復合材料-鈦合金混合結構多釘連接釘載分布及有限元計算

陳龍，陳普會

(南京航空航天大學 機械結構力學及控制國家重點實驗室， 南京 210016)

0 引 言

在飛機結構設計過程中，必須通過相應的連接方式來解決各部件之間的載荷傳遞問題，復合材料連接是復合材料結構設計的關鍵環節[1]。對于一般的多釘連接，確定連接區的釘載分配是結構連接強度計算的依據[2]。由于復合材料是脆性材料，通常纖維增強復合材料層合板在破壞以前呈近似線性，材料不會出現局部屈服或應力重新分配，不具有重新分配載荷的能力，因此釘載分配嚴重不均勻，導致理論估算結構承載能力和計算載荷分布非常困難[3-4]。

對于復合材料多釘連接，國內外通過試驗、理論計算和數值仿真等方法對緊固件的釘載分布、結構強度以及破壞形式進行了系統的研究。C.T.McCarthy等[5]基于智能螺栓測試方法研究了復合材料單列三釘單搭連接接頭中釘孔間隙對載荷分配的影響；O.Buket[6]對不同尺寸下采用螺栓連接的復合材料層合板進行了試驗研究，結果表明破壞載荷和破壞模式受結構尺寸影響較大；蔣持平等[7]采用解析法計算了復合材料多釘連接結構的釘傳載荷分布；高宗戰等[8]利用有限元法研究了釘孔形狀及位置對釘載分布產生的影響；顧亦磊[9]、姜云鵬等[10]研究了螺栓預緊力、緊固件材料、搭接形式對復合材料多釘連接結構釘載分布的影響。上述對于復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，并沒有考慮機翼根部釘群連接結構。

本文針對實際工程中機翼根部復合材料蒙皮、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，考慮不同的緊固件類型和蒙皮緣條連接方式，進行靜力拉伸試驗和數值仿真，分析釘群載荷分配特點以及承載能力，以期為進一步的實際結構選型提供參考。

1 試 驗

1.1 試驗件

通過試驗件模擬機翼根部釘群連接結構，包括根部蒙皮(復合材料板Ⅰ)、主梁根部緣條(復合材料板Ⅱ)和主梁接頭緣條(鈦合金板)三個構件的連接。復合材料層壓板材料體系為ZT7H/QY9611，基本材料參數如表1所示，其中參數下標1、2、3分別表示纖維方向、基體方向、厚度方向，下標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為CR7771S-08-L，沉頭緊固件型號為CR7774S-08-L。復合材料板Ⅰ鋪層順序為[45/90/0/90/-45/0/-45/90/45/0]s，共20層，厚2.5 mm；復合材料板Ⅱ鋪層順序為[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。試驗件的幾何尺寸如圖1 所示。

表1 基本力學性能參數

(a) 縱橫方向視圖

根據復合材料板Ⅰ與復合材料板Ⅱ連接關系以及緊固件選取的不同，試驗件分為6組，每組2件試驗件。試件編號與裝配關系說明如表2所示。

表2 試驗件裝配關系

1.2 試驗方法

試驗前，在金屬板表面，鉚釘排間和過渡區粘貼應變片，近似獲得各排釘的釘載分配。由于試驗件為左右對稱，故可在連接排間的一側布置應變片，每兩排之間布置6個，同時為了保證加載時左右對稱，過渡區仍然在整個寬度上均布置應變片，寬度方向上共布置5個，故每件試驗件共貼17個應變片，如圖2所示[11]。

(a) 縱橫方向視圖

試驗在INSTRON微機屏顯式液壓試驗機上進行。試驗時，試驗件金屬端在上，復合材料端在下，先用夾頭將金屬端固定，再調整下夾頭夾住復合材料端，試驗件夾持需左右對稱，試驗件中軸線與加載方向重合，同時調整夾頭夾持力，保證載荷的施加，如圖3所示。應變數據采集由東華測試儀器廠生產的JM3813靜態應變測量系統完成，該系統測量精度為±2 με；應變片采用中航電測BE120-3AA電阻應變計，電阻值為120.0±0.1 Ω，靈敏系數為2.22±1%；試驗采用1/4橋接線測量，測量時利用補償應變片消除環境溫度影響。裝夾試件前在靠近復合材料夾持端的最外一排釘處布置引伸計(如圖3所示)，以便定量和修正連接面外轉動，為后續校準計算模型提供參考。

圖3 試件加載方式

在正式試驗之前，以較小的載荷預加載/卸載三次，以消除摩擦、間隙影響。正式試驗時，采用分級加載、保載測量方法，直至拉斷試件并記錄破壞載荷。

2 試驗結果

多釘連接試驗件拉伸載荷-位移曲線如圖4所示，試驗件不同載荷下破壞模式如表3所示，可以看出：D-2試驗件破壞載荷最小，為151.1 kN，其破壞模式是復合材料板在第一排釘處凈截面拉斷，如圖5所示；其余試驗件均發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 試驗件破壞載荷

圖5 試驗件截面拉伸破壞

圖6 試驗件鉚釘剪切破壞

3 有限元分析

3.1 有限元建模

試驗件有限元模型如圖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格，金屬板、抽釘和玻璃鋼加強墊片均采用連續體單元C3D8R和C3D6離散，復合材料板采用連續殼單元SC8R離散，其中孔邊網格尺寸為0.5～1 mm，整體網格種子密度為3 mm。鉚釘與連接板(孔邊和上下表面)、連接板與連接板、金屬板墊片與復合材料板之間施加硬接觸，摩擦系數取0.15[11]，同時根據連接區復合材料板Ⅰ與復合材料板Ⅱ之間不同的連接關系，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，非連接區的復合材料板Ⅰ與復合材料板Ⅱ的連接均采用粘接接觸，同時玻璃鋼墊片與復合材料板的連接也采用粘接接觸模擬，但均未計入膠層材料的破壞。在復合材料板夾持區施加固支約束，在鈦合金板夾持區施加拉伸方向的位移載荷以模擬加載，同時約束其他兩方向自由度。

3.2 初步結果對比

引伸計測點處軸向剛度和破壞載荷的有限元預測結果與試驗值的對比如表4所示，可以看出：有限元模型較為合理。為進一步驗證模型的有效性，還需要對比有限元計算與試驗的應變結果。

表4 有限元計算與試驗結果對比

由于試驗件厚度方向的加載中心位于剪切面，而連接區的厚度中心位于復合材料板，因此連接區實際上處于偏心受載狀態，同時釘自身的偏心彎曲將導致其在厚度方向上的應變分布變得不均勻。由于偏心所致的附加彎矩會造成應變片測量值降低，另外受到釘孔周圍應力集中的影響，釘間應變片的實測值將無法代表對應截面的平均應變。此外，由于緊固件安裝位置的偏差以及各個釘-孔配合精度的誤差導致了同類試件2個釘間應變的較大差異。因此，直接按應變計測量結果計算旁路載荷及釘載分配是不準確的[12]。

有限元法則是通過提取釘-孔擠壓力的合力來估計釘載大小，進而確定釘載分配比例，已將附加彎曲的影響考慮在內[13]。因此，本文通過比較有限元模型中相應位置外表面的應變值和試驗測量結果來判斷二者的相符性，當二者誤差在可接受范圍內，可用有限元計算所得釘載近似表示試驗釘載。

3.3 應變結果對比

對試驗件連接區選取典型截面，與試驗結果進行對比，A型試驗件對比結果如圖8所示。

圖8 A型試件有限元和試驗應變對比

從圖8可以看出：有限元模型測量點的應變與試驗應變吻合較好，說明模型的變形是合理的，因此可用各模型有限元計算所得釘載近似模擬試驗釘載分配。

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，這可能是因為凸頭鉚釘的釘孔應力集中現象更為嚴重，使得外排釘受載較大；同種緊固件連接時，復合材料板分離情況下各排釘載差異最為明顯，膠接次之，共固化情況差異最小；這是因為三種情況下的復合材料板連接面受載形式不同，導致載荷傳遞至釘排時復合材料界面向下一排釘傳遞的載荷大小不同，進而使得各類連接情況下釘載差異不同。

4 結 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，且破壞都發生在第一排釘孔處，破壞模式為鉚釘剪切破壞或層壓板拉伸破壞。

(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。