復合材料天線罩螺栓連接結構損傷失效分析

楊娜娜，王偉，董一帆，姚熊亮

(哈爾濱工程大學船舶工程學院，黑龍江哈爾濱150001)

桅桿常常位于水面艦艇結構的最高位置，其隱身性能的好壞直接影響到全艦結構隱身性能的優(yōu)劣［1］。由于隱身性能的需求，現(xiàn)代水面艦艇設計中已開始采用綜合集成桅桿，將雷達、天線等電子通訊設備統(tǒng)一置于具有一定傾角側壁的封閉復合材料天線罩內，不僅可減小艦艇的雷達反射截面(RCS)，還可吸收雷達波，可顯著提高水面艦艇的綜合隱身性能［2］。

天線罩采用透波性能優(yōu)的復合材料，而主體仍采用鋼質結構，復合材料天線罩與桅桿鋼質主體的連接部位通常是復合材料結構的薄弱環(huán)節(jié)。復合材料構件和金屬構件間通常采用機械連接形式(螺栓或鉚釘)，而其中尤以螺栓連接最為常見［3］。桅桿連接結構承載較大，可靠性要求較高，又要達到方便拆卸等目的，因此復合材料天線罩與鋼質主體間的連接形式選為螺栓連接。

復合材料所具有的各向異性及脆性特點導致復合材料連接部位應力分布遠較金屬結構復雜，復合材料連接部位的應力狀態(tài)和失效模式的影響因素極為復雜［4］。目前，國內外研究學者主要通過實驗和數(shù)值模擬對復合材料螺栓連接結構的損傷失效進行研究。Okutan［5］等通過實驗研究了不同比例尺寸的復合材料層合板螺栓連接結構，發(fā)現(xiàn)不同比例尺寸對螺栓連接的強度和破壞模式影響較大。Hart-Smith［6］等通過大量試驗研究發(fā)現(xiàn)層合復合材料接頭鋪層比例大小直接影響其結構靜載失效模式。Dano［7］基于不同的失效準則和剛度退化模型組合，通過ABAQUS軟件中的USFLD模塊對二維螺栓連接結構模型進行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)失效準則和剛度退化模型的選取對連接結構的失效影響較大。Tserpes［8］通過在ANSYS軟件中加入損傷子程序，對三維實體連接結構模型的失效過程進行了模擬。但是，目前國內外對于尺度較大的復合材料層合板及其連接結構的損傷和加工工藝對其力學性能的影響方面的研究很少。

分別通過試驗和漸進損傷模擬方法對大尺度復合材料天線罩層合板及其螺栓連接結構的損傷失效過程和失效強度進行了研究，并結合試驗結果對天線罩連接結構的加工工藝對力學性能的影響進行了分析，所得結論對復合材料天線罩結構設計具有重要的指導作用。

1 試驗概況

1.1 試驗模型

桅桿復合材料天線罩采用玻璃纖維增強復合材料(GRP)/聚氯乙烯泡沫(PVC)層合板制造，層合板結構形式為GRP(1 mm)-PVC(20 mm)-GRP(0.5 mm)-GRP(0.5 mm)-PVC(20 mm)-GRP(1 mm)。典型復合材料天線罩連接結構如圖1所示，為了提高天線罩整體的剛度和連接位置的強度，連接位置層合板的玻璃鋼蒙皮逐漸過渡至純玻璃鋼，蒙皮過渡高度為300 mm，純玻璃鋼高度為100 mm，試件的具體結構形式及尺寸如圖1所示。

圖1 試件結構形式及尺寸Fig.1 Dimension of test specimen

1.2 試驗設計

復合材料天線罩為正八邊形棱柱結構，風載是天線罩所受的主要載荷之一。姚熊亮等［9］通過水池拖曳試驗得到正八邊形棱柱結構所受風載沿軸向基本呈均勻分布，風載周向分布如圖2所示。

圖2 天線罩風載周向分布Fig.2 Circulatory distribution of wind load

可以認為天線罩在風載的作用下受到整體彎矩的作用，彎矩將對連接結構螺栓產(chǎn)生拉力的作用。同時，在風載的作用下天線罩不同區(qū)域受到的正壓力和負壓力(即拉力)作用將會對相應位置的螺栓產(chǎn)生方向和大小不同的剪力作用。圖3為與試件等寬度且包含2個螺栓的層合板板條，不同區(qū)域的螺栓在風載作用下會分別受到拉和壓剪力的作用，因此需通過試驗對天線罩連接結構在2種受力情況下的損傷失效過程進行研究，試驗中通過將試件倒置以模擬連接結構螺栓受拉剪力時的破壞過程，分別將2種類型試驗稱為壓型強度試驗和“拉”型強度試驗。

圖3 連接位置受力分析Fig.3 Force distribution

由于試件的結構形式較為復雜、尺度較大，試驗中采用美國MTS公司生產(chǎn)的多點協(xié)調加載系統(tǒng)進行加載，試件通過工裝件進行固定，工裝件上與試件連接圍臺的厚度與實際桅桿鋼質主體法蘭相同。試驗加載如圖4所示，試驗時通過與加載系統(tǒng)作動器相連的滑輪組和試件直接接觸對試件進行加載，作動器的加載量程為200 kN，精度為0.1 kN，控制系統(tǒng)可實時記錄加載過程中作用在試件上的載荷以及試件的位移，每種類型試驗分別對3件相同的試件進行測試。

圖4 試驗加載圖Fig.4 Photos of the test-rig

2 損傷模擬方法

2.1 損傷分析流程

絕大多數(shù)纖維增強復合材料層合板在首層發(fā)生失效后仍能繼續(xù)承受更大的載荷，采用漸近損傷分析方法模擬天線罩連接結構的損傷累積和失效過程，漸進損傷分析方法中假設結構的損傷單元可根據(jù)預定的材料屬性退化方案繼續(xù)承載［10］，其分析流程如圖5所示。

圖5 漸近損傷分析方法基本流程Fig.5 Flow chart of progressive damage analysis

研究中所采用的漸進損傷分析方法包括應力求解、失效分析和材料屬性退化，這些步驟重復迭代直至結構整體失效。在漸進損傷分析的每一個載荷增量步中，先假定材料的狀態(tài)不發(fā)生改變，對復合材料整體結構建立非線性有限元平衡方程，通過求解平衡方程得到位移收斂解，在此基礎上計算材料單元積分點的應力，根據(jù)失效準則判斷積分點的損傷狀態(tài)。若材料積分點發(fā)生失效，則根據(jù)失效模式按剛度退化方案對其進行剛度折減，并在當前載荷狀態(tài)下根據(jù)退化后的材料屬性重新建立平衡方程;反之，則增加載荷ΔP繼續(xù)計算，重復上述求解過程，直至復合材料整體結構最終失效。由此可以確定復合材料層合板連接結構的失效載荷。

2.2 材料失效準則

復合材料層合板的失效模式主要為纖維斷裂、基體斷裂、纖維/基體剪切失效，與這些失效模式有關的失效準則主要有最大應力(變)準則、Hill-Tsai準則、Hashin準則、Hoffman準則以及Tsai-Wu準則等。由于Tsai-Wu準則結合了Hoffman準則在失效判別過程簡便的優(yōu)勢及Hill-Tsai準則在準確性上的優(yōu)勢，采用已被國內外研究者普遍成功使用的Tsai-Wu失效準則作為材料失效的判據(jù)，其具體形式為

2.3 剛度退化準則

選定有限剛度退化模型為損傷失效分析中的剛度退化模型，即當復合材料結構某一層的應力滿足材料失效準則判別關系式時，則根據(jù)材料的失效模式進行判定，并退化部分材料的剛度，但仍保留該層材料的其他剛度。采用Tsai-Wu強度失效準則判別材料失效時，在進行材料剛度退化處理時，首先做如下假設:

計算過程中，當材料積分點的應力滿足式(2)的失效準則時，則根據(jù)式(2)計算出各Hi值，并將各Hi值進行比較以判斷材料的主要失效模式，Hi最大的項認為是最主要的失效模式，則將與其對應的彈性模量降為零，具體的材料退化方案如表1所示［11］。

表1 剛度退化準則Table 1 Material property degradation model

2.4 數(shù)值計算模型

通過在ANSYS中調入損傷子程序對天線罩典型連接結構的損傷失效過程進行模擬，采用非線性的層合殼單元SHELL 91模擬復合材料夾層結構，由于此種單元不能模擬過渡位置的厚度漸變，因此在計算時考慮將蒙皮厚度漸變區(qū)域均分成6份，每一份采用其中間位置的厚度作為等效厚度，如圖6所示，按此種方式等效得到的有限元模型如圖7所示。

圖6 過渡位置等效方式Fig.6 Equivalent model in joints

層合板的材料為玻璃纖維增強復合材料(GRP)與聚氯乙烯泡沫(PVC)的夾層結構，2種材料的工程彈性常數(shù)和強度如表2所示，除表中給出的數(shù)據(jù)外，玻璃鋼的其它彈性常數(shù)和材料強度按關系式，G31=G23=G12，μ23=μ13，S31=S23=S12確定。

表2 材料工程彈性常數(shù)和強度Table 2 Material properties and strength properties

3 試驗與數(shù)值結果分析

3.1 失效強度分析

圖8～9給出了試驗和數(shù)值模擬得到的試件載荷－位移曲線。

圖8 壓型試驗載荷－位移曲線Fig.8 Deflection versus applied load

圖9 “拉”型試驗載荷－位移曲線Fig.9 Deflection versus applied load

從圖中可以看出，在初始階段試件的位移隨載荷的增加基本呈線性增加，當試驗載荷增加到一定值時，曲線上載荷出現(xiàn)小幅的突降，此時試件復合層板部分的玻璃鋼蒙皮與泡沫芯材間發(fā)生層間開裂，試件發(fā)生初始破壞，各試件的初始開裂載荷如表3所示，壓和“拉”2種類型試驗的初始開裂載荷分別為35 kN和80 kN左右。

表3 試件初始開裂載荷Table 3 First failure load in test

雖然試件在加載過程中發(fā)生初始開裂破壞，但仍具有較強的承載能力，仍能繼續(xù)承受更大的載荷，但此時位移隨著載荷的增加將呈非線性變化，而且由于開裂范圍的擴展及纖維發(fā)生開裂，曲線還會出現(xiàn)載荷突降。但由于數(shù)值模擬中無法考慮加工工藝的影響，計算得到的載荷位移曲線除在最終失效時載荷發(fā)生突降外，失效之前并沒有載荷突降的臺階出現(xiàn)。

當試驗載荷達到某一極限值時，曲線出現(xiàn)相對較大幅度的突降，而且突降后載荷開始逐漸減小，但位移仍繼續(xù)增加，該載荷極限值即為失效載荷，表4中給出了各試件的最終失效載荷，2種類型試驗的失效載荷分別為52 kN和110 kN左右，因此可知初始開裂載荷為0.7倍左右的失效載荷。

表4 試件失效載荷Table 4 Failure load of test

對比圖8～9中的試驗載荷位移曲線和計算載荷位移曲線可以看出，在線性階段兩種類型試驗的計算曲線與試驗曲線吻合較好，但在失效前的非線性階段，“拉”型試驗的試驗值與計算值間誤差相對較大，失效載荷的計算值與試驗值誤差達到了24.6%，這主要是由于加工工藝的缺陷而降低了連接結構試件的強度所致，并且這種影響在“拉”型試驗中表現(xiàn)尤為突出，而數(shù)值模擬中卻無法考慮這種加工工藝的影響。

此外，在結構失效后期數(shù)值模擬結果與試驗結果差異很大，數(shù)值計算結果在結構失效后載荷急劇下降，而試驗結果在結構失效后載荷平穩(wěn)下降，這主要是由于在裂紋擴展初期主要以脫膠和樹脂基體開裂為主，但在結構失效后期，裂紋擴展界面上有大量的纖維橋連以及纖維斷裂和拔出等現(xiàn)象發(fā)生，而目前的有限元模型里無法考慮這些因素，這就導致了在結構失效后期數(shù)值模擬與試驗結果差異較大。

3.2 失效過程分析

圖10為壓型試驗中試件的破壞過程和最終的破壞模式。對于壓型試驗，試件在加載系統(tǒng)的作用下將繞連接法蘭位置螺栓轉動并產(chǎn)生一定的變形，隨著試驗載荷的增大，由于試件外蒙皮與泡沫芯材層間剪應力超過膠層的剪切強度，而發(fā)生層間開裂現(xiàn)象，初始開裂載荷為35kN左右。隨著載荷增大層間開裂由試件端部向根部擴展，直至玻璃鋼法蘭處出現(xiàn)層間開裂現(xiàn)象。隨著載荷的進一步增大，試件很難繼續(xù)產(chǎn)生變形，玻璃鋼法蘭的纖維和基體將發(fā)生斷裂，最終在純玻璃鋼法蘭的螺栓孔軸線位置產(chǎn)生一條斷裂裂紋，試件最終發(fā)生失效。

圖10 壓型試驗試件破壞過程和模式Fig.10 Failure process and failure mode

圖11為“拉”型試驗中試件的破壞過程和最終的破壞模式。對于“拉”型試驗，試件在加載系統(tǒng)的作用下將繞連接結構折角端點轉動并產(chǎn)生一定的變形，由于折角位置層間剪應力超過膠層的剪切強度，而發(fā)生層間開裂現(xiàn)象，初始開裂載荷為80 kN左右，隨著試驗載荷的增大層間開裂由折角位置向玻璃鋼法蘭擴展，隨著載荷的進一步增大，連接結構折角處的純玻璃鋼纖維發(fā)生斷裂，試件最終在試件根部折角處產(chǎn)生斷裂，最終發(fā)生失效。

圖11 “拉”型試驗試件破壞過程和模式Fig.11 Failure process and failure mode

3.3 加工工藝對力學性能影響分析

圖12給出了連接結構試件玻璃鋼蒙皮向玻璃鋼法蘭的過渡方式，部分玻璃鋼蒙皮在折角位置斷開而未能有效過渡至法蘭處，并在純玻璃鋼位置和法蘭處均采用局部純玻璃鋼以保證結構厚度的要求。分析試件的破壞模式可知，所采用的加工工藝對天線罩連接結構的強度會產(chǎn)生一定的不利影響，由于折角內側玻璃鋼蒙皮的有效連續(xù)厚度較小，尤其是在進行“拉”型試驗時折角內側玻璃鋼蒙皮受拉而發(fā)生斷裂，并最終導致結構失效。

圖12 玻璃鋼蒙皮斷開過渡方式Fig.12 Layer spread method in test

因此，為了提高天線罩連接結構的強度，可采用玻璃鋼蒙皮在折角位置隔層斷開過渡至玻璃鋼法蘭的形式，以提高連接結構折角的有效連續(xù)厚度，玻璃鋼蒙皮過渡方式如圖13所示。

圖13 玻璃鋼蒙皮隔層斷開過渡方式Fig.13 Suggested layer spread method

對3件采用隔層斷開過渡方式的試件進行“拉”型強度失效試驗，以研究玻璃鋼蒙皮隔層斷開過渡方式對天線罩連接結構強度的影響。表5給出了試驗得到的各試件失效載荷值，由表中數(shù)據(jù)可知采用各層斷開過渡方式的試件其失效強度較原來增加了13%左右，此時試驗平均值與計算值間的相對誤差為10.5%，說明采用隔層斷開過渡方式可使天線罩連接結構的強度得到顯著提高。

表5 隔層斷開方式試件失效載荷Table 5 Failure Load of joints

4 結論

通過試驗和漸進損傷模擬方法對天線罩連接結構的失效過程和失效強度進行了研究，可為綜合集成桅桿復合材料天線罩連接結構設計提供重要的參考價值，得到主要結論如下:

1)試件發(fā)生初始層間開裂破壞之前，位移隨載荷增加基本呈線性增加，發(fā)生層間開裂時載荷出現(xiàn)小幅突降，位移將隨載荷的增加呈非線性增加，初始開裂載荷約為0.7倍的結構失效載荷。

2)當天線罩連接結構試件側邊受壓時，連接結構法蘭位置由于承受較大的彎曲載荷而導致纖維和基體發(fā)生斷裂，最終在法蘭的螺栓孔軸線位置產(chǎn)生一條斷裂裂紋而導致結構發(fā)生失效;當天線罩連接結構試件側邊受“拉”時，連接結構折角位置由于承受較大的彎曲載荷而導致纖維和基體發(fā)生斷裂，最終在折角內側產(chǎn)生一條斷裂裂紋而導致結構發(fā)生失效。

3)針對試件的加工缺陷，提出了玻璃鋼蒙皮隔層斷開過渡的加工工藝，該加工工藝可增加有效連續(xù)厚度，試驗驗證隔層斷開過渡方式可顯著提高天線罩連接結構的強度。

4)提出了可以模擬復合材料天線罩連接結構失效的損傷數(shù)值計算模型，數(shù)值預測的結構失效強度與試驗結果吻合較好，工程設計中采用該損傷數(shù)值模型可以較為精確的預測連接結構的失效強度。

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