帶口蓋復合材料柱殼壓縮性能

范 舟 程小全 李鐘海 胡仁偉

(北京航空航天大學 航空科學與工程學院，北京100191)

飛行器結構內部通常需要布置電器或其他機械設備，出于設備安裝、維修，以及結構本身維護方面的考慮，往往需要在結構表面設置不同形狀帶口蓋的開口.對于帶口蓋的開口結構，存在開口區結構的加強、口蓋結構設計及其與基礎結構的連接，以及加口蓋后整體結構力學性能評價等問題.通常情況下，帶口蓋的結構要比不開口的完整結構更重.如何在設計中使帶口蓋結構重量的增加量最小，是結構細節設計的關鍵技術之一.

國內外對復合材料柱殼結構的研究比較多.文獻［1］利用有限元素法分別對平面布與單向帶鋪層制成復合材料柱殼進行了壓縮性能分析，得到了提高柱殼結構壓縮性能的最佳鋪層方式.文獻［2］在宏細觀力學模型框架下，討論濕熱環境對復合材料層合圓柱薄殼在軸向壓縮作用下屈曲和后屈曲行為的影響.文獻［3］綜合考慮幾何非線性、材料非線性、橫向剪切效應及初始幾何缺陷等因素，對帶有加強肋和加強環的復合材料圓柱殼的穩定性問題進行了分析研究.文獻［4］使用遺傳算法對復合材料加筋后屈曲設計進行優化.文獻［5-6］利用有限元素法對含裂紋復合材料開口結構的壓縮屈曲性能進行了研究，提出了有效的結構補救和修理方法.文獻［7］采用有限元數值方法和解析方法研究了碳纖維增強聚合物基復合材料(CFRP，Carbon Fiber Reinforced Polymer/Plastic)加固含損傷空心柱體鋼結構在壓縮載荷作用下的屈曲問題.文獻［8-9］利用解析法研究了橫向剪切變形對圓柱殼在軸壓下的屈曲和后屈曲影響.文獻［10］采用奇異攝動法，考慮非線性前屈曲、大擾動以及初始缺陷的影響，分析在兩端固支條件下，各向異性的層合圓柱殼在軸壓下的屈曲與后屈曲行為.文獻［11］利用數值方法系統研究帶矩形開口的薄壁圓柱殼的穩定性能.

本文是在完整柱殼和開口柱殼復合材料結構壓縮性能研究的基礎上［1，12］，進一步對開口復合材料柱殼加口蓋后結構的壓縮行為進行實驗研究和建模分析，目的是了解帶口蓋復合材料柱殼的壓縮破壞行為，另一方面是探索該結構壓縮性能的分析方法，為類似結構的設計與分析奠定一定的技術基礎.

1 試驗

1.1 試驗件

試驗件分成兩個部分:開口補強件和口蓋.補強件為三分之一弧長(120°)的柱形殼，外徑257 mm，高608 mm，柱殼厚度為1.6 mm，在殼體周開口向30°與90°以及高度196 mm與392 mm位置處，有寬為10 mm的“井”字形筋條，筋條厚度為2 mm.柱殼兩邊的邊界條件為簡支條件，應該使用刀口夾持.但是由于這個刀口過大，而且不容易裝夾，因此在試驗設計時采用了兩側前后各布置厚、寬、高分別為8，20，588 mm 的加強筋，用來防止柱殼受壓時在較低載荷作用下發生破壞，同時節約了測試成本.在4個筋條圍成的口框中央有高170 mm，寬230 mm的矩形開口.柱殼內表面用補片加強，補片中央有高120 mm，寬180 mm的矩形開口，補片邊緣和筋條邊緣相接觸，補片與蒙皮的搭接采用二次膠結.口蓋為高170 mm，寬230 mm的矩形開口，通過10個直徑為5 mm的螺釘與開口補強件連接(圖1)，螺釘分布如圖2所示.為緩解矩形開口直角處應力集中效應，取消直角采用圓角，圓角半徑為15 mm.同樣補片中央矩形區域和口蓋矩形圓角半徑也為15 mm.最終帶有口蓋柱殼結構如圖2所示.實驗件采用RTM成型工藝制造，柱殼所用材料及其力學性能在表1中列出，表2為蒙皮、筋條、加強筋、補片和口蓋的鋪層方式.

圖1 含口蓋結構圖連接示意圖

圖2 含口蓋柱面殼實物圖

表1 柱殼鋪層材料及其力學性能

1.2 加載與應變測量

在INSTRON 8802材料試驗機上進行，應變數據采集使用北航研制的BYZ-2應變儀.根據受載實際情況，試驗件應當承受壓縮載荷，因此考慮設計上下兩個夾具給予夾持，如圖3所示，方便試驗機的加載端施加壓縮載荷.加載過程采用位移控制，初始預載荷為1 kN，應變儀清零，加載速度-0.5 kN/s.同時為了驗證ABAQUS建模的有效性，在結構特定位置貼上應變片記錄加載過程中的應變，與有限元模型對應載荷下的應變做比較，以此驗證建立的有限元模型的正確性.所有試件及夾具由航天科工集團306所生產加工.

表2 柱殼材料及其鋪層方式

圖3 上下兩端夾具圖

1.3 試驗結果與分析

將測試件放入 INSRTON8802上加載，每10 kN為一個加載單位逐級加載，最終測得含口蓋柱殼結構的屈曲載荷為118.9kN，滿足設計要求.開口補強發生了較大面積局部屈曲，沒有后屈曲現象發生.局部屈曲位置主要有兩個:一個位于口蓋左側，另一個位于口蓋上側.口蓋在壓縮過程中沒有出現由后屈曲和螺釘松動造成的口蓋脫落現象，最終結構屈曲破壞形式如圖4所示.

圖4 含口蓋柱殼結構破壞圖

2 理論建模

2.1 有限元建模

利用ABAQUS軟件建立開口補強柱殼和口蓋殼模型，整個模型建立在RTZ柱坐標系中，模型圓弧底面建立在R-T平面內，柱殼高度方向對應于柱坐標系的Z方向.模型的每一個區域都采用4節點殼單元，開口補強模型共劃分13 600個單元，口蓋共劃分1256個單元.圖5、圖6分別為補強柱殼和口蓋的網格劃分圖.邊界條件:柱殼下端固支，約束上端與夾具耦合邊界R、T方向的位移，加載方向Z方向位移不受約束.加載方式:上端單位弧長上加單位力，每個試件的邊界條件和加載方式都相同.緊固件螺釘連接:確定好口蓋與開口補強件的安裝位置后，利用ABAQUS自帶緊固件功能模擬10個直徑為5 mm的螺釘，將兩部件進行連接，螺釘布置與真實螺釘位置(圖2)一致.

5 開口補強件網格劃分

圖6 口蓋網格劃分

2.2 屈曲載荷的計算

利用ABAQUS有限元軟件計算帶口蓋柱殼結構的屈曲模態和頻率，得到頻率為247.7，則屈曲載荷為133.3 kN，與試驗結果118.9 kN的誤差為12.08%，這在工程上是可以接受的.圖7所示為開口補強件屈曲模態圖(第1階).從圖中可以看出，口蓋的右側和上部都發生了較大的屈曲變形，這與真實結構屈曲破壞行為近似，由此可以驗證建立的模型是有效的.

圖7 帶口蓋柱殼結構屈曲破壞圖

同時列出開口補強件在加載到30 kN時，試驗應變儀測量應變值和ABAQUS計算得到的應變值進行對比，其結果如表3所示.

從表中可以看出，實際應變與理論計算的誤差相差不大.綜上所述，建立的開口的柱殼有限元模型是準確有效的.

表3 應變的計算值和試驗值對比表

2.3 三種柱殼結構對比

利用文獻［1，12］的結論，將含口蓋柱殼結構與完整件、開口補強件3個試驗件進行對比.從破壞形式上分析，圖8給出了文獻［12］的結論.從圖中可以看出，完整件的屈曲破壞發生在口蓋的上方;如果對完整件開口并補強，其壓縮屈曲變形就會發生在口蓋的兩側;如果加入口蓋對開口補強件進行密封處理，則口蓋左側屈曲變形將會消失，并且口蓋右側屈曲變形變小，同時口蓋上方會出現大面積屈曲.

圖8 完整件與開口補強件屈曲破壞圖

從屈曲載荷大小上分析，文獻［12］在ABAQUS有限元中計算了完整件的屈曲載荷為152.3 kN，開口補強件的屈曲載荷為72.5 kN.可以看出，開口造成結構屈曲載荷的下降是十分明顯的，雖然經過了補強處理，屈曲載荷仍只能達到原屈曲載荷的47.6%，如果加入口蓋的話，結構的屈曲載荷有了明顯提高，可以達到133.3kN，為原結構屈曲載荷的87.5%，滿足設計使用要求.

3 開口對柱殼壓縮屈曲載荷的影響

3.1 補片鋪層角度對柱殼結構屈曲強度的影響

在ABAQUS建立的有限元模型中，保持口蓋鋪層角度0°不變，改變補片鋪層角度，分別計算每個鋪層角度下的屈曲載荷，最終結果見圖9.

圖9 鋪層角度與屈曲載荷關系曲線

從圖9可以看出，補片鋪層角度從0°增加到20°過程中，屈曲載荷逐漸增加，曲線在20°與25°之間某個角度，取得極值點;當角度由25°增大到90°時，屈曲載荷逐漸減小，但在75°～90°時屈曲載荷又有一個回升過程，鋪層角度到達90°時，結構屈曲載荷與0°的屈曲載荷大小相近.

從破壞形式上看，當固定口蓋鋪層角度0°不變時，補片角度為0°時結構即為原始測試結構，其屈曲破壞形式如圖7所示.可以看出，在口蓋的右側和上方都出現了局部屈曲變形;選取一個屈曲強度較高鋪層角度(20°)進行對比，見圖10.可以看出，鋪層角度變化到20°時，口蓋的右側沒有發生屈曲變形，局部屈曲變形全部轉移到了口蓋的上方，這與完整件屈曲破壞圖(圖8a)比較近似.比較結構20°與0°時屈曲載荷，20°的屈曲載荷為142.4kN，比0°時的133.3kN提高了6.8%.將結構補片鋪層角度改為20°可以在不增加結構重量與成本的條件下提高該結構的屈曲強度.

圖10 補片20°屈曲破壞圖

3.2 口蓋鋪層角度對柱殼結構屈曲強度的影響

同樣，在建立好的模型上，保持補片鋪層角度0°不變，改變口蓋鋪層角度，分別計算每個鋪層角度下的屈曲載荷，最終結果如圖11所示.從圖中可以看出，與補片鋪層曲線類似，隨著鋪層角度的增大，屈曲載荷也有一個先遞增后遞減，最后小幅度回升的過程，并且這兩種情況下0°和90°的兩個屈曲載荷值都是比較接近的.

圖11 口蓋鋪層角度與屈曲載荷關系曲線

從破壞形式上看，固定補片鋪層角度0°不變時，選取屈曲載荷較高的口蓋鋪層角度20°的屈曲破壞圖(圖12)與口蓋0°(原始測試結構，如圖7所示)的屈曲破壞圖進行對比.可以看出，與補片情況十分相似，口蓋的右側也沒有發生屈曲變形，變形全部轉移到了口蓋的上方，同樣這也與完整件屈曲破壞圖(圖8a)比較相似.

圖12 口蓋20°時屈曲破壞圖

改變口蓋鋪層角度，同樣也可以起到提高結構屈曲載荷的作用，但相比補片的情況，屈曲載荷并沒有提高很多，口蓋 20°鋪角的屈曲載荷136.5 kN僅比0°時的133.3 kN提高了2.4%.

3.2 補強片厚度對柱殼結構屈曲強度的影響

在ABAQUS有限元軟件中，保持其他參數不變，改變補片的厚度，分別計算7～16層的屈曲載荷，其結果如表4所示.從表中可以看出，如果以11層為基準鋪層數的話，增加補片鋪層數目，屈曲載荷變化緩慢;當鋪層達到16層時，屈曲載荷僅僅比11層的提高了2.37%;而減小鋪層，屈曲載荷開始變化不大，但當鋪層減少到6層時，屈曲載荷迅速下降，相對于11層的屈曲載荷下降了18.6%.綜上所述，補片的厚度直接關系到結構屈曲載荷的大小，增加補片鋪層厚度，可以提高結構屈曲強度.

表4 補片厚度對柱殼屈曲載荷影響

當補片厚度達到10層時，繼續增加補片的層數對該結構屈曲強度的提高效果比較有限，考慮到成本控制和重量等因素，不如改變鋪層角度來提高結構屈曲載荷的效果好.提高該結構屈曲強度應優先考慮改變補片和口蓋鋪層角度的方法.

從破壞形式而言，當補片鋪層提高到14層時，結構的屈曲變形如圖13b所示，可以看出結構局部屈曲部位只發生在口蓋的上方，這與改變鋪層角度的效果相似(圖10和圖12)，繼續增加鋪層，屈曲破壞形式與14層類似，局部屈曲只發生在口蓋上方;當補片鋪層減小到7層時，其結果如圖13a所示:可以看出，在口蓋上方，口蓋的兩側以及口蓋都會發生屈曲，屈曲面積十分大.

圖13 不同補片厚度下結構屈曲破壞圖

4 結論

1)試驗測量的帶口蓋柱殼結構最終屈曲破壞載荷為118.9 kN.結構中只有開口補強件發生了局部屈曲，屈曲部位為口蓋的左側和上部.整體結構沒有后屈曲與螺釘松動造成的口蓋脫落現象，滿足設計要求.

2)當口蓋與補片鋪層角度由0°到90°變化時，兩者結構的屈曲載荷都經歷了一個先增大后減小，然后小幅度回升到與0°屈曲載荷近似的某一個值的變化過程;角度變化的同時也帶來最終屈曲模態的變化:當口蓋或補片的鋪層角度變為20°時，局部屈曲范圍縮減到了口蓋上方，口蓋一側的局部屈曲現象消失，此屈曲破壞形式與完整件屈曲破壞形式十分相似.最終計算結果表明，改變鋪層角度可以提高結構的屈曲載荷.當補片鋪層角度由0°變為20°時，效果明顯，屈曲強度提高了6.8%;而口蓋鋪層角度由0°變為20°時，屈曲強度也有2.4%的提高.設計時可以將口蓋與補片的鋪層角度都改為20°，以此提高結構的屈曲強度.

3)結構的屈曲強度與補片的厚度有直接關系.當補片的厚度從11層逐步增加時，結構屈曲模態發生變化，且結構的屈曲載荷也有小幅提升，但提高效果并不十分明顯.當補片厚度增大到16層時，結構的屈曲載荷也僅僅提高了2.37%;當由11層逐步減小時，結構的屈曲載荷下降較明顯.當補片厚度減小到6層時，結構的屈曲載荷下降了18.6%，同時局部面積擴大，口蓋處也發生了屈曲.如果僅考慮通過增加現有11層補片鋪層數的方法來提高結構屈曲強度，是不太可取的.因為這樣不但增加了成本與重量，效果還不如改變口蓋與補片鋪層角度的方法好.

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