陳坤， 舒茂盛,2， 胡仁偉， 郭鑫， 程羽佳， 程小全,*

(1. 北京航空航天大學航空科學與工程學院凡舟新材料結(jié)構(gòu)實驗室， 北京 100083；2. 航空工業(yè)成都飛機設計研究所， 成都 610041)

復合材料由于其比強度高、比剛度大、壽命長、耐腐蝕性好等諸多優(yōu)點[1]，在現(xiàn)代工業(yè)中已然得到廣泛應用。隨著復合材料設計與工藝的不斷進步，在航空航天領域，復合材料從最早的只能用于非承力部件，逐步到次承力部件，目前已經(jīng)用于主承力結(jié)構(gòu)。在飛行器實際結(jié)構(gòu)中，考慮到制造工藝及結(jié)構(gòu)維護等因素，會設計各種工藝分離面及維護口蓋，這些分離面及開口處可能會采用傳載能力強的機械連接形式[2]。在復合材料結(jié)構(gòu)機械連接中，因為具備保持表面光滑，保證雷電通路等優(yōu)點，帶襯套沉頭連接結(jié)構(gòu)形式越來越受到人們的重視[3]。

對復合材料沉頭螺栓連接結(jié)構(gòu)的現(xiàn)有研究，主要集中在無襯套復合材料沉頭螺栓連接結(jié)構(gòu)拉伸性能及其影響因素方面，而對于復合材料帶襯套過盈沉頭螺栓連接拉伸性能及其損傷機理的研究工作較少。

Chishti等[4]利用ABAQUS/Explicit建立有限元模型，通過殼單元模擬面內(nèi)損傷，結(jié)合Cohesive單元模擬分層損傷，該模型捕捉了單搭接沉頭螺栓接頭的漸變損傷過程并成功預測了接頭的承載能力。Herrera-Franco和Cloud[5]提出采用膠黏金屬嵌入件以提高層合板螺栓接頭傳載效率。Camanho和Matthews[6]通過試驗和有限元模擬，對膠黏襯套接頭的失效機理進行分析，發(fā)現(xiàn)黏結(jié)劑與孔邊結(jié)合的所有面積都能傳遞載荷，從而有效緩解應力集中的問題，同時還研究了襯套材料及厚度對結(jié)構(gòu)的影響。國內(nèi)對復合材料螺栓連接的靜強度及其損傷機理研究工作較少。劉鵬等[7]通過研究復合材料層合板沉頭單釘螺接結(jié)構(gòu)的拉伸性能，建立了三維漸進損傷有限元模型，計算得到的條件擠壓載荷、極限擠壓載荷均與試驗吻合良好。孫永波等[8]總結(jié)試驗和數(shù)值研究，得出影響沉頭連接載荷分布的主要因素有釘孔間隙、螺栓沉頭比、復合材料層合板的鋪層方向等。其中，釘孔間隙的影響最為顯著，其次是螺栓沉頭比和鋪層方向，選擇恰當?shù)尼斂组g隙、螺栓沉頭比和鋪層方向?qū)μ岣哌B接結(jié)構(gòu)承載效率非常重要。

本文是在文獻[7]的基礎上，首先對帶襯套沉頭連接結(jié)構(gòu)拉伸性能進行試驗研究；然后建立有限元模型，研究其拉伸破壞過程，對接頭損傷機理進行分析；最后以螺栓和襯套過盈量、螺栓擰緊力矩和鈦板厚度為參變量，研究這些因素對結(jié)構(gòu)拉伸性能的影響。

1 試驗件與試驗

1.1 試 驗 件

試驗件由復合材料層合板、抗剪型高鎖螺栓、襯套、抗剪型高鎖螺母和金屬板構(gòu)成(見圖1)。層合板鋪層材料為T700/雙馬樹脂，共52層，鋪層順序為[45/-45/0/90/45/0/-45/90/-45/45/0/90/45/-45/45/0/-45/45/0/45/-45/45/0/45/-45/45/90/45/0/45/90/45/0/0/45/90/45/0/45/90/45/-45/45/0/45/-45/45/0/45/-45/0/45]，單層名義厚度t=0.125 mm。鋪層材料的力學性能如表1所示。為使試驗件加載對 中，在層合板夾持端采用J116B膠黏玻璃鋼增強材料作為加強片。高鎖螺栓沉頭高度為3.4 mm，螺栓桿直徑為8.16 mm，頭徑為16.0 mm；襯套沉頭高度為3.5 mm，壁厚為0.25 mm，內(nèi)徑為8.0 mm，外徑為8.5 mm。試驗件以2.5 N·m的擰緊力矩進行組裝。螺栓和金屬板都采用TC4-DT，彈性模量為110 GPa，泊松比為0.33。襯套材料為A286，彈性模量為201 GPa，泊松比為0.31。試驗件幾何尺寸如圖2所示，共制備3個試驗件，編號分別為SLR1、SLR2、SLR3。

圖1 接頭示意圖Fig.1 Schematic diagram of joint

參數(shù)數(shù)值徑向模量 Exx/GPa129徑向拉伸強度 XT/MPa2389徑向壓縮強度 XC/MPa1415緯向模量 Eyy、Ezz/GPa10.1緯向拉伸強度 YT/MPa67.5緯向壓縮強度YC/MPa220泊松比μxy、μxz0.25泊松比μyz0.4剪切模量 Gxy、Gxz/GPa6.0剪切模量Gyz/GPa3.7剪切強度 Sxy/MPa94.8剪切強度Sxz、Syz/MPa106

圖2 試驗件幾何尺寸和貼片方案Fig.2 Geometry of specimen and strain gauge arrangement

1.2 試 驗

試驗件上貼有8個應變片(S1～S8)，其布置如圖2所示，其中S1和S2在層合板上下面，以表征該接頭二次彎曲；S4和S5關于孔對稱，以表征層合板旁路載荷的傳遞；S3和S6分布在接頭對稱面上；S7和S8位于鋼板的上下兩面。

拉伸試驗在Instron8801試驗機上進行，試驗機載荷傳感器靜態(tài)精度小于示值的0.5%。試驗環(huán)境為常溫干態(tài)，采用控制位移加載，加載速率為2 mm/min。試驗時通過設計特殊的夾具，將標距為10 mm的引伸計兩端跨過螺釘分別固定在鈦合金和層合板上，記錄試驗件在受拉過程中引伸計兩端的位移變化，作為孔受擠壓產(chǎn)生的變形量。二次彎曲是單搭接接頭的特有屬性[9]，為表征帶襯套沉頭螺栓接頭的二次彎曲現(xiàn)象，在層合板端部放置位移計以監(jiān)測端部離面位移。試驗測得3個試驗件層合板端部離面位移分別為0.57、0.44和0.66 mm。試驗件裝置的具體情況如圖3所示。

圖4為SLR1試驗件最終破壞示意圖，該試驗件出現(xiàn)螺栓被剪斷現(xiàn)象，可以觀察到在層合板和鈦板受擠壓一側(cè)都出現(xiàn)了大量損傷。SLR2和SLR3破壞模式相似，圖5為SLR2試驗件最終破壞示意圖，試驗件在層合板孔邊損傷更為明顯，襯套出現(xiàn)顯著的塑性變形并伴有層合板的擠壓破壞，層合板表面出現(xiàn)明顯的劈絲。其中，孔邊擠壓破壞屬于正常的復合材料螺栓連接破壞行式，層合板沿厚度方向的破壞是由于拉伸過程中載荷不對稱使螺釘發(fā)生傾斜，從而造成破壞。因此，所有試驗件的極限強度都比單純擠壓破壞模式的強度低。

圖6給出了SLR2拉伸試驗過程中載荷為0～22 kN的應變數(shù)據(jù)。在該范圍內(nèi)，各應變曲線均保持線性增長，說明接頭未出現(xiàn)影響結(jié)構(gòu)剛度的損傷。分析圖6應變數(shù)據(jù)，可得出以下結(jié)論：

1) 從S1和S2應變分析，該接頭存在明顯的次彎曲。S1應變位置受壓應力，且與所受拉伸載荷所產(chǎn)生的拉應力相接近使得S1應變值穩(wěn)定在0左右。S2應變片在次彎曲和拉伸載的共同拉伸應力的作用下產(chǎn)生拉伸應變。

2) S6位置應變始終接近于0，說明拉伸 載荷在開孔處沿著旁路進行傳遞。S4和S5應變雖然對稱，但S5應變略小于S4，說明接頭受力并非嚴格對稱。在0～10 kN,S4應變隨著載荷的增加而增加，在12.5～22 kN范圍內(nèi)出現(xiàn)下降段，說明隨著載荷的增大，接頭由于次彎曲所產(chǎn)生的壓縮作用大于接頭所受的拉伸影響，次彎曲對接頭的影響逐漸增大。

圖3 試驗件夾持狀態(tài)Fig.3 Specimen clamping state

圖4 SLR1 試驗件破壞示意圖Fig.4 Schematic diagram of SLR1 specimen failure

圖5 SLR2 試驗件破壞示意圖Fig.5 Schematic diagram of SLR2 specimen failure

圖6 SLR2試驗件中應變片測量結(jié)果Fig.6 SLR2 specimen strain gauge measurement results

3) S7和S8位置應變同樣受拉伸載荷和次彎曲載荷的共同影響。S7應變在拉伸正應力和彎曲應力的作用下始終為正，S8應變所受彎曲壓應力大于拉伸正應力始終為負，而且S7應變絕對值始終大于S8應變絕對值。

2 有限元建模

2.1 有限元模型

通過ABAQUS 6.14創(chuàng)建有限元模型，螺栓與螺母采用一體化建模。模型中的所有組件單元類型都選擇縮減積分線性單元C3D8R。模型邊界條件如圖7所示，鈦板固支，層合板受拉伸位移載荷。鈦板沿厚度方向被分割成6個單元，層合板板厚度方向每個單層劃分1個單元。

為精確計算出孔邊應力，在層合板開孔、襯套和螺栓拐角處布置較密的網(wǎng)格，對于遠離開孔的層合板區(qū)域布置較疏的網(wǎng)格以便提高計算效率。在各接觸面上的單元節(jié)點過渡均勻以利于求解的收斂。

與沉頭螺栓接頭相比，帶襯套沉頭螺栓接頭增加了螺栓與襯套，襯套與層合板合和襯套與金屬的接觸。有限元模型共設置7對接觸，根據(jù)選取剛度大的部件為主面原則[10]，在螺栓和襯套的所有接觸中都設置螺栓面為主面，襯套與層合板的接觸中設置襯套面為主面，鈦板與襯套的接觸中設置鈦板面為主面。螺栓與襯套之間的過盈配合都是都通過接觸設置中的Interference Fit功能實現(xiàn)[11]。

圖7 有限元模型邊界條件Fig.7 Finite element model’s boundary condition

緊固件擰緊力矩通過ABAQUS中的Bolt load命令施加，其預緊力大小計算式為[12]

T=1.2Fμd

(1)

式中：T為擰緊力矩；μ為摩擦因數(shù)；F為預緊力；d為螺栓公稱直徑。本文取μ=0.2，試驗中擰緊力矩T=2.5 N·m，d=8.16 mm，則預緊力為F=1 277 N。

在拉伸位移加載步之前，添加分析步線性地把相應預緊力和過盈量添加到模型中，從而形成相應的初內(nèi)力。

2.2 損傷判據(jù)及剛度退化準則

本文采用Hashin分類損傷判據(jù)[13]來判斷層合板內(nèi)各單元鋪層是否發(fā)生了纖維/基體剪切破壞、基體破壞、分層、纖維破壞，具體表達式如式(2)～式(8)所示。

纖維/基體剪切破壞：

(2)

(4)

(6)

(8)

式中：σxx、σyy和σzz分別為單層板徑向、緯向和厚度方向的正應力；τxz、τxy和τyz為3個方向的剪切應力分量；Sxy、Sxz和Syz為3個方向的剪切強度；XT和XC分別為鋪層徑向的拉伸強度和壓縮強度；YT和YC分別為緯向的拉伸強度和壓縮強度。

各分類損傷判據(jù)通過ABAQUS USDFLD子程序?qū)崿F(xiàn)。當單元滿足損傷判據(jù)，會失去部分或全部承載能力。為反映單元損傷后承載能力的下降，需要對材料的剛度性質(zhì)進行衰減。本文選用準則為Camanho[14]與Papanikos[15]等所提出的剛度衰減準則，其具體形式為：纖維/基體剪切破壞時，μxy、Gxy乘以折減系數(shù)0.2；基體破壞時，Eyy、μxz、μyz、Gxz、Gyz乘以折減系數(shù)0.2；分層破壞時，Ezz、μxz、μyz、Gxz、Gyz乘以折減系數(shù)0.2；纖維破壞時，所有材料性能參數(shù)乘以折減系數(shù)0.07。

3 結(jié)果分析

圖8為3組試驗與有限元模擬得到的載荷-位移曲線，可知有限元模擬曲線與試驗曲線基本吻合，以此驗證了有限元模型的有效性。有限元模擬曲線與SLR1試驗曲線相比初始剛度偏小，可能由于該試驗件層合板厚度偏大，載荷偏心等因素引起，但都在工程可接受的誤差內(nèi)。

由圖8可知，在加載初期，各曲線都保持線性增長，當載荷增大到17 kN左右，試驗曲線開始出現(xiàn)非線性段，有限元模擬曲線也出現(xiàn)了明顯載荷降，之后曲線都爬升直至破壞載荷。有限元模擬的載荷-位移曲線基本能夠反映試驗加載過程中的特征。由有限元模型測得層合板端部的面外位移為0.51 mm，與試驗所測結(jié)果接近。表2給出了試驗與有限元模擬所得關鍵載荷對比結(jié)果，其中條件擠壓載荷為ASTM D5961/D5961M-13規(guī)定擠壓2%孔徑變形量對應的載荷[16]。有限元計算的條件擠壓載荷和極限載荷與試驗平均差誤差分別為6.90%和5.10%，兩者誤差都在工程可接受范圍內(nèi)。

圖8 試驗和有限元模擬的載荷-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves between experimental and finite element simulation

圖9給出試驗與有限元模擬螺栓與襯套的變形情況，兩者基本一致。螺栓和襯套一端都向固支端上翹，另一端向沉頭孔傾斜。在加載過程中，襯套和螺栓的上翹端將與層合板孔發(fā)生擠壓，成為主要傳載面，這從層合板孔的最終變形上也能看出來。

表2 試驗與有限元模擬結(jié)果對比Table 2 Comparison of experimental results withfinite element simulation results

圖9 試驗和有限元模擬的螺栓變形對比Fig.9 Comparison of bolt deformation between experimental and finite element simulation

4 釘孔擠壓損傷機理分析

層合板和襯套的局部應力如圖10所示。由圖可知，襯套與層板的接觸區(qū)為高應力區(qū)，層合板應力集中區(qū)域主要發(fā)生在受擠壓一側(cè)沉頭與直頭的過渡區(qū)域，襯套的應力集中區(qū)域在與層合板接觸的末端，對該區(qū)域?qū)雍习宓?種主要損傷進行分析。

圖11為纖維/基體剪切損傷擴展示意圖，當載荷為10.6 kN時，在層合板應力集中處開始出現(xiàn)損傷，之后損傷沿著直孔受壓段周向和軸向擴展。當載荷達到17.8 kN時，直孔擠壓端單元幾乎全部失效，載荷繼續(xù)增大時，沉頭區(qū)域單元也開始出現(xiàn)損傷直至結(jié)構(gòu)破壞。

圖12為分層損傷擴展示意圖，載荷達到11.7 kN時(比初始纖維/基體剪切載荷大)，在層合板應力集中處開始出現(xiàn)分層單元。之后損傷主要沿著周向擴展，說明在各接觸面完全接觸后，直 孔段為主要承載段。當載荷增大31.5 kN時，在受擠壓另一側(cè)也出現(xiàn)分層，這主要由于螺栓的彎曲使得這側(cè)層合板沉頭段有沿厚度方向的擠壓載荷，當載荷增至36.6 kN時結(jié)構(gòu)接近破壞，沉頭段和直孔段都出現(xiàn)眾多分層失效單元。

圖11 纖維/基體剪切損傷擴展Fig.11 Fiber/matrix shear damage extension

圖12 分層損傷擴展Fig.12 Delamination damage extension

5 影響因素分析

5.1 過 盈 量

選取螺栓與襯套的過盈量分別為0、0.5%(0.04 mm)和2%(0.16 mm)襯套內(nèi)徑為研究對象，考察螺栓與襯套過盈量的影響。圖13為有限元模型得出不同過盈量帶襯套沉頭螺栓接頭的載荷-位移曲線。

從計算結(jié)果看，隨著過盈量的增加，層合板初始出現(xiàn)載荷降后移，結(jié)構(gòu)剛度也有明顯提高，條件擠壓載荷和極限破壞載荷都有小幅增大，因此針對本文所研究的帶襯套沉頭接頭，螺栓與襯套的過盈量可適當增大以提高接頭承載能力。

圖13 不同螺栓與襯套的過盈量下接頭載荷-位移曲線Fig.13 Joint load-displacement curves under different interferences between bolts and sleeve

5.2 擰緊力矩

選取了1.25、5 N·m和無擰緊力矩以研究其對接頭拉伸性能的影響，圖14為有限元模型計算的載荷-位移曲線。從圖14可以得出，使用一定擰緊力矩能有效提高接頭剛度和強度，這主要有擰緊力矩能有效抑制分層的出現(xiàn)[17]，但并非擰緊力矩越大越好，從1.25 N·m到5 N·m接頭剛度出現(xiàn)小幅下降。設計者可在一定范圍內(nèi)增加擰緊力矩以提高接頭承載能力。

5.3 鈦板厚度

圖14 不同擰緊力矩下接頭載荷-位移曲線Fig.14 Joint load-displacement curves under different tightening torques

圖15 不同鈦板厚度下接頭載荷-位移曲線Fig.15 Joint load-displacement curves under different titanium plate thickness

鈦板的厚度對單釘單搭接的二次彎曲有影響[18]，圖15為有限元模型計算得到3種不同鈦板厚度的載荷-位移曲線。由圖15可知，適當?shù)脑黾逾伆宓暮穸?，對接頭的剛度有明顯提升，但極限破壞載荷影響較小。結(jié)構(gòu)設計時，應充分考慮結(jié)構(gòu)重量和結(jié)構(gòu)設計要求選取合理的鈦板厚度。

6 結(jié) 論

通過試驗研究了帶襯套沉頭螺栓拉伸性能，測得3個試驗件的載荷-位移曲線，然后建立有限元模型對單釘帶襯套沉頭層合板/金屬螺接接頭進行了研究。有限元模擬的載荷-位移曲線與試驗吻合良好，在此基礎上分析了釘孔擠壓漸進損傷過程和帶襯套沉頭螺栓接頭拉伸性能的影響因素，得到如下結(jié)論：

1) 層合板直孔段和沉頭段過渡處應力集中較為嚴重，受載過程中該區(qū)域首先發(fā)生失效，而且纖維/基體剪切失效先于分層失效。隨著載荷的增加，層合板主要發(fā)生直孔段擠壓破壞，同時由于螺栓的彎曲，沉頭釘頭會使層合板非擠壓區(qū)出現(xiàn)局部分層。

2) 螺栓與襯套的過盈是影響接頭強度的重要因素，過盈量的適度增加使接頭剛度和強度都有改善，合理地設計過盈量并保持高精度的加工對改善接頭拉伸性能有重要工程意義。

3) 針對本文所研究的接頭，在一定范圍內(nèi)增大螺栓擰緊力矩能有效提高接頭的強度，超出該范圍可能對層合板產(chǎn)生附加損傷，降低接頭剛度。鈦板的金屬厚度主要影響接頭的剛度，對極限破壞載荷影響較小。