基于復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接和螺紋連接的組合接頭極限承載性能研究

莫昌金，段金輝，孫 峰，張 弛

（陸軍工程大學(xué)，南京 210007）

0 引言

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（FRP）具有比強(qiáng)度/比模量高、可設(shè)計(jì)性好、運(yùn)輸架設(shè)輕便和耐腐蝕性好等顯著優(yōu)點(diǎn)[1-8]，輕量化的特性更大程度上減輕了人力、物力的投入，近年來(lái)隨著生產(chǎn)工藝的日漸成熟，我國(guó)已能夠大批量生產(chǎn)FRP拉擠型材。價(jià)格的降低更擴(kuò)大了其在不同領(lǐng)域的應(yīng)用優(yōu)勢(shì)，目前FRP拉擠型材已經(jīng)應(yīng)用至航空航天領(lǐng)域、房屋工廠、直升機(jī)起降平臺(tái)以及公路橋梁等土木工程領(lǐng)域[9-15]。但FRP拉擠型材在連接方面卻存在諸多問(wèn)題，其各向異性的特點(diǎn)雖能使其軸向強(qiáng)度較大，但橫向的剪切強(qiáng)度無(wú)法與之相比，導(dǎo)致其采用螺紋連接時(shí)，開(kāi)孔處強(qiáng)度不足。此外，與鋁合金相似，無(wú)法正常通過(guò)焊接工藝進(jìn)行連接，較大程度上限制了FRP拉擠型材的發(fā)展[16-18]。

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（FRP）預(yù)緊力齒接頭[19]是一種用于連接FRP拉擠型材的高效連接方式，提高了復(fù)合材料連接強(qiáng)度，有效避免了傳統(tǒng)連接方式（如螺栓連接和膠連接）存在的弊端。經(jīng)過(guò)前期試驗(yàn)與應(yīng)用驗(yàn)證[20-23]：對(duì)于厚壁構(gòu)件，該連接技術(shù)在連接處可以提供較高的承載力，連接效率明顯高于螺栓連接與膠結(jié)技術(shù)，可充分發(fā)揮復(fù)合材料構(gòu)件的強(qiáng)度。但是，在具有較高承載力時(shí)，接頭呈現(xiàn)出復(fù)合材料齒的剪切脆性破壞，不具有延性。因此，需要提升接頭層面的延性性能，進(jìn)而提高結(jié)構(gòu)層面的延性承載。

本文提出了一種基于預(yù)緊力齒連接技術(shù)的組合接頭，可適用于拼裝式桿件受壓壓縮工況下使用。基于ANSYS軟件建立了組合接頭的有限元模型，在調(diào)試單元網(wǎng)格后對(duì)模型進(jìn)行了相關(guān)工況的非線性極限承載力計(jì)算。分別采用力加載與位移加載的兩種方式進(jìn)行模擬，對(duì)比了兩種加載方式的計(jì)算結(jié)果，并確定了模型的破壞模式以及延性性能。

1 構(gòu)型介紹

1.1 內(nèi)部構(gòu)造與尺寸簡(jiǎn)介

圖1為適合拼裝式復(fù)合材料桿件承受壓縮工況的組合接頭，該接頭是通過(guò)兩根相同桿件的端部外套筒通過(guò)螺紋連接進(jìn)行受力，復(fù)合材料桿件與螺紋金屬接頭之間采用復(fù)合材料預(yù)緊力齒連接技術(shù)。在極限壓縮荷載下極有可能發(fā)生桿件失穩(wěn)、金屬螺紋塑性變形、復(fù)合材料齒剪切等破壞模式，為了避免復(fù)合材料齒先于金屬螺紋接頭破壞前發(fā)生脆性破壞，需要對(duì)其進(jìn)行非線性極限承載力的數(shù)值模擬研究。經(jīng)前期優(yōu)化后的相關(guān)零部件尺寸見(jiàn)表1。

表1 拼裝式壓縮構(gòu)件及組合接頭各部件尺寸

圖1 拼裝式壓縮構(gòu)件及組合接頭的Solidworks視圖與剖面圖

本文采用ANSYS實(shí)體單元進(jìn)行模型精細(xì)化建立，由于螺紋數(shù)量較多且尺寸較小，為降低工作量故本文簡(jiǎn)化了螺紋數(shù)量。圖2為ANSYS實(shí)體模型，整個(gè)GFRP管與金屬內(nèi)外套筒均由SOLID185單元建立，為了便于施加荷載與邊界條件，本模型使用了MPC184單元，在模型兩端等距離處分別建立兩個(gè)MPC點(diǎn)，通過(guò)綁定模型兩端面單元與端部截面等效，進(jìn)行邊界條件與荷載的施加。此外，使用接觸單元（Conta174）與目標(biāo)單元（Targe170）建立7對(duì)接觸。另外，對(duì)模型進(jìn)行了詳細(xì)的網(wǎng)格劃分（圖3）：包括軸向、徑向以及環(huán)向，針對(duì)不同精度要求的受力部位，進(jìn)行不同精度的網(wǎng)格單元?jiǎng)澐帧?/p>

圖2 壓縮構(gòu)件的ANSYS有限元模型

圖3 ANSYS有限元模型的網(wǎng)格劃分

1.2 材料屬性

復(fù)合材料管選用拉擠型玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（GFRP）GFRP，其順纖維方向的彈性模量為54 GPa。金屬套筒各部分均采用鋁合金6061-t6，其彈性模量為70 GPa，相關(guān)的材料力學(xué)性能參數(shù)與應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如表2和圖4所示。

表2 材料力學(xué)性能參數(shù)

圖4 金屬材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系（MISO模型）

2 極限承載性能分析

由于力加載與位移加載在結(jié)果中存在計(jì)算程度的差異，因此，在模型進(jìn)行非線性極限承載力計(jì)算時(shí)，本文采用兩種加載方式進(jìn)行對(duì)比。整個(gè)計(jì)算分為兩個(gè)部分：特征值屈曲計(jì)算與非線性屈曲計(jì)算。首先進(jìn)行特征值屈曲分析，獲得屈曲模態(tài)得出可能發(fā)生的破壞模式。圖5為桿件在壓縮工況下的前三階屈曲模態(tài)，可以看出前三階屈曲模態(tài)均表現(xiàn)出不同程度、不同方向的屈曲失穩(wěn)，表明本構(gòu)件在這樣的工況下，極有可能發(fā)生桿件的屈曲失穩(wěn)。

圖5 拼裝式構(gòu)件組合接頭受壓時(shí)的前三階屈曲模態(tài)

選取第一階屈曲模態(tài)位移值施加于初始模型，具備初始缺陷后進(jìn)行極限承載力的計(jì)算。圖6為鋁合金6061-t6材料的金屬套筒于不同荷載施加方式的端部荷載-位移曲線。

圖6 鋁合金6061-t6金屬套筒的端部荷載-位移曲線

通過(guò)圖6中的荷載-位移曲線可以看出：首先，兩者的變化趨勢(shì)幾乎完全一致，均是經(jīng)歷線彈性階段，再經(jīng)歷非線性階段。其次，兩者的數(shù)值結(jié)果基本相同。通過(guò)表3可以看出，位移加載的極限承載力為51.66 kN，極限位移為16.04 mm；而力加載的極限承載力為51.81 kN，極限位移為6.70 mm。其中，極限承載力僅相差0.15 kN，誤差不超過(guò)0.3%，但位移相差近10 mm。延性系數(shù)同樣相差較大，位移加載的延性系數(shù)約為力加載的2.4倍。主要原因是，力加載過(guò)程一旦材料達(dá)到極限強(qiáng)度，即停止計(jì)算，而位移加載可繼續(xù)計(jì)算。因此，此處位移與延性系數(shù)的差值很可能為力加載過(guò)程中先發(fā)生了桿件的屈曲，進(jìn)而某金屬部位的應(yīng)力達(dá)到材料強(qiáng)度而停止，但此時(shí)屈曲雖然可以繼續(xù)擴(kuò)展，但系統(tǒng)無(wú)法繼續(xù)計(jì)算。同時(shí)，屈曲的持續(xù)擴(kuò)展的主要表現(xiàn)是，荷載基本保持不變，而位移持續(xù)增加。因此，在荷載-位移曲線中會(huì)有這樣的現(xiàn)象發(fā)生。

表3 鋁合金6061-t6金屬套筒的端部荷載-位移曲線參數(shù)

為了驗(yàn)證所述現(xiàn)象的成因，對(duì)該結(jié)構(gòu)在壓縮工況下的全過(guò)程位移、應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行了分析。圖7為構(gòu)件在不同荷載下的變形情況。可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)荷載施加至47.68 kN之前，受壓桿件處于線彈性正常受力狀態(tài)，且無(wú)金屬進(jìn)入塑性階段。當(dāng)外荷載達(dá)到47.68 kN時(shí)，受壓桿件開(kāi)始發(fā)生屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象（圖7a），最右側(cè)藍(lán)色模型為受壓桿件的初始與此荷載下變形的對(duì)比，可以看出桿件確實(shí)已經(jīng)開(kāi)始偏離軸線，發(fā)生屈曲失穩(wěn)。

隨著荷載的繼續(xù)施加，當(dāng)荷載到達(dá)50.49 kN時(shí)，跨中金屬外套筒內(nèi)壁達(dá)到塑性屈服強(qiáng)度245 MPa（圖7b），由此影響力受壓桿件的軸向剛度，曲線斜率開(kāi)始顯著降低。當(dāng)荷載達(dá)到51.81 kN時(shí)，計(jì)算結(jié)束（圖7c）。原因是，此時(shí)的受壓側(cè)金屬內(nèi)壁的應(yīng)力強(qiáng)度為265 MPa，達(dá)到了鋁合金的強(qiáng)度極限（圖7d）。但由于力加載下，達(dá)到材料強(qiáng)度后即刻停止計(jì)算，因此，桿件屈曲無(wú)法進(jìn)一步擴(kuò)展，這也和前述荷載-位移曲線對(duì)應(yīng)（圖6）。

圖7 拼裝式復(fù)合材料構(gòu)件壓縮接頭的破壞全過(guò)程

為了對(duì)比不同加載方式的結(jié)果，本文進(jìn)行了相同模型的位移加載計(jì)算，相關(guān)結(jié)果見(jiàn)圖6與表1。為了驗(yàn)證位移加載大位移的具體原因，對(duì)模型的破壞模式進(jìn)行了進(jìn)一步的分析。

其整個(gè)過(guò)程與力加載過(guò)程基本相似，但后續(xù)過(guò)程與前述不同。首先，荷載開(kāi)始施加，桿件在48.21 kN開(kāi)始發(fā)生屈曲失穩(wěn)變形。之后隨著屈曲失穩(wěn)的進(jìn)一步擴(kuò)展，導(dǎo)致受壓金屬套筒的內(nèi)壁達(dá)到了塑性屈服，此時(shí)影響了桿件的軸向剛度，因此從49.20 kN開(kāi)始，曲線斜率顯著降低。第三個(gè)過(guò)程時(shí)金屬內(nèi)壁的應(yīng)力值由屈服強(qiáng)度擴(kuò)展至強(qiáng)度極限的過(guò)程（圖8a），此時(shí)已到達(dá)力加載的全過(guò)程。可以明顯看到，金屬內(nèi)壁已經(jīng)完全進(jìn)入塑性，應(yīng)力值已不再提升。但隨著位移荷載的繼續(xù)施加，桿件的屈曲失穩(wěn)進(jìn)一步擴(kuò)展。而屈曲失穩(wěn)的主要表現(xiàn)既是荷載大小基本不變，位移持續(xù)增加，直至位移加載至20 mm的設(shè)定值停止（圖8b），而此時(shí)，GFRP管受壓側(cè)的材料應(yīng)力值也已經(jīng)超過(guò)了抗壓強(qiáng)度560 MPa。這個(gè)過(guò)程表明位移加載可以克服力加載的缺點(diǎn)，能夠使加載過(guò)程進(jìn)一步擴(kuò)展，看到進(jìn)一步的破壞模式。無(wú)論是力加載還是位移加載，整個(gè)過(guò)程螺紋并未達(dá)到材料塑性階段，仍能正常工作。

圖8 組合構(gòu)件位移加載計(jì)算后的破壞模式

3 結(jié)論

在相同模型不同加載方式下，位移加載比力加載的計(jì)算結(jié)果更貼合實(shí)際工程應(yīng)用，能進(jìn)一步模擬出力加載得不到的后期受力過(guò)程。兩種加載方式均表明，拼裝式復(fù)合材料構(gòu)件壓縮接頭具有較好的延性性能，有利于工程的實(shí)際應(yīng)用。在極限壓縮工況下，組合接頭先后表現(xiàn)出GFRP管屈曲失穩(wěn)、螺紋連接處金屬套筒受壓塑性破壞以及GFRP管極限壓縮劈裂等破壞模式。其中，GFRP管屈曲失穩(wěn)以及金屬套筒塑性變形現(xiàn)象為荷載-位移延性做出較大貢獻(xiàn)，且有效地避免了預(yù)緊力齒剪切破壞。