σθ =-]-
M
( λ-1)( λ-1)
( λ+ 1)B1 [-ri + λr ]+
B
M
(
λ+1)
-(
λ+1)
-1)B2 [r i -
r ](2)
B 式中 :
-(
λ+1)
-1)
-
1) -(
λ+1)
H=re ri -re ri λ) 2
B=-(
λ + 1) 2 (ri re )--1) (r -1e-r -1i+
) 2
- 1) 2 (ri re )-
-1) (r
e -ri
(
λ+1)
-(
λ+1)
B1 = 2 (
λ -1)[r e -
-ri ] -1 -1
B2 = 2 (
λ + 1)[re λ-ri ]其他参数参见式 (1)及图 3。
图 3 圆环形接头二维应力计算模型 Fig13 2D Stress calculation model of annular joint
平面环绕铺层接头强度分析取接头上半圆为受力严重及重点强度校核部位。如果假设接头的连接轴销 (或衬套 )为刚性 ,忽略摩擦力作用 ,则接头的计算模型可视为内圆受内压的力学分析模
型 ,即图 3的情形。设接头内、外圆半径为 ri 和
re ,内压沿内圆壁面均匀分布 ,且有
pi = F1 2 ri t1 (3)
设计接头材料取 T300/ Q Y8911 ,材料性能以及计算参数如下 :
Eθ = 1351 0 GPa
Er = 81 8 GPa
λ =Eθ/Er = 151 341
re = 301 0 mm
ri = 181 0 mm
X= 1541 8 MPa
t1 = 01 36 ×(20 + 20)= 141 4 mm
将上述参数代入式 (5)得
γ
-1
2 r1 t1
X=
F1 max =
γ
+ 1
151341
2 ×18
1 0 ×141 411 66721 0 ×
-1
××
151341
+ 1 1541 8 = 1971 5 kN (6) 151 341 11 66721 0 ×
F1max即为控制破坏的接头中环绕铺层部分的破坏载荷。
3 平面型环绕接头的静力拉伸试验考核
对于平面环绕型接头拉伸试验 ,在接头的厚度方向施加一个预压载荷 ,用于降低接头的应力集中 ,从而提高承载能力 ,这个预压载荷的施加通过螺栓螺纹拧紧力矩实现。拧紧力矩的大小 ,直接影响着接头的应力分布 ,为了给出适当的拧紧力矩 ,分别进行了 5种拧紧力矩 (0 ,100 ,200 ,300和 500 N ·m)的拉抻载荷预备试验 ,预拉抻载荷为 0～90 kN,进行了各级载荷下的应变测量 ,最 终确定了两种预紧力大小 (100 N ·m ,500 N ·
m)进行接头的正式拉伸试验。在施加拧紧力矩
时 ,在螺栓和螺帽端头等摩擦部位均涂有润滑油。拉抻试验共进行了 6件。拧紧力矩为 500 N
·m复合材料试件 3件 ,拧紧力矩为 100 N ·m的 3件。另外 ,复合材料拉伸试件全部进行了孔变形及应变测量 (应变贴片如图 4所示 ),孔变形测量的载荷与应变测量的载荷全部相同 ,全部 6个试件的破坏试验均记录了试验夹头位移。静力拉伸的试验结果如表 1所示。
图 4 应变片贴片布局示意图
Fig1 4 Sketch map of strain chip layout
表 1 接头试验结果
Table 1 Test results of laminated composite joint
试验试件拧紧力矩 初始损伤 破坏载荷 状态编号/ (N ·m)孔变形 /mm/kN/kN
拉伸 L1 L3 L4 L5 L7 L9 500 100 100 500 500 100 11 125 11 250 11 250 11 250 11 175 / 185 204 231 219 215 180 242 232 248 230 236 238
平均值 23717 kN
式(6)的分析计算较试验结果平均低 17 %,其理论估计偏于保守的原因应在于未考虑试验中预压载荷对接头孔边应力集中的降低作用。拧紧力矩对大端面的作用使其与复合材料接头端面的摩擦力增大 ,从而部分改变了总施加载荷对接头孔壁的作用方式 ;另一方面 ,预压载荷对金属衬套的膨胀作用可起到降低接头孔边应力集中的作用。
4 结 论
借鉴国外在大型民用客机结构主承力接头的设计应用实践 ,对广泛应用的铺层复合材料结构技术开展了平面环绕型层压板式复合材料承力接头的设计、分析与试验研究。提出了具体的设计方案并在工程研制中得以实现 ;通过细致的理论分析 ,推导了环形接头危险部位的强度解析表达 ,预测了具体接头设计的承载能力 ;完成了平面环绕型层压板复合材料接头的静力试验 ,试验结果与理论预测吻合性较好 ,达到了设计技术目标。本文研究工作的进一步深入 ,可为中国大型飞机复合材料舵面主承力接头的工程设计与应用提供有力的工程技术基础。
参 考 文 献
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