復(fù)合材料層板沉頭連接釘載分配影響因素研究

孫永波，董艇艦，劉　昕，潘亞東

（中國民航大學(xué)工程技術(shù)訓(xùn)練中心，天津　300300）

復(fù)合材料層板沉頭連接釘載分配影響因素研究

孫永波，董艇艦，劉昕，潘亞東

（中國民航大學(xué)工程技術(shù)訓(xùn)練中心，天津300300）

通過ABAQUS軟件建立了多釘沉頭螺栓連接三維有限元模型，對復(fù)合材料層合板與金屬板多釘連接結(jié)構(gòu)進行拉伸性能分析，計算了沉頭連接的釘載分配情況，并就釘孔間隙、螺栓扭矩、沉頭比等因素對釘載分配的影響進行分析。結(jié)果表明：與凸頭連接相比，多釘沉頭連接對釘載分配有一定的改善作用；釘孔間隙和螺栓剛度對釘載分配影響顯著，螺栓扭矩和金屬板剛度對釘載分配有一定的影響，但并不明顯；摩擦和沉頭比對釘載分配的影響可以忽略不計。

復(fù)合材料層合板；連接結(jié)構(gòu)；沉頭螺栓；載荷分配；拉伸

復(fù)合材料結(jié)構(gòu)沉頭螺栓連接不僅可以保持飛行器結(jié)構(gòu)表面的氣動外形，而且由于釘頭斜面的壓緊作用可改善多釘載荷分配的不均勻性、減少邊緣螺釘（或螺栓）載荷過大的現(xiàn)象，提高了結(jié)構(gòu)的連接效率［1］。

本文是在復(fù)合材料層合板單釘沉頭螺栓連接結(jié)構(gòu)拉伸性能研究基礎(chǔ)上建立沉頭多釘連接結(jié)構(gòu)模型［2］，研究沉頭連接對凸頭連接結(jié)構(gòu)釘載分配不均性的改善，并就釘孔間隙、螺栓扭矩、沉頭比等因素對釘載分配的影響進行分析，旨在為復(fù)合材料沉頭多釘連接結(jié)構(gòu)設(shè)計提供一定的技術(shù)基礎(chǔ)。

到目前為止，國內(nèi)外對于復(fù)合材料層板螺栓連接性能的研究主要是單釘沉頭連接［3-7］和凸頭連接的力學(xué)性能［8-13］，而沉頭多釘連接釘載分配的研究報道還沒有已發(fā)表文章，只有少量研究疲勞性能的工作。

B Benchekchou等［14］發(fā)現(xiàn)在復(fù)合材料結(jié)構(gòu)沉頭螺栓應(yīng)力對初始彎曲疲勞損傷的影響中，沉頭螺栓連接比圓頭螺栓連接更易發(fā)生彎曲疲勞損傷，沉頭螺栓承受的剪應(yīng)力和正應(yīng)力相對更高，導(dǎo)致初始分層和剪切裂紋的出現(xiàn)。Roman Starikov等［15］在復(fù)合材料沉頭螺栓連接金屬與復(fù)合材料接頭抗疲勞性的研究中發(fā)現(xiàn)，鈦合金緊固件相比復(fù)合材料緊固件有更好的抗疲勞特性，復(fù)合材料螺栓抗剪切疲勞載荷性能較差。螺栓剛度對釘載分配不均性影響明顯，螺栓剛度越大，承擔(dān)的載荷越大，越容易發(fā)生疲勞破壞。隨后，Roman Starikov等［16］在復(fù)合材料沉頭螺栓連接金屬與復(fù)合材料接頭準靜態(tài)強度研究中發(fā)現(xiàn)，鈦合金緊固件相比復(fù)合材料緊固件有更高的準靜態(tài)強度。在剪力作用下，復(fù)合材料接頭的機械強度較低。拉伸實驗測試顯示鈦合金緊固件有更高的抗壓縮強度，減輕了孔邊的應(yīng)力集中。

1　研究與方法

1.1層合板多釘沉頭連接結(jié)構(gòu)建模

研究選用T300/QY8911層合板，鋪層順序為［45/ 0/-45/90］4s，板厚4 mm，寬36 mm，長150 mm。螺栓分別采用錐角90°的M6標準沉頭螺栓和M6標準凸頭螺栓，材料均采用ML30CrMnSiA，模量為220 GPa，泊松比為0.33。金屬板選用鋼板，模量為200 GPa，泊松比為0.33，板厚18 mm，寬36 mm，長150 mm［2］。沉頭連接局部結(jié)構(gòu)如圖1所示，T300/QY8911層合板材料性能如表1所示。

圖1　沉頭連接結(jié)構(gòu)局部剖視圖Fig.1　Cutaway view of countersunk joint structure

表1　T300/QY8911層合板材料性能Tab.1　T300/QY8911 laminated material property

某復(fù)合材料層合板沉頭螺栓連接單搭接有限元建模如圖2所示。在高應(yīng)力產(chǎn)生區(qū)，如復(fù)合材料層合板螺栓孔周圍，選用協(xié)調(diào)模式下的全積分線性單元C3D8I為單元類型，而在其他非應(yīng)力集中區(qū)選用C3D8R單元類型［6］。

圖2　復(fù)合材料層合板沉頭螺栓連接三維有限元模型Fig.2　Finite element model of composite countersunk joint

1.2鋪層失效判據(jù)與性能衰減準則

采用Hashin分類損傷判據(jù)［17］，判斷復(fù)合材料層板在螺栓擠壓載荷作用下各單元鋪層是否發(fā)生了基體開裂、纖維斷裂或纖維-基體剪切破壞等形式的損傷。對于已經(jīng)損傷的單元鋪層，同時采用Camanho和Matthews［18-20］提出的性能衰減準則進行材料性能衰減。依然使用黃文俊等［2］在復(fù)合材料層合板單釘沉頭螺栓連接結(jié)構(gòu)拉伸性能研究中驗證的T300/QY8911層板材料性能衰減準則，如表2所示。

表2　材料性能衰減準則Tab.2　Material property degradation criterion

2　計算結(jié)果與分析

2.1釘載分配對比分析

凸頭連接和沉頭連接形式下層合板應(yīng)變云圖如圖3和圖4所示。

圖3　沉頭螺栓連接層合板應(yīng)變云圖Fig.3　Strain nephogram of countersunk joint

圖4　凸頭螺栓連接層合板應(yīng)變云圖Fig.4　Strain nephogram of protruding-head joint

由圖3和圖4的應(yīng)變云圖可以看出，靠近載荷端的層合板孔應(yīng)變較大，說明相應(yīng)螺栓承擔(dān)較大的載荷。同時可推測出沉頭連接結(jié)構(gòu)螺栓1承擔(dān)的載荷比凸頭連接結(jié)構(gòu)螺栓1的載荷小。

通過ABAQUS計算和數(shù)據(jù)分析可以得到兩種連接方式下的釘載分配情況。如圖5所示，計算所選截面單元的應(yīng)力，得到各個截面應(yīng)力與時間數(shù)據(jù)，相鄰截面應(yīng)力差值就是螺栓承受的應(yīng)力。進而得到釘載分配，如表3所示。

圖5　層合板各截面應(yīng)力Fig.5　Section stress of laminate

表3　不同螺栓連接下螺栓載荷分配Tab.3　Load distribution on different bolt joints

通過表3可以得到兩種連接形式下的釘載分配折線圖，如圖6所示。

圖6　兩種螺栓連接形式釘載分配折線圖Fig.6　Line chart of load distribution on different joints

由圖6可看出螺栓1承受的載荷分配最大，這是由于螺栓1最先與層合板和金屬板發(fā)生接觸因而承受較大載荷。沉頭螺栓連接相比凸頭螺栓連接對釘載分配不均性有一定的改善作用，大約可減少6%的邊緣載荷。同時增加了螺栓2和螺栓3的載荷分配，提高了承載效率。

2.2釘載分配影響因素分析

由于復(fù)合材料自身的脆性和力學(xué)性能的各向異性，以及沒有屈服區(qū)等特點，使得沉頭螺栓連接釘載分配受到釘孔間隙（CL）、螺栓扭矩（BT）、沉頭比（HT）、螺栓剛度、金屬板剛度、接觸面摩擦（f）等因素的影響。

2.2.1釘孔間隙

受裝配誤差和生產(chǎn)工藝等因素的影響，釘孔間隙的存在會使該釘承載時間滯后，最終所承受到的載荷也變小，對釘載分配的影響顯著。不同釘孔間隙下的沉頭連接釘載分配如表4所示。

表4　不同間隙下的沉頭連接螺栓載荷分配Tab.4　Load distribution of bolt joint under different gaps

由表4可看出，在3個孔初始間隙相同的前提下，即使改變間隙值的大小，其釘載分配與無間隙情況相比并沒有明顯改變。這是因為不論初始間隙有多大，3個釘孔基本上都是同時發(fā)生接觸，所以對釘載分配的比例不會有明顯區(qū)別。因此需考慮在各螺栓初始間隙不同的前提下釘載分配的情況，如圖7所示。

圖7　不同初始釘孔間隙下釘載分配折線圖Fig.7　Line chart of load distribution with different clearances

不同初始間隙下，釘載分配嚴重不均，間隙小的先發(fā)生接觸，承擔(dān)較大的載荷。因此在實際工程中，對加工工藝、裝配精度等都有較高的要求，采用過盈配合的方式會改善釘載分配的不均性，提高承載能力和傳遞效率［21-22］。

2.2.2螺栓扭矩

在實際結(jié)構(gòu)裝配中，會對螺栓施加預(yù)緊力，而預(yù)緊力會轉(zhuǎn)變成螺栓扭矩，提高預(yù)緊力會引起剪切應(yīng)力的顯著增加，對極限應(yīng)力影響很小。不同螺栓扭矩下釘載分配折線如圖8所示。

從載荷分配折線圖可看出，增加螺栓扭矩可改善釘載分配，這是因為增加了預(yù)緊力，增加了接觸面的摩擦力，提高了承載能力。但是，螺栓扭矩增高，對釘載分配的影響很小，同時螺栓扭矩不能過大，否則會使螺栓發(fā)生剪切破壞。

2.2.3螺栓沉頭比

螺栓沉頭比HT即沉頭深度H與層合板厚度T的比值。不同沉頭比下的釘載分配折線如圖9所示。

由圖9可看出沉頭比對釘載分配的影響非常小。隨著沉頭比的增加，沉頭部分增大，連接承載部分減少，所以承載能力降低，在沉頭螺栓連接結(jié)構(gòu)設(shè)計中，應(yīng)盡量選擇沉頭比較小的沉頭連接，保持結(jié)構(gòu)承載能力的穩(wěn)定性。

圖8　不同螺栓扭矩下釘載分配折線圖Fig.8　Line chart of load distribution with different BTs

圖9　不同沉頭比下的釘載分配折線圖Fig.9　Line chart of load distribution with different HTs

2.2.4螺栓剛度

螺栓剛度對釘載分配存在影響，螺栓剛度越大，承載能力越大，因此選用不同的螺栓剛度可以改善釘載分配的不均性。不同螺栓剛度組合下釘載分配折線如圖10所示。

圖10　不同螺栓剛度組合下的釘載分配折線圖Fig.10　Line chart of load distribution with different bolt stiffnesses

由折線1和折線2可看出，減小螺栓剛度，釘載分配不均性即變得明顯，并且從梯級遞減模式變?yōu)樵枧枋健恼劬€3～5可看出不同螺栓剛度組合可以使得釘載分配變得更加均勻，而且對于承載較大的螺栓應(yīng)選擇剛度較小的鋁，這是因為剛度小，載荷作用下塑性變形大，易將載荷傳遞到其他螺栓上。對比折線3～5可以看出折線4的載荷分配更加均勻。因此工程設(shè)計中，在滿足強度和剛度要求的前提下，選用恰當?shù)穆菟▌偠冉M合，可顯著改善載荷分配的不均性。

2.2.5連接金屬板剛度

金屬板剛度對釘載分配存在一定影響，這是因為金屬板剛度的不同會改變螺栓約束的條件。圖11是不同金屬板剛度下的釘載分配折線圖。

圖11　不同金屬板剛度下的釘載分配折線圖Fig.11　Line chart of load distribution with different metal plate stiffnesses

從折線圖可以看出，隨著金屬板剛度的減少，釘載分配的方式由梯級遞減變?yōu)樵枧枋剑瑫r釘載分配不均性得到改善，鋁板的釘載分配相對最好。可見在復(fù)合材料連接中，復(fù)合材料板與金屬板的剛度相差不多時，釘載分配更為均勻。因此在結(jié)構(gòu)設(shè)計中，在滿足強度剛度要求前提下，選擇金屬板剛度與復(fù)合材料強度相近的配合，傳載效率更高。

2.2.6接觸面摩擦

復(fù)合材料層合板和金屬板之間的摩擦可以參與承載，對于提高結(jié)構(gòu)承載能力具有一定的作用，但摩擦的存在對釘載分配的影響卻少有研究。因此研究摩擦對釘載分配的影響具有一定的工程意義。不同庫倫摩擦系數(shù)下的釘載分配折線如圖12所示。

從折線圖可以看出，摩擦的存在對釘載分配不均性有一定的改善作用，但并不明顯。這是因為摩擦力參與了承載，同時摩擦系數(shù)增加，對釘載分配并沒有大的改變。總體來看，摩擦對于釘載分配的影響很小，可以忽略不計。

圖12　不同摩擦系數(shù)下的釘載分配折線圖Fig.12　Line chart of load distribution with different fs

3　結(jié)語

從復(fù)合材料層合板沉頭多釘連接有限元模擬分析中可得出以下結(jié)論。

1）由于釘頭的壓緊作用可以改善沉頭螺栓連接的釘載分配不均性，減少邊緣載荷過大，提高了承載效率。

2）釘孔間隙和螺栓剛度的不同組合對釘載分配的不均性影響最大。采用過盈配合和匹配恰當?shù)穆菟▌偠龋筛纳漆斴d分配不均性。

3）螺栓彎矩增加了接觸之間的擠壓力，增大了摩擦，對釘載分配有一定的改善，但并不明顯。摩擦的存在使得摩擦力參與承載，但摩擦力的增加沒有改變釘載分配，因此摩擦的影響可以忽略不計。

4）金屬板剛度的不同會改變釘載分配的方式，金屬板剛度與層合板剛度相差越大，釘載分配不均性越明顯。選擇更匹配的金屬板剛度，會獲得較均勻的釘載分配。

［1］孫永波，程小全，張紀奎.復(fù)合材料層合板沉頭螺栓連接研究進展［J］.航空制造技術(shù)，2012，18：75-78.

［2］黃文俊，孫永波，程小全，等.復(fù)合材料層板單釘沉頭螺栓連接結(jié)構(gòu)拉伸性能［J］.材料工程，2013（12）：8-12.

［3］GAN B E，MCCARTHY C T，MCCARTHY M A，et al.Stress analysis of single-bolt，single-lap，countersunk composite joints with variable bolt-hole clearance［J］.Composite Structures，2012（2）：1038-1051.

［4］MAAJID C，WANG C H，THOMSON R S，et al.Experimental investigation of damage progression and strength of countersunk composite joints［J］.Composite Structures，2011（2）：865-873.

［5］MAAJID CHISHT，WANG C H，THOMSON R S，et al.Numerical analysis of damage progression and strength of countersunk composite joints［J］.Composite Structures，2012（2）：643-653.

［6］GAN B E，MCCARTHY C T，MCCARTHY M A，et al.Mo-delling a single-bolt countersunk composite joint using implicit and explicit finite element analysis［J］.Computational Materials Science，2012（11）：203-208.

［7］FERAS D，MOHAMMAD G，GHASSAN T.A modified equation for the stress concentration factor in countersunk holes［J］.Composite Structures，2012（36）：94-103.

［8］MCCARTHY C T，GRAY P J.An analytical model for the prediction of load distribution in highly torqued multi-bolt composite joints［J］.Composite Structures，2011（93）：287-298.

［9］GRAY P J，MCCARTHY C T.A global bolted joint model for finite element analysis of load distributions in multi-bolt composite joints［J］. Composite Structures，2010（6）：317-325.

［10］MCCARTHY M A，MCCARTHY C T，LAWLOR V P，et al.Three-dimensional finite element analysis of single-bolt，single-lap composite bolted joints：part1—model development and validation［J］.Composite Structures，2005（11）：140-158.

［11］劉興科，李亞智，劉向東，等.金屬和復(fù)合材料多釘連接釘載分配研究［J］.航空工程進展，2011（5）：193-198.

［12］呂光全，程小全，張紀奎.復(fù)合材料結(jié)構(gòu)凸頭多釘連接釘載分配研究進展［J］.航空制造技術(shù)，2013（6）：53-56.

［13］JOHAN E，SCH?N J.Finite element modeling and optimazation of load transfer in multi-fastener joints using structural element［J］.Composite Structures，2008（1）：245-246.

［14］BENCHEKCHOU B，WHITE R G.Stresses around fasteners in composite structures in flexure and effects on fatigue damage initiation part2：countersunk bolts［J］.Composite Structures，1995（3）：109-119.

［15］STARIKOV R，SCHON J.Fatigue resistance of composite joints with countersunk composite and metal fasteners［J］.International Journal of Fatigue.2004（1）：39-47.

［16］STARIKOV R，SCHON J.Quasi-static behavior of composite joints with countersunk composite and metal fasteners［J］.Composites Part B：Engineering.2001（2）：410-411.

［17］IRMAN T.Three-dimensional stress analysis of bolted single-lap composite joints［J］.Composite Structures，1998（11）：195-216.

［18］HUHNE C，ZERBST A K，KUHLMANN G，et al.Progressive damage analysis of composite bolted joints with liquid shim layers using constant and continuous degradation models［J］.Composite Structures，2010（1）：189-200.

［19］HIBBIT K A S.Abaqus theory and user manual Version 6.9［M］.USA：ABAQUS Inc，2009.

［20］KEDWARD K T，KIM H.Joining and repair of composite structures［M］.ASTM Stock Number：STP 1455，2004.

［21］楊樺楠，趙美英，周銀華.過盈配合對復(fù)合材料多釘連接強度的影響研究［J］.航空工程進展，2012（8）：311-316.

［22］黃豪杰，張博平.層合板多釘連接載荷分配均勻化方法［J］.航空計算技術(shù)，2006（11）：33-35.

（責(zé)任編輯：黃月）

Study on pin load distribution of multi-countersunk bolt composite laminate joints

SUN Yongbo，DONG Tingjian，LIU Xin，PAN Yadong
（Engineering Techniques Training Center，CAUC，Tianjin 300300，China）

A 3D finite element model of multi-countersunk bolt joint is established with ABAQUS.The tensile performance of multi-bolt joint of composite laminate with metal plate is analyzed，the pin load distributions are calculated，and the effect of factors such as pin clearance，bolt torsion moment，height ratio on the load distributions are analyzed.Results show that countersunk bolts can improve load distributions slightly compared with protrudinghead bolt for composite laminate joints.The pin clearance and bolt stiffness have great effect on load distributions，while the bolt torsion moment and metal plate stiffness have slightly effect，and the effect of friction and height ratio can be ignored.

composite laminate；joint；countersunk bolt；load distribution；tension

V214.8

A

1674-5590（2016）03-0057-05

2015-06-01；

2015-09-01基金項目：中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項（3122015C007）

孫永波（1985—），男，山東日照人，助教，碩士。研究方向為飛機復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)分析與修理技術(shù).