复合材料目前已广泛应用在大型巡逻艇、气垫船、猎扫雷舰、轻型巡洋舰等水面舰艇上，世界现役和在建的全复合材料猎扫雷舰艇已达280多艘[1]．复合材料船体结构及制造技术研究主要集中在船体结构形式、结构强度计算方法及衡准和连接结构的设计．复合材料的连接方法主要包括机械连接和胶结连接，其中胶接接头应用更广泛，包括面内接头和正交形式接头两类，正交形式接头的结构形式相对复杂，目前主要有T型[2-4]、十字型[5]、π型[6]和L型[6-12]等．在L型接头方面，文献[6-7]对厚壳式复合材料L型接头在弯曲和拉伸载荷作用下的失效强度和失效位置进行了研究．文献[8-11]从实验和仿真的角度对厚壳式和三明治式复合材料L型接头的承载性能、失效模式和损伤机理等开展了研究．L型接头主要应用于复合材料船体的上层甲板和侧壁的连接处[12]，包括带筋L型接头和不带筋L型接头，作为复合材料船体的局部连接结构，在工作环境下L型接头主要承受飞溅水压力、波浪砰击压力和机械设备重力等横向弯曲载荷作用，带筋L型接头的弯曲承载和损伤机理见文献[12]，本文主要分析不带筋L型接头的弯曲承载性能和损伤机理，并探讨技术改进路径．1 接头结构形式和成型工艺三明治复合材料L型接头的结构形式如图1所示，由水平夹芯板、垂向夹芯板和过渡区组成，三者之间通过环氧树脂胶层黏结．L，H和b分别为接头的长、高、宽；T为水平板和垂向板厚度；t1为蒙皮厚度，t2为芯材厚度；t3为过渡区蒙皮厚度；R1为过渡区倒角半径；R2为接头外侧倒角半径；l为阶梯长度．10.13245/j.hust.220211.F001图1三明治复合材料L型接头结构示意图试验设计3种尺寸的接头试件，接头的主要尺寸参数如表1所示，其中C类接头局部结构如图1(b)所示，加厚蒙皮和芯材之间采用阶梯型连接，阶梯长度l=30 mm．接头蒙皮采用无碱玻纤平纹布，芯材采用2种不同性能的PVC泡沫芯，主体芯材命名为芯材1，过度区附近芯材命名为芯材2，树脂采用510C环氧乙烯基树脂．表层蒙皮单层厚度0.308 mm，铺层方式为[45/0/45/07/45/0/45]，加厚蒙皮铺层角度为0°，接头采用真空辅助成型．10.13245/j.hust.220211.T001表1接头的主要尺寸参数类型LHbTt1t2t3R1R2A350250604043242510B350250604043244010C350250604043264010mm2 试验2.1　试验设计通过前期研究发现，过渡区的设计提高是L型接头承载能力的关键，因此共制作3类试件，每种试件各3个，如图2所示．试件的垂向夹芯板端部固支，水平夹芯板顶端位移加载，加载速度为5 mm/min，设备为电伺服万能材料试验机，静力加载压头和垂向夹芯板中轴线的距离l'=290 mm，为便于观察接头的变形模式，在试样一侧画出网格线，弯曲加载状态如图3所示．10.13245/j.hust.220211.F002图2L型接头试件10.13245/j.hust.220211.F003图3弯曲加载状态2.2　试验结果分析a.　受力特征为分析L型接头在顶端位移加载作用下的承载特性，首先对其受力特征进行分析．由于L型接头在垂向夹芯板固支端承受弯矩M和轴向力P，上端部承受相反方向的弯矩和轴向力，因此可以将其简化为一端固支，另一端自由，在自由端承受弯矩M和轴向力P的悬臂梁，弯矩M=Pl'；对于水平夹芯板，可将垂向夹芯板看作固支约束，将其简化为一端固支、一端自由，自由端承受集中载荷作用的悬臂梁，因此可将过渡区弯矩作为衡量接头承载能力的参量．b.　刚度强度在顶端位移加载作用下，L型接头的位移载荷曲线如图4所示，图中：F为试件所受载荷；Δ为加载位移；Ke为试件的弯曲刚度；Pe为弹性极限载荷；Pcr为塑性极限载荷．试件弯曲刚度、弹性承载弯矩和极限承载弯矩如表2所示，表中：Me=Pel'；Mcr=Pcrl'．10.13245/j.hust.220211.F004图4L型接头的位移载荷曲线10.13245/j.hust.220211.T002表2试件的承载能力对比类型Ke/(N•mm-1)Me/(N•m)Mcr/(N•m)A17.5587.15159.5B20.44119.50188.5C23.52150.80229.1由图4可知：在顶端位移加载时，位移载荷曲线经历了弹性阶段和塑性阶段，最后载荷趋于平稳，并没有骤降，说明L型接头具有良好的吸能效果．对比分析3类试件的承载能力可知：增大过渡区倒角半径和蒙皮厚度，接头的承载能力增大，如B试件的弯曲刚度较A试件提高16.5%，C试件的较B试件提高15.1%，B试件的弹性承载弯矩较A试件提高37%，C试件的较B试件提高26%，B试件的极限承载弯矩较A试件提高18%，C试件较B试件提高22%．由受力分析可知：水平夹芯板可看作是端部承受集中载荷作用悬臂梁，增大过渡区倒角半径会增加截面惯性矩I，增大蒙皮厚度会增加截面的等效弹性模量E'，从而增大悬臂梁的截面刚度E'I；由于过渡区承受的弯矩最大，因此通过增大倒角半径和蒙皮厚度可以有效提高接头的弹性承载弯矩和极限承载弯矩．c.　损伤特征在顶端位移加载作用下L型接头的损伤集中在过渡区附近，图5为接头典型损伤特征，体现在三方面：芯材褶皱破坏，如图5(a)所示；芯材胶层开裂，如图5(b)所示；过渡区表层发白，说明蒙皮基体发生轻微开裂，但未见明显分层现象，如图5(c)所示．观察试验过程中损伤的发生和演变，以正确分析接头的损伤机理：在顶端位移加载时，初始阶段接头具有一定的抗弯刚度，位移载荷曲线为直线；载荷达到一定值后，过渡区的芯材发生塑性变形，在弯矩M和轴向力P的共同作用下，发生压缩和剪切变形，如图5(d)所示，并且芯材2区域附近的芯材变形较大．压缩和剪切变形逐渐变大，导致芯材褶皱破坏；然后在芯材2的直角拐点处发生胶层开裂，且裂纹沿胶层扩展，这是由于芯材发生剪切变形所导致；最后，顶端加载位移持续增大，载荷曲线趋于平稳，过渡区蒙皮在压缩载荷作用下，发生基体轻微开裂．10.13245/j.hust.220211.F005图5接头典型损伤特征3 数值计算由试验结果可知：接头的初始损伤是由芯材的塑性变形引起，由于在整个试验过程中，蒙皮只是在试验末期发生了基体开裂，因此当进行数值仿真时考虑芯材的塑性变形和蒙皮基体的失效．为此，首先开展芯材的压缩试验，获取其弹性和塑性参数；然后建立L型接头在试验条件下的数值仿真模型，进一步分析接头的损伤机理，研究过渡区倒角半径和蒙皮厚度对接头承载能力的影响规律，为工程应用提供指导建议．3.1　芯材压缩试验和数值仿真a. 压缩试验两种芯材压缩试件各3个，均为圆柱体试件，直径为60 mm，芯材1高度为30 mm，芯材2高度为40 mm，加载平台为电伺服万能材料试验机，速度为5 mm/s．在ABAQUS中定义塑性数据时，必须采用真实应力和应变，而试验测量得到的是名义应力和应变，须要将其进行转换[13]，即ε=ln(1+εnom)，式中：ε为真实应变；εnom为名义应变．文献[14]认为材料弹性和塑性变形具有不可压缩性，得到真实应力和名义应力的关系为σ=σnom(1+εnom)，式中：σ为真实应力；σnom为名义应力．但是泡沫材料是可压缩的，由试验结果可知，由于试件的横截面积并没有明显增加，因此可近似认为真实应力等于名义应力，即σ=σnom.塑性应变为总应变和弹性应变之差，即εpl=εt-εel=εt-σ/E，式中：εpl为真实塑性应变；εt为真实总应变；εel为真实弹性应变；E为弹性模量．根据上述计算公式，结合试验数据，可以得到芯材1和2的弹性模量分别为21.6 MPa和52.3 MPa，塑性参数见表3．10.13245/j.hust.220211.T003表3芯材塑性参数芯材1芯材2σnom/kPaεplσnom/kPaεpl1 0100.000 01 1150.000 01 1820.003 11 2120.004 81 3040.010 61 2820.009 61 3440.019 71 3020.015 21 2640.032 21 2290.019 91 1950.045 51 1370.026 81 2110.067 51 1410.042 21 2350.125 51 1570.077 91 2540.204 71 1580.103 0b. 数值仿真采用ABAQUS/Explicit建立芯材压缩准静态仿真模型，模型底面固支，上表面和参考点之间设置多点约束(MPC)，在参考点施加垂向位移U，加载速度为25 mm/s；材料模型选用crushable foam，硬化模式为Isotropic，压缩屈服应力率为1，塑性泊松比为0.01；单元选择C3D8R，仿真模型如图6所示．10.13245/j.hust.220211.F006图6芯材压缩仿真模型芯材压缩变形结果如图7所示，仿真结果和试验结果相似，横截面积没有明显变化．芯材1和芯材2的压缩位移载荷曲线如图8所示，图中：F1为试件载荷；Δ1为压缩位移．仿真和试验结果符合情况良好，误差控制在5%以内．仿真和试验结果的对比可以验证仿真模型的合理性．10.13245/j.hust.220211.F007图7芯材压缩变形结果(色标单位：mm)10.13245/j.hust.220211.F008图8芯材压缩位移载荷曲线3.2　接头数值仿真模型的建立采用ABAQUS/Explicit建立L型接头在试验条件下的准静态仿真模型，垂向夹芯板底端固支，加载端和参考点之间设置MPC约束，在参考点RP处施加垂向位移加载，加载速度为1.2 m/s．蒙皮选用正交各向异性线弹性材料，弹性模量E1=E2=21 GPa，E3=5 GPa，泊松比ν12=0.26，ν13=ν23=0.3，剪切模量G12=2.96 GPa，G13=G23=1 GPa．蒙皮选用SC8R连续壳单元，采用Hashin失效准则模拟材料损伤[14]．芯材模型和上节相同，仿真模型如图9所示．10.13245/j.hust.220211.F009图9L型接头数值仿真模型为研究接头承载能力随过渡区倒角半径的变化规律，保持过渡区蒙皮厚度为4 mm，倒角半径分别取0 mm，25 mm(A类接头)，40 mm(B类接头)，55 mm和70 mm．为研究接头承载能力随过渡区蒙皮厚度的变化规律，保持过渡区倒角半径为40 mm，蒙皮厚度分别取4 mm(B类接头)，5 mm，6 mm(C类接头)，8 mm和10 mm．3.3　接头数值计算结果分析由图4可知：仿真结果和试验结果符合较好．图10为B类接头在顶端位移为6.8 mm时的横向位移云图，和图6中接头的变形区域相同，整个过程中蒙皮并未发生明显破坏．由仿真和试验结果的对比，可以验证仿真模型的合理性．由试验可知：L型接头在顶端位移加载下，初始损伤是由芯材塑性变形导致．为进一步研究接头损伤机理，须分析塑性变形的演变规律，图11为B类接头塑性应变云图，可知：初始塑性变形出现在过渡区芯材和蒙皮相交界面处，这是由于在顶端位移加载下，蒙皮挤压临近芯材发生塑性变形；随着加载位移的增大，塑性变形区域增大，并扩展到相邻的垂横夹芯板的芯材上，且塑性应变急剧增大；随后塑性变形区域进一步扩展，但最大塑性应变基本保持不变．这是因为泡沫芯材存在空隙，受到挤压后会迅速发生变形，变形达到一定数值后，芯材被压实，不再继续变形．与此同时，由于塑性变形区域扩展到临近芯材，临近芯材开始这种循环，因此可以认为芯材的极限塑性应变为1.86 ε．10.13245/j.hust.220211.F010图10B类接头横向位移云图(色标单位：mm)10.13245/j.hust.220211.F011图11B类接头塑性应变云图图12为L型接头承载能力变化规律，可以看出：随着倒角半径的增大，接头弯曲刚度和极限承载弯矩基本呈线性增长，弹性承载弯矩不断增大，但增大趋势变缓；随着蒙皮厚度t3的增大，当4 mmt3≤8 mm时，接头弹性承载弯矩和极限承载弯矩呈线性增长，当t38 mm时，增长趋势变缓，接头弯曲刚度随蒙皮厚度的增大而增大，增长趋势变剧烈．10.13245/j.hust.220211.F012图12L型接头承载能力变化规律4 结论a. PVC泡沫材料作为L型接头的芯材，具有优良的吸能特性，当结构发生大变形破坏时，仍具有一定的承载能力；b. 在压弯载荷作用下，三明治复合材料L型接头的破坏主要发生在过渡区，工程上应将过渡区的结构形式改进作为提高L型接头承载能力的技术途径；c. 在压弯载荷作用下，三明治复合材料L型接头的损伤是由过渡区芯材的塑性变形导致，初始塑性变形出现在芯材2区域，随着变形的增大，向临近的芯材1区域扩展，变形模式为压缩和剪切变形；d. 通过增大过渡区倒角半径和蒙皮厚度，可以显著提高接头的承载性能．