劉 峰 周建國 陳威楊 閆清云

（中國民用航空飛行學(xué)院航空工程學(xué)院，廣漢 618307）

0 引言

目前樹脂基碳纖維復(fù)合材料正朝著整體化設(shè)計(jì)、加工方向發(fā)展?，F(xiàn)代航空航天工業(yè)的復(fù)合材料主、次承力結(jié)構(gòu)與其他金屬部件連接時(shí)常使用螺栓連接方式，這種機(jī)械連接方式具有傳遞載荷能力強(qiáng)、維護(hù)/維修方便、可多次裝配和拆卸等顯著優(yōu)點(diǎn)［1］。復(fù)合材料層合板對(duì)螺栓連接開孔區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)非常敏感，孔周應(yīng)力集中導(dǎo)致出現(xiàn)損傷破壞。航空公司在飛機(jī)外場修理時(shí)采用緊固件-鈦板修理技術(shù)路線［2］來補(bǔ)償機(jī)身復(fù)材連接區(qū)域損傷帶來的影響，保證連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，以恢復(fù)其適航性。

F.K.CHANG 等［3］在考慮非線性因素的影響下引入了YAMADA-SUN 準(zhǔn)則［4］和HASHIN 準(zhǔn)則［5］建立復(fù)材層合板在拉伸載荷作用下的二維漸進(jìn)損傷模型，修正后的模型預(yù)測計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果誤差在10%以內(nèi)，但不能用于預(yù)測層合板厚度方向的受載情況。M.A.MCCARTHY 等［6-7］利用三維漸進(jìn)損傷分析方法研究了裝配間隙量對(duì)復(fù)合材料多釘單搭接連接結(jié)構(gòu)拉伸和壓縮強(qiáng)度的影響。張超禹［8］基于三維漸進(jìn)損傷理論，建立了復(fù)合材料層合板-鋁板雙搭接膠接連接結(jié)構(gòu)拉伸強(qiáng)度預(yù)測模型，探究了搭接區(qū)域幾何參數(shù)和螺栓個(gè)數(shù)等參數(shù)對(duì)膠螺混合連接結(jié)構(gòu)拉伸性能的影響，發(fā)現(xiàn)雙釘混合連接相較于單釘?shù)睦焓лd荷有明顯提升。YAZDANI［9］等提出一種新設(shè)計(jì)準(zhǔn)則來預(yù)測碳纖維復(fù)合材料多螺栓連接的力學(xué)響應(yīng)，并通過實(shí)驗(yàn)研究了在準(zhǔn)靜態(tài)載荷作用下，具有配合間隙的單埋頭和三埋頭螺栓連接結(jié)構(gòu)的損傷破壞。

在飛機(jī)結(jié)構(gòu)維修工程中，常會(huì)遇到復(fù)合材料連接部位螺栓孔磨損擴(kuò)大或破壞變形導(dǎo)致連接傳載失效的情況?？刹扇〉木S修方法是將連接部位做擴(kuò)孔處理，圓整為標(biāo)準(zhǔn)尺寸的螺栓孔徑后使用標(biāo)準(zhǔn)件進(jìn)行緊固連接。大量國內(nèi)外學(xué)者通過研究表明，連接區(qū)域的幾何參數(shù)（即寬徑比W/D、端徑比e/D以及排距P）是影響螺栓連接強(qiáng)度的關(guān)鍵因素。但很少有研究具體考察螺栓孔按照標(biāo)準(zhǔn)件尺寸進(jìn)行擴(kuò)孔維修后，寬徑比W/D與徑厚比D/t值偏離連接最佳設(shè)計(jì)范圍情況下，對(duì)雙釘單剪連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響。因此，研究擴(kuò)孔維修后復(fù)合材料層合板與金屬板螺栓連接結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，有著重要的工程應(yīng)用價(jià)值。

本文以復(fù)合材料與金屬板雙釘單剪連接為研究對(duì)象，通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了在拉伸載荷作用下，進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)維修擴(kuò)孔后，復(fù)合材料層合板的損傷破壞機(jī)理和對(duì)連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響。將數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證了有限元模型的有效性，進(jìn)一步研究接觸面間摩擦系數(shù)對(duì)連接強(qiáng)度的影響，并對(duì)單搭接結(jié)構(gòu)的二次彎曲現(xiàn)象進(jìn)行了分析。

1 試驗(yàn)

1.1 試件制作

所用T-300/614 型單向碳纖維增強(qiáng)樹脂復(fù)合材料層合板在（23±3）℃、（55±5）%濕度環(huán)境條件下采用手糊真空膜壓法常溫固化工藝制備。碳纖復(fù)合材料層合板采用反對(duì)稱鋪層［45°/0°/-45°/0°/90°/0°/45°/0°/-45°］，單層名義厚度0.25 mm。金屬板采用7075鋁合金，彈性模量為71.7 GPa，泊松比為0.33。緊固件使用12.9 級(jí)高強(qiáng)低碳鋼螺栓，彈性模量209 GPa，泊松比為0.28。按標(biāo)準(zhǔn)件螺栓直徑大小加工每組試驗(yàn)件螺栓孔，試件參數(shù)如表1所示，A3為對(duì)照組。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

結(jié)合實(shí)際工程應(yīng)用場景，要求連接結(jié)構(gòu)具有較好的承載能力，為防止雙釘單剪連接出現(xiàn)低強(qiáng)度破壞，參考ASTM D5961 M—2013［10］設(shè)計(jì)連接試驗(yàn)件的幾何尺寸，如圖1所示。試驗(yàn)件螺栓孔用硬質(zhì)合金刀具經(jīng)過鉆孔—擴(kuò)孔—二次鉸孔的加工工藝制成，保證連接配合精度。依據(jù)HB6586—92 標(biāo)準(zhǔn)和《復(fù)合材料連接技術(shù)》［11］對(duì)不同直徑的螺栓選取標(biāo)準(zhǔn)預(yù)緊力矩、螺紋間距及墊片等連接參數(shù)見表2，釘孔間隙為過渡配合。螺栓預(yù)緊力p與預(yù)緊力矩T關(guān)系如下：

表2 螺栓緊固件參數(shù)Tab.2 Bolt parameters

圖1 試驗(yàn)件幾何尺寸Fig.1 Geometric dimensions of specimen

式中，D為螺栓直徑；μ為摩擦系數(shù)取為0.15；q為螺紋間距。

1.2 拉伸試驗(yàn)

將試驗(yàn)件在標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)環(huán)境條件下放置24 h，使用數(shù)顯扭力扳手施加預(yù)緊力，測量精度±2%。使用深圳萬測ETM305D 電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)，使用激光水平儀調(diào)整試件夾持位置保證對(duì)中性。夾持區(qū)域粘貼加強(qiáng)片將載荷偏心距降到最低，調(diào)節(jié)液壓夾持壓力確保無相對(duì)滑動(dòng)。試驗(yàn)裝置如圖2所示，試件一端固定，另一端沿0°方向（圖1）加載進(jìn)行拉伸，試驗(yàn)力示值相對(duì)誤差優(yōu)于±1%。采用位移控制加載，加載速度為1 mm/min，試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)記錄試件的載荷-位移曲線，取每組試件中載荷峰值居中的曲線代替平均值作為該組的試驗(yàn)結(jié)果。

圖2 試驗(yàn)裝置Fig.2 Test apparatus

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

6 組試件的典型破壞狀態(tài)如圖3所示，試驗(yàn)的載荷-位移曲線如圖4（a）所示，其中虛線框部分的放大圖如圖4（b）所示。由試驗(yàn)結(jié)果可知，A1 組3 個(gè)試件均出現(xiàn)了D2螺栓被剪斷的現(xiàn)象，載荷-位移曲線有明顯的水平段，由于單剪連接具有偏心載荷不可避免地使接頭發(fā)生面外位移、螺栓傾斜而產(chǎn)生二次彎曲效應(yīng)，導(dǎo)致D2螺栓的彎曲應(yīng)力逐漸增大，最終在彎曲應(yīng)力和剪切應(yīng)力作用下發(fā)生斷裂，其典型的破壞斷面如圖5所示。

圖3 典型試件破壞示意圖Fig.3 Typical failure diagram of specimens

圖4 A1～A6試驗(yàn)載荷-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of A1-A6

圖5 D2螺栓典型斷面Fig.5 Typical section of D2 bolt

由圖4可知，A1～A6 試件載荷-位移曲線在初始階段基本為線性；位移為0.2～0.5 mm 的區(qū)間內(nèi)，載荷出現(xiàn)波動(dòng)后表征結(jié)構(gòu)剛度的斜率出現(xiàn)明顯下降，構(gòu)成曲線前段的雙線性特征，隨后曲線進(jìn)入非線性段。螺栓與復(fù)材板接觸后導(dǎo)致復(fù)材板孔邊材料進(jìn)入相對(duì)穩(wěn)定的壓潰過程，類似金屬的塑性屈曲段，復(fù)材板出現(xiàn)了基體斷裂、纖維斷裂、纖維拔出、擠壓分層等破壞模式，從而載荷波動(dòng)上升，在極限載荷附近曲線幾乎進(jìn)入水平狀態(tài)。

A2～A6 幾組試件在加載后期復(fù)材板表現(xiàn)相似的擠壓破壞，損傷區(qū)擴(kuò)展和墊片的擠壓導(dǎo)致了碳纖維鋪層沿45°方向出現(xiàn)較為嚴(yán)重的剝離；兩個(gè)緊固件孔之間的區(qū)域表面平整，但內(nèi)部亦出現(xiàn)了分層損傷。

1.4 試驗(yàn)曲線特征段識(shí)別

根據(jù)圖4各組試驗(yàn)曲線的特征，雙釘連接結(jié)構(gòu)的載荷-位移曲線基本可以劃分為4 個(gè)特征段，圖4（a）僅用虛線劃分了第A6 組的曲線特征段，其余試件有著類似的特征，A6曲線的特征段定義如下。

第1段，載荷-位移曲線呈線性關(guān)系，連接結(jié)構(gòu)整體處于線彈性階段，在預(yù)緊力作用下板材接觸面處于靜摩擦狀態(tài)。隨著D2孔徑增大（W/D2減?。珹1～A6試件曲線斜率依次增加，此階段連接結(jié)構(gòu)的剛度最大。

第2 段，由圖4（b）可以看出，在點(diǎn)B1～B6處，曲線斜率出現(xiàn)大幅衰減，之后仍基本保持線性?？梢娫邳c(diǎn)B 處金屬板與復(fù)材板之間接觸面的靜摩擦狀態(tài)被打破，復(fù)材結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了初始損傷。本文將點(diǎn)B 的載荷值定義為雙釘連接結(jié)構(gòu)的初始擠壓破壞載荷，該載荷確定了連接結(jié)構(gòu)的初始強(qiáng)度，在6組試驗(yàn)件中D2孔徑越大，初始強(qiáng)度越高。以下因素造成B 點(diǎn)值大小和斜率變化的差異：螺紋與孔邊擠壓區(qū)域接觸時(shí)，復(fù)材板孔壁被螺紋入侵發(fā)生的初始損傷破壞程度；接觸面間由靜摩擦變?yōu)榛瑒?dòng)摩擦?xí)r所克服的摩擦力大??；不同直徑的螺栓造成了不同的應(yīng)力集中系數(shù)。

第3段，由于復(fù)合材料雙釘連接的兩個(gè)螺栓載荷分配不均，拉伸端螺栓D2分配的載荷高于固定端螺栓D1［12］，因此載荷較小的D1螺栓孔的初始損傷發(fā)生較晚，造成了第3 段起始點(diǎn)的載荷波動(dòng)，曲線發(fā)生了一次較為明顯的波動(dòng)，之后表現(xiàn)為與第2段基本相同的斜率線性上升。不同直徑D2螺栓的螺距不同，造成復(fù)材板孔壁被螺紋入侵損傷程度存在差異，載荷-位移曲線斜率出現(xiàn)小幅波動(dòng)；隨著外載荷進(jìn)一步增加，復(fù)材孔壁與兩螺栓完全緊密接觸傳遞載荷，曲線大致呈線性上升。第3階段后期，此時(shí)復(fù)合材料孔壁附近的纖維、基體隨著載荷增加而發(fā)生較為嚴(yán)重的多模式損傷，材料損傷區(qū)域不斷積累，曲線斜率逐漸減小，曲線表現(xiàn)出明顯的非線性特征。

第4 段，曲線逐漸進(jìn)入水平狀態(tài)，載荷有小幅波動(dòng)。隨著載荷升高，復(fù)材孔壁被壓潰，繼而進(jìn)入穩(wěn)定的壓潰吸能過程，位移持續(xù)增大，宏觀上表現(xiàn)為孔的豁口處材料呈現(xiàn)破碎狀態(tài)，之后載荷逐漸下降，結(jié)構(gòu)基本失去承載能力。

2 有限元分析

2.1 有限元模型

在ABAQUS 中按照?qǐng)D1所示尺寸對(duì)兩端加強(qiáng)片之間的試驗(yàn)段進(jìn)行有限元建模，復(fù)合材料力學(xué)性能參數(shù)如表3所示。使用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元（C3D8R 單元）劃分復(fù)合材料層合板和鋁合金板網(wǎng)格，每個(gè)復(fù)材鋪層對(duì)應(yīng)一層實(shí)體單元，并使用ABAQUS 的沙漏增強(qiáng)功能解決發(fā)生次彎曲時(shí)可能出現(xiàn)的剪切自鎖問題。由于孔邊存在應(yīng)力集中，對(duì)其網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化處理，孔周網(wǎng)格單元特征長度為0.3 mm，搭接區(qū)域最大為2 mm，其他區(qū)域?yàn)?.5 mm。各個(gè)接觸面間采用有限滑動(dòng)的“主-從、面-面”接觸算法，允許接觸面間發(fā)生相對(duì)位移；摩擦類型使用線性“罰摩擦”，螺桿與金屬板和復(fù)材板之間摩擦系數(shù)取0.15，其他接觸面摩擦系數(shù)取0.1。

表3 T300-12K/164力學(xué)性能參數(shù)1）Tab.3 Material properties of T300-12K/0164

如圖6在三維模型中螺栓桿截面施加預(yù)緊力。為避免剛體位移，在施加預(yù)緊力的分析步中，兩個(gè)螺栓X軸和Y軸方向的旋轉(zhuǎn)、移動(dòng)自由度被約束，在擰緊力矩施加完畢后放開螺栓全部自由度，以符合拉伸過程中實(shí)際工況。與金屬板接觸的鋪層為45°，約束金屬板左端3個(gè)線自由度，箭頭Ux為復(fù)合材料層合板位移載荷施加方向，約束層合板一端其他自由度。

圖6 網(wǎng)格劃分與邊界條件Fig.6 Meshing and load conditions

由于本文重點(diǎn)關(guān)注復(fù)材板的力學(xué)性能，遂將螺栓、螺母和墊圈簡化為一個(gè)整體，減少了接觸面的數(shù)量，提高計(jì)算效率，單元類型使用C3D8R。

2.2 有限元分析流程

在圖7中給出有限元分析求解流程圖。主要由應(yīng)力/應(yīng)變分析求解、材料失效判斷和損傷材料性能退化三部分循環(huán)迭代計(jì)算完成。本文基于UMAT 子程序，實(shí)現(xiàn)了每一增量迭代步中材料失效準(zhǔn)則的嵌入、應(yīng)力狀態(tài)的迭代更新，同時(shí)利用狀態(tài)變量記錄各層單元積分點(diǎn)的損傷狀態(tài)。

圖7 有限元分析求解流程Fig.7 Finite element analysis process

2.3 損傷準(zhǔn)則及剛度退化系數(shù)

近年來眾多學(xué)者提出多種不同形式的復(fù)合材料失效準(zhǔn)則，如S.W.TSAI 準(zhǔn)則［13］、PUCK 準(zhǔn)則［14］、LARC04準(zhǔn)則［15］等。HASHIN 準(zhǔn)則［5］能很好地對(duì)不同失效模式的初始損傷進(jìn)行判斷，本文采用考慮了纖維、基體和分層失效的三維HASHIN 準(zhǔn)則，具體失效判據(jù)如表4所示。

表4 三維Hashin失效準(zhǔn)則1）Tab.4 Three dimensional Hashin failure criteria

利用三維Hashin 準(zhǔn)則對(duì)材料積分點(diǎn)進(jìn)行失效判斷，一旦方程左邊值大于等于1，即認(rèn)為材料失效并進(jìn)行材料性能參數(shù)退化。在UMAT 子程序中嵌入內(nèi)部狀態(tài)變量表示不同失效模式的剛度退化結(jié)果，并在ABAQUS 中利用依賴于解的狀態(tài)變量SDV 表征到可視化結(jié)果中。這些內(nèi)部狀態(tài)變量通過改進(jìn)CAMANHO［16］和TSERPES［17］提出的材料剛度折減系數(shù)得到，其具體形式為：基體破壞時(shí)，E22、G12、G23、μ12、μ23乘以系數(shù)0.1；纖維拉伸破壞時(shí)，所有材料性能參數(shù)乘以系數(shù)0.02，纖維壓縮破壞時(shí)，所有材料性能參數(shù)乘以系數(shù)0.1；分層破壞時(shí)，E33，G13，G23，μ13，μ23乘系數(shù)0.1；基體-纖維剪切破壞時(shí)，G12、μ12乘系數(shù)0.2。

2.4 復(fù)材板漸進(jìn)損傷分析

由有限元計(jì)算結(jié)果可知，A1-A6 連接組合的復(fù)材板表現(xiàn)出相似的損傷擴(kuò)展規(guī)律，本小節(jié)以A6 為例來分析復(fù)材板三維漸進(jìn)損傷過程。

圖8所示為復(fù)材板所有鋪層纖維損傷擴(kuò)展過程（含拉伸損傷和壓縮損傷）。載荷為6 289.7N 時(shí)，在D2孔±90°位置附近開始出現(xiàn)初始損傷；載荷為9250.6N 時(shí)，損傷在D2孔沿著±135°方向擴(kuò)展，損傷面積明顯擴(kuò)大，D1孔亦出現(xiàn)損傷；載荷為19 288.3 N時(shí)，兩個(gè)螺栓孔的損傷區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)展，損傷擴(kuò)展方向體現(xiàn)了載荷的傳遞路徑。

圖8 纖維損傷擴(kuò)展過程Fig.8 Fiber damage evolution

圖9為基體損傷擴(kuò)展過程（含壓縮和拉伸），與圖8分布規(guī)律基本相似，隨著載荷的增大，損傷區(qū)域主要沿±90°、±135°方向擴(kuò)展，載荷增加到19 288.3N時(shí)損傷區(qū)域沿±135°擴(kuò)展到了墊片以外區(qū)域。由于基體強(qiáng)度弱于纖維，因此基體損傷面積大于纖維損傷面積。

圖9 基體損傷擴(kuò)展過程Fig.9 Matrix damage evolution

圖10所示為分層損傷擴(kuò)展過程（含壓縮和拉伸），加載初期分層損傷就開始萌發(fā)并逐漸積累，載荷為6 289.7N 時(shí)，墊片外邊緣與復(fù)材板接觸區(qū)域有環(huán)狀分層損傷帶；隨著載荷增加分層損傷面積沿徑向逐漸擴(kuò)大，墊片邊緣外圍也出現(xiàn)不同程度的分層損傷；載荷增加到19 288.3N 時(shí)兩孔周圍均出現(xiàn)了大面積分層損傷。

圖10 分層損傷擴(kuò)展過程Fig.10 Delamination damage evolution

綜上可知，復(fù)合材料的漸進(jìn)損傷數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)件物理損傷形態(tài)和載荷分布情況基本吻合。

3 數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)對(duì)比分析

3.1 擴(kuò)孔的影響

圖11為A1～A6 試驗(yàn)載荷-位移曲線與數(shù)值計(jì)算曲線的對(duì)比?？芍?，不同D2螺栓直徑的雙釘連接三維漸進(jìn)損傷有限元模型計(jì)算收斂性良好，能夠計(jì)算出損傷后載荷的衰減過程，除A5 曲線外，其他組的曲線基本吻合?？傮w上看，試驗(yàn)曲線剛度突變明顯，而有限元模型計(jì)算曲線趨于平滑，其中A5 的計(jì)算和試驗(yàn)曲線偏差較大。主要原因是個(gè)別試件制造過程中存在較大分散性，且計(jì)算中采用的復(fù)材性能衰減系數(shù)為常數(shù)，與實(shí)際復(fù)雜的非線性復(fù)材性能衰減規(guī)律存在一定的差異。A1由于在有限元模型中未考慮金屬材料斷裂破壞的情況，從而未能模擬出螺栓D2斷裂、載荷曲線突降的現(xiàn)象。

圖11 A1-A6載荷-位移曲線Fig.11 A1-A6Load-displacement curves

本文將試驗(yàn)值載荷-位移曲線上的最大值確定為雙釘單剪連接結(jié)構(gòu)的極限拉伸載荷，以極限載荷定義為連接結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度。表5給出了A1～A6 極限載荷的計(jì)算值與試驗(yàn)值，A3試驗(yàn)值相較于A1極限強(qiáng)度增加13.6%，A4比A3增加21.8%，A5比A4增加23%，A6 比A5 增加2.2%，增加幅度有減緩趨勢，其最大相對(duì)誤差為8.9%，在工程分析可接受范圍內(nèi)。

表5 試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Tab.5 Comparison of experimental values and simulated values

由圖12可知擴(kuò)孔維修后，連接的極限強(qiáng)度隨孔徑D2的增大（W/D2減小）而增大，但增幅趨勢呈現(xiàn)出先增加到再減小的規(guī)律，主要原因是D2增大可以改善孔周的應(yīng)力集中，從而提高連接強(qiáng)度。但D2的增大（W/D2減小）會(huì)導(dǎo)致連接復(fù)材板的凈橫截面面積縮減，達(dá)到臨界值后會(huì)出現(xiàn)凈截面失效破壞，相較于承載破壞的極限強(qiáng)度大為降低［11］，這是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中不可取的，因此維修擴(kuò)孔時(shí)D2尺寸應(yīng)根據(jù)試驗(yàn)和計(jì)算分析結(jié)果進(jìn)行限制。

圖12 不同W/D2值下的極限載荷Fig.12 Ultimate loads of different W/D2

3.2 摩擦系數(shù)的影響

通過改變A6 組有限元分析模型中接觸面的摩擦系數(shù)，分析了摩擦系數(shù)對(duì)初始強(qiáng)度和極限強(qiáng)度的影響，結(jié)果如圖13所示。接觸面間摩擦系數(shù)增大會(huì)使連接結(jié)構(gòu)接觸面靜摩擦平衡的打破明顯滯后，導(dǎo)致剛度衰減明顯滯后，延緩了復(fù)材板初始損傷的發(fā)生，極限強(qiáng)度值也隨之發(fā)生了單調(diào)增長。

圖13 不同摩擦系數(shù)下載荷-位移曲線Fig.13 Load-displacement curve under different friction coefficients

3.3 二次彎曲

由于單剪連接結(jié)構(gòu)在拉伸載荷作用下不可避免地會(huì)出現(xiàn)偏心拉伸狀態(tài)，因此會(huì)導(dǎo)致連接結(jié)構(gòu)出現(xiàn)二次彎曲。如圖14所示，有限元模型計(jì)算得到的連接結(jié)構(gòu)面外位移與試驗(yàn)狀態(tài)吻合良好。二次彎曲效應(yīng)會(huì)引起與螺栓連接的墊片發(fā)生變形和局部應(yīng)力集中，造成圖3中復(fù)材板上表面發(fā)生明顯的分層剝離損傷和纖維斷裂。復(fù)合材料的各向異性和反對(duì)稱鋪層導(dǎo)致復(fù)材板出現(xiàn)一定的翹曲。

圖14 試驗(yàn)件A6二次彎曲現(xiàn)象Fig.14 Secondary bending phenomenon of specimen A6

4 結(jié)論

本文通過試驗(yàn)和有限元仿真計(jì)算對(duì)復(fù)合材料層合板與金屬板雙釘單剪連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析，重點(diǎn)研究了復(fù)合材料維修擴(kuò)孔后對(duì)連接結(jié)構(gòu)拉伸強(qiáng)度的影響。將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，得出如下結(jié)論。

（1）D2螺栓的釘載高于D1螺栓，連接結(jié)構(gòu)剛度出現(xiàn)衰減，載荷位移曲線前段呈現(xiàn)雙線性特征。加載末期，雙釘連接結(jié)構(gòu)復(fù)材板進(jìn)入穩(wěn)定的壓潰吸能過程，載荷-位移曲線呈現(xiàn)水平狀態(tài)，載荷有小幅波動(dòng)。

（2）連接結(jié)構(gòu)有限元分析模型的載荷-位移曲線及極限強(qiáng)度與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，極限強(qiáng)度最大相對(duì)誤差為8.9%，并且數(shù)值計(jì)算模型的二次彎曲狀態(tài)與試驗(yàn)物理狀態(tài)基本吻合。從而本文建立的雙釘單剪連接結(jié)構(gòu)有限元分析模型是可靠的。

（3）標(biāo)準(zhǔn)連接狀態(tài)時(shí)，增大D2直徑（W/D2減?。┛梢愿纳瓶走厬?yīng)力集中，連接結(jié)構(gòu)的初始強(qiáng)度和極限強(qiáng)度隨D2直徑的增大而升高，但極限強(qiáng)度增加幅度減緩，繼續(xù)擴(kuò)孔維修會(huì)導(dǎo)致連接結(jié)構(gòu)出現(xiàn)凈截面失效破壞，應(yīng)根據(jù)試驗(yàn)和計(jì)算分析結(jié)果進(jìn)行限制。

（4）接觸面間摩擦系數(shù)增大會(huì)使連接結(jié)構(gòu)接觸面靜摩擦平衡的打破明顯延緩，導(dǎo)致剛度衰減明顯變慢，延后了復(fù)材板初始損傷的發(fā)生，極限強(qiáng)度值也隨之發(fā)生了單調(diào)增長。