Механика композитных материалов 5 1980

С ростом угла ф толщина заполнителя увеличивается, а так как заполнитель сжи­ маем в нормальном направлении, то влияние несущих слоев друг на друга при этом ос­ лабевает. Этим объясняется уменьшение прогибов внешнего несущего слоя и увеличе­ ние прогибов внутреннего несущего слоя при увеличении толщины заполнителя. Раз­ ность прогибов обшивок наименьшая при минимальной толщине заполнителя (ф = 0) и наибольшая при максимальной толщине заполнителя (ф = л ). Наибольшее значение бу­ дет иметь прогиб внутреннего несущего слоя при ф = я .

Расчет трехслойных оболочек с переменной толщиной заполнителя в окружном на­ правлении обычно заменяют расчетом оболочек с постоянной толщиной заполнителя, равной минимальному tain, среднему /Ср и максимальному t a a x значениям переменной

толщины среднего слоя. Замена переменной толщины заполнителя трехслойной обо­ лочки постоянной значительно упрощает расчет, так как оболочка становится осесим­ метричной.

В работе проведен такой расчет. На рис. 2 приведены графики прогибов несущих слоев трехслойной оболочки с постоянной толщиной заполнителя tain, /Ср и taaxНаи­ большее совпадение с прогибами, определенными для переменной толщины заполнителя, наблюдается при расчете трехслойной оболочки с постоянной толщиной заполнителя, равной £СрПрогибы внутреннего несущего слоя, полученные при решении трехслойной оболочки с постоянной толщиной заполнителя, равной tain, tср, t a a x , незначительно ОТ-

личаются друг от друга. Эти прогибы по сравнению с максимальным прогибом внутрен­ него несущего слоя, определенным для оболочки с переменной толщиной заполнителя, являются заниженными.

Приведенные результаты могут быть полезны при оценке погрешности результатов решения, возникающей при замене переменной толщины заполнителя постоянной.

СП И С О К Л И Т Е Р А Т У Р Ы

1.Бакулин В. Н. Влияние сжимаемости заполнителя на напряженно-деформирован­ ное состояние трехслойной оболочки при действии радиальной нагрузки на оба несущих

слоя. — Изв. вузов. Машиностроение, 1979, № 6, с. 7— 10.

2. Бакулин В. Н., Демидов В. И. Трехслойный конечный элемент естественной кри­

УДК 539.4:678.067.5:539.2

Э. В. Ганов, Р. А. Переверзев

ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ СТЫКОВОГО СОЕДИНЕНИЯ

с т е к л о п л а с т и к о в ы х к о н с т р у к ц и й

Соединения судовых стеклопластиковых конструкций до настоящего времени счи­ таются наиболее ответственными, поскольку чаще всего прочность соединения меньше прочности монолитного материала. Основным видом соединений элементов конструкций являются стыковые формованные соединения. Как показали экспериментальные иссле­ дования, прочность этих соединений при растяжении практически не достигает и поло­ вины прочности основного материала [1, 2]. Такое соединение выполняется путем фор­ мовки полос стеклоткани на район стыка. Толщина каждой накладки составляет поло­ вину толщины основного материала, ширина в зависимости от толщины материала из­ меняется от 200 до 400 мм (рис. 1—с). Эти конструктивные размеры накладок выбраны на основании многочисленных экспериментов [2]. Теоретическое же исследование проч­ ности соединений до последнего времени ограничивалось математической сложностью задачи. Поэтому целый ряд предыдущих исследований [3—5] проведен с рядом упроще­ ний, часто искажающих действительное напряженное состояние в конструкциях.

Рис. 2. Диаграммы изменения напряжений в клеевом слое о •гн и накладке о,Лн стыкового формован-

ного соединения при растяжении (а) и изменения максимальных касательных напряжений ттах по длине и толщине слоя стыкового соединения (б).

При составлении исходных данных для каждого элемента задаются упругие харак­ теристики материала в данном районе, причем модуль упругости задается в направле­

Эти характеристики соответствуют стеклопластику на основе полиэфирной смолы марки НПС 609-21М и стеклопластика марки Т-11.

Растягивающая нагрузка на соединение принималась с таким расчетом, чтобы рас­ тягивающее напряжение в соединяемом материале составляло 1520 кгс/см2. При таких напряжениях соединения подобного типа, по данным целого ряда экспериментов [2], разрушаются.

В результате решения для каждого конечного элемента конструкции определяются нормальные ах, оу и касательные %ху напряжения и перемещения узлов элементов. На рис. 2 представлены диаграммы изменения напряжений ах в районе соединения для со­ единяемых листов в клеевом слое и в накладке.

Наиболее напряженным следует считать клеевой слой. При нагрузках, соответст­ вующих разрушающим для данного вида соединения, растягивающие напряжения в

вплоть до разрушения, однако на самом деле диаграмма его растяжения при больших

пользование метода конечных элементов позволяет определять не только касательные напряжения в клее, но и всю гамму напряжений ах, а у, хху.

Чтобы более точно судить о напряженном состоянии в отдельных точках клеевого слоя, следует на основании известных ах, а у и хху определить главные нормальные на­ пряжения CTJ, о2 и максимальные касательные напряжения ТщахОпределить их можно по известной формуле теории упругости

рис. 2—а). Наибольших значений напряжения ах достигают в средней части накладки (в районе окончания соединяемого листа) на кромке, прилегающей к клеевому слою (точке е, на рис. 1—6). Здесь они почти в два раза выше, чем напряжения в свободной части соединяемого листа (точка g). В остальной части накладки напряжения значи­ тельно ниже, чем в точке е и даже в соединяемом листе. Возможно, чтобы сделать со­ единение более рациональным, следует уменьшить толщину накладки в тех местах, где по расчету напряжения невелики. В соединяемом листе напряжения изменяются в ши­ роких пределах. В районе накладки они постепенно снижаются от расчетных (в точке 0х=152О кгс/см2) до половины и менее этой величины на кромке листа (см. рис. 2—а).

Результаты анализа сведены в таблицу.

Как следует из изложенного, применение МКЭ позволяет достаточно детально оце­ нить напряженное состояние стыкового соединения как при испытании образцов, так и при действии эксплуатационных нагрузок. Можно оценить и действие таких факторов, которые изменяются либо в силу особенности технологии, либо из-за конструктивных изменений. Например, это изменение свойств клея или материала накладки от парамет­ ров технологии, размеров накладки и т. д.

Напряженное состояние, кгс/см2, на различных участках стыкового формованного соединения при разрушающей растягивающей нагрузке о0=1520 кгс/см2

тии) растворимого стекла, модифицированного органическими полимерами, не подчиняются правилу аддитивности свойств компонентов. Прочность композитов в об­ щем случае в 1,5—2 раза выше, чем у наиболее прочного из компонентов — отвержден­ ного растворимого стекла, и зависит как от количества, так и от строения полимерамодификатора (рис. 1). Это свидетельствует о том, что органические полимеры, вводи­ мые в жидкостекольные композиции, не являются инертными наполнителями, а оказывают существенное влияние на процессы, протекающие в стекле при его структу­ рировании в условиях повышенных температур и давлений.

Анализируя ход представленных на рис. 1 зависимостей в связи со строением ис­ пользованных полимеров и исследуя модельные композиты методами дифференциально­ термического (ДТА), термомеханического и рентгеноструктурного анализов, можно сделать вывод, что определяющее влияние на физико-механические свойства жидко­ стекольных композитов оказывает не только химическое строение полимера, но и сте­ пень разветвленности его макромолекул. В частности, по данным ДТА, для компози­ ций, содержащих фторопласт-4, характерна некоторая аддитивность термических эф­ фектов обоих компонентов (кривые 2, 4, 5 рис. 2). Введение в растворимое стекло ПЭНД ■— линейного полимера (аналогичного фторопласту-4) с весьма малой степенью разветвленности приводит к появлению нового экзотермического эффекта в области 588 К- Интенсивность этого эффекта увеличивается при замене в композиции ПЭНД на ПЭВД, имеющего на 1000 углеродных атомов более 20 СН3-групп (у ПЭНД — менее 1,5) [3]. Еще большая интенсивность экзоэффекта в области 588 К наблюдается при совмещении жидкого стекла с пентапластом. Возникновение этого экзоэффекта может быть объяснено химическим взаимодействием между полимерными молекулами и рас­ творимым стеклом. Предпосылкой для такого взаимодействия является наличие в жидком стекле силикатных анионов разной степени полимеризации, катионов щелочных металлов и гидроксильных ионов [4]. Кроме того, при дегидратации жидкого стекла не­ которые из атомов кислорода оказываются соединенными только с одним атомом крем­ ния, в результате чего появляются немостиковые атомы кислорода.

Присутствующие в жидком стекле ионы натрия и калия обеспечивают S i0 2 требуе­ мую стехиометрию и электронейтральность. Прочность связи этих катионов с кремнекнслородным каркасом стекла определяется координационным числом и количественным соотношением ионов различной природы. Введение в жидкое стекло полимерных мате­ риалов нарушает это соотношение, и некоторые ноны щелочных металлов оказываются вытесненными из структуры силикатов. Кроме того, по мере удаления кристаллизацион­

— Si—О—Si—

Рис. 3. Четвертый вариант узла крепления с использованием опрессовки концевого участка в матрице: 1 — труба; 2 — гильза; 3 — конус; 4 — ухо.

Рис. 4. Пятый вариант узла крепления с использованием магнитно-импульсного обжима концевой

части трубы совместно с наружной деталью узла.

Рис. 5. Сравнительные диаграммы нагрузка—деформация для пяти вариантов (I—V) узлов крепле­

ния при испытаниях на растяжение (р) и сжатие (с). рр — расчетная нагрузка.

отформованными концевыми участками боропластиковой трубы при помощи клея холодной полимеризации и резьбовых цанг. Как видно из рис. 1, между конической концевой частью трубы и металлическими деталями узла должно обеспечиваться плотное взаимное прилегание по сопрягаемым поверхностям. Неплотное сопряжение приводит к появлению зазоров и перекосов, что ведет к неравномерной передаче на­ грузки от узла к трубе и, в итоге, к снижению несущей способности всего элемента конструкции.

Для обеспечения плотного прилегания металлической детали к концевой части бо­ ропластиковой трубы часто возникает необходимость в дополнительной механической обработке сопрягаемых поверхностей, что приводит к повышению трудоемкости изго­ товления данного элемента конструкции на 15—20%. Кроме того, при подгонке сопря­ жений «по месту» возможно местное ослабление участков соединения, что также ведет к снижению несущей способности силового элемента конструкции.

При выборе оптимального узла крепления в качестве критерия оценки эффектив­

варианту.

С целью снижения трудоемкости изготовления и повышения качества соединения композитный материал—металл был разработан четвертый вариант узла крепления, по­ казанный на рис. 3 [2]. При сборке узла крепления использовано свойство повышения пластичности и деформативности полимерного композитного материала при нагревании до температуры порядка 0,8—0,9 температуры полимеризации связующего (в данном случае — до 120— 130°С). При сборке внутри концевой части трубы с помощью цилинд­ рического пояска центрируется металлический конус. Затем конец трубы вместе с ко­ нусом нагревается до температуры 130±5°С, после чего нагретой концевой частью за­ прессовывается внутрь нагретой до такой же температуры стальной матрицы с кониче­ ским формующим гнездом. Осевая нагрузка при запрессовке трубы в матрицу колеб­ лется от 10 до 30 кгс, в зависимости от температуры нагрева конца трубы. Матрица охлаждается до комнатной температуры водой в течение 5— 10 мин, и конец трубы из­ влекается из формующего гнезда. Затем на поверхность концевой части трубы нано­ сится клей холодной полимеризации, и с торца надевается металлическая гильза, фик­ сируемая проушиной с упорным кольцом. Концентрическая опрессовка предварительно нагретой цилиндрической концевой части трубы вокруг внутреннего конуса обеспечи­ вает плотное прилегание поверхностей металла и композитного материала, благодаря чему достигается заметное повышение прочности соединения и несущей способности всего подкоса.

Дальнейшим развитием данного способа соединения композитного материала с металлом является способ сборки узла крепления с использованием магнитно-импульс­