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        碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層間斷裂韌度

        2018-08-07 06:13:34謝宗蕻蔡書(shū)杰
        航空材料學(xué)報(bào) 2018年4期
        關(guān)鍵詞:韌度熱壓尖端

        謝宗蕻, 蔡書(shū)杰, 郭 奇, 李 想

        (西北工業(yè)大學(xué) 航天學(xué)院,西安 710072)

        碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料由于其高的比強(qiáng)度和比模量、耐高溫、耐疲勞等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域。據(jù)統(tǒng)計(jì),復(fù)合材料的各種損傷破壞形式中,分層失效約占60%[1],分層會(huì)導(dǎo)致復(fù)合材料承載力顯著下降,分層的擴(kuò)展使得層合結(jié)構(gòu)的剛度和強(qiáng)度迅速下降[2]。由于層間強(qiáng)度遠(yuǎn)低于纖維強(qiáng)度,故層間強(qiáng)度是層板強(qiáng)度的弱環(huán),低的層間強(qiáng)度和高的層間應(yīng)力容易導(dǎo)致分層損傷,層合板抗分層的能力是由基體的韌性決定,提高基體的韌性可以改善層合板抗分層的能力,國(guó)內(nèi)外復(fù)合材料已將層間斷裂韌度作為表征基體性能的重要指標(biāo),層間斷裂韌度問(wèn)題是工程中的研究熱點(diǎn)。

        目前針對(duì)Ⅰ型層間斷裂韌度主要采用雙懸臂梁實(shí)驗(yàn)與理論計(jì)算或有限元模擬相結(jié)合的方法[3],雙懸臂梁實(shí)驗(yàn)方法是由Whitney等[4]于1982年提出用于復(fù)合材料Ⅰ型斷裂韌度的研究。陳海峰等[5]采用ABAQUS中子模型的方法模擬了復(fù)合材料層板Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中裂紋的擴(kuò)展,他們?cè)诹鸭y尖端劃出一個(gè)區(qū)域作為子模型,單元密度高于全局模型,在保證精度的同時(shí)減少了單元規(guī)模,節(jié)省了計(jì)算時(shí)間和資源。矯桂瓊等[6]采用鉸鏈?zhǔn)诫p懸臂梁試件研究了纖維橋連和試件厚度對(duì)復(fù)合材料層板斷裂韌度的影響。ENF實(shí)驗(yàn)方法由Barrett和Foschi研究木質(zhì)梁層間斷裂首次提出,Russell等[7]將此方法用于先進(jìn)復(fù)合材料Ⅱ型層間斷裂韌度應(yīng)變能釋放率的研究[7]。于志成[8]對(duì)復(fù)合材料Ⅱ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)試件尺寸和加載速率對(duì)計(jì)算結(jié)果沒(méi)有影響。肖軍等[9]研究了單向?qū)雍投嘞驅(qū)訉?duì)復(fù)合材料層合板Ⅱ型斷裂韌度的影響。吳妙生等[10]對(duì)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料斷裂韌度細(xì)觀機(jī)理進(jìn)行了分析,研究了纖維材料和纖維走向、基體韌性對(duì)復(fù)合材料層板斷裂韌度的影響。侯大寅[11]從纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的斷裂機(jī)理,分析了影響其斷裂韌度的主要因素。

        目前國(guó)內(nèi)關(guān)于熱壓罐和熱補(bǔ)儀固化方式對(duì)復(fù)合材料斷裂韌度的影響的研究結(jié)果鮮見(jiàn)報(bào)道。本工作采用DCB和ENF方法對(duì)碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料Ⅰ型和Ⅱ型層間斷裂韌度進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究,分析Ⅰ型和Ⅱ斷裂韌度裂紋擴(kuò)展特性和載荷隨裂紋擴(kuò)展的變化。同時(shí),對(duì)熱壓罐固化和熱補(bǔ)儀固化的兩種不同類型試件的斷裂韌度進(jìn)行對(duì)比分析。

        1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

        1.1 試件設(shè)計(jì)及實(shí)驗(yàn)設(shè)備

        根據(jù) ASTM 5528(01)和 HB7403—1996 標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)了Ⅰ型和Ⅱ?qū)娱g斷裂韌度實(shí)驗(yàn)試件,試件材料為 T300/CYCOM970,在 177 ℃ 環(huán)境下固化 2 h 制成。每種類型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)分別采用熱壓罐和熱補(bǔ)儀固化方式制造尺寸相同的兩組試件。Ⅰ型試件尺寸如圖 1(a)所示,試件長(zhǎng) 140 mm,寬 20 mm,預(yù)制裂紋65 mm。層合板鋪層為[0]16,總厚度4 mm。Ⅱ型試件尺寸如圖 1(b)所示,試件長(zhǎng) 140 mm,寬 25 mm,預(yù)制裂紋 40 mm。層合板鋪層為[0]12,總厚度 3 mm。

        根據(jù)ASTM 5528(01)標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)了Ⅰ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)夾具,參見(jiàn)圖2(a)。根據(jù)HB7403—1996設(shè)計(jì)了Ⅱ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)夾具,參見(jiàn)圖2(b)。

        圖1 試件尺寸 (a)Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)試件尺寸;(b)Ⅱ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)試件尺寸Fig.1 Specimen size (a)specimen size of mode I fracture toughness;(b)specimen size of mode Ⅱ fracture toughness

        圖2 實(shí)驗(yàn)夾具 (a)Ⅰ型斷裂韌度;(b)Ⅱ型層間斷裂韌度Fig.2 Test fixture (a)mode I fracture toughness;(b)mode Ⅱ fracture toughness

        1.2 實(shí)驗(yàn)方法

        Ⅰ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)首先在裂紋尖端位置做好標(biāo)記,然后在試件前后兩側(cè)裂紋尖端附近及外延部分涂白色油漆,并在裂紋擴(kuò)展方向向外量取5 mm,做好標(biāo)記,在后面的 50 mm 內(nèi)每隔 5 mm 劃一條細(xì)豎線,如圖3(a)所示。用細(xì)砂紙輕輕打磨試件表面,再用酒精清潔表面污漬,同樣的方法清理粘塊表面。然后在試件上下兩側(cè)涂液體膠水,粘貼夾具,并保證夾具的平行性和對(duì)中性。安裝光學(xué)顯微鏡,如圖3(b)所示。用位移控制方式施加載荷,加載速率為1~5 mm/min。連續(xù)記錄載荷位移曲線,記錄能較為明顯地看見(jiàn)裂紋尖端時(shí)的載荷,并停止加載,卸載。二次加載,通過(guò)體式顯微鏡及CCD攝像機(jī)對(duì)裂紋尖端位置做連續(xù)記錄,并觀察裂紋尖端擴(kuò)展是否穩(wěn)定。裂紋向外擴(kuò)展約45 mm左右時(shí),停止實(shí)驗(yàn),然后卸載。

        Ⅱ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)同樣在裂紋尖端位置做好標(biāo)記,然后在試件前后兩側(cè)裂紋尖端附近及外延部分涂白色油漆,并在裂紋擴(kuò)展方向向外量取5 mm,并做好標(biāo)記,如圖4(a)所示。調(diào)整支座跨距2L為70 mm,使加載頭位于支座中間并與支座平行。如圖4(b)所示裝夾試件,試件的長(zhǎng)度方向與支座和加載頭垂直。用位移控制方式施加載荷,加載速率為 1~2 mm/min,當(dāng)裂紋擴(kuò)展 5 mm 左右時(shí),停止加載。調(diào)整支座跨距2L為100 mm,按有效裂紋長(zhǎng)度 a = 25 mm 裝夾試件,并保證試件的長(zhǎng)度方向與支座和加載頭垂直。施加載荷,記錄試件受載點(diǎn)處的載荷-撓度曲線。當(dāng)載荷下降時(shí),停止實(shí)驗(yàn)。

        圖3 Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn) (a)試件標(biāo)記;(b)顯微鏡安裝Fig.3 Mode I fracture toughness test (a)specimen mark;(b)microscope installation

        圖4 Ⅱ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn) (a)試件標(biāo)記;(b)試件安裝Fig.4 Mode Ⅱ fracture toughness test (a)specimen mark;(b)specimen installation

        圖5 Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)載荷位移曲線Fig.5 Load displacement curve of mode I fracture toughness test

        2 結(jié)果與分析

        2.1 Ⅰ型層間斷裂韌度

        2.1.1 Ⅰ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展特點(diǎn)

        從實(shí)驗(yàn)結(jié)果看由載荷-位移曲線可知,裂紋擴(kuò)展過(guò)程并不是非常穩(wěn)定,載荷隨著位移以及裂紋長(zhǎng)度的增加出現(xiàn)上下波動(dòng)。這從實(shí)驗(yàn)觀察中也得到印證,裂紋擴(kuò)展并不完全是緩慢穩(wěn)定進(jìn)行的,時(shí)而會(huì)出現(xiàn)突然向前跳躍的現(xiàn)象,并且隨著裂紋擴(kuò)展的增加更趨于不穩(wěn)定。因此,依據(jù)ASTM D5528-01(07)標(biāo)準(zhǔn),為促使DCB試件產(chǎn)生自然的Ⅰ型裂紋,在第一次裂紋擴(kuò)展后,對(duì)試件卸載,然后進(jìn)行二次加載是有必要的。從圖5中可以發(fā)現(xiàn),采用熱壓罐固化的試件比采用熱補(bǔ)儀固化的試件承載能力要強(qiáng),這是由于熱補(bǔ)儀采用加熱毯作為熱源,可能會(huì)導(dǎo)致溫度不均,溫度不均會(huì)影響復(fù)合材料固化過(guò)程及固化程度,并且固化過(guò)程只能提供真空壓力,不能保證復(fù)合材料層間有效壓實(shí),容易產(chǎn)生空隙等缺陷,這些缺陷會(huì)導(dǎo)致試件的承載能力降低。

        2.1.2 Ⅰ型層間斷裂韌度應(yīng)變能釋放率計(jì)算

        層間斷裂韌度的計(jì)算目前有修正梁理論法、柔度標(biāo)定法和修正柔度標(biāo)定法,本工作采用柔度標(biāo)定法計(jì)算Ⅰ型層間斷裂韌度?;跍y(cè)量數(shù)據(jù),得到 lg(δi/Pi)~log(ai)的對(duì)應(yīng)關(guān)系。采用最小二乘法對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,由擬合獲得的直線的斜率計(jì)算指數(shù)n,如圖6所示。則Ⅰ型層間斷裂韌度可計(jì)算如下:

        圖6 擬合曲線Fig. 6 Fitting curve

        式中:GIC為Ⅰ型層間斷裂韌度,N/mm;P為施加載荷,N;δ為對(duì)應(yīng)P的試件受載點(diǎn)撓度,mm;a為有效裂紋長(zhǎng)度,mm;b為試件的寬度,mm。

        對(duì)每一組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),計(jì)算其平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和離散系數(shù)(以百分比表示)如下:

        從表1的數(shù)據(jù)可以看到采用熱壓罐固化的試件比采用熱補(bǔ)儀固化的試件Ⅰ型斷裂韌度要高43%,且采用熱壓罐固化的試件Ⅰ型斷裂韌度的離散系數(shù)較小,數(shù)據(jù)一致性較好。這是因?yàn)椴捎脽釅汗薰袒螅z層與預(yù)浸料結(jié)合良好,孔隙率低。修補(bǔ)儀固化后,膠層與本體材料間存在少量孔隙等缺陷,孔隙率高,故斷裂韌度相比于熱壓罐固化的斷裂韌度要低。

        表1 Ⅰ型層間斷裂韌性Table1 Fracture toughness of mode I

        2.2 Ⅱ型層間斷裂韌度

        2.2.1 Ⅱ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展特點(diǎn)

        測(cè)試時(shí)將試件安裝在三點(diǎn)彎夾具上,用位移控制方式施加載荷,記錄載荷位移曲線并觀察裂紋擴(kuò)展情況。從實(shí)驗(yàn)中可以觀察到,載荷起初線性增長(zhǎng),裂紋不擴(kuò)展。當(dāng)載荷接近臨界載荷時(shí),裂紋前端有少許擴(kuò)展,載荷位移曲線呈現(xiàn)非線性。當(dāng)?shù)竭_(dá)臨界載荷時(shí),裂紋沿層間迅速擴(kuò)展,載荷下降。從圖7可以看到,采用熱壓罐固化方式的試件比采用熱補(bǔ)儀固化方式的試件承載能力要高。

        2.2.2 Ⅱ型層間斷裂韌度應(yīng)變能釋放率計(jì)算

        通過(guò)試驗(yàn)機(jī)記錄裂紋擴(kuò)展時(shí)的臨界載荷P,通過(guò)百分表記錄裂紋擴(kuò)展時(shí)的壓頭位移δ。Ⅱ型層間斷裂韌度可按下式計(jì)算

        式中:GⅡC為Ⅱ型層間斷裂韌度,N/mm;P為裂紋擴(kuò)展臨界載荷,N;δ為對(duì)應(yīng)P的試件受載點(diǎn)撓度,mm;a為有效裂紋長(zhǎng)度,mm;W為試件的寬度,mm;2L=跨距,mm。平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和離散系數(shù)的處理同I型斷裂韌度。

        同樣的從表2的數(shù)據(jù)可以看到采用熱壓罐固化的試件比采用熱補(bǔ)儀固化的試件Ⅱ斷裂韌度要高19%,且采用熱壓罐固化的試件Ⅱ型斷裂韌度的離散系數(shù)較小,數(shù)據(jù)一致性較好。這說(shuō)明采用熱壓罐固化方式比采用熱補(bǔ)儀固化方式材料的I和Ⅱ型斷裂韌度都要高。

        圖7 Ⅱ型斷裂韌度試驗(yàn)載荷位移曲線Fig.7 Load displacement curve of mode Ⅱ fracture toughness test

        3 結(jié)論

        (1)Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中產(chǎn)生的裂紋擴(kuò)展過(guò)程不穩(wěn)定,載荷隨著位移以及裂紋長(zhǎng)度的增加出現(xiàn)上下波動(dòng)。在其他條件相同的情況下采用熱壓罐固化比采用熱補(bǔ)儀固化材料的承載能力大。

        (2)Ⅱ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中裂紋起初不產(chǎn)生,當(dāng)?shù)竭_(dá)臨界載荷時(shí)裂紋迅速擴(kuò)展,載荷下降,試件破壞。

        (3)T300/CYCOM 970碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料采用熱壓罐固化Ⅰ型和Ⅱ型斷裂韌度分別為0.76 N/mm和2.10 N/mm,采用熱補(bǔ)儀固化Ⅰ型和Ⅱ型斷裂韌度分別為0.53 N/mm和1.77 N/mm。采用熱壓罐固化比采用熱補(bǔ)儀固化Ⅰ型斷裂韌度提高43%,Ⅱ型斷裂韌度提高19%。

        表2 Ⅱ型層間斷裂韌度Table2 Fracture toughness of mode Ⅱ

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