平纹编织复合材料连接性能分析 79页

分类号：密级：UDC：学号：406013612006南昌大学硕士研究生学位论文平纹编织复合材料连接性能分析AnalysisofPlainWeaveCompositeConnectionPerformance陈涛培养单位（院、系）：建筑工程学院力学指导教师姓名、职称：彭南陵教授管国阳副教授申请学位的学科门类：工学学科专业名称：力学论文答辩日期：2015年5月28日答辩委员会主席：评阅人：年月日 一、学位论文独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。据我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得南昌大学或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示谢意。学位论文作者签名（手写）：签字日期：年月日二、学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解南昌大学有关保留、使用学位论文的规定，同意学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权南昌大学可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编本学位论文。同时授权北京万方数据股份有限公司和中国学术期刊（光盘版）电子杂志社将本学位论文收录到《中国学位论文全文数据库》和《中国优秀博硕士学位论文全文数据库》中全文发表，并通过网络向社会公众提供信息服务，同意按“章程”规定享受相关权益。学位论文作者签名（手写）：导师签名（手写）：签字日期：年月日签字日期：年月日论文题目姓名学号论文级别博士□硕士□院/系/所专业E_mail备注：□公开□保密（向校学位办申请获批准为“保密”，年月后公开） 摘要摘要目前编织复合材料层合板以其优良的性能被广泛用于航空航天工程设计中，而连接接头的安全可靠问题已成为复合材料实际结构设计的关键。复合材料连接主要包括：胶接、机械连接以及二者的混合连接。本文主要从试验角度出发，针对平纹编织复合材料层合板胶接中的单搭接接头性能和机械连接中的单钉双剪连接挤压性能进行分析研究。通过试验方法分析了不同胶层厚度对单搭接胶接强度的影响，结果发现试件出现多种破坏模式，且在同种破坏形式下，单搭接胶接强度随着厚度增大而减小。通过观察发现，试件切割凹槽深度的不同是影响破坏模式的主要因素，数值模拟也印证了这点。然后在本试验范围内，讨论了纯剪理论在实际工程应用中的误差。基于单钉双剪挤压试验，探究了不同铺层比例对平纹编织复合材料单钉双0剪挤压强度的影响。结果表明：在本试验范围内，试件破坏应力随着45铺层所占比例的增加而非线性提高；单钉双剪挤压破坏过程是逐层失效的过程，在0试验过程中会出现初始损伤点，且随着45铺层所占比例的增加，破坏的逐层失效特征会越来越不明显。通过在ABAQUS中对平纹编织复合材料层合板单钉双剪挤压进行模拟，基于二维Hashin失效准则，对单钉双剪挤压初始失效层及失效位置进行了判定。模拟结果表明在相同挤压位移作用下，越靠近层合板内0部的单层越容易首先发生破坏且首先发生失效的位置是孔周0处。通过对平纹编织复合材料层合板单钉双剪挤压逐层孔周径向应力分布数值模拟结果分析，假设了孔周逐层失效区域，并将上限理论应用到平纹编织复合材料单钉双剪连接强度计算中去，基于二维Hashin失效准则，探究了一种能有效预测本文所用平纹编织复合材料层合板的单钉双剪挤压强度的方法。关键词：平纹编织复合材料；单搭接胶接；单钉双剪挤压；失效准则。I ABSTRACTABSTRACTNowadays,thebraidedcompositelaminatesarewidelyusedinaerospaceengi-neeringdesignbecauseofitsexcellentfunctions,thesafetyandreliabilityoftheconnectingjointhasbecomethekeytothepracticestructuraldesigningofcompositematerials.Thecompositematerialconnectionsmainlyinclude:adhesiveconnection,mechanicalconnectionandthetwomixedconnection.Thispaperisbasedonthetests,mainlyanalysissinglelapjointfunctionsingluejointconnectionandextrusionpropertiesofsinglescrewdoubleshearconnectioninmechanicalconnection.Thispaperisbasedonthetestmethodsandanalysistheinfluenceofdifferentbondlinethicknessonthestrengthofsinglelapadhesive.Theresultsshowedthatthespecimenshavemanyfailuremodels,underthesamefailuremodel,singlelapadhesivestrengthdecreasedwiththeincreaseofthebondlinethickness.Theobservationindicatesthatdifferentcuttingindentationdepthofspecimensarethemainfactorsoffailuremodels,numericalsimulationisalsoconfirmedthispoint.Andintherangeoftheexperiment,thedeviationofpuresheartheoryisdiscussed.Thispaperexploreshowdifferentratiooflayersaffectthesinglescrewdoubleshearextrusionstrengthofplainweavecompositebasedonthetests.Theresultsshowedthat:intherangeoftheexperiment,thespecimen’sfailurestressnonlinearly0increasedwiththeincreasingproportionof45layer;thesinglescrewdoubleshearextrusiontestsisthelayerbylayerfailureprocess.Inthecourseoftheexperiment,it0appearsinitialdamage,andwiththeincreasingproportionof45layer,layerbylayerfailurecharacteristicswillbecomelessdistinct.Thispaperbasedonthetwo-dimensionalHashinfailurecriterion,simulatingthesinglescrewdoubleshearextrusiontestsofplainwovencompositesbyABAQUS,identifyingtheinitialfailurelayerandfailurelocation.Thesimulationresultsshowedthatunderthesameextrusiondisplacement,thelocationclosertothelaminatedinternalfailureoccurs0moreeasily,andthefirstfailurelocationisaroundthehole0.ThispaperanalysistheradialstressdistributionnumericalsimulationresultsaroundtheholeoftheplainwovencompositelaminateswithsinglescrewdoubleII ABSTRACTshearextrusiontests,hypothesisthefailurezonearoundthehole,andapplytheupperboundtheorytotheconnectionstrengthcalculation,basedontwo-dimensionalHashinfailurecriterion,exploresaeffectivepredictionmethodforextrusionstrengthofsinglescrewdoubleshearofplainwovencompositelaminates.Keywords:plainweavecomposites;singlelapadhesive;singlescrewdoubleshearextrusion;thefailurecriterion.III 目录目录第1章绪论.................................................................................................................11.1碳纤维编织复合材料的发展........................................................................11.2复合材料层合板理论研究现状....................................................................21.2.1复合材料单层失效准则.....................................................................21.2.2复合材料层合板的理论研究.............................................................41.3复合材料单搭接胶接研究............................................................................61.3.1复合材料胶接连接作用机理.............................................................61.3.2复合材料单搭接胶接连接破坏形式.................................................61.3.3国内外对复合材料单搭接胶接接头性能的研究现状.....................71.4复合材料单钉双剪挤压连接研究................................................................71.4.1单钉双剪挤压破坏模式.....................................................................71.4.2单钉双剪挤压连接设计的原则.........................................................81.4.3国内外对复合材料单钉双剪挤压连接性能的研究现状.................91.5本文所研究的主要内容................................................................................9第2章单搭接胶接强度分析...................................................................................112.1引言..............................................................................................................112.2胶接厚度对胶接强度影响的试验研究......................................................112.2.1试验设计...........................................................................................112.2.2试验方案...........................................................................................122.2.3不同胶层厚度单搭接胶接试验结果分析.......................................132.3切割凹槽深度对单搭接接头应力分布影响的数值模拟..........................182.3.1切割正好时单搭接接头应力分布情况...........................................202.3.2切割过深时单搭接接头应力分布情况...........................................212.3.3切割过浅时单搭接接头应力分布情况...........................................222.4纯剪理论在载荷同轴单搭接胶接连接中的适用性..................................232.4.1复合材料层合板被粘物基本性能...................................................24IV 目录2.4.2纯剪理论的适用性...........................................................................272.5本章小结......................................................................................................31第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能试验分析.......................................323.1引言..............................................................................................................323.2单钉双剪挤压行为试验研究......................................................................323.2.1单钉双剪挤压方法...........................................................................323.2.2试验准备...........................................................................................323.2.3试验过程...........................................................................................343.2.4试验结果处理...................................................................................353.2.5铺层比例对单钉双剪挤压行为的影响...........................................353.2.6铺层比例对单钉双剪挤压初始损伤点的影响...............................393.3本章小结......................................................................................................41第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能数值分析.......................................424.1引言..............................................................................................................424.2接触问题的有限元法..................................................................................424.2.1接触的基本概念...............................................................................424.2.2描述接触问题的方法.......................................................................434.2.3接触问题的求解过程.......................................................................434.3在ABAQUS/Standard中定义接触.............................................................444.3.1接触相互作用...................................................................................444.3.2从属和主控表面...............................................................................444.3.3小滑动和有限滑动模型...................................................................454.3.4接触算法...........................................................................................454.4单钉双剪挤压孔周应力的数值分析..........................................................464.4.1模型介绍...........................................................................................464.4.2单钉双剪挤压初始失效层分析.......................................................494.4.3柱坐标下孔周逐层应力分布规律...................................................554.5本章小结......................................................................................................56第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能理论分析.......................................58V 目录5.1引言..............................................................................................................585.2上限理论介绍..............................................................................................585.3估算编织复合材料层合板单钉双剪连接强度理论方法..........................595.3.1上限理论在单钉双剪连接强度估算中的应用...............................595.3.2钉孔失效区域及失效准则...............................................................615.3.3平纹编织复合材料层合板单钉双剪挤压强度估算公式...............625.4本章小结......................................................................................................64第6章结论与展望...................................................................................................656.1结论..............................................................................................................656.2展望..............................................................................................................66致谢.............................................................................................................................68参考文献.....................................................................................................................69VI 第1章绪论第1章绪论1.1碳纤维编织复合材料的发展碳纤维的基本原料是沥青、粘胶纤维和聚丙烯腈。它是具有比强度高、比模量高、耐腐蚀性好、耐高温强、热膨胀系数小、导电导热性好等一系列优越特征且含碳素量在90%以上的纤维材料。碳纤维已经是航空航天等高科技领域[1]经常使用的原材料之一。复合材料是由性能不同的两种及以上材料通过物理化学方法复合而成的多[2]相固体材料。复合材料在上世纪60年代中期得到迅速发展。传统的复合材料层合板虽然有很多优越特性，却也不可避免地存在一些固有缺陷，比如：层合板沿厚度方向的强度与刚度性能都比较差，而且容易分层，抵抗冲击的能力较低，损伤容限水平有限以及面内剪切与层间剪切强度都较低。如果要提高复合材料层合板的整体性能,就需要从改善复合材料的性能较弱的方向入手,这种想[3]法与纺织技术的结合就产生了编织结构复合材料。在复合材料技术中引入纺织技术，这就进而形成了编织复合材料，其性能与传统复合材料有很大的区别。编织复合材料的制作过程是首先用纤维束制造出预先设计的形状，进而形成预成型结构构件，然后直接进行浸胶固化，其中的预成型就作为复合材料结构的增强骨架。编织预成型结构是由相互纽结的纱束形成的。正是由这种工艺的发展使得编织复合材料相比于传统复合材料具有很多突出优越特征。编织复合材料的最大优点是提高了复合材料面内剪切强度以及其抗分层的能力,阻止了分层的扩展。在上世纪20年代，波音飞机制造公司为了增强机翼结构的稳定性就开始使用编织复合材料。在50年代初，美国通用电器公司也在鼻锥的制造中选择了编织复合材料。不过直到70年代初，二维编织技术才广泛应用于复合材料领域。[4]在80年代，三维编织复合材料问世，这在复合材料领域成为新的里程碑。三维编织结构复合材料由于其材料性能强，大大提高了其抵抗冲击的能力以及沿厚度方向的材料强度。一般二维编织复合材料的分类如下图所示：1 第1章绪论图1.1二维编织复合材料常见分类本文所研究的编织复合材料是1x1平纹编织复合材料，其材料代号是：T700SC-12k-50C/#2510。1.2复合材料层合板理论研究现状1.2.1复合材料单层失效准则[5]复合材料单层板的常见的失效破坏准则有5种：最大应变失效准则、最大应力失效准则、Tsai-Hill失效准则、Tsai-Wu张量失效准则以及Hashin失效准则。（1）最大应力准则在平面应力状态下，材料主方向上的应力任意一个分量达到极限应力值时，就会发生破坏或者失效。拉伸时：XYS（1.1）1tt212压缩时：XYS（1.2）1cc212最大应力失效准则是由3个相互独立的分量组成的，这使得我们在实际计算中必须将材料中的应力必须换算成材料主方向上的应力。而且最大应力准则理论值与材料试验值吻合的不好。（2）最大应变准则在平面应力状态下，材料主方向上的应变值的任意一个分量达到极限应变2 第1章绪论值时，就发生破坏或者失效。拉伸时：XYS（1.3）1tt212压缩时：XYS（1.4）1cc212和最大应力准则一样，我们在实际计算中必须将材料中的应变也必须换算成材料主方向上的应变。同最大应力失效准则相比,最大应变失效准则中包含了泊松比项，也就是说最大应变失效准则中考虑了另一弹性主方向应力的作用，如果泊松比比较小，这个作用就很小。但是其预测结果也与试验结果偏差较大，吻合不好。（3）Tsai-Hill失效准则对于正交各向异性的材料，Hill提出了屈服准则，如下：2221212121（1.5）2222abaS式中：XY,,00tt12ab（1.6）XY,,00cc12当,,满足式（1.5）时材料失效或者发生破坏。Tsai-Hill屈服准则考虑1212了三种应力的共同作用，并且只需一个强度判别式。但当材料单层拉压强度不同时，Tsai-Hill屈服理论就不可以使用了。（4）Tsai-Wu张量准则在材料主方向上，复合材料的拉压强度一般不会相等，特别是横向拉压强度相差比较大。根据这种情况蔡-吴提出了张量多项式材料失效判据，也叫做应力空间失效判据准则。Tsai-Wu张量理论一般形式为：fF(,)1（1.7）ij式中：为所研究材料某一点的应力状态，F为该点的材料强度特征。ij上式包含了与复合材料强度性能相关的所有方面。且上式与坐标轴没有关系，它是坐标变换的不变量函数。蔡-吴失效判据二次式理论的表达形式为：222f()FFF2FFF1（1.8）i11221111212222666式中只剩下六个强度参数。（5）Hashin失效准则Hashin失效准则采用不同的表达方式来描述纤维和基体的多种失效形式。3 第1章绪论针对基体和纤维多种失效模式采用不同的判定式。失效形式一般分为基体的压缩或剪切失效、基体的拉伸或剪切破坏，纤维的压缩或剪切失效以及纤维拉伸失效四大类。各判定式的二维具体表达形式为：纤维拉伸失效：211（1.9）Xt纤维压缩失效：211（1.10）Xc基体拉伸或剪切失效：222121（1.11）YSt12基体压缩或剪切失效：222121（1.12）YSc12式中：X为单层复合材料沿铺层方向强度值；cY为单层复合材料横向强度值；cS为单层复合材料面内剪切强度值；12为单层复合材料沿铺层方向应力值；1为单层复合材料横向应力值；2为单层平纹编织复合材料面内剪切应力值。12Hashin准则由于其表达式简单而且有效，是目前普遍用到单层复合材料失效判据中，特别是单钉双剪挤压破坏性能研究。1.2.2复合材料层合板的理论研究基于不同的变形假设，复合材料层合板理论可分为：(1)Kirhchoff层合板假定,也称为“直法线层合板假定”；(2)三维弹性力学层合板理论；(3)高阶变形层合板理论；(4)Reissiner-Mindlin假定,也称为“直而不法层合板假定”。经典层合理论就是基于Kicrhhoff变形假设的复合材料层合板理论。其假设4 第1章绪论在复合材料层合板中有:0,0,0。可以看出，经典层合板理论的缺xzyzz点是忽略了复合材料层合板沿厚度方向上的挤压变形以及剪切变形。[6]R.D.Mindlin所建立的复合材料板壳理论用到了一阶剪切变形理论,并且它考虑了复合材料层合板横向剪切变形能力。我们在复合材料层合板以及层合壳的有限元模拟分析中经常会用到复合材料板壳理论。为了能更好更准确地反映出复合材料层合板在变形时其截面的翘曲问题,就[7]有必要采用复合材料层合板壳的高阶剪切变形理论,其中包括Reddy发展高阶复合材料层合板壳理论、TMR高阶复合材料层合板壳理论以及LCW高阶复合材料层合板壳理论。高阶复合材料层合板壳理论能较好地反映出复合材料层合板壳的变形特性，这是由于其所采用的位移场量考虑了复合材料层合板壳变形时沿厚度方向的翘曲和挤压问题,故可以获得比较可靠的结果。但是高阶理论往往会引入大量的广义位移，计算会相对复杂的多。而且当我们要采用哈密顿体[8]系下的弹性理论来分析复合材料层合板自由边界处的应力分布情况。[9]迄今为止，研究复合材料层合板强度广泛用到的是逐层破坏理论。其一般分析步骤如下：（1）首先一般采用经典层合板理论分析获得层合板中各单层的应力应变情况；（2）根据实际情况选择合适的复合材料单层破坏准则，确定首先发生破坏单层位置；（3）不考虑已发生破坏的单层对整体复合材料层合板的作用，从而形成一个新的层合板；（4）重复以上三个步骤，直到最后一层也发生破坏为止，由此得到复合材料层合板最终强度。由于没有考虑到层间应力对复合材料层合板强度的影响，上述的逐层破坏理论虽然已经较为接近试验值，但也常常高于试验值，这在实际求解中会产生误[10]差。我国的周仕康针对这种情况，讨论了引起脱层的内力及局部平均层间应力，并应用合适的脱层失效判据得到了考虑复合材料层间破坏作用的层合板强度计算公式，然后再使用最后层破坏准则，从而形成了一套较为完整的且较为可靠的复合材料层合板强度计算理论方法。5 第1章绪论1.3复合材料单搭接胶接研究1.3.1复合材料胶接连接作用机理胶接连接的作用机理目前尚未完全明晰。目前胶接连接作用机理主要包括[11]扩散理论、吸附理论以及化学反应理论。扩散理论:Voyutskii分析了从胶勃剂到被粘物体的界面间分子与原子的正面扩散以及反向扩散对形成粘接的贡献。吸附理论:吸附理论认为被粘物与胶勃剂之间的密切接触使次级分子吸引力形成稳固的链。化学反应理论:化学反应理论认为被粘的复合材料界面与胶勃剂的化学反应使得两者之间形成了主化学键,并且由此强化了界面性能。1.3.2复合材料单搭接胶接连接破坏形式[11]在拉伸作用下，单搭接胶接连接破坏发生的部位，如图1.2。三种基本破坏形式，如图1.3。图1.2不同破坏形式对应的破坏部位图1.3胶接基本破坏形式单搭接胶接连接发生不同类型破坏与连接件的几何特征、连接方式、载荷情况以及邻近胶层的纤维铺层方向有关。对于碳纤维复合材料层压板胶接连接，由于其复合材料层间抗拉伸能力以及胶接面抗剥离能力都较低，因此剥离破坏6 第1章绪论通常发生在层间或胶接界面。剥离破坏显然是不利于单搭接胶接连接接头的有效承载能力的提高，所以应减弱剥离应力的作用。1.3.3国内外对复合材料单搭接胶接接头性能的研究现状[12]对于单搭接胶接接头性能的理论研究起始于Goland和Reissner的研究结果。他们所提出的方法由于模型计算比较简便，至今仍普遍使用。紧接着[13][14][15、16]Oplinger、Tsai、Allman等学者又在以上方法的基础上做了大量改进。[17]对于有初始损伤的复合材料层合板胶接结构，Yang使用了一阶层合板理论对含有初始损伤裂纹的复合材料层合板单搭接胶接结构进行了模拟分析，应用各向异性层合板理论分析了单搭接胶接接头在受拉伸载荷作用下的位移场量和应[5]力分布情况。沈观林等忽略载荷偏心作用的影响，分析了胶层在纯剪作用下应力分布情况。目前对于含预损伤的复合材料层合板胶接结构的试验研究主要是基于复合[18]材料层合板层间断裂韧性试验模型。Campilho和Moura提出了一种用来计算在纯II型载荷下的复合材料胶接接头的临界破坏能量方法。由于是基于等价裂[29]纹理论，在计算时并不用考虑裂纹长度。Madhusudhana等学者研究了胶层厚度对胶接强度的影响以及讨论了混合模式稳定状态下的J积分方法。他采用试验和数值模拟的方法并且成功预测了一个修正的拉伸剪切试件的破坏强度。[20]GefuJi等人用试验的方法研究了胶层厚度对胶接面牵引-分离形状、胶接面应变能释放率以及界面强度的影响。[21]在有限元分析中，Chien-Changlin在单搭接胶接连接中应用了一种非常简便的胶单元模型。由于当胶层特别薄时，针对在数值模拟中胶层可能会出现某[22]种病态问题陈浩然等在胶单元的处理中首次应用了相对位移法。1.4复合材料单钉双剪挤压连接研究1.4.1单钉双剪挤压破坏模式单钉双剪连接破坏模式通常有层压板的局部挤压破坏、劈裂破坏、剪切破坏以及拉伸破坏。下图给出了单钉双剪挤压连接接头的各种破坏形式的示意图。7 第1章绪论图1.4单钉连接破坏形式图单钉双剪连接的破坏模式主要是与复合材料的纤维铺向角、铺层比例以及几何特征有关,当发生剪切和劈裂破坏时，破坏强度往往很低，这不利于接头的承载能力，因此应当避免发生剪切破坏和破裂破坏。挤压破坏往往是局部破坏，是我们在设计中预期的破坏模式，此破坏形式通常不会造成灾难性的后果。在单排钉连接连接形式下，保证连接安全的前提情况下，应尽可能使接头的破坏模式为局部挤压破坏。在多排钉连接形式下，一般设计为拉伸破坏。1.4.2单钉双剪挤压连接设计的原则（1）连接区的铺层设计纤维铺向角的不同就会产生不同的单钉挤压强度。不同铺向角的合理组合能使纤维达到优势互补进而达到最大连接强度。以±45度铺向角为例，当±45度铺向比例占40%~60%时，层合板单钉连接往往可以达到最佳挤压强度。因此我们在实际工程设计中一般规定，±45度层的铺层比例一般不少于40%，且0度铺层不能少于25%。同时为了有利于连接处的载荷传递以及有效抵抗分层应该使各层纤维铺向角顺着复合材料层合板厚度方向上尽量均匀。为了提高复合材料层合板的抗压缩以及抗冲击的能力，其表面层也应该铺设±45度层。（2）紧固件选择铆钉连接一般使用在层合板厚度较小的地方，在其它地方我们经常使用螺栓连接。复合材料层合板一般使用压铆而不使用锤铆。紧固件的材料一般使用8 第1章绪论不锈钢或钛合金，且一般要涂密封胶防止电偶腐蚀作用。我们对复合材料结构中的某些特殊紧固件还应采取密封措施。1.4.3国内外对复合材料单钉双剪挤压连接性能的研究现状[23]在复合材料单钉双剪挤压理论方法研究中，Whitney和Nuismer提出了特征长度法，并且成功预测了复合材料层合板单钉双剪挤压静态性能。但是特征长度法所涉及到的拉伸特征长度和压缩特征长度需要通过无孔层合板拉伸试验[24]和开孔层合板挤压及拉伸试验结果来确定。姚卫星等针对特征长度法所存在[25]的不足，首次提出应力场强度准则，并且取消了特征长度参数。杨显昆等在复合材料单向板单钉双剪挤压性能分析中使用了上限理论，成功预测了复合材料单向板单钉双剪挤压强度。[26]D.E.FOX,K.W.Swain运用试验方法研究了复合材料螺栓连接的静强度特[27,28]征。Mc.Carthy等人对螺栓孔间隙大小的影响做了大量研究工作，他们研究分析了间隙大小值对多钉挤压强度、载荷分配以及破坏模式影响的规律性。[29][30]AlaattinAkta,Heung-JoonPark分析了复合材料层合板铺层比例及顺序对螺[31][32]栓孔挤压强度的影响。Starikov和Iremen等人分析了复合材料沉头螺栓连接[33]的连接特征。Sun应用试验和数值模拟的方法详细探究了螺栓接头预紧力大小[34]值对挤压强度影响的规律性。Matthews采用试验方法分析了多钉接头连接特[35]征。Collings研究了夹紧力、厚度、铺向角以及e/D、t/d、w/D的影响。[36]Camanho等人对复合材料层合板进行三维有限元分析,通过ABAQUS对复合材料层合板螺栓连接接头的分层损伤进行了准确预测,并且垫片与层合板之间的摩擦力以及接头的预紧力大小对损伤的产生有很大的影响。1.5本文所研究的主要内容本文主要从试验角度出发，围绕平纹编织复合材料层合板连接接头性能，展开了一系列探究性的分析。首先本文第一章绪论介绍了复合材料层合板基本强度理论、胶接接头作用机理及破坏模式以及机械连接的特点和失效模式。本文在第二章进行了单搭接胶接性能研究，主要进行了三方面的工作：第一，对不同胶层厚度单搭接胶接强度进行试验分析；第二，对切割凹槽深度对单搭接胶接破坏模式的影响进行有限元模拟；第三，基于本试验结果，讨论纯9 第1章绪论剪理论的在本试验范围内应用的偏差。接着，本文第三章开展了编织复合材料单钉双剪挤压强度试验分析，对不同铺层比例的编织复合材料单钉双剪挤压连接的破坏模式以及破坏强度进行分析并探究其规律性，同时分析初始破坏强度的规律性。在第四章通过在ABAQUS/Standard中模拟分析，基于二维Hashin失效准则，对单钉双剪挤压初始失效层进行判定，并探究编织复合材料层合板单钉双剪挤压逐层孔周径向应力分布情况。最后，本文第五章针对编织复合材料，将上限理论应用到单钉双剪连接强度计算中去，基于Hashin失效准则，探究一种能有效预测本文所用平纹编织复合材料的层合板单钉双剪挤压强度的方法。10 第2章单搭接胶接强度分析第2章单搭接胶接强度分析2.1引言胶接技术在要求轻质设计的领域中,如航空工业和汽车工业,已经变得越来越重要。在实际的工程设计中,胶接接头的设计是一个重要的环节。胶接接头中应力分布情况主要取决于胶层厚度、胶接面的面积、接头宽度、搭接长度、切割工艺以及载荷路径等因素。研究这些因素的影响对预测胶接接头强度，对分析胶接接头中应力分布的规律，对于优化接头设计及选择材料都有重要意义。在连接复合材料结构构件时，单搭接胶接接头的应用十分普遍。本章首先通过试验方法分析了不同胶层厚度对单搭接接头强度以及破坏模式的影响；然后通过对破坏模式的观察分析，结合数值模拟，分析了切割凹槽深度对单搭接接头破坏形式的影响；最后通过理论方法讨论了载荷同轴形式下纯剪理论在实际工程应用中的误差。2.2胶接厚度对胶接强度影响的试验研究2.2.1试验设计本试验所选试件标准尺寸如图2.1所示。图2.1单搭接试验试样图例本试验所使用复合材料为T700SC-12k-50C/#2510，层合板铺层顺序为[45/0/0/45]，其单层基本性能参数如表2.1所示。所使用胶接剂型号为A9627，其基本性能参数如表2.2所示。11 第2章单搭接胶接强度分析表2.1碳纤维预浸布基本参数"""""材料名称E/GPaE/GPaG/GPa12122112T700SC-12k-50C/#251062.561.630.05310.05383.73表2.2胶接剂性能指标胶接剂剪切屈服强度弹性模量剪切模量泊松比型号u/MPaEa/MPaG/MPaA962734.519006270.33选取三组不同胶接厚度的试件，每组五件，通过标准试验方法，对单搭接接头破坏强度，破坏形式以及发生粘附破坏试件典型力-位移曲线进行分析。胶层厚度分别为0.25mm，0.5mm，1.0mm。试件具体准备情况如表2.3所示。表2.3单搭接胶接试验试件列表胶接剂胶接长度胶接厚度试件编号复合材料铺层数量型号/mm/mmMD-J4-20-0.25-A9627[45/0/0/45]A9627200.255MD-J4-20-0.5-A9627[45/0/0/45]zkq20151222A9627200.55MD-J4-20-1.0-A9627[45/0/0/45]A9627201.05被粘结复合材料侧面胶层部位经过同一型号砂纸同一方向打磨，然后再用丙酮去除其表面杂质，防止胶瘤的影响。部分试件试验前准备情况如图2.2所示。图2.2单搭接胶接试验试件试验前样貌2.2.2试验方案使用电子万能试验机对不同胶层厚度的单搭接试件进行拉伸剪切强度验，12 第2章单搭接胶接强度分析试验设备如表2.4，装置情况及加载示意图如图2.3所示，试验机加载速度为2.0mm/min。记录力-位移关系曲，位移值为上夹头的行程。表2.4试验设备列表名称型号数量精度电子万能试验机CMT51051±10t，1级数据采集系统DH38171准确度：≤0.5%游标卡尺上海量刃具厂1量程：0-150mm精度：0.02mm图2.3单搭接胶接接头强度试验试件装夹情况zkq20151222及加载示意图2.2.3不同胶层厚度单搭接胶接试验结果分析通过规范试验操作，不同胶接厚度的试验结果如下表所示：表2.5不同胶层厚度的单搭接试验结果胶接面面胶接厚试验最大拉伸力平均胶接强试件编号2破坏形式积/mm度/mm/kN度/MPaMD-J4-20-0.25-A9627-01513.970.254.218.18复合材料破坏MD-J4-20-0.25-A9627-02507.300.255.2710.38粘附破坏MD-J4-20-0.25-A9627-03513.670.257.4514.50内聚破坏MD-J4-20-0.25-A9627-04504.950.253.767.44复合材料破坏MD-J4-20-0.25-A9627-05506.050.255.8011.47粘附破坏MD-J4-20-0.5-A9627-01510.420.54.418.64粘附破坏MD-J4-20-0.5-A9627-02509.690.55.7711.32内聚破坏MD-J4-20-0.5-A9627-03508.130.54.859.54粘附破坏13 第2章单搭接胶接强度分析胶接面面胶接厚试验最大拉伸力平均胶接强试件编号2破坏形式积/mm度/mm/kN度/MPaMD-J4-20-0.5-A9627-04508.310.55.5910.99内聚破坏MD-J4-20-0.5-A9627-05506.940.54.609.08粘附破坏MD-J4-20-1.0-A9627-01513.971.02.264.40粘附破坏MD-J4-20-1.0-A9627-02507.301.03.176.25粘附破坏MD-J4-20-1.0-A9627-03513.671.02.875.58粘附破坏MD-J4-20-1.0-A9627-04504.951.02.885.70粘附破坏MD-J4-20-1.0-A9627-05506.051.02.625.17粘附破坏由于单搭接接头在破坏的时候粘结区域是瞬间破坏，普通摄像机很难捕捉胶层与被粘物分离的过程。所以在数据处理时就认为曲线中的试验力最高值为试件所能承受的最大拉伸值，试验力在达到该值前胶层不会发生破坏。胶层的平均胶接强度为试验最大拉伸力除以胶接面积。从试验结果我们可以看出，胶层厚度为0.25mm的单搭接胶接接头破坏形式为胶接面粘附破坏，胶层内聚破坏及复合材料破坏三种形式，其破坏后的形貌分别如图2.4、图2.5、图2.6所示。胶层厚度为zkq201512220.5mm的单搭接接头破坏形式为胶接面粘附破坏及胶层内聚破坏两种形式，其破坏后的形貌分别如图2.7、图2.8所示。胶层厚度为1.0mm的单搭接接头破坏形式只有胶接面粘附破坏一种形式，其破坏后的形貌如图2.9所示。胶层厚度为0.25mm胶接接头破坏形式：图2.4MD-J4-20-0.25-A9627-02破坏形貌及示意图14 第2章单搭接胶接强度分析图2.5MD-J4-20-0.25-A9627-03破坏形貌及示意图zkq20151222图2.6MD-J4-20-0.25-A9627-01破坏形貌及示意图胶层厚度为0.5mm胶接接头破坏形式：图2.7MD-J4-20-0.5-A9627-01破坏形貌及示意图15 第2章单搭接胶接强度分析图2.8MD-J4-20-0.5-A9627-02破坏形貌及示意图胶层厚度为1.0mm胶接接头破坏形式：zkq20151222图2.9MD-J4-20-1.0-A9627-01破坏形貌及示意图在单搭接胶接试验中，破坏出现的部位以及破坏形式会出现很多种。我们在单搭接接头设计中理想化的破坏形式为胶接面的粘附破坏，其它破坏形式下力-位移关系曲线离散化高，我们现以发生粘附破坏形式为例，单搭接胶接接头试验的典型力-位移关系曲线如图2.10，图2.11，图2.12所示。16 第2章单搭接胶接强度分析图2.10胶层厚度为0.25mm典型力-位移曲线图zkq20151222图2.11胶层厚度为0.5mm典型力-位移曲线图图2.12胶层厚度为1.0mm典型力-位移曲线图从力-位移曲线可以看出，在位移达到0.2mm前，力-位移关系呈现一段非线性，这是由于夹持端垫片表面为锯齿状，在试验初始加载时，由于锯齿对试件有一段咬合过程，这段过程会“干扰”拉伸力的采集，因此会呈现一段非线性阶段。在位移达到0.2mm后，力-位移曲线趋于线性关系。17 第2章单搭接胶接强度分析在胶接面粘附破坏形式下，平均破坏强度随厚度的变化情况如下图所示：图2.13平均破坏强度随胶层厚度变化情况从上图我们可以看出，在粘结破坏形式下，随着胶层厚度增加，单搭接接头承载力下降。相对于胶层厚度为0.25mm的单搭接试验强度，胶层厚度为0.5mm的接头强度下降16.32%，胶层厚度为1.0mm的接头强度下降45.35%。2.3切割凹槽深度对单搭接接头应力分布影响的数值模拟不同胶层厚度的单搭接接头试验出现多种破坏形式，这是由于在试件槽口部位，切割深度的不同造成了不同的破坏形式。胶层厚度越小的试件，切割深度对其破坏形式的影响越是明显。现对破坏形式最为复杂的胶层厚度为0.25mm的试件进行分析研究。仔细观察，试件共有三种槽口切割情况，分别对应三种破坏形式。如下图所示：图2.14单搭接接头三种破坏形式针对以上三种切割凹槽深度的影响，通过ABAQUS有限元模拟，探究胶层等效应力分布情况。通过有限元分析软件ABAQUS建立三维单搭接接头拉伸模型，并使用体单元进行复合材料层压板静力分析，用Discrete方法定义铺层方向。单元形状选择六面体单元，单元代号为C3D8R，用扫掠网格划分技术进行网格18 第2章单搭接胶接强度分析划分，整体网格划分情况如图2.17所示。边界条件为一端固定，另一端为集中载荷，作用在端截面沿Z方向中心线上，载荷总大小为1050N,平均分配在中心线上各结点上，如图2.15所示。由于只研究不同切割工艺下胶层等效应力分布情况，并不需要涉及破坏，因此根据试验结果，假设试件在1050N载荷作用下，胶接剂为各向同性线弹性材料，复合材料与胶层在胶接面处无相对位移，相互作用为绑定。复合材料层合板铺层顺序定义情况如图2.16所示，其单层材料性能如表2.1所示。胶接剂材料性能如表2.2所示。图2.15单搭接接头拉伸模型载荷及边界条件情况图2.16复合材料层合板铺层定义情况图2.17整体网格划分情况19 第2章单搭接胶接强度分析2.3.1切割正好时单搭接接头应力分布情况切割正好时，单搭接胶接接头网格划分情况如下图所示，对所研究的胶层部位进行了网格细化，总单元数目为236560。图2.18单搭接接头切割正好胶接接头网格划分情况经分析，胶层沿长度方向等效应力分布情况如下图：图2.19胶层沿长度方向等效应力分布情况由上图可以看出，胶层沿长度方向应力两端偏大，中部偏小，应力在端部出现集中。胶层沿厚度方向应力情况如下图：图2.20胶层沿厚度方向等效应力分布情况20 第2章单搭接胶接强度分析由上图可以看出，胶层沿厚度方向等效应力为非线性增加，在与复合材料胶接处应力最大。综上所述，胶体的最大应力在胶接面端部凹槽底处，如下图所示。因此发生单搭接接头容易发生粘附破坏，这与试验结果相吻合。图2.21胶层端头等效应力分布情况2.3.2切割过深时单搭接接头应力分布情况与粘附破坏建模方法相同，使用有限元分析软件ABAQUS建立三维单搭接接头拉伸模型，载荷和边界条件全相同，单搭接接头部位网格划分情况如下图所示，对所研究的胶层以及所接触的复合材料进行了网格细化处理，总单元数目为217880。图2.22单搭接接头切割过深胶接接头网格划分情况经分析计算后，得到接头部位及胶层等效应力分布情况及胶层如下图所示：图2.23单搭接接头部位等效应力分布情况21 第2章单搭接胶接强度分析图2.24胶层部位等效应力分布情况从单搭接接头等效应力分布情况可以看出，在载荷为1050N时，应力最大值为329.6MPa，并且集中在凹槽底面复合材料初始损伤处，而此时胶层内部最大应力值为17.47MPa，此值较小于发生粘附破坏所对应的26.91MPa。由于复合材料存在初始损伤，其实际剪切及剥离承载力远小于复合材料层合板本身的性能，因此随着载荷加大，复合材料层合板内部的应力集中越来越明显，单搭接接头破坏也容易发生在复合材料内部，这也与试验结果相吻合。2.3.3切割过浅时单搭接接头应力分布情况与粘附破坏建模方法相同，使用有限元分析软件ABAQUS建立三维单搭接接头拉伸模型，载荷和边界条件全相同，由于切割过浅程度不一，现假设凹槽处底面剩余有0.05mm厚的胶层，单搭接接头部位建模情况如下图，对所研究的胶层进行了网格细化处理，总单元数目为242840。图2.25单搭接接头切割过浅网格划分情况经分析计算后，得到胶层等效应力分布情况及胶层如下图所示：22 第2章单搭接胶接强度分析图2.26胶层等效应力分布情况从上图可以看出，胶层最大应力为24.97MPa，在相同载荷作用下，胶层的最大应力略小于发生粘附破坏的胶层最大应力的26.91MPa，这也就可以解释在试验中，胶层发生内聚破坏比发生粘附破坏的拉伸承载力要大些，并且沿胶层长度方向，最大等效应力集中在两端，最大胶层等效应力沿边缘厚度方向分布情况如下图所示：图2.27等效应力沿胶层边缘厚度方向分布情况从上图可以看出，等效应力沿胶层边缘厚度方向最大应力出现在靠近底层剩余胶层处，也就是说最大应力不是发生在胶接面处，而是发生在胶层内部，单搭接接头发生内聚破坏，与试验结果相吻合。2.4纯剪理论在载荷同轴单搭接胶接连接中的适用性在单搭接接头中，载荷路径对其强度及其接头应力分布情况有较大的影响。在实际工程应用中，载荷路径为拉伸力不同轴，在胶层部位产生较大偏心矩并23 第2章单搭接胶接强度分析且在端头部位产生较大的不利于接头承载能力的剥离应力。而我们在试验分析中，考虑装夹方便等因素，与在实际工程应用中最大的区别是载荷同轴，在单搭接接头上不存在一对偏心拉力，这种做法会减弱胶接端头的剥离应力，两种载荷路径如图2.28，图2.29所示，分别命名为形式一和形式二。既然形式二为载荷同轴，减弱了其它应力的作用，现假设形式二无偏心载荷作用，讨论纯剪理论在形式二中的适用性。由于在本试验中出现了多种破坏模式，但是在实际设计中粘附破坏才是在设计范围内，因此只考虑粘附破坏形势下纯剪理论的适用性，其它不做分析。图2.28实际应用中接头载荷形式（形式一）图2.29试验室接头载荷形式（形式二）2.4.1复合材料层合板被粘物基本性能在进行理论分析前，应对分析中所用到的复合材料层合板基本性能参数进行求解。本试验复合材料为T700SC-12k-50C/#2510碳纤维编织复合材料层合板，铺层顺序为[45/0/0/45],单层厚度为0.2mm，忽略拉剪耦合效应以及拉弯耦合效应。本试验所用到的T700SC-12k-50C/#2510碳纤维预浸布材料基本性能如下表：表2.6碳纤维预浸布基本参数"""""材料名称E/GPaE/GPaG/GPa12122112T700SC-12k-50C/#251062.561.630.05460.05383.73编织复合材料铺层方向定义如下：24 第2章单搭接胶接强度分析图2.30编织复合材料层合板铺层方向定义上图中：e为沿厚度方向上的单位矢量，为第i层铺向角。e是沿0度zixi层纤维方向上的单位矢量，e是垂直于0度层纤维方向上的单位矢量，e是第iy1i层沿纤维方向上的单位矢量，e是第i层垂直于纤维方向上的单位矢量。2[5]0度方向铺层的二维转换矩阵[]Q为：Q11Q12Q16QQ111200[]QQQQ[]QQQ01222262122QQQ00Q16266666（2.1）"""EE11210""""111221122162.683.4220"EE""121203.42261.82011""""12212112"003.7300G124545度方向的二维转换矩阵[]Q为：454545QQQ111216454545[]Q45QQQ122226454545QQQ16266645QQ0.250.5(Q2Q)0.25Q36.57111112662245Q(QQ4Q)0.250.5Q29.111211226612（2.2）45QQ0.250.5(Q2Q)0.25Q36.57221112662245Q0.25(QQ2Q)0.25(QQ2Q)0.221611126612226645Q0.25(QQ2Q)0.25(QQ2Q)0.222611126612226645Q(QQ2Q2Q)0.25Q0.528.4866112212666625 第2章单搭接胶接强度分析因此：36.5729.110.2245[]Q29.1136.570.22（2.3）0.220.2228.48由于复合材料铺层对称且每层厚度均为0.2mm，因此拉伸刚度矩阵[A]为：A11A12A16[]AAAA122226AAA162666nnAij(Qijk)(ZkZk1)(Qijkk)tkk11（2.4）45A2Q0.22Q0.239.711111145A2Q0.22Q0.239.3622222245A2Q0.22Q0.213.01121212A2Q0.22Q0.20.0916161645AQ20.22Q0.20.0926262645A2Q0.22Q0.212.88666666因此铺层顺序为[45/0/0/45]拉伸刚度矩阵为：A11A12A1639.7013.010.0939.7013.010[]AAAA13.0139.360.0913.0139.360（2.5）122226AAA0.090.0912.880012.88162666因此可以得出：E39.7x1txyyxxyEx13.011txyyxEy39.36（2.6）1txyyxEExyxyxyt0.2*40.8mm铺层顺序为[45/0/0/45]碳纤维复合材料各性能指标如下表所示：表2.7碳纤维复合材料各性能参数铺层顺序Ex/GPaEy/GPaxyyxGxy/GPa[45/0/0/45]44.3443.960.3280.32512.8826 第2章单搭接胶接强度分析上表中：E为沿0度层纤维方向上的弹性模量，E为垂直于0度层纤维方向上xy的弹性模量，，为xy平面上的泊松比，G为xy平面上的剪切模量。xyyxxy2.4.2纯剪理论的适用性由于单搭接接头胶层应力相当复杂，为简化起见，采用下面三个假定对实[5]验室单搭接接头进行力学分析，其受力形式如图2.31所示。1、由于拉力同轴，因此与实际工程应用中单搭接接头相比，已经大大减弱胶接面处偏心造成弯矩的影响。现为简化起见，忽略弯矩的影响；2、胶层只受剪切作用，忽略其它类型应力；3、两搭接复合材料层合板的相对位移量与胶层的面内剪切应力成正比，胶层处于弹性状态。对于上下板的微单元，分别列出x方向的平衡条件：dT1dx（2.7）dT2dx图2.31单搭接接头及受力分析两搭接复合材料层合板板上单位宽度受拉力P，两板厚度分别为tt,，沿x12方向弹性模量分别为EE,，胶层的剪切模量为G，搭接长度为L，胶层厚度为12h。在接头任意截面上有T+T=P（2.8）12根据假定（3）有=kuu（-）（2.9）21式中，k为比例系数。根据几何关系和胶层物理关系有27 第2章单搭接胶接强度分析(uu)21=G=G（2.10）h比较上两式得Gk=（2.11）h设和分别表示两搭接板的相对伸长，则其与位移的关系为：12dduu12==，（2.12）12dxdx由胡克定律有：TdduTu1122==，==（2.13）12EtdxEtdx1122对式（2.7）第一式微分，得：2dTd1=-（2.14）2dxdx将式（2.9）代入上式得：222dTdudu121=k—（—）（2.15）2dxdxdx再将式（2.13）代入上式并考虑TTP，得：122dT12kP—T+=0（2.16）21dxEt2211式中：=k（+）EtEt1122微分方程式(2.16)的通解为：PEt11T=Cshx+Cchx+（2.17）112Et+Et1122由边界条件确定积分常数CC，。边界条件是：12llx=，T=0,x=—，T=P（2.18）112122解出CC，为：12PP(Et-Et)2211（2.19）C=-，C=12ll2sh2ch（Et+Et）221122这样求得T,T和的表达式分别为：1228 第2章单搭接胶接强度分析PshxEt-Etchx2Et221111T=++12llEt+EtEt+Etsh2211ch221122PshxEt-Etchx2Et（2.20）221122T=—+22llEt+EtEt+Etsh2211ch221122PchxEt-Etshx2211=—2llEt+Etch2211ch22当两搭接板厚度和沿x方向的弹性模量均相等时，即E=E=E,t=t=t，则12x12以上各式变为：PshxT=112lsh2Pshx（2.21）T=21+2lsh2Pchx=2lsh22k2Gl这时，==。最大剪应力发生在x=处，为：EthEt2xxPl=coth（2.22）max22引入平均剪应力为：l1P=2dx=（2.23）mlll-2则有：llmaxK=coth（2.24）22m式（2.24）中的K为剪应力集中系数，从上式可见，K，而=2/(hEt)G。x纯剪理论认为胶接破坏条件是最大剪应力达到剪切强度。即：uPlmax=coth（2.25）maxu2229 第2章单搭接胶接强度分析l从上式可以看出，当l取最大值，coth1。因此得：222EhtuxP=（2.26）maxuG式（2.26）便是纯剪理论的最大拉伸力预测公式。其与试验值对比结果如下图所示。图2.32不同胶层厚度单搭接接头最大胶层应力分析结果从上图可以看出，在载荷同轴形式下，在实际工程处理中如若简单把单搭接胶接受力状态看做纯剪状态的话，与实际情况相比会产生很大偏差。这也说明即使是在载荷同轴形式下，除剪应力外其它应力的作用仍不可忽略。纯剪理论应用的前提条件是最大剪应力达到胶接剂剪切强度，但是从试u验结果可以看出同种胶层厚度最大拉伸力离散较大，特别是厚度较薄的试件，并且出现多种破坏模式。不同破坏模式下破坏条件也是不相同的。例如：由于胶接界面性能弱于胶接剂本身，因此发生粘附破坏的最大拉伸力值小于发生内聚破坏的最大拉伸力值。从这点来看，纯剪理论用于可能发生多种破坏模式的单搭接胶接接头性能预测会产生更大的偏差。其次，虽然载荷同轴，但是在拉伸过程中，复合材料被粘处会发生转动，特别是当复合材料刚度较低时，转动会更加明显。当胶层厚度增大时，复合材料被粘物的相对刚度会更小，载荷在胶接面处所引起的附加弯矩会更大，转动也更加明显，胶层中的正应力以及剥离应力在拉伸破坏时会起到主导作用。由上两点可以看出，就本试验而言，纯剪理论会产生很大的偏差。30 第2章单搭接胶接强度分析2.5本章小结本章研究了单搭接胶接接头承载力及胶层应力分布。主要进行了三方面的工作：第一，对不同胶层厚度单搭接胶接接头性能进行试验分析；第二，通过数值模拟分析了切割凹槽深度对单搭接接头应力分布的影响；第三，在本试验范围内，讨论了纯剪理论的适用性。所得到的结论如下：（1）在本试验范围内，单搭接胶接强度随着胶层厚度增加，单搭接接头承载力下降。（2）切割凹槽深度对较薄胶层单搭接试验件产生的影响较为明显，切割正好会发生胶接面粘附破坏，切割过深会造成复合材料产生初始损伤发生层间破坏，切割过浅会在残余胶接剂处产生应力集中，发生内聚破坏。（3）在发生粘附破坏条件下，胶层中等效应力沿胶接长度呈盆状分布，最大等效应力出现在胶层端部，中部最小。（4）在本试验范围内，虽然载荷同轴，但除剪应力外其它应力对破坏所起到的作用不可忽略。纯剪理论在实际工程应用中可能会产生很大偏差。31 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能试验分析3.1引言现如今，在复合材料结构设计分析中机械连接特别是单钉双剪连接以其工艺简单、连接可靠等优点被广泛用在工程中。单钉连接应用到结构中时，复合材料孔周会产生明显的应力集中，降低了复合材料层合板的局部强度。但是，由于影响复合材料单钉双剪挤压性能因素太多，例如铺层比例及其顺序、增强体材料、紧固件参数、工艺水平以及工作环境等。很多学者从理论、试验、数值分析的角度出发，进行了很多有效研究。但是由于复合材料层合板的复杂性，至今还没有一种简单行之有效的研究方法。在实际结构连接中，编织复合材料层合板经常由0°、±45°、90°四种铺向角的单向层沿一定铺层顺序组合而成，±45°层所占铺层比例是一个很重要的性能指标，其对复合材料层压板的单钉双剪挤压破坏形式及破坏强度有着重要影响。本章从试验角度出发，对不同铺层比例的编织复合材料单钉双剪挤压连接的破坏模式，破坏应力以及初始损伤点进行分析并探究其规律性。3.2单钉双剪挤压行为试验研究3.2.1单钉双剪挤压方法本试验采用ASTMD5961标准试验方法。3.2.2试验准备试件的几何形状如图3.1所示：图3.1单钉双剪试件尺寸示意图32 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析表3.1单钉双剪试件尺寸表销钉直径孔直径长度宽度端距参数厚度h/mmd/mmD/mmL/mmW/mme/mm尺寸/mm6.36.33.51353819本研究旨在分析不同铺层比例的编织复合材料层合板的单钉双剪挤压行为研究，因此选用三种铺层比例的试件研究。但是由于试验条件的限制，试验件的厚度并非一致，现增加厚度为1.74mm铺层顺序为[45/0/-45/90]s的M1-F-B5J-T试验件进行补充分析研究，旨在分析试件厚度的影响值。试件准备情况如下表：表3.2单钉双剪挤压试件铺层比例厚度孔径试件编号铺层顺序[0/±45/90]h/mmd/mmM1-F-B4-T-01~03[0/90/0/90/45/-45/90/0/90/0]s[40/20/40]4.346.3M1-F-B5G-T-01~03[45/0/-45/90]2s[25/50/25]3.476.3M1-F-B5J-T-01~03[45/0/-45/90]s[25/50/25]1.746.3M1-F-B6-T-01~03[45/-45/90/45/-45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]3.476.3试验设备及试验环境分别如表3.3，图3.2所示。表3.3试验所用设备列表名称型号数量精度备注电子万能试验机CMT5105110t，1级数据采集系统DH38171准确度:≤0.5%标距25mm,MTS-632.12引伸计量程+12.5mm/-2.5mm测量应变F-241温度-85℃/120℃游标卡尺上海量刃具厂1量程:0~150mm33 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析图3.2试验环境图3.2.3试验过程1.位移控制为加载控制方式，速度2mm/min,数据采样频率为10Hz。试验时首先将试件在安装平台上进行初始安装，再将带夹具的试件在试验机上安装，先夹上夹持端，将试验机数据采集系统力值手动清零，然后夹紧下夹持端，拧紧夹头，最后对引伸计进行装夹。引伸计正确的安装方法为：在试件合适的位置用502胶接剂固定一个5mm厚的垫块，方便引伸计刀口的固定，然后将另一个刀口安装固定在剪切夹具上。安装结束后，检查引伸计刀口位置是否合适以及刀口方向是否垂直于试件轴线，完整无误后，取下引伸计插销。2.等待确认安装无误后，试验开始。加载过程中，试验员应时刻观察及监测载荷—横梁位移曲线，防止试验过程中出现打滑现象。试验加载到复合材料试样、紧固件或两者都发生破坏为止，破坏以载荷下降到最大载荷值的30%为标志。为了得到具有代表性的破坏模式，应在试件破坏后及时停止试验，以防止因孔的大变形而掩盖真实的破坏模式。试验过程中，对于试件安装前，安装后加载前，加载后卸夹前以及试件破坏后形貌应及时跟踪拍照记录。单钉双剪试件安装示意图如下图所示：34 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析图3.3单钉双剪试件安装示意图3.2.4试验结果处理通过单钉双剪挤压试验能直接测得试件的极限破坏载荷和对应的引伸计的位移，通过这两个值可以计算出试件的挤压强度以及挤压应变。按下式计算挤压强度，即最大破坏载荷除以孔净截面面积：P/(dh)（3.1）bmax式中：为最大挤压破坏应力，单位为MPa；bP为最大破坏载荷，单位为N；maxd、h分别为试件开孔孔径和孔周平均厚度。按下式计算挤压应变：6*10/d（3.2）ii6式中：为挤压应变，单位为10；i为在第i个数据采集点的引伸计位移，单位为mm。i3.2.5铺层比例对单钉双剪挤压行为的影响通过规范试验操作，八组试验件试验后破坏形貌如下图：35 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析图3.4单钉双剪试件破坏从上图可以看出，八组试验件全部为局部挤压破坏。本试验结果并未出现其它类型破坏形式，破坏后，孔周挤压局部形貌如下图所示：36 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析图3.5单钉双剪挤压破坏局部图3.6单钉双剪局部挤压破坏示意图如图3.5，图3.6所示，在单钉双剪挤压过程中会出现挤压褶皱现象，这说明局部挤压破坏是随时间慢慢积累的一个过程，不会出现瞬间破坏，这对结构的安全性是有益的。根据公式（3.1）对数据进行处理，得到如下表所示的试验结果：表3.4单钉双剪挤压试验结果铺层比例破坏强试件编号铺层顺序[0/±45/90]度/MPaM1-F-A02/03-B4-T-01[0/90/0/90/45/-45/90/0/90/0]s[40/20/40]829M1-F-A02/03-B4-T-02[0/90/0/90/45/-45/90/0/90/0]s[40/20/40]807M1-F-A02/03-B4-T-03[0/90/0/90/45/-45/90/0/90/0]s[40/20/40]852M1-F-B02/04-B4-T-01[0/90/0/90/45/-45/90/0/90/0]s[40/20/40]830M1-F-B02/04-B4-T-02[0/90/0/90/45/-45/90/0/90/0]s[40/20/40]815M1-F-B02/04-B4-T-03[0/90/0/90/45/-45/90/0/90/0]s[40/20/40]832M1-F-A01/01-B5G-T-01[45/0/-45/90]2s[25/50/25]992M1-F-A01/01-B5G-T-02[45/0/-45/90]2s[25/50/25]963M1-F-A01/01-B5G-T-03[45/0/-45/90]2s[25/50/25]969M1-F-B01/02-B5G-T-01[45/0/-45/90]2s[25/50/25]988M1-F-B01/02-B5G-T-02[45/0/-45/90]2s[25/50/25]994M1-F-B01/02-B5G-T-03[45/0/-45/90]2s[25/50/25]1058M1-F-A01/01-B5J-T-01[45/0/-45/90]s[25/50/25]1019M1-F-A01/01-B5J-T-02[45/0/-45/90]s[25/50/25]972M1-F-A01/01-B5J-T-03[45/0/-45/90]s[25/50/25]98037 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析铺层比例破坏强试件编号铺层顺序[0/±45/90]度/MPaM1-F-B01/02-B5J-T-01[45/0/-45/90]s[25/50/25]977M1-F-B01/02-B5J-T-02[45/0/-45/90]s[25/50/25]1022M1-F-B01/02-B5J-T-03[45/0/-45/90]s[25/50/25]973M1-F-A02/03-B6-T-01[45/-45/90/45/-45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]1027M1-F-A02/03-B6-T-02[45/-45/90/45/-45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]1018M1-F-A02/03-B6-T-03[45/-45/90/45/-45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]984M1-F-B02/04-B6-T-01[45/-45/90/45/-45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]990M1-F-B02/04-B6-T-02[45/-45/90/45/-45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]992M1-F-B02/04-B6-T-03[45/-45/90/45/-45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]1031我们为了对三种铺层比例的试件进行单一变量比较，引入M1-F-B5J-T的试件作为参考，分析复合材料层合板厚度对其强度的影响。其结果如下：表3.5单钉双剪挤压试验结果平均值铺层比例平均破坏试件编号厚度/mm[0/±45/90]应力/MPaM1-F-B4-T4.34[40/20/40]827.5M1-F-B5G-T3.47[25/50/25]994M1-F-B5J-T1.74[25/50/25]992M1-F-B6-T3.47[12.5/75/12.5]1007从上表可以看出，M1-F-B5J-T与M1-F-B5G-T试验结果比较，虽然两组试件厚度有差异，但是由于两组铺层比例相同，所测出的结果并无太大差异。因此，就本试验所用编织复合材料而言，可以近似忽略厚度的影响，可以把M1-F-B4-T试验结果与M1-F-B5G-T试件和M1-F-B6-T试件试验结果进行单一变量比较，结果如下图所示：38 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析图3.7单钉双剪试验三种铺层比例试验结果从上图可以看出，对于编织复合材料单钉双剪挤压试验试件平均破坏应力，±45度层所占铺层比例为50%与铺层比例为20%比较，提高了20.12%。但是铺层比例为75%与50%比较，只提高了1.31%。因此，在本试验范围内，编织复合材料单钉双剪挤压试验试件破坏应力随着±45度铺层所占比例的增加而非线性提高。3.2.6铺层比例对单钉双剪挤压初始损伤点的影响我们知道，复合材料层合板的单钉双剪挤压是逐层破坏的过程。在试验过程中，当加载到一定程度时，载荷-位移关系曲线会发生相应的局部突变，在此时会听到刺耳的响声，这时所对应的就是单钉双剪挤压的初始损伤点，但试验件并未完全破坏，所能继续承受荷载小幅度下降后继而上升，直到试验件最后完全失效破坏。三种铺层比例单钉双剪挤压试验典型应力-应变关系曲线以及所对应的初始损伤点如下图所示：图3.8铺层比例为[40/20/40]挤压应力-应变关系曲线及初始损伤点位置39 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析图3.9铺层比例为[25/50/25]挤压应力-应变关系曲线及初始损伤点位置图3.10铺层比例为[12.5/75/12.5]挤压应力-应变关系曲线及初始损伤点位置三种铺层比例初始损伤点所对应的应力应变值如下所示：表3.6单钉双剪挤压初始损伤点铺层比例初始损伤点对应的应力初始损伤点对应的应变试件编号[0/±45/90]平均值/MPa平均值/10e-6M1-F-B4-T[40/20/40]76583747M1-F-B5G-T[25/50/25]82581167M1-F-B6-T[12.5/75/12.5]85585669从图3.8，图3.9和图3.10中我们可以看出，单钉双剪挤压破坏是逐层失效的过程，并且随着±45度铺层所占比例的增加，破坏的逐层失效过程越来越不明显。根据表3.6可以看出，初始损伤点所对应的应力值也随着±45度铺层所占比例的增加非线性提高，但是初始损伤点所对应的应变却没有呈现出规律性，这可能是由于应变测量存在误差。我们是采用引伸计来测量应变值，其影响因40 第3章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析素很多，例如：销钉与孔之间存在间隙，安装时引伸计倾斜等，这些因素都可能使应变测量存在误差且很有可能所测量的应变值偏大。3.3本章小结T700SC-12k-50C/#2510平纹编织复合材料单钉双剪挤压在本试验范围内，三种不同铺层比例的破坏形式全部为局部挤压破坏，其破坏过程是逐层失效过程，这对其连接安全性是很有意义的。在本试验范围内，编织复合材料单钉双剪挤压试验试件破坏应力随着±45度铺层所占比例的增加而非线性提高。在单钉双剪挤压过程中，三种铺层比例的试件都会出现初始损伤点，即出现首层失效，这也符合复合材料逐层失效理论，并且随着±45度铺层所占比例的增加，破坏的逐层失效过程越来越不明显。初始损伤点所对应的应力值也随着±45度铺层所占比例的增加非线性提高，但是初始损伤点所对应的应变却没有呈现出规律性，这是由于应变测量存在误差。41 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能数值分析4.1引言目前，我们主要通过数值模拟以及试验的方法来研究复合材料层合板单钉双剪连接挤压性能。而数值模拟的方法通常是有限元分析法。在研究复合材料最初的时候，假设螺栓孔周的接触力满足余弦分布或采用梁单元直接模拟复合材料层合板机械连接。后来又出现基于弹簧元的结构模型。但是只有当考虑到连接件与紧固件之间和连接件与连接件之间的接触关系才能较真实的模拟平纹编织复合材料单钉双剪连接性能。一般来讲，好的单钉双剪接头设计方案应使得复合材料层合板的破坏模式[25]是局部挤压破坏。杨显昆等通过试验及理论分析证明了针对在复合材料单向板中，钉孔挤压失效区域并非是整个挤压接触面。本章通过在ABAQUS/Standard中模拟分析，基于二维Hashin失效准则，对单钉双剪挤压初始失效层进行判定，并探究编织复合材料层合板单钉双剪挤压逐层孔周径向应力分布情况。4.2接触问题的有限元法数值模拟和试验分析是当前研究复合材料单钉双剪连接挤压性能的主要手段。在最初研究复合材料连接的时候，复合材料层合板的机械连接行为直接是用梁单元来模拟的。后来又出现更为接近真实情况的弹簧元机械连接模型。总之，为了更为精确地分析复合材料层合板机械连接行为，一定要考虑连接件与紧固件、连接件与连接件的接触行为。在工程技术中，我们经常会遇到接触问题。例如，接触应力有可能在机器表面或者内部造成开裂，从而导致工程事故；轧钢机的轧滚是利用接触应力进行加工；鸟与飞机碰撞从而造成空难等。因此对接触问题进行研究还是非常有意义的。4.2.1接触的基本概念复合材料的接触问题是通常伴随着边界条件的非线性，其非线性表现在接触面积不断变化，接触力不断变化以及摩擦行为。复合材料边界条件的非线性42 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析问题导致其运算过程是一个反复迭代的过程。接触问题是一定要满足场变量力学基本方程和相应的定解条件以及接触条件。其中，接触条件包含接触体之间的摩擦条件以及变形协调条件。对于两个接触或者即将接触的物体，接触状态分为滑动接触、分离接触以及粘结接触，而对于接触界面的力和位移又是各部相同。因此，实际接触状态情况是由三种状态互相不断转化的过程，这也就使得接触问题的实际情况具有高度非线性特[37]征，其计算也相对比较复杂。4.2.2描述接触问题的方法[38]无穿透约束条件是两个接触的物体必须要满足的条件。我们一般通过罚函数方法、拉格朗日乘子法和直接约束方法来对两个接触的物体施加无穿透约束条件。当我们通过施加拉格朗日乘子来描述物体所必须要满足的无穿透约束条件时，这就是拉格朗日乘子法，也是一种对约束极值问题的描述方法。目前为止，对无穿透约束条件在数学上最完美的描述便是拉格朗日乘子法，不过此方法会让系统变量增多。同时拉格朗日方法会使得在数值方案中我们将要面对非正定系统，从而使得在数学上的处理将会更加困难，而且计算费用会变得更高。罚函数法是在两接触的物体间加入非线性弹簧作用来处理约束问题。它的优点就是在数值分析上的实现比较容易，在工程分析中被普遍应用。直接约束法是通过跟踪物体的运动轨迹来处理约束问题。当两物体发生接触时，就直接将运动约束条件（切向可滑动和法向无相对运动）以及节点力值（切向摩擦力值和法向压力值）作为边界条件施加在发生接触的节点上。直接约束法不会增加系统的自由度数，但是接触关系的时常转变会增大系统矩阵带宽。4.2.3接触问题的求解过程我们在接触问题的求解过程中一般采用的是增量迭代法。迭代过程如下：（1）根据前一个增量步的计算结果以及当前的增量步所给定的荷载条件进行搜寻和检查，对增量步的第一个迭代步求解时的接触状态和接触区域做出假设。（2）根据上一步所假定的接触状态和接触区域，把接触问题中的不等式约43 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析束变为等式约束，进而作为定解条件引入方程，对方程进行求解。（3）根据接触问题的计算结果对之前的假定接触状态进行检验。如果接触面上的每一节点都符合假定接触状态，本增量步的求解就结束转而进入下一增量步的求解。如果不符合假定的接触状态，就要修改接触状态，并返回第（2）步骤进行下一次迭代求解。4.3在ABAQUS/Standard中定义接触如果想要在ABAQUS/Standard中两个物体之间定义接触，那么首先是要创建表面。其次是创建表面间的相互作用，使得两个可能存在接触的物体表面成对。最后对描述物体发生表面接触行为的力学模型进行定义。4.3.1接触相互作用在ABAQUS/Standard实际工程分析中，我们通过把接触面的属性赋给所对应接触的相互作用来描述两个物体相关表面间可能存在的接触行为，这类似于每个单元都有一种相对应的单元属性，每一个接触的相互作用也必须对应有一种接触[39]属性。在定义表面接触的相互作用之前，我们必须明确相对滑动的量是小滑动还是有限滑动。通常情况下也是软件默认情况下，我们采用的是有限滑动公式。如同前面所述，若两个表面间的相互滑动小于一个单元面上的典型特征长度则使用小滑动公式。在某些特殊情况小滑动公式的应用可以提高运算效率。4.3.2从属和主控表面ABAQUS/Standard主-从接触算法为从属面上的节点不能侵入主控面上的某一部分，主控面上的节点却可以从从属面节点之间侵入，如下图所示：图4.1主-从接触表面定义情况这种主-从接触关系使在选择主面和从面时必须规范合理正确。一般规则如[40]下：44 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析(1)从面的网格划分应更细化。(2)当遇到从面和主面的网格密度相近的情况，主面就定义在材料较“硬”的表面上。4.3.3小滑动和有限滑动模型当使用小滑动公式时，ABAQUS/Standard会在分析开始的时候就建立了从面节点与主控表面之间的关系。ABAQUS/Standard一旦确定了主控面上的某一段将和从面上的节点产生相互作用关系，在整个分析模拟过程中这种关系将会保持不变，绝不可能改变主控面与从面节点的关系。假如计算模型中存在几何非线性时，我们在使用小滑动公式的时候就要考虑到主控面上的变形量和转动量。假如在计算模型中根本就不存在几何非线性问题，我们就没必要考虑主控[41]面的变形量和转动量，且保持载荷路径不变。有限滑动接触公式一般需要ABAQUS/Standard在分析时经常确定主控面与从面上每一个节点所接触主控面上的区域。这将使得计算过程变得复杂，特别是当两个所接触的物体都是变形体时，计算会变得更加艰难。当有限滑动公式应用在变形体表面和刚性表面接触的时候，不会像两个变形体之间接触那么复杂，有限滑动模拟可以使用在主面为刚性面的二维和三维模型上。4.3.4接触算法懂得ABAQUS/Standard解决问题的算法，将会有助于我们诊断信息文件的输出，成功完成接触模拟分析。图4.2接触算法的逻辑图45 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析ABAQUS/Standard中的接触逻辑的算法如上图所示，它的建立是根据Newton-Raphson的方法。在每一个增量步开始前，ABAQUS/Standard首先会明确所有存在相互接触作用关系的状态，以此来判断从属节点是开放状态还是闭合状态。在图4.2中，Y是代表主控面节点侵入从属面的距离，P代表在从属面节点上的接触压力。如果从属面上的节点是闭合的，那么接下来的工作就是系统会明确这个从属面上的闭合节点是处于滑动状态还是粘结状态。ABAQUS/Standard会对每一个闭合的节点增加一个约束作用，相反地，从属面上的节点从闭合接触状态到开放接触状态的节点，其接触约束作用会自动释放。接下来ABAQUS/Standard会不断利用计算出的修正值更新模型的构形。在最后检验力矩或者作用力是否平衡前，ABAQUS/Standard首先会检查从属节点接触条件的变化情况。当节点在迭代后，间隙变为零或为负值时，该节点的状态从闭合变为开放。如若在当前的迭代步中检测出接触存在变化时，系统会自动标为严重不连续迭代，且不会再进行力矩或者作用力平衡检查，等待进行下一步具体情况处理，或增加约束，或撤销约束，然后重复迭代过程。在每次进行一次迭代后，ABAQUS/Standard会自动修正接触约束条件并会进行第二次迭代。系统一直重复上述过程，直到接触状态不再发生变化进而完成迭代过程得到收敛结果。4.4单钉双剪挤压孔周应力的数值分析4.4.1模型介绍本节是对铺层顺序为M-F-B6-T的单钉双剪连接进行模拟。各模型的几何尺寸如图4.3及表4.1所示，紧固件材料采用的是30CrMnSiA，弹性模量为200GPa，泊松比为0.3，垫圈与孔周的摩擦系数为0.2，预紧力为3000N。本章所研究的编织复合材料预浸料单层厚度为0.2mm。图4.3单钉双剪几何形状示意图46 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析表4.1模型几何尺寸铺层比例试件尺寸孔径厚度端距试件编号铺层顺序[0/±45/90]L*W(mm)D/mmh/mme/mm[45/-45/90/45/-M1-F-B6-T45/0/45/-45]s[12.5/75/12.5]135*386.33.47219通过有限元分析软件ABAQUS建立三维单钉双剪挤压模型，并使用体单元进行复合材料层压板静力分析，用Discrete方法定义铺层方向。单元形状选择六面体单元，单元代号为C3D8R，用扫掠网格划分技术进行网格划分。边界条件为挤压孔远端固定，载荷加载形式为位移，作用在螺栓端头及螺帽处，其具体定义形式如图4.9所示。本次所建立的模型均是单独进行网格划分，对复合材料层合板孔周网格进行了合理细化，提高网格密度。图4.4、图4.5分别给出了复合材料层合板和螺栓建模情况以及网格划分情况，层合板各铺层方向定义如图4.6所示，编织复合材料各单层性能参数如表4.2所示。图4.4编织复合材料层合板网格划分图4.5螺栓网格划分47 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析图4.6复合材料层合板铺层方向定义表4.2编织复合材料单层性能参数设定"""""材料名称E/GPaE/GPaG/GPa12122112T700SC-12k-50C/#251062.561.630.05460.05383.73为简化起见，垫圈的性能参数附加给了螺栓端头，其与层合板孔周接触面作用关系在ABAQUS中的定义如图4.7所示：图4.7螺栓(垫圈)与板孔周接触面作用关系设置螺栓与层合板挤压面定义为硬接触，并且螺杆接触面为主控面，其在ABAQUS中的定义如图4.8所示，接触约束的执行方法为罚函数。48 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析图4.8螺栓-板孔挤压区域接触约束参数设置图4.9模型约束情况指定孔周各层挤压接触区域上的由节点组成的一条路径进行研究，其节点位置以及方向角定义如下：图4.10孔周路径选择4.4.2单钉双剪挤压初始失效层分析如前所述，我们知道编织复合材料层合板单钉双剪挤压是逐层失效的过程，分析层合板初始失效层及其失效位置具有很大的实际工程意义。目前判断单层49 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析失效的准则有最大应变失效准则、最大应力失效准则、Tsai-Hill失效准则、Tsai-Wu失效准则、Hoffman失效准则以及Hashin失效准则。对于平纹编织复合材料来讲，其各方向性能与单向板存在较大差异，平纹编织复合材料沿铺层方向的性能参数略大于横向性能参数，在受到挤压应力时，单层板会发生两种破坏形式，一种是纤维的压缩破坏，另一种就是基体压缩—剪切破坏。把平纹编织复合材料单层看成是平面应力状态，综合考虑各准则的试用性，本文选取Hashin准则的二维形式作为单层失效判据，其在平纹编织复合材料中具体形式如下：纤维压缩破坏：211Xc（4.1）221Yc基体压缩或剪切破坏：222121YSc12（4.2）221121XSc12式中：X为单层平纹编织复合材料沿铺层方向压缩强度值；cY为单层平纹编织复合材料横向压缩强度值；cS为单层平纹编织复合材料面内剪切强度值；12为单层平纹编织复合材料沿铺层方向压缩应力值；1为单层平纹编织复合材料横向压缩应力值；2为单层平纹编织复合材料面内剪切应力值。12本章用到的编织复合材料单层基本强度如下表所示：表4.3单层编织复合材料基本强度材料名称X/MPaY/MPaS/MPaccT700SC-12k-50C/#251070069060综合式（4.1）和式（4.2）可知，平纹编织复合材料单层只可能首先发生基体压缩或剪切破坏。假设：50 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析22212bYSc12（4.3）22112aXSc12在不同挤压荷载作用下，当加载到某一位移值时，孔周某一层上的某一节点的应力状态使得式（4.3）中的a或者b等于1，即该节点失效，该点为初始损伤点，所对应的单层就是初始损伤层。由于孔周接触面上的节点应力状态有可能存在纤维拉伸状态，不过在挤压过程中，首先出现破坏的节点的应力状态肯定是压缩状态，因此通过此方法可以判断在单钉双剪挤压过程中首先出现失效的铺层及失效位置。针对单钉双剪挤压模型，分别施加挤压位移值0.3mm,0.4mm,0.5mm。根据Hashin单层失效判据，逐层分析孔周各节点应力情况，判断出失效节点。4.4.2.145度层初始失效点的判定在M1-F-B6-T层合板中，45度铺层总共有6层，现对第一层（45度层）以及第七层（45度层）的进行分析，探究铺层位置对初始失效点的影响并判定初始失效节点。第一层（45度层）孔周各节点应力状态随位移值增大变化过程如下图所示：图4.11第一层孔周各节点应力a值图4.12第一层孔周各节点应力b值0从图4.11和图4.12可以看出第一层最危险处为0的节点，且不会随着载荷值的增大而发生转移。以根据Hashin准则判据，当挤压位移值为0.5mm时，00的节点的a值为3.065和b值为3.071，且均大于1，可以推断出该节点为第一层的最初失效节点。由于篇幅所限，以挤压位移是0.4mm为例，其它挤压位移结果相同，比较部分节点a值和b值，如下表所示。51 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析表4.4部分节点应力状态值节点位置ab-900.05930.0595-67.50.08270.0832-450.13570.1396-22.50.30370.303800.79070.794222.50.30370.3048450.13850.139867.50.07200.0721900.05830.0584从上表可以看出，当挤压位移是0.4mm时，节点应力状态值b值均大于a值，其它挤压位移作用时也是相同结果，这说明第一层的应力状态是由b值控制的。第七层（45度层）孔周各节点应力状态随位移值增大变化过程如下图所示：图4.13第七层孔周各节点应力a值图4.14第七层孔周各节点应力b值0从图4.13和图4.14可以看出第七层最危险处为孔周0的节点，且不会随着载荷值的增大而发生转移。根据Hashin准则判据，当位置值为0.5mm时，00的节点的a值为3.645和b值为3.647，且均大于1，可以推断出该节点为第七层的最初失效节点。并且其应力状态是由b值控制的。综合第一层和第七层的a值和b值来看，越靠近内部的45度铺层越危险，0容易首先发生破坏，即第七层最容易首先失效而且最危险处为0的孔周节点，其应力状态是由b值控制的。52 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析4.4.2.2-45度层初始失效点的判定在M1-F-B6-T层合板中，-45度铺层总共也有6层，现对第二层（-45度层）以及最内层第八层（-45度层）进行分析，探究铺层位置对初始失效点的影响并判定初始失效节点。第二层（-45度层）孔周各节点应力状态随位移值增大变化过程如下图所示：图4.15第二层孔周各节点应力a值图4.16第二层孔周各节点应力b值0从图4.15和图4.16可以看出第二层最危险节点为0的孔周节点，且不会随着载荷值的增大而发生转移。根据Hashin准则判据，当位置值为0.5mm时，00的节点的a值为3.104和b值为3.094，且均大于1，可以推断出该节点为第二层的最初失效节点。但是经分析其应力状态与45度铺层不同，是由a值起到主控作用。最内层第八层（-45度层）孔周各节点应力状态随位移值增大变化过程如下图所示：图4.17第八层孔周各节点应力a值图4.18第八层孔周各节点应力b值0从图4.17和图4.18可以看出第八层最危险节点为0的孔周节点，且不会随着载荷值的增大而发生转移。根据Hashin准则判据，当位置值为0.5mm时，00的节点的a值为3.654和b值为3.651，且均大于1，可以推断出该节点为第八层的最初失效节点。经分析，第八层的应力状态主控值是a值。与第七层相比，由于第八层最靠内，孔周各节点的应力状态值略高于第七层。53 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析综合第二层和第八层的a值和b值来看，越靠近内部的-45度铺层越危险，0容易首先发生破坏，即第八层最容易首先失效而且最危险节点为0的孔周节点。-45铺层的应力状态主控值是a值。4.4.2.30度层初始失效点的判定在M1-F-B6-T层合板中，0度铺层总共有2层，且呈对称分布，现研究第六层，判定0度层初始失效节点发生的位置。第六层（0度层）孔周各节点应力状态随位移值增大变化过程如下图所示：图4.19第六层孔周各节点应力a值图4.20第六层孔周各节点应力b值0从图4.19和图4.20可以看出，第六层的最大a值节点在0，而最大b0值节点在45处，但是a值对节点失效起到主控作用，因此第六层最危险节0点为0的孔周节点，且不会随着载荷值的增大而发生转移。根据Hashin准0则判据，当位置值为0.5mm时，0的节点的a值为3.341，且大于1，可以推断出该节点为0度铺层的最初失效节点。4.4.2.490度层初始失效点的判定在M1-F-B6-T层合板中，90度铺层总共有2层，且呈对称分布，现研究第三层，判定90度层初始失效节点发生的位置。第三层（90度层）孔周各节点应力状态随位移值增大变化过程如下图所示：图4.21第三层孔周各节点应力a值图4.22第三层孔周各节点应力b值54 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析0从图4.21和图4.22可以看出，第三层的最大b值节点在0，而最大a0值节点在45处，但是b值对节点失效起到主控作用，因此第三层最危险节0点为0的孔周节点，且不会随着载荷值的增大而发生转移。根据Hashin准0则判据，当位置值为0.5mm时，0的节点的b值为3.289，且大于1，可以推断出该节点为90度铺层的最初失效节点。综上所述，在挤压位移作用下，编织复合材料层合板各层的初始失效点都0在孔周0处。在不同位移作用下，取a值和b值中的最大值作为该铺层方向的最大应力状态值，如下图所示：图4.23不同挤压位移作用下逐层最大应力状态值从上图可以看出，随着挤压位移的增大，各层最大应力状态值增大，当最大应力状态值达到1时，该层失效。在相同挤压位移作用下，越靠近层合板内部的单层越容易首先发生破坏，也就是相比于铺层角度的影响，单层在层合板中的位置对初始失效层的判定影响更大。因此，M1-F-B6-T层合板在挤压过程中，0首先出现破坏的单层是最内部的两层，即-45度层且失效位置是孔周0处。4.4.3柱坐标下孔周逐层应力分布规律在柱坐标下，通过孔周挤压数值模拟，得到在位移是0.4mm时各单层径向应力分布如下，其它位移作用下各单层径向应力分布类似：55 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析图4.24各铺层径向应力分布根据上图可以看出，径向挤压应力并不是均匀分布钉孔挤压接触面上，不同铺层主要承受径向压力区域也不尽相同。45度铺层在[3/8,3/8]范围内承受大部分径向压力，可以认为45度铺层失效区域为[3/8,3/8]。90度和0度铺层在[/4,/4]范围内承受大部分径向压力，可以认为90度和0度铺层失效区域为[/4,/4]。4.5本章小结本章首先对采用的有限元软件做了简单介绍，且对其中的接触问题的基本概念，描述方法和求解过程做了详细阐述。又对软件中接触问题有关的接触面、接触面间的相互作用关系和软件的接触算法做了详细介绍。接下来，通过有限元建模，对编织复合材料单钉双剪挤压初始失效层进行0了分析。45度铺层初始失效点在孔周0处，且其应力状态是由b值起到主控0作用。-45度铺层初始失效点在孔周0处，且其应力状态是由a值起到主控0作用。0度铺层初始失效点在孔周0处，且其应力状态是由a值起到主控作0用。90度铺层初始失效点在孔周0处，且其应力状态是由b值起到主控作用。并且随着挤压位移的增大，各层最大应力状态值增大，当最大应力状态值达到1时，该层失效。在相同挤压位移作用下，越靠近层合板内部的单层越容易首先发生破坏，也就是相比于铺层角度的影响，单层在层合板中的位置对初始失效层的判定影响更大。因此，M1-F-B6-T层合板在挤压过程中，首先出现破坏的单0层是最内部的两层，即-45度层且失效位置是孔周0处。最后又分析了当挤压位移是0.4mm时，柱坐标下孔周逐层应力分布规律。56 第4章平纹编织复合材料单钉双剪挤压数值分析孔周径向挤压应力并不是均匀分布钉孔挤压接触面上，不同铺层主要承受径向压力区域也不尽相同。45度铺层在[3/8,3/8]范围内承受大部分径向压力，可以认为45度铺层失效区域为[3/8,3/8]。90度和0度铺层在[/4,/4]范围内承受大部分径向压力，可以认为90度和0度铺层失效区域为[/4,/4]。57 第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压理论分析第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能理论分析5.1引言复合材料层合板是由单层碳纤维预浸料通过一定方法层叠而成，由于单层复合材料的正交各向异性，复合材料层合板在受到外载作用的时候，每一层在各个方向的应力分布情况都不尽相同的。无论采用什么准则都只用于层合板中每层的分析。目前为止，已经有很多学者针对复合材料单钉双剪接头强度性能[42-44][45]做了大量研究，采用的方法是理论研究法、数值分析法和试验法。传统[23]的理论研究方法是特征曲线法，它是采用Chang-Scott-Springer特征曲线上的应力值并以Yamada-Sun失效准则为失效判据预测层合板机械连接强度值。本文[46]针对编织复合材料，将上限理论应用到单钉双剪连接强度计算中去，基于二维Hashin失效准则，探究一种更为简便而行之有效的方法来预测本试验范围内平纹编织复合材料单钉双剪挤压强度。5.2上限理论介绍上限理论中所用到的位移场是满足边界条件的可动场量。考虑一个可动位移场u，当边界上施加一个外荷载Q，上限理论中的荷载Q满足以下公式：Qqu()pu()（5.1）d式中：为外载荷；liq(u)为外载荷Q所引起的变形率；pu()为结构允许的最大上限变形值。现引入函数来表示该上限变d形值。(:())xxSup{(:())/()xxxGx()}（5.2）式中：(:())xx()x()x；Gx()为x点的失效判定准则；函数是用ijji来表示x点上应变值的上限值。将函数应用到连续位移场中，则式（5.1）的上限值为：pu()(:())xxd（5.3）d假如位移场有简短区域存在时（即位移动态区域与位移静态区域的分界面），位移场定义为ux()ux()ux()，其中x和x分别是在位移不动场内和位58 第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压理论分析移可动场内，且有(xx)()0nx，(xx)()0nx，其中nx()是区域上向量x的法向向量，此时函数公式变为(;(),())xuxnxSupux{()()()/()xnxxGx()}（5.4）式中：()()xnx()xnx()。ijj将式（5.4）函数公式应用到式（5.1）的上限变形值中得到pu()(;(),())xuxnxd（5.5）d综合式（5.3）和式（5.4）可以得到式（5.6）来表示结构允所许的上限变形值：pu()(;())xxd(;(),())xuxnxd（5.6）d当位移连续场是整体刚体移动时，即()0x时，式（5.6）则成为如下表达式：pu()(;(),())xuxnxd（5.7）d5.3估算编织复合材料层合板单钉双剪连接强度理论方法5.3.1上限理论在单钉双剪连接强度估算中的应用复合材料层合板单钉双剪连接结构模型如下图所示，D、E、Wh、分别表示复合材料层合板的孔径、端距、宽度和厚度；e、e、e、e分别表示x方向上、xyry方向上、孔径向及孔切向的单位矢量,在编织复合材料层合板距孔中心为L的一端施加拉伸荷载Q，其示意图如图5.1所示。复合材料铺向角定义如图5.2所12示，图中为i层铺向角，e为i层沿铺向角方向的单位向量，e为i层垂直于铺iii向角方向的单位向量。图5.1开孔复合材料层合板示意图59 第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压理论分析图5.2编织复合材料层合板铺层方向定义假设孔与螺栓间无间隙，则孔边界条件如式（5.8）所示：uxe()()0rDD（5.8）Pcosesinezexyz22式中：e为沿厚度方向上的单位矢量，zh0,，h为复合材料层合板的厚z度，P为孔边界上的点矢量，为e和e之间的夹角，e是沿0度层纤维方向yrxi上的单位矢量，e是垂直于0度层纤维方向上的单位矢量，e是第i层沿纤维方y1i向上的单位矢量，e是第i层垂直于纤维方向上的单位矢量。将复合材料单层板2划分为静态区域和动态区域，如图5.3所示。iii图5.3单层挤压细观失效模式划分在动态区域上的变形率定义如式（5.9）所示：iqu()Ae（5.9）y式中：A是与位移场相关的常量，A1表示区域内存在变形，A0则表示60 第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压理论分析区域内没有变形。在整个区域内，可以得到变形率如下所示：qu()0,xiin1,,（5.10）qu()Aex,yi式中：i是第i铺层。在重叠区域上的变形率定义如下：iiqu()Ae（5.11）y5.3.2钉孔失效区域及失效准则通过第四章ABAQUS模拟结果得到，针对编织复合材料层合板来讲，单钉双剪钉孔受挤压区域发生在整个挤压接触面内，但并不是均匀分布。本章根据第四章所模拟出的编织复合材料层合板单钉双剪挤压在柱坐标下孔周逐层应力分布规律，以及在挤压位移作用下各单层主控应力状态值，确定各单层发生基体压缩—剪切挤压破坏的失效区域及失效准则。45度铺层应力状态是由b值起到主控作用，其失效区域为[3/8,3/8]。-45度铺层应力状态是由a值起到主控作用，其失效区域为[3/8,3/8]。0度铺层应力状态是由a值起到主控作用，其失效区域为[/4,/4]。90度铺层应力状态是由b值起到主控作用，其失效区域为[/4,/4]。根据上述分析，本章采用二维Hashin失效准则，得出编织复合材料层合板受挤压孔边各层失效区域及失效准则如下：0层失效准则和失效区域：ii112212()()1,,（5.12）XSc4490层失效准则和失效区域：ii222212()()1,,（5.13）YSc4445层失效准则和失效区域：ii22221233()()1,,（5.14）YSc8845层失效准则和失效区域：ii11221233()()1,,（5.15）XSc8861 第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压理论分析5.3.3平纹编织复合材料层合板单钉双剪挤压强度估算公式文中的分析过程忽略单钉双剪连接中的荷载侧弯作用的影响。将上限理论应用在编织复合材料层合板单钉双剪挤压结构中，失效载荷Q满足Qqu()Pu()(;[],())xunxd（5.16）d根据失效模式划分，总失效区域定义为()（5.17）iiin[1,...,]将式（5.11）、式（5.17）、带入式（5.16）中去，并将不等号取等号，得到挤压载荷的上限理论值为：iiiQ(:cosxie12sinieed;)r（5.18）ii再将公式（5.7）中的函数带入式（5.18）得到：iicos()D21112iiQSupGcosisiniiied（5.19）sin()221222ii式中：为应力，e为第i层厚度，为第i层的铺向角。i将式（5.12）～（5.15）代入式（5.19）可得iicos()41112iDiQSupiicosiisiniied(11)22(12)1sin()204XS1222iciicos()41112iDiSupiicosiisiniied(22)22(12)1sin()2904YS1222ic（5.20）3iicos()81112iDi3Supiicosiisiniied(22)22(12)1sin()2458YS1222ic3iicos()81112iDi3Sup11ii2212cosiisiniied458()()1sin(i)2XS1222c将公式（5.23）简化，下面仅以0度层为例：62 第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压理论分析iicos()41112DiQ0Supiicossiniied(11)22(12)1sin()204XS1222cN4Sup(icosisin)Dedi（5.21）0ii1112(11)22(12)124XSciD422NeXcosSsind0c24式中：N为0层的总层数。0本试验所用平纹编织复合材料单层基本强度参数如下表所示：表5.1单层平纹编织复合材料基本强度材料名称X/MPaY/MPaS/MPaccT700SC-12k-50C/#251070069060将平纹编织复合材料单层基本强度参数代入上式中，然后通过maple积分得到iQ758.74NeD（5.22）00上式中推导过程应用了拉格朗日条件极值法。其余各层均按上述方法简化后，可得到本文所研究的编织复合材料层合板单钉双剪挤压破坏载荷估算公式为：iiiiQ758.74NeD747.58NeD1126.3NeD1131.6NeD（5.23）b0904545将公式（5.23）除以Dh就可以得到编织复合材料层合板单钉双剪连接挤压强度估算公式：758.74747.581126.31131.6（5.24）ult0904545式中：、、、分别为0层、90层、45层以及45层所占的比例。0904545根据以上强度估算公式所得出的挤压破坏强度与试验值比较，得出：表5.2单钉双剪挤压试验值与估算值比较铺层比例试验值估算值试件编号相对误差[0/±45/90]/MPa/MPaM1-F-B4-T[40/20/40]827.5828.320.09%M1-F-B5G-T[25/50/25]994941.06-5.33%M1-F-B6-T[12.5/75/12.5]10071035.002.78%63 第5章平纹编织复合材料单钉双剪挤压理论分析从上表中强度估算结果与单钉双剪挤压试验结果对比中，我们可以看出通过本估算理论所得出的结果与试验结果吻合的比较好，误差均小于10%，满足工程设计中精度要求。本估算表达式形式简单，易于计算，试用与对编织复合材料层合板单钉双剪挤压初步设计时的强度估算。5.4本章小结本章针对平纹编织复合材料单钉双剪挤压，将上限理论应用到计算中去，并基于Hashin失效准则，探究了一种简便而行之有效的方法用于本文所涉及的平纹编织复合材料的层合板单钉双剪挤压强度计算。本估算方法相比于试验方法，能节约大量的资源和成本。本方法在初期初步估算本试验范围内平纹编织复合材料层合板挤压强度时有实际参考价值，适合工程应用分析。64 第6章结论与展望第6章结论与展望6.1结论文主要从试验角度出发，围绕编织复合材料连接接头性能，在前人工作的基础上，展开了一系列基础性、探究性的研究。首先对编织复合材料不同胶层厚度单搭接胶接接头进行对比性试验。从试验结果表明，在同种破坏模式下及相同载荷和边界条件下，对载荷同轴单搭接接头而言，在本试验范围内，随着胶层厚度增加，单搭接接头承载力下降。切割凹槽深度对较薄胶层单搭接试验件产生的影响较为明显，切割正好会发生胶接面粘附破坏，切割过深会造成复合材料产生初始损伤发生层间破坏，切割过浅会在残余胶接剂处产生应力集中，发生内聚破坏。本文又基于ABAQUS模拟，更深层次解析切割凹槽深度的影响，模拟结果与试验结果相符。在发生粘附破坏条件下，胶层中等效应力沿胶接长度呈盆状分布，最大等效应力出现在胶层端部，中部最小。在本试验范围内，虽然载荷同轴，但除剪应力外其它应力不可忽略。在拉伸过程中，复合材料被粘处会发生转动，特别是当复合材料刚度较低时，转动会更加明显，这时胶层中的正应力以及剥离应力在拉伸破坏时可能会起到主导作用，破坏形式很可能不是剪切破坏而是承载力较弱的剥离破坏。此时破坏条件会变得更加复杂，纯剪理论在本试验范围内就会产生很大的偏差。其次，本文又开展了平纹编织复合材料单钉双剪挤压性能分析，对不同铺层比例的平纹编织复合材料单钉双剪挤压连接的破坏模式以及破坏强度进行分析并探究其规律性。试验结果表明，针对编织复合材料，本文所研究的三种铺层比例的试件的破坏模式均为局部挤压破坏。对于编织复合材料单钉双剪挤压试验试件平均破坏强度，在本试验范围内，随着±45度铺层所占比例的增加而非线性提高。在单钉双剪挤压过程中，三种铺层比例的试件都会出现初始损伤点，即出现首层失效，这也符合复合材料逐层失效理论，并且随着±45度铺层所占比例的增加，破坏的逐层失效过程越来越不明显。初始损伤点所对应的应力值也随着±45铺层所占比例的增加非线性提高，但是初始损伤点所对应的应变却没有呈现出规律性，这是由于应变测量存在误差。65 第6章结论与展望接着，通过有限元建模，对编织复合材料单钉双剪挤压初始失效层进行了0分析。不同角度铺层初始失效点都在孔周0处，但是其应力状态控制值不尽相同。并且随着挤压位移的增大，各层最大应力状态值增大，当最大应力状态值达到1时，该层失效。在相同挤压位移作用下，越靠近层合板内部的单层越容易首先发生破坏，也就是相比于铺层角度的影响，单层在层合板中的位置对初始失效层的判定影响更大。在柱坐标下孔周径向挤压应力并不是均匀分布钉孔挤压接触面上，不同铺层主要承受径向压力区域也不尽相同。45度铺层在[3/8,3/8]范围内承受大部分径向压力，可以认为45度铺层失效区域为[3/8,3/8]。90度和0度铺层在[/4,/4]范围内承受大部分径向压力，可以认为90度和0度铺层失效区域为[/4,/4]。最后，本文又将上限理论引入到平纹编织复合材料层合板挤压强度理论计算中，探究了一种较为简便地且有效地预测本试验范围内平纹编织复合材料层合板单钉双剪挤压强度方法。计算结果与试验值相比，误差在允许范围内。因此本方法在初期初步估算本试验范围内平纹编织复合材料层合板单钉双剪挤压强度时有实际参考价值。6.2展望通过本文的研究工作，虽然取得一定成果，但由于本人水平有限，还有很多研究需要进一步完善。并且由于编织复合材料结构的复杂性，在某些方面还处于探讨性研究，尚存在不足和值得商榷之处。（1）针对本文所提到的单搭接胶接接头的强度估算方法由于忽略了除剪应力外其它应力的影响，因此存在有很大的不足之处。从计算结果可以看出，其它应力不可忽略，且对结果的影响还比较明显。希望以后可以综合考虑多种应力并存状态，结合合适破坏理论方法，探究出一种更结合实际情况的方法。（2）本文对编织复合材料层合板不同铺层顺序对挤压性能影响研究时，由于条件所限，并未进行大量对比试验。希望今后能参考本文结果，进行大量对比性试验，得到更为可靠的结果。（3）本文在对编织复合材料层合板单钉双剪挤压行为模拟时，并未模拟出其真实的破坏情况。希望今后能在ABAQUS子程序中进行真实破坏分析，得到挤压破坏过程。66 第6章结论与展望（4）本文在最后进行单钉双剪挤压强度估算时，只考虑了不同铺层比例的影响。其实对于单钉双剪挤压强度的影响因素很多，希望今后能综合考虑其影响因素，探究出一个更加符合实际情况的理论。本结果仅限于本试验范围内平纹编织复合材料单钉双剪挤压初步设计中，适用的广泛性不好。67 致谢致谢白驹过隙，岁月如梭。转瞬间，漫长又短暂的三年研究生生活匆匆而去。回想过去，有过彷徨、退缩，但幸运的我总有良师益友相伴。值此论文完稿之际，首先特别感谢我的导师彭南陵教授、管国阳副教授。他们一丝不苟、精益求精的学术作风是我在学术上孜孜以求的境界。这几年，很有幸能领略到彭老师的渊博以及管老师的平和。本篇论文的形成，无疑凝聚着二位导师的许多心血。绵绵师恩，永志不忘；愿吾恩师，桃李芬芳。感谢力学实验中心梁洪老师、谢立新老师在论文试验方面的莫大帮助和指导。感谢在有限元模拟方面给予帮助的周强老师。也感谢力学实验中心的其余各位老师，研究生阶段的学习与他们严格、无私、高质量的教导有着千丝万缕的联系，在此表达我最诚挚的谢意。感谢室友周文华，我的二弟彭琪，三弟李凡，感谢12级的兄弟们，还有13级、14级所有师弟妹们，天下无不散之宴席！希望各位前程似锦，友谊长青。感谢师弟马文龙，孙滔，刘志昌，吴启辉以及师妹张迎，谢谢这几年有你们的陪伴。感谢含辛茹苦养育我的父母，感谢我的爱人郭晴晴的支持。感谢评阅本论文和出席论文答辩的各位专家、教授在百忙中给予的指点。陈涛2015年5月68 参考文献参考文献[1]郭玉明,冯志海,王金明.高性能PAN基碳纤维及其复合材料在航天领域的应用.高科技纤维与应用，2007.[2]M.O.W.理查德逊,聚合物工程复合材料,山东化工研究所译注,国防工业出版社,北京,1988.[3]吴德隆,沈怀荣.纺织结构复合材料的力学性能（M）.国防科技大学出版社，1998.[4]ThaxtonC,ReidR,Ei-ShiekhA.Adcancesin3-DimensionalBraiding.N93-14748.[5]沈观林,胡更开.复合材料力学.清华大学出版社,2006.[6]R.D.Mindlin.Influenceofrotatoryinertiaandshearonflexuralmotionsofisotropicelasticplates,J.A.M,Mar,31-38,1987.[7]张铱粉,温玄玲,陈浩然.复合材料层合板的高阶理论分析.大连理工大学学报.1993.[8]钟万韶编著,弹性力学求解新体系.大连理工大学出版社.1995.[9]周仕刚等.复合材料层合板的强度[J].玻璃钢/复合材料,1997.[10]周仕刚,嵇醒.复合材料层合板强度极限[J].玻璃钢/复合材料,1996(5).[11]陈祥宝.聚合物基复合材料手册.北京:化学工业出版社,2004.[12]GolandM,ReissnerE.Thestressesincementedjoints[J].JournalofAppliedMechanics,ASME,1974,11(1):A17~A27.[13]OplingerDW.Effectsofadherenddeflectionsinsinglelapjoints[J].InternationalJournalofSolidsandStructures,1994,31(18):2565~2587.[14]TsaiM,OplingerD,MortonJ.Improvedtheoreticalsolutionsforadhesivelapjoints[J].InternationalJournalofSolidsandStructures,1998,35(12):1163~1185.[15]AllmanD.Atheoryforelasticstressesinadhesivebondedlapjoints[J].JournalofMechanicsandAppliedMathematics,1977,30(4):415~436.[16]KutschaD.Mechanicsofadhesive-bondedlap-typejoints:surveyandreview[R].TechnicalReportAFML-TDR,1984,3(24):64~298.[17]YangC,SunW,TomblinJ.Asemi-analyticalmethodfordeterminingthestrainenergyreleaserateofcracksinadhesively-bondedsingle-lapcompositejoints[J].JournalofCompositeMaterials,2007,41:1579~1602.[18]CampilhoRDSG,deMouraMFSF.Bucklingstrengthofadhesively-bondedsingleanddouble-straprepairsoncarbon-epoxystructures[J].CompositesScienceandTechnology,2010,70:371~379.[19]MadhusudhanaKS,NarasimhanR.Experimentalandnumericalinvestigationsofmixedmodecrackgrowthresistanceofaductileadhesivejoint[J].EngineeringFractureMechanics,2002,69:865~883.[20]JiGF,YangZY,LiGQ.EffectsofadhesivethicknessonglobalandlocalMode-Iinterfacialfractureofbondedjoints[J].InternationalJournalofSolidsandStructures,2010,69 参考文献47:2445~2458.[21]CHIEN-CHANGLIN.Adhesiveinterfaceelementforbondingoflaminatedplates.CompositeStrucures,1993,23:217-225.[22]郑长良，陈浩然等.复合材料胶接连接结构应力分析的一种有限元法.复合材料进展.航空工业出版社，1994.[23]WhitneyJM,NuismerRJ.StressfracturecriteriaforlaminatedcompositecontainingStressconcentration[J].JournalofCompositeMaterials，1975.8:253~265.[24]YaoWeixing.Onthenotchedstrengthofcompositelaminates[J].CompositeScienceandTechnology，1992.45(2):105~110.[25]杨显昆,郑锡涛,等.复合材料层合板单钉双剪连接挤压强度的一种工程估算方法[J].复合材料学报,2012.[26]FoxD.E.,Swaim.StatiStrengthCharaeteristiesofMeehanieallyFastened[J].Composite.Joints.NASA/TM,1999,209:735-745.[27]MeCarthyC.T.,M.Me.CarthyA.,Three-dimensionalFiniteElementAnalysisofSingle-bolt,Single-lapCompositeBoltedJoints:Part11-effeetsofbolt-holeelearanee,CompositeStruet-ures.2005,71:159-175.[28]MeCarthyM.A,MeCarthyC.T.andPadhiG.S.,ASimpleMethodforDeterminingtheEffeetsofBolt-holeClearanceonLoadDistributioninSingle-eolumnMultiboltCompsiteJoints[J].CompositeStruetures,2006,73(l):78-87.[29]AlaattinAktas.BearingStrengthofCarbonEpoxyLaminatesUnderStaticandDynamicLoading[J].CompositeStruetures,2005,67(4):485-489.[30]Heung-JoonPark.EffectsofStaekingSequenceandClampingForceonTheBearingStrengthsofMechanieaFastenedJointsinCompositeLaminates[J].CompositeStructures,2001,53(2):213-221.[31]StarikoVR.,Sehon[J].,Quasi-staticBehaviorofCompositeJointsWithProtruding-head-bolts[J].CompositeStruetures,2001,51:411-425.[32]IremanT.,RanvikT.OnDamageDevelopmentinMeehanieallyFastenedCompositeLami-nates[J].CompositeStruetures,2000,49:151-171.[33]SunH.T.,ChangF.K.Theresponseofcompositejointswithbolt-clampingloads,Partl:Modeldevelopment[J].JCompos.Mater.2002,36(l):47-67.[34]QuinW.J.,MatthewsF.L.,TheeffectofstackingsequenceonthepinbearingstrengthinglassfibrereinforcedPlastic[J].J.Compos.Mater.1977,11:139-145.[35]CollingsT.A.,BeauchampM.J.,BearingdeflectionbehaviorofaloadedholeInCFRP[J],Composites1984,15:33-38.[36]CarloG.D.,CamanhoPedroP.FailureCriteriaforFRPLaminatesinPlancestress.NASA/TM.2003.[37]顾亦磊.复合材料机械连接强度分析及影响因素研究.西北工业大学硕士论文:2006.[38]Camanho,P.P.andMatthews,F.L.,AProgressiveDamageModelforMechanicallyFastenedJointsinCompositeLaminates[J],JournalofCompositeMaterials,1999,33(24):70 参考文献2248-2280.[39]刘刚.某火炮架体动态特性的研究.南京理工大学.硕士论文:2008.[40]李刚.炮塔结构动力学非线性有限元分析.南京理工大学硕士论文:2006.[41]崔海燕.百米钢轨矫前弯曲度与残余应力的研究.内蒙古科技大学硕士论文:2009.[42]关长文,陈浩然,郑长良,等.复合材料和结构机械连接件破坏历程的数值模拟与试验验证[J].航空学报,1995,16(2):143-147.[43]GuanChangwen,ChenHaoran,etal.Numericalsimulationandexperimentalverificationoffailureprocessandload-carryingcapacityformechanicallyfastenedjointsincompositematerialsandstructures[J].ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,1995.[44]陈鹏飞,赵美英.基于单层特征曲线法的复合材料机械连接接头强度分析[J].强度与环境,2008.[45]王丹勇,温卫冬.复合材料单向层合板损伤失效试验研究[J].复合材料学报,2007.[46]OualidL,GillesF.Ultimatestrengthofpin-loadedcompositelaminates:Alimitanalysisapproach[J].CompositeStructures,2011,93:1217-1224.71