馮振宇， 周 建， 張雪晗， 馬驄瑤， 解 江， 牟浩蕾

(中國(guó)民航大學(xué) 天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300300)

復(fù)合材料薄壁圓管壓潰吸能機(jī)理分析及層疊殼建模方法研究

馮振宇， 周 建， 張雪晗， 馬驄瑤， 解 江， 牟浩蕾

(中國(guó)民航大學(xué) 天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300300)

為了研究T700/3234復(fù)合材料薄壁圓管的吸能機(jī)理，先通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試得到復(fù)合材料層板的力學(xué)性能，然后對(duì)復(fù)合材料薄壁圓管進(jìn)行軸向準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)研究。通過(guò)測(cè)得的峰值載荷(Fmax)、比吸能(Es)等指標(biāo)參數(shù)，分析了引發(fā)形式及鋪層角度對(duì)復(fù)合材料薄壁圓管破壞模式和吸能特性的影響。結(jié)果表明，在圓管頂端設(shè)置45°外倒角引發(fā)形式，能夠很大程度降低壓潰初始峰值。此外，不同纖維鋪層角度會(huì)導(dǎo)致不同破壞模式，進(jìn)而影響其吸能特性?；赑uck2000和Yamada Sun失效準(zhǔn)則，發(fā)展了一種薄壁圓管層疊殼有限元建模方法，用于研究T700/3234復(fù)合材料薄壁圓管的吸能特性，對(duì)比試驗(yàn)數(shù)據(jù)，仿真結(jié)果的初始峰值載荷、比吸能等指標(biāo)均與試驗(yàn)結(jié)果吻合性較好。

復(fù)合材料薄壁圓管；引發(fā)形式；鋪層角度；層疊殼；破壞模式；吸能特性

對(duì)于普遍意義的運(yùn)載工具和交通工具來(lái)說(shuō)，無(wú)論是車輛還是航空器，都需要對(duì)乘客具有一定沖擊碰撞安全保護(hù)能力，這就要求其結(jié)構(gòu)具有一定的耐撞性[1]。應(yīng)用緩沖吸能結(jié)構(gòu)提高整體結(jié)構(gòu)的耐撞性已成為近些年研究的熱點(diǎn)。緩沖吸能結(jié)構(gòu)的形式多種多樣，其中復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)是其中最重要的代表之一，相對(duì)于金屬而言，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)具有比吸能大等優(yōu)點(diǎn)，因而將復(fù)合材料作為緩沖吸能結(jié)構(gòu)具有潛在的優(yōu)勢(shì)。尤其隨著復(fù)合材料在高端科技領(lǐng)域的大量使用，其吸能特性的研究也得到更為廣泛關(guān)注。

近些年，國(guó)內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)及學(xué)者對(duì)薄壁吸能結(jié)構(gòu)(圓管、方管、波紋板、復(fù)合材料增強(qiáng)鋁管等)做了大量研究[2-7]，結(jié)果表明復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)具有良好的吸能性能。Farley[8]用靜力壓潰試驗(yàn)的方法證明了復(fù)合材料的吸能能力是金屬材料的5倍～10倍。Kindervater[9]針對(duì)復(fù)合材料管狀元件的截面形狀進(jìn)行研究，比較發(fā)現(xiàn)復(fù)合材料方管的比吸能要低于圓管，約為后者的0.5倍～0.6倍。隨著商業(yè)有限元軟件的發(fā)展，大量學(xué)者開(kāi)始利用顯式有限元的方法對(duì)復(fù)合材料薄壁吸能元件壓潰過(guò)程進(jìn)行模擬與分析。龔俊杰等[10]運(yùn)用MSC/DYTRAN有限元軟件結(jié)合參數(shù)等效的方法，對(duì)復(fù)合材料圓柱殼準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓潰和低速碰撞過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得了能夠反映復(fù)合材料圓柱殼吸能能力的載荷-位移曲線、峰值載荷、平均載荷等重要參數(shù)，將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)兩者吻合較好。David[11]通過(guò)試驗(yàn)和分析的方法對(duì)碳環(huán)氧圓管試件在軸向壓潰載荷下的吸能特性、破壞形態(tài)以及擠壓破壞機(jī)制進(jìn)行了研究，并通過(guò)改變加載速率，分析了加載速率對(duì)其能量吸收能力的影響，同時(shí)開(kāi)發(fā)了一種數(shù)值模擬方法，對(duì)試驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行了仿真模擬，結(jié)果表明仿真的結(jié)果與試驗(yàn)一致性較好。但是由于復(fù)合材料結(jié)構(gòu)在壓潰過(guò)程中，經(jīng)過(guò)纖維與基體的細(xì)觀破壞及其相互復(fù)雜的作用發(fā)生脆性斷裂等失效來(lái)吸收能量，其復(fù)雜的破壞吸能機(jī)理使得難以預(yù)測(cè)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的吸能性能。因此到目前為止，建立能模擬出復(fù)合材料吸能結(jié)構(gòu)的破壞模式并能預(yù)測(cè)評(píng)估其吸能特性的有限元分析技術(shù)仍然是一項(xiàng)富有挑戰(zhàn)性的工作。

本文以復(fù)合材料薄壁圓管為研究對(duì)象，基于試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方法，從試驗(yàn)數(shù)據(jù)及破壞模式出發(fā)，分析不同破壞模式下的破壞機(jī)理，研究頂端引發(fā)形式以及不同鋪層角度對(duì)圓管在軸向壓潰載荷下的吸能性能的影響。采用顯式動(dòng)力學(xué)有限元方法，基于材料級(jí)試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立復(fù)合材料薄壁圓管“層疊殼”有限元模型，并用壓潰試驗(yàn)結(jié)果對(duì)建模仿真方法進(jìn)行驗(yàn)證。

1 能量吸收性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

(1) 比吸能(Es)是指在結(jié)構(gòu)有效破壞長(zhǎng)度(l)內(nèi)單位質(zhì)量(m)吸收的能量(EA)，是衡量元件吸能能力最重要的參數(shù)。由壓潰力(F)對(duì)壓潰距離進(jìn)行積分得到在整個(gè)壓潰過(guò)程中所吸收的總能量。

(1)

式中:ρ為材料密度;A為薄壁圓管有效橫截面面積;l為壓潰長(zhǎng)度。

(2) 初始峰值載荷(Fmax)是結(jié)構(gòu)被壓潰破壞的門檻值，用于評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)在外力作用下發(fā)生破壞吸能難易程度的指標(biāo)，是載荷-位移曲線的初始峰值。

(3) 平均壓潰載荷(Fmean)是將整個(gè)壓潰過(guò)程的載荷平均值，如式(2)。

(2)

式中:F為壓潰載荷;s為壓潰位移;S為整個(gè)壓潰過(guò)程的壓潰總位移。

(4) 載荷效率(AE)是平均載荷與峰值載荷的比值。

(3)

2 試 驗(yàn)

本文的研究對(duì)象為12層T700/3234碳纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂層合而成的復(fù)合材料薄壁圓管，試件的幾何尺寸如圖1所示。圓管長(zhǎng)度L為100 mm，內(nèi)徑D為50 mm，厚度t為1.5 mm，圖1中θ為纖維鋪層角度，是纖維方向與圓管軸線的夾角。

圖1 試件外形幾何尺寸Fig.1 Geometry dimension of specimen

試驗(yàn)研究所用的試件、復(fù)合材料性能測(cè)試以及復(fù)合材料薄壁圓管準(zhǔn)靜態(tài)壓潰試驗(yàn)均在中航工業(yè)北京航空材料研究院進(jìn)行，采用英斯特朗萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)在常溫下對(duì)試件進(jìn)均勻加載。采用《GBT1447—2005纖維增強(qiáng)塑料拉伸性能實(shí)驗(yàn)方法》、《GBT1448—2005纖維增強(qiáng)塑料壓縮性能實(shí)驗(yàn)方法》、《GBT1450.1—2005纖維增強(qiáng)塑料層間剪切強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)方法》，依次對(duì)T700/3234復(fù)合材料試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)、壓縮試驗(yàn)以及剪切試驗(yàn)等，獲得T700/3234復(fù)合材料準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能，如表1所示。

現(xiàn)階段，我國(guó)的光伏發(fā)電在農(nóng)村已得到了部分利用，但尚未普及；而在城市內(nèi)幾乎不見(jiàn)開(kāi)發(fā)利用。經(jīng)過(guò)對(duì)石家莊本地市場(chǎng)調(diào)查，進(jìn)行對(duì)于安裝成本和成本回收周期的估算，可以略窺其一二。

由于0°、90°與45°為復(fù)合材料鋪層中幾種典型的鋪層角度，通過(guò)將0°與90°疊加鋪層，研究[0/90]3 s鋪層圓管試件在壓潰破壞過(guò)程中兩種角度各自的貢獻(xiàn)和破壞模式，以及頂端引發(fā)形式對(duì)吸能特性的影響。并通過(guò)在兩種鋪層角度中，加入±45°鋪層，研究±45°鋪層的破壞模式以及對(duì)圓管吸能特性的影響。為此本文進(jìn)行了3組試驗(yàn)，試驗(yàn)件構(gòu)型參數(shù)如表2所示。其中，試件1和2的鋪層角度相同，試件3的鋪層角度不同，此外，試件2和試件3的頂端加工形成45°外倒角，目的是引發(fā)復(fù)合材料圓管在軸壓載荷下發(fā)生潰縮。試驗(yàn)中，圓管受到速率為5 mm/min軸向準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷。

由于復(fù)合材料圓管的穩(wěn)態(tài)漸進(jìn)壓潰過(guò)程可以吸收大量的能量，不同的材料、工藝、試驗(yàn)條件等，破壞模式也會(huì)有所不同。Farley等[12]在試驗(yàn)基礎(chǔ)上將復(fù)合材料圓管壓潰過(guò)程歸納為層束彎曲、橫向剪切和局部屈曲三種破壞模式，其中層束彎曲和橫向剪切破壞模式示意圖如圖2(c)，圖3(b)所示。

表1 T700/3234樹(shù)脂復(fù)合材料力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果Tab.1 Mechanical properties of T700/3234 composite

表2 復(fù)合材料薄壁圓管試驗(yàn)件構(gòu)型參數(shù)Tab.2 Configuration parameters of composite thin-walledcircular tubes

從圖2(a)和(b)中可以明顯看出，[0/90]3 s試件為典型的層束彎曲破壞模式，在誘發(fā)階段，管壁中面附近會(huì)形成一個(gè)穩(wěn)定的張開(kāi)型的主裂紋，使層間開(kāi)裂的層束分別向內(nèi)和向外彎曲，同時(shí)基體沿著周向開(kāi)裂，層束在周向分裂成幾瓣，如圖2(c)所示。從圖3(a)中可以看出，[±45/0/0/90/0]s試件為橫向剪切破壞模式，在誘發(fā)階段，有大量的橫向和縱向裂紋萌發(fā)并擴(kuò)展，同時(shí)分裂的層束會(huì)受到橫向剪切作用，在層束的基部形成彎矩，當(dāng)超過(guò)材料的拉伸強(qiáng)度時(shí)，層束發(fā)生斷裂，如圖3(b)所示。

試驗(yàn)的載荷-位移曲線如圖4所示，從圖中可以看出，在壓潰之前，載荷處于近似線性階段OA，當(dāng)載荷達(dá)到臨界破壞條件時(shí)，在A處載荷達(dá)到初始峰值載荷，此時(shí)試件頂端開(kāi)始出現(xiàn)局部失效破壞。然后載荷隨著壓潰過(guò)程的持續(xù)進(jìn)行而開(kāi)始下降，在持續(xù)壓潰階段BC，試件被逐段壓碎破壞吸能，但壓潰載荷變化不大，在平均壓潰載荷附近上下波動(dòng)。在壓潰過(guò)程中，吸收的總能量由OABC段曲線下的面積來(lái)表示。由于結(jié)構(gòu)和空間的限制，要提高試件的耐撞性及其吸能能力，必須使其能夠持續(xù)漸進(jìn)壓潰，同時(shí)盡量提高持續(xù)壓潰平均載荷Fmean。另外，當(dāng)結(jié)構(gòu)用于緩沖吸能元件并保護(hù)乘員安全時(shí)，若初始峰值載荷過(guò)大，乘員承受的過(guò)載可能超過(guò)人體的安全極限，所以在提高平均壓潰載荷Fmean的同時(shí)，也要適當(dāng)降低初始峰值載荷。

(a)[0/90]3 s，無(wú)倒角

(b)[0/90]3 s，45°外倒角

(c) 層束彎曲破壞模式圖2 層束彎曲破壞Fig.2 Layer beam bending failure

(a)[±45/0/0/90/0]s，45°外倒角

(b) 橫向剪切破壞模式圖3 橫向剪切破壞Fig.3 Transverse shear failure

圖4 復(fù)合材料圓管試驗(yàn)的載荷-位移曲線Fig.4 Load displacement curve of composite tubes test

對(duì)比圖4中試件1和試件2的載荷-位移曲線，可以明顯看出，試件2頂端采用45°外倒角的壓潰引發(fā)形式后，初始載荷峰值降低了11.01%，平均壓潰載荷增加了0.82%，比吸能增加了1.59%，如表3所示。說(shuō)明設(shè)置頂端引發(fā)形式，能夠有效降低壓潰初始峰值，但對(duì)平均壓潰載荷以及比吸能不會(huì)造成太大影響。通過(guò)式(3)計(jì)算得出試件1與試件2的載荷效率分別為85.97%和97.41%，進(jìn)一步說(shuō)明設(shè)置頂端引發(fā)形式能夠有效的提高載荷的利用率。通過(guò)對(duì)比圖4中試件2和試件3的載荷-位移曲線，可以得出，試件3的初始峰值，平均壓潰載荷以及比吸能與試件2相比，差值分別為7.74%，11.48%，9.57%，如表4所示。說(shuō)明在0°與90°鋪層角度中加入±45°后，導(dǎo)致圓管的軸向強(qiáng)度增強(qiáng)，減少了層束彎曲的比例，同時(shí)提高了橫向剪切的比例，導(dǎo)致破壞模式由層束彎曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)橐詸M向剪切破壞為主的破壞模式，層束開(kāi)裂轉(zhuǎn)變?yōu)閷邮鴶嗔?，使得圓管壓潰破壞更為徹底，吸能量也相應(yīng)增加。通過(guò)式(3)得出試件3的載荷效率為100.7%，進(jìn)一步說(shuō)明橫向剪切破壞模式能更為有效的提高載荷的利用率，從而增加了能量的吸收。

表3 試件1與試件2試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.3 Comparison of test data on specimen 2 and specimen 3

3 復(fù)合材料圓管有限元建模

本文采用“層疊殼”建模方法，以試驗(yàn)所用試件尺寸為基準(zhǔn)，在PAM-CRASH中建立12層“層疊殼”有限元模型。該方法對(duì)每層鋪層單獨(dú)使用殼單元建模，層與層之間通過(guò)設(shè)置膠粘單元實(shí)現(xiàn)連接，并通過(guò)失效模型控制層間失效。該建模方法將撞擊過(guò)程中通過(guò)分層破壞耗散的能量包含在內(nèi)，有效提高計(jì)算精度。同時(shí)為了模擬45°外倒角的引發(fā)形式，頂端采用逐層遞減的方式建立45°外倒角，如圖5所示。由于在壓潰過(guò)程中，圓管變形破壞劇烈，故單元的網(wǎng)格尺寸較小，特征長(zhǎng)度約為1 mm×1.4 mm，單元類型采用Belytschko-Tsay殼單元，每層的軸向結(jié)點(diǎn)數(shù)均為100，周邊結(jié)點(diǎn)數(shù)均為120，每層模型包含12 000個(gè)單元。

表4 試件2與試件3試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.4 Comparison of test data on specimen 2 and specimen 3

(a) 整體圖

(b) 局部圖圖5 復(fù)合材料薄壁圓管有限元模型Fig.5 The finite element model of the thin-walled composite tube

由于剛性墻只是提供均勻強(qiáng)制速度，在壓潰過(guò)程中，不發(fā)生任何的變形，所以網(wǎng)格尺寸相對(duì)較大，采用3.4 mm×3.4 mm的殼單元，共有793個(gè)單元。

選用PAM-CRASH材料庫(kù)中適用于復(fù)合材料的多層層疊殼單元材料模型131-Multilayered Shell Elements Model，此材料模型為多層層疊多材料混合殼模型。首先使用PLY-ITYP1-Unidirectional Composite Global Ply Model，設(shè)置單層纖維鋪層的材料性能參數(shù)，所用材料屬性參數(shù)如表5所示(其中部分參數(shù)由材料供應(yīng)商提供)。通過(guò)在layer中調(diào)用單層纖維鋪層的參數(shù)設(shè)置，并指定鋪層角度和材料厚度，分別實(shí)現(xiàn)層合板厚度及鋪層角度的變化。

表5 ITYP1單層材料主要參數(shù)Tab.5 Material parameters of ITYP1 single layer

為了很好地模擬層間力的傳遞以及層間的分層失效，保證模型的準(zhǔn)確性，層與層之間采用303-Slink -Elink-Tied膠粘單元連接，膠粘單元的材料參數(shù)如表6所示。

表6 303-Slink-Elink-Tied單元材料參數(shù)Tab.6 Parameters of the 303-Slink-Elink-Tied

由于仿真模擬過(guò)程中，層間極易發(fā)生穿透，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不準(zhǔn)確，為了避免此現(xiàn)象的發(fā)生，各層之間采用自接觸方法進(jìn)行約束。同樣，為了避免剛性墻與圓管之間發(fā)生單元的相互穿透，采用點(diǎn)到面接觸方法進(jìn)行約束。另外，由于在材料模型參數(shù)設(shè)置中未考慮應(yīng)變率效應(yīng)，文獻(xiàn)[13]的研究也表明在加載速度小于40 km/h的條件下，薄壁圓管在不同加載速度下的“載荷-位移”曲線基本相同，并與準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)結(jié)果吻合。所以在本算例中，為了降低計(jì)算成本，提高了仿真碰撞速度，對(duì)剛性墻施加6 m/s的恒定壓潰速度，對(duì)圓管底端結(jié)點(diǎn)固定約束，頂端自由。

Puck2000失效模型是建立在易碎材料的概念基礎(chǔ)上，引入了莫爾斷裂假說(shuō)、主應(yīng)力的概念，并將其理論延伸到各向異性材料。其工作的重點(diǎn)是纖維間失效，能夠區(qū)分不同的斷裂模式并正確計(jì)算層合結(jié)構(gòu)首次承載后發(fā)生的逐漸破壞過(guò)程，因而本文采用Puck2000失效準(zhǔn)則，并結(jié)合Yamada Sun纖維失效模型，共同定義圓管壓潰過(guò)程中的失效判據(jù)[14]：

Puck2000失效準(zhǔn)則如式(4)：

(4)

(5)

(6)

(7)

Yamada Sun纖維失效模型：

(8)

(9)

式中，εfib=ε11+υ12(1-d)ε22

4 仿真與模型驗(yàn)證

基于試件2和試件3準(zhǔn)靜態(tài)壓潰試驗(yàn)，建立相應(yīng)鋪層角度的有限元仿真模型，對(duì)仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證。在[0/90]3 s鋪層中，由于0°鋪層主要承載軸向壓力，為結(jié)構(gòu)提供主要的軸向剛度，但周向的強(qiáng)度和剛度較低，致使0°層易發(fā)生軸向彎曲和周向開(kāi)裂。在壓潰仿真過(guò)程中，0°鋪層主要以層束彎曲以及脆性斷裂的形式失效，如圖6(a)。而90°鋪層在軸向主要以基體承力為主，在壓潰仿真過(guò)程中，管壁會(huì)向外或向內(nèi)折疊變形，以漸進(jìn)疊縮的形式失效，如圖6(b)所示。由于0°鋪層與90°鋪層交替層疊，共同作用，導(dǎo)致在0°層周向開(kāi)裂的同時(shí)，環(huán)向的拉力導(dǎo)致90°層大量的纖維斷裂，吸收大量的能量，起到吸能的作用，如圖7所示。

(a) 0°鋪層

(b) 90°鋪層圖6 試件2不同角度層的仿真失效Fig.6 Simulation failure of specimen 2

圖7 試件2試驗(yàn)破壞Fig.7 Test failure of specimen 2

試件2試驗(yàn)與仿真載荷-位移曲線，如圖8所示，圖中曲線在OA段為近似線性變化，當(dāng)壓潰載荷達(dá)到初始載荷峰值A(chǔ)處時(shí)，試件頂端出現(xiàn)潰縮，承載能力下降，之后隨著試件漸進(jìn)壓潰過(guò)程的繼續(xù)，載荷-位移曲線上下波動(dòng)，維持在一定的承載水平。

試件2試驗(yàn)與仿真的初始峰值載荷，平均壓潰載荷和比吸能(ES)值如表6所示，可以看出，仿真得到的初始載荷峰值、平均壓潰載荷以及比吸能(ES)與試驗(yàn)差值僅分別為7.91%，-1.47%和1.01%。

在[±45/0/0/90/0]s鋪層圓管中，45°鋪層，更容易受到45°方向的剪切，橫向剪切，以及相鄰層間力的作用，在仿真中表現(xiàn)的破壞形式為大量的單元漸進(jìn)失效，如圖9(a)所示。而0°鋪層以及90°鋪層，相比[0/90]3 s試件，從仿真結(jié)果的破壞形式上看，并沒(méi)有太大差別。整體試件在不同鋪層的共同作用下，呈現(xiàn)橫向剪切的漸進(jìn)失效，如圖9(b)所示。而在實(shí)際試驗(yàn)中，0°鋪層的纖維基本保持完整，如圖10 所示，0°鋪層沿軸向裂紋發(fā)生開(kāi)花失效，失效后纖維依然保留在整體結(jié)構(gòu)上，導(dǎo)致管件的其他輔助層在軸向載荷作用下發(fā)生層束大幅度彎曲，產(chǎn)生內(nèi)翻和外翻的現(xiàn)象，如圖10所示。

圖8 試件2試驗(yàn)與仿真載荷-位移曲線Fig.8 Load displacement curve of test and simulation表6 試件2試驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.6 Comparison of test and simulation of specimen 2

初始峰值載荷/kN初始峰值誤差/%平均壓潰載荷/kN平均壓潰載荷誤差/%比吸能/(kJ·kg-1)比吸能誤差/%試驗(yàn)25.05—24.4—56.56—仿真27.037.9124.04-1.4757.131.01

(a) 45°鋪層

(b) 整體宏觀圖圖9 試件3不同角度層的仿真失效Fig.9 Simulation failure of specimen 3

圖10 試件3試驗(yàn)破壞Fig.10 Test failure of specimen 3

試件3實(shí)驗(yàn)與仿真載荷-位移曲線，如圖11所示，圖中可以明顯看出，曲線在OA段為近似線性變化，達(dá)到第一載荷峰值A(chǔ)處，由于試件頂端發(fā)生潰縮，試驗(yàn)件承載能力下降，之后隨著試件漸進(jìn)壓潰過(guò)程的繼續(xù)，漸進(jìn)壓潰載荷維持在相對(duì)穩(wěn)定的載荷水平上。

圖11 試件3試驗(yàn)與仿真載荷-位移曲線Fig.11 Load displacement curve of test and simulation

試件3仿真所得的初始載荷峰值、平均壓潰載荷以及比吸能(ES)與試驗(yàn)相差僅分別為6.96%，0.85%和4.67%，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合度較高。從兩種不同鋪層角度的載荷-位移曲線圖中，也可以看出仿真計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合。說(shuō)明采用的數(shù)值模擬策略和方法是可行的。

表7 試件3試驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.7 Comparison of test and simulation of specimen 3

5 結(jié) 論

(1) 通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)1和2，在圓管試件頂端設(shè)置45°外倒角引發(fā)形式，初始峰值降低11.01%，平均壓潰載荷提升了0.82%，比吸能提升1.59%，說(shuō)明頂端引發(fā)形式的設(shè)置，能夠較大程度降低壓潰初始峰值。通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)2與3，試件3的初始峰值，平均壓潰載荷以及比吸能與試件2相比，差值分別為7.74%，11.48%和9.57%，說(shuō)明在0°與90°鋪層角度中加入±45°鋪層后，導(dǎo)致圓管的軸向強(qiáng)度增強(qiáng)，減少了層束彎曲的比例，同時(shí)提高了橫向剪切的比例，導(dǎo)致破壞模式由層束彎曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)橐詸M向剪切破壞為主的破壞模式，層束開(kāi)裂轉(zhuǎn)變?yōu)閷邮鴶嗔眩沟脠A管壓潰破壞更為徹底，吸能量也相應(yīng)增加。

(2) 建立層疊殼的圓管有限元模型，選擇Puck2000和Yamada Sun失效準(zhǔn)則，對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，仿真獲得的初始峰值載荷及比吸能等指標(biāo)與試驗(yàn)結(jié)果吻合性較好，在一定程度上說(shuō)明本文采用的模擬策略和方法是可行的，可以用于復(fù)合材料元件與結(jié)構(gòu)的耐撞性設(shè)計(jì)分析。

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Mechanismanalysisandlaminatedshellmodelingforcrushingenergyabsorptionofcompositethin-walledcirculartubes

FENG Zhenyu， ZHOU Jian， ZHANG Xuehan， MA Congyao， XIE Jiang， MOU Haolei

(Tianjin Key Laboratory of Civil Aircraft Airworthiness and Maintenance, Civil Aviation University of China, Tianjin 300300, China)

In order to study the energy-absorbing mechanism of T700/3234 composite thin-walled circulartubes, the material properties were measured and the quasi-static axial crush tests of the thin-walled circular tubes were performed. The energy-absorbing indexes, such as, peak load (Fmax), and specific energy absorption (Es), et al of composite thin-walled circular tubes were observed. The effects of induced mechanism and ply orientation of composite material on failure modes and energy-absorbing characteristics of the tubes were analyzed. The test results showed that the initial crushing peak load can be significantly reduced by setting 45-degree outside chamfer at the crush top end of the circular tubes; different fiber ply orientations can lead to different failure modes, and then affect the energy-absorbing characteristics of the tubes accordingly. The finite element modeling method for thin walled-tube laminated shell was developed based on Puck2000 and Yamada Sun failure criteria, the FE model was used to study the energy-absorbing characteristics of T700/3234 composite thin-walled circular tubes.Its accuracy was verified by comparing the simulated results with test ones. The comparison showed that the initial crushing peak load and the specific energy absorption simulated agree well with test ones.

composite thin-walled circular tubes; inducement mechanism; ply orientation; laminated shell; failure modes; energy-absorbing characteristics

中國(guó)民航局科技項(xiàng)目(MHRD20140207)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)中國(guó)民航大學(xué)專項(xiàng)項(xiàng)目(3122016C011)；中國(guó)民航大學(xué)天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金資助()

2016-07-01 修改稿收到日期：2016-09-06

馮振宇 男，博士，教授，1966年生

TH212；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.23.039