切變形。因此，針對真空輔助成型夾芯復合材料T 型接頭開展工藝制備穩(wěn)定性研究、承受彎曲和剪切載荷作用下的力學性能和破壞機制研究非常必要。

本文還將通過試驗獲取夾芯復合材料T 型接頭的極限承載能力、損傷特征和破壞模式，這對全面了解該型接頭的強度設計特點和結構形式改進都具有重要的意義。

1 T 型接頭結構形式

某夾芯復合材料T 型接頭結構形式示意圖如圖1 所示，該接頭由底部夾芯板條、頂部夾芯板條、梯形過渡區(qū)填充芯材、梯形過渡區(qū)復合材料表層、兩翼搭接復合材料層及局部1 mm 厚45°增強復合材料層組成，其中，芯材均采用PVC 泡沫，復合材料層采用玻璃纖維增強復合材料。除局部增強復合材料采用45°鋪層外，其余鋪層均為0°。制作彎曲和剪切試件，尺寸見表1。其中：L 為底部夾芯板條長度；H 為整個接頭高度；B 為接頭寬度；tc 為夾芯板條芯材厚度；t 為夾芯板條表層厚度；h1～h4 為局部1 mm 厚單層45°增強復合材料的長度；H1 為梯形過渡區(qū)高度；L2 為兩翼等厚搭接區(qū)長度，L3 為兩翼楔形搭接區(qū)長度；α 為梯形過渡區(qū)與底部板條之間的夾角。

圖1 T 型結構示意圖Fig.1 The shape of the T-joint structure

表1 連接接頭的主要尺寸Tab.1 The joint structure dimensions

2 T 型接頭制備工藝

T 型連接接頭試驗試件制作用到的3 種原材料分別為無堿玻璃纖維斜紋布（江蘇九鼎EWT400）、PVC 泡沫芯材（戴博H80）和環(huán)氧乙烯基樹脂（美國亞士蘭510C）。

依次在涂抹脫模劑的鋼制平板模具上鋪放下表層、泡沫芯材和上表層，完成整個底部夾芯板條的鋪放。在上表層上分別鋪放脫模布、導流網(wǎng)及真空袋。在模具的適當位置設置注膠口和出膠口，封閉真空袋，抽真空。待底部夾芯板條部分固化后，放置梯形泡沫芯材，鋪放45°局部增強層，然后放置上部夾芯板條芯材，鋪放兩側復合材料表層，再次抽真空、注膠、固化，完成整個試件的制備。為降低孔隙率并提高纖維體積含量，抽真空2 h 之后進行樹脂注射。制備完成后的彎曲試驗試件和剪切試驗試件分別如圖2 和圖3 所示。

圖2 彎曲試樣實物Fig.2 Photograph of the specimen for bending experiment

圖3 剪切試樣實物Fig.3 Photoraph of the specimen for shear experiment

3 T 型接頭力學性能試驗研究

3.1 試驗過程

目前，尚無有關夾芯復合材料T 型連接接頭力學性能測試的標準可供參考，因此，本文根據(jù)該型接頭使用載荷環(huán)境設計了三點彎曲和垂向剪切兩種試驗方案。T 型接頭三點彎曲試驗如圖4 所示，試件兩端自由支撐，模擬簡支邊界，跨距為300 mm，兩端設置位移測試百分表，底部夾芯板條下側中點位置為最大拉伸應變測點Y1，45°梯形過渡區(qū)下端至搭接區(qū)拐角處為最大壓縮應力測試點Y2。T 型接頭剪切試驗工況如圖5 所示，兩端采用槽型夾具固定，上下端夾具間距為324 mm，在T 型懸臂部分的端部加載，壓頭與試件之間墊寬度為50 mm 的鋼質墊塊，梯形過渡區(qū)與懸臂板條拐角處上側布置最大拉伸應力測點Y1，下側布置最大壓縮應力測點Y2。

這時風歇了，太陽已經(jīng)西沉。夕陽艷紅如血，映出了滿天彩霞。姑媽不知所措地劃著雙手，像一個求救者絕望地揮舞著。夕陽將最后的余暉，灑遍了凌州的每個角落，也灑在了姑媽手上。姑媽的手在夕陽中閃著紫紅色的光澤，溫馨而耀眼，劃出一道美麗的弧。小蟲被這道弧吸引了，突然出手抓住，說快快，快摘下鉆戒。姑媽也恍然大悟，說對對對，你把鉆戒帶上，這個鉆戒能值二十多萬呢，少了不能換呀。小蟲說別啰嗦，來不及了。姑媽用力抹鉆戒。姑媽手胖，又抖得厲害，怎么也抹不下來。小蟲猛地拽過姑媽手指，一用力，鉆戒抹下來了。姑媽肥嘟嘟的手指上，被抹出了一道鮮紅的血印來。

圖4 彎曲試件三點彎曲試驗Fig.4 The experiment state of bending specimen

圖5 剪切試件剪切試驗Fig.5 The experiment state of shear specimen

3.2 試驗結果分析

3.2.1 工藝穩(wěn)定性及承載能力分析

1）彎曲試件工藝穩(wěn)定性及承載能力分析。

針對彎曲試件持續(xù)加載，直至破壞。圖6 為T型接頭彎曲試驗載荷—位移曲線。由圖可知，當載荷低于6 kN 時，載荷—位移曲線的線性度較好，其平均彎曲剛度為1.44 kN/mm。

由圖6 可以看出，極限載荷存在一定的離散。原因分析：試驗過程中，載荷并不能完全處在試件的對稱面，作用力偏心不對稱，在試件梯形過渡區(qū)就會產(chǎn)生附加剪切力，導致試件極限承載能力有差異。試件達到極限破壞之前的載荷—位移曲線的離散度較小，表明試件制備工藝具有較好的穩(wěn)定性。

圖6 彎曲試件載荷—位移曲線Fig.6 The load-displacement curves of bending specimen

試驗結果顯示：在6 kN 附近存在明顯的拐點，彎曲剛度存在一定的退化。取極限載荷的最小值7.7 kN，T型接頭極限抗彎強度高于1.15 kN·m（跨距300 mm），此時，最大拉伸應變測點Y1 的應變值為1 374×10-6，最大壓縮應變測點Y2 的應變值為-7 213×10-6，考慮表層復合材料單向失效應變約為19 500×10-6，彎曲試件破壞時，表層復合材料的應變水平達到材料失效應變的37%。

2）剪切試件工藝穩(wěn)定性及承載能力分析。

針對剪切試件持續(xù)加載，直至破壞。圖7 為剪切試件載荷—位移曲線，圖8 為其局部初始卸載曲線放大圖。由圖可知，試件的載荷—位移曲線低于1.5 kN 時線性度較好，其平均彎曲剛度值為230 N/mm。

圖7 剪切試件載荷位移曲線Fig.7 The load-displacement curves of shear specimen

圖8 卸載曲線（圖7 的局部放大）Fig.8 Unload curves（local zoom in Fig.7）

由圖7 可以看出，剪切試件的載荷—位移曲線離散度較小，試件制備工藝具有較好的穩(wěn)定性。由圖8 可以看出，剪切試件在1.67 kN 附近存在一個載荷卸載拐點，但此時結構并未喪失承載能力，還能繼續(xù)承載。極限載荷取試驗結果最小值，略高于1.9 kN，T 型接頭極限抗剪強度高于348 N·m（力臂取加載中心點至豎向夾芯板條183 mm），此時，最大拉伸應變測點Y1 的應變值為3 329×10-6，最大壓縮應變測點Y2的應變值為-3 141×10-6，上、下側的應力水平相當，剪切試件破壞時，表層復合材料的應變水平達到失效應變的17%。

3.2.2 破壞模式分析

針對T 型接頭的彎曲破壞和剪切破壞模型進行分析，以掌握其彎曲承載和剪切承載的損傷特征規(guī)律，正確評價該型接頭的力學設計特點和承載特性。

1）彎曲試件破壞模式分析。

圖9 為彎曲試件在頂端集中載荷作用下的變形形態(tài)。由于芯材模量較低，結構在承受彎曲變形的過程中，簡支邊界附近的芯材出現(xiàn)了較大的剪切變形（圖中黑色標注線的強烈錯動），由兩端百分表的測試結果可知，兩端略微抬起，以BC1-W-3 試件為例，載荷達到9.6 kN，接近極限載荷時，其兩端最大抬起變形分別為1.25 mm 和0.9 mm，相比其加載點位移20 mm 小得多。結構整體呈現(xiàn)以簡支邊界為拐點的海鷗型變形模式。

圖9 彎曲試件變形形態(tài)Fig.9 The deformed shape of bending specimen

圖10 為彎曲試件典型破壞模式。當彎曲試件頂部承受集中載荷時，簡支邊界出現(xiàn)支反力，底部夾芯板條兩端會產(chǎn)生對稱彎矩。對底部夾芯板條而言，與梯形過渡區(qū)和搭接區(qū)接觸的界面必然會提供相反的彎矩來平衡兩端彎矩，搭接區(qū)界面正應力提供一部分彎矩，當界面端部正應力達到界面粘接強度時，發(fā)生剝離并擴展。彎曲試件在6 kN 附近出現(xiàn)拐點，此時，梯形過渡區(qū)拐角處出現(xiàn)初始損傷，復合材料出現(xiàn)發(fā)白現(xiàn)象；初始損傷出現(xiàn)后，剛度下降，但結構的整體承載能力并未喪失，直至梯形過渡區(qū)表層復合材料與填充芯材界面出現(xiàn)剝離破壞（圖10）后，載荷—位移曲線明顯卸載，最終導致結構崩潰，喪失承載能力。

圖10 界面剝離破壞模式Fig.10 The interface delamination of failure mode

2）剪切試件破壞模式分析。

圖11 所示為剪切試件懸臂部分端部承受載荷作用時的變形形態(tài)。由于豎向夾芯板條兩端固定支持，隨著懸臂夾芯板條端部位移的增加，懸臂夾芯板條呈現(xiàn)懸臂彎曲狀態(tài)，豎向夾芯板條受到彎矩的作用呈現(xiàn)扁平的反S型變形特征（圖中視角）。

圖11 剪切試件變形形態(tài)Fig.11 The deformed shape of shear specimen

當剪切試件懸臂端部承受集中載荷時，對梯形過渡區(qū)和懸臂夾芯板條而言，梯形過渡區(qū)和搭接區(qū)與底部夾芯板條界面將出現(xiàn)剪切應力和正應力以平衡懸臂端部向下的集中載荷和順時針彎矩。當搭接區(qū)剪應力和正應力達到界面剪切強度和粘接強度時，將發(fā)生剝離并擴展。剪切試件在1.67 kN 附近載荷—位移曲線出現(xiàn)第一個卸載拐點，此時T 型接頭出現(xiàn)初始損傷，對應于圖12（a）中接頭下方楔形搭接區(qū)自由端（圖中標注①箭頭開始的位置）與底部夾芯板條復合材料層之間的剝離。繼而，沿著圖中箭頭所示方向擴展進入梯形過渡區(qū)內，下端填充芯材與復合材料層剝離。最后，在梯形過渡區(qū)上端出現(xiàn)45°增強層與復合材料包覆層之間剝離，此時結構瞬間破壞，喪失承載能力。由于試件的個體差異，上述擴展過程可能由于界面粘接強度較好而停止，進而出現(xiàn)如圖12（b）所示的破壞模式，導致結構瞬間喪失承載能力（試件BC1-J-3），其極限載荷反而較低。

圖12 剪切試件破壞模式Fig.12 The failure modes of shear specimen

試驗過程中，隨著集中載荷的不斷增加，懸臂板條以及梯形過渡區(qū)芯材和上表層復合材料之間由于變形不協(xié)調而產(chǎn)生界面剪切力，由于上表層復合材料在懸臂板條和梯形過渡區(qū)連續(xù)，在圖12（c）和圖12（d）標記①的位置將發(fā)生剝離。在出現(xiàn)初始損傷至極限破壞過程中，剪切試件還會伴隨出現(xiàn)另外兩種破壞形式，集中在局部45°增強層區(qū)域，如圖12（c）和圖12（d）所示，但這些破壞形式并不會導致結構喪失承載能力。由剪切試驗載荷—位移曲線可判斷，即使該型接頭存在較多的破壞模式，但其極限載荷離散度仍然較小，進一步表明了制備工藝的穩(wěn)定性。

4 結 論

本文提出了一種滿足艦船復合材料夾芯結構非平面內連接要求的T 型接頭結構形式及真空輔助成型制備方法，通過彎曲和剪切試驗驗證了制備工藝的穩(wěn)定性，并得到以下結論：

1）T 型接頭的極限彎矩達1.15 kN·m，極限抗剪彎矩高于348 N·m；

2）T 型接頭的彎曲破壞模式為拐角處復合材料基體損傷及梯形過渡區(qū)表層復合材料與填充芯材界面剝離；

3）T 型接頭剪切破壞模式包括楔形搭接區(qū)端部初始剝離、局部45°增強層與夾芯板條表層界面剝離，以及梯形過渡區(qū)上緣或下緣界面崩潰破壞。

［1］SHENOI R A，WELLICOME J F. Composite materials in maritime structures，volume 2：practical consider?ations［M］. England：Cambridge University Press，1993.

［2］MOURITZ A P，GELLERT E，BURCHILL P，et al.Review of advanced composite structures for naval ships and submarines［J］. Composite Structures，2001，53（1）：21-42.

［3］THEOTOKOGLOU E E，MOAN T. Experimental and numerical study of composite T-joints［J］. Journal of Composite Materials，1996，30（2）：190-209.

［4］白江波，熊峻江，程序，等. RTM 成型復合材料T 型接頭工藝參數(shù)優(yōu)化與力學性能實驗研究［J］.復合材料學報，2009，26（3）：13-17.BAI Jiangbo，XIONG Junjiang，CHENG Xu，et al.Processing parameter optimization and experimental investigation on mechanical properties for RTM com?posite T-joint［J］. Acta Materiae Compositae Sinica，2009，26（3）：13-17.

［5］STICKLER P B，RAMULU M. Investigation of me?chanical behavior of transverse stitched T-joints with PR520 resin in flexure and tension［J］. Composite Structures，2001，52（3）：307-314.

［6］TOFTEGAARD H，LYSTRUP A. Design and test of lightweight sandwich T-joint for naval ships［J］. Com?posites Part A：Applied Science and Manufacturing，2005，36（8）：1055-1065.

［7］ZHOU D W，LOUCA L A，SAUNDERS M. Numerical simulation of sandwich T-joints under dynamic loading［J］. Composites Part B：Engineering，2008，39（6）：973-985.

［8］SHENOI R A，READ P，JACKSON C L. Influence of joint geometry and load regimes on sandwich tee joint behaviour［J］. Journal of Reinforced Plastics and Com?posites，1998，17（8）：725-740.