苑博 稅國雙汪越勝

(北京交通大學力學系,北京 100044)

1 引 言

隨著膠粘劑的發(fā)展和粘接技術的不斷成熟,膠粘劑在航空航天等領域得到了廣泛的應用.宇宙飛船、人造衛(wèi)星等所采用的蜂窩夾層結構、高強度復合材料、密封材料等大部分是通過粘接技術來實現(xiàn)的[1].由于航空航天器在軌運行期間反復進出地球陰影區(qū)域,使得航空航天器表面不斷承受循環(huán)溫度疲勞的作用,在這種交變循環(huán)的溫度場作用下,被粘接物與膠粘劑之間會產(chǎn)生交變熱應力和熱應變,從而導致膠粘劑受損,粘接界面力學性能下降[2,3].因此,研究循環(huán)溫度疲勞作用下粘接界面力學性能的退化以及損傷情況顯得尤為重要.

目前,傳統(tǒng)超聲無損檢測技術對膠層中的空洞、缺膠和微孔等缺陷基本上能可靠地檢測出來[4],但對于膠層的內(nèi)聚強度、粘接界面的黏附強度尚無可行的檢測手段[5].大量研究表明,材料早期力學性能退化總是伴隨著某種形式的非線性行為,從而引起超聲波傳播的非線性[6,7].通常采用聲學非線性系數(shù)描述材料的非線性特征[8],利用非線性系數(shù)實現(xiàn)對材料早期力學性能退化以及損傷情況的無損檢測和評估.

近年來,針對粘接界面力學性能退化及損傷情況的超聲無損檢測,國內(nèi)外學者做了大量的研究工作.安志武等[9]建立了粘接界面的非線性彈簧模型,為利用非線性聲學參量描述粘接界面的性質(zhì)提供了理論上的依據(jù).高廣健等[10]根據(jù)界面彈簧模型,分析了含弱界面的圓管結構中周向超聲導波的頻散特性及位移場.劉婧等[11]研究了粘接結構超聲諧振模式隨材料和界面粘接性能變化的演變規(guī)律,分析和歸納了膠層厚度、密度和聲阻抗等性能參數(shù)改變時對諧振模式演變規(guī)律的影響.Shui等[12,13]建立了具有不同拉壓性質(zhì)的粘接界面模型,對疲勞載荷及沖擊載荷作用下AZ31鎂合金粘接試件非線性系數(shù)的變化情況進行了研究,發(fā)現(xiàn)理論值和實驗值符合較好.Donskoy等[14]的研究表明,超聲波入射到不完全粘接界面時將表現(xiàn)出很強的非線性行為,特別當膠層中含有裂縫、分層等缺陷時,非線性現(xiàn)象尤為明顯.因此,利用超聲非線性可以實現(xiàn)對粘接界面的損傷進行無損評價.此外,Drinkwater等[15]研究了鋁-環(huán)氧樹脂膠-鋁弱粘接試件的非線性系數(shù)隨壓強的變化情況,發(fā)現(xiàn)初始階段試件的非線性系數(shù)迅速減小,之后隨著壓強的增加,其變化趨勢趨于平緩.Kawashima等[16]通過非線性超聲成像系統(tǒng),得到了不完全粘接界面的超聲圖像.然而,對循環(huán)溫度疲勞作用下粘接界面力學性能退化及損傷的非線性超聲無損檢測,國內(nèi)外相關的研究工作還較少.本文針對6061型鋁合金/改性丙烯酸酯膠/6061型鋁合金粘接試件,采用超聲波透射法,研究了粘接試件的聲學非線性系數(shù)與循環(huán)溫度疲勞次數(shù)之間的關系,為循環(huán)溫度疲勞作用下金屬粘接界面力學性能退化和損傷的非線性超聲無損檢測提供了參考和依據(jù).

2 非線性超聲理論

固體材料內(nèi)部微觀損傷的產(chǎn)生、疲勞等都伴隨著明顯的非線性現(xiàn)象,利用非線性超聲方法檢測結構損傷,實質(zhì)上是利用超聲波在傳播過程中的非線性特征反推結構損傷后所表現(xiàn)出來的非線性.當一維縱波通過非線性介質(zhì)時,在小應變情況下,波動方程為

其中,u是x方向上的位移,ρ是介質(zhì)密度,σ是x方向上的正應力.

非線性應力-應變關系取van den Abeele等[17]給出的積分形式,即

其中,E0為彈性模量;β ,δ分別為二階、三階非線性常數(shù);α為滯回非線性系數(shù);?ε為局部應變變化幅度;˙ε為應變對時間的微分;sgn(…)為符號函數(shù).

在小變形情況下,應變與位移的關系為

將(2)和(3)式代入(1)式,整理可得一維條件下固體中的非線性波動方程為

保留二階非線性項,(4)式可寫成

對形如u(0,t)=A0sinωt的入射波,將其表達式代入(5)式,由微擾近似理論求得波動方程的近似解為

其中,k=ω/c為波數(shù),β為材料的非線性系數(shù).

根據(jù)(6)式,基頻波的幅值A1=A0,二次諧波的幅值從而可將非線性系數(shù)表示為

當超聲波頻率和傳播距離一定時,非線性系數(shù)只與透射波的基頻和倍頻幅值相關.定義材料的相對非線性系數(shù)為

通過測量基頻波幅值A1和二次諧波幅值A2,即可得到材料的相對非線性系數(shù)β′,該量與非線性系數(shù)β直接相關,因此可以評價材料的力學性能退化以及相應的損傷情況.

3 非線性超聲實驗

3.1 試 件

被粘接試件為6061型鋁合金材料,每個試件的直徑均為38 mm,厚度均為6 mm.所用膠粘劑為遼寧撫順哥倆好化學有限公司生產(chǎn)的改性丙烯酸酯膠,該膠以甲基丙烯酸酯類為主要原料,是一種雙組分(A,B)反應型結構膠粘劑,其基本性能參數(shù)如表1所列.試件制備時,首先用醫(yī)用酒精將黏合面的油脂、塵垢等污物擦掉,使其干燥,之后按A,B膠重量比1:1進行配膠,膠總量為0.3 g.將混合均勻的膠液均勻涂抹在試件表面,恒壓下粘接定位2 min,確保試件粘接位置正確,待室溫固化24 h后,開始進行溫度疲勞實驗.制備完成后的試件如圖1所示.共采用兩組試件進行非線性超聲測試.第一組共3個試件,分別編號1,2,3,用于高溫循環(huán)疲勞實驗;第二組共2個試件,分別編號A,B,用于低溫循環(huán)疲勞實驗.

表1 改性丙烯酸酯膠的基本性能參數(shù)Table 1.Parameters of modif i ed acrylate adhesive.

圖1 6061型鋁合金粘接試件Fig.1.6061 aluminum alloy bonding specimen.

3.2 非線性超聲測試系統(tǒng)

采用美國Ritec公司生產(chǎn)的SNAP-0.25-7-G2非線性高能超聲測試系統(tǒng)進行非線性超聲測試,系統(tǒng)包括大功率主機、RT-50歐姆終端、40 dB可調(diào)衰減器、MDO3014型示波器、微型計算機、接觸式壓電直探頭以及夾持裝置.圖2所示為系統(tǒng)示意圖,圖3所示為系統(tǒng)實物圖.測量過程中為保證激發(fā)探頭和接收探頭的共軸性以及探頭與試件之間的穩(wěn)定耦合,采用圖3中的夾持裝置固定超聲激發(fā)和接收探頭.該裝置由壓力傳感器、六角螺栓、有機玻璃板、鋼板等組成.有機玻璃板與鋼板中心有一凹槽,用來保證激發(fā)探頭和接收探頭在同一軸線上.結合夾持裝置中壓力傳感器的讀數(shù)和六角螺栓的調(diào)節(jié)控制夾持力的大小,從而保證測量過程中探頭與試件的耦合情況盡可能一致.

非線性超聲檢測系統(tǒng)主機激發(fā)單一頻率的正弦脈沖信號,該信號經(jīng)50 ?終端和高能衰減器后,激勵壓電換能器向試件輸入單頻超聲波.當粘接界面在循環(huán)溫度疲勞作用下出現(xiàn)損傷時,由于固體介質(zhì)的材料非線性,將會產(chǎn)生高頻成分的超聲波信號.對采集到的信號進行快速傅里葉變換,從而得到基波幅值和二次諧波幅值,進而得到試件的相對非線性系數(shù).

圖2 非線性超聲測試系統(tǒng)示意圖Fig.2. Schematic diagram of nonlinear ultrasonic measurement system.

圖3 非線性超聲測試系統(tǒng)Fig.3.Nonlinear ultrasonic measurement system.

3.3 實驗方法

通過對探頭頻率的標定,本文所采用激發(fā)探頭的實際中心頻率為3.5 MHz,因此實驗的信號激勵頻率為3.5 MHz.通過改變非線性超聲測試系統(tǒng)輸出電壓實現(xiàn)對激勵信號強弱的控制.耦合劑采用雙翼牌XY-B型超聲耦合劑.試件每經(jīng)過一定次數(shù)的溫度循環(huán)疲勞,測量一次非線性系數(shù).測量過程中,通過旋轉圖3中夾持裝置螺栓和壓力傳感器的讀數(shù)來控制夾持力的大小.本實驗中保持夾持力的大小為80 N.在發(fā)射脈沖串不與回波疊加的前提下,選取激勵信號周期個數(shù)為5.

3.3.1 高溫循環(huán)疲勞

對第一組的3個試件進行10—140?C范圍的高溫循環(huán)疲勞加載.加熱設備采用MTI-250/3040加熱平臺,如圖4所示.試件加熱到140?C后,采用自來水進行冷卻,水溫始終保持為10?C.

圖4 MTI-250/3040加熱平臺Fig.4.MTI-250/3040 heating platform.

圖5 180次高溫循環(huán)疲勞后2#試件的(a)時域信號和(b)頻域信號Fig.5. Signals of specimen 2 in(a)time domain and(b)frequency domain,respectively,after being fatigued in high temperature for 180 times.

為確定合適的加熱時間及冷卻時間,采用非制冷焦平面熱像儀記錄試件溫度隨加熱時間和冷卻時間的變化情況.結果表明,當加熱時間為5 min,冷卻時間為20 s后,試件的溫度保持穩(wěn)定,可將此作為一次高溫循環(huán)疲勞.每20次高溫循環(huán)疲勞,利用圖3所示的非線性超聲測試系統(tǒng)測量一次試件的非線性系數(shù).為盡可能地減小測量誤差,對每個試件重復測量三次,取三次測量的平均值作為該試件的非線性系數(shù).圖5所示為180次高溫循環(huán)疲勞后2#試件的時域信號和頻域信號.

3.3.2 低溫循環(huán)疲勞

對第二組的兩個試件進行?50—25?C范圍的低溫循環(huán)疲勞加載.采用DYDW-60QL工業(yè)低溫箱對試件進行低溫冷卻,該低溫箱最低冷卻溫度可達?86?C.之后試件在室溫下晾置,室溫為25?C.為確定合適的冷卻時間和晾置時間,采用數(shù)字溫度表記錄試件溫度隨冷卻時間和晾置時間的變化情況,實驗結果如圖6所示.

圖6 試件溫度隨冷卻時間和晾置時間的變化Fig.6.Variation of the temperature of the specimen with the cooling time in refrigerator and warming time in room temperature.

從圖6可以看出,當冷卻時間為30 min、晾置時間為20 min后,試件的溫度基本保持穩(wěn)定,將此作為一次低溫循環(huán)疲勞.每40次低溫循環(huán)疲勞后測量一次試件的非線性系數(shù).同樣,每個試件重復測量三次,取三次測量得到的平均值作為試件的非線性系數(shù).

4 實驗結果與分析

4.1 實驗結果

由于粘接試件由鋁片試件和粘接界面組成,其非線性將來自于粘接界面和被粘接試件本身.首先對鋁片試件在溫度循環(huán)作用下其非線性系數(shù)隨循環(huán)溫度疲勞次數(shù)的變化情況進行研究.循環(huán)溫度范圍為10—140?C,加熱時間為5 min,冷卻時間為20 s.試件共3個,每10次循環(huán)溫度疲勞后測量一次試件的非線性系數(shù).圖7所示為各試件歸一化的非線性系數(shù)隨循環(huán)溫度疲勞次數(shù)的變化情況.可以看出,隨著循環(huán)溫度疲勞次數(shù)的增加,鋁片的非線性系數(shù)基本保持不變.因此,可以認為,循環(huán)溫度疲勞載荷作用下粘接界面的損傷是造成粘接試件非線性系數(shù)變化的主要原因.

圖7 鋁片歸一化的非線性系數(shù)隨循環(huán)溫度疲勞次數(shù)的變化Fig.7.Variation of the normalized acoustic nonlinear parameter of aluminum with the fatigue times under cyclic temperature.

圖8所示為第一組試件高溫循環(huán)疲勞下歸一化的非線性系數(shù)隨高溫循環(huán)次數(shù)的變化情況.首先測量未進行高溫循環(huán)疲勞時試件的非線性系數(shù)β0,然后測量不同高溫循環(huán)疲勞次數(shù)下試件的非線性系數(shù)β,并用β/β0得到試件的歸一化非線性系數(shù).

圖8 歸一化非線性系數(shù)隨高溫循環(huán)次數(shù)的變化情況Fig.8.Variation of the normalized acoustic nonlinear parameter with the fatigue times under high cyclic temperature.

從圖8可以看出,在高溫循環(huán)疲勞初始階段,隨著高溫循環(huán)次數(shù)的增加,試件的非線性系數(shù)基本保持不變;當高溫循環(huán)次數(shù)達到100次左右后,試件的非線性系數(shù)總體上隨著高溫循環(huán)次數(shù)的增加而增大,特別在高溫循環(huán)疲勞壽命后期,試件的非線性系數(shù)增加明顯.

圖9所示為第二組試件低溫循環(huán)疲勞下歸一化非線性系數(shù)隨低溫循環(huán)次數(shù)的變化情況.

圖9 歸一化非線性系數(shù)隨低溫循環(huán)次數(shù)的變化Fig.9.Variation of the normalized acoustic nonlinear parameter with the fatigue times under low cyclic temperature.

從圖9可以看出,與高溫循環(huán)疲勞不同,在低溫循環(huán)疲勞初始階段,隨著低溫循環(huán)次數(shù)的增加,試件的非線性系數(shù)迅速增大;當循環(huán)次數(shù)達到240次左右后,試件的非線性系數(shù)增速減緩,但總體上該非線性系數(shù)隨低溫循環(huán)次數(shù)的增加而增大.

4.2 實驗結果分析

4.2.1 高溫循環(huán)疲勞

材料的非線性系數(shù)與其高階彈性常數(shù)密切相關,高溫循環(huán)疲勞下膠層三階彈性常數(shù)的變化是造成非線性系數(shù)變化的主要原因[18].在對粘接試件進行高溫循環(huán)疲勞試驗過程中,高溫可以激活分子鏈中未完全固化的反應集團,高分子鏈段的運動性增強,使得在常溫下側鏈及支鏈中未能反應的基團相互靠近,接觸的概率增大,進而交聯(lián)密度增大,膠粘劑的膠接強度上升,即膠粘劑發(fā)生二次固化[19],此時試件的非線性系數(shù)隨著高溫循環(huán)次數(shù)的增加其值變化不明顯.當膠粘劑完全固化后,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,高溫循環(huán)疲勞將造成大量的熱應力集中,膠粘劑分子鏈開始出現(xiàn)滑移、解纏[20],多次的高溫循環(huán)疲勞使膠粘劑分子鏈發(fā)生斷裂而形成的小分子將從膠層中析出,從而降低膠粘劑的交聯(lián)密度,增大了分子鏈間的空隙.此時膠粘劑粘接強度降低,其三階彈性常數(shù)不斷增大,從而導致試件的非線性系數(shù)隨著高溫循環(huán)次數(shù)的增加而增大.

對于各向同性固體中的三階彈性常數(shù),不同的學者采用不同的定義方法.在這里,采用Landau和Lifshitz[21]人所定義的三階彈性常數(shù)A,B,C,該常數(shù)與標準定義的三階彈性常數(shù)cIJK存在以下關系[22]:

為研究三階彈性常數(shù)A,B,C的變化對材料非線性系數(shù)的影響,下面進一步采用商業(yè)有限元軟件ABAQUS對相同增量下材料的非線性系數(shù)隨三階彈性常數(shù)的變化情況進行分析討論.圖10所示為鋁合金材料的歸一化非線性系數(shù)隨三階彈性常數(shù)絕對值的變化情況.可以看出,材料三階彈性常數(shù)B對非線性系數(shù)的影響程度要大于三階彈性常數(shù)A,C的影響程度,且A,C對非線性系數(shù)的影響程度近似一致.因此,后續(xù)分析中僅通過改變膠層三階彈性常數(shù)B的大小來討論粘接試件的非線性系數(shù)隨高溫循環(huán)次數(shù)的變化情況.

圖10 鋁合金材料的歸一化非線性系數(shù)隨三階彈性常數(shù)絕對值的變化Fig.10.Variation of the normalized acoustic nonlinear parameter of aluminum with the absolute value of third order elastic constants.

由于溫度循環(huán)對鋁材料本身的影響較小,對粘接試件分析時僅考慮膠層高階彈性常數(shù)變化對非線性的影響.根據(jù)圖8的實驗數(shù)據(jù),利用ABAQUS模擬計算出各歸一化非線性系數(shù)對應的膠層三階彈性常數(shù)B,計算結果如表2所列.

利用數(shù)據(jù)分析軟件Origin對數(shù)據(jù)進行擬合,三階彈性常數(shù)B與溫度循環(huán)次數(shù)的關系可用非線性冪函數(shù)表征為:

其中,B0為未進行高溫循環(huán)疲勞時膠層的三階彈性常數(shù),N為溫度循環(huán)次數(shù),m為與實驗有關常數(shù).圖11所示為膠層三階彈性常數(shù)B隨高溫循環(huán)次數(shù)N的變化情況.這里,B0=20.732 GPa,m=10.455.可以看出,(10)式較好地反映了膠層三階彈性常數(shù)B隨高溫循環(huán)次數(shù)N的變化情況.

表2 歸一化非線性系數(shù)所對應的膠層三階彈性常數(shù)BTable 2.The third order elastic constantBand normalized acoustic nonlinear parameter of the adhesive layer.

圖11 膠層三階彈性常數(shù)B隨高溫循環(huán)次數(shù)N的變化Fig.11.Variation of the third order elastic constantBof the adhesive layer with the fatigue times under high cyclic temperature.

描述固體的非線性彈性效應一般是在物質(zhì)坐標(也稱拉格朗日坐標)下進行.用a=(a1,a2,a3)表示固體發(fā)生形變時質(zhì)點的初始坐標.考慮一維傳播情形,忽略固體的黏滯性,設質(zhì)點位移矢量U=(U,V,W),U的三個分量U,V和W是a=a1和t的函數(shù),三個分量波動方程的具體形式為[23]

其中

參照均勻無損耗流體中有限振幅聲波的求解過程,沿+a軸傳播的行波中存在一個Riemann不變量(λ?u)/2=0(這里的λ不是Lame常數(shù)),λ的表達式為[22]

實際空間中的聲速應為c+u,這里c=利用(14)式和λ=u,消去?U/?a,可得到

其中,β為固體介質(zhì)的非線性系數(shù),其表達式為

將(10)式代入上式,最終得試件的非線性系數(shù)與溫度循環(huán)次數(shù)的關系:

圖12 試件1#—3#歸一化非線性系數(shù)理論值和實驗值隨高溫循環(huán)次數(shù)的變化Fig.12.Variation of the theoretical and experimental normalized acoustic nonlinear parameters with the high temperature cycles for specimen 1#–3#.

若僅考慮膠層三階彈性常數(shù)B的變化對試件非線性系數(shù)的影響,參考文獻[18]取各試件膠層三階彈性常數(shù)A的大小均為30 GPa,C均為?5 GPa,且不隨溫度循環(huán)次數(shù)的增加而改變,ρ0為膠層密度,大小為1100 kg/m3,cl為縱波波速,大小為2700 m/s.因此,(17)式可進一步寫為

圖12為各試件歸一化的非線性系數(shù)理論值和實驗值隨溫度循環(huán)次數(shù)的變化情況.這里將B=B0時所對應的非線性系數(shù)β0作為試件的初始非線性系數(shù),而β/β0作為歸一化的非線性系數(shù).各試件所采用的擬合參數(shù)B0和m如表3所列.

從圖12和表3可以看出,隨著溫度循環(huán)次數(shù)的增加,歸一化后各試件非線性系數(shù)的理論值和實驗值符合較好.其中,參數(shù)B0反映了試件未進行高溫循環(huán)疲勞時的初始損傷情況,參數(shù)m反映了試件非線性系數(shù)隨高溫循環(huán)次數(shù)的變化快慢程度,m越大,則非線性系數(shù)β變化越劇烈.因此,通過該理論模型,可實現(xiàn)對高溫循環(huán)疲勞作用下粘接界面力學性能退化情況的預測和評估.

表3 試件1#—3#的擬合參數(shù)B0和mTable 3.The f i tting parametersB0andmof specimen 1#–3#.

4.2.2 低溫循環(huán)疲勞

由于改性丙烯酸酯膠是一種室溫固化的膠粘劑,在低溫循環(huán)疲勞初始階段,試件周圍環(huán)境溫度較低,使得膠粘劑分子交聯(lián)密度低,同時溫度過低往往會使膠粘劑中的小分子難以揮發(fā)出去,甚至形成缺陷,顯著降低粘接強度,此階段試件的非線性系數(shù)隨低溫循環(huán)次數(shù)的增加而迅速增大;隨著時間的推移,膠粘劑分子交聯(lián)密度逐漸增大,試件的非線性系數(shù)增速減緩,甚至呈下降趨勢;當膠粘劑分子交聯(lián)密度達到飽和后,由于被黏物與膠粘劑的線脹系數(shù)不同,隨著低溫循環(huán)次數(shù)的增加,粘接層不斷承受拉-壓內(nèi)應力,其粘接強度逐漸下降,此時試件的非線性系數(shù)隨低溫循環(huán)次數(shù)的增加而增大.

低溫循環(huán)疲勞時,膠粘劑分子熱運動能量低,部分溶劑不能完全從膠粘劑內(nèi)部揮發(fā)出去,從而在膠層中產(chǎn)生空隙.同時,由于改性丙烯酸酯膠與鋁片之間的線脹系數(shù)不同,在低溫循環(huán)疲勞作用下,導致膠層在加熱、冷卻過程中不斷承受拉-壓交變應力,并在膠層應力集中處將產(chǎn)生裂紋等微小缺陷.當超聲波在該粘接試件中傳播時,將表現(xiàn)出強烈的非線性行為.為分析超聲波與微小缺陷的相互作用,首先建立圖13所示的粘接結構的非線性模型.

圖13 粘接結構的非線性模型以及波在粘接結構中傳播的示意圖Fig.13.Nonlinear model of bonding structure and wave propagation in an adhesive structure.

在該模型中,被粘接物為兩個彈性半無限大空間,λ,μ,ρ分別為被粘接物的拉梅常數(shù)、剪切模量和密度;中間為膠層,其拉梅常數(shù)、剪切模量和密度分別為為入射縱波,頻率為ω;P2和P3為透射波;P1和P4為反射波.假設粘接層的損傷使得其拉伸模量顯著下降,而壓縮模量保持不變.為簡化分析,將界面層簡化為h→0時的“數(shù)學界面”模型.在粘接界面處,有

其中,σy(x)為界面處的正應力,?uy(x)為界面處的間斷位移,K+和K ?為界面的拉伸剛度系數(shù)和壓縮剛度系數(shù).

由于粘接界面不同的拉伸剛度和壓縮剛度,超聲波信號將表現(xiàn)出明顯的非線性特征,即透射波P3中除基頻分量外,還有其他高頻分量的產(chǎn)生.因此,透射波P3的波形表達式可寫成

定義材料的非線性系數(shù)為

許多學者研究表明,損傷變量D與循環(huán)疲勞次數(shù)密切相關[25?27],由于試件在低溫循環(huán)疲勞之前的非線性系數(shù)大小不為0,因此二者關系可寫為

其中,N為低溫循環(huán)次數(shù),Nf為試件的疲勞壽命,這里Nf取值為720,b為與實驗有關的常數(shù).可以看出,當N=0時,D=D0;當N=Nf時,D=1.將(23)式代入(22)式,最終可得試件的非線性系數(shù)與低溫循環(huán)次數(shù)之間的關系

取初始損傷變量D0=0.25,常數(shù)b=0.22.將D=D0時的非線性系數(shù)作為試件的初始非線性系數(shù),β/β0為試件歸一化后的非線性系數(shù).結合4.1節(jié)的實驗結果,可得試件歸一化后的非線性系數(shù)理論值和實驗值隨低溫循環(huán)次數(shù)的變化情況,如圖14所示.可以看出,二者非線性系數(shù)隨低溫循環(huán)次數(shù)的變化情況近似一致,因此,該理論模型可以用來監(jiān)測和評估低溫循環(huán)疲勞作用下粘接試件力學性能的退化和損傷情況.

圖14 歸一化的非線性系數(shù)理論值和實驗值隨低溫循環(huán)次數(shù)的變化Fig.14.The normalized acoustic nonlinear parameter of theoretical value and experimental value varies with the low temperature cycles.

5 結 論

采用超聲波透射法,對循環(huán)溫度疲勞作用下6061型鋁合金/改性丙烯酸酯膠/6061型鋁合金粘接試件非線性系數(shù)的變化情況進行了研究,并分析了高溫/低溫循環(huán)疲勞作用下膠層的力學性能損傷退化機理.對于高溫循環(huán)疲勞,認為膠層三階彈性常數(shù)B的變化是造成試件非線性系數(shù)變化的主要原因;對于低溫循環(huán)疲勞,認為粘接界面拉伸剛度K+的變化是造成非線性系數(shù)變化的主要原因.在此基礎上分別建立了高溫/低溫循環(huán)疲勞作用下粘接界面的理論模型,分別對高溫/低溫循環(huán)疲勞下膠層力學性能的損傷退化情況進行分析,發(fā)現(xiàn)理論值與實驗結果符合較好.因此,可通過測量試件的非線性系數(shù),評價循環(huán)溫度疲勞作用下試件粘接界面的力學性能損傷情況.

[1]Sun D L,Yu X C 2014Adhesive and Adhesive Technology Foundation(Beijing:Chemical Industry Press)p5(in Chinese)[孫德林,余先純2014膠黏劑與粘接技術基礎(北京:化學工業(yè)出版社)第5頁]

[2]Qin W,Li L,Ye Z Y,Lü G,He S Y 2008Failure Analysis and Prevention3 7(in Chinese)[秦偉,李莉,葉鑄玉,呂剛,何世禹2008失效分析與預防3 7]

[3]Xie M,Gao J M,Du Q,Wu S H,Qin Y K 2016J.Harbin Inst.Technol.48 17(in Chinese)[謝敏,高建民,杜謙,吳少華,秦裕琨2016哈爾濱工業(yè)大學學報48 17]

[4]Liu Z L,Song L H,Bai L,Xu K L,Ta D A 2017Acta Phys.Sin.66 154303(in Chinese)[劉珍黎,宋亮華,白亮,許凱亮,他得安2017物理學報66 154303]

[5]Jordan P M 2006J.Phys.Lett.A355 216

[6]Nazarov V E,Sutin A M 1997J.Acoust.Soc.Am.102 3349

[7]Buck O 1976IEEE Trans.Sonics Ultrason.23 346

[8]Shui G S,Wang Y S,Qu J M 2005Adv.Mech.35 52(in Chinese)[稅國雙,汪越勝,曲建民 2005力學進展 35 52]

[9]An Z W,Wang X M,Mao J,Li M X,Deng M X 2010Acta Acust.35 481(in Chinese)[安志武,王小民,毛捷,李明軒,鄧明晰2010聲學學報35 481]

[10]Gao G J,Deng M X,Li M L,Liu C 2015Acta Phys.Sin.64 224301(in Chinese)[高廣健,鄧明晰,李明亮,劉暢2015物理學報64 224301]

[11]Liu J,Xu W J,Hu W X 2016Acta Phys.Sin.65 074301(in Chinese)[劉婧,徐衛(wèi)疆,胡文祥 2016物理學報 65 074301]

[12]Shui G,Wang Y S,Huang P,Qu J 2015NDT&E International70 9

[13]Shui G,Song X,Xi J Y,Wang Y S 2017J.Nondestruct Eval.36 23

[14]Donskoy D,Sutin A,Ekimov A 2001NDT&E International34 231

[15]Yan D,Drinkwater B W,Neild S A 2009NDT&E International42 459

[16]Kawashima K,Murase M,Yamada R,Matsushima M,Uematsu M,Fujita F 2006Ultrasonics44 1329

[17]Abeele E A V D,Sutin A,Carmeliet J,Johnson P A 2001NDT&E International34 239

[18]Ju T,Achenbach J D,Jacobs L J,Qu J 2017AIP Conference Proceedings1806 020011

[19]Li X G,Gao J,Zhang S P,Du C W,Lu L 2011Aging Law and Mechanism of Natural Environment of Polymer Materials(Beijing:Science Press)p256(in Chinese)[李曉剛,高瑾,張三平,杜翠薇,盧琳2011高分子材料自然環(huán)境老化規(guī)律與機理(北京:科學出版社)第256頁]

[20]Wu Y X,Chen W Y 2005J.Taiyuan Univ.Technol.36 654(in Chinese)[武艷霞,陳維毅2005太原理工大學學報36 654]

[21]Landau L D,Lifshitz E M 1986Theory of Elasticity(3rd Ed.)(Oxford:Pergamon Press)

[22]Norris A N 1998 in:Hamilton M F and Blackstock D T eds.Nonlinear Acoustics(San Diego CA:Academic Press)

[23]Gol’Dberg Z A 1961Sov.Phys.Acoust.6 306

[24]Thurston R N 1984 in:Truesdell C eds.Mechanics of Solids(Berlin:Springer-Verlag)p109

[25]Fatemi A,Yang L 1998Int.J.Fatigue20 9

[26]Cui W 2002J.Mar.Sci.Technol.7 43

[27]Xu J Q,Guo F M 2010J.Mech.Eng.46 40(in Chinese)[許金泉,郭鳳明2010機械工程學報46 40]