唐 勇， 何曉聰， 鄭俊超， 邢保英， 許競(jìng)楠

(昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，昆明 650500)

粘接接頭與其他連接接頭如鉚接、焊接相比，應(yīng)力分布更加均勻［1］，而且具有強(qiáng)度高、應(yīng)力集中小等優(yōu)點(diǎn)，所以粘接接頭廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域。然而，粘接搭接接頭的末端應(yīng)力集中依然較高，而中心區(qū)域的應(yīng)力相對(duì)較小。為了改善粘接接頭的受力，許多學(xué)者研究了黏結(jié)劑特性和接頭幾何形狀對(duì)接頭應(yīng)力分布的影響，并取得了一定的結(jié)果［2～4］。何曉聰［5］研究了黏結(jié)劑材料特性對(duì)單搭接頭應(yīng)力分布的影響。游敏等［4，6～10］研究了間隙粘接接頭幾何形狀和黏結(jié)劑彈性模量對(duì)接頭應(yīng)力分布和強(qiáng)度的影響［3，11，12］，McLaren［13］分析了復(fù)合材料的預(yù)成角與粘接接頭強(qiáng)度的關(guān)系。Fessel［14］用有限元法對(duì)比分析了不同幾何形狀的單搭粘接接頭的力學(xué)性能。Zeng［15］設(shè)計(jì)了一種新型的波形粘接接頭可改善接頭的受力情況。預(yù)成角粘接接頭(圖1)不但可改善粘接接頭的應(yīng)力分布，而且與其他接頭相比，制造簡(jiǎn)單，在實(shí)際中更容易得到廣泛應(yīng)用。

目前少有有關(guān)鋁合金預(yù)成角與粘接接頭強(qiáng)度關(guān)系的文獻(xiàn)報(bào)道，本工作通過(guò)實(shí)驗(yàn)和仿真相結(jié)合的方法研究了不同預(yù)成角對(duì)5052鋁材預(yù)成型角粘接接頭強(qiáng)度和應(yīng)力分布的影響。

圖1 預(yù)成型角粘接接頭Fig.1 Reverse-bent bond joint

1 5052鋁合金預(yù)成角粘接接頭實(shí)驗(yàn)分析

1.1 實(shí)驗(yàn)過(guò)程

為了研究板的預(yù)成角對(duì)粘接接頭強(qiáng)度的影響，制備尺寸為100mm×20mm×1.5mm的5052鋁合金試樣，黏結(jié)劑為丙烯酸3M-DP810。3M-DP810結(jié)構(gòu)黏結(jié)劑為常溫下快速固化黏結(jié)劑，可以免除保溫工序。制備預(yù)成角 θ為 0°，4°，7°，10°，13°，15°的試件各8件，對(duì)板材表面清潔處理后，涂抹3MDP810黏結(jié)劑。為了保證粘接層厚度，加入厚度為0.3mm的鐵粒。搭接長(zhǎng)度L2為20mm。圖2為試件的對(duì)比圖。用SHIMADZU(島津)SLFL拉伸試驗(yàn)機(jī)測(cè)試剪切拉伸性能，拉伸速率為5mm/min。為了減小實(shí)驗(yàn)過(guò)程中彎矩的影響，不同角度接頭需添加不同厚度的墊片如圖3。

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

由于粘接工藝影響因素多且難以控制，所以粘接接頭最大位移有較大的分散性，但各試件載荷-位移曲線斜率一致性較好，說(shuō)明實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有一定的參考價(jià)值。從圖4可以看出，最大位移雖有一定的分散性，仍為變大的趨勢(shì)，這是因?yàn)榻嵌仍酱?，位移越大，接頭的儲(chǔ)能能力越強(qiáng)。

使用Matlab的擬合優(yōu)度檢驗(yàn)試件最大位移是否服從正態(tài)分布，使用樣本置信區(qū)間估計(jì)命令，以95%的置信度估計(jì)置信區(qū)間來(lái)檢驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效性。0°，4°，7°，10°和 15°的預(yù)成粘接接頭的最大位移服從正態(tài)分布，均值和方差見(jiàn)表1。角度為13°時(shí)，數(shù)據(jù)不服從正態(tài)分布，可能是粘接工藝而導(dǎo)致的數(shù)據(jù)偏差。剔除最大偏差數(shù)據(jù)，再次驗(yàn)證結(jié)果表明此時(shí)數(shù)據(jù)滿足正態(tài)分布。圖5為試件位移的正態(tài)分布直方圖。

圖4 不同角度下8個(gè)相同試件的載荷-位移曲線Fig.4 Force-displacement curve of tensile tests (a)0°;(b)4°;(c)7°;(d)10°;(e)13°;(f)15°

為了對(duì)比不同角度粘接接頭的承載能力，選擇與均值接近的載荷-位移曲線表示該角度下粘接接頭的載荷-位移，得到各角度粘接接頭的載荷-位移對(duì)比圖6。

圖6為預(yù)成角單搭粘接接頭的載荷-位移曲線。載荷-位移曲線大體分成兩個(gè)階段:光滑曲線階段和波動(dòng)曲線階段。光滑曲線階段是接頭線性變形階段。對(duì)比各預(yù)成角位移載荷曲線發(fā)現(xiàn):粘接接頭預(yù)成角角度不同，載荷-位移曲線的斜率不同，斜率大的曲線對(duì)應(yīng)的接頭載荷小，即此角度的粘接接頭承載能力高。波動(dòng)區(qū)域表示接頭變形進(jìn)入屈服階段，在此階段，預(yù)成角板被拉直，粘接接頭不存在角度的差異性，所以，位移載荷曲線保持一致。

表1 不同預(yù)成角粘接接頭最大位移的統(tǒng)計(jì)量Table 1 Statistic of maximum displacement in different preformed angle joints

圖5 最大位移正態(tài)分布直方圖Fig.5 Normal histogram of maximum displacement (a)0°;(b)4°;(c)7°;(d)10°;(e)13°;(f)15°

預(yù)成角越大，接頭因上下板不對(duì)中而導(dǎo)致彎矩越大，接頭強(qiáng)度就越低，接頭的彎矩因子定義為k=e/(ts+ta)，e為接頭上下板的豎直位移差，ts為板厚，ta為粘接厚度。表2為不同角度的彎矩因子，從表2可以看出預(yù)成型7°時(shí)，接頭承受的彎矩最小。圖6可以看出預(yù)成型粘接接頭的位移載荷曲線斜率由大到小順序:7°，4°，0°，10°，13°，15°，這與接頭的上下板豎直位移大小順序一致，說(shuō)明預(yù)成角通過(guò)改善接頭的彎矩，提高了接頭的強(qiáng)度。

表2 不同預(yù)成型角接頭的彎矩因子Table 2 Bending moment factor K for adhesive joint with different preformed angles

2 預(yù)成角粘接接頭有限元建模

預(yù)成角粘接接頭搭接部分的有限元模型如圖7所示，邊界條件如圖1。板尺寸為100mm×20mm×1.5mm，黏結(jié)劑厚度為0.3mm，搭接長(zhǎng)度為 20mm。彎曲角度 θ為 0°，4°，7°，10°，13°和 15°。搭接端部均為呈45°的膠瘤，膠瘤為粘接工藝中自然存在的現(xiàn)象，考慮它的存在，同時(shí)板的寬度遠(yuǎn)大于板的厚度，故將粘接接頭簡(jiǎn)化為平面應(yīng)變模型。鋁板和膠層均采用廣義平面應(yīng)變單元PLANE183(如圖8)，用二維單元選項(xiàng)模擬三維變形，且對(duì)四邊形單元和三角形單元具有很好的融合性?？紤]黏結(jié)劑和板尺寸相差巨大，為了保證單元的連續(xù)性，采用子模型技術(shù)模擬粘接接頭，粗模型的單元尺寸為0.1mm，子模型單元尺寸為0.05mm。鋁板和鋁板劑都考慮為線彈性各向同性材料，5052鋁板的彈性模量為70.7GPa，泊松比為0.3，黏結(jié)劑的彈性模量為 3GPa，泊松比為0.38。不考慮膠層中存在氣孔等空隙，且假定膠層結(jié)構(gòu)完好，結(jié)合面上無(wú)缺陷。

圖6 不同角度預(yù)成角粘接接頭的位移載荷曲線Fig.6 Force-displacement curve of the specimen with different preformed angle

在0°板的末端施加1.836mm的位移，在板的末端所得應(yīng)力為122.33MPa，而實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明:0°接頭，位移為 1.836mm時(shí)，載荷為 4000N，應(yīng)力為133.33MPa，這說(shuō)明有限元分析和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)大致吻合。

3 計(jì)算結(jié)果分析

剪切力對(duì)膠接件的測(cè)試及其性能非常重要，通常膠接件在設(shè)計(jì)時(shí)主要考慮黏結(jié)劑是否能承受剪切力。但因粘接接頭承受劈裂載荷的能力較弱，故也應(yīng)分析接頭的劈裂應(yīng)力。

圖9為黏結(jié)劑中心層ABCD的應(yīng)力分布。比較不同預(yù)成角應(yīng)力分布情況，發(fā)現(xiàn)不同預(yù)成角應(yīng)力分布趨勢(shì)相同，應(yīng)力峰值點(diǎn)位置沒(méi)有改變，應(yīng)力呈對(duì)稱分布。預(yù)成角對(duì)膠瘤處應(yīng)力集中影響呈拋物線關(guān)系，即隨著角度的增大，先逐步改善膠瘤處應(yīng)力集中，然后繼續(xù)增加預(yù)成角，膠瘤處應(yīng)力集中加劇;而預(yù)成角對(duì)粘接層的影響表現(xiàn)為單調(diào)性，即隨著預(yù)成角增加，應(yīng)力值也增加。

圖9a為預(yù)成角度對(duì)粘接中心層劈裂應(yīng)力的影響，隨著角度的增加，膠層劈裂應(yīng)力不斷增加，但方向發(fā)生了改變，文獻(xiàn)［15］中指出:劈裂應(yīng)力為負(fù)能夠顯著提高接頭的強(qiáng)度，尤其是接頭的疲勞強(qiáng)度。B點(diǎn)為膠瘤部分的應(yīng)力峰值點(diǎn)，4°時(shí)劈裂應(yīng)力較0°降低61.1%，剪切應(yīng)力降低52.7%，7°時(shí)劈裂應(yīng)力降低87.0%，剪切應(yīng)力降低86.6%。大于7°時(shí)劈裂應(yīng)力和剪切應(yīng)力又開始增加，也就是說(shuō)，7°角雖然增加了膠層的應(yīng)力，但其大大降低了膠瘤部分的應(yīng)力集中，提高了接頭的強(qiáng)度，這與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符。

圖9b和c為預(yù)成角對(duì)粘接中心層剪切應(yīng)力和von miss應(yīng)力的影響，其分布規(guī)律與劈裂應(yīng)力相似。在此不再贅述。分析發(fā)現(xiàn)存在最佳預(yù)成角粘接接頭，來(lái)保證接頭載荷路徑一致，降低彎矩的影響，減小應(yīng)力，提高接頭強(qiáng)度，相反如果預(yù)成角偏離最佳角度，就會(huì)增大彎矩，加大應(yīng)力，增大膠瘤處應(yīng)力集中，降低接頭強(qiáng)度。

圖10為0°和7°Von Miss應(yīng)力的對(duì)比圖，可以看出最大應(yīng)力位置從搭接末端的膠瘤處轉(zhuǎn)移到搭接末端板的外側(cè)，即應(yīng)力峰值從低強(qiáng)度區(qū)轉(zhuǎn)移到了高強(qiáng)度區(qū)，有利用提高接頭的強(qiáng)度。

4 結(jié)論

(1)預(yù)成角對(duì)5052鋁合金粘接接頭影響明顯。因預(yù)成角可以改變接頭上下板的豎直位移，從而改變接頭的受彎矩情況，預(yù)成角為7°時(shí)，接頭的上下板豎直位移最小，所以接頭承受的彎矩最小，強(qiáng)度最高。

(2)有限元分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)預(yù)成角和膠瘤處應(yīng)力集中為拋物線關(guān)系，而單調(diào)增加影響膠層的應(yīng)力。預(yù)成角粘接接頭存在最佳角，此時(shí)接頭受載彎矩最小，接頭的強(qiáng)度最高，偏離最佳角，膠瘤部分的應(yīng)力集中加劇，接頭強(qiáng)度降低。

(3)接頭的預(yù)成角越大，其位移越大，儲(chǔ)能能力越大。

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