王海豐，于 野，許現(xiàn)哲，侯文彬

(大連理工大學(xué)汽車工程學(xué)院，工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連 116024)

前言

輕量化技術(shù)作為應(yīng)對汽車“節(jié)能、環(huán)保、安全”幾大課題的有效措施,已得到業(yè)界的普遍認(rèn)同[1]。碳纖維增強(qiáng)聚合物基復(fù)合材料(CFRP)被認(rèn)為是實(shí)現(xiàn)汽車輕量化的重要候選方案。文獻(xiàn)[2]中研究了CFRP在車頂蓋上的應(yīng)用及輕量化設(shè)計(jì)。文獻(xiàn)[3]中對CFRP汽車前地板進(jìn)行了研制。文獻(xiàn)[4]和文獻(xiàn)[5]中對簡化形式的CFRP汽車B柱下端T型接頭的機(jī)械性能進(jìn)行了研究。結(jié)果顯示,施加載荷的方向和幾何結(jié)構(gòu)調(diào)整顯著影響T型接頭的剛度。文獻(xiàn)[6]中對CFRP方形截面T型接頭的橫向彎曲性能進(jìn)行了研究。結(jié)果表明,制造過程和試驗(yàn)設(shè)置的細(xì)節(jié)會(huì)顯著影響T型接頭的橫向彎曲性能和失效模式。文獻(xiàn)[7]中對T型框架結(jié)構(gòu)在彎曲載荷作用下的表現(xiàn)進(jìn)行了研究。結(jié)果顯示,內(nèi)部膜片的引入可以顯著加強(qiáng)T型接頭的剛度。文獻(xiàn)[8]中應(yīng)用數(shù)值方法對T型接頭結(jié)構(gòu)中所包含的箱梁通道結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行了研究,并特別關(guān)注了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。研究表明,設(shè)計(jì)中影響性能的關(guān)鍵因素是箱梁通道結(jié)構(gòu)的厚度和截面長度的比值。

本文中探索了CFRP在汽車T型接頭結(jié)構(gòu)上的應(yīng)用。設(shè)計(jì)并制備了CFRP單帽型T型接頭,試驗(yàn)研究了結(jié)構(gòu)的橫向彎曲性能與失效模式,分析了二者間的關(guān)聯(lián)；建立了復(fù)合材料T型接頭有限元模型,并獲得了與試驗(yàn)結(jié)果相吻合的仿真分析結(jié)果；基于調(diào)整結(jié)構(gòu)尺寸和鋪層數(shù)目的靈敏度分析為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了重要指導(dǎo)。

1 T型接頭設(shè)計(jì)和制備

參考汽車B柱下端金屬T型接頭的主體尺寸信息和內(nèi)、外板組件相結(jié)合的結(jié)構(gòu)形式,設(shè)計(jì)單帽型復(fù)合材料T型接頭(見圖1)。所設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)中各分支截面相同,去除了內(nèi)部加強(qiáng)板及表面細(xì)節(jié)特征,選定尺寸參數(shù)時(shí)特別考慮了纖維布在結(jié)構(gòu)中心圓角處的鋪層問題,鋪層數(shù)目8層(總厚約2mm),各粘接邊緣寬度為20mm。

圖1 復(fù)合材料T型接頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案

考慮到T型接頭顯著的空間結(jié)構(gòu)特征和復(fù)雜的承載工況,選擇T300型平紋機(jī)織碳纖維布作為增強(qiáng)材料,基體材料選擇E51型環(huán)氧樹脂,各組件采用真空輔助成型技術(shù)完成常溫固化成型,使用環(huán)氧樹脂膠對修整及清理后的成型組件進(jìn)行粘合。

2 T型接頭的橫向彎曲試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)置

試驗(yàn)布置方案如圖2所示。設(shè)計(jì)了一套可調(diào)節(jié)式固定裝置,以確保試驗(yàn)樣件的精準(zhǔn)裝夾。為獲取T型接頭外表面特定點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài),在其表面布置應(yīng)變花,如圖3所示。試驗(yàn)中電子萬能試驗(yàn)機(jī)以1mm/s恒速加載,實(shí)時(shí)輸出加載點(diǎn)的承載力-位移曲線,如圖4所示。為方便敘述,標(biāo)記T型接頭兩側(cè)分支為A分支和B分支,中央分支為M分支。

圖2 試驗(yàn)布置方案

圖3 應(yīng)變花粘貼形式

圖4 T型接頭橫向彎曲承載力-位移試驗(yàn)曲線

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1 橫向彎曲性能與失效模式

由圖4可知,初始加載過程中T型接頭的承載力隨加載位移呈線性增長,橫向彎曲剛度 Ke為125.63N/mm；不久后結(jié)構(gòu)多處發(fā)出細(xì)碎不斷的異響,但觀察不到明顯破壞,同時(shí)T型接頭橫向彎曲剛度開始逐漸降低。

承載力在加載位移68.67mm時(shí)發(fā)生了短暫的波動(dòng),同時(shí)觀察到T型接頭上表面圓角區(qū)域發(fā)生細(xì)小的裂紋(圖5(a))；在84.03mm時(shí)承載力達(dá)到峰值3 668.48N,隨后開始緩慢下降。加載位移97.61與102.87mm時(shí),T型接頭下表面先后產(chǎn)生f1和f2兩處失效區(qū)域(圖5(b)),對應(yīng)時(shí)刻承載力-位移曲線發(fā)生明顯的階梯型突降；隨后兩處失效區(qū)域迅速向彼此方向擴(kuò)展,并在位移108.11mm時(shí)匯合成大面積帶狀破壞區(qū)域(圖5(c)),同一瞬間結(jié)構(gòu)發(fā)出巨響,承載力突降至2 241N。之后承載力緩慢下降,此時(shí)結(jié)構(gòu)被認(rèn)為失去有效橫向彎曲性能,不久停止試驗(yàn)加載。

圖5 T型接頭下表面失效情況

結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象與CFRP層合板的典型力學(xué)特征,認(rèn)為加載過程中T型接頭橫向彎曲剛度衰減的一個(gè)重要原因是層合板發(fā)生了大面積漸進(jìn)失效。

2.2.2 測量點(diǎn)的最大主應(yīng)力

為順利進(jìn)行后續(xù)主應(yīng)力計(jì)算和有限元建模,分別按照ASTM D3039,D6641和D3518標(biāo)準(zhǔn),從制備T型接頭平板組件的層合板的多余區(qū)域截取并制備拉伸、壓縮、剪切試件(圖6),進(jìn)行材料力學(xué)性能測試。其中,材料拉伸、剪切測試采用數(shù)字圖像相關(guān)(digital image correlation,DIC)測量技術(shù)完成,采用電阻式應(yīng)變儀進(jìn)行壓縮測試(圖7)。

同時(shí),試件拉伸、壓縮失效模式如圖8所示,獲得材料參數(shù)如表1所示。

圖6 材料力學(xué)性能測試試件

圖7 材料力學(xué)性能測試過程

圖8 試件拉伸、壓縮失效模式

表1 復(fù)合材料力學(xué)性能參數(shù)

部分測量點(diǎn)位置的應(yīng)變分量-位移曲線如圖9所示。正如預(yù)期,應(yīng)變花R2和R3關(guān)于T型接頭上表面中線對稱布置,同編號的應(yīng)變分量-位移曲線之間表現(xiàn)出明顯的相似趨勢。選擇合適的材料本構(gòu)關(guān)系對本研究中的正交各向異性復(fù)合材料進(jìn)行最大主應(yīng)力計(jì)算,并通過曲線擬合,獲得R1和R2位置最大主應(yīng)力-位移曲線,如圖10所示。

圖9 各測量點(diǎn)的應(yīng)變分量-位移曲線

圖10 應(yīng)變花R1和R2的最大主應(yīng)力-位移曲線

試驗(yàn)中應(yīng)變分量曲線R3-2相對于曲線R2-2表現(xiàn)出衰減性偏離,并在位移68.67mm時(shí)出現(xiàn)明顯波動(dòng),此刻R2的各應(yīng)變分量曲線無明顯變化。結(jié)合T型接頭下表面f1失效區(qū)域先于f2失效區(qū)域產(chǎn)生這一表現(xiàn),推測偏離現(xiàn)象是偏向B分支側(cè)的T型接頭結(jié)構(gòu)率先發(fā)生局部失效引起的。

3 有限元模擬與靈敏度分析

3.1 有限元模擬

在ABAQUS軟件中建立有限元模型,如圖11所示。模擬試驗(yàn)細(xì)節(jié)設(shè)置邊界條件,材料屬性由2.2.2節(jié)測得(表1),單元類型為S4R；考慮到試驗(yàn)中T型接頭內(nèi)、外板組件粘接處不會(huì)發(fā)生膠接失效,選擇Tie單元建立綁定連接；由于Hashin準(zhǔn)則可以有效判斷復(fù)合材料的纖維或基體拉伸、壓縮、剪切失效模式[9-10],是一種“基于機(jī)理”的失效準(zhǔn)則,近年來在漸進(jìn)損傷模型中應(yīng)用廣泛,因而選用這一失效準(zhǔn)則來模擬本研究中碳纖維T型接頭的漸進(jìn)損傷過程。

圖11 有限元模型

在不同加載時(shí)刻的T型接頭失效情況的有限元分析結(jié)果(圖12)與試驗(yàn)結(jié)果(圖5)在失效位置和失效模式方面表現(xiàn)出很好的一致性。

有限元分析與試驗(yàn)獲取的T型接頭橫向彎曲承載力-位移曲線如圖13所示。由圖可見：仿真試驗(yàn)結(jié)果十分吻合；有限元分析獲取橫向彎曲剛度Kf與試驗(yàn)結(jié)果Ke誤差小于1%,而承載峰值誤差小于3%；同時(shí)失效位移和殘余承載力也都十分接近。有限元分析和試驗(yàn)獲取的T型接頭在應(yīng)變花R1和R2位置的主應(yīng)力狀態(tài)曲線對比如圖14所示,可見對應(yīng)曲線之間吻合良好。

圖13 承載力-位移曲線對比

圖14 R1和R2位置主應(yīng)力-位移曲線對比

3.2 靈敏度分析

基于上述有限元模型,分析了在改變T型接頭各尺寸變量(圖1)和內(nèi)、外板組件鋪層數(shù)目N1,N2時(shí),T型接頭橫向彎曲極限承載力F與質(zhì)量M、橫向彎曲剛度K與質(zhì)量M之間的相對靈敏度,分析結(jié)果如圖15所示。

圖15 相對靈敏度分析結(jié)果

由圖15可知,改變尺寸變量R或H時(shí),可同時(shí)獲得T型接頭F-M和K-M的相對靈敏度最大值,即在復(fù)合材料T型接頭設(shè)計(jì)時(shí),合理增大兩變量的取值可以有效提高結(jié)構(gòu)性能,而對結(jié)構(gòu)性能影響效果較小的r,N1和N2等設(shè)計(jì)變量,可作為結(jié)構(gòu)輕量化研究對象。

4 結(jié)論

參考汽車B柱下端T型接頭結(jié)構(gòu),設(shè)計(jì)并制備了單帽型CFRP材料T型接頭。對結(jié)構(gòu)的橫向彎曲性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究與有限元模擬。試驗(yàn)結(jié)果顯示,T型接頭橫向彎曲剛度隨復(fù)合材料層合板的漸進(jìn)失效而逐漸降低,下表面局部失效區(qū)域的產(chǎn)生與擴(kuò)展會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)急劇失去橫向彎曲承載能力。各項(xiàng)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果表現(xiàn)出了很好的一致性。靈敏度分析結(jié)果顯示,合理增大尺寸變量R或H可顯著提升結(jié)構(gòu)橫向彎曲性能。

研究中,試驗(yàn)結(jié)果受試件質(zhì)量和試驗(yàn)設(shè)置合理性的重要影響；細(xì)致觀察試驗(yàn)設(shè)置細(xì)節(jié)與T型接頭失效過程對分析試驗(yàn)結(jié)果和建立精準(zhǔn)的有限元模型有重要意義；而一個(gè)可以對試驗(yàn)進(jìn)行準(zhǔn)確模擬的有限元模型,可被用來代替昂貴的實(shí)體結(jié)構(gòu)件,作為研究和預(yù)測車身接頭性能的有效工具。

目前,復(fù)合材料汽車構(gòu)件與其它車身結(jié)構(gòu)件之間有多種連接方式可供選擇,考慮到粘接劑粘接方式具有減輕質(zhì)量、外觀平整、工藝簡單、最適合薄壁部件之間連接等多種優(yōu)良特性,并結(jié)合本研究中車身碳纖維接頭顯著的薄壁特征,推薦選擇粘接劑粘接的連接方式。同時(shí),在趨于流行的全碳纖維車身應(yīng)用中,將車身碳纖維接頭與車身碳纖維框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行一體化制備也將是不錯(cuò)的選擇。