楊娜娜，王偉，董一帆，姚熊亮

(哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001)

桅桿常常位于水面艦艇結(jié)構(gòu)的最高位置，其隱身性能的好壞直接影響到全艦結(jié)構(gòu)隱身性能的優(yōu)劣［1］。由于隱身性能的需求，現(xiàn)代水面艦艇設(shè)計中已開始采用綜合集成桅桿，將雷達(dá)、天線等電子通訊設(shè)備統(tǒng)一置于具有一定傾角側(cè)壁的封閉復(fù)合材料天線罩內(nèi)，不僅可減小艦艇的雷達(dá)反射截面(RCS)，還可吸收雷達(dá)波，可顯著提高水面艦艇的綜合隱身性能［2］。

天線罩采用透波性能優(yōu)的復(fù)合材料，而主體仍采用鋼質(zhì)結(jié)構(gòu)，復(fù)合材料天線罩與桅桿鋼質(zhì)主體的連接部位通常是復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)。復(fù)合材料構(gòu)件和金屬構(gòu)件間通常采用機(jī)械連接形式(螺栓或鉚釘)，而其中尤以螺栓連接最為常見［3］。桅桿連接結(jié)構(gòu)承載較大，可靠性要求較高，又要達(dá)到方便拆卸等目的，因此復(fù)合材料天線罩與鋼質(zhì)主體間的連接形式選為螺栓連接。

復(fù)合材料所具有的各向異性及脆性特點導(dǎo)致復(fù)合材料連接部位應(yīng)力分布遠(yuǎn)較金屬結(jié)構(gòu)復(fù)雜，復(fù)合材料連接部位的應(yīng)力狀態(tài)和失效模式的影響因素極為復(fù)雜［4］。目前，國內(nèi)外研究學(xué)者主要通過實驗和數(shù)值模擬對復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)的損傷失效進(jìn)行研究。Okutan［5］等通過實驗研究了不同比例尺寸的復(fù)合材料層合板螺栓連接結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)不同比例尺寸對螺栓連接的強(qiáng)度和破壞模式影響較大。Hart-Smith［6］等通過大量試驗研究發(fā)現(xiàn)層合復(fù)合材料接頭鋪層比例大小直接影響其結(jié)構(gòu)靜載失效模式。Dano［7］基于不同的失效準(zhǔn)則和剛度退化模型組合，通過ABAQUS軟件中的USFLD模塊對二維螺栓連接結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)失效準(zhǔn)則和剛度退化模型的選取對連接結(jié)構(gòu)的失效影響較大。Tserpes［8］通過在ANSYS軟件中加入損傷子程序，對三維實體連接結(jié)構(gòu)模型的失效過程進(jìn)行了模擬。但是，目前國內(nèi)外對于尺度較大的復(fù)合材料層合板及其連接結(jié)構(gòu)的損傷和加工工藝對其力學(xué)性能的影響方面的研究很少。

分別通過試驗和漸進(jìn)損傷模擬方法對大尺度復(fù)合材料天線罩層合板及其螺栓連接結(jié)構(gòu)的損傷失效過程和失效強(qiáng)度進(jìn)行了研究，并結(jié)合試驗結(jié)果對天線罩連接結(jié)構(gòu)的加工工藝對力學(xué)性能的影響進(jìn)行了分析，所得結(jié)論對復(fù)合材料天線罩結(jié)構(gòu)設(shè)計具有重要的指導(dǎo)作用。

1 試驗概況

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

桅桿復(fù)合材料天線罩采用玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(GRP)/聚氯乙烯泡沫(PVC)層合板制造，層合板結(jié)構(gòu)形式為GRP(1 mm)-PVC(20 mm)-GRP(0.5 mm)-GRP(0.5 mm)-PVC(20 mm)-GRP(1 mm)。典型復(fù)合材料天線罩連接結(jié)構(gòu)如圖1所示，為了提高天線罩整體的剛度和連接位置的強(qiáng)度，連接位置層合板的玻璃鋼蒙皮逐漸過渡至純玻璃鋼，蒙皮過渡高度為300 mm，純玻璃鋼高度為100 mm，試件的具體結(jié)構(gòu)形式及尺寸如圖1所示。

圖1 試件結(jié)構(gòu)形式及尺寸Fig.1 Dimension of test specimen

1.2 試驗設(shè)計

復(fù)合材料天線罩為正八邊形棱柱結(jié)構(gòu)，風(fēng)載是天線罩所受的主要載荷之一。姚熊亮等［9］通過水池拖曳試驗得到正八邊形棱柱結(jié)構(gòu)所受風(fēng)載沿軸向基本呈均勻分布，風(fēng)載周向分布如圖2所示。

圖2 天線罩風(fēng)載周向分布Fig.2 Circulatory distribution of wind load

可以認(rèn)為天線罩在風(fēng)載的作用下受到整體彎矩的作用，彎矩將對連接結(jié)構(gòu)螺栓產(chǎn)生拉力的作用。同時，在風(fēng)載的作用下天線罩不同區(qū)域受到的正壓力和負(fù)壓力(即拉力)作用將會對相應(yīng)位置的螺栓產(chǎn)生方向和大小不同的剪力作用。圖3為與試件等寬度且包含2個螺栓的層合板板條，不同區(qū)域的螺栓在風(fēng)載作用下會分別受到拉和壓剪力的作用，因此需通過試驗對天線罩連接結(jié)構(gòu)在2種受力情況下的損傷失效過程進(jìn)行研究，試驗中通過將試件倒置以模擬連接結(jié)構(gòu)螺栓受拉剪力時的破壞過程，分別將2種類型試驗稱為壓型強(qiáng)度試驗和“拉”型強(qiáng)度試驗。

圖3 連接位置受力分析Fig.3 Force distribution

由于試件的結(jié)構(gòu)形式較為復(fù)雜、尺度較大，試驗中采用美國MTS公司生產(chǎn)的多點協(xié)調(diào)加載系統(tǒng)進(jìn)行加載，試件通過工裝件進(jìn)行固定，工裝件上與試件連接圍臺的厚度與實際桅桿鋼質(zhì)主體法蘭相同。試驗加載如圖4所示，試驗時通過與加載系統(tǒng)作動器相連的滑輪組和試件直接接觸對試件進(jìn)行加載，作動器的加載量程為200 kN，精度為0.1 kN，控制系統(tǒng)可實時記錄加載過程中作用在試件上的載荷以及試件的位移，每種類型試驗分別對3件相同的試件進(jìn)行測試。

圖4 試驗加載圖Fig.4 Photos of the test-rig

2 損傷模擬方法

2.1 損傷分析流程

絕大多數(shù)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層合板在首層發(fā)生失效后仍能繼續(xù)承受更大的載荷，采用漸近損傷分析方法模擬天線罩連接結(jié)構(gòu)的損傷累積和失效過程，漸進(jìn)損傷分析方法中假設(shè)結(jié)構(gòu)的損傷單元可根據(jù)預(yù)定的材料屬性退化方案繼續(xù)承載［10］，其分析流程如圖5所示。

圖5 漸近損傷分析方法基本流程Fig.5 Flow chart of progressive damage analysis

研究中所采用的漸進(jìn)損傷分析方法包括應(yīng)力求解、失效分析和材料屬性退化，這些步驟重復(fù)迭代直至結(jié)構(gòu)整體失效。在漸進(jìn)損傷分析的每一個載荷增量步中，先假定材料的狀態(tài)不發(fā)生改變，對復(fù)合材料整體結(jié)構(gòu)建立非線性有限元平衡方程，通過求解平衡方程得到位移收斂解，在此基礎(chǔ)上計算材料單元積分點的應(yīng)力，根據(jù)失效準(zhǔn)則判斷積分點的損傷狀態(tài)。若材料積分點發(fā)生失效，則根據(jù)失效模式按剛度退化方案對其進(jìn)行剛度折減，并在當(dāng)前載荷狀態(tài)下根據(jù)退化后的材料屬性重新建立平衡方程;反之，則增加載荷ΔP繼續(xù)計算，重復(fù)上述求解過程，直至復(fù)合材料整體結(jié)構(gòu)最終失效。由此可以確定復(fù)合材料層合板連接結(jié)構(gòu)的失效載荷。

2.2 材料失效準(zhǔn)則

復(fù)合材料層合板的失效模式主要為纖維斷裂、基體斷裂、纖維/基體剪切失效，與這些失效模式有關(guān)的失效準(zhǔn)則主要有最大應(yīng)力(變)準(zhǔn)則、Hill-Tsai準(zhǔn)則、Hashin準(zhǔn)則、Hoffman準(zhǔn)則以及Tsai-Wu準(zhǔn)則等。由于Tsai-Wu準(zhǔn)則結(jié)合了Hoffman準(zhǔn)則在失效判別過程簡便的優(yōu)勢及Hill-Tsai準(zhǔn)則在準(zhǔn)確性上的優(yōu)勢，采用已被國內(nèi)外研究者普遍成功使用的Tsai-Wu失效準(zhǔn)則作為材料失效的判據(jù)，其具體形式為

2.3 剛度退化準(zhǔn)則

選定有限剛度退化模型為損傷失效分析中的剛度退化模型，即當(dāng)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)某一層的應(yīng)力滿足材料失效準(zhǔn)則判別關(guān)系式時，則根據(jù)材料的失效模式進(jìn)行判定，并退化部分材料的剛度，但仍保留該層材料的其他剛度。采用Tsai-Wu強(qiáng)度失效準(zhǔn)則判別材料失效時，在進(jìn)行材料剛度退化處理時，首先做如下假設(shè):

計算過程中，當(dāng)材料積分點的應(yīng)力滿足式(2)的失效準(zhǔn)則時，則根據(jù)式(2)計算出各Hi值，并將各Hi值進(jìn)行比較以判斷材料的主要失效模式，Hi最大的項認(rèn)為是最主要的失效模式，則將與其對應(yīng)的彈性模量降為零，具體的材料退化方案如表1所示［11］。

表1 剛度退化準(zhǔn)則Table 1 Material property degradation model

2.4 數(shù)值計算模型

通過在ANSYS中調(diào)入損傷子程序?qū)μ炀€罩典型連接結(jié)構(gòu)的損傷失效過程進(jìn)行模擬，采用非線性的層合殼單元SHELL 91模擬復(fù)合材料夾層結(jié)構(gòu)，由于此種單元不能模擬過渡位置的厚度漸變，因此在計算時考慮將蒙皮厚度漸變區(qū)域均分成6份，每一份采用其中間位置的厚度作為等效厚度，如圖6所示，按此種方式等效得到的有限元模型如圖7所示。

圖6 過渡位置等效方式Fig.6 Equivalent model in joints

層合板的材料為玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(GRP)與聚氯乙烯泡沫(PVC)的夾層結(jié)構(gòu)，2種材料的工程彈性常數(shù)和強(qiáng)度如表2所示，除表中給出的數(shù)據(jù)外，玻璃鋼的其它彈性常數(shù)和材料強(qiáng)度按關(guān)系式，G31=G23=G12，μ23=μ13，S31=S23=S12確定。

表2 材料工程彈性常數(shù)和強(qiáng)度Table 2 Material properties and strength properties

3 試驗與數(shù)值結(jié)果分析

3.1 失效強(qiáng)度分析

圖8～9給出了試驗和數(shù)值模擬得到的試件載荷－位移曲線。

圖8 壓型試驗載荷－位移曲線Fig.8 Deflection versus applied load

圖9 “拉”型試驗載荷－位移曲線Fig.9 Deflection versus applied load

從圖中可以看出，在初始階段試件的位移隨載荷的增加基本呈線性增加，當(dāng)試驗載荷增加到一定值時，曲線上載荷出現(xiàn)小幅的突降，此時試件復(fù)合層板部分的玻璃鋼蒙皮與泡沫芯材間發(fā)生層間開裂，試件發(fā)生初始破壞，各試件的初始開裂載荷如表3所示，壓和“拉”2種類型試驗的初始開裂載荷分別為35 kN和80 kN左右。

表3 試件初始開裂載荷Table 3 First failure load in test

雖然試件在加載過程中發(fā)生初始開裂破壞，但仍具有較強(qiáng)的承載能力，仍能繼續(xù)承受更大的載荷，但此時位移隨著載荷的增加將呈非線性變化，而且由于開裂范圍的擴(kuò)展及纖維發(fā)生開裂，曲線還會出現(xiàn)載荷突降。但由于數(shù)值模擬中無法考慮加工工藝的影響，計算得到的載荷位移曲線除在最終失效時載荷發(fā)生突降外，失效之前并沒有載荷突降的臺階出現(xiàn)。

當(dāng)試驗載荷達(dá)到某一極限值時，曲線出現(xiàn)相對較大幅度的突降，而且突降后載荷開始逐漸減小，但位移仍繼續(xù)增加，該載荷極限值即為失效載荷，表4中給出了各試件的最終失效載荷，2種類型試驗的失效載荷分別為52 kN和110 kN左右，因此可知初始開裂載荷為0.7倍左右的失效載荷。

表4 試件失效載荷Table 4 Failure load of test

對比圖8～9中的試驗載荷位移曲線和計算載荷位移曲線可以看出，在線性階段兩種類型試驗的計算曲線與試驗曲線吻合較好，但在失效前的非線性階段，“拉”型試驗的試驗值與計算值間誤差相對較大，失效載荷的計算值與試驗值誤差達(dá)到了24.6%，這主要是由于加工工藝的缺陷而降低了連接結(jié)構(gòu)試件的強(qiáng)度所致，并且這種影響在“拉”型試驗中表現(xiàn)尤為突出，而數(shù)值模擬中卻無法考慮這種加工工藝的影響。

此外，在結(jié)構(gòu)失效后期數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果差異很大，數(shù)值計算結(jié)果在結(jié)構(gòu)失效后載荷急劇下降，而試驗結(jié)果在結(jié)構(gòu)失效后載荷平穩(wěn)下降，這主要是由于在裂紋擴(kuò)展初期主要以脫膠和樹脂基體開裂為主，但在結(jié)構(gòu)失效后期，裂紋擴(kuò)展界面上有大量的纖維橋連以及纖維斷裂和拔出等現(xiàn)象發(fā)生，而目前的有限元模型里無法考慮這些因素，這就導(dǎo)致了在結(jié)構(gòu)失效后期數(shù)值模擬與試驗結(jié)果差異較大。

3.2 失效過程分析

圖10為壓型試驗中試件的破壞過程和最終的破壞模式。對于壓型試驗，試件在加載系統(tǒng)的作用下將繞連接法蘭位置螺栓轉(zhuǎn)動并產(chǎn)生一定的變形，隨著試驗載荷的增大，由于試件外蒙皮與泡沫芯材層間剪應(yīng)力超過膠層的剪切強(qiáng)度，而發(fā)生層間開裂現(xiàn)象，初始開裂載荷為35kN左右。隨著載荷增大層間開裂由試件端部向根部擴(kuò)展，直至玻璃鋼法蘭處出現(xiàn)層間開裂現(xiàn)象。隨著載荷的進(jìn)一步增大，試件很難繼續(xù)產(chǎn)生變形，玻璃鋼法蘭的纖維和基體將發(fā)生斷裂，最終在純玻璃鋼法蘭的螺栓孔軸線位置產(chǎn)生一條斷裂裂紋，試件最終發(fā)生失效。

圖10 壓型試驗試件破壞過程和模式Fig.10 Failure process and failure mode

圖11為“拉”型試驗中試件的破壞過程和最終的破壞模式。對于“拉”型試驗，試件在加載系統(tǒng)的作用下將繞連接結(jié)構(gòu)折角端點轉(zhuǎn)動并產(chǎn)生一定的變形，由于折角位置層間剪應(yīng)力超過膠層的剪切強(qiáng)度，而發(fā)生層間開裂現(xiàn)象，初始開裂載荷為80 kN左右，隨著試驗載荷的增大層間開裂由折角位置向玻璃鋼法蘭擴(kuò)展，隨著載荷的進(jìn)一步增大，連接結(jié)構(gòu)折角處的純玻璃鋼纖維發(fā)生斷裂，試件最終在試件根部折角處產(chǎn)生斷裂，最終發(fā)生失效。

圖11 “拉”型試驗試件破壞過程和模式Fig.11 Failure process and failure mode

3.3 加工工藝對力學(xué)性能影響分析

圖12給出了連接結(jié)構(gòu)試件玻璃鋼蒙皮向玻璃鋼法蘭的過渡方式，部分玻璃鋼蒙皮在折角位置斷開而未能有效過渡至法蘭處，并在純玻璃鋼位置和法蘭處均采用局部純玻璃鋼以保證結(jié)構(gòu)厚度的要求。分析試件的破壞模式可知，所采用的加工工藝對天線罩連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度會產(chǎn)生一定的不利影響，由于折角內(nèi)側(cè)玻璃鋼蒙皮的有效連續(xù)厚度較小，尤其是在進(jìn)行“拉”型試驗時折角內(nèi)側(cè)玻璃鋼蒙皮受拉而發(fā)生斷裂，并最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效。

圖12 玻璃鋼蒙皮斷開過渡方式Fig.12 Layer spread method in test

因此，為了提高天線罩連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度，可采用玻璃鋼蒙皮在折角位置隔層斷開過渡至玻璃鋼法蘭的形式，以提高連接結(jié)構(gòu)折角的有效連續(xù)厚度，玻璃鋼蒙皮過渡方式如圖13所示。

圖13 玻璃鋼蒙皮隔層斷開過渡方式Fig.13 Suggested layer spread method

對3件采用隔層斷開過渡方式的試件進(jìn)行“拉”型強(qiáng)度失效試驗，以研究玻璃鋼蒙皮隔層斷開過渡方式對天線罩連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響。表5給出了試驗得到的各試件失效載荷值，由表中數(shù)據(jù)可知采用各層斷開過渡方式的試件其失效強(qiáng)度較原來增加了13%左右，此時試驗平均值與計算值間的相對誤差為10.5%，說明采用隔層斷開過渡方式可使天線罩連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度得到顯著提高。

表5 隔層斷開方式試件失效載荷Table 5 Failure Load of joints

4 結(jié)論

通過試驗和漸進(jìn)損傷模擬方法對天線罩連接結(jié)構(gòu)的失效過程和失效強(qiáng)度進(jìn)行了研究，可為綜合集成桅桿復(fù)合材料天線罩連接結(jié)構(gòu)設(shè)計提供重要的參考價值，得到主要結(jié)論如下:

1)試件發(fā)生初始層間開裂破壞之前，位移隨載荷增加基本呈線性增加，發(fā)生層間開裂時載荷出現(xiàn)小幅突降，位移將隨載荷的增加呈非線性增加，初始開裂載荷約為0.7倍的結(jié)構(gòu)失效載荷。

2)當(dāng)天線罩連接結(jié)構(gòu)試件側(cè)邊受壓時，連接結(jié)構(gòu)法蘭位置由于承受較大的彎曲載荷而導(dǎo)致纖維和基體發(fā)生斷裂，最終在法蘭的螺栓孔軸線位置產(chǎn)生一條斷裂裂紋而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生失效;當(dāng)天線罩連接結(jié)構(gòu)試件側(cè)邊受“拉”時，連接結(jié)構(gòu)折角位置由于承受較大的彎曲載荷而導(dǎo)致纖維和基體發(fā)生斷裂，最終在折角內(nèi)側(cè)產(chǎn)生一條斷裂裂紋而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生失效。

3)針對試件的加工缺陷，提出了玻璃鋼蒙皮隔層斷開過渡的加工工藝，該加工工藝可增加有效連續(xù)厚度，試驗驗證隔層斷開過渡方式可顯著提高天線罩連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度。

4)提出了可以模擬復(fù)合材料天線罩連接結(jié)構(gòu)失效的損傷數(shù)值計算模型，數(shù)值預(yù)測的結(jié)構(gòu)失效強(qiáng)度與試驗結(jié)果吻合較好，工程設(shè)計中采用該損傷數(shù)值模型可以較為精確的預(yù)測連接結(jié)構(gòu)的失效強(qiáng)度。

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