基于RADIOSS的蜂窝夹层结构镶嵌件拉伸承载能力分析

庄伟　康民

摘 要：文章以蜂窝夹层结构镶嵌件为研究对象，使用RADIOSS对其拉伸承载能力进行了仿真分析。首先介绍了RADIOSS的显式动力学计算方法。然后建立了镶嵌件、蜂窝夹层结构及发泡胶的有限元模型，模拟了镶嵌件以0.5m/s的速度从蜂窝夹層结构中拉脱的全过程，并对计算结果进行了分析，得出了相关结论。

关键词：蜂窝夹层结构；镶嵌件；RADIOSS

中图分类号：V215 文献标志码：A 文章编号：2095-2945（2018）21-0001-04

Abstract： Taking honeycomb sandwich structure mosaic as the research object， the tensile bearing capacity of honeycomb sandwich structure is simulated and analyzed by using RADIOSS in this paper. Firstly， the explicit dynamic calculation method of RADIOSS is introduced. Then the finite element models of mosaic honeycomb sandwich structure and styrofoam are established and the whole process of mosaic pulling out from honeycomb sandwich structure at the speed of 0.5m/s is simulated. The calculation results are analyzed and the relevant conclusions are drawn.

Keywords： honeycomb sandwich structure； mosaic； RADIOSS

1 概述

由于重量轻，具有大的弯曲刚度及强度，蜂窝夹层结构在航空飞行器上得到了广泛应用。夹层结构由薄面板和软夹芯组成，传递集中载荷的能力较差，但由于夹层结构与其他设备连接及其本身之间连接的需要，传递集中载荷又是不可避免的，这就需要对夹层结构连接部位进行合理设计。最常用的方式是采用各种形式的金属镶嵌件进行局部加强，使连接产生的集中载荷扩散出去。镶嵌件固定于蜂窝夹层结构中，它使蜂窝夹层结构与其他结构件或仪器设备之间形成一种可拆卸的连接结构[1]，航空飞行器上的很多设备都是通过镶嵌件固定在蜂窝夹层结构上的。一架航空飞行器通常有上千个镶嵌件，因此镶嵌件承载能力的大小是十分重要的。

虽然蜂窝夹层结构镶嵌件已经得到了广泛应用，但与之相应的研究工作却开展得尚不充分，且主要集中在对镶嵌件的试验研究方面。Byoung Jung Kim等通过静力拉伸及动力拉伸试验，研究了镶嵌件形状对于镶嵌件拉伸承载力的影响[2]；N.G.Tsouvalis等试验研究了镶嵌件引起的应变集中[3]；林有材与何玉梅通过试验分析了镶嵌件对玻璃钢蜂窝夹层结构的增强效应[4]。

目前研究镶嵌件主要采用试验方法。试验方法不仅周期长，且耗费大量的人力、财力、物力。本文通过RADIOSS显式动力学分析对蜂窝夹层结构镶嵌件承受拉伸载荷作用时的承载能力进行了计算，并与试验结果进行对比，给出了相关的结论。

2 计算方法

整个计算过程采用显式时间积分的方法。

3 有限元模型及相关参数

有限元模型主要由以下几个部件组成：镶嵌件、发泡胶、蜂窝、上面板及下面板，具体模型如图1所示。

3.1 材料与属性

有限元模型中模拟的镶嵌件为标准件，其牌号是DHS-443-152-22，螺纹直径为5mm，采用六面体单元模拟，其属性为P14_SOLID，材料为碳素钢；发泡胶采用六面体单元模拟，其属性为P14_SOLID，材料为DG-18；对于蜂窝夹层结构，将上面板、下面板和蜂窝分别用shell单元和solid单元建模，并采用共节点的方式，其中蜂窝由P14_SOLID单元模拟，材料为NH-1-2.75-32，蜂窝厚度为15mm，面板由P1_SHELL单元模拟，材料为2A12。

碳素钢和2A12的材料本构关系均使用M2_PLAS_JOHNS_ZERIL，即弹塑性材料，材料构型自带失效准则，只需在材料参数里面输入相应的失效判定参数即可（失效塑性应变？着，塑性最大应力？滓max0），当计算时单元的等效应力或应变达到失效应力或应变时，单元即被判定失效并从模型中删除。

NH-1-2.75-32和DG-18的材料本构关系均使用M28_HONEYCOMB，材料构型自带失效准则，当计算时单元的正应变或切应变达到失效应变时（任一达到即判定失效），单元将从模型中删除。

具体的材料属性如表1所示。

表1中，E代表弹性模量，G代表剪切模量，σ0.2代表屈服应力，μ代表泊松比，εmax代表失效正应变，γmax代表失效切应变。

3.2 载荷及边界条件

根据试验件加载条件，对镶嵌件中心点φ80以外的所有节点约束xyz三个方向的平动自由度。

对镶嵌件内径所有节点施加0.5m/s的Z向速度。

具体的载荷及边界条件如图2所示。

3.3 计算使用单位

本模型中使用的基本单位为：

时间：ms 长度：mm 质量：kg

4 具体计算及分析

4.1 失效模式及破坏载荷

整个模型的失效模式如图3和图4所示。

在4.8ms，镶嵌件与发泡胶连接的侧边单元首先发生剪切破坏。

在6.4ms，镶嵌件与发泡胶连接的剩余侧边单元和底部单元发生剪切破坏和拉伸破坏。

4.2 与试验结果的对比

试验件的尺寸、材料、加载和约束均与有限元模型一致，试验件的破坏模式如图6所示，试验件典型载荷-时间曲线如图7所示。可以看出，有限元模型的破坏模式及载荷-时间曲线与试验件基本一致。

平均破坏载荷为2518N，与有限元模型的破坏载荷基本一致，误差仅为：（2518-2493）/2518=1%。

4.3 不同尺寸镶嵌件的破坏载荷

（1）将镶嵌件牌号改为DHS-443-152-32，其螺纹直径为6mm，其他相应尺寸也均有所增大；蜂窝厚度仍为15mm，边界条件及加载维持不变。

计算后载荷随时间的变化曲线如图8所示。可以看到，最大载荷出现在7.19ms，其值为3306N。

在原模型中，粘接单元的表面积为：

1.5×3.14×14.2+11.2×3.14×10.2+3.14×（7.12-2.52）=564.3mm2

同理可计算出模型①粘接单元的表面积为730.8mm2，模型②粘接单元的表面积为848.0mm2。三个模型的粘接表面积比值为：564.3：730.8：848.0=1：1.29：1.5。三个模型的破坏载荷比值为：2493：3306：3581=1：1.32：1.44。可以看出，镶嵌件的破坏载荷与粘接面积基本成正比。随着镶嵌件自身尺寸的增加，其粘接面积也逐渐增大，破坏载荷也自然逐渐增大。

5 结束语

通过建模、计算分析以及不同模型之间的对比，我们可以得出以下结论：（1）镶嵌件拉伸的破坏载荷与其粘接

表面积成正比，粘接表面积越大破坏载荷越高。（2）镶嵌件拉伸的破坏模式通常是发泡胶的剪切破坏，因此使用剪切强度和剪切模量较高的发泡胶可以提高镶嵌件拉伸破坏载荷。（3）从表2的试验数据可以看出，镶嵌件拉伸破坏载荷的分散性较大且绝对数值较低，因此镶嵌件不可用于重要的连接处，且安全系数需取的较高，建议取2.0。

参考文献：

[1]冯纪生.蜂窝夹层结构后埋件的连接设计[J].航天器工程，

1998，7（2）.

[2]Byoung Jung Kim，Dai Gil Lee.Characteristics of joining inserts for composite sandwich panels [J].Composite Structures，2008（86）.

[3]N.G.Tsouvalis，M.J.Kollarini.Experimental Inves-tigation of strain concentrations caused by inserts in sandwich beams[J].strain，2008（44）.

[4]林有才，何玉梅.預埋件对玻璃钢蜂窝夹层结构性能的影响[J].玻璃钢/复合材料，2002，1.

[5]欧贺国，等.RADIOSS理论基础与工程应用[M].机械工业出版社，2013.