張 彌， 關(guān)志東， 郭 霞， 薛 斌

(1.北京航空航天大學(xué)航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京100191;2.中國(guó)商飛上海飛機(jī)設(shè)計(jì)研究院，上海201210)

復(fù)合材料加筋結(jié)構(gòu)由于具有良好的承載能力，被大量應(yīng)用于現(xiàn)代飛行器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中。而共固化與二次膠接技術(shù)的應(yīng)用減少了復(fù)合材料結(jié)構(gòu)部件數(shù)量以及緊固件的數(shù)量從而減輕了結(jié)構(gòu)重量且節(jié)約了制造成本［1］。為確保結(jié)構(gòu)安全可靠，有必要研究?jī)煞N工藝對(duì)筋條蒙皮脫粘損傷及破壞機(jī)理的影響。

復(fù)合材料加筋結(jié)構(gòu)的脫粘失效研究，一直是國(guó)內(nèi)外學(xué)者關(guān)注的重點(diǎn)。Vijayaraju等［1］研究T型加筋結(jié)構(gòu)在拉拔載荷作用下的失效，并分析對(duì)比含襯墊及含覆蓋層對(duì)失效模式的影響，研究結(jié)果表明襯墊結(jié)構(gòu)能明顯提高失效載荷;Yap等［2，3］研究預(yù)制脫粘區(qū)域的位置、尺寸及數(shù)目對(duì)以脫粘為失效模式的T型多筋條加筋板后屈曲性能的影響，結(jié)果表明脫粘位置決定裂紋擴(kuò)展及屈曲的順序;Krueger等［4］提出了一種有效的模擬筋條蒙皮脫粘的shell/3D建模方式，該方式與實(shí)體建模方式結(jié)果非常吻合，且大大提高計(jì)算效率;Orifici［5，6］基于COCOMAT(improved material exploitation at safe design of composite airframe structures by accurate simulation of collapse)項(xiàng)目提出筋條蒙皮界面后屈曲失效的研究方法，研究表明筋條蒙皮界面處通常會(huì)先發(fā)生失效，并引起整個(gè)結(jié)構(gòu)的迅速失效。國(guó)內(nèi)對(duì)加筋結(jié)構(gòu)的脫粘行為研究工作開展的較晚。孫晶晶等［7］分析帽型筋條脫粘的失效機(jī)理，并對(duì)比不同加載方式及加載跨距對(duì)結(jié)構(gòu)失效的影響。張永久等［8］以界面脫粘為基礎(chǔ)研究復(fù)合材料加筋板的穩(wěn)定性，結(jié)果表明考慮復(fù)合材料損傷和膠層損傷的有限元模擬方法，與試驗(yàn)結(jié)果存在更好的一致性。目前國(guó)內(nèi)關(guān)于分析成型工藝對(duì)加筋結(jié)構(gòu)脫粘的研究成果尚未見發(fā)表。

本工作通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬，對(duì)工字型加筋結(jié)構(gòu)在四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)下的脫粘進(jìn)行研究，分析結(jié)構(gòu)的損傷起始載荷、失效模式及損傷擴(kuò)展行為，并對(duì)比分析共固化和二次膠接兩種成型工藝對(duì)破壞機(jī)理的影響。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)對(duì)象

本工作以工字型加筋結(jié)構(gòu)的細(xì)節(jié)元件為試驗(yàn)件，寬為50mm，工字型筋條及蒙皮的尺寸、鋪層如圖1所示。試驗(yàn)件鋪層以碳纖維預(yù)浸料單向帶鋪設(shè)為主，材料屬性見表1。試驗(yàn)件有兩種成型工藝:共固化和二次膠接。

1.2 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)要求筋條蒙皮的粘接面受到純彎矩的作用，通過四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)可以實(shí)現(xiàn)，其加載的具體位置如圖1所示。試驗(yàn)在Instron5966電子靜力試驗(yàn)機(jī)上完成，試驗(yàn)件保持筋條在上，下夾頭固定，上夾頭采用位移控制方式加載，加載速率為1mm/min。試驗(yàn)過程中，采用放大倍數(shù)為100倍的裂紋觀測(cè)儀進(jìn)行觀測(cè)，并輔以近焦相機(jī)拍攝，試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

圖1 試驗(yàn)件尺寸、鋪層及加載位置Fig.1 Size，lay-up and loading position of specimen

表1 材料屬性Table 1 Material properties

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Equipments of the tests

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)過程中用裂紋觀測(cè)儀進(jìn)行觀測(cè)，將首次觀測(cè)到損傷的加載載荷稱為脫粘起始載荷。試驗(yàn)結(jié)果見表2，其中A，B，C對(duì)應(yīng)的破壞模式如圖3所示。

表2顯示共固化試驗(yàn)件損傷門檻要高于二次膠接試驗(yàn)件。對(duì)于共固化試驗(yàn)件，界面的損傷均有向蒙皮內(nèi)部擴(kuò)展的趨勢(shì)，而二次膠接試驗(yàn)件損傷起始及擴(kuò)展均在膠膜內(nèi)部。另外，共固化試驗(yàn)件的填充區(qū)會(huì)發(fā)生如圖3c所示的破壞。具體結(jié)果及討論見第三節(jié)。

2 有限元分析

2.1 分析模型

為研究筋條蒙皮脫粘過程及破壞機(jī)理，本工作建立了試驗(yàn)對(duì)象的三維實(shí)體模型。

其中筋條和蒙皮采用實(shí)體單元C3D8R，沿厚度方向，每個(gè)鋪層采用一個(gè)單元。對(duì)于共固化試驗(yàn)件，本工作用有限元軟件ABAQUS自帶Cohesive單元模擬其筋條與蒙皮的連接，采用八節(jié)點(diǎn)膠層單元COH3D8;對(duì)于二次膠接試驗(yàn)件，本模型在筋條與蒙皮之間用實(shí)體單元C3D8R來(lái)模擬實(shí)際的膠膜。

表2 試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of tests

圖3 試驗(yàn)件破壞模式 (a)筋條蒙皮脫粘; (b)蒙皮內(nèi)部分層;(c)填充區(qū)破壞Fig.3 Failuremodes of the specimens (a)debonding at the interface of skin and stiffener;(b)delamination inside the skin;(c)failure at the core regions

同時(shí)，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，提高計(jì)算效率，模型只在主要發(fā)生損傷的下凸緣及筋條處建立圓角過渡的細(xì)節(jié)模型，具體的單元方向如圖4所示。

為真實(shí)的反應(yīng)四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的加載，有限元模型中建立了剛性圓柱來(lái)模擬真實(shí)的位移加載，其半徑與真實(shí)加載頭的半徑相同，均為3mm，其具體邊界條件如圖4所示。

圖4 有限元模型及邊界條件Fig.4 Finite elementmodel and boundary conditions

2.2 工字型筋條不對(duì)稱性

復(fù)合材料“工”字型長(zhǎng)桁成型工藝如圖5a所示，其筋條存在鋪層角不連續(xù)及不對(duì)稱現(xiàn)象。以長(zhǎng)桁立邊鋪層角度+45°層為例，即兩個(gè)C字型在對(duì)應(yīng)位置立邊鋪層角度均為+45°，而其對(duì)應(yīng)的上下緣條在整體坐標(biāo)系下同高度的鋪層角出現(xiàn)不連續(xù)，如圖5b所示。為使有限元模型能更真實(shí)地反映試驗(yàn)件的破壞情況，本工作在建立分析模型時(shí)考慮了這一因素。另外，兩個(gè)C字型(G2和G3)關(guān)于腹板中心對(duì)稱，而上下緣條(G1和G4)的+45°和-45°鋪層關(guān)于腹板中心不對(duì)稱，導(dǎo)致試驗(yàn)件損傷起始及擴(kuò)展的不對(duì)稱。

圖5 復(fù)合材料工字梁成型工藝及不對(duì)稱性(a)工字梁成型工藝;(b)不對(duì)稱性Fig.5 Forming process of I-shaped beam and its asymmetry (a)forming process of I-shaped beam; (b)asymmetry of I-shaped beam

2.3 失效準(zhǔn)則

2.3.1 復(fù)合材料失效準(zhǔn)則及剛度折減

本工作對(duì)筋條和蒙皮采用三維Hashin失效準(zhǔn)則［9］以及Yeh失效準(zhǔn)則［10］，具體形式見表3。

本工作通過編寫有限元軟件ABAQUS用戶自定義子程序VUSDFLD來(lái)實(shí)現(xiàn)上述失效準(zhǔn)則。單元失效后，其對(duì)應(yīng)的材料剛度則發(fā)生折減，本工作參考文獻(xiàn)［11］中的剛度退化:對(duì)于纖維失效，相應(yīng)剛度衰減為原來(lái)的10%;對(duì)于基體失效，衰減為30%;而對(duì)分層失效，則衰減為20%。

2.3.2 界面失效準(zhǔn)則

本工作對(duì)模擬固化工藝的筋條蒙皮界面采用COH3D8單元，其剛度的選擇參考文獻(xiàn)［12］，具體參數(shù)見表4。

界面單元的初始損傷采用二次應(yīng)力準(zhǔn)則，其表達(dá)式為:

損傷擴(kuò)展采用基于能量的B-K損傷準(zhǔn)則［13］:

2.3.3 膠膜失效準(zhǔn)則

本工作二次膠接試驗(yàn)件筋條與蒙皮之間膠膜實(shí)體單元的具體參數(shù)見表4。

表3 復(fù)合材料層合板失效準(zhǔn)則及剛度折減Table 3 Failure criteria and stiffness degradation of composite laminate

表4 界面及膠層建模參數(shù)Table 4 Modeling parameters of interface and glue

采用擴(kuò)展的線性Drucker-Prager模型來(lái)模擬膠膜單元的屈服行為，其表達(dá)式如下:

式中，p為靜水應(yīng)力，t為 Mises等效應(yīng)力 q的函數(shù)。

模型采用Ductile damage以及Shear damage失效準(zhǔn)則來(lái)模擬膠膜單元的失效，以文獻(xiàn)［14］的參數(shù)為參考。

3 結(jié)果與分析

3.1 計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

本工作利用有限元模型模擬兩種成型工藝下試驗(yàn)件的四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)。有限元模型計(jì)算的破壞模式與試驗(yàn)結(jié)果一致。對(duì)于共固化試驗(yàn)件，以蒙皮筋條界面破壞為主，且裂紋有向蒙皮內(nèi)部擴(kuò)展的趨勢(shì)，填充區(qū)也出現(xiàn)了破壞。而對(duì)于二次膠接試驗(yàn)件，均以膠膜發(fā)生破壞為主，且膠膜附近界面出現(xiàn)了一定程度的損傷。

對(duì)于共固化工藝試驗(yàn)件，有限元模型損傷起始載荷計(jì)算結(jié)果為3.42kN，與試驗(yàn)結(jié)果均值的相對(duì)誤差為9.27%;對(duì)于二次膠接試驗(yàn)件，其計(jì)算結(jié)果為2.10kN，相對(duì)誤差為10.6%。可以看出，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合，其相對(duì)誤差在15%以內(nèi)。

3.2 損傷擴(kuò)展分析

以1號(hào)共固化試驗(yàn)件為例，分析試驗(yàn)件的損傷擴(kuò)展情況。該試驗(yàn)件的載荷-位移曲線如圖6所示，其中A點(diǎn)為損傷初始點(diǎn)，B，C，D點(diǎn)分別表示不同典型破壞模式的出現(xiàn)，伴有清脆的響聲，各點(diǎn)對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)及有限元計(jì)算的損傷情況如圖7所示。

圖6 試驗(yàn)件載荷-位移曲線Fig.6 Load-displacement curve of the specimens

試驗(yàn)過程中，當(dāng)載荷加到3.0kN時(shí)，觀察到筋條下緣條與蒙皮連接右側(cè)出現(xiàn)裂紋起始，直至4.4kN裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展，且有向蒙皮內(nèi)部擴(kuò)展的趨勢(shì)，有限元分析中在3.56kN載荷下觀察到筋條與蒙皮連接的右側(cè)倒角處分層擴(kuò)展，如圖7所示，紅色區(qū)域表示已經(jīng)分層，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好;當(dāng)載荷加至4.7kN時(shí)，筋條填充區(qū)域出現(xiàn)損傷，有限元分析中加載4.52kN載荷，填充區(qū)相同部位出現(xiàn)損傷。在5.9kN載荷之前，雖然試件存在著損傷的萌生及擴(kuò)展，但載荷-位移曲線并沒有發(fā)生明顯的波動(dòng)，表明共固化工藝形成的界面，裂紋擴(kuò)展較平緩，不會(huì)對(duì)試驗(yàn)件整體的剛度造成明顯的影響。當(dāng)載荷加至5.9kN時(shí)，試驗(yàn)件有明顯的聲響，且裂紋快速擴(kuò)展，同時(shí)載荷-位移曲線發(fā)生跳動(dòng)。繼續(xù)增加載荷，蒙皮內(nèi)部出現(xiàn)損傷，裂紋不斷擴(kuò)展直至最終破壞。

圖7 共固化試驗(yàn)件破壞模式Fig.7 Failuremode of the experiment under the loads of 3.0kN(a1)，4.4kN(b1)，4.7kN(c1)，9.3kN(d1)and failuremode of the simulation under the loads of3.42kN(a2)，4.47kN(b2)，4.59kN(c2)，9.07kN(d2)

有限元分析結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果表明，雖然試驗(yàn)件的幾何構(gòu)型及加載均對(duì)稱，但其損傷起始及損傷擴(kuò)展卻出現(xiàn)不對(duì)稱，如圖8所示，這是由工字型筋條本身鋪層角不對(duì)稱導(dǎo)致的。

二次膠接試驗(yàn)件以1號(hào)為例，其載荷-位移曲線圖如圖6所示，其中A點(diǎn)為損傷起始點(diǎn)，各點(diǎn)對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)及有限元計(jì)算的損傷情況如圖9所示。

試驗(yàn)載荷加至2kN時(shí)，試驗(yàn)件膠膜處出現(xiàn)損傷，有限元分析中在2.10kN，膠膜單元出現(xiàn)損傷;隨著載荷的不斷增加，裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展，至3.0kN，載荷-位移曲線發(fā)生跳動(dòng)，且出現(xiàn)明顯的平緩階段，表明試驗(yàn)件剛度減弱。繼續(xù)增加載荷，裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，但兩側(cè)的損傷不同，左側(cè)損傷發(fā)生在膠膜內(nèi)部，右側(cè)膠膜附近蒙皮層內(nèi)也出現(xiàn)損傷。

3.3 成型工藝影響分析

對(duì)比兩種工藝下的試驗(yàn)件，共固化試驗(yàn)件損傷門檻較高，為二次膠接試驗(yàn)件的33.2%，且其裂紋擴(kuò)展較緩慢，剛度變化不明顯。而二次膠接試驗(yàn)件，在較低的載荷處出現(xiàn)損傷并發(fā)生剛度的減弱，裂紋快速擴(kuò)展。

圖8 損傷擴(kuò)展的不對(duì)稱性Fig.8 Asymmetry of damage propagation

圖9 二次膠接試驗(yàn)件破壞模式Fig.9 Failuremode of the experiment under the loads of 2.0kN(a1)，3.2kN(b1)，4.0kN(c1)，5.5kN(d1)and failuremode of the simulation under the loads of2.10kN(a2)，3.56kN(b2)，3.81kN(c2)，5.38kN(d2)

共固化工藝指在同一固化周期中，在將一個(gè)復(fù)合材料層壓板固化的同時(shí)，將其膠接到其他已經(jīng)準(zhǔn)備的表面上;二次膠接工藝是通過膠黏劑膠接工藝將兩件或多件已經(jīng)固化的復(fù)合材料零件結(jié)合在一起。由于共固化工藝是在一個(gè)固化周期完成的，其筋條蒙皮連接只包含一種界面;而二次膠接工藝雖然容易實(shí)現(xiàn)，但其筋條蒙皮連接處包含筋條-膠膜界面、膠膜、膠膜-蒙皮界面三種不同區(qū)域，筋條蒙皮的脫粘是由膠接部位最弱環(huán)節(jié)決定的，試驗(yàn)及有限元模型均證明對(duì)二次膠接試驗(yàn)件，膠膜是三種狀態(tài)中最弱者，易出現(xiàn)損傷;另外，二次膠接工藝受到零件表面狀態(tài)及鋪層方式的影響較大，尤其對(duì)于工字型筋條加筋結(jié)構(gòu)，在進(jìn)行二次膠接時(shí)，不易施加均勻載荷，從而使膠膜的粘接質(zhì)量不一致，導(dǎo)致試件損傷起始較早，擴(kuò)展較快。因此，對(duì)于本工作鋪層工字型加筋結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件，采用共固化工藝，可以有效地抵抗裂紋萌生和不穩(wěn)定擴(kuò)展。

4 結(jié)論

(1)試驗(yàn)結(jié)果表明共固化試驗(yàn)件比二次膠接試驗(yàn)件損傷門檻高，且損傷擴(kuò)展緩慢。共固化試驗(yàn)件損傷發(fā)生在筋條蒙皮連接界面，填充區(qū)也出現(xiàn)損傷;二次膠接試驗(yàn)件損傷主要發(fā)生在膠膜內(nèi)部。

(2)加筋結(jié)構(gòu)的脫粘取決于膠接部位的薄弱環(huán)節(jié)。共固化工藝在一個(gè)固化周期成型，界面粘接牢固;二次膠接工藝膠接部位包含膠膜界面、膠膜、膠膜-蒙皮界面三種不同區(qū)域，其損傷起始于三者強(qiáng)度最弱的膠膜。

(3)由于復(fù)合材料工字型加筋結(jié)構(gòu)制造工藝帶來(lái)同一高度鋪層角不連續(xù)及鋪層角不對(duì)稱性，使試驗(yàn)件在受對(duì)稱載荷情況下，其損傷起始、擴(kuò)展及破壞模式出現(xiàn)不對(duì)稱，這一點(diǎn)同時(shí)在有限元模型及其模擬中得到反映。

(4)有限元模型考慮了兩種成型工藝的不同，用界面單元模擬共固化試驗(yàn)件的筋條蒙皮連接，用實(shí)體單元來(lái)模擬二次膠接試驗(yàn)件的膠膜，有效地模擬兩種工藝下的破壞。

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