2. 中国商飞 北京民用飞机技术研究中心, 北京 102211
2. Beijing Aeronautical Science & Technology Research Institute, Commercial Aircraft Corporation of China, Ltd., Beijing 102211, China
胶接连接具有结构轻、效率高、抗疲劳和成本低等优点,在飞机复合材料结构中得到广泛应用[1]。对于厚度较大的结构,一般选用斜搭接或阶梯搭接,可以有效降低连接区剥离应力,提高结构承载能力[2]。目前广泛应用在飞机上的胶接挖补修理结构,也可看成是斜搭接胶接接头的三维形式。连接(或修理)结构在飞行及维护过程中,经常面对冲击损伤的威胁,为满足使用要求,在受到冲击后连接结构还应当可以传递一定的载荷。因此有必要对复合材料胶接结构的损伤容限特性进行研究,为飞机结构损伤容限设计提供依据。
国内外学者对复合材料胶接结构的损伤容限性能进行了相关研究。Sayman等[3]通过试验研究了复合材料单搭接胶接接头在4种冲击能量下的剩余强度。Goh等[4]通过拉伸试验及有限元模型对含不同胶层缺陷的斜搭接接头的损伤容限进行考察。Campilho等[5]对复合材料单搭接与双搭接修理结构进行拉伸试验,考察了影响胶接修理效果和破坏模式的参数。Harman和Wang[6]通过试验及有限元方法研究了外搭接接头在高能量冲击下的损伤容限及冲击阻抗,研究表明接头尖端对于接头强度影响很大。刘遂等[7]对不同胶层厚度的复合材料双搭接接头拉伸强度进行了试验研究,并建立解析模型对其胶层剪切破坏进行研究。郭霞等[8]针对复合材料单搭接接头的拉伸性能进行有限元分析,研究搭接长度对单搭接接头的应力分布和破坏模式的影响。乔玉等[9]通过有限元对拉伸载荷下的双阶梯形胶接接头进行渐进损伤分析,预测了接头的损伤扩展方式和连接效率。刘凯[10]基于有限元法建立对接接头受埃佐冲击时的弹塑性模型,分析了各种因素对胶层的应力和应变响应的影响。吴坤岳[11]通过试验及仿真对振动劈裂载荷下的单搭接接头进行了疲劳特性研究,研究其疲劳损伤及疲劳后的断裂机理。可见目前已有的研究主要集中在单搭接接头、对接接头等方面,对斜搭接接头的力学性能以及对胶接连接结构冲击后剩余强度的研究相对较少。
本文对复合材料斜搭接胶接接头在不同位置开展冲击试验,通过测量凹坑深度考察冲击对结构造成的损伤,并进行拉伸试验考察结构的剩余强度,在试验基础上建立三维有限元模型,分析胶接接头的冲击损伤、冲击后拉伸载荷下的应力分布和渐进损伤过程,为研究胶接接头的损伤容限特性提供参考。
1 试 验 1.1 试验对象本文设计了如图 1所示的斜搭接胶接接头试验件,冲击位置为搭接区接头尖端(A)、搭接区中部(B)、搭接区接头尖端背侧(C)。胶接接头由T800级碳纤维预浸料制造,采用J116B胶粘剂进行连接,T800/3900-2和J116B胶粘剂的各项材料力学性能分别如表 1和表 2所示。接头的铺层顺序为[45/0/-45/90]2s,单层厚度为0.188mm,胶层厚度为0.200mm。试验件共制备18件。
参数 | 数值 |
E11/GPa | 156.50 |
E22/GPa | 8.25 |
E33/GPa | 8.25 |
G12/GPa | 4.37 |
G23/GPa | 2.81 |
G13/GPa | 4.37 |
ν12 | 0.32 |
ν23 | 0.47 |
ν13 | 0.32 |
XT/MPa | 2 986.30 |
XC/MPa | 1 508.00 |
YT/MPa | 50.00 |
YC/MPa | 220.00 |
S/MPa | 66.30 |
注:E11,E22, E33—1,2,3方向的弹性模量;G12,G13,G23—1-2,1-3,2-3平面内的剪切模量;ν12,ν13,ν23—1-2,1-3,2-3平面内的泊松比;XT,XC —纵向拉伸和压缩强度;YT,YC —横向拉伸和压缩强度;S—剪切强度。 |
参数 | 数值 |
E/GPa | 1 |
G/GPa | 0.385 |
ν | 0.3 |
tn0=ts0=tt0/MPa | 24.5 |
GnC=GsC=GtC/(N·mm-1) | 7.5 |
E—弹性模量;G—剪切模量;ν—泊松比;tn0—法向强度;ts0,tt0—切向强度;GnC—法向临界断裂能量释放率;GsC,GtC—切向临界断裂能量释放率。 |
1.2 低速冲击试验
将试验件分为3组,每组6件,分别对A、B、C 3个冲击位置(如图 1所示)进行低速冲击试验。试验设备为按照ASTM D7136-07试验标准[12]的要求制作的落锤式冲击试验机,通过调整冲头的下落高度可实现特定的冲击能量,如图 2所示,试验前利用4个夹钳将试验件夹持在带有125mm×75mm矩形开口的试验机底座上,实现四边固支的边界条件。
为确定冲击能量值,在正式试验前,按照ASTM D7136-07标准[12],对尺寸为150mm×100mm、材料和铺层顺序与胶接接头相同的完好层板进行冲击试验,认为冲击后造成1mm深度的凹坑为目视勉强可见冲击损伤(BVID)。经多次试验测得造成BVID的冲击能量值为44 J,故正式试验中以该能量值对斜搭接胶接接头试件进行冲击。
1.3 冲击后拉伸试验使用时代试金WDW-200E静力试验机,对冲击后试验件施加轴向拉伸载荷进行测试。试验温度为室温(23±3℃),相对湿度为50%±10%,采用1mm/min的速度进行连续加载直至试验件破坏。加载过程中,通过粘贴在冲击位置附近、接头尖端附近等处的电阻应变片采集应变数据,考察试验件表面的应变分布情况。以冲击位置为A的试验件为例,应变片布置方案如图 3所示。
1.4 试验结果及分析 1.4.1 冲击后损伤图 4为冲击后的试验件正反面形貌及C扫描图像,可见冲击表面形成了永久凹坑,冲击背面则发生了明显的劈裂现象。冲击位置为A、B时,严重损伤面积(黑色部分)较小,背部劈裂较为明显,冲击位置为C时,严重损伤面积较大,背部劈裂较不明显。从C扫描图像可见,冲击位置在C处的胶接接头与完好层板的损伤形状都呈椭圆形,损伤面积也较为接近。
文献[13]的研究表明,在损伤面积、损伤宽度、凹坑深度等参数中,只有凹坑深度能较好地反映复合材料层板抵抗冲击事件的能力,因此通过测量各试验件冲击后的凹坑深度来分析冲击损伤程度。如图 5所示,可见冲击位置在A、B处时平均凹坑深度略小于1mm,而在C处可达1.8mm。为进一步观测冲击对接头造成的损伤,将冲击后试验件沿通过冲击点的纵向中轴线剖开进行电镜扫描,如图 6所示。从扫描电镜(SEM)照片可见,完好层板受到冲击时,内部出现了明显的纤维断裂、基体开裂以及分层损伤。冲击位置在A处及B处,由于胶层的缓冲作用,相当于增大了冲击接头的接触面积,因此各铺层纤维断裂不明显,特别是主要承载的0°层损伤不大。而冲击位置在C处,由于胶层在最下方,基本没有起到缓冲作用,在冲头的直接冲击作用下,复合材料各个铺层均发生了严重的纤维断裂和明显的分层损伤。对比完好层板与冲击位置在C处的胶接接头的SEM照片,可见两种结构的内部均出现了较严重的纤维断裂,但后者的分层损伤更为严重,且在胶接接头尖端处发生了明显的剥离。
1.4.2 冲击后拉伸破坏模式试验件冲击后拉伸的破坏模式主要有两种:①胶层破坏或胶层与复合材料之间的界面破坏,导致接头剥离,如图 7(a)所示;②接头没有发生剥离,试验件在搭接区域被整体拉断,如图 7(b)所示。
各组试验件的破坏模式统计如表 3所示(其中每组各有一件没有进行冲击后拉伸试验)。
从表 3得知,出现破坏模式①的试验件不多,主要原因是胶层强度不足、连接界面上产生较大的剥离应力导致;出现破坏模式②的试验件较多,主要是由于冲击造成的复合材料损伤引起,这种破坏模式说明试验件胶层强度足够大,结构充分发挥了复合材料的承载作用,达到了较为理想的胶接效果[2]。
1.4.3 冲击后拉伸剩余强度各组试验件进行冲击后拉伸试验的平均破坏载荷对比如图 5所示。
冲击位置在搭接区尖端侧(A位置)时,破坏模式以试验件整体拉断为主,损伤从冲击点附近开始扩展,最终试验件在接头尖端附近断裂破坏。由于冲击位置距离胶层界面很近,胶层能对冲击起一定的缓冲作用,破坏载荷介于B位置和C位置之间。
冲击位置在搭接区中部(B位置)时,破坏模式均为试验件整体拉断,损伤从冲击点开始沿试验件中部短轴扩展,最终试验件直接从中部断裂。由于胶层吸收了较多的冲击能量,接头的复合材料纤维断裂较少,因此结构的破坏载荷最高。
冲击位置在搭接区尖端背侧(C位置)时,破坏模式既有接头剥离,又有整体拉断。由于胶层对冲击基本不起缓冲作用,冲击侧的接头复合材料纤维损伤较为严重,导致结构承载不对称而引起冲击背侧的接头尖端处产生较大的弯曲应力,损伤从该处开始沿搭接界面扩展,使接头发生剥离破坏;而破坏模式为整体拉断的试验件,也因为纤维损伤严重导致结构承载能力较低。
1.4.4 冲击后拉伸应变分析以冲击位置为搭接区尖端侧(A位置)的试验件为例,绘制试验件拉伸过程中的应变-载荷曲线,如图 8所示。
从图 8(a)可见,分布在试验件两侧边缘的各应变片,其测得的应变值均随载荷增大而线性增长。其中,在冲击反面接头尖端内侧的03、04号应变片应变值较大,冲击面接头尖端内侧的1、2号应变片应变值较小,说明冲击造成了结构承载不对称,冲击背侧接头尖端处产生了明显的应力集中。
从图 8(b)可见,沿试验件加载中轴线附近分布的各应变片,其测得的应变值也大致随载荷增大而线性增长。其中冲击区沿加载方向两侧的7/07、14/014号应变片应变值最小,冲击区旁垂直于加载方向两侧的12/012、13/013号应变片应变值最大,原因是冲击造成的纤维断裂使通过冲击区的传力路径被截断,相应地冲击区两侧的旁路载荷增大;9/09、11/011号应变片分别测量冲击区域两侧的远场应变,它们的应变值居中,可见离冲击区较远处没有产生明显的应力集中。
综上,试验件应力集中的主要区域为搭接区尖端位置及冲击区旁垂直于加载方向的位置。
2 有限元分析 2.1 理论基础 2.1.1 纤维断裂的引入相关研究[14]表明,层板在低速冲击下的凹坑深度-冲击能量曲线存在拐点,如图 9所示。拐点的出现对应于较多的纤维断裂开始在层板内发生,此后层板基本失去了继续抵抗冲击的能力,凹坑深度随即快速增长,故拐点现象表明复合材料层板对冲击事件的抵抗能力发生了突变。通常BVID(深度为1.0 mm)凹坑位于拐点之后,此时材料出现严重纤维断裂现象,凹坑周围的大量材料进入塑性变形区,因此,为了对进入拐点后冲击能量范围下的凹坑深度进行预测以形成较完整的曲线,引入纤维断裂建立了基于各向异性弹塑性理论的有限元模型。模型中通过纤维方向的最大应力准则判断是否发生纤维断裂,若是则对材料性能进行折减。
2.1.2 层间分层的模拟层间分层是复合材料层板在低速冲击过程中的主要损伤模式之一,也是能量耗散的重要方面,因此模型中通过在单层间插入界面单元对层间分层进行模拟,其中采用了线弹性-线性软化(也称作双线性)牵引力-相对位移本构关系建立界面单元[15],采用基于能量释放率的幂准则(power law)判断界面单元的最终破坏[16]。
2.1.3 材料失效准则模型中使用连续损伤准则[15]判断胶层的损伤,使用三维Hashin损伤准则[17]分别判断复合材料结构的纤维失效和基体失效。具体实现方法是在ABAQUS中编写用户自定义场变量子程序USDFLD进行损伤判断,在损伤出现后,对相应的材料性能参数进行折减。
2.2 有限元模型 2.2.1 冲击试验模型复合材料单层采用ABAQUS中的三维8节点实体单元(C3D8)建立,这种单元类型可以有效地模拟复合材料的拉伸、压缩以及剪切状态,能够根据其单元应力(或应变)判断单元的纤维损伤,并且实现损伤的累积,对材料的弹性常数进行连续折减。胶层采用界面单元(COH3D8)建立,主要承受法向拉伸、压缩以及剪切载荷,通过界面单元损伤演化理论判断分层损伤。
为准确模拟冲击试验中的边界条件,分别以A、B、C为中心截取125mm×75mm的方形区域,对该区域边界施加固支约束,并将冲击点附近单元网格作细化处理以保证分析精度。冲头采用解析球面刚体进行模拟,其直径为16mm,集中质量大小为5.36kg。冲头x方向与y方向的平移与3个方向上的转动自由度均被约束,只留z方向平移自由度以施加初始冲击速度。如图 10所示是冲击位置为A点对应的有限元模型。
整个冲击过程采用ABAQUS/EXPLICIT显式积分方式进行求解,总时间为0.008s(与试验实际冲击时间接近),此阶段需判断纤维及分层损伤,并对材料弹性常数进行折减。计算中记录了层板冲击点在冲击以及后续过程中的速度与变形历程,同时记录冲头与层板间的接触力,并输出层板各单层的纤维损伤、基体损伤以及各层间的分层损伤。
2.2.2 冲击后拉伸试验模型建立有限元模型考察斜搭接接头冲击后的拉伸力学性能。为模拟冲击造成的复合材料损伤和胶层损伤,将模型中冲击位置周围的复合材料切割出与冲头大小相当的区域进行材料性能折减,并根据冲击试验后C扫描所得的分层面积,将冲击位置周围的胶层切割出相应大小的区域进行材料性能折减。计算表明,材料性能折减系数取0.05时计算结果与试验较为吻合。
如图 11所示,将模型一端所有自由度限制以作为固支端,另一端沿加载轴方向施加5mm的位移载荷。拉伸加载过程采用ABAQUS/EXPLICIT显式积分方式进行求解,输出加载端的位移和载荷,以及各部分的应力、应变、胶层损伤、复合材料纤维及基体损伤。
2.3 有限元计算结果 2.3.1 冲击响应及冲击损伤分析冲击有限元模型计算得到的A、B、C 3个冲击位置对应的接触力-时间、接触力-位移以及吸收能量-时间曲线分别如图 12 (a) 、图 12(b)和图 12 (c)所示。从图 12(a)可见,A、B、C 3个位置冲击的接触力-时间曲线大致相同,冲击位置为C 时,最大接触力略大于A和B,响应时间也略短;从图 12(b)可见,冲击位置为C时,冲击过程中得到的最大冲头位移明显大于A和B;从图 12(c)可见,冲击位置为C时,冲击后层板吸收的能量明显大于A和B。综上,从各冲击响应曲线可得知,冲击位置在搭接区尖端背侧(C位置)时,由于胶层的缓冲作用较小,冲击对搭接接头造成了较为严重的损伤。
有限元计算得到的冲击位置为A、B、C 3点对应的凹坑深度与试验结果对比如图 13所示。由图 13可以看出,计算结果与试验结果吻合良好,说明有限元模型能准确模拟冲击对胶接接头造成的损伤。
有限元计算得到的冲击位置为A、B、C 3点时纵剖面上的纤维断裂损伤区域如图 14(a)、图 14 (b)和图 14 (c)中红色部分所示。与SEM结果对比可得,胶接接头受到不同位置冲击时均出现了大范围纤维断裂。冲击在A、B位置时由于胶层吸收了一部分冲击能量,纤维断裂相对较少,主要出现在纵剖面靠近冲击背面的铺层处,而冲击在C位置时由于胶层基本不起缓冲作用,纤维断裂较为严重,在纵剖面各铺层内均有分布,分布面积也较大。
有限元计算得到的冲击位置为A、B、C 3点时纵剖面分层损伤区域如图 15(a)、图 15(b)、和图 15(c)中红色部分所示。与SEM结果对比可得,胶接接头受到不同位置冲击时均出现了大面积分层损伤,从有限元结果看,冲击在3个不同位置时,胶接接头内部的分层损伤面积大致接近。
有限元模型计算得到的冲击位置为A、B、C 3点时纵剖面上的基体损伤区域如图 16中红色部分所示。可见胶接接头受到不同位置冲击时均出现了大范围基体损伤,从有限元结果看,冲击在3个不同位置时,胶接接头内部的基体损伤面积接近,其中冲击表面及靠近冲击背面的基体损伤面积较大,中部的基体损伤面积相对较小,而从纵剖面SEM结果中也可看出,基体损伤主要出现在纵剖面上部靠近冲击表面的位置。
2.3.2 冲击后拉伸强度分析胶接接头在3个不同位置受冲击后的拉伸破坏载荷有限元计算与试验结果的对比如图 17所示,可见胶接接头冲击后拉伸破坏载荷的计算结果与试验结果接近,当冲击位于搭接区尖端背侧时其剩余拉伸强度最低,冲击位于搭接区中部时剩余拉伸强度最高,故不同的冲击位置对胶接接头结构的强度有较大影响。
2.3.3 冲击后拉伸应力分布分析通过应力云图分析不同冲击位置对胶接接头的应力分布和应力水平的影响差异,进而判断应力集中位置(通常也是损伤起始位置)。对冲击位置在A、B、C 3处时模型在承受相同拉伸载荷(约45.5kN)且非冲击区域未发生损伤时的应力情况进行研究,图 18、图 19和图 20分别为各模型整体的S11、S22、S12 3个应力分量、0°铺层的S11应力分量和胶层的Mises应力分量(SMises)的应力分布云图,表 4为胶接接头整体各主要应力分量最大值。
从图 18~图 20和表 4中可以看出,不同冲击位置对胶接接头冲击后拉伸的应力分布和应力水平的影响大致相同,即:冲击损伤区边缘均出现应力集中现象,各应力分量最大值均出现在应力集中区域中,且S11应力远大于S22和S12应力;0°铺层中S11应力水平最高,应力集中区为冲击损伤区边缘垂直于加载轴方向的位置,与试验中测得应变最大值的区域一致;胶层应力呈条带状分布,与0°铺层胶接的区域应力水平较高,应力最大值出现在冲击损伤区边缘的应力集中区内。
不同冲击位置对应力情况的影响差异主要是:冲击位置为搭接区尖端背侧(C位置),接头整体S11应力水平较高,各应力分量最大值也高于其余二者;冲击位置为搭接区中间(B位置),S22与S12应力最大值较低,胶层应力集中区域较小,但胶层应力最大值明显高于其余二者。
2.3.4 冲击后拉伸渐进损伤分析
冲击发生在胶接接头的不同位置会对冲击后拉伸的损伤演化过程、进而对最终的破坏模式产生不同影响。通过复合材料和胶层在非冲击区域的损伤云图,考察胶接接头冲击后拉伸的渐进损伤过程,图 21、图 22和图 23中分别给出在冲击位置为A、B、C 3处时,模型在基体失效发生、胶层失效发生、纤维失效发生和结构整体破坏等4个时刻的复合材料纤维损伤、基体损伤、分层损伤以及胶层损伤(FV1、FV2、FV3和SDEG)云图。
冲击位置在A处和C处时,随着拉伸载荷的增加,首先出现基体损伤并逐步扩展。然后胶层的部分区域开始失效,但胶层失效扩展较慢且局限于较小的区域中,结构的承载能力没有受到太大影响。随着载荷增加,冲击区边缘开始出现纤维损伤,纤维损伤扩展较慢,而基体损伤则加快扩展至大部分区域。直到载荷继续增加至接近峰值时,纤维损伤迅速扩展,导致沿冲击区域的横截面出现大范围的纤维失效,同时胶层失效也迅速扩展,结构失去承载能力发生破坏。复合材料的分层失效与纤维失效发展规律基本一致。
冲击位置在B处时,模型的渐进损伤过程与A和C基本一致,不同之处在于初始纤维损伤发生的位置离复合材料冲击损伤区边缘较远。
从以上分析可知,在纤维失效大范围出现后,结构的承载能力受到严重影响,从而发生整体破坏,而胶层损伤的扩展也是导致结构发生失效的重要原因。冲击位置在C处时,结构整体应力水平较高,最早出现胶层失效和纤维失效,也最早发生整体破坏。而冲击位置在B处时,虽然纤维失效也较早出现,但其发生位置离复合材料的冲击损伤区边缘较远,减缓了冲击区边缘的纤维断裂扩展,推迟了结构的整体破坏,因此拉伸破坏载荷较高。
3 结 论低速冲击损伤对斜搭接胶接接头的力学性能存在严重威胁,因为胶层的存在,不同的冲击位置对胶接接头的冲击损伤和冲击后拉伸性能会造成不同影响。对斜搭接胶接接头受到3个不同位置冲击后的拉伸性能进行了试验及有限元研究,得到以下结论:
1) 冲击位置在搭接区尖端背侧,由于胶层缓冲作用小,造成的凹坑深度最大,冲击后拉伸强度最低;冲击位置在搭接区中部,胶层吸收了许多冲击能量,冲击造成的凹坑深度最小,冲击后拉伸强度最大;冲击位置在搭接区尖端侧,胶层也起了一定的缓冲作用,凹坑深度不大,冲击后拉伸强度居中。有限元计算表明,冲击位置在搭接区尖端背侧时层板吸收的冲击能量最大,因此造成的损伤最大。
2) 由于冲击造成结构承载不对称以及冲击区域对旁路载荷传递的影响,试验件应力集中的主要区域为搭接区尖端及冲击位置旁垂直于加载方向的位置,有限元计算得到的应力集中区域与试验结果一致。
3) 试验件的主要破坏模式有接头剥离和整体拉断两种,前者出现得不多,主要因胶层强度不足、连接界面存在较大的剥离应力引起,后者是大多数试验件的破坏模式,主要因冲击造成的复合材料损伤引起。
4) 通过有限元方法进行渐进损伤分析可知,胶层损伤和复合材料纤维损伤的大范围扩展最终导致结构失效。冲击位置为搭接区尖端背侧时,胶层损伤和纤维损伤出现较早,结构较早发生破坏;冲击位置为搭接区中部时,冲击区附近的纤维损伤扩展得到减缓,结构破坏推迟。
[1] | WU W Y, LIU Q, ZONG Z J, et al. Experimental investigation into transverse crashworthiness of CFRP adhesively bonded joints in vehicle structure[J]. Composite Structures, 2013, 106 : 581 –589. DOI:10.1016/j.compstruct.2013.07.009 |
[2] | 谢鸣九. 复合材料连接[M]. 上海: 上海交通大学出版社, 2011 : 24 -25. XIE M J. Joints for composites materials[M]. Shanghai: Shanghai Jiao Tong University Press, 2011 : 24 -25. (in Chinese) |
[3] | SAYMAN O, ARIKAN V, DOGAN A, et al. [J]. Failure analysis of adhesively bonded composite joints under transverse impact and different temperatures, 2013, 54 : 409 –414. DOI:10.1016/j.compositesb.2013.06.017 |
[4] | GOH J Y, GEORGIADIS S, ORIFICI A C, et al. Effects of bondline flaws on the damage tolerance of composite scarf joints[J]. Composites Part A:Applied Science and Manufacturing, 2013, 55 : 110 –119. DOI:10.1016/j.compositesa.2013.07.017 |
[5] | CAMPILHO R D S G, DE MOURA M F S F, DOMINGUES J J M S. Modelling single and double-lap repairs on composite materials[J]. Composites Science and Technology, 2005, 65 (13) : 1948 –1958. DOI:10.1016/j.compscitech.2005.04.007 |
[6] | HARMAN A B,WANG C H.Damage tolerance and impact resistance of composite scarf joints[C]//Proceedings of the 16th International Conference on Composite Materials,ICCM-16.Vancouver,BC:International Committee on Composite Materials,2007:1-12. |
[7] | 刘遂, 关志东, 郭霞, 等. 复合材料双搭接接头拉伸强度研究[J]. 航空材料学报, 2012, 32 (5) : 86 –91. LIU S, GUAN Z D, GUO X, et al. Tensile strength of composite double-lap joint[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2012, 32 (5) : 86 –91. (in Chinese) |
[8] | 郭霞, 关志东, 刘遂, 等. 搭接长度对复合材料单搭接胶接接头的影响[J]. 科技导报, 2013, 31 (7) : 37 –41. GUO X, GUAN Z D, LIU S, et al. Effect of lap length on the adhesive-bonded single-lap composite joints[J]. Science & Technology Review, 2013, 31 (7) : 37 –41. (in Chinese) |
[9] | 乔玉, 周光明, 刘伟先, 等. 复合材料阶梯形胶接接头渐进损伤分析[J]. 南京航空航天大学学报, 2014, 46 (4) : 632 –637. QIAO Y, ZHOU G M, LIU W X, et al. Progressive damage analysis for stepped-lap joints of adhesive-bonded composite[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2014, 46 (4) : 632 –637. (in Chinese) |
[10] | 刘凯.端部受冲击的胶接接头应力响应分析[D].宜昌:三峡大学,2013:62-63. LIU K.On the stress response of adhesively bonded joint under the Izod impact test[D].Yichang:China Three Gorges University,2013:62-63(in Chinese). |
[11] | 吴坤岳.基于内聚力模型的胶接结构疲劳特性研究[D].大连:大连理工大学,2013:60-61. WU K Y.Research on fatigue behavior of adhesive bonded structure based on cohesive zone model[D].Dalian:Dalian University of Technology,2013:60-61(in Chinese). http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10141-1013199594.htm |
[12] | American Society for Testing and Materials Committiee.Standard test method for measuring the damage resistance of a fiber reinforced polymer matrix composite to a drop-weight impact event:ASTM D7136-07[S].Philadelphia:ASTM,2007. http://www.oalib.com/references/16022868 |
[13] | 沈真, 张子龙, 王进, 等. 复合材料损伤阻抗和损伤容限的性能表征[J]. 复合材料学报, 2004, 21 (5) : 140 –145. SHEN Z, ZHANG Z L, WANG J, et al. Characterization of damage resistance and damage tolerance behaviour of composite laminates[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2004, 21 (5) : 140 –145. (in Chinese) |
[14] | 沈真, 杨胜春, 陈普会. 复合材料层压板抗冲击行为及表征方法的实验研究[J]. 复合材料学报, 2008, 25 (5) : 125 –133. SHEN Z, YANG S C, CHEN P H. Experimental study on the behavior and characterization methods of composite laminates to withstand impact[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2008, 25 (5) : 125 –133. (in Chinese) |
[15] | ABAQUS Inc. Abaqus analysis user's manual, Volume IV:Elements[M]. Providence, RI: Dassault Systemes Simulia Corp, 2010 : 5.6 -2-31.5.6-7. |
[16] | 杨小辉, 胡坤镜, 赵宁, 等. 内聚力界面单元在胶接接头分层仿真中的应用[J]. 计算机仿真, 2010, 27 (10) : 317 –320. YANG X H, HU K J, ZHAO N, et al. The simulation of the process of laminal damage in the adhesive bonded joint using the cohesive interface element[J]. Computer Simulation, 2010, 27 (10) : 317 –320. (in Chinese) |
[17] | HASHIN Z. Failure criteria for unidirectional fiber composites[J]. Journal of Applied Mechanics, 1980, 47 (2) : 329 –334. DOI:10.1115/1.3153664 |