基于复合材料预紧力齿连接和螺纹连接的组合接头极限承载性能研究

莫昌金，段金辉，孙 峰，张 弛

（陆军工程大学，南京 210007）

0 引言

纤维增强复合材料（FRP）具有比强度/比模量高、可设计性好、运输架设轻便和耐腐蚀性好等显著优点[1-8]，轻量化的特性更大程度上减轻了人力、物力的投入，近年来随着生产工艺的日渐成熟，我国已能够大批量生产FRP拉挤型材。价格的降低更扩大了其在不同领域的应用优势，目前FRP拉挤型材已经应用至航空航天领域、房屋工厂、直升机起降平台以及公路桥梁等土木工程领域[9-15]。但FRP拉挤型材在连接方面却存在诸多问题，其各向异性的特点虽能使其轴向强度较大，但横向的剪切强度无法与之相比，导致其采用螺纹连接时，开孔处强度不足。此外，与铝合金相似，无法正常通过焊接工艺进行连接，较大程度上限制了FRP拉挤型材的发展[16-18]。

纤维增强复合材料（FRP）预紧力齿接头[19]是一种用于连接FRP拉挤型材的高效连接方式，提高了复合材料连接强度，有效避免了传统连接方式（如螺栓连接和胶连接）存在的弊端。经过前期试验与应用验证[20-23]：对于厚壁构件，该连接技术在连接处可以提供较高的承载力，连接效率明显高于螺栓连接与胶结技术，可充分发挥复合材料构件的强度。但是，在具有较高承载力时，接头呈现出复合材料齿的剪切脆性破坏，不具有延性。因此，需要提升接头层面的延性性能，进而提高结构层面的延性承载。

本文提出了一种基于预紧力齿连接技术的组合接头，可适用于拼装式杆件受压压缩工况下使用。基于ANSYS软件建立了组合接头的有限元模型，在调试单元网格后对模型进行了相关工况的非线性极限承载力计算。分别采用力加载与位移加载的两种方式进行模拟，对比了两种加载方式的计算结果，并确定了模型的破坏模式以及延性性能。

1 构型介绍

1.1 内部构造与尺寸简介

图1为适合拼装式复合材料杆件承受压缩工况的组合接头，该接头是通过两根相同杆件的端部外套筒通过螺纹连接进行受力，复合材料杆件与螺纹金属接头之间采用复合材料预紧力齿连接技术。在极限压缩荷载下极有可能发生杆件失稳、金属螺纹塑性变形、复合材料齿剪切等破坏模式，为了避免复合材料齿先于金属螺纹接头破坏前发生脆性破坏，需要对其进行非线性极限承载力的数值模拟研究。经前期优化后的相关零部件尺寸见表1。

表1 拼装式压缩构件及组合接头各部件尺寸

图1 拼装式压缩构件及组合接头的Solidworks视图与剖面图

本文采用ANSYS实体单元进行模型精细化建立，由于螺纹数量较多且尺寸较小，为降低工作量故本文简化了螺纹数量。图2为ANSYS实体模型，整个GFRP管与金属内外套筒均由SOLID185单元建立，为了便于施加荷载与边界条件，本模型使用了MPC184单元，在模型两端等距离处分别建立两个MPC点，通过绑定模型两端面单元与端部截面等效，进行边界条件与荷载的施加。此外，使用接触单元（Conta174）与目标单元（Targe170）建立7对接触。另外，对模型进行了详细的网格划分（图3）：包括轴向、径向以及环向，针对不同精度要求的受力部位，进行不同精度的网格单元划分。

图2 压缩构件的ANSYS有限元模型

图3 ANSYS有限元模型的网格划分

1.2 材料属性

复合材料管选用拉挤型玻璃纤维增强复合材料（GFRP）GFRP，其顺纤维方向的弹性模量为54 GPa。金属套筒各部分均采用铝合金6061-t6，其弹性模量为70 GPa，相关的材料力学性能参数与应力应变关系如表2和图4所示。

表2 材料力学性能参数

图4 金属材料的应力应变关系（MISO模型）

2 极限承载性能分析

由于力加载与位移加载在结果中存在计算程度的差异，因此，在模型进行非线性极限承载力计算时，本文采用两种加载方式进行对比。整个计算分为两个部分：特征值屈曲计算与非线性屈曲计算。首先进行特征值屈曲分析，获得屈曲模态得出可能发生的破坏模式。图5为杆件在压缩工况下的前三阶屈曲模态，可以看出前三阶屈曲模态均表现出不同程度、不同方向的屈曲失稳，表明本构件在这样的工况下，极有可能发生杆件的屈曲失稳。

图5 拼装式构件组合接头受压时的前三阶屈曲模态

选取第一阶屈曲模态位移值施加于初始模型，具备初始缺陷后进行极限承载力的计算。图6为铝合金6061-t6材料的金属套筒于不同荷载施加方式的端部荷载-位移曲线。

图6 铝合金6061-t6金属套筒的端部荷载-位移曲线

通过图6中的荷载-位移曲线可以看出：首先，两者的变化趋势几乎完全一致，均是经历线弹性阶段，再经历非线性阶段。其次，两者的数值结果基本相同。通过表3可以看出，位移加载的极限承载力为51.66 kN，极限位移为16.04 mm；而力加载的极限承载力为51.81 kN，极限位移为6.70 mm。其中，极限承载力仅相差0.15 kN，误差不超过0.3%，但位移相差近10 mm。延性系数同样相差较大，位移加载的延性系数约为力加载的2.4倍。主要原因是，力加载过程一旦材料达到极限强度，即停止计算，而位移加载可继续计算。因此，此处位移与延性系数的差值很可能为力加载过程中先发生了杆件的屈曲，进而某金属部位的应力达到材料强度而停止，但此时屈曲虽然可以继续扩展，但系统无法继续计算。同时，屈曲的持续扩展的主要表现是，荷载基本保持不变，而位移持续增加。因此，在荷载-位移曲线中会有这样的现象发生。

表3 铝合金6061-t6金属套筒的端部荷载-位移曲线参数

为了验证所述现象的成因，对该结构在压缩工况下的全过程位移、应力响应进行了分析。图7为构件在不同荷载下的变形情况。可以发现，当荷载施加至47.68 kN之前，受压杆件处于线弹性正常受力状态，且无金属进入塑性阶段。当外荷载达到47.68 kN时，受压杆件开始发生屈曲失稳现象（图7a），最右侧蓝色模型为受压杆件的初始与此荷载下变形的对比，可以看出杆件确实已经开始偏离轴线，发生屈曲失稳。

随着荷载的继续施加，当荷载到达50.49 kN时，跨中金属外套筒内壁达到塑性屈服强度245 MPa（图7b），由此影响力受压杆件的轴向刚度，曲线斜率开始显著降低。当荷载达到51.81 kN时，计算结束（图7c）。原因是，此时的受压侧金属内壁的应力强度为265 MPa，达到了铝合金的强度极限（图7d）。但由于力加载下，达到材料强度后即刻停止计算，因此，杆件屈曲无法进一步扩展，这也和前述荷载-位移曲线对应（图6）。

图7 拼装式复合材料构件压缩接头的破坏全过程

为了对比不同加载方式的结果，本文进行了相同模型的位移加载计算，相关结果见图6与表1。为了验证位移加载大位移的具体原因，对模型的破坏模式进行了进一步的分析。

其整个过程与力加载过程基本相似，但后续过程与前述不同。首先，荷载开始施加，杆件在48.21 kN开始发生屈曲失稳变形。之后随着屈曲失稳的进一步扩展，导致受压金属套筒的内壁达到了塑性屈服，此时影响了杆件的轴向刚度，因此从49.20 kN开始，曲线斜率显著降低。第三个过程时金属内壁的应力值由屈服强度扩展至强度极限的过程（图8a），此时已到达力加载的全过程。可以明显看到，金属内壁已经完全进入塑性，应力值已不再提升。但随着位移荷载的继续施加，杆件的屈曲失稳进一步扩展。而屈曲失稳的主要表现既是荷载大小基本不变，位移持续增加，直至位移加载至20 mm的设定值停止（图8b），而此时，GFRP管受压侧的材料应力值也已经超过了抗压强度560 MPa。这个过程表明位移加载可以克服力加载的缺点，能够使加载过程进一步扩展，看到进一步的破坏模式。无论是力加载还是位移加载，整个过程螺纹并未达到材料塑性阶段，仍能正常工作。

图8 组合构件位移加载计算后的破坏模式

3 结论

在相同模型不同加载方式下，位移加载比力加载的计算结果更贴合实际工程应用，能进一步模拟出力加载得不到的后期受力过程。两种加载方式均表明，拼装式复合材料构件压缩接头具有较好的延性性能，有利于工程的实际应用。在极限压缩工况下，组合接头先后表现出GFRP管屈曲失稳、螺纹连接处金属套筒受压塑性破坏以及GFRP管极限压缩劈裂等破坏模式。其中，GFRP管屈曲失稳以及金属套筒塑性变形现象为荷载-位移延性做出较大贡献，且有效地避免了预紧力齿剪切破坏。