Полный текст

Введение Использование композиционных материалов позволяет снизить вес тонкостенной конструкции, но затрудняет выбор надежных методов для прогнозирования потери устойчивости и моделирования при дальнейшем деформировании после локальной потери устойчивости [1-11]. Одной из проблем является корректный выбор свойств композиционного материала для расчетов, упругие характеристики которого зависят от типа нагружения. Например, разница в модуле Юнга при одноосном растяжении и сжатии у некоторых слоистых композитов может достигать 30-40 % [12]. Модели разномодульных материалов разрабатываются уже в течение длительного времени [12-18], однако в современных расчетных комплексах (ANSYS, ABAQUS и др.) их численная реализация для практического применения до сих пор отсутствует. Возможной причиной этого является необходимость проверки обеспечения в моделях фундаментальных принципов (выпуклость упругого потенциала, единственность решения), что в противном случае приводит к проблемам сходимости при численной реализации [19-20]. Кроме того, требуется постановка определенных дополнительных экспериментов для подбора параметров модели. На практике анализ потери устойчивости обычно предполагает сжатие конструкции, и выбор модулей упругости, полученных в испытаниях на сжатие, приводит к более точным результатам, но не гарантирует хорошей корреляции с экспериментами в случае анализа закритического поведения из-за игнорирования некоторых областей с преобладающим состоянием растяжения. Другим важным эффектом является нелинейность диаграммы при сдвиговом нагружении [21-24]. Учесть восприимчивость к виду НДС возможно при использовании моделей материалов, учитывающих изменение жесткости в зависимости от типа нагружения. Дальнейшим развитием нелинейно-упругой модели в задачах, связанных с анализом потери устойчивости и последующим деформированием вплоть до разрушения, является внедрение модели деградации жесткости композиционного материала, учитывающей снижение свойств материала вследствие повреждения в сочетании с нелинейной упругостью [28-29]. Определяющие соотношения, представленные в этой работе, основаны на использовании параметра трехосности, который характеризует напряженное состояние в материале [25-27]. Основными целями данной работы являются внедрение нелинейно-упругой модели в программное обеспечение МКЭ, тестирование ее на инженерных задачах устойчивости тонкостенных композитных конструкций и сравнение полученных результатов с моделью линейной упругости. Предлагаемый подход отличается от традиционной постановки задачи об устойчивости конструкции и заключается в численном решении задачи определения напряженно-деформированного состояния материала конструкции при продолжении деформирования в закритическом состоянии в прямой динамической постановке с учетом всех инерциальных сил. Отметим также, что рассматриваемые задачи подразумевают геометрическую нелинейность, в том числе с использованием линейно-упругого материала. Поэтому вне зависимости от учета геометрической нелинейности в дальнейшем использование модели линейно-упругого материала будем сокращенно называть линейной моделью. 1. Модель анизотропной упругости с учетом нелинейности при сдвиговых нагрузках и зависимостью от вида нагружения Рассматривается модель нелинейной упругости, предложенная в работе [25], основанная на использовании параметра вида напряженного состояния (или параметра трехосности) : , где - среднее напряжение, ; - интенсивность напряжений, ; - девиатор напряжений, . Для учета нелинейности под действием сдвига вводится параметр в виде (1) где компоненты тензора имеют следующее выражение в системе координат, совпадающей с ориентацией материала: (2) Упругий потенциал предполагает зависимость от параметров трехосности и сдвига: (3) В случае плоского напряженного состояния параметр ограничен , а определяющие соотношения на основе потенциала (3) принимают форму (4) где штрихом обозначена производная по параметру и, согласно уравнениям (1) и (2), зависимость от параметра остается только у коэффициента . Если задать коэффициентв виде полинома и сделать замену , то соотношение для деформации сдвига примет вид (5) где функция может быть приближена произвольным полиномом. Определение функциональных зависимостей для коэффициентов является сложной задачей и требует трудоемких экспериментов на комбинированное нагружение. На практике можно использовать кусочно-линейные функции, и в целях уменьшения количества параметров модели принять (6) с постоянными и . Коэффициенты в общем случае не произвольные. В частности, коэффициенты должны обеспечивать положительную определенность упругого потенциала (3). Положительная определенность потенциала может быть проверена численно для значений между -2/3 и +2/3 в случае плоского напряженного состояния. Для случая чистого сдвига соотношение (5) принимает вид . Если далее сделать предположение о независимости функцииот , т.е. , и представить как полином третьей степени по аналогии с работой [21], получится следующее соотношение для сдвиговой деформации: (7) где G - постоянный модуль сдвига на начальной стадии деформирования, а коэффициент подбирается исходя из нелинейной сдвиговой диаграммы. С учетом сделанных предположений и выведенного на их основе выражения (7) остается сделать выбор параметров в (6). 2. Эксперимент по нагружению тонкостенной цилиндрической оболочки с ребрами жесткости Экспериментальная работа [30] по нагружению на сжатие цилиндрической оболочки с ребрами (рис. 1) до разрушения выбрана в качестве демонстрационной задачи. Испытываемая оболочка имеет внутренний диаметр 700 мм и общую длину 700 мм, включая кольцевидные утолщения сверху и снизу для закрепления в испытательном оборудовании. Конструкция жестко зафиксирована через кольцевидные утолщения и нагружена сжатием до разрушения. Рабочая длина ограничена в пределах центральной части высоты цилиндра и равна 540 мм. Оболочка усилена восемью уголками L-сечения, равномерно распределенными в окружном направлении. Свободный край ребра жесткости имеет длину 25 мм, а фланец, прикрепленный к цилиндрической оболочке, имеет длину 32 мм. Размеры конструкции представлены в табл. 1. Оболочка из углепластика на основе тканевой ленты имеет свойства, указанные в табл. 2. а б в Рис. 1. Конструкция из композиционного материала для демонстрационной задачи [30]: а - вид внутри; б - зона ребра жесткости снаружи; в - общий вид установленной конструкции перед испытанием Fig. 1. Composite structure for the demonstration problem: a - is an inside view; b - is an area of stiffener from outside; c - is an general view of setup before test Таблица 1 Характеристики цилиндрической оболочки и ребер жесткости [30] Table 1 Characteristics of the cylinder shell and stiffeners Параметр Значение Диаметр цилиндра, мм 700 Длина цилиндра, мм 700 Ребра жесткости: Количество 8 длина, мм 700 размеры L сечения, мм 25×32 Укладка: Оболочка [+45°/-45°] Оболочка (усиления) [+45°/-45°/0°/+45°/-45°] Ребра [0°/90°]2S Кольцо: высота, мм 40 Укладка [0°/90°]2S Таблица 2 Свойства материала монослоя [20] Table 2 Layer properties Параметр Значение Модуль Юнга, E11, МПа 57 765 Модуль Юнга, E22, МПа 53 686 Модуль сдвига, G12, МПа 3065 Коэффициент Пуассона, ν12 0,048 Плотность, ρ, кг/м3 1510 Толщина монослоя, мм 0,33 3. Конечно-элементная модель На основе экспериментальных данных, приведенных в предыдущем подразделе, была разработана конечно-элементная модель цилиндрической конструкции для моделирования процесса деформирования с использованием расчетного комплекса ABAQUS. Модель содержит около 18 000 оболочечных элементов S4R со средним размером 10 мм (рис. 2). Оба края оболочки с ребрами закреплены по всем степеням свободы для обеспечения фактической рабочей длины 540 мм между кольцами утолщения, за исключением степени свободы для нагружения края. Задача о нагружении конструкции рассматривается в динамической постановке, и для анализа был выбран решатель ABAQUS Implicit с неявной схемой интегрирования. Использование динамической постановки обусловлено проблемами сходимости при реализации численных методов статического анализа при закритическом поведении конструкции. При этом период времени нагружения конструкции подобран достаточно большим, так что его дальнейшее увеличение не оказывает влияния на результат (T = 3 с). Кроме того, размер сетки был подобран с условием несущественного влияния на результат при ее дальнейшем измельчении для обеспечения сходимости. Используется нелинейная упругая модель материала, представленная в разд. 1, численно реализованная с помощью подпрограммы UMAT. Рис. 2. Конечно-элементная модель цилиндрической оболочки с ребрами Fig. 2. Finite element model of the cylinder shell with stiffeners 4. Анализ результатов На рис. 3 показаны экспериментальная диаграмма нагружения сжатия цилиндра, диаграмма, полученная с использованием линейной упругой модели, и диаграмма, полученная с использованием определяющих соотношений, рассмотренных в разд. 2. Для определяющих соотношений использованы коэффициенты, представленные в табл. 3. Для сдвиговой деформации (7) подобран параметр (МПа-3), реализующий диаграмму, показанную на рис. 4. Значения из табл. 3 определены неоднозначно из-за наличия экспериментальных данных только лишь на одноосное нагружение. Но эти значения хорошо согласуются с имеющимися одноосными испытаниями (см. табл. 2) и экспериментальной диаграммой сжатия всей конструкции (см. рис. 3). Отметим существенное расхождение с линейной моделью даже на начальном этапе нагружения. Рис. 3. Диаграммы нагружения Fig. 3. Loading diagrams На рис. 5 показаны прогибы цилиндрической оболочки в нормальном направлении к поверхности (т.е. радиальные перемещения) перед полным разрушением, что соответствует перемещению захватов 3 мм. Предложенная в разд. 1 модель позволила получить формы прогибов, гораздо более близкие к экспериментальным, чем рассчитанные на основе линейной модели [30]. Рис. 4. Нелинейная диаграмма сдвигового нагружения (7) с (МПа-3), Fig. 4. Nonlinear shear diagram with (MPa-3), Таблица 3 Значения коэффициентов для определяющих соотношений (6) (МПа-1) Table 3 The values of the coefficients for the defining relations (6) (MPa-1) 3,85E-03 3,85E-03 -4,4E-03 -4,4E-03 -2E-3 2E-3 а б Рис. 5. Перемещения оболочки (мм) в радиальном направлении перед разрушением (отображены в масштабе): а - модель линейной упругости; б - предложенная модель Fig. 5. Displacements of the shell (mm) in a radial direction before failure (scaled to factor 2): (a) is a linear elasticity model, (b) is the proposed model Согласно результатам испытания, в материале оболочки не было обнаружено повреждений вплоть до разрушения, вызванного потерей устойчивости ребер жесткости. На этом основании для рассматриваемой задачи нет необходимости вводить модель повреждения материала оболочки. На рис. 6 представлено распределение параметра трехосности на внешней поверхности оболочки с использованием линейной и предложенной модели для уровня 20 и 100 % от разрушающей нагрузки. Для случая 20 % нагрузки еще не проявились эффекты, связанные с потерей устойчивости оболочки, и распределение параметра трехосности примерно одинаково. Перед разрушением же картина абсолютно различная. Для линейно-упругой модели материала распределение параметра трехосности качественно различается на разных уровнях нагрузки (рис. 6, а, в) в силу локальных прогибов оболочек, связанных с учетом геометрической нелинейности. Отметим также, что в случае предложенной модели основные области поверхности оболочки лежат вблизи предельных значений, соответствующих двухосному сжатию и двухосному растяжению . Это означает, что использование экспериментальных данных на двухосное нагружение необходимо для точного моделирования. а б в г Рис. 6. Распределение параметра трехосности : а - модель линейной упругости, 20 % от разрушающей нагрузки; б - предложенная модель, 20 % от разрушающей нагрузки; в - модель линейной упругости перед разрушением; г - предложенная модель перед разрушением Fig. 6. Triaxiality parameter distribution before failure : (a) is the linear elastic model, 20% of failure load, (b) is the proposed model, 20% of failure load, (c) is the linear elastic model, before failure, (d) is the proposed model, before failure Заключение Численная реализация модели анизотропного упругого материала, восприимчивого к виду напряженного состояния и нелинейному сдвигу, показала хорошую корреляцию моделирования с экспериментом для демонстрационной задачи о потере устойчивости тонкостенной конструкции. Дальнейшая разработка модели для случая трехмерного напряженного состояния в сочетании с моделью повреждаемости выглядит перспективным и эффективным инструментом для инженерных приложений.

Об авторах

А Н Федоренко

Сколковский институт науки и технологий

Б Н Федулов

Сколковский институт науки и технологий; Московский государственный университет им. М.В. Ломоносова

Е В Ломакин

Московский государственный университет им. М.В. Ломоносова

Список литературы

Статистика

Просмотры

Аннотация - 238

PDF (Russian) - 177