陈龙，陈普会

(南京航空航天大学 机械结构力学及控制国家重点实验室， 南京 210016)

0 引 言

在飞机结构设计过程中，必须通过相应的连接方式来解决各部件之间的载荷传递问题，复合材料连接是复合材料结构设计的关键环节[1]。对于一般的多钉连接，确定连接区的钉载分配是结构连接强度计算的依据[2]。由于复合材料是脆性材料，通常纤维增强复合材料层合板在破坏以前呈近似线性，材料不会出现局部屈服或应力重新分配，不具有重新分配载荷的能力，因此钉载分配严重不均匀，导致理论估算结构承载能力和计算载荷分布非常困难[3-4]。

对于复合材料多钉连接，国内外通过试验、理论计算和数值仿真等方法对紧固件的钉载分布、结构强度以及破坏形式进行了系统的研究。C.T.McCarthy等[5]基于智能螺栓测试方法研究了复合材料单列三钉单搭连接接头中钉孔间隙对载荷分配的影响；O.Buket[6]对不同尺寸下采用螺栓连接的复合材料层合板进行了试验研究，结果表明破坏载荷和破坏模式受结构尺寸影响较大；蒋持平等[7]采用解析法计算了复合材料多钉连接结构的钉传载荷分布；高宗战等[8]利用有限元法研究了钉孔形状及位置对钉载分布产生的影响；顾亦磊[9]、姜云鹏等[10]研究了螺栓预紧力、紧固件材料、搭接形式对复合材料多钉连接结构钉载分布的影响。上述对于复合材料多钉连接的研究主要集中在两板的单钉或单排钉连接问题上，并没有考虑机翼根部钉群连接结构。

本文针对实际工程中机翼根部复合材料蒙皮、主梁缘条与主梁接头钛合金缘条3层混合连接的连接特点，考虑不同的紧固件类型和蒙皮缘条连接方式，进行静力拉伸试验和数值仿真，分析钉群载荷分配特点以及承载能力，以期为进一步的实际结构选型提供参考。

1 试 验

1.1 试验件

通过试验件模拟机翼根部钉群连接结构，包括根部蒙皮(复合材料板Ⅰ)、主梁根部缘条(复合材料板Ⅱ)和主梁接头缘条(钛合金板)三个构件的连接。复合材料层压板材料体系为ZT7H/QY9611，基本材料参数如表1所示，其中参数下标1、2、3分别表示纤维方向、基体方向、厚度方向，下标T、C表示拉伸方向和压缩方向。紧固件材料与钛合金板一致，均为TC21钛合金，其中凸头紧固件型号为CR7771S-08-L，沉头紧固件型号为CR7774S-08-L。复合材料板Ⅰ铺层顺序为[45/90/0/90/-45/0/-45/90/45/0]s，共20层，厚2.5 mm；复合材料板Ⅱ铺层顺序为[45/0/-45/0/90/0/-45/0/45/0/45/0/90/0/-45/0]s，共32层，厚4 mm，单层厚度均为0.125 mm；钛合金板的厚度为12 mm。试验件的几何尺寸如图1 所示。

表1 基本力学性能参数

(a) 纵横方向视图

根据复合材料板Ⅰ与复合材料板Ⅱ连接关系以及紧固件选取的不同，试验件分为6组，每组2件试验件。试件编号与装配关系说明如表2所示。

表2 试验件装配关系

1.2 试验方法

试验前，在金属板表面，铆钉排间和过渡区粘贴应变片，近似获得各排钉的钉载分配。由于试验件为左右对称，故可在连接排间的一侧布置应变片，每两排之间布置6个，同时为了保证加载时左右对称，过渡区仍然在整个宽度上均布置应变片，宽度方向上共布置5个，故每件试验件共贴17个应变片，如图2所示[11]。

(a) 纵横方向视图

试验在INSTRON微机屏显式液压试验机上进行。试验时，试验件金属端在上，复合材料端在下，先用夹头将金属端固定，再调整下夹头夹住复合材料端，试验件夹持需左右对称，试验件中轴线与加载方向重合，同时调整夹头夹持力，保证载荷的施加，如图3所示。应变数据采集由东华测试仪器厂生产的JM3813静态应变测量系统完成，该系统测量精度为±2 με；应变片采用中航电测BE120-3AA电阻应变计，电阻值为120.0±0.1 Ω，灵敏系数为2.22±1%；试验采用1/4桥接线测量，测量时利用补偿应变片消除环境温度影响。装夹试件前在靠近复合材料夹持端的最外一排钉处布置引伸计(如图3所示)，以便定量和修正连接面外转动，为后续校准计算模型提供参考。

图3 试件加载方式

在正式试验之前，以较小的载荷预加载/卸载三次，以消除摩擦、间隙影响。正式试验时，采用分级加载、保载测量方法，直至拉断试件并记录破坏载荷。

2 试验结果

多钉连接试验件拉伸载荷-位移曲线如图4所示，试验件不同载荷下破坏模式如表3所示，可以看出：D-2试验件破坏载荷最小，为151.1 kN，其破坏模式是复合材料板在第一排钉处净截面拉断，如图5所示；其余试验件均发生了钉孔挤压破坏和铆钉剪切破坏，破坏位置均在第一排紧固件附近，如图6所示。

(a) 凸头铆钉试件载荷-位移曲线

表3 试验件破坏载荷

图5 试验件截面拉伸破坏

图6 试验件铆钉剪切破坏

3 有限元分析

3.1 有限元建模

试验件有限元模型如图7所示。

图7 试件有限元模型

在Abaqus有限元模型中，用扫掠的方式生成网格，金属板、抽钉和玻璃钢加强垫片均采用连续体单元C3D8R和C3D6离散，复合材料板采用连续壳单元SC8R离散，其中孔边网格尺寸为0.5～1 mm，整体网格种子密度为3 mm。铆钉与连接板(孔边和上下表面)、连接板与连接板、金属板垫片与复合材料板之间施加硬接触，摩擦系数取0.15[11]，同时根据连接区复合材料板Ⅰ与复合材料板Ⅱ之间不同的连接关系，分别采用绑定(共固化情况)、粘接接触(胶接情况)和硬接触(分离情况)来模拟，非连接区的复合材料板Ⅰ与复合材料板Ⅱ的连接均采用粘接接触，同时玻璃钢垫片与复合材料板的连接也采用粘接接触模拟，但均未计入胶层材料的破坏。在复合材料板夹持区施加固支约束，在钛合金板夹持区施加拉伸方向的位移载荷以模拟加载，同时约束其他两方向自由度。

3.2 初步结果对比

引伸计测点处轴向刚度和破坏载荷的有限元预测结果与试验值的对比如表4所示，可以看出：有限元模型较为合理。为进一步验证模型的有效性，还需要对比有限元计算与试验的应变结果。

表4 有限元计算与试验结果对比

由于试验件厚度方向的加载中心位于剪切面，而连接区的厚度中心位于复合材料板，因此连接区实际上处于偏心受载状态，同时钉自身的偏心弯曲将导致其在厚度方向上的应变分布变得不均匀。由于偏心所致的附加弯矩会造成应变片测量值降低，另外受到钉孔周围应力集中的影响，钉间应变片的实测值将无法代表对应截面的平均应变。此外，由于紧固件安装位置的偏差以及各个钉-孔配合精度的误差导致了同类试件2个钉间应变的较大差异。因此，直接按应变计测量结果计算旁路载荷及钉载分配是不准确的[12]。

有限元法则是通过提取钉-孔挤压力的合力来估计钉载大小，进而确定钉载分配比例，已将附加弯曲的影响考虑在内[13]。因此，本文通过比较有限元模型中相应位置外表面的应变值和试验测量结果来判断二者的相符性，当二者误差在可接受范围内，可用有限元计算所得钉载近似表示试验钉载。

3.3 应变结果对比

对试验件连接区选取典型截面，与试验结果进行对比，A型试验件对比结果如图8所示。

图8 A型试件有限元和试验应变对比

从图8可以看出：有限元模型测量点的应变与试验应变吻合较好，说明模型的变形是合理的，因此可用各模型有限元计算所得钉载近似模拟试验钉载分配。

3.4 钉载分配

通过提取有限元模型中铆钉与各板接触面的支反力，可以获得钉载分配如图9所示。

(a) A型试件钉载分配

从图9可以看出：凸头铆钉连接试件的钉载分配较沉头铆钉更不均匀，这可能是因为凸头铆钉的钉孔应力集中现象更为严重，使得外排钉受载较大；同种紧固件连接时，复合材料板分离情况下各排钉载差异最为明显，胶接次之，共固化情况差异最小；这是因为三种情况下的复合材料板连接面受载形式不同，导致载荷传递至钉排时复合材料界面向下一排钉传递的载荷大小不同，进而使得各类连接情况下钉载差异不同。

4 结 论

(1) 凸头铆钉连接件相比沉头铆钉连接件，极限载荷提高了10%～20%。

(2) 各型试件钉载分配几乎都呈两边高、中间低的浴盆状，且破坏都发生在第一排钉孔处，破坏模式为铆钉剪切破坏或层压板拉伸破坏。

(3) 不同装配方式下的连接件钉载分配有所差异，分离件各排钉载差距最大，胶接件次之，共固化件差距最小。