吳 海,肖加余,邢素麗,文思維,楊孚標(biāo),楊金水
含誘導(dǎo)缺陷復(fù)合材料T型接頭的彎曲失效實(shí)驗(yàn)*
吳 海,肖加余,邢素麗,文思維,楊孚標(biāo),楊金水
(國(guó)防科技大學(xué) 航天科學(xué)與工程學(xué)院, 湖南 長(zhǎng)沙 410073)
通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究含不同誘導(dǎo)缺陷的復(fù)合材料T型接頭的彎曲力學(xué)性能和失效過(guò)程,采用引入脫黏缺陷和三角區(qū)填充率缺陷來(lái)誘導(dǎo)T型接頭的不同失效模式。結(jié)果表明不同失效模式下T型接頭所表現(xiàn)出來(lái)的彎曲力學(xué)性能差異極大,完好的T型接頭所能承受的載荷為288.5N,界面脫黏會(huì)削弱其30%的承載能力,而三角區(qū)填充率的減少會(huì)導(dǎo)致裂紋在填充區(qū)內(nèi)部引發(fā)和擴(kuò)展,導(dǎo)致T型接頭的彎曲力學(xué)性能大幅降低。
復(fù)合材料T型接頭;彎曲力學(xué)性能;失效過(guò)程;界面脫黏;三角區(qū)填充率
(CollegeofAerospaceScienceandEngineering,NationalUniversityofDefenseTechnology,Changsha410073,China)
復(fù)合材料接頭是復(fù)合材料一體化結(jié)構(gòu)的核心技術(shù),它可以明顯減少?gòu)?fù)合材料構(gòu)件連接部件的數(shù)量和重量,提高連接效率,已經(jīng)被應(yīng)用到新一代飛機(jī)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的主承力部件中[1]。目前復(fù)合材料接頭主要分為兩大類(lèi)[2]:一類(lèi)是面內(nèi)接頭,用于傳遞處于同一平面的載荷,其自身主要承受面內(nèi)剪切作用力,如單面搭接接頭、雙面搭接接頭、楔形搭接接頭和階梯形搭接接頭;另一類(lèi)是面外接頭,可以為處于不同平面的復(fù)合材料層合板進(jìn)行連接和載荷傳遞,如L型接頭、T型接頭、π型接頭等。面外接頭的構(gòu)型、工藝和服役承載存在較大差異性,這一類(lèi)接頭在實(shí)際工程應(yīng)用中的應(yīng)力分布特點(diǎn)和失效機(jī)理也更為復(fù)雜,因此受到越來(lái)越多關(guān)注。復(fù)合材料T型接頭是一種典型的面外接頭,根據(jù)其應(yīng)用部位對(duì)強(qiáng)度、剛度和穩(wěn)定性的特殊要求,可以?xún)?yōu)化T型接頭的幾何參數(shù)和鋪層設(shè)計(jì),并采用不同的成型工藝進(jìn)行制備。制備T型接頭常見(jiàn)的成型工藝有樹(shù)脂傳遞模塑(ResinTransferMoulding,RTM)工藝[3]、樹(shù)脂膜融滲(ResinFilmInfusion,RFI)工藝[4]和熱壓罐工藝[5],其中熱壓罐工藝的成型方法又分為共固化、膠接共固化和二次膠接等。在服役時(shí)T型接頭承受不同方向和大小的拉伸、彎曲和剪切載荷,且振動(dòng)頻率和波幅較大,常受到潮濕、鹽霧、高低溫等環(huán)境因素影響。由于工藝制備和使用條件的多樣性,在T型接頭中容易引入各種類(lèi)型的缺陷,改變其破壞機(jī)理和損傷規(guī)律,因此這方面的研究具有重要的意義。
Dharmawan和Herszberg等[6-8]對(duì)船舶用T型接頭的損傷檢測(cè)和破壞行為進(jìn)行了研究,首次采用裂紋尖端界面元(CrackTipElement,CTE)方法[9]計(jì)算應(yīng)變能釋放率,進(jìn)而預(yù)測(cè)T型接頭的損傷失效。Hélénon和Trask等[10-12]通過(guò)有限元方法模擬得到T型接頭在拉伸載荷和不同角度彎曲載荷下的應(yīng)力分布和損傷模式,重點(diǎn)考察了誘導(dǎo)缺陷對(duì)T型接頭破壞行為的影響。朱程燕等[13]將壓電傳感與主動(dòng)Lamb波監(jiān)測(cè)技術(shù)相結(jié)合,研究在靜拉伸加載狀態(tài)下碳纖維復(fù)合材料T型接頭界面脫黏及擴(kuò)展過(guò)程中的信號(hào)特征,并采用改進(jìn)后的BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)對(duì)接頭損傷狀態(tài)進(jìn)行識(shí)別。朱亮等[14]采用插入黏聚區(qū)單元的方法建立有限元模型,模擬了填充區(qū)的缺陷對(duì)T型接頭的拉伸力學(xué)性能的影響。本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了界面脫黏和三角區(qū)填充率缺陷對(duì)T型接頭的彎曲承載能力和損傷機(jī)理的影響規(guī)律,為其損傷評(píng)估工作提供了有效依據(jù)。
1.1 T型接頭的制備
復(fù)合材料T型接頭采用熱壓罐共固化成型工藝制備而成,原材料體系為T(mén)700/QY9611單向帶預(yù)浸料,由中航集團(tuán)北京航空制造工程研究所提供。試件長(zhǎng)為200mm,寬為50mm,高為120mm,包括2個(gè)L型筋條、三角區(qū)填充帶以及底板。L型筋條的厚度為1.5mm,其與底板的搭接部分長(zhǎng)43mm,鋪層順序?yàn)?45/0/45/90/-45/0/90/0/45/90/-45/0/45,底板的厚度為4mm,鋪層順序?yàn)?45/0/-45/90/0/45/0/-45/90/0/45/0/-45/0/45/-45)s。兩個(gè)L型筋條與底板之間的三角區(qū)作為T(mén)型接頭承載的關(guān)鍵區(qū)域,需根據(jù)其縫隙體積填充一定量的T700/QY9611單向帶,固化后三角區(qū)的纖維體積分?jǐn)?shù)約為63%。
表1 A,B,C三組T型接頭試樣情況
為了對(duì)比分析不同缺陷對(duì)T型接頭的彎曲力學(xué)性能和失效模式的影響,選取了A,B,C三組試樣(其誘導(dǎo)缺陷差異如表1所示)進(jìn)行彎曲破壞實(shí)驗(yàn),每組平行試樣5個(gè),選取其中力學(xué)性能接近平均值且破壞模式具有代表性的試樣結(jié)果進(jìn)行分析。
圖1 含界面脫黏T型接頭的微觀形貌Fig.1 Micro-structural features of composite T-joint with interfacial debonding
(a) 彎曲加載示意圖(a) Schematic diagram of bending experiments
(b) 損傷實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)裝置(b) Damage monitoring apparatus圖2 T型接頭的彎曲測(cè)試裝置及損傷監(jiān)測(cè)系統(tǒng)Fig.2 Bending and damage monitoring apparatus of T-joints
1.2 T型接頭的彎曲性能測(cè)試
采用CMT5504/5105電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)T型結(jié)構(gòu)件進(jìn)行彎曲破壞實(shí)驗(yàn),加載速率為2mm/min,加載壓頭距離試件底端80mm,測(cè)試過(guò)程中保持試件底端處于鉛垂面,測(cè)試裝置如圖2所示。通過(guò)CM3608動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)監(jiān)測(cè)T型結(jié)構(gòu)件彎曲破壞過(guò)程中的不同部位的應(yīng)變,以20Hz的采樣頻率同步采集載荷與應(yīng)變值。采用Olympus高速攝像儀精確記錄復(fù)合材料T型接頭彎曲破壞時(shí)的裂紋產(chǎn)生和擴(kuò)展過(guò)程。
(a) 應(yīng)變片1~5的位置 (a) Locations of strain monitoring point 1~5
(b) 應(yīng)變片6和7的位置(b) Locations of strain monitoring point 6 and 7圖3 彎曲性能測(cè)試應(yīng)變數(shù)據(jù)采集點(diǎn)Fig.3 Numbers and locations of strain monitoring points of T-joints
T型接頭的彎曲實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,含不同缺陷T型接頭裂紋的引發(fā)和擴(kuò)展過(guò)程均按照預(yù)期的失效方式進(jìn)行,其表現(xiàn)出的力學(xué)性能也有所降低。發(fā)生彎曲破壞的關(guān)鍵部位為三角填充區(qū)及附近的L型筋條倒角圓弧段。因此將重點(diǎn)關(guān)注三角區(qū)附近的應(yīng)變隨載荷的變化趨勢(shì)。圖3標(biāo)注出了T型接頭彎曲性能測(cè)試實(shí)驗(yàn)的應(yīng)變數(shù)據(jù)采集點(diǎn)的位置,L型筋條的搭接面靠近三角區(qū)附近設(shè)置三個(gè)數(shù)據(jù)采集點(diǎn),L型筋條搭接面的末端一側(cè)設(shè)置一個(gè)數(shù)據(jù)采集點(diǎn),垂直筋條靠近三角區(qū)附近兩側(cè)中心對(duì)稱(chēng)設(shè)置兩個(gè)數(shù)據(jù)采集點(diǎn),底板底面中心位置設(shè)置一個(gè)數(shù)據(jù)采集點(diǎn),其中2,3,4,5和6號(hào)應(yīng)變片的測(cè)量方向平行于試樣底板的長(zhǎng)度方向,1和7應(yīng)變片的測(cè)量方向平行于試樣的高度方向。測(cè)試前采用高精度應(yīng)變計(jì)對(duì)動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀進(jìn)行標(biāo)定,標(biāo)定中規(guī)定應(yīng)變儀讀數(shù)的正值為壓應(yīng)變,負(fù)值為拉應(yīng)變。
2.1 完好T型接頭的彎曲性能和裂紋擴(kuò)展過(guò)程
(a) 載荷-位移曲線(a) Load-displacement curve
(b)載荷-應(yīng)變曲線(b) Load-strain curves圖4 完好的T型接頭的彎曲性能測(cè)試加載曲線Fig.4 Bending property test curve of intact T-joint under bending load
圖4為完好T型接頭的彎曲加載曲線和局部各點(diǎn)的應(yīng)變隨彎曲載荷的變化曲線。從圖4(a)中可以看出,試樣A所能承受的最大彎曲載荷為288.5N,當(dāng)三角區(qū)發(fā)生破壞載荷突降至120N左右,繼續(xù)加載T型接頭仍能保持150N左右的承載能力。
從圖4(b)中可知,點(diǎn)1所代表的L型筋條上表面在彎矩的作用下產(chǎn)生較大的拉應(yīng)變,同時(shí)點(diǎn)2,3,4所代表的L型筋條倒角圓弧段也承受一定的拉應(yīng)力,當(dāng)彎曲載荷超過(guò)T型接頭的強(qiáng)度極限以后,上側(cè)L型筋條倒角圓弧段發(fā)生屈曲破壞,表面子層翹曲,導(dǎo)致L型筋條倒角圓弧段附近各點(diǎn)迅速由拉應(yīng)變轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變,點(diǎn)2,3,4的應(yīng)變曲線表現(xiàn)出一致性,說(shuō)明T型接頭在彎矩作用下具備受力均勻性和穩(wěn)定性。點(diǎn)5距離弧角應(yīng)力集中區(qū)較遠(yuǎn),其應(yīng)變值很小。點(diǎn)6代表底板的下表面中心位置,理論上應(yīng)受到壓應(yīng)力的作用,然而由于結(jié)構(gòu)件的底端被固定在支座上,底端位移受到限制,所以加載初期其應(yīng)變值為零,但當(dāng)三角區(qū)發(fā)生結(jié)構(gòu)性破壞,底板受力行為改變,底板中心位置也呈現(xiàn)壓應(yīng)力集中現(xiàn)象。點(diǎn)7處于與點(diǎn)1相對(duì)應(yīng)的L型筋條下表面靠近三角區(qū)的中心位置,在彎矩作用下產(chǎn)生很大的壓應(yīng)變,但由于整個(gè)加載過(guò)程中下半部分L型筋條層合板結(jié)構(gòu)保持相對(duì)完整,內(nèi)部應(yīng)力釋放較少,所以表面的點(diǎn)7應(yīng)變值略高于上半部分L型筋條的點(diǎn)1應(yīng)變值。
(a) 未發(fā)生破壞(a) Undamaged morphology
(b) 初始破壞,D=28.81mm,F(xiàn)=288.5N(b) Initial damage, D=28.81mm, F=288.5N
(c) 破壞后2s,D=28.88mm,F(xiàn)=121.8N(c) 2s after damage initiation, D=28.88mm, F=121.8N
(d) 破壞后4s,D=28.95mm,F(xiàn)=122.1N(d) 4s after damage initiation, D=28.95mm, F=122.1N
(e) 破壞后8s,D=29.08mm,F(xiàn)=122.8N(e) 8s after damage initiation, D=29.08mm, F=122.8N
(f) 破壞后12s,D=29.21mm,F(xiàn)=123.4N(f) 12s after damage initiation, D=29.21mm, F=123.4N圖5 完好的T型接頭的彎曲破壞過(guò)程Fig.5 Bending failure process of intact T-joint
圖5為通過(guò)高速攝像儀捕捉到的完好T型接頭發(fā)生彎曲破壞瞬間的裂紋產(chǎn)生與擴(kuò)展的過(guò)程(圖中D表示加載端位移,F(xiàn)表示載荷),試樣A的失效模式為L(zhǎng)型筋條與三角區(qū)的界面脫黏和L型筋條內(nèi)部子層分層混合失效模式。首先在L型筋條內(nèi)部子層產(chǎn)生多處微裂紋,當(dāng)彎曲載荷超過(guò)極限值時(shí),L型筋條與三角填充區(qū)的層間界面迅速脫黏,裂紋在三角區(qū)末端偏轉(zhuǎn)入填充區(qū),載荷迅速下降,失效后T型接頭仍然保留一定的二次承載能力。
2.2 含界面脫黏的T型接頭的彎曲性能和裂紋擴(kuò)展過(guò)程
圖6為含界面脫黏的T型接頭的彎曲加載曲線和局部各點(diǎn)應(yīng)變隨彎曲載荷的變化曲線。由圖中可以看出,試樣B所能承受的最大彎曲載荷為201.3N,由于層間界面中夾雜了鐵箔片,T型接頭的加載曲線呈現(xiàn)非線性,載荷-應(yīng)變曲線也存在一定波動(dòng)。在加載初期試樣B的各點(diǎn)的應(yīng)變變化趨勢(shì)與試樣A基本一致,點(diǎn)1和點(diǎn)7所代表的L型筋條上下表面靠近三角區(qū)的區(qū)域分別產(chǎn)生較大的拉壓應(yīng)變,其應(yīng)變絕對(duì)值相近,說(shuō)明L型筋條上下部分分別承受拉應(yīng)力和壓應(yīng)力,以層間界面為中心線,L型筋條層合板平面應(yīng)力沿厚度方向?yàn)榉磳?duì)稱(chēng)分布。但在載荷極值點(diǎn)附近,點(diǎn)1處的拉應(yīng)變明顯有所降低,此時(shí)表面雖未觀察到裂紋,但可以判斷局部界面脫黏已發(fā)生于上半部分L型筋條與三角區(qū)的層間界面。
(a)載荷-位移曲線(a) Load-displacement curve
(b)載荷-應(yīng)變曲線(b) Load-strain curves圖6 含界面脫黏缺陷的T型接頭的彎曲性能測(cè)試加載曲線Fig.6 Bending property test curve of T-joint with the interfacial debonding defect under bending load
圖7為通過(guò)高速攝像儀捕捉到的含界面脫黏缺陷的T型接頭發(fā)生彎曲破壞瞬間的裂紋產(chǎn)生與擴(kuò)展的過(guò)程,試樣B的失效模式為L(zhǎng)型筋條與三角填充區(qū)的界面脫黏。相比較于完好的T型接頭,其最大彎曲載荷下降了30.2%,在彎矩作用下,三角區(qū)鐵箔片區(qū)域承受的是面外剝離載荷,而L型筋條倒角圓弧段子層與預(yù)埋的鐵箔片界面結(jié)合作用很弱,相當(dāng)于在L型筋條與三角區(qū)填充帶之間預(yù)置初始分層裂紋,該裂紋在彎曲加載過(guò)程中得以迅速擴(kuò)展,因此顯著降低了構(gòu)件的彎曲性能。
(a) 未發(fā)生破壞(a) Undamaged morphology
(b) 初始破壞,D=29.82mm,F(xiàn)=201.3N(b) Initial damage, D=29.82mm, F=201.3N
(c) 破壞后2s,D=29.89mm,F(xiàn)=199.4N(c) 2s after damage initiation, D=29.89mm, F=199.4N
(d) 破壞后4s,D=29.96mm,F(xiàn)=197.1N(d) 4s after damage initiation, D=29.96mm, F=197.1N
(e) 破壞后8s,D=30.09mm,F(xiàn)=195.5N(e) 8s after damage initiation, D=30.09mm, F=195.5N
(f) 破壞后12s,D=30.22mm,F(xiàn)=194.9N(f) 12s after damage initiation, D=30.22mm, F=194.9N圖7 含界面脫黏缺陷的T型接頭的彎曲破壞過(guò)程Fig.7 Bending failure process of T-joint with the interfacial debonding defect
2.3 三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭的彎曲性能和裂紋擴(kuò)展過(guò)程
(a) 載荷-位移曲線(a) Load-displacement curve
(b)載荷-應(yīng)變曲線(b) Load-strain curves圖8 含填充區(qū)缺陷的T型接頭的彎曲性能測(cè)試加載曲線Fig.8 Bending property test curve of T-joint with the fillet-filling defect under bending load
圖8為三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭的彎曲加載曲線和局部各點(diǎn)應(yīng)變隨彎曲載荷的變化曲線。Trask等[11]認(rèn)為由制造差異引起的T型接頭三角區(qū)填充率的減小,會(huì)增加其鄰近鋪層的位置錯(cuò)動(dòng)和關(guān)鍵區(qū)域的孔隙率,從而對(duì)T型結(jié)構(gòu)件的拉伸力學(xué)性能產(chǎn)生明顯的影響。由圖中可以看出,三角區(qū)填充率的減小同樣大大降低T型接頭的彎曲剛度和強(qiáng)度,試樣C所能承受的最大彎曲載荷為141.3N,降低至完好試樣的50%左右,相比較于試樣A和試樣B在撓度為30mm左右屈服,試樣C在撓度達(dá)到4mm時(shí)就引發(fā)失效,因此其斷裂能遠(yuǎn)低于前兩者。載荷-應(yīng)變曲線所體現(xiàn)的應(yīng)變變化趨勢(shì)符合前文所述,但表面各點(diǎn)的應(yīng)變絕對(duì)值很小,說(shuō)明L型筋條在T型接頭的彎曲破壞過(guò)程中未能起到有效承載的作用。
圖9為通過(guò)高速攝像儀捕捉到的三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭發(fā)生彎曲破壞瞬間的裂紋產(chǎn)生與擴(kuò)展的過(guò)程,試樣C的失效模式為三角區(qū)內(nèi)部的隨機(jī)裂紋擴(kuò)展。該失效模式的產(chǎn)生原因在于填充率的降低,三角區(qū)多余的空隙基本由樹(shù)脂基體填充,纖維體積分?jǐn)?shù)減小為38%,極大地削弱了三角區(qū)的力學(xué)性能,進(jìn)而改變?cè)械膶娱g裂紋擴(kuò)展和偏轉(zhuǎn)的吸能模式,裂紋在三角區(qū)內(nèi)部直接引發(fā)和擴(kuò)展,其裂紋尖端的抑制作用力僅由單向帶的纖維與基體脫黏和剪切作用所提供,在達(dá)到第一次極限載荷時(shí),能量吸收機(jī)制主要由纖維與基體脫黏和基體開(kāi)裂來(lái)提供,所以T型接頭的斷裂韌性和承載能力大大降低。
(1)嚴(yán)格按照工藝結(jié)構(gòu)尺寸要求制備的T型接頭所能承受的最大彎曲載荷為288.5N,失效模式為L(zhǎng)型筋條與三角區(qū)的界面脫黏和L型筋條內(nèi)部子層分層混合失效模式。
(2)含界面脫黏缺陷的T型接頭所能承受的最大彎曲載荷為201.3N,失效模式為L(zhǎng)型筋條與三角填充區(qū)的界面脫黏。
(3)三角區(qū)填充率減小40%的T型接頭所能承受的最大載荷為141.3N,由于其三角區(qū)力學(xué)性能的削弱,隨機(jī)裂紋在三角區(qū)內(nèi)部引發(fā)和擴(kuò)展,T型接頭的彎曲力學(xué)性能大大降低。
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(a) 未發(fā)生破壞(a) Undamaged morphology
(b) 初始破壞,D=3.43mm,F(xiàn)=141.3N(b) Initial damage, D=3.43mm, F=141.3N
(c)破壞后2s,D=3.50mm,F(xiàn)=63.11N(c) 2s after damage initiation, D=3.50mm, F=63.11N
(d)破壞后4s,D=3.57mm,F(xiàn)=64.40N(d) 4s after damage initiation, D=3.57mm, F=64.40N
(e) 破壞后8s,D=3.70mm,F(xiàn)=67.63N(e) 8s after damage initiation, D=3.70mm, F=67.63N
(f) 破壞后12s,D=3.84mm,F(xiàn)=70.49N(f) 12s after damage initiation, D=3.84mm, F=70.49N圖9 含填充區(qū)缺陷的T型接頭的彎曲破壞過(guò)程Fig.9 Bending failure process of T-joint with the fillet-filling defect
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The failure experiment of composite T-joints with induced defects under bending load
WU Hai, XIAO Jiayu, XING Suli, WEN Siwei, YANG Fubiao, YANG Jinshui
BendingexperimentswerecarriedouttoinvestigatemechanicalpropertiesandfailureprocessesofcompositeT-jointswithtwodefects.Thedefectsofinterfacialdebondingandfillet-fillingratiowereintroducedtoinducedifferentfailuremodesoftheT-joints.ResultssuggestthatagreatdiversityexistsamongtheT-jointsundervariousfailuremodes.ThemaximumbendingloadoftheintactT-jointis288.5N,whileinterfacialdebondingwillreduceitscarryingcapacityby30%.Thereductionofthefillet-fillingratioleadstotheinitiationandpropagationofthecracksinthefillet,whichgreatlydecreasesbendingmechanicalpropertiesofthecompositeT-joints.
compositeT-joints;bendingmechanicalproperties;failureprocess;interfacialdebonding;fillet-fillingratio
2015-04-30
國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(11202231)作者簡(jiǎn)介:吳海(1986—),男,安徽安慶人,博士研究生,E-mail:hongwugong86@163.com;肖加余(通信作者),男,教授,博士,博士生導(dǎo)師,E-mail:Jiayuxiao@tom.com
10.11887/j.cn.201504022
http://journal.nudt.
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