陳龍，陳普會(huì)

(南京航空航天大學(xué) 機(jī)械結(jié)構(gòu)力學(xué)及控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210016)

0 引 言

在飛機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中，必須通過相應(yīng)的連接方式來解決各部件之間的載荷傳遞問題，復(fù)合材料連接是復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)[1]。對(duì)于一般的多釘連接，確定連接區(qū)的釘載分配是結(jié)構(gòu)連接強(qiáng)度計(jì)算的依據(jù)[2]。由于復(fù)合材料是脆性材料，通常纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層合板在破壞以前呈近似線性，材料不會(huì)出現(xiàn)局部屈服或應(yīng)力重新分配，不具有重新分配載荷的能力，因此釘載分配嚴(yán)重不均勻，導(dǎo)致理論估算結(jié)構(gòu)承載能力和計(jì)算載荷分布非常困難[3-4]。

對(duì)于復(fù)合材料多釘連接，國(guó)內(nèi)外通過試驗(yàn)、理論計(jì)算和數(shù)值仿真等方法對(duì)緊固件的釘載分布、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度以及破壞形式進(jìn)行了系統(tǒng)的研究。C.T.McCarthy等[5]基于智能螺栓測(cè)試方法研究了復(fù)合材料單列三釘單搭連接接頭中釘孔間隙對(duì)載荷分配的影響；O.Buket[6]對(duì)不同尺寸下采用螺栓連接的復(fù)合材料層合板進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明破壞載荷和破壞模式受結(jié)構(gòu)尺寸影響較大；蔣持平等[7]采用解析法計(jì)算了復(fù)合材料多釘連接結(jié)構(gòu)的釘傳載荷分布；高宗戰(zhàn)等[8]利用有限元法研究了釘孔形狀及位置對(duì)釘載分布產(chǎn)生的影響；顧亦磊[9]、姜云鵬等[10]研究了螺栓預(yù)緊力、緊固件材料、搭接形式對(duì)復(fù)合材料多釘連接結(jié)構(gòu)釘載分布的影響。上述對(duì)于復(fù)合材料多釘連接的研究主要集中在兩板的單釘或單排釘連接問題上，并沒有考慮機(jī)翼根部釘群連接結(jié)構(gòu)。

本文針對(duì)實(shí)際工程中機(jī)翼根部復(fù)合材料蒙皮、主梁緣條與主梁接頭鈦合金緣條3層混合連接的連接特點(diǎn)，考慮不同的緊固件類型和蒙皮緣條連接方式，進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn)和數(shù)值仿真，分析釘群載荷分配特點(diǎn)以及承載能力，以期為進(jìn)一步的實(shí)際結(jié)構(gòu)選型提供參考。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)件

通過試驗(yàn)件模擬機(jī)翼根部釘群連接結(jié)構(gòu)，包括根部蒙皮(復(fù)合材料板Ⅰ)、主梁根部緣條(復(fù)合材料板Ⅱ)和主梁接頭緣條(鈦合金板)三個(gè)構(gòu)件的連接。復(fù)合材料層壓板材料體系為ZT7H/QY9611，基本材料參數(shù)如表1所示，其中參數(shù)下標(biāo)1、2、3分別表示纖維方向、基體方向、厚度方向，下標(biāo)T、C表示拉伸方向和壓縮方向。緊固件材料與鈦合金板一致，均為TC21鈦合金，其中凸頭緊固件型號(hào)為CR7771S-08-L，沉頭緊固件型號(hào)為CR7774S-08-L。復(fù)合材料板Ⅰ鋪層順序?yàn)閇45/90/0/90/-45/0/-45/90/45/0]s，共20層，厚2.5 mm；復(fù)合材料板Ⅱ鋪層順序?yàn)閇45/0/-45/0/90/0/-45/0/45/0/45/0/90/0/-45/0]s，共32層，厚4 mm，單層厚度均為0.125 mm；鈦合金板的厚度為12 mm。試驗(yàn)件的幾何尺寸如圖1 所示。

表1 基本力學(xué)性能參數(shù)

(a) 縱橫方向視圖

根據(jù)復(fù)合材料板Ⅰ與復(fù)合材料板Ⅱ連接關(guān)系以及緊固件選取的不同，試驗(yàn)件分為6組，每組2件試驗(yàn)件。試件編號(hào)與裝配關(guān)系說明如表2所示。

表2 試驗(yàn)件裝配關(guān)系

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)前，在金屬板表面，鉚釘排間和過渡區(qū)粘貼應(yīng)變片，近似獲得各排釘?shù)尼斴d分配。由于試驗(yàn)件為左右對(duì)稱，故可在連接排間的一側(cè)布置應(yīng)變片，每?jī)膳胖g布置6個(gè)，同時(shí)為了保證加載時(shí)左右對(duì)稱，過渡區(qū)仍然在整個(gè)寬度上均布置應(yīng)變片，寬度方向上共布置5個(gè)，故每件試驗(yàn)件共貼17個(gè)應(yīng)變片，如圖2所示[11]。

(a) 縱橫方向視圖

試驗(yàn)在INSTRON微機(jī)屏顯式液壓試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)件金屬端在上，復(fù)合材料端在下，先用夾頭將金屬端固定，再調(diào)整下夾頭夾住復(fù)合材料端，試驗(yàn)件夾持需左右對(duì)稱，試驗(yàn)件中軸線與加載方向重合，同時(shí)調(diào)整夾頭夾持力，保證載荷的施加，如圖3所示。應(yīng)變數(shù)據(jù)采集由東華測(cè)試儀器廠生產(chǎn)的JM3813靜態(tài)應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)完成，該系統(tǒng)測(cè)量精度為±2 με；應(yīng)變片采用中航電測(cè)BE120-3AA電阻應(yīng)變計(jì)，電阻值為120.0±0.1 Ω，靈敏系數(shù)為2.22±1%；試驗(yàn)采用1/4橋接線測(cè)量，測(cè)量時(shí)利用補(bǔ)償應(yīng)變片消除環(huán)境溫度影響。裝夾試件前在靠近復(fù)合材料夾持端的最外一排釘處布置引伸計(jì)(如圖3所示)，以便定量和修正連接面外轉(zhuǎn)動(dòng)，為后續(xù)校準(zhǔn)計(jì)算模型提供參考。

圖3 試件加載方式

在正式試驗(yàn)之前，以較小的載荷預(yù)加載/卸載三次，以消除摩擦、間隙影響。正式試驗(yàn)時(shí)，采用分級(jí)加載、保載測(cè)量方法，直至拉斷試件并記錄破壞載荷。

2 試驗(yàn)結(jié)果

多釘連接試驗(yàn)件拉伸載荷-位移曲線如圖4所示，試驗(yàn)件不同載荷下破壞模式如表3所示，可以看出：D-2試驗(yàn)件破壞載荷最小，為151.1 kN，其破壞模式是復(fù)合材料板在第一排釘處凈截面拉斷，如圖5所示；其余試驗(yàn)件均發(fā)生了釘孔擠壓破壞和鉚釘剪切破壞，破壞位置均在第一排緊固件附近，如圖6所示。

(a) 凸頭鉚釘試件載荷-位移曲線

表3 試驗(yàn)件破壞載荷

圖5 試驗(yàn)件截面拉伸破壞

圖6 試驗(yàn)件鉚釘剪切破壞

3 有限元分析

3.1 有限元建模

試驗(yàn)件有限元模型如圖7所示。

圖7 試件有限元模型

在Abaqus有限元模型中，用掃掠的方式生成網(wǎng)格，金屬板、抽釘和玻璃鋼加強(qiáng)墊片均采用連續(xù)體單元C3D8R和C3D6離散，復(fù)合材料板采用連續(xù)殼單元SC8R離散，其中孔邊網(wǎng)格尺寸為0.5～1 mm，整體網(wǎng)格種子密度為3 mm。鉚釘與連接板(孔邊和上下表面)、連接板與連接板、金屬板墊片與復(fù)合材料板之間施加硬接觸，摩擦系數(shù)取0.15[11]，同時(shí)根據(jù)連接區(qū)復(fù)合材料板Ⅰ與復(fù)合材料板Ⅱ之間不同的連接關(guān)系，分別采用綁定(共固化情況)、粘接接觸(膠接情況)和硬接觸(分離情況)來模擬，非連接區(qū)的復(fù)合材料板Ⅰ與復(fù)合材料板Ⅱ的連接均采用粘接接觸，同時(shí)玻璃鋼墊片與復(fù)合材料板的連接也采用粘接接觸模擬，但均未計(jì)入膠層材料的破壞。在復(fù)合材料板夾持區(qū)施加固支約束，在鈦合金板夾持區(qū)施加拉伸方向的位移載荷以模擬加載，同時(shí)約束其他兩方向自由度。

3.2 初步結(jié)果對(duì)比

引伸計(jì)測(cè)點(diǎn)處軸向剛度和破壞載荷的有限元預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比如表4所示，可以看出：有限元模型較為合理。為進(jìn)一步驗(yàn)證模型的有效性，還需要對(duì)比有限元計(jì)算與試驗(yàn)的應(yīng)變結(jié)果。

表4 有限元計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

由于試驗(yàn)件厚度方向的加載中心位于剪切面，而連接區(qū)的厚度中心位于復(fù)合材料板，因此連接區(qū)實(shí)際上處于偏心受載狀態(tài)，同時(shí)釘自身的偏心彎曲將導(dǎo)致其在厚度方向上的應(yīng)變分布變得不均勻。由于偏心所致的附加彎矩會(huì)造成應(yīng)變片測(cè)量值降低，另外受到釘孔周圍應(yīng)力集中的影響，釘間應(yīng)變片的實(shí)測(cè)值將無法代表對(duì)應(yīng)截面的平均應(yīng)變。此外，由于緊固件安裝位置的偏差以及各個(gè)釘-孔配合精度的誤差導(dǎo)致了同類試件2個(gè)釘間應(yīng)變的較大差異。因此，直接按應(yīng)變計(jì)測(cè)量結(jié)果計(jì)算旁路載荷及釘載分配是不準(zhǔn)確的[12]。

有限元法則是通過提取釘-孔擠壓力的合力來估計(jì)釘載大小，進(jìn)而確定釘載分配比例，已將附加彎曲的影響考慮在內(nèi)[13]。因此，本文通過比較有限元模型中相應(yīng)位置外表面的應(yīng)變值和試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果來判斷二者的相符性，當(dāng)二者誤差在可接受范圍內(nèi)，可用有限元計(jì)算所得釘載近似表示試驗(yàn)釘載。

3.3 應(yīng)變結(jié)果對(duì)比

對(duì)試驗(yàn)件連接區(qū)選取典型截面，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，A型試驗(yàn)件對(duì)比結(jié)果如圖8所示。

圖8 A型試件有限元和試驗(yàn)應(yīng)變對(duì)比

從圖8可以看出：有限元模型測(cè)量點(diǎn)的應(yīng)變與試驗(yàn)應(yīng)變吻合較好，說明模型的變形是合理的，因此可用各模型有限元計(jì)算所得釘載近似模擬試驗(yàn)釘載分配。

3.4 釘載分配

通過提取有限元模型中鉚釘與各板接觸面的支反力，可以獲得釘載分配如圖9所示。

(a) A型試件釘載分配

從圖9可以看出：凸頭鉚釘連接試件的釘載分配較沉頭鉚釘更不均勻，這可能是因?yàn)橥诡^鉚釘?shù)尼斂讘?yīng)力集中現(xiàn)象更為嚴(yán)重，使得外排釘受載較大；同種緊固件連接時(shí)，復(fù)合材料板分離情況下各排釘載差異最為明顯，膠接次之，共固化情況差異最??；這是因?yàn)槿N情況下的復(fù)合材料板連接面受載形式不同，導(dǎo)致載荷傳遞至釘排時(shí)復(fù)合材料界面向下一排釘傳遞的載荷大小不同，進(jìn)而使得各類連接情況下釘載差異不同。

4 結(jié) 論

(1) 凸頭鉚釘連接件相比沉頭鉚釘連接件，極限載荷提高了10%～20%。

(2) 各型試件釘載分配幾乎都呈兩邊高、中間低的浴盆狀，且破壞都發(fā)生在第一排釘孔處，破壞模式為鉚釘剪切破壞或?qū)訅喊謇炱茐摹?/p>

(3) 不同裝配方式下的連接件釘載分配有所差異，分離件各排釘載差距最大，膠接件次之，共固化件差距最小。