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纏繞角度對碳/環氧厚壁管件軸壓性能影響的有限元分析

2019-11-14 20:13   评论:29 点击:191
引言纏繞成型工藝能夠按產品受力狀況設計纏繞規律,具有比強度高、可靠性高、生產效率高和本錢低等優點,因此獲得了廣泛利用,如用於火箭發動機殼體、燒蝕襯套、火箭發射筒、魚雷儀器艙及飛機機頭雷達罩等 ,民品上多用於高壓氣瓶及管道工程等。纏繞工藝也利用於非容器型受力狀況的構件,如導彈連接裙、航天飛機的機械臂、電線杆、跳高活動員用的撐竿和船桅杆等,這些構件通常要承受較大的軸向載荷或者彎曲載荷,對構件的軸向承載性能具有很高的要求⋯。本文采用纏繞工藝製備了文獻[2—3]中提到的主承力用碳/環氧(C/E)管件。采用通用有限元軟件ANSYS7.0對不同纏繞角度的管件軸壓性能進行了分析,對纏繞工藝和展層方式進行了優化。2 管件軸壓實驗有限元建模C/E管試樣置於萬能力學性能試驗機兩平板間測試壓縮性能。由於對管件施加軸向大載荷(>100 kN)今後,管件的端麵與平板之間存在著很大的摩擦力,對管件的端麵產生很大束縛力,限製了管件端麵的形變 ,是以,建立C/E管壓縮試樣有限元模型時,邊界束縛為試樣的下端截麵采用固支束縛,上端麵也限製管件的徑向位移。壓縮載荷均勻施加於管件試樣上端麵,如圖1所示。實驗中,當壓縮載荷達到200 MPa時,個別管件試樣開始發響,但沒有破壞。本文取1 16 kN作為有限元分析的壓縮載荷 。建立外徑為50 mm、內徑為42 mm、高度為100 mm的空心圓柱體,表示C/E壓縮試樣的實體模型。采用ANSYS7.0元素庫中三維層合單元Solid 46 對模型進行網格劃分 。由於管件模型為規則空心圓柱體,為了精確控製網格劃分後節點的位置,使每種展層方式的有限元模型網格劃分精確一致,采用六麵體單元(Hexahedra)Solid46對圓柱殼實體模型進行掃掠網格劃分(Sweeped) J,軸向劃分50個單元,環向劃分96個單元,共4 800個單元,9 898個節點。纏繞層數為20層,單層厚度0.2 mm,單層材料參數見表1。表1 單向板的性能參數Tab.1 Properties of unidirectional laminate上端麵限製徑向變形側麵網格式部放大鏡下端麵固支束縛 端麵麵網格式部放大圖1 有限元分析模型及網格劃分Fig.1 FEA model and meshing3 有限元分析結果討論如圖2所示,取值路徑表示沿著管件壁的中麵,從下端麵開始,每隔5‘mm取一個點的形變和應力一28 一數據,共21個點。圖2 管件試樣尺寸及取值路徑Fig.2 Tube dimension and test points3.1 軸壓模量分析軸壓模量表征管件抵抗軸向形變能力的大小,其計算公式為:E軸=F軸/(A 軸)式中,E軸為軸壓模量,F軸為軸向載荷,A為管件截麵積,£軸為最大軸向應變。順次計算0。、5。、10。、⋯、90。共19種不同纏繞角度的管件軸壓模量(其中0。和90。為理想狀況的纏繞角度),結果如圖3所示 。由圖3可見,隨著纏繞角度的增大,軸壓模量先略微減小,當纏繞角度大於15。時開始急劇下降,當纏繞角度大於40。今後,軸壓模量下降趨勢又趨緩 ,此時軸壓模量已小於理論最大軸壓模量的1/4。是以,要想獲得較高的軸壓模量,纏繞角度宜控製在20 。以內。典型角度的軸壓模量值如表2所示。纏繞角度  。)圖3 纏繞角度對管件軸壓模量的影響Fig.3 Efect of filament winding an gles on axialcompressive stiffness表2 軸壓模量與纏繞角度的關係Tab.2 Relationships between winding angles andaxially compressive stiffn~纏繞角度/(。) 軸壓模量/GPa 纏繞角度/(。) 軸壓模量/GPal0 l01.5 6O l3.82O 78.1 8O lO.640 29.53.2 徑向形變分析在相同的軸壓載荷條件下,不同纏繞角度的管件,所發生的徑向形變不同,而且在承受軸壓管件的不同部位所發生的徑向形變也不同。對於壁厚與直徑之比大於1/20的管件來說 ,可以看作是厚壁結構u6 J ,一般不考慮局部屈曲失穩 。徑向形變首要導致管件沿徑向的層間剝離破壞。是以,在相同的軸壓條件下,徑向形變值越大,越輕易發生剝離破壞。按圖2所示的取值路徑計算不同纏繞角度 ,管件不同部位的徑向形變值,結果如圖4所示。0 20 40 60 80 100管件高度/mm圖4 不同纏繞角度導致的徑向形變在管件高度方向的分布Fig.4 Radial deformation caused by different windingangles distributing along tube length由圖4可見,在纏繞角度≤40。時,隨著纏繞角度的增大,徑向形變相應增大,最大徑向形變發生在受壓管件間隔兩個端麵約20 mm的部位,是以,該部位是最輕易發生剝離破壞的區域。對於纏繞角度大於4O。的情況,由於考慮到軸壓模量已非常小(隻有理論最大模量的1/4),故未進行計算分析。3.3 剪應力分析對於複合材料厚壁結構件而言,剪切破壞是一種常見的破壞形式 。對於對稱的軸壓管件 ,麵內剪切應力很小,可以不予考慮,首要考慮X,Z剪應力和剪應力,如圖5所示,其中,X,Z剪應力表示層間剪應力, 剪應力表示管件在 麵上沿 向剪應力( 、y、 方向分別為管件的徑向 、環向和軸向) 。圖5 剪應力感化於管件壁上的示意圖Fig.5 Sketch of shearing stresses on tube wall按圖2所示的取值路徑計算不同纏繞角度、管件不同部位的剪應力,結果如圖6所示。O 20 40 60 80 lO0管件高度/mm(a) 剪應力0 20 40 60 80 lO0 120管件高度,/mm(b) yz剪應力圖6 不同纏繞角度導致的 、yz剪應力在管件高度方向上的分布Fig.6 XZ and yz shearing stresses caused by diferentwinding angles distributing along the tube length由圖6(a)可知,纏繞角度對艋剪應力的影響首要體現在受軸壓管件的端麵及其四周位置,管件中間部分(20~80 mm)的艋剪應力相對於端麵的很小,而且纏繞角度越大,勉剪應力也越大,是以由於X-g剪應力導致的層間剪切破壞首要發生在軸壓管件的端麵位置。由圖6(b)可知,隨著纏繞角度增大 , 剪應力沿管件高度方向的分布(≥20。時)整體上都增大,當纏繞角度>25。後 , 剪應力在管件的端麵及其四周位置比管件中間部分明顯偏高,因此當纏繞角度>25。時,由於 剪應力導致的破壞首要發生在管件端麵及四周位置,當纏繞角度小於25。時, 剪應力對管件各部位的影響基本相當,破壞位置是隨機的。綜合 剪應力和 剪應力看來,厚壁管件在軸壓條件下受剪應力感化的脆弱區域在管件的兩個端麵及四周位置 ,如對端麵及四周位置加強,將能夠進步厚壁管件的軸壓破壞強度和剛度。4 結論(1)隨著纏繞角度的增大,管件軸壓模量呈反s形減小趨勢,即纏繞角度小於15。和大於40 。時,軸壓模量減小幅度比較平緩,纏繞角度在15。~40時,軸壓模量減小幅度較大 。纏繞角度大於40。時,管件軸壓模量已不足理論最大模量的1/4。對於承受軸向大載荷的管件,纏繞角度宜控製在20。以內。(2)軸向壓縮導致管件在徑向發生形變,在纏繞角度小於40。的範圍內,纏繞角度越大,徑向形變也越大,在間隔管件兩個端麵20 mm的部位是徑向形變的最大區域 ,也是管件最輕易發生剝離分層破壞的區域。(3)纏繞角度對受軸壓管件的剪應力的影響也非常明顯,在纏繞角度小於40。的範圍內,纏繞角度越大,剪應力也越大 ,並且剪應力最集中的部位在管件的兩個端麵及其四周區域,該區域是最容發生剪切破壞的區域。(4)對管件兩個端麵四周采用環向纏繞進行加強或其他加強方式 ,將有益於進步軸壓管件的破壞強度和模量。參考文獻1 沃丁柱,李順林,王興業等.複合材料大全.北京:化學產業出版社,2000:2992 彭超義,杜剛,曾竟成等.大載荷下空間桁架結構主承力用碳/環氧推力管的重量優化設計.玻璃鋼/複合材料 ,2003;(6) :333 彭超義,曾竟成,肖加餘等.航天器發動機推力支架桁架結構的有限元分析與優化設計.宇航材料工藝,2003;33(6):214 張朝暉.ANSYS8.0結構分析及實例解析.初版.北京:機械產業出版社,2005:402—409.5 陳曉霞.ANSYS7.0高級分析.北京:機械產業出版社。2004:2496 李順林,王興業著.複合材料結構設計基礎.武漢:武漢理工大學出版社,1993:1517 Matthews F L,Davis G A O,Hitehings D et a1.Finiteelement modeling of composites materials and st1頁

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