复合材料薄壁方管准静态轴向压缩失效机理及吸能特性

高分子材料科学与工程

POLYMERMATERIALSSCIENCEANDENGINEERING

Vol.35,No.8Au.2019g

复合材料薄壁方管准静态轴向压缩失效机理及吸能特性

22222

,周 坤1,,裴 惠1,,解 江1,,牟浩蕾1,,詹绍正3,杨鹏飞3冯振宇1,

(1.民航航空器适航审定技术重点实验室,天津300300;2.中国民航大学适航学院,天津300300;

)陕西西安73.中国飞机强度研究所结构冲击动力学航空科技重点实验室,10065

]摘要:以[进行准静态轴向压缩试验,研究其轴向压缩失效模式及破±453s铺层的碳纤维增强复合材料薄壁方管为对象,[]坏吸能特性。试验结果表明,在局部屈曲±453s方管在准静态轴向压缩载荷作用下的破坏模式为局部屈曲失效模式;区,失效主要表现为纤维与基体断裂、分层以及轴向与纵向裂纹扩展,并耗散大量能量;在弹性区,能量耗散大部分由于层间分层,少部分来自于纤维与基体弹性变形。基于P研究建立uck2000基体失效准则与YamadaSun纤维失效准则,单层壳、多层壳、层合壳3种有限元模型,对方管轴向压缩失效模式和吸能特性进行模拟。仿真结果表明,3种有限元模]]型能够在一定程度上复现[但层合壳模型能够更好地模拟[±45±453s方管轴向压缩失效模式及吸能特性,3s方管局部屈曲的失效模式,且比吸能误差最小,仿真结果与试验结果最接近。

关键词:复合材料薄壁结构;失效机理;吸能特性;单层壳模型;多层壳模型;层合壳模型()中图分类号:TB334 文献标识码:A 文章编号:1000-7555201908-0094-11

比刚度高及可设 由于复合材料具有比强度高、

计性好等优点,被广泛应用于运输类飞机和旋翼类航空器上,将其作为缓冲吸能结构能够对乘员起到很好

1~3]

。复合材料在现代航空器上的的安全保护作用[

[6]

针对复合材料薄壁管件轴向压缩试验,也提malis1

、出4种不同的宏观破坏模式:分层破坏)I型(II型[7]

针对碳纤维复合材料薄壁半圆形立柱进Jackson1

行准静态轴向压缩试验,试件呈现出张开型压缩失效

向剪切破坏、层束弯曲破坏和局部屈曲破坏。Ma-、。和I脆性断裂破坏)渐进屈曲破坏)II型(IV型(

应用范围越来越广,比例越来越大,如波音787和空

[]

客A其客350的复合材料使用比例已经超过50%4,

舱地板下部或货舱地板下部都布置大量复合材料薄壁吸能结构,可以吸收大量坠撞冲击能量从而保护乘并布置复合材料薄壁吸能结构,通过复合材料自身结构的分层、纤维断裂、基体开裂、纤维与基体的弹性变形等破坏来吸收大量能量,能够有效提高航空器适坠

6]

。性能[

形貌,随着轴向压缩进行,试件在管壁中面处发生层间分离并分别向内和向外弯曲,部分层束发生断裂并

[]18

伴有碎屑产生。Wang针对复合材料薄壁圆管进

5]

。合理设计员安全,是改善适坠性能的可设计区域[

行准静态轴向压缩试验,在试件轴向压缩过程中,层束分别向内外发生断裂,管壁面出现大量裂纹,在试

[9]

件底部发现大量碎片。P等针对玻璃纤alanivelu1

维聚酯复合材料圆管与方管进行动态冲击试验,基于试验结果将复合材料管件失效模式分为周向分层、轴向开裂、层束弯曲和纤维断裂4种。复合材料薄壁结构破坏模式和破坏机理复杂,至今没有形成像金属薄壁管件结构那样统一的宏观破坏模式的命名,对复合材料薄壁结构失效模式及破坏机理仍是研究的热点。

随着有限元技术的发展,使通过仿真手段进行复合材料薄壁结构失效模式及吸能特性研究成为可能。

][4]7~13

。H破坏模式及破坏机理进行了大量研究[ull1

近些年,国内外对复合材料薄壁结构的轴向压缩

对纤维增强复合材料薄壁圆柱壳进行准静态轴向压缩试验,将其宏观失效模式分为张开型(即层间裂纹,导致分层扩展)和碎片性(即材料碎裂)并分析了不

[15]

同失效模式下的破坏机理。Farley则将纤维增强

复合材料结构的稳态轴向压缩破坏过程分为3类:横

:/doi10.16865.cnki.1000-7555.2019.0220j

收稿日期:2018-12-26

);)基金项目:高校基本科研业务费中国民航大学专项(中国民航大学科研启动基金(31220170202017QD10S:通讯联系人:冯振宇,主要从事飞机结构强度及适航审定技术研究, E-mailcaucstructure@163.com

第8期

冯振宇等:复合材料薄壁方管准静态轴向压缩失效机理及吸能特性

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[0]

对复合材料方管分别建立了单层壳和多Bussadori2

层壳模型,基于多层壳模型对网格尺寸、建模层数及

2 轴向压缩破坏机理及吸能特性分析

2.1 轴向压缩破坏机理

]Fi.3给出了[±45g3s方管轴向准静态轴向压缩过程。在上部移动压盘的轴向压缩作用下,复合材料随着轴向压缩过程的继续进行,方管各面纤维与基体。方管最终压缩在局部区域发生屈曲,如Fi.3(b)g);薄壁方管上端部薄弱环节先发生破坏,如Fi.3(ag()。方管最终压缩至1形成多个屈曲区,如Fi.3c20g

刚性墙与管件的摩擦系数、层间材料断裂能等参数对方管吸能特性的影响进行研究。研究表明,多层壳建模方法得到的比吸能比试验结果偏低,主要是由于所建模型无法准确复现方管在轴向压缩载荷下的失效方式。而单层壳模型能够较为精确地模拟结构吸收的能量,但仿真得到的失效形貌与试验结果不同。冯振宇、解江等

[21,22]

基于碳纤维增强复合材料圆管准

静态轴向压缩试验结果,建立了圆管的层合壳有限元卸载后,试验件发生较大程度的回弹,至1mm,35

mm。

模型,分别采用了2种不同的失效准则,研究了铺层角度对初始峰值载荷及比吸能等特性的影响,仿真得到的吸能特性参数与试验吻合较好,但用hang失效准则仿真得到的失效形貌与试验Ch不an同g-。目前为止,对复合材料薄壁结构失效模式模拟及吸能分析与评估的有限元分析技术仍是一项极具挑战性的工作。

[本文以复合材料薄壁方管结构为研究对象,对

±45]3s方管进行准静态轴向压缩试验,

分析其失效模式及破坏吸能机理。采用显式动力学有限元方法,结合Puck2000基体失效准则与YamadaSun纤维失效准则,研究复合材料薄壁方管单层壳、多层壳、层合壳有限元建模方法,分别建立基于试验失效模型及吸能分析3种不同的有限元模型进行轴向压缩仿真,评价指标,评估并验证有限元模型及建模方法。

复合材料方管试验件及准静态轴向压缩试

验

复合材料薄壁方管由压成型工艺层合而成,加工T7模00具/3如234预浸料经过热

通过后期加工,在试验件顶端引入Fi)所示。环节,方管高度45°外g.倒1(角a的薄弱纤维方向与0mm,H为为5壁厚t为方管轴线11.5的5mm0mm夹角,,

,其中截面为正方形如,θ为铺层角度,边长L,

是管铺层方式为[±45]3sFi.所示。方示。

,方管试验g件1如(bFi)g.1(c)所复合材料薄壁方管准静态轴向压缩试验采用英斯特朗电子万能试验机,调整上部移动压盘和下部固定压盘使其相互平行,然后直接将试验件放置在下部固定压盘的中心,带如Fig.2所示。在室45温°外倒角薄弱环节的一端向上,下,上部移动压盘以min的速度对试验件进行匀速加载。

5mm/Fig.1 Squaretubesp

ecimenFig.2 Quasi-staticcrushingtestset-up

Fig.3 Crushingprocessdiagramofsq

uaretube [±45]3s复合材料薄壁方管试验件轴向压缩后

的破坏形貌如式的溃缩形貌F,i为g.典4(型a)的所局示部,呈屈现曲出失类效似模“式手[1风5

]琴”F()所示(),如

角发生明显的角开裂失效ig.4b。从Fig

.4c,方管端部有分层失效中可以发现,方管的4个。整

C196

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Fi.4 Failuremodeofsuaretubegq

向裂纹。基体在屈曲区发生局部脆性断裂,小部分纤维发生断裂;方管侧壁大部分斜向±4交叉的纤维5°在轴压下发生弹性变形,同时可观察到一部分纤维拔出及断裂。

)试验件进行扫描,扫描后的三维图像如F所i.5(ag示,X截面离顶端距离为15mm,Y截面离前端距离为方管试验件的顶视图(的扫描图,可以清X截面))且试验件内部发生明显的分层失效。F为方i.5(cg)管试验件的正视图(的扫描图,为方Y截面)Fi.5(dg管试验件的侧视图(的扫描图,可以看到方管Z截面)侧壁形成的多个屈曲区,大量纤维与基体屈曲,发生弹性变形而未发生断裂,少量纤维与基体断裂,大量

Fi.5 Three-dimensionalimaesofsuaretubesecimenggqp

基于工业CT扫描测量机对轴向压缩后的方管

为15mm,Z截面离左端距离为15mm。Fi.5(b)g晰看到方管试验件的直角处纤维断裂,发生角开裂,

的纤维与基体屈曲使得层间剪应力增大,产生层间裂纹从而引起管壁各铺层的层间开裂,发生明显的分层[]失效。因此,±453s复合材料薄壁方管试验件轴向压缩的破坏吸能机理主要为层内裂纹扩展及层间分层、弹性区内纤维与基体弹性变形、屈曲区纤维与基体断裂、轴向与纵向裂纹扩展。

个方管被压缩形成多个屈曲区,相邻屈曲区之间的方管以弹性变形为主,伴随着分层失效,简称为弹性区,跨距约在1其0~15mm左右。方管四周端部开裂,中1个面出现1条长约8宽约05mm、.45mm的轴

第8期

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2.2 吸能特性评价指标

、根据载荷位移曲线,采用比吸能(初始峰-SEA)值载荷(和平均压缩载荷(作为吸能特性FmaFmex)an)评价指标。

方法,其吸能特性评价指标值如Tab.1所示。

ParametersValue

/FmakNx37.10

/FmekNan11.81

Tab.1 Ener-absortionmetricsperformanceparametersgyp

/(·kSEAkJg-1)

26.

SEA是结构在有效压缩破坏距离内单位质量吸

收的能量,计算公式如下:∫FdlE()SEA==1

AlAlρρ——在压缩位移上对载荷进行积分得到的吸式中:E———压缩载荷;——材料密度;——有效横能量;F—A—ρ—3 复合材料方管结构有限元模型

为了研究复合材料方管的轴向压缩失效模式及吸能特性,建立了3种不同离散方式的复合材料方管有限元模型,即:单层壳模型、多层壳模型、层合壳模截面积;lF———压缩距离。max是结构被压缩破坏的门槛值,

用于评价结构在外力作用下发生破坏吸能难易程度的指标,是载荷-位移曲线上的第Fmean是整个压缩过程的载荷平均值1个峰值。,如公式(2):Fmean∫Fds(2)式中:s———=

压缩位S移;S位移。

———整个压缩过程的压缩总.3 [吸能特性分析±45]3s方管准静态轴向压缩试验的载荷

曲线如Fi.6所示。OA阶段是压缩初始阶段-位移,在处载荷达到初始峰值载荷g

。在A,随后出现分层,载荷急剧下降AB阶段方管倒角区被压扁。在持续压缩

C阶段,

方管被压缩形成多个屈曲区。因此,方管被逐段叠缩破坏耗散能量,且载荷变化不大,在平均载荷附近上下波动。在持续压缩,压缩载荷又急剧上升。在轴向压缩过程中CD阶段,方管逐渐压实,吸收的总能量由OABC段曲线下的面积来表示。

Fig.6 Load-disp

lacementcurveoftest 了保证计算结[±45]3s方管最后被压实,载荷又急速增大。为果的准确性,取方管载荷位移曲线的前80mm进行分析。根据吸能特性评估指标计算

-上型,有限元模型示意图如用一层壳单元模拟复合材料方管管壁Fig.7所示。单层壳模型采,单层壳单元内部包含所有的复合材料铺层,如层壳模型采用多层壳单元模拟复合材料层合板Fig.7(a)所示,。每层多壳单元内部包含多层复合材料铺层,如示。层合壳模型是对每层复合材料铺层单独建立一Fig.7(b)所层壳单元,并通过胶粘单元将各层壳单元“层合”在一起,如部节点的自由度全部被约束Fig.7(c)所示。复合材。料在保证仿真精度的前方管有限元模型底提下,为了提高计算效率,通过设置不同的轴向压缩速度来对比载荷位移曲线,确定本板的轴向压缩速度为-文仿真过程中压6m/s[2

3~25

]。Fig.7 Diag

ramoffiniteelementmodelss(taa)ck:esdinsghleel-lmlayeorsdel

hellmodel;(b):multi-layershellmodel;(c):3.1 单层壳模型

建立的方管单层壳模型由1层壳单元组成,含1格尺寸大小2个复合材料铺层,如为1.7mm×1Fig.8所示。单层壳模型网.7mm,共有10347个单元,型顶端第10474个节点。单层壳模型厚度为单元厚度设定为1圈壳单元厚度设定为0.1.5mm第2,但模圈壳节。同时在方管四周建立角单元来模拟四周角处开

1mm,来模拟顶端455°mm外倒角薄弱环,裂,压板在轴向压缩过程中不发生任何变形,其网格尺寸相对较大。采用主频GB内存的工作站来计算单层壳模型3.06GHz的,

计算时间约需4核CPU、48

10min

。2B98

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Fi.8 Sinlelaershellmodelandlauggyyp

Fi.9 Multi-laershellmodelandlaugyyp

Fi.10 Stackedshellmodelandlaugyp

3.2 多层壳模型

建立的方管多层壳模型由3层壳单元组成,每层/-壳单元含4个铺层,如F即内层[i.9所示,+45g

/+4/-4],/-4/-4/+4]中间层[和外4555+45555

/+4/-4/+4]。层与层之间通过设置胶层[-45555

粘单元实现连接,通过失效模式控制层间失效。多层

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冯振宇等:复合材料薄壁方管准静态轴向压缩失效机理及吸能特性

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30763个单元,31122个节点。3层壳单元高度从内

侧到外侧依次递减0来模拟顶端4外倒角薄.5mm,5°GHz的4核CPU、48GB内存的工作站来计算多层壳模型,计算时间约需2.5h。

壳模型网格尺寸大小为1共有.7mm×1.7mm,弱环节,壳单元厚度为1.5mm。采用主频3.06

通过设置胶粘单元实现连接,通过失效模式控制层间共有1mm,34703个单元,136200个节点。层合壳模

型壳单元高度从内侧到外侧依次递减0来.125mm,mm。采用主频3.06GHz的4核CPU、48GB内存失效。层合壳模型网格尺寸大小为1.7mm×1.7模拟顶端4壳单元厚度为15°外倒角薄弱环节,.5

Tab.2 Compositemodelp

arametersParRametersYoMuansgs’dsmenDsoietsdycruloiufp

tspiilondynim

raetcetirioan1lg

U/cnimt3VEE0HO0tt12Young

’smodulusindirection2G1a1.l5u2eGPPaa8.276

1E0c1CompressiviendfiibreerYctioon1

ungmodulusGPa117G012

Shearmodulusin1,2-planeGPa3.6RNU12

MPoissonratioin1,2plane

0.317

R222+CaotrmipxrteesnsisvileettrraansversestrengthGGPa0R2-MatrixInitialtrannsssvvheeenrrasssrveeseddtraarseemmnaagstg

gtreeheng

thGPPaa

0.0415Y1c2p

lliimmiittGGPPaa11/22

00.1..0084745DY0p

Criticaltra/0.01max

Maximumallowedvalueforshear

0.8

EEPPSSIIffttui

TTeennsislielefifbibereruiltniitmiaaltestsrtarianin

00..00220144GAMMACommopdruelsussivceorfraeccttoironof0EPSIfci

Comp

ressivefiberinitialstrain0DEAMPSIpfocsutComp

Proessivefiberultimatestrain0.00R0

Istdneitdniaianlmgyaligaeelwdofmsmtruealtstisrix0.91.0916BEmTAHarplierGGPPaa

02.0.1

25Hardeninglawexp

onent0.75AShearandctoruapnlsivnegrsf

eacptloarsticstrain

0.3pp1122ctSSlloopp

ee1200..44Xt11Tensilefiberstrenth/0.72Xc11

sCtroemnp

g

rtefhso/srsitvfreaiaitlneunre

gstrainfsoirlefafiilbuerre0.56

.3 层合壳模型

建立的方管层合壳模型由1个铺层,如Fig

.1012层壳单元组成,每层壳单元含所示。层与层之间的工作站来计算层合壳模型,计算时间约需3.4 材料模型

8h。方管材料模型采用全局单向层模型,该模型将纤维与基体看作一个整体并采用均质的连续介质力学来描述复合材料单层,层内每一单元的力学行为可以是弹性模型或是带有应变率效应的弹塑性模型。基

于前期开展的复合材料力学性能试验[26]

材料单元素模型,考察材料模型参数对壳,单建元立应复力合应变关系的影响,确定本构模型参数[27],如Tab.2所

-示。

3.5 复合材料失效准则

复合材料方管轴向压缩仿真采用体失效准则和YamadaSun纤维失效准则Puc,k2作为结构000基轴向压缩过程中基体和纤维失效判据。Puck2ì00(0基体失效准则如式():ïïσ12)2(

+)2(σ3

22)

22ï

R12+1-P1+2

RR2122R2+2

+P1+2σR12(σ22≥0)ïï

R112[(σ12)2+(p1-2σ22)2

+p1-2σ22]λM=ïíï

(σ22<

0,0≤|σσ2122|≤Rc2A

2)ïïï2(1+σp122

-2)2R12+σR222-2

ï(-R|σ12|σ2-222)ï[()((σ)]

î22<0,0≤|σσ1222|≤|σc

R12A2

2

|)式中:R2+2,R(3

)2-2,R12体横向压缩强度和基体剪切强度———分别是基体横向拉伸强度。其中失效包线变

、基化斜率p1+2和p-:pR1A

2及各参数之间有如下关系

2-2

=p1-2

R22

12

R2AR12æ2=2p-ö1-2çè1+2p1-2RR2212

-1÷øσ1c

2参数=RR121+2p2-

2

λM2+2超过,R2-2,R12,p1+2且当,pλ1-M2在材料卡中定义

。(4

当)d22=dp1时基体失效,≥ost1时,Mfailost材料卡片中定义的d为抵抗纤=维1旋,d12转=

而。dp残余的抵抗力12和d22经过一定次数的循环后达

3100

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到d直至铺层纤维失效。ost。随后dost保持不变,pp

YmamdaSun纤维失效准则如下:Fail=Fail=

控制层间裂纹长度与层间应力之间的曲线关系,以IFi.11所示。g

型裂纹为例,其应力-裂纹长度之间的曲线关系如

+

——纤维拉伸失效强度;———拉伸面内剪式中:εεfib—12+-———拉伸面外剪切强度;———纤维压缩切强度;εε1311--———压缩面内剪切强度;———压缩面失效强度;εε1213

εεεfib2122132

()+()+(),ε0fib<---εεε111213

εεv1-d)εfib=11+12(22

εεεfib2122132

()+()+(),ε0fib>+++εεε111213

()5

外剪切强度。

.6 层间定义

在方管多层壳和层合壳有限元模型中,为了更好地模拟层间力传递以及层间分层失效,层与层之间采用胶粘单元连接,胶粘单元材料参数如b.3 TiedelementmaterialTab.3所示。

Taparameters

ParametersDescrip

tionUnitValueHcontDistanccoemfp

orutkaitnioenmatics

mm0.3EG0

0NSohremarmalmoodduulluussGGPPaa24

.5SIGprpgNormadesltaremsisnattoiocnontinueGPa0.098GMAAprpg

SheardsetlraemssintaoticoonntinueGPa0.094GuⅠ

GMMooddeeIIIffrraaccttuurreeeenneerrggy

y

JJ0u

Ⅱ0.0.0000427SIGstrtNormadlelsatrmeisnsattiooinnitiate

GPa0.1GAMAstrtSheardesltaremsisnattoioinnitiateGPa

0.1Ncy

cleNBofrcey

dculcetifoonrstress100

间强度GuⅠ和G。在有限元模型中uⅡ

分别为I型和决定了层,采用II型断裂能,Pickett判据[2

8]

型、,将式(I6

I型裂纹以线性叠加的方式进行偶合,IG)该判据如所示iⅠ

。Ⅱ

GuⅠ+GGi

Ⅰu

Ⅱ=1(6

)式中:Gi和GⅡ

———Ⅰ型和Ⅱ型裂纹扩展能量。初始分层应力、持续分层应力和应力折减循环周数用于

i

Fig.11 Stress-delaminationpropag

ationofacohesiveelement 复合材料方管轴向压缩仿真分析

4.1 轴向压缩仿真

真过程Fig。.1可以看出2(a)给出了方管单层壳模型的轴向压缩仿,方管倒角区域被压碎后,少量单元失效,随着轴向压缩的继续,发生屈曲,与曲区。

Fig.4(c)在方管中部区域开始所示一样出现明显的局部屈真过程Fig

。.1可以看出2(b)给出了方管多层壳模型的轴向压缩仿,轴向压缩过程中,方管倒角区域被压碎,与失效,并发生渐进压缩失效Fig.4(c)与Fig.,5纤维与树脂不断堆叠并(b)所示一样产生分层形成屈曲区。

真过程Fig

。.1可以看出2(c)给出了方管层合壳模型的轴向压缩仿,轴向压缩过程中,方管,同时导致4个角向外张开4个管壁的倒角区向内折。随着轴向压缩的继续进行,在剪切载荷作用下,其中两侧管壁中间一列单元失效删除,形成一条轴向裂纹,如

F缩形成多个明显的屈曲区ig

.4(c)所示。随着方管发生渐进压缩失效。

,最终叠综上,单层壳模型、多层壳模型、层合壳模型能够不同程度地复现[±45]3s方管准静态轴向压缩过程。在轴向压缩过程中单层壳模型中部发生较大的屈曲,随着轴向压缩的持续进行容易出现失稳现象;多层壳模型能够在一定程度上模拟角开裂,且发生叠缩现象,并产生不明显屈曲区;层合壳模型能够层间分层,并模拟局部屈曲变形,轴向裂纹及层束弯曲,稳定渐[进叠缩失效模式。因此,层合壳模型能够很好地模拟

±45]3s方管准静态轴向压缩过程。

34 第8期

冯振宇等:复合材料薄壁方管准静态轴向压缩失效机理及吸能特性

101

Fi.12 Axialcrushinrocessofsimulationggp

4.2 吸能特性分析

多层壳模型仿Fi.13给出了单层壳模型仿真、g

Tab.4给出了仿真与试验的吸能特性参数对比。

真、层合壳模型仿真与试验的载荷位移曲线对比图,-

102

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2019年

导致14.52%。主要是单层壳模型只有1层壳单元,在压缩引发端得到初始峰值载荷相对于多层壳及层合壳与试验的偏差最小。

由T单层壳、多层壳、层合壳仿ab.4可以看出,

试验低9.多层壳仿真模型、层合壳仿真模型得68%,到的Fma6.25%、x与试验结果存在低估分别为1

如T单层壳仿真模型得到的Fmaab.4所示,x比果偏差在1在3种模型中偏差最大。多层0%左右,15%,SEA和Fme%。层合an与试验结果偏差小于5

壳模型仿真得到的Fma5%,FmeSEA与试验x小于1an、结果偏差均小于2%,从Fi.12可以看出层合壳模g型仿真峰值出现在2谷值出现在.86mm左右处,仿真结果与试验结果的载荷位移6.51mm左右处,-]曲线吻合性较好。因此,层合壳模型对[±453s方管准静态轴向压缩吸能特性的模拟是最好的。壳模型仿真得到的Fma超过x与试验结果偏差最大,

多层壳与层合壳模型得到的3.81%、0.42%。其中,

Fmei.12gan与试验的偏差均在可接受的范围内。由F可以看出,单层壳模型在压缩至5剩余部0mm左右,分发生整体屈曲,载荷急剧下降,在压缩至80mm处单层壳模型发生断裂,导致仿真得到的比吸能与试验结果偏差较大。层合壳模型相对于多层壳模型得到的比吸能与试验相比偏差较小。

综上,单层壳模型、多层壳模型和层合壳模型获得的仿真结果能够在不同程度上接近试验结果。单层壳模型仿真得到的Fmax与试验结果偏差小于

但S10%,3种模型中偏差最小,EA和Fmean与试验结

真模型得到的Fme3.80%、an与试验的偏差分别为1

Fi.13 Load-dislacementcurvesofsimulationandtestgp

Tab.4 Ener-absorbinetricscharacteristicsoftestandsimulationgygm

Parameters

UnitkNkN

-1·kkJg

Testvalue37.1011.8126.

FmaxFmeanSEASimulation33.5110.1824.18

Sinlelaershellgy

Difference9.68%13.80%9.23%

Simulation31.0711.3625.82

Multilaershelly-

Difference16.25%3.81%3.08%

Simulation31.7111.7627.04

Stackedshell

Difference14.52%0.42%-1.50%

5 结论

能够模拟角开裂、轴向裂纹及层束弯曲失效模式。

的失效模式为典型的局部屈曲失效模式,纤维和基体在屈曲区域发生断裂。基体主要发生脆性断裂,纤维一部分发生断裂,另一部分发生弹性变形。卸载以后,试件的破坏部分会有很大程度的回弹,发挥回弹作用的主要是弹性区未断裂纤维的弹性形变。吸能途径主要通过屈曲区基体及纤维的断裂、层间分层,以及弹性区分层、纤维与基体的弹性变形、层内轴向与纵向裂纹扩展。

()单层壳模型、多层壳模型、层合壳模型仿真结3

果能够在不同程度上接近轴向压缩过程及试验结果。多层3种建模方法均能模拟出一定程度的局部屈曲;

壳模型能够在一定程度上模拟层间分层;层合壳模型

()[]2±453s方管在准静态轴向压缩载荷作用下

()[]1±453s方管在准静态轴向压缩载荷作用下

()层合壳模型仿真获得的载荷位移曲线与试4-验结果吻合性较好,仿真获得的Fmax与试验结构偏差2%。结合Puck2000基体失效准则与YamadaSun

]纤维失效准则,层合壳模型能够很好地模拟[±453s方管的准静态轴向压缩失效形貌及吸能特性。

参考文献:

[]1 SiromaniD,HendersonG,MikitaD,etal.Anexerimentalp

studntheeffectoffailuretriermechanismsontheeneryogggyabsortioncaabilitfCFRPtubesunderaxialcomressionppyop[]J.ComositesPartA,2014,:25-35.p

在15%以内,FmeSEA与试验结果偏差均小于an、

[]2 CarioFD,InarraM,MaruloF,etal.Desinofcomositepggp

,Proced.En.2016,167:88-96.g

]Stanchionsforthecarosubfloorstructureofacivilaircraft[J.g

[]3 BisaniC.Exerimentalinvestiationofthecollasemodesandgpgp

第8期

冯振宇等:复合材料薄壁方管准静态轴向压缩失效机理及吸能特性

103

]enerbsortioncharacteristicsofcomositetubes[J.Int.J.gyapp[]4 YanBoomR,IrionB,etal.RecclinfcomositemategY,ygop-[]5 DavidM,JohnsonAF,VoenreiterH.Analsisofcrushinggyg

,os.Mater.2013,20:773-787.p

,Crashworthiness2009,14:365-378.

reinforcedcomositetubesunderdifferentloadinonditionspgc

[],P,19 PalaniveluSaeeemWV,DerieckJetal.Parametricpgg

studfcrushinarametersandfailurepatternsofpultrudedyogp:comositetubesusinohesiveelementsandseam,PartIpgcCentraldelaminationandtrierinodellinJ].Polm.gggmg[y,Test.2010,29:729-741.

[],J.Comos.Struct.2016,153:356-368.p

],rials[J.Chem.En.Process.ProcessInt.2012,51:53-68.g

]resonseofcomositecrashworthtructures[J.Al.Comppyspp-

[]6 WaimerM,SiemannMH,FeserT.SimulationofCFRP

,actEn.2017,101:115-131.pg

]comonentssubectedtodnamiccrashloads[J.Int.J.Impjy-

[]20 BussadoriBP,SchuffenhauerK,ScattinaA.Modellinfgo

ositesPartB,2014,60:725-735.p

]CFRPcrushintructuresinexlicitcrashanalsis[J.Comgspy-

[],G,7 JacksonA,DuttonSunnionAJetal.Investiationintog

/laminatedesinofoencarbonfibreeoxectionsbuasigppysyq--[]21 解江,马骢瑶,霍雨佳,等.纤维铺层角度对复合材料薄壁圆

]管轴向压缩吸能特性影响研究[J.振动与冲击,2018,37

2st6a4t6ic-2a6n5dd4.

ynamiccrushing[J].Comp

os.Struct.,2011,93:[8] BeinsearggnyiaCbs.oErpxtpieornimcheanrtaacltienrvisetsitcisgaotfionofpthecollbaep

ssem[Jo.dIensta.nJdofCrashworthiness,2009,14(4):3co65m-3o7s8it.

etu].[9] LcreaeKshwoSr,thIimnesKsfHorl,YiagnhtgwIY.eightcExop

merp

iomsietnestaltevaluationofthe[J].ThinSolidFilms,2010,518(20):5637-5r6u4ct1u.

ralmember[10] SiromaniD,HendersonG,MikitaD,etal.Anexp

erimentalsatbusdoyrotinotncheaefafbeicltitoffafCilurFeRtPtrigguebrmesuecnhdaenraismxisalconothmerenergy[11] B[Jne]alnj.paCmoinOmp

os,iptBesPouvayertCtAo,,C2l0é1m4e,ntM:2,5e-t3a5l.pession.Finiteelementa-impyascidts[oitJfChJ].FCoRBimPlsp

looanEsm.inSa,ttrePusocwtsueR.,bj2e0ct,1ee6dt,tal1oc5.A2o:m7pp6re7erf-so7sr7i8onama.fteredg

e[12] Mere,nceversus

c[13] Fsotrstucatnuarlysiso]fprepregcarbonfib,reepoxyenergyabsorptioncoermapboosliesitP.[JDe.veCloopmmp

oesnt.oSftrauccto.rru2g0a1t5ed,t1e2s4t:s2p

e0c6i-m21e3n.forter.,200em8,4a2te:ri2a2lse9-2n5e6rg.

yabsorption[J].J.Compos.Ma-

[14] HreiunllDforc.eAunifipeodsiatpeprtouabcehsto[Jpr]o.Cgresosimvpeocsr.Sushciin.goTfefcihbrneo-1991,40d:3c7o7m-421.

l.,[15] FfoarrcleedycGomLp.osCirteusthuibnegsch[Jar]a.ctJer.isCtiocmsop

ofsc.Montianteurou.s,1fi9b9e2r-,re2i6n-16 M37-50.

:[]thaymcalpisAGy,oRobinsponM,ManolakosDEructur,etal.Crashwor-Structa.a,b1il9i9t7,f37co:m109o-s1it3em4.

aterialstes[J].Comp

os.[17] JacksonA,DuttonS,GunnionAJ,etal.Investiationintolsai-

msitnataitceadneddsignoynafmoipccencruasrhbinogn–[Jfi.brCe/g

oemppooxsy.seScttriuocnts.byq201u1a- W93a:26-26.

],,[18]lnlthicknFeesnsone,WnuerJ,etal.EffectsoffiberorientatiwagY,gJ

onandgyabsorptioncharacteristicsofcarbon-

X(2i0e)J:200-206.

etal.Effectofplyo

rientationsonleanretrugby,-MaCY,easbusnodrbeirnagHxicuoYJ,ahlacroacmteprriesstsiicosnof[Jco].mJpoousritnealthoifVn-wibarllaetidocniracnu-

Shock,2018,37(20):200-206.

d[22] 冯振宇,周建,张雪晗,等分析及层叠壳建模方法研究.复合材料薄壁圆管压缩吸能机理

[268-275.

J].振动与冲击,2017,36(23)

:tsFitecanscgkofeZYdcosh,meZpllmhouJositoedte,hlZilihnna-gngXH,etal.Mechanismanaly

sisandwasltlueddyciorneculnarertguyb-easbs[oJr]bi.nJgoucrhnaarlacotfVeriis--

[23] b王青春rationa,n范子杰dshock,2017,36(23):268-275.

法[cW2o5laJ].力学与实践.利用,20L0s3-D,y2n5a计算结构准静态压溃的改进方(3):20-23.

ln(ag3p)sQ:ewQ20i-t,2hLFanZJ3.

s-Dyna.I[mJp]r.MoveemcehnatniicnasinEnalynsgisoineferiqnugas,i-2s0ta0t3ic,[24] MsisouHandeLva,lZuoatuTCionof,fFuesnelgagZYese,etal.Crashworthinessanaly-sinusoidalsp

ecimens[J].LatinActm.ionwJ.itShsolidusSb-fltorourctc.o,m2p0o1si6te13:1187-1202.

,[25] MouHL,SuX,XieJ,etal.Parametricanalysisofcomp

ositensianuuts.oiJd.al,2s0p1ec8i,m1e2n2su:1n2d4e4r-1q2u6a2si.-staticcrushing[J].Aero-

[26] XieJ,MouHL,SuX,etal.Uncertainevaluationof

crashworthinessofthin[27] A解江ircr,.E宋山山ng.A-walled,er宋东方osp

.T,ec等hnol.,2c0o1m8p,o9si0te:1s2t3r8u-c1t2u4r8es.[J].层合壳建模方法[.复合材料C型柱轴压失效分析的

XmieetJho,dSfoonrgfaSSilurea,J]S.航空学报,noanlgysiDsoFf,eta20l19.S,4t0ac(k2e)ds:52h2el3l95m.

odelingaxialcompression[J].ActaAceormonpaousittieCcaetA-chastnrnoenlsaustuicbaSj

ectinti-o[28] Pciac,k2et0tA19,K40,(J2o)h:n5s2o2nA395F.

odsforpredictingimpactda,mRaogzeicikncyoPm.p

Coosimtepusttratuicotnuarlmese[Jth]-Compos.Sci.Technol.,2001,61:2183-2192..104

高分子材料科学与工程

2019年

FailureMechanismandEner-AbsortionCharacteristicsofComositegypp

Thin-WalledSuareTubeUnderQuasi-StaticAxialComressionLoadqp

1,21,21,21,21,233

,H,,H,,ZhenuFenKunZhouuiPeiJianieaoleiMouShaozhenhanPenfeiYanyg,gXgZgg

(1.KeaboratorivilAircratAirworthinessTechnoloCivilAviationAdministrationoyLyofCfgy,f,China(CAAC)Tianin300300,China;2.Schooloirworthiness,CivilAviationUniversitjfAyofChina,Tianin300300,China;3.AviationKeaboratorcienceandTechnolonStructuresjyLyofSgyo’ImpactDnamics,AviationIndustrircratStrenthResearchInstitute,Xian710065,China)yyAfgABSTRACT:Thequasistaticaxialcomressiontestwascarriedoutonthecomositethinwalledsuaretubeppq--]with[±45andtheaxialcomressionfailuremechanismandenerabsortioncharacteristicswerestudpgyp3s,--]ied.Thetestresultsshowthatthefailuremodeof[±45uaretubeunderquasistaticaxialcomressionqp3ss-,loadisthelocalbucklinailuremode.Inthelocalbucklinonethefailuremainlanifestsasfiberandgfgzym

,,,wmatrixfracturedelaminationaxialandlonitudinalcrackproaationhichdissiatesalareamountofgpgpg

,,ener.Intheelasticreiontheenersdissiatedmainlecauseoftheinterlaminardelaminationandgyggyipyb

theelasticdeformationoffiberandmatrix.Tosimulatetheaxialcomressionfailuremodeandenerabpgy--,,sortioncharacteristicsofthesuaretubethreedifferentfiniteelementmodelsi.e.sinlelaershellmodpqgy--,,elmultilaershellmodelandstackedshellmodelweredeveloedbasedonthePuck2000andYamadaSunyp-failurecriteria.Thesimulationresultsshowthatthesethreefiniteelementmodelscanreroducetheaxialp

]comressionfailuremodeandenerabsortioncharacteristicsof[±45uaretubetosomeextent.Butpgypq3ss-,thestackedshellmodelcanbettersimulatethebucklinailuremodethedifferenceofsecificenerbgfpgya-sortion(SEA)istheminimum,andthesimulationresultsareclosesttothetestresults.p:;;Kewordscomositethinwalledsuaretubefailuremechanism;enerabsortioncharacteristicssinlepqgypgy---;m;laershellmodelultilaershellmodelstackedshellmodelyy-()上接第93页。continuedfromp.93

SelectiveLaserSinterinfPolurethaneElastomersgoy

,,,HXinenanJinzhiWanGuoxiaFeiesheniapgGggX

(StateKeaboratorolmerMaterialsEnineerinPolmerResearchyLyofPygg,yInstitute,SichuanUniversitChendu610065,China)y,gABSTRACT:TheselectivelasersinterinSLS)behaviorofpolurethaneelastomer(TPU)powderwasg(y

studiedinthispaer.Theeffectofowderbedtemeratureandlaserenerensitnthewaraebehaviorpppgydyopg

,ofthefirstlaersinterinonedurinthesinterinrocessofTPUwasstudiedandthesinterinindowofygzggpgw

;TPUwasdeterminedtobe(Tc-Tgtheeffectofowderparticlesizeandnanosilicacontentonthepropp2)--ertiesoflasersinteredTPUwasstudied.Theresultsshowthatwhentheparticlesizeisinawideraneofag--;wbout100μm,theprintedpartscanmaintaingoodprecisionandmechanicalproertiesiththeincreaseofp

,,nanosilicacontenttheflowabilitfTPUpowdergraduallecomesbetterbutthemechanicalproertiesyoybp-ofTPUsinteredpartsincreasefirstandthendecrease.Whenthemassfractionofnanosilicais0.2%,the-tensilestrenthofTPUsinteredpartscanreach28.85MPaandtheelonationatbreakis615%,andthegg

TPUhasthebestsinterinerformance.gp:;;;Kewordsselectivelasersinterinolurethaneelastomersinterinindow;articlesizenanosilicagpygwpy-