劉誠(chéng) 劉偉 花軍 司竹君

(東北林業(yè)大學(xué)，哈爾濱，150040)

膠合板是通過(guò)木段旋切成的單板，或是由木方刨切成的薄木，再通過(guò)膠黏劑進(jìn)行連接的多層原料[1]。天然單板含有許多的缺陷(如節(jié)子、蟲(chóng)眼、黑線條等)，這些缺陷對(duì)單板的力學(xué)性能和加工性能影響較大[2]。在工業(yè)生產(chǎn)過(guò)程中，通過(guò)單板挖補(bǔ)機(jī)將有缺陷的部位進(jìn)行沖壓去除，并將形狀相同的補(bǔ)片以過(guò)盈方式?jīng)_壓進(jìn)待填補(bǔ)區(qū)域，進(jìn)而消除單板上的缺陷。已有研究表明，不同形狀的補(bǔ)片對(duì)修補(bǔ)后單板的性能有著不同程度的影響，并且修補(bǔ)后單板的性能直接影響膠合板質(zhì)量[3]。

在復(fù)合材料領(lǐng)域，關(guān)于補(bǔ)片形狀對(duì)材料性能影響的研究較多[4-10]。應(yīng)用三維模型，依據(jù)漸進(jìn)損傷理論、霍夫曼(Hoffman)準(zhǔn)則等進(jìn)行拉伸仿真及實(shí)測(cè)，分析補(bǔ)片參數(shù)、鋪層方式等對(duì)材料力學(xué)性能及沖擊性能的影響，但對(duì)于形狀參數(shù)的設(shè)定僅局限于正多邊形。有的研究[11-13]采用實(shí)測(cè)、依據(jù)三維哈辛破壞準(zhǔn)則的連續(xù)損傷力學(xué)(CDM)理論數(shù)值模擬等方法，分析補(bǔ)片設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)修補(bǔ)后復(fù)合材料的應(yīng)力應(yīng)變，并應(yīng)用激光掃描顯微鏡觀測(cè)斷裂損傷模式。在醫(yī)學(xué)領(lǐng)域[14-16]，通過(guò)有限元分析及對(duì)臨床患者進(jìn)行康復(fù)走訪的形式，分析補(bǔ)片參數(shù)對(duì)心內(nèi)隧道縫合效果及腹股溝疝修補(bǔ)手術(shù)術(shù)后復(fù)發(fā)率的影響。但在木質(zhì)單板修補(bǔ)領(lǐng)域，對(duì)木質(zhì)單板補(bǔ)片形狀對(duì)其性能的研究較少。為此，本研究以同一批次旋切楊木單板為試驗(yàn)對(duì)象，設(shè)計(jì)船形、菱形、鋸齒形、雙圓形、蝶形5種補(bǔ)片，制備靜態(tài)拉伸試驗(yàn)試件；按照有關(guān)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)，應(yīng)用微機(jī)控制電子式萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，對(duì)5種補(bǔ)片單板試樣進(jìn)行木材順紋抗拉試驗(yàn)，測(cè)定補(bǔ)片修補(bǔ)單板斷裂應(yīng)力值、應(yīng)用掃描電子顯微鏡觀測(cè)補(bǔ)片修補(bǔ)單板斷裂的微觀形態(tài)。應(yīng)用數(shù)值模擬方法，依據(jù)漢克森(Hankinson)失效理論，對(duì)5種補(bǔ)片形狀的修補(bǔ)單板仿真模型進(jìn)行拉伸模擬試驗(yàn)，分別計(jì)算其斷裂失效的應(yīng)力值及繪制斷裂失效形態(tài)。對(duì)比實(shí)測(cè)與仿真試驗(yàn)結(jié)果，檢驗(yàn)仿真的有效性，分析木質(zhì)單板缺陷挖補(bǔ)技術(shù)中補(bǔ)片形狀對(duì)修補(bǔ)的木質(zhì)單板力學(xué)性能的影響及單板的斷裂模式。旨在為不同補(bǔ)片形狀修補(bǔ)木質(zhì)單板性能的預(yù)測(cè)提供參考。

1 材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

本研究所選楊木單板為同一批次，產(chǎn)地為黑龍江省哈爾濱市，取樹(shù)木中間段為試驗(yàn)用材，且單板均通過(guò)旋切獲得，單板含水率10%～12%，厚度為1.2 mm，其力學(xué)性能指標(biāo)均應(yīng)用萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)、密度檢測(cè)儀和含水分析儀等相關(guān)儀器進(jìn)行測(cè)量。楊木單板材料的力學(xué)性能參數(shù)：彈性模量5 035.6 MPa、順紋抗拉強(qiáng)度52.02 MPa、橫紋抗拉強(qiáng)度3.12 MPa、泊松比0.41、密度0.61 g/cm3。

根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 36408—2018《木結(jié)構(gòu)用單板層積材》、GB/T 14017—2009《木材橫紋抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)方法》進(jìn)行木材順紋抗拉試驗(yàn)。為與仿真試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析，試驗(yàn)單板及補(bǔ)片的尺寸均依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)及仿真尺寸進(jìn)行設(shè)計(jì)。

在貼補(bǔ)過(guò)程中，將補(bǔ)片的纖維方向與木質(zhì)單板纖維方向平行配置；為方便補(bǔ)片的固定，將膠黏劑涂抹在補(bǔ)片邊緣。本研究采用的膠黏劑為環(huán)氧樹(shù)脂，外觀為透明無(wú)機(jī)械雜質(zhì)的液體，其主要參數(shù)：鉑鈷色度(Pt-Co)值≤40、環(huán)氧當(dāng)量184～195 g·mol-1、水解氯質(zhì)量分?jǐn)?shù)≤0.2%、無(wú)機(jī)氯≤50 mg·kg-1、揮發(fā)物質(zhì)量分?jǐn)?shù)≤0.5%、軟化點(diǎn)溫度12～20 ℃。

1.2 修補(bǔ)單板仿真模型的建立

單板修補(bǔ)結(jié)構(gòu)模型的失效準(zhǔn)則：木質(zhì)單板為各向異性材料，參考標(biāo)準(zhǔn)GB/T 36408—2018《木結(jié)構(gòu)用單板層積材》單板在拉伸試驗(yàn)中僅受單個(gè)方向的軸向力，本研究?jī)?nèi)容旨在分析補(bǔ)片形狀對(duì)修補(bǔ)后單板性能的影響及數(shù)值模擬方法，并進(jìn)行實(shí)測(cè)驗(yàn)證；在修補(bǔ)結(jié)構(gòu)中，因補(bǔ)片與母板紋理不同而造成的性能影響微弱，所以可忽略不記。因此本研究采用漢克森(Hankinson)理論[17-19]作為修補(bǔ)結(jié)構(gòu)模型的失效準(zhǔn)則。漢克森理論[20]可以適用于木質(zhì)薄板各種角度的抗拉強(qiáng)度失效和彈性模量的計(jì)算，并且由于其在計(jì)算中僅需2個(gè)初始參數(shù)，因此更便于實(shí)際應(yīng)用。其失效準(zhǔn)則：ft,α=ft,0ft,90/(ft,0sinnα+ft,90cosnα)。其中：ft,0為木材順紋抗拉強(qiáng)度；ft,90為木材橫紋抗拉強(qiáng)度；n為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，其取值可根據(jù)木材順紋強(qiáng)度和橫紋強(qiáng)度的比值得到，當(dāng)ft,90/ft,0在0.04～0.07之間時(shí)，n的取值為1.5～2.0。

修補(bǔ)單板及補(bǔ)片的仿真模型單元均采用ANSYS參數(shù)化設(shè)計(jì)語(yǔ)言(APDL)建立，網(wǎng)格選用SOLID45單元建立，網(wǎng)格尺寸設(shè)置為1 mm，采用漢克森理論進(jìn)行母板的失效情況預(yù)測(cè)。其中母板模型(見(jiàn)圖1)的尺寸為500.0 mm(長(zhǎng))×80.0 mm(寬)×1.2 mm(高)。模型材料參數(shù)，依據(jù)楊木單板材料的力學(xué)性能參數(shù)進(jìn)行設(shè)定，邊界條件為母板左端面固定，右端面受拉伸載荷。

圖1 母板模型(圖中數(shù)據(jù)單位為mm)

在試驗(yàn)及仿真過(guò)程中，為了避免由于補(bǔ)片長(zhǎng)軸和短軸的比例不同而導(dǎo)致結(jié)果的差異[10]，在設(shè)計(jì)補(bǔ)片時(shí)，不同補(bǔ)片的長(zhǎng)寬應(yīng)恒定，本研究中補(bǔ)片的長(zhǎng)軸長(zhǎng)度設(shè)定為110 mm、短軸為50 mm。節(jié)子形狀雖復(fù)雜多樣，但多呈橢圓形生長(zhǎng)[21]，正多邊形并不適用于節(jié)子修補(bǔ)。因此本研究分別用菱形、鋸齒形、雙圓形、蝶形4種補(bǔ)片，與修補(bǔ)工藝中最為常見(jiàn)的船形補(bǔ)片進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)圖2)。

圖2 5種不同形狀的補(bǔ)片模型(圖中數(shù)據(jù)單位為mm)

當(dāng)模型中某一單元所受應(yīng)力值超過(guò)其許用值，則判定此單元為失效單元。單板仿真模型的失效分為開(kāi)始失效與最終失效2種模式，當(dāng)模型開(kāi)始出現(xiàn)失效單元時(shí)為開(kāi)始失效，而當(dāng)失效單元擴(kuò)展到板邊時(shí)，即判定修補(bǔ)結(jié)構(gòu)發(fā)生最終失效。

1.3 單板的靜態(tài)拉伸試驗(yàn)方法

本研究對(duì)楊木單板及5種不同形狀的補(bǔ)片進(jìn)行切割，并用膠黏劑進(jìn)行粘貼，然后分別對(duì)5種不同的結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜態(tài)拉伸試驗(yàn)，每組模型設(shè)置20個(gè)試樣進(jìn)行重復(fù)試驗(yàn)，并對(duì)每組試驗(yàn)結(jié)果取平均值，繪制出不同模型所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-載荷曲線、位移-應(yīng)力曲線。

靜態(tài)拉伸試驗(yàn)(見(jiàn)圖3)所用試驗(yàn)機(jī)，為濟(jì)南時(shí)代試金試驗(yàn)機(jī)有限公司生產(chǎn)的WDW-300E 微機(jī)控制電子式萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)。試驗(yàn)采用位移加載的方式，載荷施加方式為單向拉伸，加載速度為2 mm/min，試驗(yàn)在室溫條件下進(jìn)行。

圖3 試件夾持圖(圖中數(shù)據(jù)單位為mm)

2 結(jié)果與分析

2.1 仿真補(bǔ)片修補(bǔ)單板斷裂失效應(yīng)力值及其失效模式

由表1可見(jiàn)：5種不同形狀的補(bǔ)片修補(bǔ)單板仿真模型開(kāi)始斷裂的仿真值，除鋸齒形和菱形外，其余形狀補(bǔ)片修補(bǔ)單板仿真模型間并無(wú)較大差異，均在15 MPa附近出現(xiàn)斷裂。隨著拉伸載荷的不斷增加，失效單元逐漸增多。當(dāng)拉伸載荷達(dá)到24 MPa時(shí)，船形補(bǔ)片結(jié)構(gòu)已經(jīng)達(dá)到失效載荷而最終破壞，其余形狀的補(bǔ)片修補(bǔ)單板仿真模型最終失效出現(xiàn)較晚，其中蝶形與菱形補(bǔ)片的修補(bǔ)單板仿真模型失效載荷值為31.3、29.7 MPa。

表1 單板修補(bǔ)模型斷裂時(shí)的失效載荷

由此可見(jiàn)：補(bǔ)片形狀對(duì)單板修補(bǔ)后的力學(xué)性能存在著一定的影響。蝶形、菱形、雙圓形補(bǔ)片的承載能力與傳統(tǒng)的船形補(bǔ)片相比均有較大的提升，且提升幅度在20.8%～29.1%。但由于節(jié)子大多呈圓形或橢圓形，而雙圓形補(bǔ)片中心區(qū)域較窄，菱形補(bǔ)片各邊為直線型，與節(jié)子形狀不相匹配；在修補(bǔ)相同面積的節(jié)子時(shí)，與船形補(bǔ)片相比，所需補(bǔ)片面積更大，需要消耗的單板也更多，在單板修補(bǔ)時(shí)存在一定的缺陷，因此并不利于單板的修補(bǔ)。

在拉伸載荷的作用下，母板的應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在孔邊區(qū)域，本文僅將孔邊失效單元進(jìn)行對(duì)比。由于補(bǔ)片模型的不同，母板孔邊區(qū)域的應(yīng)力集中也不盡相同。由表2可見(jiàn)：當(dāng)施加載荷達(dá)到一定數(shù)值后，5種不同形狀的補(bǔ)片模型先后發(fā)生失效，并出現(xiàn)失效單元，且其失效單元均出現(xiàn)在補(bǔ)片凸起部位。當(dāng)修補(bǔ)模型在不斷增加的拉伸載荷作用下破壞時(shí)，單板失效單元的范圍也在不斷擴(kuò)張，并最終延伸至板的邊緣。幾種補(bǔ)片模型的斷裂方向均出現(xiàn)在修補(bǔ)區(qū)域附近，并未出現(xiàn)其他方向或其他位置的失效斷裂；除菱形補(bǔ)片外，其余形狀補(bǔ)片失效單元的擴(kuò)張均沿45°方向。

表2 5種補(bǔ)片模型的斷裂失效形態(tài)

2.2 實(shí)測(cè)補(bǔ)片修補(bǔ)單板斷裂應(yīng)力值及其斷裂模式

將20組試件進(jìn)行靜態(tài)拉伸試驗(yàn)測(cè)得的每組有效數(shù)據(jù)進(jìn)行記錄整理，繪制5種不同形狀補(bǔ)片修補(bǔ)單板試件的位移-應(yīng)力曲線(見(jiàn)圖4)。由圖4可見(jiàn)：不同形狀補(bǔ)片對(duì)補(bǔ)片修補(bǔ)單板試件的承載能力有不同的影響，其中蝶形、菱形、雙圓形補(bǔ)片比其余2種形狀的補(bǔ)片對(duì)補(bǔ)片修補(bǔ)單板試件的承載能力提升25.52%～30.18%，而使用蝶形補(bǔ)片修補(bǔ)后的單板承載能力最大，其承受的最大載荷與傳統(tǒng)的船形補(bǔ)片相比提升了30.18%。蝶形、船形、菱形、雙圓形、鋸齒形5種補(bǔ)片形狀修補(bǔ)的單板，最終斷裂應(yīng)力實(shí)測(cè)值分別為27.5、19.2、27.7、27.1、24.1 MPa。

圖4 5種補(bǔ)片修補(bǔ)模型試件位移-應(yīng)力曲線

在粘貼補(bǔ)片的過(guò)程中會(huì)存在膠層涂抹的不均勻和其他客觀因素等問(wèn)題，而有限元建模仿真模擬的過(guò)程為理想狀態(tài)，因此理論值和仿真值存在偏差。經(jīng)計(jì)算，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值的標(biāo)準(zhǔn)差為1.77～2.36，均小于10%，與理論仿真值的偏差均在12.1%以內(nèi)，所以實(shí)測(cè)值可驗(yàn)證仿真的有效性。

由圖5可見(jiàn)：在靜態(tài)拉伸試驗(yàn)中，單板試樣斷裂處均在補(bǔ)片附近，且裂痕最終延伸至補(bǔ)片邊緣處，這是由于在拉伸載荷的作用下，修補(bǔ)單板的應(yīng)力集中區(qū)域均出現(xiàn)在補(bǔ)片邊緣線位；修補(bǔ)后單板裂縫除菱形補(bǔ)片外，其余補(bǔ)片修補(bǔ)的單板裂縫均出現(xiàn)在補(bǔ)片附近沿45°方向，與仿真結(jié)果相同；驗(yàn)證了仿真的有效性。在今后的補(bǔ)片優(yōu)化中，可對(duì)此方向進(jìn)行相應(yīng)的加強(qiáng)。

圖5 試驗(yàn)單板試件斷裂形態(tài)

2.3 修補(bǔ)單板斷裂處微觀形態(tài)的電鏡觀測(cè)

為便于觀察，將斷口處從實(shí)測(cè)試件上切取下來(lái)。為了保證觀察試驗(yàn)在電鏡觀測(cè)時(shí)不會(huì)從工作臺(tái)上滑移或脫落，將試件用導(dǎo)電膠固定在底座上。由于導(dǎo)電膠具有導(dǎo)電的作用，試件表面不會(huì)由于聚集過(guò)量的電子而對(duì)圖像造成影響。

利用北京意力博通技術(shù)發(fā)展有限公司生產(chǎn)的ETD-2000離子濺射儀器對(duì)試件進(jìn)行噴金操作，將電阻率小的金粉在真空條件下噴射到試樣表面，噴金時(shí)間為3 min、噴金層厚度為10～20 nm，用以形成導(dǎo)電表面；將噴金后的試件放入EM-30plus電鏡中，并在真空環(huán)境下進(jìn)行操作。

由圖6(a)可見(jiàn)：破壞斷面呈現(xiàn)為斜三角的鋸齒狀，且裂紋擴(kuò)展路徑不規(guī)則；由于木材自身的各向異性特性，在單板的橫向和縱向進(jìn)行交替擴(kuò)展，產(chǎn)生階梯狀的斷面形貌，但破壞深度較淺。由圖6(b)可見(jiàn)：更加清晰地看到單板斷裂處裂紋擴(kuò)展不規(guī)則，且圖中軸向薄壁組織疊生，紋孔成組有序地排列在壁上。由圖6(c)可見(jiàn)：木材軸向薄壁組織數(shù)量多，呈帶狀分布于木纖維中；軸向薄壁組織管胞的細(xì)胞壁有許多破裂現(xiàn)象，且破裂的細(xì)胞壁兩兩相鄰。

圖6 修補(bǔ)單板斷裂處微觀形態(tài)的掃描電子顯微鏡(SEM)圖像

單板的斷裂失效，是由于當(dāng)拉伸載荷達(dá)到一定數(shù)值后細(xì)胞壁開(kāi)始出現(xiàn)斷裂；之后載荷不斷增加，一些斷裂的細(xì)胞壁彼此相連，并形成一道宏觀裂紋，裂紋沿單板承載能力最薄弱處擴(kuò)展，出現(xiàn)胞間層或細(xì)胞壁分離。裂紋在擴(kuò)展中會(huì)受到一定的阻礙，即在擴(kuò)張的某一點(diǎn)發(fā)生了停頓。當(dāng)載荷繼續(xù)增加時(shí)，細(xì)胞壁裂縫急劇增加，并與試件邊界斷裂的細(xì)胞壁相貫通，此時(shí)出現(xiàn)穿過(guò)細(xì)胞壁和細(xì)胞壁間的斷裂兩種形式，最終導(dǎo)致木材斷裂失效。電鏡觀測(cè)實(shí)測(cè)結(jié)果與仿真結(jié)果的失效單元路徑一致，從微觀形貌方面驗(yàn)證了仿真的有效性。

2.4 木質(zhì)單板微觀組織斷裂原因

木材的變形、斷裂和破壞，都與其微觀結(jié)構(gòu)及裂紋擴(kuò)展有關(guān)，單板的斷裂形式在纖維結(jié)構(gòu)下可分為4種，即：胞間破壞、胞內(nèi)破壞、穿壁破壞、壁內(nèi)破壞。出現(xiàn)的這些破壞形式可歸結(jié)為兩種，第一種為單板中細(xì)胞壁間的分離，第二種為單板中穿過(guò)細(xì)胞壁的斷裂；這兩種斷裂形式都是由細(xì)胞壁斷裂而引起的。

單板是典型的非均勻材料，其斷裂是由于單板在生長(zhǎng)和生產(chǎn)加工過(guò)程形成許多微觀裂紋缺陷，這些隨機(jī)分布的微觀裂縫在一定程度上影響著單板的抗拉和抗壓等宏觀強(qiáng)度。由圖7可見(jiàn)：當(dāng)細(xì)胞壁受到拉伸載荷影響時(shí)，應(yīng)力會(huì)集中于細(xì)胞壁的裂紋附近，當(dāng)載荷超過(guò)其屈服強(qiáng)度時(shí)，細(xì)胞壁會(huì)發(fā)生斷裂；細(xì)胞壁的斷裂過(guò)程，實(shí)際上是細(xì)胞壁上的微裂紋產(chǎn)生、延長(zhǎng)、貫通，直到產(chǎn)生宏觀裂縫導(dǎo)致細(xì)胞壁破裂的過(guò)程，圖8為電鏡觀測(cè)下拉伸斷裂的細(xì)胞壁。

圖7 細(xì)胞壁由徑向拉伸變形至斷裂的過(guò)程

圖8 拉伸斷裂細(xì)胞壁的掃描電子顯微鏡(SEM)圖像

補(bǔ)片與單板之間的膠層可以進(jìn)行載荷的傳遞，從而降低母板的應(yīng)力集中，當(dāng)母板受到拉伸載荷時(shí)，膠層的剛度隨相對(duì)位移變化(見(jiàn)圖9(a))。由圖9(b)可見(jiàn)：當(dāng)補(bǔ)片與母板相對(duì)位移達(dá)到δ0時(shí)，膠層開(kāi)始出現(xiàn)損傷，在2～3階段膠層逐漸失效；而當(dāng)相對(duì)位移達(dá)到δF時(shí)，界面完全破壞。在膠層失效過(guò)程中，補(bǔ)片的承載能力降低，從而加速了母板的應(yīng)力集中，最終導(dǎo)致母板斷裂。

3 結(jié)論

5種形狀補(bǔ)片修補(bǔ)單板仿真模型開(kāi)始失效的載荷均在15 MPa左右，而蝶形補(bǔ)片與菱形補(bǔ)片對(duì)應(yīng)模型的最終失效載荷值最大，由于蝶形補(bǔ)片與節(jié)子形狀更加吻合，故其綜合性能更好。修補(bǔ)后單板失效載荷的仿真值與實(shí)測(cè)值誤差均在12.1%以內(nèi)，證明了仿真的有效性。

修補(bǔ)單板仿真模型的失效單元均存在于修補(bǔ)區(qū)域附近，除菱形補(bǔ)片試件外，失效單元與實(shí)測(cè)試件的裂縫均沿45°方向延伸至單板邊緣。試樣斷裂處在電鏡中的圖像表明：?jiǎn)伟逵捎谑艿讲粩嘣黾拥睦燧d荷，導(dǎo)致其細(xì)胞壁破壞，斷裂的細(xì)胞壁相互貫通形成一道宏觀裂縫，最終導(dǎo)致試樣失效斷裂。