复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究.pdf

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复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究1 复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究2 复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究3 复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究4 复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究5 复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究6

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 2015年第8期       玻璃钢/复合材料   复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究      高建岗,刘鹏飞,赵启林,柳锦春        (1.解放军理工大学爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室,南京210007;    2.解放军理工大学野战工程学院,南京210007)    摘要:研究表明复合材料预紧力齿连接接头具有良好的静力性能,但对其在循环载荷作用下的疲劳性能还没有深入研    究。主要针对不同预紧力下的接头进行了大量疲劳试验,首先通过对试验结果的分析,讨论了预紧力对接头疲劳寿命的影响     规律;然后分析了滞回曲线的变化规律,探讨了滞回曲线与接头疲劳损伤累积的关系;最后通过对试件疲劳断口的观察和分 析,初步探究了接头的疲劳破坏机理。  关键词:复合材料;预紧力齿连接;疲劳;滞回曲线     ——— 中图分类号:TB332文献标识码:A文章编号:10030999(2015)08002506   纤维增强复合材料因其比强度和比刚度高等特      性在工程结构应用中显现出良好前景,但就目前的    应用而言,主要集中在承载能力低的次要构件和一   些特殊结构中,这与缺乏有效的连接技术有密切关 系。现有的复合材料连接方式主要有机械连接、胶 接和胶栓混合连接三种类型。专家学者已经对各种     连接方式进行了深人研究,对接头的性能和破坏模 式有了比较清晰的了解。但传统的连接方式都存在一    定的缺点,例如机械连接孔边存在应力集中,疲劳 性能差,使用螺栓和孔边加强措施又会使得重量增 加;胶接虽然不会增加重量但是存在老化、质量难以   控制、易于剥离、外场作业难等问题¨    。为了克服     复合材料传统连接方式存在的问题,文献[5,6]基  于正应力对复合材料层间剪切强度有增强效果的结—— 论,提出了一种复合材料新型连接技术复合材   料预紧力齿连接技术,如图1所示。 Steel plate— — —  一      f:、l:、I: 。八 .九   .厂 i_{  广一U 。U  。、      1:rJ1:一、:J 】- _● , l   图1复合材料板预紧力齿连接接头示意图       Fig.1Theschematicdiagramofpre-tightened  toothconnector 该连接形式与现有的复合材料连接形式相比, 可以更好地发挥复合材料的强度,且具有承载力高、 抗老化与多向连接等特点。从应用上讲,利用该连 接形式不仅可以进行复合材料构件的单向接长、多   向连接,而且由于可以直接在接头外金属套筒上进 行焊接、切削等常规操作,因而可方便地制作成复合 材料桁架单元之间的单双耳接头、复合材料空间桁 架的球形接头、复合材料筋与索的锚具等,因此广泛 应用于桁架桥、空间网架与预应力桥梁等。李飞 对拉挤型玻璃纤维增强树脂基复合材料(下文简称 GFRP)制成的预紧力单齿板和内螺纹管接头试件承   载力的影响因素和设计方法进行了初步研究,并在   某复合材料桁架桥中成功应用了该连接方式;徐龙    星_8对拉挤型GFRP预紧力单齿板和管接头进行了 大量静力试验,进一步优化了单齿接头的结构形式,  并提出了系统的理论设计计算方法;高一峰对拉 挤型碳纤维增强树脂基复合材料预紧力齿连接接头     进行了大量静力试验,并提出多齿接头不同齿上的 荷载分配比例随荷载增加而变化。  上述研究都表明复合材料预紧力齿连接接头的 静力性能较好,破坏形式主要为剪切破坏,且其性能   与预紧力的大小密切相关,但上述研究都没有涉及     该接头疲劳陛能的研究,而接头在实际使用中难免 承担循环载荷的作用,所以为了推动该接头在工程 中的使用,对疲劳陛能的研究十分有必要。 本文针对拉挤型玻璃纤维增强环氧树脂基复合—— 收稿日期:20150401        基金项目:国家自然科学基金(11372355);国家973计划资助项目(2012CB026202)          作者简介:高建岗(1990一),男,硕士,主要从事复合材料应用研究。         通讯作者:赵启林(1972一),男,副教授,主要从事复合材料的应用研究,zhaohsq1919@163.corn。 复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究  2015年8月 材料预紧力齿板接头的层间剪切疲劳性能开展了试    验研究,测定了不同预紧力及荷载水平下单齿板接 头的疲劳寿命;通过对力一位移滞回曲线的观察和分      析,初步了解了该接头疲劳损伤的变化规律,为该新    型连接方式以后的疲劳研究提供了参考和依据;最    后还观察了层间剪切疲劳断面形貌,从唯象层面剖    析了齿连接剪切疲劳的破坏机理,为疲劳模型的建 立提供参考。   1试件和试验设备  无论是国外还是国内,关于复合材料层间剪切    疲劳的试验方法目前还没有标准可供参考,也没有      行业内通用的试验方法,从已发表的文献中可以看 到多为层间剪切静态试验方法的试件或者夹具经改  造来进行层间剪切的疲劳试验¨  MJ。故本文所采    用的疲劳试验方法与李飞、徐龙星等人¨   的静力    试验方法相似,仅在夹具和试件的几何形状上进行 适当改进,以便与疲劳试验机连接并施加循环载荷。 1.1试 件  试件均采用拉挤成型的单向玻璃纤维树脂基复 合材料板,板材表面有一层玻璃纤维毡,纤维体积含  量为65%,基体采用间苯树脂。板材厚度为15mm、     宽度为30mm,总长为92mm。齿深为2ram,齿长为        16mm。试件分为三组,分别对应三种不同的预紧  力。材料性能参数见表1,试件几何形状及尺寸如  图2所示。  (a)Specimengeometry 圈  (b)Specimenandf   ixtureassemblydiagram   图2试件及夹具几何尺寸    Fig.2Specimengeometry   表1试验材料参数表       Table1TestmaterialparametertableM帅ater。 iG凹xy凹Gzy /GPa/ // a/  a/ type   GP8GPa…       GPGPGPa    GFRPplate48              8.28.20.26O.260.25.14.65.1                    Steelplate2102102100.30.30.3113113113    钢材选用Q345钢板,材料参数见表1,钢板宽     为50mm,厚为10mm,为了避免施加预紧力时螺栓 接触复合材料而对其造成初始缺陷,取钢板宽度大 于复合材料至少两倍螺栓直径。     使用全牙不锈钢12.9级M6高强螺栓来达到    施加预紧力的目的,螺栓抗拉强度为700MPa,屈服  强度为450MPa。使用直径为10ram的普通螺栓与 试验机连接。   1.2试验设备和方案     试验分为静力试验和疲劳试验两部分,静力试    验采用液压万能试验机WE一1000A,疲劳试验采用  国产FTS液压伺服疲劳试验机进行。  首先采用万能试验机对不同预紧力下同规格试   件静态承载力进行测试,试验结果见表2。   表2单齿试件不同预紧力下承载力试验结果           Table2Thebearingcapacityexperimentresultsofsingle    —  toothspecimensunderdifferentpretighteningforce  基于上述所测得的静态承载力,采用国产FTs   液压伺服试验机进行疲劳试验,力控制模式,施加的      循环载荷为正弦波型,加载频率为5Hz,应力比R=     0.1。试件分为三组,分别对应三种不同的预紧力:    26MPa预紧力对应的载荷水平K分为五级(K为施 加的最大载荷与极限承载力的比值):0.543、0.782、  0.854、0.886、0.918;45MPa预紧力对应的剪应力水     平分为五级:0.556、0.644、0.733、0.808、0.855;   65MPa预紧力对应剪应力水平分为五级:0.558、   0.655、0.678、0.710、0.807。试验终止条件为试件  突然破坏或者循环100万次。   2试验结果分析  2.1疲劳寿命    接头在不同的预紧力作用下的S-N曲线如图3   2015年第8期       玻璃钢/复合材料 27 所示。从图中可以看到,对于不同预紧力下的单齿 连接接头,当载荷水平逐渐降低时,寿命逐渐增加,  当应力水平降低到一定值时,经过100万次循环试    件不发生破坏,即存在一个疲劳强度极限值,当剪切   载荷低于该值时,可以视作接头不会出现疲劳破    坏[1引。由图3(a)可以看出,对于相同的寿命,当      预紧力提高时,接头的静承载力提高,但在比较低的 载荷水平下发生疲劳破坏。三种预紧力下疲劳寿命     拐点值均出现在静态承载力的80%~95%处,预紧     力越大,比值越小;对于相同的载荷水平,当提高预 紧力时,疲劳寿命降低。这主要是因为预紧力越大, 虽然静强度有所提高,但也使得齿根处应力集中更   加严重,而严重的应力集中往往导致过早地发生疲 劳破坏;其次静强度提高后相同的载荷水平下试件 实际承担的载荷绝对值也有所提高,这也在一定程 度上造成了高预紧力下试件的过早失效。此外根据  图3(b)可以看出当载荷绝对值在40kN以下时,对  相同的载荷绝对值,随着预紧力的提高,疲劳寿命有    逐渐增加的趋势。这主要是因为预紧力增大,纤维     与基体之间结合更加紧密,同时钢板与试件之间的    摩擦力也有所增大,承担了部分外载荷。’ l。 O.9 薹o-s 要们 0・6 O.5 1 l0 l00      10001000010000010( ̄000 logN —   (a)RelativeloadlogNcalves 1 l0 l00      10001000010(1000l000000 logN    (b)Absoluteload-logNcurve8   图3接头在不同预紧力下的S-N曲线  —      Fig.3SNcurvesoftheconnectorunderdif   ferentpre-tighteningforce   2.2滞回曲线 将循环若干次之后的滞回曲线人工闭合得到特 — 征曲线,如图4所示,其中试件11-6预紧力为26MPa,  ——  载荷水平为0.892;试件126和1-2-7预紧力都为   — 65MPa,载荷水平分别为0.769和0.846;试件13・4    预紧力为45MPa,载荷水平为0.806。DeBaereI等¨  指出,因为循环加载时位移太大,应变片的使用受到 限制,但是根据剪应变与滞回曲线中位移之间的线   性关系,可以估计产生的剪应变大小,即剪应变和位 移有相似的变化规律,关于位移的结论同样适用于      应变。罗飞纠指出,相邻两滞回曲线中心之间的距    离越大,表明滞回曲线越疏松,材料的细观损伤程度     越大;距离越小,表明滞回曲线越密集,细观损伤程   度越小;滞回曲线的面积越大,表明材料的能量耗散      能力越强、抗震性能越好。从滞回曲线可以看出对 于同一个试件每次循环得到的滞回曲线形状相似, 且都呈现出在低载荷水平宽而高载荷水平窄的形 状,对于单个滞回环来说加载阶段曲线斜率不断减     小,说明试件内产生了微裂纹导致了永久塑性变形;     随着循环次数的增加,滞回曲线在图中都呈现出向“”   下漂移的趋势,即位移不断变大,这是因为钢板 与齿之间进一步压挤以及材料内残余塑性应变逐渐 增加,内部损伤逐步累积造成的;滞回曲线在寿命前      1%分布比较稀疏,随着循环次数的增加,滞回曲线     越来越密集,在寿命后5%滞回曲线又变得很稀疏,    这是因为一开始初始缺陷比较多,内部损伤积累较     快,所以导致位移变化比较大,随着循环次数增加,   内部缺陷密度、微裂纹密度等逐渐达到饱和,开始稳   定发展,所以比较密集,在接近疲劳断裂时因为材料 承载力下降,内部新的损伤急剧增加,所以比较稀    疏;从图中还可以看到对于同一个试件不同循环次   数对应的滞回曲线倾斜程度基本一致,说明在疲劳 —— 过程中试件的刚度降低不明显。以试件134为例,  提取有代表性的几个滞回曲线的面积见图5,可以 发现滞回曲线包围的面积随着循环数的增加先增   加。循环所消耗的能量,主要用于组分之间的摩擦    损耗以及原有微裂纹的扩展和新裂纹的萌生,滞回 曲线的缩小表示消耗的能量在减小,同时也说明裂   纹的扩展及新裂纹的增加相应地也有所减少,反之  亦然。∞  28  复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究  2015年8月- 35 -30   -25-20   -15-10 -5 0 Load/kN    — (a)Hysteresisloopofspecimen1-16.5O  .加 .30 -20 .10 0 Lolld/kN     (b)Hysteresisloopofspecimen1-2-7 —-45柏           .3S.30.2520.15.10.50 Load/kN     (C)Hysteresisloopofspecimen1-3・4. 50 -40 30 -20 .10 0 Load/kN     (d)Hysteresisloopofspecimen1-2-6   图4滞回曲线    Fig.4Hysteresisloop l0cloo0   图5试件1-3-4滞回曲线面积与循环次数的关系        Fig.5Hysteresisloopareaofspecimen1-3-4    relatestothecycles  3断面分析    试件疲劳断面形式如图6所示,试验结果表明      单齿接头的疲劳破坏形式以剪切破坏为主,如图6    (a)所示,这是因为在一定预紧力和载荷水平下,齿   处于压剪载荷状态,在剪切循环载荷作用下,损伤主    要沿着剪切面积累,最后产生剪切破坏。而当预紧  力较大且荷载水平较高时,破坏形式逐渐过渡为拉    伸破坏,如图6(b)所示,这是因为大预紧力会导致    齿根处应力集中现象更加明显,在拉压载荷共同作      用下,断口呈现不规则V形,如图8(b)所示,其中试 ——    件132预紧力为45MPa,载荷水平为0.893;其次,  当预紧力较大时,尽管静强度提高,但是界面摩擦力     也增大,而齿前端分配的荷载相对减小,所以剪切面   上剪应力分布的不均匀现象降低。与此同时,在相  同载荷水平下高预紧力的试件实际承担的载荷绝对   值变大,构件拉伸应力也增加,所以在高预紧力下构  件更容易发生拉伸破坏,而不是齿沿剪切面的破坏。  此外从断面图片可以看出,当为剪切破坏时,剪切面   大致为一个平行于循环载荷作用方向的凹凸不平的  面,如图8(a)所示。一方面是由于纤维与基体的界     面强度在空间上不均匀;另一方面是由于在预紧力 作用下,纤维与基体之间的接触更加紧密,有些纤维      与基体的界面强度要大于基体的抗剪强度,所以在    剪力作用下,裂纹就沿着强度较低的纤维间的富树 脂区域扩展。有限元模拟静力情况下,当预紧力过    大时的应力分布如图7所示,可以清楚地看到在齿    根之间最大应力边界为V形,与图6(b)拉伸破坏实 物图的断面形状吻合。  4  3  2  1  O ≈ 8 一           8024                 68O246 之之 之之      0000 ∞ 唇宣矗宣0譬Id一口                             246802468O                             2222333334  ∞ 目粤g目QIa一0                            02468O24680246                             22222333334444       目鼻8g8鲁一自                            80246802468O24                          l2222233333444 复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究  2015年8月 参考文献    [1]赵启林,高一峰,李飞.复合材料预紧力齿连接技术研究现状与  进展[J].玻璃钢/复合材料,2014,12:52-56.          [2]FeiLi,QiLinZhao.Predictionoftensilecapacitybasedoncohesive      zonemodelofbondanchorageforfiber-r  einforcepolymer ̄ndon【J]. — CompositeStructures,2010,(92):24002405. [3]马毓,赵启林.复合材料胶.螺混合连接接头承载力分析[J].复 合材料学报,201l,28(4):225-231.    [4]EngineeringDesignHandbook:JoiningofAdvance  dComposites[M].       USArmyMaterielDevelopmentandReadinessCommand,March,1979.  [5]QjLinZhao,FeiLi.ResearchonBearingCapacit  yofSingleToothto      CompositePre-TightenedToothConnection[J].JournalofReinforced  — PlasticsandComposites,2013,32(21):16031613.  [6]赵启林,李飞.复合材料预紧力螺纹连接技术[P].201020157303.1. [7]李飞.复合材料新型连接技术及在桁架中的应用研究[D].南   京:解放军理工大学博士学位论文,2012. [8]徐龙星.复合材料预紧力齿连接承载力计算方法与试验研究   [D].南京:解放军理工大学博士学位论文,2014. [9]高一峰.复合材料预紧力齿连接强度预测及接头设计【D].南 京:解放军理工大学硕士学位论文,2014. — [10]Pipes,R.B.,Reed,D.L.,Ashton,J.E.ExperimentalInveetigationoft   helnterlaminarShearPropottiesofCompositeMaterials[J].Exper  imentalMechanics,1972.       [11]AndrewMakeev.tntgrlaminarshearfatiguebehaviorofglass/epoxy      andcarbon/epoxycomposites[J].CompositesScienceandTech- nology,2013,(80):93・100.     [12]DeBaercI,VanPaepegemW,DegrieckJ.Desig   nofamodified      three-railsheartestforshearfatigueo   fcomposites[J].PolymerTe sting,200g,27(3):346-359.   [13]MohseniShakibSM,LiS.Modif    iedthreerailshearfLxture(ASTM        D4255/D4255M)andan唧eIimentalstudyo fnonlinearin-plane       shearbehaviourofFRC[J].CompositesScienceandTechnology, 2009,69(11-12):1854・l866.   [143C.Y.zhaIlg,H.L.Wang,Y.S.Liu.Interlaminarshearfatigueo  fa         twodimensionalcarbonfibrereinforcedsiliconcarbidecomposite    [J].AdvancesinAppliedCeramics,2014.  [15]罗飞,赵淑萍,马巍,等.青藏冻结黏土滞回曲线形态特征的— 定量研究[J].岩石力学与工程学报,20l3,01:208215.          EXPERIMENTALSIDYoNSHEARFA11GUEP=l强oRMANCEOF     COMPOSrrEPRE.TIGHTENDGTooTHCONNECTOR   —  — ‘ — GAOJian-gang,LIUPengfei,ZHAOQilin,LIUJinchun          (1.SateKeyLaboratoryofDisasterPrevention&MitigationofExplosion&Impact,       PLAUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210007,China;           2.CollegeofCorpsofEngineering,PLAUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210007,China)     —         Abstract:Previousstudyshowsthatcompositepretighteningtoothconnectorhasagoodstaticperformance,                  butthefatigueperformanceundercyclicloadinghadneverbeendeeplyinvestigated.Thisarticleconductedalotof   fatiguetestsunderdif —     ferentpretighteningforce.Firstofal1。throughthea     nalysisofexperimentalresults,theeffect     —             onfatiguelifeofpretighteningwasdiscussed.Then,thechangingruleofthehysteresisculTe8wasanalyzed,and               therelationshipbetweenhystereticcurveandthefatiguedamageaccumulationwasdiscussed.Atlast,basedonthe            —  — observationandanalysisofthespecimenfatiguefracture,thefatiguefailuremechanismofpretighteningtoothcon   nectorwasexplored.  —    Keywords:compositematerial;pretightenedtoothconnection;fatigue;hystereticloop
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