刊 號(hào):

ＩＳＳＮ ２０９６－８０００

ＣＮ １０－１６８３ / ＴＵ

復(fù)合材料科學(xué)與工程

２０２３ 年第 ９ 期 總第 ３５６ 期 月刊 １９７４ 年創(chuàng)刊

第九屆編輯委員會(huì)

主 編: 薛忠民

常務(wù)副主編: 胡中永

副主編:(按姓氏筆畫(huà)排序)

王榮國(guó) 王繼輝 王耀先 馮 鵬 江大志 肖永棟 張寶艷

顧軼卓 隋 剛

編 委:(按姓氏筆畫(huà)排序)

王文一 王興國(guó) 王言磊 王 斌 車(chē)劍飛 付紹云 冉起超

朱四榮 朱 波 呂亞非 劉永勝 劉榮軍 李 華 李 煒

李 玲 李 想 汪 昕 張文超 張代軍 張紅波 肖 軍

沈利新 楊勇新 楊振國(guó) 鄭志才 周曉東 孟弋潔 袁國(guó)青

黃其忠 曾金芳 葛曷一 裴雨辰 蔡金剛 顏鴻斌 鞠 蘇

社 長(zhǎng): 尹 證

責(zé)任編輯: 劉 青

主管單位: 中國(guó)建筑材料聯(lián)合會(huì)

主辦單位: 北京玻璃鋼研究設(shè)計(jì)院有限公司

編輯出版: ?復(fù)合材料科學(xué)與工程?編輯部

通訊地址: 北京市海淀區(qū)板井路 ６９ 號(hào)商務(wù)中心

寫(xiě)字樓 １２ＦＢ

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電 話: (０１０)６７８３２０２７

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定 價(jià): 每期 １２.００ 元 全年 １４４.００ 元

ＩＳＳＮ ２０９６－８０００

ＣＮ １０－１６８３ / ＴＵ

Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ

Ｎｏ. ９ ２０２３ Ｓｅｒｉｅｓ Ｎｏ. ３５６ Ｍｏｎｔｈｌｙ Ｓｔａｒｔｅｄ ｉｎ １９７４

Ｔｈｅ Ｅｄｉｔｏｒｉａｌ Ｂｏａｒｄ

Ｃｈｉｅｆ Ｅｄｉｔｏｒ: ＸＵＥ Ｚｈｏｎｇｍｉｎ

Ｅｘｅｃｕｔｉｖｅ Ｄｅｐｕｔｙ Ｅｄｉｔｏｒ: ＨＵ Ｚｈｏｎｇｙｏｎｇ

Ｄｅｐｕｔｙ Ｃｈｉｅｆ Ｅｄｉｔｏｒ:

ＷＡＮＧ Ｒｏｎｇｇｕｏ ＷＡＮＧ Ｊｉｈｕｉ ＷＡＮＧ Ｙａｏｘｉａｎ ＦＥＮＧ Ｐｅｎｇ ＪＩＡＮＧ Ｄａｚｈｉ

ＸＩＡＯ Ｙｏｎｇｄｏｎｇ ＺＨＡＮＧ Ｂａｏｙａｎ ＧＵ Ｙｉｚｈｕｏ ＳＵＩ Ｇａｎｇ

Ｍｅｍｂｅｒ ｏｆ Ｅｄｉｔｏｒｉａｌ Ｂｏａｒｄ:

ＷＡＮＧ Ｗｅｎｙｉ ＷＡＮＧ Ｘｉｎｇｇｕｏ ＷＡＮＧ Ｙａｎｌｅｉ ＷＡＮＧ Ｂｉｎ ＣＨＥ Ｊｉａｎｆｅｉ

ＦＵ Ｓｈａｏｙｕｎ ＲＡＮ Ｑｉｃｈａｏ ＺＨＵ Ｓｉｒｏｎｇ ＺＨＵ Ｂｏ ＬＵ Ｙａｆｅｉ

ＬＩＵ Ｙｏｎｇｓｈｅｎｇ ＬＩＵ Ｒｏｎｇｊｕｎ ＬＩ Ｈｕａ ＬＩ Ｗｅｉ ＬＩ Ｌｉｎｇ

ＬＩ Ｘｉａｎｇ ＷＡＮＧ Ｘｉｎ ＺＨＡＮＧ Ｗｅｎｃｈａｏ ＺＨＡＮＧ Ｄａｉｊｕｎ ＺＨＡＮＧ Ｈｏｎｇｂｏ

ＸＩＡＯ Ｊｕｎ ＳＨＥＮ Ｌｉｘｉｎ ＹＡＮＧ Ｙｏｎｇｘｉｎ ＹＡＮＧ Ｚｈｅｎｇｕｏ ＺＨＥＮＧ Ｚｈｉｃａｉ

ＺＨＯＵ Ｘｉａｏｄｏｎｇ ＭＥＮＧ Ｙｉｊｉｅ ＹＵＡＮ Ｇｕｏｑｉｎｇ ＨＵＡＮＧ Ｑｉｚｈｏｎｇ ＺＥＮＧ Ｊｉｎｆａｎｇ

ＧＥ Ｈｅｙｉ ＰＥＩ Ｙｕｃｈｅｎ ＣＡＩ Ｊｉｎｇａｎｇ ＹＡＮ Ｈｏｎｇｂｉｎ ＪＵ Ｓｕ

Ｐｒｏｐｒｉｅｔｅｒ: ＹＩＮ Ｚｈｅｎｇ

Ｄｕｔｙ Ｅｄｉｔｏｒ: ＬＩＵ Ｑｉｎｇ

Ａｄｍｉｎｉｓｔｒａｔｅｄ ｂｙ Ｃｈｉｎａ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｆｅｄｅｒａｔｉｏｎ

Ｓｐｏｎｓｏｒｅｄ ｂｙ Ｂｅｉｊｉｎｇ ＦＲＰ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ＆ Ｄｅｓｉｇｎ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ Ｃｏ.? Ｌｔｄ.

Ｅｄｉｔｅｄ ＆ Ｐｕｂｌｉｓｈｅｄ ｂｙ Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ

(１２ＦＢ? Ｃｏｍｍｅｒｃｅ Ｃｅｎｔｅｒ? Ｎｏ. ６９? Ｂａｎｊｉｎｇ Ｒｏａｄ? Ｈａｉｄｉａｎ Ｄｉｓｔｒｉｃｔ? Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００９７? Ｐ. Ｒ. Ｃｈｉｎａ)

Ｔｅｌ: ＋８６－１０－６７８３２０２７

Ｅ－ｍａｉｌ: ｆｈｃｌｋｘｙｇｃ＠１６３.ｃｏｍ

Ｐｒｉｎｔｅｄ ｂｙ Ｓｈａｎｘｉ Ｔｏｎｇｆａｎｇ Ｚｈｉｗａｎｇ Ｐｒｉｎｔｉｎｇ Ｃｏ.? Ｌｔｄ.

Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｂｙ Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｂｕｒｅａｕ ｆｏｒ Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｎｅｗｓｐａｐｅｒｓ ａｎｄ Ｊｏｕｒｎａｌｓ

基礎(chǔ)研究

復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究與模型驗(yàn)證 ???????????????? 馬乾瑛 李 帥 等( ５ )

濕熱環(huán)境下不同挖補(bǔ)構(gòu)型層合板振動(dòng)特性分析 ????????????????????? 趙耀斌 單金洋 等(１３)

酚酞型聚芳醚酮與硅烷偶聯(lián)劑協(xié)同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料 ???????????????? 趙 樂(lè) 陳正國(guó) 等(２１)

基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修復(fù)縫線復(fù)合材料層間增韌作用研究 ????????????? 楊威亞 高東晨 等(２９)

沖擊荷載作用下玄武巖纖維混凝土低溫力學(xué)性能試驗(yàn)研究 ???????????????? 張志鵬 張凱章 等(３６)

基于失效理論的復(fù)合材料力學(xué)性能預(yù)測(cè)及試驗(yàn)驗(yàn)證 ??????????????????? 夏婉瑩 李志虎 等(４２)

２.５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 復(fù)合材料壓縮試樣構(gòu)型及損傷失效試驗(yàn)研究 ????????????????? 蒙 怡 楊勝春 等(４８)

透波疏水涂層制備及性能研究 ???????????????????????????? 李懷富 劉序旻 等(５５)

應(yīng)用研究

基于 ＰＳＯ－ＢＰ 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的玻璃鋼管首層失效預(yù)測(cè)研究 ?????????????????? 李原昊 胡少偉 等(６１)

結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì) ＣＦＲＰ 三螺栓膠螺混合接頭連接性能的影響研究 ??????????????? 楊曉東 時(shí)建緯 等(６７)

電子用雙環(huán)戊二烯苯酚樹(shù)脂的綠色合成及表征 ????????????????????? 蔡詩(shī)琦 王松松 等(７３)

熱處理對(duì) ＣＦ/ ＰＥＥＫ 熱塑性復(fù)合材料變形的影響 ???????????????????? 王維澤 劉 榕 等(８０)

ＣＦＲＰ 套料鉆制孔工藝及軸向力預(yù)測(cè)研究 ??????????????????????? 張克群 孫會(huì)來(lái) 等(８５)

基于嵌入式約束的機(jī)織復(fù)合材料細(xì)觀建模與分析 ?????????????????????????? 王平安(９２)

Ｚ－ｐｉｎ 增強(qiáng)復(fù)合材料加筋構(gòu)件連接性能研究 ?????????????????????? 劉維偉 尹明鑫 等(９８)

新型 ＢＦＲＰ 布加固混凝土方柱軸壓性能試驗(yàn)研究 ???????????????????? 沈惠軍 鄭和暉 等(１０６)

綜 述

連續(xù)碳纖維 ３Ｄ 打印的路徑規(guī)劃研究進(jìn)展 ??????????????????????? 張榮耀 錢(qián) 波 等(１１２)

中低溫固化苯并噁嗪樹(shù)脂的研究進(jìn)展 ????????????????????????? 康龍昭 范春燕 等(１２１)

ＢＡＳＩＣ ＳＴＵＤＹ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｍｏｄｅｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＭＲＥ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ

ＭＡ Ｑｉａｎｙｉｎｇ? ＬＩ Ｓｈｕａｉ? ｅｔｃ.( ５ )

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Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｉｎ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｙａｏｂｉｎ? ＳＨＡＮ Ｊｉｎｙａｎｇ? ｅｔｃ.(１３)

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Ｓｙｎｅｒｇｉｓｔｉｃ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｙ ｐｈｅｎｏｌｐｈｔｈａｌｅｉｎ－ｔｙｐｅ ｐｏｌｙａｒｙｌｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅ ａｎｄ ｓｉｌａｎｅ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ａｇｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｌｅ? ＣＨＥＮ Ｚｈｅｎｇｇｕｏ? ｅｔｃ.(２１)

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Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓ

ＹＡＮＧ Ｗｅｉｙａ? ＧＡＯ Ｄｏｎｇｃｈｅｎ? ｅｔｃ.(２９)

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Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ

ＺＨＡＮＧ Ｚｈｉｐｅｎｇ? ＺＨＡＮＧ Ｋａｉｚｈａｎｇ? ｅｔｃ.(３６)

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Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｉｅｓ

ＸＩＡ Ｗａｎｙｉｎｇ? ＬＩ Ｚｈｉｈｕ? ｅｔｃ.(４２)

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Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ２.５Ｄ－Ｃ/ Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＭＥＮＧ Ｙｉ? ＹＡＮＧ Ｓｈｅｎｇｃｈｕｎ? ｅｔｃ.(４８)

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Ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｗａｖｅ－ｔｒａｎｓｍｉｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｈｙｄｒｏｐｈｏｂｉｃ ｃｏａｔｉｎｇｓ ??????? ＬＩ Ｈｕａｉｆｕ? ＬＩＵ Ｘｕｍｉｎ? ｅｔｃ.(５５)

ＡＰＰＬＩＣＡＴＩＯＮ ＲＥＳＥＡＲＣＨ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｆｉｒｓｔ－ｐｌｙ ｆａｉｌｕｒｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ｆｉｂｅｒｇｌａｓｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｌａｓｔｉｃ ｐｉｐｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ＰＳＯ－ＢＰ ｎｅｕｒａｌ ｎｅｔｗｏｒｋ

ＬＩ Ｙｕａｎｈａｏ? ＨＵ Ｓｈａｏｗｅｉ? ｅｔｃ.(６１)

????????

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Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｎ ｔｈｅ ｊｏｉｎｔ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｈｙｂｒｉｄ ｂｏｎｄｅｄ－ｂｏｌｔｅｄ ｊｏｉｎｔ ｆｏｒ ＣＦＲＰ ｗｉｔｈ ｔｈｒｅｅ ｂｏｌｔｓ

?????????????????????????????????? ＹＡＮＧ Ｘｉａｏｄｏｎｇ? ＳＨＩ Ｊｉａｎｗｅｉ? ｅｔｃ.(６７)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｇｒｅｅｎ ｓｙｎｔｈｅｓｉｓ ｏｆ ｄｉｃｙｃｌｏｐｅｎｔａｄｉｅｎｅ ｐｈｅｎｏｌ ｒｅｓｉｎ ｆｏｒ ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ ??????? ＣＡＩ Ｓｈｉｑｉ? ＷＡＮＧ Ｓｏｎｇｓｏｎｇ? ｅｔｃ.(７３)

Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｈｅａｔ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｏｎ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ/ ＰＥＥＫ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ?????? ＷＡＮＧ Ｗｅｉｚｅ? ＬＩＵ Ｒｏｎｇ? ｅｔｃ.(８０)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｄｒｉｌｌｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ａｎｄ ａｘｉａｌ ｆｏｒｃｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦＲＰ ??????????? ＺＨＡＮＧ Ｋｅｑｕｎ? ＳＵＮ Ｈｕｉｌａｉ? ｅｔｃ.(８５)

Ｍｉｃｒｏ－ｍｏｄｅｌｉｎｇ ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｗｏｖｅｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｓ ｍｅｔｈｏｄ ???????? ＷＡＮＧ Ｐｉｎｇ’ａｎ(９２)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ Ｚ－ｐｉｎ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍｅｍｂｅｒｓ ???????? ＬＩＵ Ｗｅｉｗｅｉ? ＹＩＮ Ｍｉｎｇｘｉｎ? ｅｔｃ.(９８)

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｎｅｗ－ｔｙｐｅ ＢＦＲＰ－ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｓｑｕａｒｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ

ＳＨＥＮ Ｈｕｉｊｕｎ? ＺＨＥＮＧ Ｈｅｈｕｉ? ｅｔｃ.(１０６)

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ＲＥＶＩＥＷ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｉｎ ｐａｔｈ ｐｌａｎｎｉｎｇ ｆｏｒ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ３Ｄ ｐｒｉｎｔｉｎｇ ?????? ＺＨＡＮＧ Ｒｏｎｇｙａｏ? ＱＩＡＮ Ｂｏ? ｅｔｃ.(１１２)

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｏｆ ｍｅｄｉｕｍ ａｎｄ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｕｒｉｎｇ ｂｅｎｚｏｘａｚｉｎｅ ｒｅｓｉｎｓ ???? ＫＡＮＧ Ｌｏｎｇｚｈａｏ? ＦＡＮ Ｃｈｕｎｙａｎ? ｅｔｃ.(１２１)

復(fù)合材料科學(xué)與工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００１

復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究與模型驗(yàn)證

馬乾瑛? 李 帥? 高曉敏? 吳宗歡

(長(zhǎng)安大學(xué) 建筑工程學(xué)院? 西安 ７１００６１)

摘要: 本文對(duì)研發(fā)的復(fù)合橡膠基磁流變彈性體材料(ＭＲＥ)的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性進(jìn)行了研究?通過(guò)循環(huán)剪切試驗(yàn)測(cè)試了其力

學(xué)性能? 設(shè)計(jì)了三組剪切試驗(yàn)?分別研究應(yīng)變幅值、加載頻率、外加磁場(chǎng)對(duì) ＭＲＥ 力學(xué)性能的影響?繪制了在不同加載條件下

ＭＲＥ 的滯回曲線?根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到最大阻尼力、等效剛度、儲(chǔ)能模量、耗散能、損耗模量和損耗因子? 試驗(yàn)結(jié)果表明:

ＭＲＥ 的耗能能力明顯受到幅值和頻率的影響?在 ２００％的幅值和 ２? ０ Ｈｚ 的加載頻率以內(nèi)?其耗能能力與幅值和頻率呈正相關(guān)?

且其耗能能力受幅值影響比受頻率影響更大?外加磁場(chǎng)也能提升 ＭＲＥ 的耗能能力?但在 ５０ ｍＴ 以上的磁場(chǎng)強(qiáng)度下?此 ＭＲＥ 性

能的提升趨勢(shì)明顯減弱? 最后采用 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型對(duì) ＭＲＥ 的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性進(jìn)行描述?通過(guò) Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 自帶最小二乘算法進(jìn)行參

數(shù)擬合?對(duì)擬合結(jié)果的分析表明?最大阻尼力與耗散能的最大擬合誤差在 １０％以內(nèi)?平均誤差低于 ５％?

關(guān)鍵詞: 磁流變彈性體? 力學(xué)性能? Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型? 參數(shù)擬合? 擬合誤差? 復(fù)合材料

中圖分類(lèi)號(hào): ＴＢ３３２ 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: Ａ 文章編號(hào): ２０９６－８０００(２０２３)０９－０００５－０９

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｍｏｄｅｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＭＲＥ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ

ＭＡ Ｑｉａｎｙｉｎｇ? ＬＩ Ｓｈｕａｉ? ＧＡＯ Ｘｉａｏｍｉｎ? ＷＵ Ｚｏｎｇｈｕａｎ

(Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? Ｃｈａｎｇ’ａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ? Ｘｉ’ａｎ ７１００６１? Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ? ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ－ｂａｓｅｄ ｍａｇｎｅｔｏ￣

ｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ? ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｗｅｒｅ ｔｅｓｔｅｄ ｂｙ ｃｙｃｌｉｃ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔ. Ｔｈｒｅｅ

ｇｒｏｕｐｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ ｗｅｒｅ ｄｅｓｉｇｎｅｄ. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｓｔｒａｉｎ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ? ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ａｎｄ ｅｘｔｅｒｎａｌ ｍａｇｎｅｔｉｃ

ｆｉｅｌｄ ｏｎ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＭＲＥ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ. Ｔｈｅ ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ＭＲＥ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｌｏａｄｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｗｅｒｅ ｄｒａｗｎ. Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄａｔａ? ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄａｍｐｉｎｇ ｆｏｒｃｅ? ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｓｔｉｆｆ￣

ｎｅｓｓ? ｓｔｏｒａｇｅ ｍｏｄｕｌｕｓ? ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｅｎｅｒｇｙ? ｌｏｓｓ ｍｏｄｕｌｕｓ ａｎｄ ｌｏｓｓ ｆａｃｔｏｒ ｗｅｒｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ. Ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ

ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ＭＲＥ ｉｓ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｂｙ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ａｎｄ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ. Ｗｉｔｈｉｎ ２００％

ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ａｎｄ ２? ０ Ｈｚ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ? ｉｔｓ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｉｓ ｐｏｓｉｔｉｖｅｌｙ ｃｏｒｒｅｌａｔｅｄ ｗｉｔｈ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ａｎｄ

ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｒａｎｇｅ? ａｎｄ ｉｔｓ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｉｓ ｍｏｒｅ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｂｙ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ｔｈａｎ ｂｙ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ. Ｔｈｅ ｅｘｔｅｒｎａｌ

ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｃａｎ ａｌｓｏ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ＭＲＥ? ｂｕｔ ａｔ ｔｈｅ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｉｎｔｅｎｓｉｔｙ ａｂｏｖｅ ５０

ｍＴ? ｔｈｅ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｔｒｅｎｄ ｏｆ ｔｈｉｓ ＭＲＥ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｉｓ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｗｅａｋｅｎｅｄ. Ｆｉｎａｌｌｙ? ｔｈｅ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ ｍｏｄｅｌ ｉｓ

ｕｓｅｄ ｔｏ ｄｅｓｃｒｉｂｅ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＭＲＥ? ａｎｄ ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ａｒｅ ｆｉｔｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｌｅａｓｔ ｓｑｕａｒｅｓ ａｌｇｏ￣

ｒｉｔｈｍ ｗｉｔｈ Ｓｉｍｕｌｉｎｋ. Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｔｔｉｎｇ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｓ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｆｉｔｔｉｎｇ ｅｒｒｏｒ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ

ｄａｍｐｉｎｇ ｆｏｒｃｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｅｎｅｒｇｙ ｉｓ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ １０％? ａｎｄ ｔｈｅ ａｖｅｒａｇｅ ｅｒｒｏｒ ｉｓ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ ５％.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＭＲＥ? ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ? Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ ｍｏｄｅｌ? ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｆｉｔｔｉｎｇ? ｆｉｔｔｉｎｇ ｅｒｒｏｒ? ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０９－０２

基金項(xiàng)目: 國(guó)家自然科學(xué)基金 (５１２０８０４１)? 陜西省自然科學(xué)基金 (２０２０ＳＦ－３８２? ２０１４ＪＭ２－５０８０)

作者簡(jiǎn)介: 馬乾瑛 (１９８２—)? 男? 博士? 副教授? 主要從事結(jié)構(gòu)減隔震方面的研究? ｍｑｙ＠ｃｈｄ? ｅｄｕ? ｃｎ?

１ 引 言

磁流變材料是智能材料的一種?是由加入磁性

顆粒的軟性非磁基質(zhì)構(gòu)成的? 磁流變彈性體(ＭＲＥ)

屬于磁流變材料的一種?主要由軟磁顆粒與高分子

聚合物基質(zhì)及添加劑組成?在外磁場(chǎng)作用下?磁性顆

粒形成有序的鏈狀結(jié)構(gòu)?然后固化在基體內(nèi)? 由于

磁流變彈性體基體內(nèi)的顆粒是固定的?不會(huì)像磁流

變液中的顆粒一樣產(chǎn)生沉降、泄漏和環(huán)境污染等問(wèn)

題?具有快速響應(yīng)、可控、可逆等特性[１]

? 不僅如此?

ＭＲＥ 還具有易于設(shè)計(jì)、維護(hù)簡(jiǎn)便、價(jià)格低廉等優(yōu)點(diǎn)?

２０２３ 年第 ９ 期 ５

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復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究與模型驗(yàn)證

最重要的是?作為一種智能材料?ＭＲＥ 可以通過(guò)施

加外部磁場(chǎng)調(diào)控其物理性能?提供可變剛度?應(yīng)用范

圍廣?因此受到了廣泛的關(guān)注?

近年來(lái)?對(duì)磁流變彈性體的研究和開(kāi)發(fā)愈發(fā)深

入?ＭＲＥ 在建筑結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域更是受到國(guó)內(nèi)外許多

學(xué)者的看好? 盧晶晶等[２]以電流與加載頻率為變量?

對(duì) ＭＲＥ 進(jìn)行了剛度軟化剪切試驗(yàn)研究?并通過(guò) Ｂｏｕｃ－

Ｗｅｎ 模型驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果? 呂佳霖等[３]通過(guò) Ｍａｔｌａｂ

建模仿真分析了溫度對(duì)磁流變彈性體的影響?發(fā)現(xiàn)

溫度從 ２５ ℃上升到 ６５ ℃ 時(shí)?彈性體的振動(dòng)傳遞率

增加了 ３０％以上? 尹兵雪等[４] 以鈷顆粒為填充制

備 ＭＲＥ?并研究磁場(chǎng)對(duì)其動(dòng)態(tài)黏彈性的影響?發(fā)現(xiàn)

ＭＲＥ 微觀結(jié)構(gòu)的有序性隨取向磁場(chǎng)強(qiáng)度增大而增

加?動(dòng)態(tài)黏彈性隨取向磁場(chǎng)的變化較小? 國(guó)外學(xué)者

Ｂｏｃｚｋｏｗｓｋａ 等[５]研究了含羰基鐵顆粒的聚氨酯磁流

變彈性體?通過(guò)優(yōu)化磁致伸縮材料的粒徑、形狀和排

列方式?提高了磁流變彈性體材料在外加磁場(chǎng)下的

剛度? Ｌｅｎｇ 等[６]研究了磁粉體積分?jǐn)?shù)對(duì)基于磁流變

彈性體的耦合剪切－擠壓混合模式可調(diào)諧隔振器場(chǎng)

致特性的影響?結(jié)果表明其頻移特性與磁顆粒體積

分?jǐn)?shù)和外加電流呈線性關(guān)系?外加電流的增加顯著

增強(qiáng)了磁流變彈性體隔振器的減振能力? Ｋｗｏｎ 等[７]

將棒狀硬磁－鐵氧體納米粒子添加到羰基鐵－天然

橡膠復(fù)合彈性體中?發(fā)現(xiàn)材料的磁流變效應(yīng)提高了

約 ２５％? Ｓｐａｇｇｉａｒｉ 等[８]通過(guò)改變黏彈性基質(zhì)中鐵磁

材料的質(zhì)量比和材料的各向同性來(lái)對(duì)磁流變彈性體

進(jìn)行試驗(yàn)?研究不同變量對(duì)材料應(yīng)變極限的影響?并

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果?用方差分析(ＡＮＯＶＡ)方法對(duì)不同變

量的影響進(jìn)行分析?得出極限破壞剪應(yīng)力受到外部

磁場(chǎng)的強(qiáng)烈影響?增加了近 ５０％? Ｊｕ 等[９] 研究了恒

定磁場(chǎng)和瞬態(tài)磁場(chǎng)作用下磁流變彈性體的磁場(chǎng)相關(guān)

電感特性?拓展了流變彈性體在電磁場(chǎng)控制下的應(yīng)用?

雖然目前對(duì)磁流變的研究有了一定深入?但是

大多仍是利用已有的磁流變彈性體研制不同的隔振

器、阻尼器以及對(duì)磁流變彈性體的磁流變效應(yīng)研究?

缺乏對(duì)磁流變彈性體本身力學(xué)性能的綜合性研究?

特別是用解析模型估計(jì)材料性能的誤差研究? 本文

研究了復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的力學(xué)性能?采用

順丁橡膠和天然橡膠作為彈性體材料?制作了三組

試驗(yàn)樣品?設(shè)計(jì)了動(dòng)態(tài)剪切測(cè)試結(jié)構(gòu)來(lái)研究材料的

性能?分析其力學(xué)性能隨幅值、頻率、外加磁場(chǎng)變化

的規(guī)律?并提供驗(yàn)證組論證了結(jié)果的可靠性? 然后

用 Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 工具建立 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型?利用所得實(shí)測(cè)

數(shù)據(jù)進(jìn)行參數(shù)擬合?分析模型的擬合誤差?論證了模

型的有效性?為后續(xù)利用該模型對(duì)復(fù)合橡膠基磁流

變彈性體進(jìn)行數(shù)值分析提供了科學(xué)依據(jù)?對(duì)磁流變

彈性體隔振器的設(shè)計(jì)及在結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域的應(yīng)用提供

理論參考?

２ 動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)

２? １ 試件設(shè)計(jì)

彈性體基體材料選用的是順丁橡膠和天然橡

膠? 順丁橡膠具有彈性高、耐磨性好、耐寒性好、生

熱低、耐曲撓性和動(dòng)態(tài)性能好等優(yōu)點(diǎn)?且易與硫磺發(fā)

生硫化反應(yīng)?但是順丁橡膠抗?jié)窕圆?撕裂強(qiáng)度和

拉伸強(qiáng)度低?冷流性大?加工性能稍差?必須和其他

橡膠并用? 天然橡膠具有良好的彈性和較低的壓縮

永久變形性能?且各狀態(tài)下的天然橡膠強(qiáng)度都比較

高?被廣泛應(yīng)用于輪胎、運(yùn)輸帶和密封圈等?也可作

為理想的減振材料應(yīng)用于橡膠隔震支座? 考慮到順

丁橡膠在混煉的過(guò)程中容易停留在堆積膠處滑動(dòng)?

不能進(jìn)入輥縫?可能發(fā)生“脫輥”?而順丁橡膠和天

然橡膠混合具有優(yōu)異的綜合性能?為了便于加工?本

試驗(yàn)將順丁橡膠與天然橡膠并用作為磁流變彈性體

的基體材料[１０]

? 磁性顆粒選擇羥基鐵粉?顆粒呈球

形?其鐵含量大于 ９８? ５％?平均粒徑為 ９ μｍ? 為提

高材料性能?添加純度大于 ９５％的碳納米管作為補(bǔ)

強(qiáng)劑?其平均粒徑為 ７ μｍ?比表面積大于 ２５０ ｍ

２

/ ｇ?

選擇硫磺作為硫化劑?為提高硫化效率?添加促進(jìn)劑

ＤＭ? 此外?再加入環(huán)烷油作為增塑劑?氧化鋅和硬

脂酸作為活化劑? 材料各組分配合比如表 １ 所示?

使用開(kāi)煉機(jī)對(duì)材料進(jìn)行混煉?得到初步混合物?再經(jīng)

過(guò)預(yù)結(jié)構(gòu)化與硫化?制得試驗(yàn)所用 Ａ、Ｂ、Ｃ 三組共 １２

個(gè)試件?如圖 １ 所示?

表 １ 復(fù)合橡膠基磁流變彈性體各組分的質(zhì)量配合比

Ｔａｂｌｅ １ Ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｅａｃｈ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔ ｏｆ

ＭＲＥ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ

成分 份

順丁橡膠 ３０

天然橡膠 ７０

羥基鐵粉 ６０

碳納米管 ５

硫磺 １０

促 ＤＭ １.５

環(huán)烷油 １.２

氧化鋅 ５

硬脂酸 １

６ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

圖 １ 磁流變彈性體試件

Ｆｉｇ? １ Ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

試驗(yàn)方法采用三板剪切法?試驗(yàn)加載結(jié)構(gòu)模仿

大部分橡膠隔震支座的設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)[１１]

? 試件整體由

三層鋁板和兩層彈性體材料組成?彈性體單層厚度

為 １５ ｍｍ?剪切面積為３ ９２７ ｍｍ

２

? 兩側(cè)外板設(shè)有直

徑為 ２０ ｍｍ 的螺栓孔?每?jī)蓚€(gè)鋁板之間放置磁流變

彈性體并通過(guò)螺栓進(jìn)行加壓固定?如圖 ２ 所示? 使

用扭矩扳手確定螺栓的預(yù)緊彎矩?保證材料受壓均

勻? 此外?在外層夾板上設(shè)置成對(duì)強(qiáng)磁鐵?通過(guò)鋁制

螺桿和銅制螺母進(jìn)行固定及位置調(diào)整?通過(guò)特斯拉

儀對(duì)磁場(chǎng)強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)量?以控制磁場(chǎng)強(qiáng)度?

圖 ２ 試驗(yàn)加載結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

Ｆｉｇ? ２ Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｌｏａｄｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｄｅｓｉｇｎ

２? ２ 試驗(yàn)設(shè)置

本試驗(yàn)測(cè)試彈性體的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能? 采用最大

試驗(yàn)拉壓力為 ５００ ｋＮ?行程為±２００ ｍｍ 的動(dòng)態(tài)電液

伺服作動(dòng)器施加所需位移?將作動(dòng)器固定在一個(gè)剛

性的反力框架上?以防出現(xiàn)偏心載荷? 采用與作動(dòng)

器串聯(lián)的測(cè)力元件測(cè)量剪切力?采用線性變量位移

傳感器測(cè)量外部鋼板與中間鋼板之間的相對(duì)位移?

在每次測(cè)試前?使用紅外掃描儀記錄橡膠表面溫度?

在環(huán)境溫度下對(duì)三組試件進(jìn)行了諧波加載試

驗(yàn)? Ａ 組:分別在 １５ ｍｍ、３０ ｍｍ、４５ ｍｍ 和 ６０ ｍｍ 四

種不同水平幅值下進(jìn)行測(cè)試?分別對(duì)應(yīng) ＭＲＥ 的 ５０％、

１００％、１５０％、２００％的剪切應(yīng)變(γ)?在加載頻率( ｆ)

為 ０? ５ Ｈｚ?磁場(chǎng)強(qiáng)度為 ８０ ｍＴ 的情況下進(jìn)行五個(gè)周

期的加載? Ｂ 組:分別在加載頻率為 ０? ５ Ｈｚ、１? ０ Ｈｚ、

１? ５ Ｈｚ 和 ２? ０ Ｈｚ?幅值為 ３０ ｍｍ(即 １００％的剪切應(yīng)

變水平)和 ５０ ｍＴ 的磁場(chǎng)強(qiáng)度下對(duì)試件進(jìn)行五個(gè)周

期的加載?選定的頻率范圍為 ０? １~２? ０ Ｈｚ(即 ０? ５ ~

１０ ｓ 的時(shí)段)?涵蓋了大多數(shù)建筑物的基本時(shí)段? Ｃ

組:分別在 ０ ｍＴ、２５ ｍＴ、５０ ｍＴ 和 ７５ ｍＴ 外加磁場(chǎng)強(qiáng)

度?應(yīng)變幅值為 ５０％及加載頻率為 ０? ５ Ｈｚ 條件下進(jìn)

行五個(gè)周期的加載測(cè)試? 試驗(yàn)詳情如表 ２ 所示?

表 ２ 試驗(yàn)詳情

Ｔａｂｌｅ ２ Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄｅｔａｉｌｓ

試

驗(yàn)

組

室

溫

/ ℃

剪切

應(yīng)變

/ ％

加載

頻率

/ Ｈｚ

磁場(chǎng)

強(qiáng)度

/ ｍＴ

試件

個(gè)數(shù)

/ 個(gè)

循環(huán)

次數(shù)

/ 次

測(cè)試

目標(biāo)

Ａ ２７ ５０、１００、１５０、２００ ０.５ ８０ ４ ５ 變形

Ｂ ２６ １００ ０.５、１.０、１.５、２.０ ５０ ４ ５ 頻率

Ｃ ２６ ５０ ０.５ ０、２５、５０、７５ ４ ５ 磁場(chǎng)

２? ３ 評(píng)價(jià)指標(biāo)

根據(jù) ＪＧＪ ２９７—２０１３?建筑消能減震技術(shù)規(guī)程??

磁流變彈性體的力學(xué)性能一般包括最大阻尼力 Ｐｍａｘ、

等效剛度 Ｋｅｑｖ、儲(chǔ)能模量 Ｇ′、耗散能 Ｅｄ 、損耗模量 Ｇ″

和損耗因子 η? 耗散能 Ｅｄ以滯回曲線面積表示[１２]

?

滯回曲線如圖 ３ 所示?

圖 ３ 磁流變彈性體材料的滯回曲線

Ｆｉｇ? ３ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｍａｔｅｒｉａｌ

最大阻尼力可表示為:

Ｆｍａｘ

＝ ( Ｆ

＋

ｍａｘ

＋ Ｆ

－

ｍａｘ ) / ２ (１)

等效剛度計(jì)算公式為:

Ｋｅｑｖ

＝ ( Ｆ

＋

１

＋ Ｆ

－

１ ) / ( ｕ

＋

ｍａｘ

＋ ｕ

－

ｍａｘ ) (２)

２０２３ 年第 ９ 期 ７

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復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究與模型驗(yàn)證

儲(chǔ)能模量計(jì)算公式為:

Ｇ′ ＝

τ′

γ

(３)

τ′ ＝

Ｆ

＋

１

ｉ?Ａ

(４)

式中:ｉ 為彈性體材料層數(shù)?Ａ 為單層彈性體材料接

觸截面面積?γ 為位移幅值與彈性體層厚度之比?

損耗模量計(jì)算公式為:

Ｇ″ ＝ η?Ｇ′ (５)

η ＝

Ｆ

＋

２

Ｆ

＋

１

(６)

式中?η 為損耗因子?

３ 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)測(cè)試了三個(gè)變量?每個(gè)變量下分別測(cè)試四個(gè)

加載條件?共 １２ 個(gè)試件? 對(duì)每個(gè)加載條件下的試件

進(jìn)行五次循環(huán)加載?即加載五個(gè)周期?選擇第三個(gè)周

期的數(shù)據(jù)作為最終結(jié)果進(jìn)行分析? 為最大限度排除

環(huán)境因素以及試件本身的特殊性對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影

響?驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的可靠性?另外抽取同一批次制成

的相同配方和規(guī)格的三個(gè)試件組成驗(yàn)證組?分別在

５０％應(yīng)變幅值、０? ５ Ｈｚ、８０ ｍＴ?１００％應(yīng)變幅值、０? ５

Ｈｚ、５０ ｍＴ?５０％應(yīng)變幅值、０? ５ Ｈｚ、０ ｍＴ 三種加載條

件下進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)加載?加載工況分別與正式試驗(yàn)

組三個(gè)變量下各自第一個(gè)加載工況相同? 試驗(yàn)組與

驗(yàn)證組所得最大阻尼力與耗散能對(duì)比及其誤差如表

３ 所示? 結(jié)果表明?計(jì)算所得最大阻尼力與耗散能最

大誤差在 ２％以內(nèi)?平均誤差為 １? ０４２％與 ０? ８５４％?

驗(yàn)證組與試驗(yàn)組所得數(shù)據(jù)高度重合?可以認(rèn)為試驗(yàn)

具有可重復(fù)性?所得試驗(yàn)結(jié)果可靠?

表 ３ 驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果及誤差

Ｔａｂｌｅ ３ Ｖａｌｉｄａｔｉｏｎ ｏｆ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｅｒｒｏｒｓ

加載條件

最大阻尼力

試驗(yàn)組 驗(yàn)證組 誤差/ ％

耗散能

試驗(yàn)組 驗(yàn)證組 誤差/ ％

５０％應(yīng)變幅值、

０.５ Ｈｚ、８０ ｍＴ

０.５４ ０.５４５ ０.９２６ ２.９２１ ２.９４６ ０.８６３

１００％應(yīng)變幅值、

０.５ Ｈｚ、５０ ｍＴ

０.５３ ０.５２ １.８８７ ７.２１４ ７.１４４ ０.９６５

５０％應(yīng)變幅值、

０.５ Ｈｚ、０ ｍＴ

０.８ ０.７９８ ０.３１３ ２.００６ １.９９１ ０.７３３

３? １ 應(yīng)變幅值

為了研究應(yīng)變幅值對(duì)彈性體材料力學(xué)性能的影

響?對(duì) Ａ 組試樣在四種不同應(yīng)變幅值水平下進(jìn)行剪

切試驗(yàn)? 圖 ４ 所示為所有應(yīng)變幅值下彈性體的滯回

曲線?可以看出當(dāng)幅值超過(guò) １００％時(shí)?隨著位移的增

加?力的增加并不明顯?呈現(xiàn)軟化行為? 結(jié)合此試驗(yàn)

結(jié)果?再根據(jù)上述公式可計(jì)算得出四種不同應(yīng)變幅

值下的各項(xiàng)參數(shù)?為了更直觀地對(duì)比數(shù)據(jù)變化?在表

４ 中列出了計(jì)算所得最大阻尼力、等效剛度、儲(chǔ)能模

量、耗散能、損耗模量?

圖 ４ 不同應(yīng)變幅值下的滯回曲線

Ｆｉｇ? ４ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｔｒａｉｎ ａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ

表 ４ 不同應(yīng)變幅值下的力學(xué)性能

Ｔａｂｌｅ ４ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｔｒａｉｎ ａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ

幅值

/ ％

最大阻尼

力/ ｋＮ

等效剛度

/ (ｋＮ/ ｍｍ)

儲(chǔ)能模量

/ ｋＰａ

耗散能

/ (ｋＮ?ｍｍ)

損耗模量

/ ｋＰａ

損耗

因子

５０ ０.５４ ０.０７６ １６.１３２ ２.９２１ ５.０４ ０.３１２

１００ ０.７５５ ０.０４８ １４.６１ １１.２８２ ４.７９ ０.３２８

１５０ ０.８８ ０.０３７ １１.２３ ２３.２５３ ４.７８ ０.４２６

２００ ０.９７５ ０.０３２ ９.９３ ３８.９９０ ４.７７ ０.４８０

最大阻尼力在 ５０％ ~ ２００％的范圍內(nèi)隨著應(yīng)變

幅值的增大而增大了近 ７０％?其增速隨著幅值增大

有所放緩? 當(dāng)應(yīng)變幅值從 ５０％增大到 ２００％時(shí)?等效

剛度和剪切儲(chǔ)能模量均迅速減小?減小幅度均為 ５０％

左右?隨著應(yīng)變幅值的增加?兩者增速明顯減小?最

后趨于平穩(wěn)? 隨著應(yīng)變幅值的增大?耗散能從 ２? ９２１

ｋＮ?ｍｍ 增加到了近４０ ｋＮ?ｍｍ?且其增速緩慢增加?

當(dāng)應(yīng)變幅值從 ５０％增加到 １００％時(shí)?剪切損耗模量從

５ ｋＰａ 下降到了 ４? ７９ ｋＰａ?隨后在 １００％應(yīng)變幅值以

上范圍內(nèi)剪切模量幾乎沒(méi)有變化?穩(wěn)定在 ４? ７７ ｋＰａ

左右? 損耗因子的變化呈現(xiàn)明顯的階段性特征?在

５０％ ~１００％應(yīng)變幅值范圍內(nèi)基本保持不變?穩(wěn)定在

０? ３１~０? ３２ 之間?而在 １００％ ~ ２００％應(yīng)變幅值范圍內(nèi)

８ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

有所增長(zhǎng)? 試驗(yàn)結(jié)果表明?基于復(fù)合橡膠基的磁流

變彈性體對(duì)應(yīng)變幅值的變化表現(xiàn)出極高的適應(yīng)性?

尤其是耗散能隨著應(yīng)變幅值的變化有明顯增長(zhǎng)?表

明材料能夠提供良好的耗能能力?

３? ２ 加載頻率

為了研究加載頻率對(duì)磁流變彈性體力學(xué)性能的

影響?在剪切應(yīng)變?yōu)?１００％?磁場(chǎng)強(qiáng)度為 ８０ ｍＴ 的條

件下?分別在 ０? ５ Ｈｚ、１? ０ Ｈｚ、１? ５ Ｈｚ 和 ２? ０ Ｈｚ 四種

加載頻率下對(duì) Ｂ 組試件進(jìn)行剪切試驗(yàn)? 圖 ５ 所示為

Ｂ 組試件在不同頻率下的滯回曲線? 表 ５ 給出了試

件在不同加載頻率下的各項(xiàng)力學(xué)性能?

圖 ５ 不同加載頻率下的滯回曲線

Ｆｉｇ? ５ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ

表 ５ 不同加載頻率下的力學(xué)性能

Ｔａｂｌｅ ５ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ

頻率

/ Ｈｚ

最大阻尼

力/ ｋＮ

等效剛度

/ (ｋＮ/ ｍｍ)

儲(chǔ)能模量

/ ｋＰａ

耗散能

/ (ｋＮ?ｍｍ)

損耗模量

/ ｋＰａ

損耗

因子

０.５ ０.５３ ０.０３３ ４ ７.６３ ７.２１４ ５.０３ ０.３９６

１ ０.９６５ ０.０６５ ３ ９.４１ ８.２００ １０.０２６ ０.３９８

１.５ １.２２５ ０.０８０ ４ １１.８５ １３.７０４ １１.６２ ０.４２７

２ １.３３ ０.０８７ １ １３.４３ ９.９７４ １４ ０.４４１

從圖 ５ 的滯回曲線可以看出:當(dāng)加載頻率從 ０? ５

Ｈｚ 增加到 １? ５ Ｈｚ 時(shí)?滯回曲線的面積有所增大?并

在 １? ５ Ｈｚ 時(shí)達(dá)到最大?當(dāng)加載頻率達(dá)到 ２? ０ Ｈｚ 時(shí)?

滯回曲線稍有變窄? 從整體來(lái)看?基于復(fù)合橡膠基的

磁流變彈性體的力學(xué)性能對(duì) ０? ５ ~ １? ５ Ｈｚ 范圍內(nèi)的

頻率變化更為敏感? 從最大阻尼力和等效剛度的變

化曲線可以看出?隨著頻率從 ０? ５ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚ?

最大阻尼力和等效剛度都明顯增加?當(dāng)頻率從 ０? ５ Ｈｚ

增加到 １? ０ Ｈｚ 時(shí)?兩者增長(zhǎng)幅度均接近 １００％?當(dāng)頻

率從 １? ０ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚ 時(shí)?兩者增長(zhǎng)幅度分別為

３８％與 ３３％? 隨著頻率的增長(zhǎng)?兩者的增速都明顯

下降?這表明最大阻尼力和等效剛度對(duì)低頻率的變

化更加敏感? 剪切儲(chǔ)存模量與剪切損耗模量的變化

基本一致?都隨著頻率的增加而增加?有所不同的是

損耗模量的增速遠(yuǎn)大于儲(chǔ)存模量的增速? 當(dāng)頻率從

０? ５ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚ 時(shí)?儲(chǔ)存模量從 ７? ６３ ｋＰａ 增

加到 １３? ４３ ｋＰａ?增幅為 ７６％?損耗模量從 １２? ７１ ｋＰａ

增加到 ３１? ７２ ｋＰａ?增幅為 １５０％?幾乎為前者的兩

倍? 隨著加載頻率增大到 １? ５ Ｈｚ?耗散能顯著增加?

其增幅達(dá)到 ９０％?反應(yīng)出彈性體優(yōu)秀的耗能能力?

在加載頻率從 ０? ５ Ｈｚ 增加到 １? ０ Ｈｚ 的過(guò)程中?損耗

因子穩(wěn)定在 ０? ３９５ 左右?但當(dāng)加載頻率從 １? ０ Ｈｚ 增

加到 ２? ０ Ｈｚ 時(shí)?損耗因子增加了 １１％?達(dá)到 ０? ４４?這

說(shuō)明耗能因子對(duì)高頻加載更加敏感? 總的來(lái)說(shuō)?基

于復(fù)合橡膠基的磁流變彈性體的耗散能和耗散因子

在一定加載頻率范圍內(nèi)都有所增加?峰值出現(xiàn)在

１? ５~２? ０ Ｈｚ?因此?將加載頻率控制在此區(qū)間能充

分發(fā)揮材料的耗能能力?

３? ３ 外加磁場(chǎng)

為了測(cè)試外部磁場(chǎng)強(qiáng)度對(duì)彈性體力學(xué)性能的影

響?在 ５０％應(yīng)變幅值、０? ５ Ｈｚ 頻率下?分別在 ０ ｍＴ、

２５ ｍＴ、５０ ｍＴ 和 ７５ ｍＴ 的磁場(chǎng)強(qiáng)度下對(duì) Ｃ 組試件進(jìn)

行試驗(yàn)?分別進(jìn)行五個(gè)加載周期?取第三個(gè)周期數(shù)

據(jù)?得到如圖 ６ 所示滯回曲線?

圖 ６ 不同磁場(chǎng)強(qiáng)度下的滯回曲線

Ｆｉｇ? ６ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｉｎｔｅｎｓｉｔｉｅｓ

從圖 ６ 中可以看出?在位移基本不變的情況下?

滯回曲線的斜率隨著外部磁場(chǎng)強(qiáng)度的增加而增加?

這說(shuō)明剛度在增加?材料呈硬化趨勢(shì)?這與磁流變彈

性體的性能相符合?當(dāng)磁場(chǎng)強(qiáng)度達(dá)到 ２５ ｍＴ 后?硬化

趨勢(shì)變?nèi)? 從面積來(lái)看?不同磁場(chǎng)強(qiáng)度下的滯回曲

線面積略有增長(zhǎng)?但是外加磁場(chǎng)下材料的滯回曲線

２０２３ 年第 ９ 期 ９

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復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究與模型驗(yàn)證

面積相比無(wú)外加磁場(chǎng)面積增加明顯? 從磁場(chǎng)強(qiáng)度為

２５ ｍＴ、５０ ｍＴ 和 ７５ ｍＴ 的滯回曲線中可以看出?外加

磁場(chǎng)對(duì)彈性體的抗震性能有明顯提高?其滯回曲線

較寬?面積較無(wú)外加磁場(chǎng)工況下面積更大?

不同磁場(chǎng)強(qiáng)度下彈性體的力學(xué)性能變化如表 ６

所示? 最大阻尼力在無(wú)外加磁場(chǎng)時(shí)為 ０? ８ ｋＮ?在外

加 ２５ ｍＴ 強(qiáng)度磁場(chǎng)時(shí)為 ０? ９２ ｋＮ?增長(zhǎng) １５％?隨后其

增速呈下降趨勢(shì)? 隨著外部磁場(chǎng)強(qiáng)度的增加?等效

剛度和剪切儲(chǔ)能模量相對(duì)于無(wú)外加磁場(chǎng)時(shí)有所增

加? 等效剛度從 ２５ ｍＴ 磁場(chǎng)強(qiáng)度時(shí)的 ０? １２ ｋＮ/ ｍｍ

增加到了 ７５ ｍＴ 磁場(chǎng)強(qiáng)度時(shí)的０.１１８ ４ ｋＮ/ ｍｍ? 這

是由于外部磁場(chǎng)影響了彈性體內(nèi)部鐵磁顆粒?使其

內(nèi)部顆粒之間排列更加有序?提高了材料的剛度?

儲(chǔ)能模量與位移最大處的應(yīng)力有關(guān)?其與耗散能都

隨磁場(chǎng)強(qiáng)度的增加而增加? 損耗模量受磁場(chǎng)影響較

大?隨著磁場(chǎng)強(qiáng)度從 ０ ｍＴ 增加到 ７５ ｍＴ?損耗模量

從０.７６１ ３ ｋＰａ 增加到１.０３２ １ ｋＰａ?增幅在 ３５％以上?

磁場(chǎng)強(qiáng)度每增加 ２５ ｍＴ?損耗模量提高接近 １０％?

當(dāng)磁場(chǎng)強(qiáng)度從 ０ ｍＴ 增加到 ７５ ｍＴ 時(shí)?損耗因子從

０.１５６ ９增加到了０.１８８ ９?這說(shuō)明外部磁場(chǎng)有效提高

了材料的耗能能力?但隨著磁場(chǎng)強(qiáng)度增加?其對(duì)彈性

體性能的增加效果在減弱? 整體來(lái)看?磁場(chǎng)強(qiáng)度控

制在 １００ ｍＴ 以內(nèi)能夠最大限度發(fā)揮彈性體的抗震

性能?

表 ６ 不同磁場(chǎng)強(qiáng)度下的力學(xué)性能

Ｔａｂｌｅ ６ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｉｎｔｅｎｓｉｔｉｅｓ

磁場(chǎng)

/ ｍＴ

最大阻尼

力/ ｋＮ

等效剛度

/ (ｋＮ/ ｍｍ)

儲(chǔ)能模量

/ ｋＰａ

耗散能

/ (ｋＮ?ｍｍ)

損耗模量

/ ｋＰａ

損耗

因子

０ ０.８ ０.１０５ ３ ４.８５２ ９ ２.００６ ２ ０.７６１ ３ ０.１５７

２５ ０.９２ ０.１１５ ９ ５.３３８ ２ ３.３３９ ９ ０.８９９ ２ ０.１６８

５０ ０.９２８ ０.１１７ ４ ５.４２１ ３ ３.４６５ ６ ０.９８６ ９ ０.１８２

７５ ０.９３１ ０.１１８ ４ ５.４６２ ５ ３.５８１ ８ １.０３２ １ ０.１８９

４ 解析模型與參數(shù)擬合

４? １ 解析模型

Ｂｏｕｃ 在 １９６７ 年提出了一種有多個(gè)變量的光滑

滯回模型?Ｗｅｎ 在 １９７６ 年對(duì)其進(jìn)行了改進(jìn)?該模型

被稱(chēng)為 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型? Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型由滯回系

統(tǒng)和彈簧、阻尼器并聯(lián)而成?如圖 ７ 所示?

圖 ７ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型

Ｆｉｇ? ７ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ ｍｏｄｅｌ

Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型可表征結(jié)構(gòu)及構(gòu)件在循環(huán)荷載

作用下的剛度退化、強(qiáng)度退化等?是一種多功能非線

性光滑滯回模型?改變其模型參數(shù)可以實(shí)現(xiàn)不同滯

回系統(tǒng)的表征?適應(yīng)性較強(qiáng)? 從試驗(yàn)數(shù)據(jù)圖表可以

看出?ＭＲＥ 表現(xiàn)出明顯的非線性滯回特性?因此采

用 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型對(duì)其進(jìn)行動(dòng)力學(xué)建模? 其模型公

式為:

Ｆ ＝ ｃ０

ｄｘ

ｄｔ

＋ ｋ０(ｘ － ｘ０ ) ＋ αｚ (７)

式中:Ｆ 為阻尼器輸出阻尼力?α 為滯回曲線非線性

強(qiáng)弱程度?ｋ０為彈簧單元的剛度系數(shù)?ｃ０為磁流變彈

性體的阻尼性能?ｘ 為位移?ｘ０為彈簧單元的初始變

形?ｚ 為滯變位移?為中間變量?

ｄｚ

ｄｔ

＝ Ａ

ｄｘ

ｄｔ

－ β

ｄｘ

ｄｔ

ｚ

ｎ － γ

ｄｘ

ｄｔ

ｚ ｚ

ｎ－１

(８)

式中:Ａ、ｎ、β 和 γ 為量綱化的參數(shù)?它們反映滯回曲

線的形狀和大小? 參數(shù) Ａ 影響輸出阻尼力的最大

值?β 和 γ 分別為控制滯回曲線高度和寬度的調(diào)節(jié)

參數(shù)?ｎ 控制曲線的光滑程度? 對(duì)特定材料?參數(shù) ｎ

的取值差別不大?為減少參數(shù)識(shí)別數(shù)量?本文取 ｎ ＝ １?

４? ２ 參數(shù)擬合

利用 Ｍａｔｌａｂ 工具?在 Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 中搭建 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ

解析模型?給定各項(xiàng)參數(shù)的初始值及限定范圍?再輸

入試驗(yàn)所得位移、速度與力的數(shù)據(jù)?采用 Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 自

帶的最小二乘算法對(duì)模型進(jìn)行參數(shù)辨識(shí)?擬合得到

不同試驗(yàn)條件下的 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型參數(shù)值?如表 ７ 所

示[１３－１５]

? 從表 ７ 中可以看出?幅值、頻率、磁場(chǎng)強(qiáng)度

三種變量之間各個(gè)參數(shù)的擬合值差別明顯? 使用

Ｍａｔｌａｂ、Ｏｒｉｇｉｎ 對(duì)擬合結(jié)果進(jìn)行處理?所得結(jié)果與實(shí)

測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比如圖 ８ 所示? 從圖 ８ 中可以看出?試驗(yàn)

數(shù)據(jù)與模型擬合結(jié)果吻合度高?說(shuō)明擬合效果好?

１０ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

表 ７ 各工況下擬合所得參數(shù)值

Ｔａｂｌｅ ７ Ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｖａｌｕｅｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｆｉｔｔｉｎｇ ｕｎｄｅｒ ｖａｒｉｏｕｓ ｗｏｒｋｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ

幅值

/ ％

頻率

/ Ｈｚ

磁場(chǎng)

/ ｍＴ

Ａ β α ｃ０

ｋ０ γ ｘ０

５０

１００

１５０

２００

１００

０.５

０.５

１

１.５

２

８０

０.１６９ ４ １５８.０２ ３９９.９７ ３.０３８ ７ ３２.３４ ３０.０９５ ０.０００ ４９１

０.０５ ９９.１４ ４０１.５１ ４.０８０ ７ ３９.２８８ ２３.９２１ ０.０００ ６７５

０.０９４ １６８.６７ ３９９.８８ ３.４３６ ２８.４２２ ６.７７４ ８ ０.００１ ６３３

０.１１９ ４ １７８.９ ３９９.５４ ２.７６１ ７ ２２.８０８ ５.９９５ ２ ０.０００ ５４３

０.００３ ３６７.１ １１２.３６ １.１３５ ７ ３７.９５９ ２９.７０７ ０.０００ ８１７

－７.６８４ ３ ３３５.０７ ４.４３７ ７ ０.６１７ ４７ ８２.１０６ ３８７.２９ －０.０００ ３２０

－１１.４１９ ３９０.４ ０.０２５ ３ ６.２４６ ８ ９１.２７ ８９.２７８ ０.０００ ５３１

－８.９３４ ５ ３９０.０２ ０.０２５ ２ ４.５６４ ９ ９４.７６１ １０７.３７ ０.０００ ００２

５０ ０.５

０ －４１.０１１ ３９０.９９ ０.０４２ ８ ３.６２８ １１６.８８ ３３.０３２ －０.０００ ６２８

２５ －２０.８６５ ３９０.８５ ０.０４１ ２ ５.９６９ ５ １２２.９３ ９８.４４５ ０.０００ １９８

５０ ０.２９８ ２９ ３９６.７ ０.０６６ ９ ６.０８２ ２ １１９.８ １５８.９５ －０.０００ １６２

７５ －１９.６８７ ３９９.７２ ０.０５８ ６ ６.５２９ ４ １２０.５９ ２８２.３４ －０.０００ ００２

圖 ８ 擬合與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖

Ｆｉｇ? ８ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｆｉｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ

４? ３ 擬合誤差分析

隨著加載頻率從 ０? ５ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚ?ｋ０增長(zhǎng)

近 １５０％?其增速在加載頻率為 ０? ５ Ｈｚ 時(shí)最大?當(dāng)加

載頻率大于 １? ０ Ｈｚ 時(shí)?ｋ０增大的趨勢(shì)減弱?當(dāng)加載

頻率接近 ２? ０ Ｈｚ 時(shí)?增速明顯放緩? 這說(shuō)明 ＭＲＥ

在受到頻率為 ０? ５~１? ０ Ｈｚ 的加載時(shí)?其彈性性能迅

速提高?處于黏彈性狀態(tài)? 隨著頻率的增大?ＭＲＥ

內(nèi)部的鐵磁顆粒鏈僅在限定的位置作熱振動(dòng)?出現(xiàn)

動(dòng)態(tài)硬化?此時(shí) ＭＲＥ 材料性能表現(xiàn)為硬而脆?

為便于定量比較?表 ８ 給出了試驗(yàn)和擬合得到的

耗散能和最大阻尼力及其之間的誤差? 從表 ８ 中可

以看出?不同幅值、頻率、磁場(chǎng)強(qiáng)度下?Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模

型都能較好模擬 ＭＲＥ 的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能?最大阻尼力

與耗散能的最大誤差分別為 ８? ３７％和 ６? ９３％? 模型

擬合的準(zhǔn)確度與不同變量之間表現(xiàn)出不同的相關(guān)

性? 當(dāng)加載頻率為 ０? ５ Ｈｚ 時(shí)?最大阻尼力的擬合最

大誤差為 ２? ９４％?平均誤差為 ２? １２％?均明顯小于耗

散能的 ６? ９１％與 ５? ３１％? 在頻率改變的工況下?最

大阻尼力的擬合平均誤差為 ３? ２９％?小于耗散能

３? ７１％的平均誤差? 在磁場(chǎng)改變的工況下?其最大

阻尼力的擬合平均誤差僅為耗散能平均誤差的一

半? 總體來(lái)看?相對(duì)于耗散能?模型對(duì)最大阻尼力的

擬合效果更好?所有工況下最大阻尼力的總平均誤

差僅為 ２? １７％?小于耗散能 ３? ９５％的總平均誤差?

２０２３ 年第 ９ 期 １１

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復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究與模型驗(yàn)證

雖然幅值變量中的 ５０％應(yīng)變幅值工況、頻率變量中

的 ０? ５ Ｈｚ 工況以及磁場(chǎng)強(qiáng)度變量中的 ０ ｍＴ 工況

下?擬合結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果存在一定差異?其最大誤差

分別達(dá)到 ６? ９１％、８? ３７％、６? ９３％?但是所有擬合結(jié)

果的誤差均在 １０％以內(nèi)?平均誤差小于 ５％?因此可

以認(rèn)為該模型較好地描述了 ＭＲＥ 的力學(xué)特性?且其

足夠簡(jiǎn)單?可以用于數(shù)值研究?

表 ８ 擬合與試驗(yàn)所得最大阻尼力與損耗模量及其之間的誤差

Ｔａｂｌｅ ８ Ｍａｘｉｍｕｍ ｄａｍｐｉｎｇ ｆｏｒｃｅ ａｎｄ ｌｏｓｓ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｆｉｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ｅｒｒｏｒ

工況

幅值/ ％ 頻率/ Ｈｚ 磁場(chǎng)/ ｍＴ

最大阻尼力/ ｋＮ

實(shí)測(cè) 擬合 誤差/ ％

耗散能/ (ｋＮ?ｍｍ)

實(shí)測(cè) 擬合 誤差/ ％

５０

１００

１５０

２００

０.５ ８０

０.５４ ０.５４５ ０.８８ ２.９２１ ２.７１９ ６.９１

０.７５５ ０.７７１ ２.１５ １１.２８２ １０.７６７ ４.５６

０.８８ ０.９０６ ２.９４ ２３.２５３ ２１.９８６ ５.４５

０.９７５ ０.９９９ ２.４９ ３８.９９０ ３７.３０３ ４.３３

１００

０.５

１

１.５

２

５０

０.５３ ０.５７４ ８.３７ ７.２１４ ７.３１５ １.４１

０.９６５ ０.９８２ １.８１ ８.２００ ７.７０９ ６.００

１.２２５ １.２５４ ２.４１ １３.７０４ １４.２４６ ３.９６

１.３３ １.３２２ ０.５７ ９.９７４ １０.３２０ ３.４７

５０ ０.５

０ ０.８ ０.７９６ ０.４６ ２.００６ ２.１４５ ６.９３

２５ ０.９２ ０.９０６ １.４９ ３.３４０ ３.３７８ １.１４

５０ ０.９２８ ０.９２２ ０.７０ ３.４６６ ３.３７８ ２.５３

７５ ０.９３１ ０.９１４ １.７８ ３.５８２ ３.６０５ ０.６５

５ 結(jié) 論

本文采用順丁橡膠和天然橡膠作為基底材料制

作磁流變彈性體?設(shè)計(jì)了三組對(duì)照組?并在循環(huán)剪切

變形下進(jìn)行了試驗(yàn)? 通過(guò)試驗(yàn)研究了應(yīng)變幅值、加

載頻率和外加磁場(chǎng)強(qiáng)度對(duì)材料特性的影響?并通過(guò)

驗(yàn)證試驗(yàn)論證了結(jié)果的可靠性? 具體結(jié)果如下:

(１)復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的耗散能與損耗

模量對(duì)應(yīng)變幅值、加載頻率和外加磁場(chǎng)強(qiáng)度都表現(xiàn)

出正相關(guān)性?表明材料的耗能能力隨幅值、頻率與磁

場(chǎng)強(qiáng)度的增大而增大?將磁場(chǎng)強(qiáng)度控制在 １００ ｍＴ 內(nèi)

能達(dá)到最大耗散能?

(２)幅值的增大使材料呈現(xiàn)一定的應(yīng)變軟化現(xiàn)

象?在較低的應(yīng)變幅值下?材料表現(xiàn)出較高的等效剛

度?隨著應(yīng)變幅值的增加?等效剛度顯著減小?從 ０? ７６

ｋＮ/ ｍｍ 下降到 ０? ３２ ｋＮ/ ｍｍ? 與此相反?頻率的增

大會(huì)使材料剛度增大?出現(xiàn)硬化現(xiàn)象?

(３)Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型可以很好地描述材料的力

學(xué)性能?所有工況下最大阻尼力與耗散能的平均誤

差分別為 ２? １７％與 ３? ９５％?最大誤差均在 １０％以內(nèi)?

表明擬合結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合較好?可以為復(fù)合橡

膠基磁流變彈性體材料的實(shí)際應(yīng)用提供理論支持?

參考文獻(xiàn)

[１] 范艷層. 順丁橡膠基磁流變彈性體的研制及其阻尼性能研究

[Ｄ]. 合肥: 中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)? ２０１３.

[２] 盧晶晶? 陳曦? 周亞?wèn)|? 等. 基于剛度軟化試驗(yàn)建立磁流變彈性

體的 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型[ Ｊ]. 機(jī)械工程材料? ２０２１? ４５( １): １００－

１０４? １０８.

[３] 呂佳霖? 楊富鋒? 陶玙. 溫度對(duì)磁流變彈性體力學(xué)性能的影響分

析[Ｊ]. 噪聲與振動(dòng)控制? ２０２０? ４０(２): ８１－８６.

[４] 尹兵雪? 王明先? 佟昱? 等. 取向磁場(chǎng)對(duì)鈷顆粒填充硅橡膠磁流

變彈性體動(dòng)態(tài)黏彈性的影響[Ｊ]. 復(fù)合材料學(xué)報(bào)? ２０１８? ３５(６):

１４１４－１４２０.

[５] ＢＯＣＺＫＯＷＳＫＡ Ａ? ＡＷＩＥＴＪＡＮ Ｓ. Ｉｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔ ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅ￣

ｌａｓｔｏｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ]. Ｐｏｌｉｍｅｒｙ－Ｗａｒｓａｗ－? ２０１３? ５８(６): ４４３－４４９.

[６] ＬＥＮＧ Ｄ? ＷＵ Ｔ? ＬＩＵ Ｇ? ｅｔ ａｌ. Ｔｕｎａｂｌｅ ｉｓｏｌａｔｏｒ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｍａｇｎｅｔｏ￣

ｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｉｎ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ｓｈｅａｒ － ｓｑｕｅｅｚｅ ｍｉｘｅｄ ｍｏｄｅ [ Ｊ].

Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｉｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔ Ｍａｔｅｒｉａｌ Ｓｙｓｔｅｍｓ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０１８? ２９

(１０): ２２３６－２２４８.

(下轉(zhuǎn)第 ２０ 頁(yè))

１２ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００２

濕熱環(huán)境下不同挖補(bǔ)構(gòu)型層合板振動(dòng)特性分析

趙耀斌１

? 單金洋１

? 崔開(kāi)心１

? 盧 翔２?

(１? 中國(guó)民航大學(xué) 航空工程學(xué)院? 天津 ３００３００? ２? 中國(guó)民航大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院? 天津 ３００３００)

摘要: 通過(guò)理論推導(dǎo)和有限元仿真探究了自由邊界條件下?不同損傷深度階梯挖補(bǔ)修理層合板在不同溫度和含濕量情況

下的振動(dòng)特性? 基于 Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ 膠接接頭模型并考慮濕熱效應(yīng)的影響得出修理層合板的運(yùn)動(dòng)平衡方程?通過(guò)推導(dǎo)得到修理層

合板的振動(dòng)特征方程? 在 ＡＢＡＱＵＳ 軟件中建立了不同挖補(bǔ)深度層合板的有限元模型并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證?在不同溫度、含濕量條

件下?分析挖補(bǔ)層數(shù)、附加鋪層數(shù)和搭接長(zhǎng)度對(duì)振動(dòng)特性的影響? 研究結(jié)果表明:修理層合板固有頻率增幅隨挖補(bǔ)層數(shù)的增加

而增加?含有附加鋪層的層合板可以更好地維持固有頻率?且兩層附加補(bǔ)片的效果優(yōu)于一層附加補(bǔ)片的效果?非穿透修理構(gòu)型

層合板的固有頻率隨搭接長(zhǎng)度增加而增加?對(duì)于穿透修理構(gòu)型層合板?其固有頻率更易受到溫度、含濕量和搭接長(zhǎng)度影響?在

高溫干態(tài)環(huán)境(Ｔ＝ １００ ℃ 、Ｃ＝ ０％)下?當(dāng)搭接長(zhǎng)度在 １? ５~ ９ ｍｍ 之間變化時(shí)?搭接長(zhǎng)度為 ４ ｍｍ 的穿透修理構(gòu)型層合板固有頻

率最低?

關(guān)鍵詞: 階梯挖補(bǔ)修理? 復(fù)合材料層合板? 不同挖補(bǔ)深度? 搭接長(zhǎng)度? 濕熱效應(yīng)? 模態(tài)試驗(yàn)

中圖分類(lèi)號(hào): ＴＢ３３２ 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: Ａ 文章編號(hào): ２０９６－８０００(２０２３)０９－００１３－０８

Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｉｎ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｙａｏｂｉｎ

１

? ＳＨＡＮ Ｊｉｎｙａｎｇ

１

? ＣＵＩ Ｋａｉｘｉｎ

１

? ＬＵ Ｘｉａｎｇ

２?

(１? Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? Ｃｉｖｉｌ Ａｖｉａｔｉｏｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａ? Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３００? Ｃｈｉｎａ?

２? Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? Ｃｉｖｉｌ Ａｖｉａｔｉｏｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａ? Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３００? Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｄｅｒｉｖａｔｉｏｎ ａｎｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ? ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｓｔｅｐ－ｌａｐ

ｒｅｐａｉｒ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｄａｍａｇｅ ｄｅｐｔｈｓ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔｓ ｕｎｄｅｒ ｆｒｅｅ

ｂｏｕｎｄａｒｙ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ａｒｅ ｅｘｐｌｏｒｅｄ. Ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ ｂｏｎｄｉｎｇ ｊｏｉｎｔ ｍｏｄｅｌ ａｎｄ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｄａｍｐ

ｈｅａｔ ｅｆｆｅｃｔ? ｔｈｅ ｍｏｔｉｏｎ ｂａｌａｎｃｅ ｅｑｕａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅ ｉｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ? ａｎｄ ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ ｅｑｕａ￣

ｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅ ｉｓ ｄｅｒｉｖｅｄ. Ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐａｔｃｈｉｎｇ ｄｅｐｔｈ ｉｓ

ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｉｎ ＡＢＡＱＵＳ ｓｏｆｔｗａｒｅ ａｎｄ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ. Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ａｎｄ

ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔｓ? ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｐａｔｃｈｉｎｇ ｌａｙｅｒｓ? ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｙｅｒｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ｏｎ

ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉ￣

ｎａｔｅｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｙｅｒｓ? ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｙｅｒｓ ｃａｎ ｂｅｔｔｅｒ ｍａｉｎ￣

ｔａｉｎ ｔｈｅ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ? ａｎｄ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｗｏ ｌａｙｅｒｓ ｏｆ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｐａｔｃｈｅｓ ｉｓ ｂｅｔｔｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｏｎｅ ｌａｙｅｒ? ｔｈｅ ｎａｔ￣

ｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｎｏｎ－ｐｅｎｅｔｒａｔｉｎｇ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ? ｆｏｒ

ｔｈｅ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ? ｉｔｓ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｉｓ ｍｏｒｅ ｅａｓｉｌｙ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｂｙ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ? ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ａｎｄ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ. Ｉｎ ｔｈｅ ｈｉｇｈ－ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｄｒｙ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ (Ｔ ＝ １００ ℃ ? Ｃ ＝ ０％)? ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ｃｈａｎｇｅｓ ｆｒｏｍ

１? ５ ｍｍ ｔｏ ９ ｍｍ? ｔｈｅ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ａ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ｏｆ ４ ｍｍ ｈａｓ ｔｈｅ ｌｏｗｅｓｔ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｓｔｅｐ－ｌａｐ ｒｅｐａｉｒ? ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ? ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ ｄｅｐｔｈ? ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ? ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｅｆｆｅｃｔ? ｍｏ￣

ｄａｌ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ

收稿日期: ２０２２－０７－２５

基金項(xiàng)目: 國(guó)家自然科學(xué)基金－民用飛機(jī)持續(xù)安全性分析技術(shù)研究 (Ｕ２０３３２０９)? 天津市研究生科技創(chuàng)新項(xiàng)目－民航專(zhuān)項(xiàng) (２０２１ＹＪＳＯ２Ｓ１３)? 天

津市教委科研計(jì)劃項(xiàng)目(２０２１ＫＪ０５４)

作者簡(jiǎn)介: 趙耀斌 (１９９７—)? 男? 碩士研究生? 主要從事飛行器維修設(shè)計(jì)方面的研究?

通訊作者: 盧翔 (１９６９—)? 男? 博士? 教授? 主要從事民機(jī)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)損傷與修理方面的研究? ｘｌｕ＠ｃａｕｃ? ｅｄｕ? ｃｎ?

２０２３ 年第 ９ 期 １３

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濕熱環(huán)境下不同挖補(bǔ)構(gòu)型層合板振動(dòng)特性分析

復(fù)合材料層合板由于其高比強(qiáng)度、高比模量?以

及可設(shè)計(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)

域[１]

? 不同的載荷環(huán)境會(huì)對(duì)復(fù)合材料的基體、纖維

和界面造成損傷?導(dǎo)致復(fù)合材料結(jié)構(gòu)承載能力大幅

下降? 挖補(bǔ)修理增重低、恢復(fù)強(qiáng)度高?已成為復(fù)合材

料層合板修理的主要手段?其中補(bǔ)片的設(shè)計(jì)尤為重

要[２]

? ＣＣＡＲ ２５? ６０３ 和 ＣＣＡＲ ２５? ５７１

[３]中規(guī)定須考

慮預(yù)期的溫度和濕度環(huán)境對(duì)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的影響?

研究不同損傷深度階梯挖補(bǔ)修理層合板在不同溫度

和含濕量情況下的振動(dòng)特性可以提高民機(jī)復(fù)合材料

的可修復(fù)率?同時(shí)可為其修理容限的制定提供指導(dǎo)?

在理論研究方面?蔣寶坤等[４] 基于復(fù)合材料在

濕熱環(huán)境下的本構(gòu)關(guān)系?分析了溫度和濕度對(duì)軸力、

彎矩的影響?發(fā)現(xiàn)濕熱環(huán)境對(duì)旋轉(zhuǎn)復(fù)合材料梁的模

態(tài)參數(shù)影響顯著? 韓坤華[５]基于材料的玻璃轉(zhuǎn)化溫

度改進(jìn)后的 Ｔｓａｉ 方法更突出了吸濕對(duì)材料性能退化

的作用? 楊杰等[６] 考慮中面荷載作用效應(yīng)?研究了

邊界為混合型約束矩形層合板的振動(dòng)特性?探究了

邊界條件、纖維鋪設(shè)方式和面內(nèi)荷載等對(duì)振動(dòng)特性

的影響? 趙天等[７] 考慮了濕熱應(yīng)力和質(zhì)量效應(yīng)?利

用一階剪切變形理論和模態(tài)疊加法推導(dǎo)出四邊簡(jiǎn)支

層合板的固有頻率計(jì)算公式?并采用 Ｒａｙｌｅｉｇｈ 積分

得到其在簡(jiǎn)諧激勵(lì)下的聲輻射特性公式?基于濕熱

膨脹的等效性獲得不同濕熱環(huán)境下復(fù)合材料層合板

的等效熱膨脹系數(shù)?并通過(guò)有限元數(shù)值分析對(duì)理論

公式進(jìn)行了驗(yàn)證?

在試驗(yàn)和有限元仿真方面?Ｓａｌｅｈｉ－Ｋｈｏｊｉｎ 等[８]

采用分析和試驗(yàn)相結(jié)合的方法?研究了不同補(bǔ)片層

修復(fù)后的應(yīng)力強(qiáng)度因子(ＳＩＦ)、勢(shì)能(ＰＥ)和能量釋

放率的變化? 方尚慶[９]提出了一種層合板穿透挖補(bǔ)

修理方案的數(shù)字化設(shè)計(jì)方法?建立了不同修理構(gòu)型

的三維模型?研究了修理結(jié)構(gòu)固有頻率和穩(wěn)態(tài)響應(yīng)

特性與挖除孔徑、挖補(bǔ)角度和膠層材料參數(shù)等之間

的影響規(guī)律? Ｋａｌｌａｎｎａｖａｒ 等[１０] 考慮溫度和含濕量

相關(guān)的材料屬性來(lái)分析蜂窩板球形、雙曲、橢圓形、

圓柱形殼和平板?建立了溫度、水分、碳納米管在芯

材中的體積分?jǐn)?shù)、偏斜角和約束對(duì) ＳＬＣＳ 殼振動(dòng)響應(yīng)

的影響? Ｄｅｓａｉ 等[１１] 分析了由玻璃纖維環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)

合材料制成的多層復(fù)合梁的振動(dòng)特性?探究了多層

復(fù)合材料梁的邊界條件和纖維方向?qū)逃蓄l率的敏

感性?Ｒａｔｈ 等[１２]

、王紹清等[１３]則探究了材料模量、層

合板尺寸對(duì)固有頻率的影響?研究發(fā)現(xiàn)層合板長(zhǎng)寬比

越大?固有頻率下降越明顯? 劉芹等[１４] 采用 ＡＮＳＹＳ

參數(shù)設(shè)計(jì)語(yǔ)言(ＡＰＤＬ)實(shí)現(xiàn)了復(fù)合材料薄壁圓柱殼

結(jié)構(gòu)在線性分布溫度場(chǎng)作用下的非線性熱振動(dòng)特性

分析?并計(jì)算了不同約束條件、不同鋪層方式和鋪層

數(shù)的復(fù)合材料薄壁圓柱殼在線性溫度場(chǎng)作用下的固

有頻率?

目前針對(duì)修理層合板的研究主要集中于穿透型

損傷?但是在實(shí)際損傷案例中?非穿透型損傷也占有

相當(dāng)高的比例?本文在前人的研究基礎(chǔ)上?利用有限

元和試驗(yàn)方法?研究了濕熱環(huán)境下不同挖補(bǔ)深度層

合板的振動(dòng)特性?

１ 數(shù)學(xué)模型

修理后層合板接頭處的母板和補(bǔ)片通過(guò)膠層連

接?這種膠接結(jié)構(gòu)改變了層合板的初始構(gòu)型?現(xiàn)根據(jù)

Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ 膠接模型(圖 １)?結(jié)合參考文獻(xiàn)[１５－１７]?

分別建立平衡方程式(１)、幾何方程式(２)和物理方

程式(３)?

圖 １ Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ 膠接接頭模型

Ｆｉｇ? １ Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ ｂｏｎｄｉｎｇ ｊｏｉｎｔ ｍｏｄｅｌ

ｔ

ｌｄ

?σｌ

?ｘ

－ ｄτａ

＝ ０

ｔ

ｐ ｄ

?σｐ

?ｘ

＋ ｄτａ

＝ ０

ì

?

í

?

??

?

?

(１)

ｅ１

＝

?ｕ１

?ｘ

ｅｐ

＝

?ｕｐ

?ｘ

γａ

＝

ｕ１

－ ｕｐ

ｔ

ａ

ì

?

í

?

?

?

?

?

?

?

?

(２)

Ｅ１

ｅ１

＝ σ１

Ｅ２

ｅ２

＝ σ２

ＧＡ γＡ

＝ τＡ

ì

?

í

?

?

?

?

(３)

式中:ｔ

ｌ、ｔ

ｐ和 ｔ

ａ為母板、補(bǔ)片和膠膜厚度?ｕ１ 、ｕｐ為母

板、補(bǔ)片的微小變形?ｄ 代表接頭寬度?ｅ１ 、ｅｐ 為 ｘ、ｙ

方向的正應(yīng)變?γａ代表剪切應(yīng)變?

１４ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

慣性力用 ｔ

ｌｄρ

?

２

ｕ

?ｔ

２ 表示?阻尼力用 ｄτＡ表示?將其

作為體積力的一部分代入式(１)可得到:

ｔ

ｌｗ

?σｌ

?ｘ

－ ｗτａ

＝ ｔ

ｌｗρｌ

?

２

ｕｌ

?ｔ

２

ｔ

ｐｗ

?σｐ

?ｘ

＋ｗτａ

＝ ｔ

ｐｗρｐ

?

２

ｕｐ

?ｔ

２

ì

?

í

?

??

?

??

(４)

為保證挖補(bǔ)效果?補(bǔ)片使用與母板相同的預(yù)浸

料?故其材料性能一致?可得:

ρｌ

＝ ρｐ

ｔ

ｌ

＝ ｔ

ｐ { (５)

式中:ρ 為層合板密度?

簡(jiǎn)化式(４)可以得到修理板彈性運(yùn)動(dòng)方程:

?σｌ

?ｘ

＋

?σｐ

?ｘ

－ ρ

?

２

ｕｐ

?ｔ

２

＋

?

２

ｕｌ

?ｔ

２

?

è

?

?

?

÷ ＝ ０ (６)

考慮力和位移的邊界條件?根據(jù) Ｄ’Ａｌｅｍｂｅｒｔ 原

理?結(jié)合加權(quán)余量法建立與式(６)等效的積分方程?

得到膠接修理層合板的動(dòng)力學(xué)基本方程:

Ｍｕ

??

(ｔ) ＋Ｃｕ

?

(ｔ) ＋Ｋｕ(ｔ) ＝ Ｑ(ｔ) (７)

式中:Ｍ 為挖補(bǔ)修理層合板質(zhì)量矩陣?Ｃ 為挖補(bǔ)修理

層合板阻尼矩陣?Ｋ 為挖補(bǔ)修理層合板剛度矩陣?

Ｑ(ｔ)為挖補(bǔ)修理層合板節(jié)點(diǎn)外載荷? ｕ

??

(ｔ)為挖補(bǔ)修

理層合板的加速度向量?ｕ

?

( ｔ)為挖補(bǔ)修理層合板的

速度向量?ｕ(ｔ)為挖補(bǔ)修理層合板的位移向量?

考慮濕熱載荷效應(yīng) ｑ( ｔ)的影響?可得到層合板

的運(yùn)動(dòng)平衡方程:

Ｍｕ

??

(ｔ) ＋ Ｋｕ(ｔ) ＝ ｑ(ｔ) (８)

結(jié)合 Ｌａｎｃｚｏｓ 法求解式(８) 可得到層合板振動(dòng)

特征方程:

Ｋ －ｗ

２

[

ｉ Ｍ] {φ}ｉ

＝[０] (９)

式中:ｗｉ為修理層合板第 ｉ 階固有頻率?{φ}ｉ為修理

層合板第 ｉ 階振型?

式(９)與參考文獻(xiàn)[１８]中無(wú)阻尼條件下復(fù)合材

料層合板的振動(dòng)控制方程相似?可以得出修理層合

板第 ｉ 階固有頻率與層合板剛度 Ｋ 呈正相關(guān)?與質(zhì)

量 Ｍ 呈負(fù)相關(guān)?

２ 試驗(yàn)研究

使用 Ｈａｎｓｏｒｔ Ｔ３００－２２０ 單向預(yù)浸料?采用模壓

工藝制成試樣?材料參數(shù)如表 １ 所示?模壓壓力為

０? ７ ＭＰａ?在(１３０±１０) ℃ 下保溫 ３０ ｍｉｎ? 試樣為邊

長(zhǎng)為 ２３０ ｍｍ?厚度為 ２ ｍｍ 的正方形層合板?其鋪層

為[４５ / －４５ / ０ / ９０]２Ｓ ? 挖補(bǔ)修理程序參考?Ｂ７８７ 結(jié)

構(gòu)修理手冊(cè)?

[１９] 和?復(fù)合材料結(jié)構(gòu)修理指南?

[２０] 進(jìn)

行?搭接長(zhǎng)度(ｐ)為 ９ ｍｍ?打磨試樣后使用丙酮擦拭

干凈?放在干燥箱中充分干燥?在打磨后的層合板與

補(bǔ)片之間放置一層環(huán)氧樹(shù)脂膠膜?其直徑與最大的

打磨直徑相同?使用熱補(bǔ)儀將補(bǔ)片固化在層合板上

(圖 ２)?將固化后表面多余樹(shù)脂打磨掉?再次使用丙

酮擦拭干凈?挖補(bǔ)后試樣如圖 ３ 所示?

表 １ 預(yù)浸料和膠膜的材料參數(shù)

Ｔａｂｌｅ １ Ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｐｒｅｐｒｅｇ ａｎｄ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｆｉｌｍ

材料名稱(chēng)

Ｅ１１

/ ＧＰａ

Ｅ２２

/ ＧＰａ

Ｅ３３

/ ＧＰａ

μ１２ μ１３ μ２３

Ｇ１２

/ ＧＰａ

Ｇ１３

/ ＧＰａ

Ｇ２３

/ ＧＰａ

ρ

/ (ｋｇ / ｍ

３

)

纖維體積

含量/ ％

預(yù)浸料 Ｈａｎｓｏｒｔ(Ｔ３００－２２０) １２８.８０ ８.４０ ８.４０ ０.３２ ０.３２ ０.４４ ４.４８ ４.４８ ２.９７ １ ５１７ ６５

膠膜 ＦＭ７３Ｍ １.０９ ０.３３ ０.４２ １ １０５ －

注:以上數(shù)據(jù)由材料供應(yīng)商提供?

圖 ２ 熱補(bǔ)儀固化補(bǔ)片

Ｆｉｇ? ２ Ｐａｔｃｈ ｃｕｒｉｎｇ ｂｙ ｈｏｔ ｂｏｎｄｅｒ

圖 ３ 階梯挖補(bǔ)修理層合板

Ｆｉｇ? ３ Ｓｔｅｐ－ｌａｐ ｒｅｐａｉｒ ｌａｍｉｎａｔｅｓ

２０２３ 年第 ９ 期 １５

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濕熱環(huán)境下不同挖補(bǔ)構(gòu)型層合板振動(dòng)特性分析

模態(tài)試驗(yàn)在三綜合實(shí)驗(yàn)箱中進(jìn)行?將試樣懸掛

于環(huán)境箱吊架上?模擬自由邊界條件?分別對(duì)修理板、

未修理的完整板進(jìn)行錘擊模態(tài)試驗(yàn)? 模態(tài)試驗(yàn)采用

東華模態(tài)測(cè)試系統(tǒng)(圖 ４)?使用力錘敲擊以激勵(lì)層

合板?使用數(shù)據(jù)采集儀對(duì)貼于層合板上的加速度傳

感器的信號(hào)與力錘信號(hào)進(jìn)行采集處理?采用三次敲

擊的平均值作為層合板的固有頻率?以減小誤差?

試驗(yàn)結(jié)果如表 ２ 所示?

圖 ４ 模態(tài)測(cè)試系統(tǒng)

Ｆｉｇ? ４ Ｍｏｄａｌ ｔｅｓｔ ｓｙｓｔｅｍ

表 ２ 修理層合板固有頻率試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比

Ｔａｂｌｅ ２ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｅｓｔ ｖａｌｕｅ ａｎｄ ＦＥＭ

ｏｆ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅ

組別

頻率/ Ｈｚ

ｆ

１

ｆ

２

ｆ

１

－ ｆ

２

/ ｆ

１

× １００％

誤差/ ％

完整板 １１２.５０ １１９.３７ ６.１１

單面修理 ８ 層

(ｐ ＝ ９)

１８１.２５ １７８.８２５ １ １.３４

注: ｆ

１為試驗(yàn)值? ｆ

２為仿真值?

３ 有限元仿真

使用 ＡＢＡＱＵＳ 建立不同挖補(bǔ)深度的層合板模

型?采用與試驗(yàn)相同的自由邊界條件? 計(jì)算得到層

合板的固有頻率?并與試驗(yàn)值對(duì)比?如表 ２ 所示? 其

中最大誤差為 ６? １１％?仿真值(ＦＥＭ)與試驗(yàn)值的誤

差較小?

在實(shí)際的損傷形式中?需要考慮的修理參數(shù)有

挖補(bǔ)層數(shù)、附加鋪層數(shù)和搭接長(zhǎng)度?根據(jù)不同修理參

數(shù)建立對(duì)應(yīng)的層合板有限元模型? 研究不同溫度和

含濕量情況下不同修理參數(shù)對(duì)層合板振動(dòng)特性的影

響?取挖補(bǔ)孔徑為 ４０ ｍｍ?挖補(bǔ)角度為 ５°?鋪層方式

為[４５ / －４５ / ０ / ９０]Ｓ ?補(bǔ)片鋪層方向與該層母板鋪層

方向相同? 單面挖補(bǔ)修理層合板剖面如圖 ５ 所示?

圖 ５ 非穿透型單面挖補(bǔ)修理層合板剖面圖

Ｆｉｇ? ５ Ｓｅｃｔｉｏｎａｌ ｖｉｅｗ ｏｆ ｓｉｎｇｌｅ－ｓｉｄｅ ｐａｔｃｈｉｎｇ ａｎｄ

ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅ

４ 結(jié)果分析

４? １ 濕熱環(huán)境對(duì)修理層合板振動(dòng)特性的影響

如圖 ６ 和圖 ７ 所示?當(dāng)吸濕量由 ０％ 升高至

０? ７５％時(shí)?不同挖補(bǔ)層數(shù)(ｎ)的修理層合板固有頻率

均呈下降趨勢(shì)? 當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)為 ８ 層時(shí)?單面挖補(bǔ)修

理層合板的固有頻率約下降 ４? ３６％?完整板的固有

頻率約下降 ０? ５％? 修理構(gòu)型層合板的下降幅度都

高于完整板下降幅度?約為完整板固有頻率下降幅

值的 ８ 倍?

圖 ６ 不同挖補(bǔ)深度構(gòu)型層合板固有頻率隨溫度變化對(duì)比

Ｆｉｇ? ６ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ

ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

圖 ７ 不同挖補(bǔ)深度構(gòu)型層合板固有頻率隨含濕量變化對(duì)比

Ｆｉｇ? ７ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ

ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈｓ ｗｉｔｈ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

１６ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

如圖 ６ 和圖 ７ 所示?當(dāng)溫度在 ２５~１００ ℃之間變

化時(shí)?層合板固有頻率表現(xiàn)出相似的變化特征? 當(dāng)

挖補(bǔ)層數(shù)為 ８ 層時(shí)?不含附加補(bǔ)片的單面挖補(bǔ)修理

層合板的固有頻率值在溫度由 ２５ ℃ 升高到 １００ ℃

后下降了 ４? ８７％?作為對(duì)照組的完整層合板在此溫

度區(qū)間內(nèi)的固有頻率下降約 ０? ８３％?修理板固有頻

率降幅約為完整板固有頻率下降幅值的 ６ 倍?

如圖 ６ 和圖 ７ 所示?含濕量對(duì)不同修理構(gòu)型層

合板振動(dòng)特性的影響與溫度對(duì)其造成的影響基本相

同? 同時(shí)?挖補(bǔ)修理導(dǎo)致層合板對(duì)溫度和含濕量更

加敏感?修理層合板的下降幅度都高于完整板的下

降幅度? 由于單面挖補(bǔ)構(gòu)型在厚度方向不是對(duì)稱(chēng)結(jié)

構(gòu)?見(jiàn)圖 ５?在濕熱效應(yīng)的影響下容易出現(xiàn)附加彎矩?

在振動(dòng)過(guò)程中易產(chǎn)生拉彎耦合并進(jìn)一步造成偏心載

荷?增大補(bǔ)片在振動(dòng)過(guò)程中承受的載荷? 在偏心載

荷的作用下?修理層合板的固有頻率下降更為明顯?

４? ２ 挖補(bǔ)深度對(duì)修理層合板振動(dòng)特性的影響

在復(fù)合材料階梯挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)中?材料母板的

挖補(bǔ)層數(shù)是一個(gè)非常重要的修理參數(shù)? 本節(jié)建立挖

補(bǔ)層數(shù)分別為 ０、２、４、６、８ 的挖補(bǔ)修理層合板有限元

模型?研究濕熱環(huán)境下挖補(bǔ)層數(shù)對(duì)層合板振動(dòng)特性

的影響? 隨著溫度和含濕量的升高?完整層合板和

不同挖補(bǔ)層數(shù)的修理構(gòu)型層合板一階固有頻率均呈

下降趨勢(shì)?具體下降數(shù)值如表 ３ 所示?

表 ３ 不同挖補(bǔ)深度層合板固有頻率

隨溫度、含濕量變化

Ｔａｂｌｅ ３ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ

ｄｅｐｔｈｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ｎ

(ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

－ｆ

(Ｔ＝ １００ ℃ ) ) /

ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

/ ％

(ｆ

(Ｃ＝ ０％)

－ｆ

(Ｃ＝ ０.７５％) ) /

ｆ

(Ｃ＝ ０％)

/ ％

０ ０.８３ ０.５０

２ ３.２５ ２.８７

４ ４.１０ ３.６４

６ ４.５６ ４.０８

８ ４.８７ ４.３６

注:ｎ 為挖補(bǔ)層數(shù)?

如圖 ８ 和圖 ９ 所示?不同含濕量情況下挖補(bǔ)層

數(shù)對(duì)固有頻率的影響規(guī)律與熱環(huán)境下的影響規(guī)律相

似?隨著挖補(bǔ)層數(shù)的增加?層合板固有頻率的降幅逐

漸變大?挖補(bǔ)質(zhì)量下降? 同時(shí)?隨著挖補(bǔ)層數(shù)的增加?

固有頻率降幅逐漸降低? 由圖 ８ 和圖 ９ 可知?隨著

挖補(bǔ)層數(shù)的增加?層合板的一階固有頻率值增加?當(dāng)

挖補(bǔ)層數(shù)在 ２ ~ ６ 層之間變化時(shí)?曲線斜率較大?固

有頻率變化幅度較大?當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)在 ０ ~ ２ 層和 ６ ~ ８

層之間變化時(shí)?曲線斜率較小?頻率增幅較小?

圖 ８ 不同溫度下修理層合板固有頻率隨挖補(bǔ)深度變化

Ｆｉｇ? ８ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｌａｍｉｎａｔｅｓ

ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈ

圖 ９ 不同含濕量下修理層合板固有頻率隨挖補(bǔ)深度變化

Ｆｉｇ? ９ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｌａｍｉｎａｔｅｓ

ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈ

這是由于當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)在 ０ ~ ２ 層之間變化時(shí)?挖

補(bǔ)區(qū)域補(bǔ)片和膠膜的出現(xiàn)使完整板的原始本構(gòu)關(guān)系

開(kāi)始發(fā)生改變?此時(shí)挖補(bǔ)層數(shù)較少?不易造成額外的

彎矩?產(chǎn)生的偏心載荷也較小?所以固有頻率變化較

小?曲線斜率較低? 當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)在 ２ ~ ６ 層之間變化

時(shí)?隨著挖補(bǔ)層數(shù)逐漸增多?母板剛度變化較大?而

膠層和補(bǔ)片能夠提供的剛度又相對(duì)較小?補(bǔ)片層數(shù)

增加帶來(lái)的偏心載荷增大明顯?所以固有頻率變化

較大?曲線斜率較大? 當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)在 ６ ~ ８ 層之間變

化時(shí)?母板只剩最后兩層?原始的傳力結(jié)構(gòu)剩余較

少?對(duì)固有頻率的影響較小?補(bǔ)片所帶來(lái)的偏心載荷

占主要影響因素?所以固有頻率變化較小?曲線的斜

率較小?

４? ３ 附加鋪層對(duì)修理層合板振動(dòng)特性的影響

在階梯挖補(bǔ)修理工程中?在層合板表面增加附加

補(bǔ)片十分常見(jiàn)?增加附加補(bǔ)片有兩個(gè)主要優(yōu)點(diǎn):①減

小維修后層合板的應(yīng)力集中區(qū)域?從而使維修區(qū)域

的抗剝離性能得到提升?②可以有效阻止補(bǔ)片與母

板連接邊緣處裂紋的形成[２１]

? 本節(jié)選擇挖補(bǔ)層數(shù)

為 ８ 層的穿透型損傷層合板?挖補(bǔ)孔徑為 ４０ ｍｍ?挖

２０２３ 年第 ９ 期 １７

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濕熱環(huán)境下不同挖補(bǔ)構(gòu)型層合板振動(dòng)特性分析

補(bǔ)角度為 ５°?以單面挖補(bǔ)修理構(gòu)型對(duì)層合板進(jìn)行挖

補(bǔ)?探究無(wú)附加補(bǔ)片、單層附加補(bǔ)片(鋪層為[ －４５])

和雙層附加補(bǔ)片(鋪層為[ －４５ / ４５])階梯挖補(bǔ)修理

層合板的固有頻率值隨溫度和含濕量的變化趨勢(shì)?

圖 １０ 和圖 １１ 所示為不同熱環(huán)境和含濕量下附

加補(bǔ)片對(duì)不同修理構(gòu)型階梯挖補(bǔ)修理層合板固有頻

率的影響? 在同一溫度和含濕量情況下?一層附加

補(bǔ)片可以小幅提高挖補(bǔ)修理層合板的固有頻率值?

而含一層附加補(bǔ)片的層合板與含兩層附加補(bǔ)片的層

合板固有頻率差值較小?具體變化數(shù)值如表 ４ 所示?

圖 １０ 不同附加鋪層構(gòu)型層合板固有頻率隨溫度變化

Ｆｉｇ? １０ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｙｅｒｓ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

圖 １１ 不同附加鋪層構(gòu)型層合板固有頻率隨含濕量變化

Ｆｉｇ? １１ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ

ｌａｙｅｒｓ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

表 ４ 不同附加鋪層數(shù)層合板固有頻率

隨溫度、含濕量變化

Ｔａｂｌｅ ４ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ

ｌａｙｅｒｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ｍ

(ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

－ｆ

(Ｔ＝ １００ ℃ ) ) /

ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

/ ％

(ｆ

(Ｃ＝ ０％)

－ｆ

(Ｃ＝ ０.７５％) ) /

ｆ

(Ｃ＝ ０％)

/ ％

０ ４.８７ ４.３６

１ ４.８１ ４.３０

２ ４.７４ ４.２４

注:ｍ 為附加鋪層數(shù)?

由式(９)可知?相較于附加鋪層增加的質(zhì)量?附

加補(bǔ)片增加的剛度占主導(dǎo)因素?導(dǎo)致修理層合板固

有頻率增加? 且在挖補(bǔ)修理區(qū)域引入附加補(bǔ)片可以

降低該區(qū)域的變形量并提高抵抗?jié)駸嶙冃文芰?從

而降低了熱效應(yīng)對(duì)挖補(bǔ)修理層合板固有頻率的影

響[１８]

? 綜上所述?附加補(bǔ)片可以提升挖補(bǔ)修理質(zhì)量?

降低濕熱環(huán)境因素對(duì)挖補(bǔ)層合板固有頻率造成的影

響?如果挖補(bǔ)區(qū)域?qū)鈩?dòng)平滑性能和質(zhì)量增加不敏

感?兩層附加補(bǔ)片效果優(yōu)于一層附加補(bǔ)片效果?

４? ４ 搭接長(zhǎng)度對(duì)修理層合板振動(dòng)特性的影響

在單層厚度不變時(shí)?搭接長(zhǎng)度決定了挖補(bǔ)角度?

同時(shí)決定了膠層上正應(yīng)力與剪切應(yīng)力的分配?直接

影響著修理結(jié)構(gòu)的傳力形式和穩(wěn)定性? 對(duì)于不同的

搭接長(zhǎng)度通常存在一個(gè)閾值?低于該閾值的失效形

式常為纖維斷裂和基體破壞?高于該值的失效形式

常為膠層脫黏[２２－２３]

?較高的搭接長(zhǎng)度能夠降低應(yīng)力

集中現(xiàn)象?更好地抵抗裂紋的生成[２４]

? 本節(jié)選擇單

層厚度為 ０? １２５ ｍｍ 的層合板?挖補(bǔ)孔徑為 ４０ ｍｍ?

搭接長(zhǎng)度為 １? ５ ｍｍ、３ ｍｍ、６ ｍｍ、９ ｍｍ?以單面挖補(bǔ)

修理構(gòu)型層合板為研究對(duì)象?探究不同挖補(bǔ)層數(shù)階

梯挖補(bǔ)修理層合板的固有頻率值隨溫度和含濕量的

變化趨勢(shì)?具體變化數(shù)值如表 ５ 所示?

表 ５ 搭接長(zhǎng)度和挖補(bǔ)層數(shù)對(duì)固有頻率影響

隨溫度、含濕量變化

Ｔａｂｌｅ ５ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒ

ｏｆ ｐａｔｃｈｉｎｇ ｌａｙｅｒｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ｎ ｐ / ｍｍ

(ｆ

(Ｔ＝２５ ℃)

－ｆ

(Ｔ＝１００ ℃) ) /

ｆ

(Ｔ＝２５ ℃)

/ ％

(ｆ

(Ｃ＝０％)

－ｆ

(Ｃ＝０.７５％) ) /

ｆ

(Ｃ＝０％)

/ ％

２

１.５ ２.５２ １.６１

３ ２.５１ ２.５２

６ ２.５６ ２.５６

９ ２.６７ ２.７０

４

１.５ ３.０１ ３.０７

３ ２.７９ ２.８６

６ ３.１１ ３.１９

９ ３.２５ ２.０８

６

１.５ ３.３２ ３.４０

３ ３.３６ ３.４６

６ ３.５３ ３.６５

９ ３.６８ ３.８４

８

１.５ ３.７０ ３.７８

３ ３.７３ ３.６４

６ ４.０４ ３.９６

９ ４.７８ ４.５９

注:ｐ 為搭接長(zhǎng)度?

１８ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

圖 １２ 所示為修理層合板固有頻率隨挖補(bǔ)層數(shù)

和搭接長(zhǎng)度的變化曲面圖?隨著挖補(bǔ)層數(shù)的增加?固

有頻率呈上升趨勢(shì)? 當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)較少時(shí)?搭接長(zhǎng)度對(duì)

固有頻率的影響較小? 當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)在 ２ ~ ６ 層之間變

化時(shí)?固有頻率隨搭接長(zhǎng)度和挖補(bǔ)層數(shù)變化曲面較

為平滑? 當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)達(dá)到 ８ 層?搭接長(zhǎng)度為 ２ ~ ４ ｍｍ

時(shí)?固有頻率隨著搭接長(zhǎng)度的增加而減小?搭接長(zhǎng)度

為 ４~６ ｍｍ 時(shí)?固有頻率隨著搭接長(zhǎng)度的增加而增加?

搭接長(zhǎng)度為 ６~８ ｍｍ 時(shí)?固有頻率基本不變? 當(dāng)挖補(bǔ)

層數(shù)為 ８ 層時(shí)?搭接長(zhǎng)度為 ４ ｍｍ 的修理構(gòu)型層合板

固有頻率最低? 這是由于在挖補(bǔ)層數(shù)較少時(shí)?母板剩

余層數(shù)較多?補(bǔ)片所產(chǎn)生的偏心載荷和附加彎矩較小?

挖補(bǔ)帶來(lái)的性能下降較小?而當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)增加到 ８ 層

時(shí)?母板被完全挖穿?修理區(qū)域的母板已經(jīng)不能繼續(xù)

承載?補(bǔ)片產(chǎn)生的偏心載荷和附加彎矩較大?修理質(zhì)

量下降?此時(shí)固有頻率受到搭接長(zhǎng)度的影響更為明顯?

圖 １２ 搭接長(zhǎng)度和挖補(bǔ)層數(shù)對(duì)固有頻率影響

Ｆｉｇ? １２ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ

ｐａｔｃｈｉｎｇ ｌａｙｅｒｓ ｏｎ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ

如圖 １３ 和圖 １４ 所示?溫度和含濕量對(duì)固有頻

率的影響呈現(xiàn)出相似的影響規(guī)律?隨著溫度和含濕

量的增加?修理層合板固有頻率呈下降趨勢(shì)? 同時(shí)?

挖補(bǔ)層數(shù)越多的層合板越容易受溫度和含濕量的影

響?固有頻率隨著挖補(bǔ)層數(shù)的增加而增加?但當(dāng)挖補(bǔ)

層數(shù)由 ６ 層增加到 ８ 層時(shí)?固有頻率沒(méi)有繼續(xù)增加?

圖 １３ 溫度和搭接長(zhǎng)度對(duì)固有頻率影響

Ｆｉｇ? １３ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ

ｏｎ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ

圖 １４ 含濕量和搭接長(zhǎng)度對(duì)固有頻率影響

Ｆｉｇ? １４ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ａｎｄ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ

ｏｎ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ

由式(９)可知?挖補(bǔ)層數(shù)達(dá)到 ８ 層時(shí)?母板已被

完全挖穿?相較于非穿透損傷的修理?此時(shí)的層合板

母板損傷部位已經(jīng)沒(méi)有剩余部分可用于傳力?只能

依靠補(bǔ)片和非挖補(bǔ)區(qū)域進(jìn)行傳力?所以穿透型修理

層合板的剛度下降明顯?挖補(bǔ)產(chǎn)生的偏心載荷和附

加彎矩作用明顯?并且挖補(bǔ)層數(shù)為 ８ 層時(shí)的固有頻

率隨溫度和搭接長(zhǎng)度變化的曲面更為波折?可知穿

透型修理層合板固有頻率受搭接長(zhǎng)度變化影響更為

明顯? 在高溫(Ｔ ＝ １００ ℃ )干態(tài)環(huán)境下?當(dāng)搭接長(zhǎng)度

在 １? ５~９ ｍｍ 之間變化時(shí)?搭接長(zhǎng)度為 ４ ｍｍ 的修理

構(gòu)型層合板固有頻率更低?但是較高的含濕量對(duì)穿

透型修理層合板的影響相對(duì)較小?

５ 結(jié) 論

通過(guò)對(duì) Ｔ３００－２２０ 碳纖維/ 環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合材料層

合板進(jìn)行有限元計(jì)算及試驗(yàn)驗(yàn)證?分析了挖補(bǔ)層數(shù)、

附加鋪層數(shù)和搭接長(zhǎng)度對(duì)振動(dòng)特性的影響?得到以

下結(jié)論:

(１)在濕熱效應(yīng)的影響下?固有頻率增幅隨挖

補(bǔ)層數(shù)的增加而減少?挖補(bǔ)層數(shù)越多?溫度和含濕量

對(duì)層合板振動(dòng)特性的影響越大?當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)在 ０ ~ ２

層和 ６~８ 層之間變化時(shí)?固有頻率變化幅度較小?

當(dāng)挖補(bǔ)層數(shù)在 ２~６ 層之間變化時(shí)?固有頻率變化幅

度較大?

(２)相較于附加鋪層增加的質(zhì)量?其增加的剛

度占主導(dǎo)因素?兩種因素同時(shí)作用導(dǎo)致修理層合板

固有頻率增加?附加補(bǔ)片可以優(yōu)化挖補(bǔ)效果?且兩層

附加補(bǔ)片的效果優(yōu)于一層附加補(bǔ)片的效果?

(３)在不同的溫度和含濕量情況下?非穿透修

理構(gòu)型的層合板固有頻率隨搭接長(zhǎng)度增加而減小?

對(duì)于穿透修理構(gòu)型層合板?其固有頻率更易受到溫

度、含濕量和搭接長(zhǎng)度影響?在高溫干態(tài)環(huán)境( Ｔ ＝

２０２３ 年第 ９ 期 １９

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濕熱環(huán)境下不同挖補(bǔ)構(gòu)型層合板振動(dòng)特性分析

１００ ℃ 、Ｃ ＝ ０％)下?當(dāng)搭接長(zhǎng)度在 １? ５ ~ ９ ｍｍ 之間

變化時(shí)?搭接長(zhǎng)度為 ４ ｍｍ 的穿透修理構(gòu)型層合板

固有頻率最低?

參考文獻(xiàn)

[１] 寧莉? 楊紹昌? 冷悅? 等. 先進(jìn)復(fù)合材料在飛機(jī)上的應(yīng)用及其制

造技術(shù)發(fā)展概述[Ｊ]. 玻璃鋼/ 復(fù)合材料? ２０２０(５): １２３－１２８.

[２] ＺＨＯＵ Ｗ? ＪＩ Ｘ? ＹＡＮＧ Ｓ? ｅｔ ａｌ. Ｒｅｖｉｅｗ ｏｎ ｔｈｅ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｉｍ￣

ｐｒｏｖｅｍｅｎｔｓ ａｎｄ ｎｏｎ－ｄｅｓｔｒｕｃｔｉｖｅ ｔｅｓｔｉｎｇ ｏｆ ｐａｔｃｈｅｓ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０２１? ２６３: １１３６５９.

[３] 中國(guó)民用航空局. 運(yùn)輸類(lèi)飛機(jī)適航標(biāo)準(zhǔn): ＣＣＡＲ－２５－Ｒ４[ Ｓ]. 北

京: 中國(guó)民航出版社? ２０１６.

[ ４] 蔣寶坤? 張渲鈴? 李映輝. 濕熱環(huán)境對(duì)旋轉(zhuǎn)復(fù)合材料梁擺振特性

的影響[Ｊ]. 復(fù)合材料學(xué)報(bào)? ２０１５? ３２(２): ５７９－５８５.

[５] 韓坤華. 復(fù)合材料膠接修理的濕—熱—力耦合瞬時(shí)響應(yīng)分析方

法[Ｄ]. 上海: 上海交通大學(xué)? ２０１３.

[６] 楊杰? 彭建設(shè). 面內(nèi)荷載作用下混合型邊界約束復(fù)合材料層合

板的振動(dòng)特性[Ｊ]. 強(qiáng)度與環(huán)境? ２００１(１): ２６－３１.

[７] 趙天? 楊智春? 田瑋? 等. 濕熱環(huán)境下復(fù)合材料層合板振動(dòng)與聲

輻射特性分析[Ｊ]. 航空學(xué)報(bào)? ２０１７? ３８(１０): １４４－１５４.

[８] ＳＡＬＥＨＩ－ＫＨＯＪＩＮ Ａ? ＺＨＡＭＵ Ａ? ＺＨＯＮＧ Ｗ Ｈ? ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ

ｐａｔｃｈ ｌａｙｅｒ ａｎｄ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｎ ｆａｔｉｇｕｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ａｌｕ￣

ｍｉｎｕｍ ｐｌａｔｅ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｗｉｔｈ ａ ｂｏｒｏｎ / ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｔｃｈ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ

ｏｆ Ａｄｈｅｓｉｏｎ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ? ２００６? ２０(２－３): １０７－１２３.

[９] 方尚慶. 復(fù)合材料層壓板修理后動(dòng)力學(xué)特性和穩(wěn)定性影響研究

[Ｄ]. 上海: 上海交通大學(xué)? ２０１２.

[１０] ＫＡＬＬＡＮＮＡＶＡＲ Ｖ? ＫＡＴＴＩＭＡＮＩ Ｓ? ＲＡＭＥＳＨ Ｈ. Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｅｍ￣

ｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｏｎ ｆｒｅｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｓｋｅｗ ｌａｍｉｎａｔｅｄ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌｓ ｗｉｔｈ ＣＮＴＲＣ ｃｏｒｅ[Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ

ｏｆ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ａｎｄ Ｄｙｎａｍｉｃｓ? ２０２２? ２２(８): ３７－６４.

[１１] ＤＥＳＡＩ Ｓ? ＭＥＨＴＡ Ｖ. Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｓｔａｃｋｉｎｇ ｓｅｑｕｅｎｃｅｓ ａｎｄ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ

ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｏｎ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｍｕｌｔｉｌａｙｅｒ ｇｌａｓｓ ｅｐｏｘｙ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ[Ｊ]. ＩＯＰ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ Ｓｅｒｉｅｓ: Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉ￣

ｎｅｅｒｉｎｇ? ２０２２? １３(４): ２４－３３.

[１２] ＲＡＴＨ Ｍ Ｋ? ＳＡＨＵ Ｓ Ｋ. Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｏｆ ｗｏｖｅｎ ｆｉｂｅｒ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｐｌａｔｅｓ ｉｎ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ

ａｎｄ Ｃｏｎｔｒｏｌ? ２０１２? １８(１３): １９５７－１９７０.

[１３] 王紹清? 劉鵬? 梁森. 復(fù)合材料層合板動(dòng)力學(xué)性能及影響參數(shù)

的研究[Ｊ]. 玻璃鋼/ 復(fù)合材料? ２０１８(１２): ３６－４０.

[１４] 劉芹? 任建亭? 姜節(jié)勝? 等. 復(fù)合材料薄壁圓柱殼熱振動(dòng)特性

分析[Ｊ]. 機(jī)械強(qiáng)度? ２００６(５): ６４３－６４８.

[１５] ＤＵＯＮＧ Ｃ Ｎ? ＷＡＮＧ Ｃ Ｈ. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｅｐａｉｒ: Ｔｈｅｏｒｙ ａｎｄ ｄｅｓｉｇｎ

[Ｍ]. Ａｍｓｔｅｒｄａｍ: Ｅｌｓｅｖｉｅｒ? ２０１０: １７－２８.

[１６] 郭凱特? 謝宗蕻? 李想? 等. 復(fù)合材料雙面貼補(bǔ)修理拉伸解析

分析模型及試驗(yàn)驗(yàn)證[Ｊ]. 復(fù)合材料學(xué)報(bào)? ２０１７? ３４(１０): ２１９４－

２２０４.

[１７] ＡＤＡＭＳ Ｒ Ｄ? ＡＴＫＩＮＳ Ｒ Ｗ? ＨＡＲＲＩＳ Ｊ Ａ? ｅｔ ａｌ. Ｓｔｒｅｓｓ ａｎａｌｙｓｉｓ

ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｌａｓｔｉｃｓ/ ｓｔｅｅｌ ｄｏｕｂｌｅ－

ｌａｐ ｊｏｉｎｔ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｄｈｅｓｉｏｎ? １９８６? ２０(１): ２９－５３.

[１８] 賈寶惠? 單金洋? 盧翔? 等. 含穿透型損傷層合板修理構(gòu)型的

濕熱振動(dòng)特性[Ｊ]. 航空學(xué)報(bào)? ２０２２? ４３(６): ４２５－４３７.

[１９] Ｂｏｅｉｎｇ Ｂ７８７ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ Ｒｅｐａｉｒ Ｍａｎｕａｌ[Ｓ]. Ｃｈｉｃａｇｏ: Ｕｎｉｔｅｄ Ｓｔａｔｅｓ

ｏｆ ｔｈｅ Ｂｏｅｉｎｇ Ｃｏｍｐａｎｙ? ２０１７.

[２０] 陳紹杰. 復(fù)合材料結(jié)構(gòu)修理指南[Ｍ]. 北京: 航空工業(yè)出版社?

２００１: ６７－７１.

[２１] ＫＵＡＭＲ Ｓ Ｂ? ＳＩＶＡＳＨＡＮＫＥＲ Ｓ? ＢＡＧ Ａ? ｅｔ ａｌ. Ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ａｅｒｏ￣

ｓｐａｃｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｃａｒｆ－ｊｏｉｎｔｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｕｎｉａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ[ Ｊ].

Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ａ? ２００５? ４１２(１－２): １１７－１２２.

[２２] ＫＵＡＭＲ Ｓ Ｂ? ＳＲＩＤＨＡＲ Ｉ? ＳＩＶＡＳＨＡＮＫＥＲ Ｓ? ｅｔ ａｌ. Ｔｅｎｓｉｌｅ ｆａｉｌ￣

ｕｒｅ ｏｆ ａｄｈｅｓｉｖｅｌｙ ｂｏｎｄｅｄ ＣＦＲＰ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｃａｒｆ ｊｏｉｎｔｓ[Ｊ]. Ｍａｔｅｒｉａｌｓ

Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂ? ２００６? １３２(１ / ２): １１３－１２０.

[２３] ＢＥＮＤＥＭＲＡ Ｈ? ＣＯＭＰＳＴＯＮ Ｐ? ＣＲＯＴＨＥＲＳ Ｐ Ｊ. Ｏｐｔｉｍｉｓａｔｉｏｎ

ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｔａｐｅｒｅｄ ｓｃａｒｆ ａｎｄ ｓｔｅｐｐｅｄ －ｌａｐ ｊｏｉｎｔｓ ｉｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｅｐａｉｒ

ｐａｔｃｈｅｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０１５? １３０(１０): １－８.

[２４] 張剛. 濕熱環(huán)境下復(fù)合材料膠接修理振動(dòng)特性分析[Ｄ]. 天津:

中國(guó)民航大學(xué)? ２０１９.

(上接第 １２ 頁(yè))

[ ７] ＫＷＯＮ ＳＨ? ＬＥＥ Ｃ Ｊ? ＣＨＯＩ Ｈ Ｊ? ｅｔ ａｌ. Ｖｉｓｃｏｅｌａｓｔｉｃ ａｎｄ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ

ｂｅｈａｖｉｏｒｓ ｏｆ ｍａｇｎｅｔｏ－ｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｃａｒｂｏｎｙｌ ｉｒｏｎ / ｎａｔｕｒａｌ ｒｕｂｂｅｒ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅｓ ｗｉｔｈ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｉｒｏｎ ｏｘｉｄｅ ｎａｎｏｐａｒｔｉｃｌｅ [ Ｊ]. Ｓｍａｒｔ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ

ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０１９? ２８(４): ０４５０１２.

[８] ＳＰＡＧＧＩＡＲＩ Ａ? ＢＥＬＬＥＬＬＩ Ａ. Ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒｓ ｃｈａｒ￣

ａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ ｕｎｄｅｒ ｓｈｅａｒ ｌｏａｄｉｎｇ ｕｐ ｔｏ ｆａｉｌｕｒｅ: Ａ ｍａｇｎｅｔｏ －

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｍｕｌｔｉｖａｒｉａｔｅ ａｎａｌｙｓｉｓ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｉｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔ Ｍａｔｅｒｉａｌ

Ｓｙｓｔｅｍｓ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０２１? ３２(９): ９４３－９５４.

[９] ＪＵ Ｂ Ｘ? ＷＡＮＧ Ｘ Ｌ. Ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ－ｄｅｐｅｎｄｅｎｔ ｉｎｄｕｃｔａｎｃｅ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

ｂａｓｅｄ ｏｎ ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｅｎｔｒａｌ Ｓｏｕｔｈ

Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ? ２０２２? ２９(４): １０７５－１０８４.

[１０] 陳碩文. 基于復(fù)合橡膠基磁流變彈性體的性能及應(yīng)用研究[Ｄ].

西安: 長(zhǎng)安大學(xué)? ２０２１.

[１１] 周穎? 劉曉芳? 汪盟. 不同耗能特征的黏彈性阻尼器性能對(duì)比

試驗(yàn)研究[Ｊ]. 工程力學(xué)? ２０２１? ３８(Ｓ１): １６７－１７７.

[１２] ＺＨＯＵ Ｙ? ＳＨＩ Ｆ? ＯＺＢＵＬＵＴ Ｏ Ｅ? ｅｔ ａｌ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ

ａｎｄ ａｎａｌｙｔｉｃａｌ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｏｆ ａ ｌａｒｇｅ－ｃａｐａｃｉｔｙ ｈｉｇｈ－ｄａｍｐｉｎｇ ｒｕｂｂｅｒ ｄａｍｐｅｒ

[Ｊ]. Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｃｏｎｔｒｏｌ ＆ Ｈｅａｌｔｈ Ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ? ２０１８? ２５(６): ｅ２１８３.

[１３] 章紅梅? 胡帆? 段元鋒. Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型參數(shù)識(shí)別的非線性自適

應(yīng)遺傳算法和試驗(yàn)驗(yàn)證[Ｊ]. 工程力學(xué)? ２０２２? ３９(６): １９１－２０１.

[１４] 郝榮彪? 趙寶生? 黨賀? 等. 基于改進(jìn) Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型的磁流變

阻尼器建模及驗(yàn)證[Ｊ]. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報(bào)? ２０２１? ３８(４): １５７４－１５７９.

[１５] 楊永剛? 丁有闖. 磁流變阻尼器 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型參數(shù)辨識(shí)研究

[Ｊ]. 中國(guó)民航大學(xué)學(xué)報(bào)? ２０２１? ３９(１): ２３－２７.

２０ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００３

酚酞型聚芳醚酮與硅烷偶聯(lián)劑協(xié)同改性 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料

趙 樂(lè)１

? 陳正國(guó)２

? 楊 青２

? 刁春霞２

? 陸承志１

?

王少飛１

? 劉 勇１?３

? 張 輝１?３?

(１? 東華大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院 纖維材料改性國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室? 上海 ２０１６２０?

２? 上海碳纖維復(fù)合材料創(chuàng)新研究院有限公司? 上海 ２０１５１２?

３? 東華大學(xué) 上海市高性能纖維復(fù)合材料省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心? 上海 ２０１６２０)

摘要: 本文使用不同濃度的 ＫＨ５７０ 溶液和 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次對(duì)碳纖維進(jìn)行改性處理?并通過(guò)模壓成型制備了

ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料?使用 Ｘ 射線光電子能譜儀(ＸＰＳ)、掃描電子顯微鏡( ＳＥＭ)、Ｘ 射線衍射儀(ＸＲＤ)、萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)等手段

表征改性后的 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料? 結(jié)果表明?使用 ２ｗｔ％的 ＫＨ５７０ 溶液和 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理碳纖維后?復(fù)合材料

的界面性能和彎曲性能大幅提升?相較于未經(jīng)改性處理的 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料?其彎曲強(qiáng)度由 ７０９ ＭＰａ 提高至 ９５３ ＭＰａ?提升約

３４? ４％?ＩＬＳＳ 則由 ２３? ８ ＭＰａ 提高至 ５３? ３ ＭＰａ?提升約 １２３? ９％?

關(guān)鍵詞: ＰＥＫ－Ｃ? ＫＨ５７０? 界面性能? ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料

中圖分類(lèi)號(hào): ＴＢ３３２ 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: Ａ 文章編號(hào): ２０９６－８０００(２０２３)０９－００２１－０８

Ｓｙｎｅｒｇｉｓｔｉｃ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｙ ｐｈｅｎｏｌｐｈｔｈａｌｅｉｎ－ｔｙｐｅ ｐｏｌｙａｒｙｌｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅ

ａｎｄ ｓｉｌａｎｅ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ａｇｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｌｅ

１

? ＣＨＥＮ Ｚｈｅｎｇｇｕｏ

２

? ＹＡＮＧ Ｑｉｎｇ

２

? ＤＩＡＯ Ｃｈｕｎｘｉａ

２

? ＬＵ Ｃｈｅｎｇｚｈｉ

１

?

ＷＡＮＧ Ｓｈａｏｆｅｉ

１

? ＬＩＵ Ｙｏｎｇ

１?３

? ＺＨＡＮＧ Ｈｕｉ

１?３?

(１? Ｓｔａｔｅ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｆｏｒ Ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｆｉｂｅｒｓ ａｎｄ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ?

Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? Ｄｏｎｇｈｕａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ? Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１６２０? Ｃｈｉｎａ?

２? Ｓｈａｎｇｈａｉ Ｃａｒｂｏｎ Ｆｉｂｅｒ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｉｎｎｏｖａｔｉｏｎ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ Ｃｏ.? Ｌｔｄ.? Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１５１２? Ｃｈｉｎａ?

３? Ｓｈａｎｇｈａｉ Ｈｉｇｈ Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ Ｆｉｂｅｒｓ ａｎｄ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｃｅｎｔｅｒ(Ｐｒｏｖｉｎｃｅ－Ｍｉｎｉｓｔｒｙ Ｊｏｉｎｔ)?

Ｄｏｎｇｈｕａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ? Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１６２０? Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ? ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ ｏｆ ＫＨ５７０ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ａｎｄ ０? ５ｗｔ％ ＰＥＫ－Ｃ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ

ｍｏｄｉｆｙ ＣＦ ｉｎ ｔｕｒｎ? ａｎｄ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｗｅｒｅ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｍｏｌｄｉｎｇ. Ｔｈｅ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｗｅｒｅ

ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚｅｄ ｂｙ ｍｅａｎｓ ｏｆ Ｘ－ｒａｙ ｐｈｏｔｏｅｌｅｃｔｒｏｎ ｓｐｅｃｔｒｏｓｃｏｐｙ (ＸＰＳ)? ｓｃａｎｎｉｎｇ ｅｌｅｃｔｒｏｎ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ (ＳＥＭ)? Ｘ－ｒａｙ

ｄｉｆｆｒａｃｔｏｍｅｔｅｒ (ＸＲＤ)? ａｎｄ ｕｎｉｖｅｒｓａｌ ｍａｔｅｒｉａｌ ｔｅｓｔｉｎｇ ｍａｃｈｉｎｅ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ａｆｔｅｒ ｓｅｑｕｅｎｔｉａｌｌｙ ｔｒｅａｔｉｎｇ ＣＦ

ｗｉｔｈ ２ｗｔ％ ＫＨ５７０ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ａｎｄ ０? ５ｗｔ％ ＰＥＫ－Ｃ ｓｏｌｕｔｉｏｎ? ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｂｅｎｄｉｎｇ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ａｒｅ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅｄ. Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｕｎｍｏｄｉｆｉｅｄ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ? ｉｔｓ ｂｅｎｄｉｎｇ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｎ￣

ｃｒｅａｓｅｄ ｆｒｏｍ ７０９ ＭＰａ ｔｏ ９５３ ＭＰａ? ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ａｂｏｕｔ ３４? ４％? ａｎｄ ｔｈｅ ＩＬＳＳ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｆｒｏｍ ２３? ８ ＭＰａ ｔｏ ５３? ３

ＭＰａ? ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ａｂｏｕｔ １２３? ９％.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＰＥＫ－Ｃ? ＫＨ５７０? ｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ? ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

收稿日期: ２０２２－０８－０８

基金項(xiàng)目: 上海市科學(xué)技術(shù)委員會(huì) (１９ＤＺ１１００８００)? 寧波市 “科技創(chuàng)新 ２０２５” 重大專(zhuān)項(xiàng) (２０１９Ｂ１０１０６)? 松江區(qū)科學(xué)技術(shù)攻關(guān)項(xiàng)目

(２０ＳＪＫＪＧＧ１０Ｃ)

作者簡(jiǎn)介: 趙樂(lè) (１９９６—)? 男? 碩士研究生? 主要從事碳纖維復(fù)合材料方面的研究?

通訊作者: 張輝 (１９８４—)? 男? 博士? 副研究員? 主要從事高性能纖維與復(fù)合材料方面的研究? ｚｈａｎｇｈｕｉ＠ｄｈｕ? ｅｄｕ? ｃｎ?

１ 前 言

碳纖維增強(qiáng)熱塑性樹(shù)脂基復(fù)合材料(ＣＦＲＴＰ)

具有輕質(zhì)高強(qiáng)、成型周期短和可回收再利用等優(yōu)勢(shì)?

近年來(lái)逐漸成為新一代高性能復(fù)合材料的研究熱

點(diǎn)[１－３]

? 其中?碳纖維增強(qiáng)聚苯硫醚(ＣＦ / ＰＰＳ)復(fù)合

材料憑借其優(yōu)異的力學(xué)性能、突出的熱穩(wěn)定性和良

好的環(huán)境耐候性在民用航空復(fù)合材料領(lǐng)域具有廣闊

的應(yīng)用前景[４]

? 然而?由于碳纖維表面惰性極大?聚

２０２３ 年第 ９ 期 ２１

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酚酞型聚芳醚酮與硅烷偶聯(lián)劑協(xié)同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料

苯硫醚對(duì)碳纖維的浸潤(rùn)效果不佳?導(dǎo)致 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)

合材料的界面性能較差[５－６]

?使其無(wú)法應(yīng)用于民航

客機(jī)中的主承力結(jié)構(gòu)? 因此?如何通過(guò)對(duì)碳纖維進(jìn)

行表面改性來(lái)提高 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的界面性能是

發(fā)展 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料亟待解決的問(wèn)題?

目前?常用的碳纖維表面改性方式包括偶聯(lián)劑

處理、液相氧化、高能束輻照處理、等離子體處理、化

學(xué)氣相沉積和上漿劑處理等[７]

? Ｈｕ 等[８] 分別使用

三種甲基丙烯酸型硅烷偶聯(lián)劑(ＡＴＳ、ＧＴＳ、ＭＴＳ) 對(duì)

碳纖維進(jìn)行表面處理并制備了 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料?

研究結(jié)果表明?ＭＴＳ 處理后的 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的

層間剪切強(qiáng)度最優(yōu)?達(dá)到 ８２? ４ ＭＰａ?較未處理樣品

的層間剪切強(qiáng)度提升 ２１? ７％? Ｚｈａｏ 等[９] 使用體積

分?jǐn)?shù)為 ２％的 ＫＨ５６０ 溶液對(duì)碳纖維進(jìn)行表面處理并

制備了 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料?通過(guò)力學(xué)性能測(cè)試發(fā)現(xiàn)?

ＫＨ５６０ 處理后 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的層間剪切強(qiáng)度達(dá)

到 ３６?６ ＭＰａ?較未處理樣品的 ２９?３ ＭＰａ 提升約 ２４? ９％?

相較于其他表面改性技術(shù)?上漿劑處理是在碳

纖維表面涂敷一層薄薄的漿膜?既能夠?qū)⑻祭w維集

束在一起隔絕雜質(zhì)起到保護(hù)作用?同時(shí)還可以增加

碳纖維表面的活性位點(diǎn)[１０－１１]

?從而改善其與樹(shù)脂基

體的結(jié)合性能[１２]

? 然而?現(xiàn)有商品化碳纖維表面多

采用環(huán)氧樹(shù)脂上漿劑?其耐熱性較差?在 ＣＦＲＴＰ 成

型過(guò)程中會(huì)分解為氣態(tài)小分子?增加復(fù)合材料孔隙

率?影響復(fù)合材料的綜合性能[１３]

? 所以?開(kāi)發(fā)新型耐

高溫碳纖維上漿劑成為提高 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料界面

性能的關(guān)鍵? Ｕｃｐｉｎａｒ 等[１４] 分別考察了主要成份為

環(huán)氧樹(shù)脂、聚氨酯和聚酰胺的三種碳纖維上漿劑對(duì)

ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料力學(xué)性能的影響?發(fā)現(xiàn)聚酰胺上

漿處理后的 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料的力學(xué)性能最好?Ｄｏｎｇ

等[１５]以低分子量羧基化聚苯硫醚為上漿劑處理碳

纖維并制備了 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料?通過(guò)微脫黏測(cè)試

發(fā)現(xiàn)?上漿處理后的 ＣＦ / ＰＰＳ 的界面剪切強(qiáng)度明顯

提升?達(dá)到 ３７? １９ ＭＰａ?較未處理樣品的界面剪切強(qiáng)

度提升 ２７? ７１％?

通過(guò)上述研究可知?使用偶聯(lián)劑或與基體具有

相似結(jié)構(gòu)的熱塑性樹(shù)脂上漿劑對(duì)碳纖維進(jìn)行表面處

理都可以有效提升 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的界面性能?

但是?單一的碳纖維表面處理方式對(duì)復(fù)合材料的層

間性能提升幅度有限? 因此?本文首先采用米氏酸

對(duì)碳纖維表面進(jìn)行活化處理?并進(jìn)一步使用 ＫＨ５７０

和酚酞型聚芳醚酮(ＰＥＫ－Ｃ)依次對(duì)碳纖維進(jìn)行表

面處理?然后通過(guò)模壓工藝制備了 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材

料?系統(tǒng)地研究了改性前后 ＣＦ 表面結(jié)構(gòu)與復(fù)合材

料結(jié)構(gòu)和性能的變化規(guī)律?

２ 試驗(yàn)材料與方法

２? １ 試驗(yàn)材料及儀器

ＰＰＳ 薄膜:東麗株式會(huì)社?Ｔｏｒａｙｃａ

?

Ｔｏｒｅｌｉｎａ

ＴＭ

＃３８－

３０３０?碳纖維織物:東麗株式會(huì)社?Ｔｏｒａｙｃａ

?

Ｔ３００ ３Ｋ?

由宜興市中碳科技有限公司織造為 ２８０ ｇ / ｍ

２緞紋織

物?丙酮:上海凌峰化學(xué)試劑有限公司?米氏酸:上海

泰坦科技股份有限公司?γ－甲基丙烯酰氧基丙基三

甲氧基硅烷(ＫＨ５７０):國(guó)藥集團(tuán)化學(xué)試劑有限公司?

Ｎ?Ｎ－二甲基乙酰胺(ＤＭＡＣ):上海凌峰化學(xué)試劑有

限公司?ＰＥＫ－Ｃ:徐州航材工程塑料有限公司?耐高

溫平板硫化機(jī):東莞市重興機(jī)械設(shè)備科技有限公司?

ＸＨ－４０７Ｃ 型?真空烘箱:上海精宏實(shí)驗(yàn)設(shè)備有限公司?

ＤＺＦ－６０２０ 型?恒溫加熱磁力攪拌器:鞏義市予華儀

器有限責(zé)任公司?ＤＦ－１０１Ｓ 型?

２? ２ 碳纖維的表面處理

碳纖維去漿處理:將碳纖維織物浸入丙酮中 ７０ ℃

回流 １２ ｈ?再使用去離子水反復(fù)浸泡沖洗以去除碳

纖維表面殘余丙酮?隨后在 ８０ ℃下烘干備用? 記未

處理的碳纖維為 ＣＦ－Ｎ?去漿后的碳纖維為 ＣＦ－Ａ?

米氏酸處理碳纖維:將 ＣＦ－Ａ 在濃度為 １? ５ｗｔ％

的米氏酸乙醇溶液中浸泡 ２ ｈ?取出后使用去離子水

反復(fù)沖洗以去除多余的米氏酸?在 ８０ ℃下烘干后備

用?以 ＣＦ－Ｍ 標(biāo)記?

使用 ＫＨ５７０ 溶液和 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理碳纖

維:將 ４００ ｇ 乙醇與 １００ ｇ 去離子水混合均勻?然后

分別加入 ５ ｇ、１０ ｇ、１５ ｇ 和 ２５ ｇ 的 ＫＨ５７０?以制得不

同濃度的 ＫＨ５７０ 溶液? 隨后將 ＣＦ－Ｍ 分別浸入上

述溶液中?浸泡 ２ ｈ?瀝干溶劑后在烘箱中 ８０ ℃下烘

干備用?將其標(biāo)記為 ＣＦ－Ｍ－ｘＫ?其中 ｘ 為 ＫＨ５７０ 的

質(zhì)量分?jǐn)?shù)? 之后將 ＣＦ－Ｍ－ｘＫ 浸入濃度為 ０? ５ｗｔ％的

ＰＥＫ－Ｃ 溶液(ＤＭＡＣ 為溶劑)中?浸泡 １ ｈ?瀝干溶劑

后在 ６０ ℃ 下低溫干燥 ３ ｈ?１１０ ℃ 下高溫干燥 １ ｈ?

即得到 ＫＨ５７０ 和 ＰＥＫ－Ｃ 協(xié)同處理后的碳纖維?標(biāo)

記為 ＣＦ－Ｍ－ｘＫ－０? ５Ｐ? 按照 ＫＨ５７０ 及 ＰＥＫ－Ｃ 含量

的不同分別編號(hào)?詳見(jiàn)表 １?

２２ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

表 １ 對(duì)碳纖維進(jìn)行表面處理時(shí)溶液中

ＰＥＫ－Ｃ 與 ＫＨ５７０ 含量

Ｔａｂｌｅ １ Ｃｏｎｔｅｎｔｓ ｏｆ ＰＥＫ－Ｃ ａｎｄ ＫＨ５７０ ｉｎ ｓｏｌｕｔｉｏｎ

ｄｕｒｉｎｇ ｓｕｒｆａｃｅ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ

ＣＦ ＫＨ５７０ 含量/ ｗｔ％ ＰＥＫ－Ｃ 含量/ ｗｔ％

ＣＦ－Ｍ－２Ｋ ２ ０

ＣＦ－Ｍ－１Ｋ－０.５Ｐ １ ０.５

ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ ２ ０.５

ＣＦ－Ｍ－３Ｋ－０.５Ｐ ３ ０.５

ＣＦ－Ｍ－５Ｋ－０.５Ｐ ５ ０.５

２? ３ ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的制備

將預(yù)先處理好的碳纖維織物與 ＰＰＳ 薄膜交替

鋪層放入清潔后的模具中?通過(guò)四段加壓的方式制

備 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料[１６]

?具體工藝流程如圖 １ 所示?

圖 １ ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料模壓工藝流程

Ｆｉｇ? １ Ｍｏｌｄｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

２? ４ 性能表征

使用 Ｘ 射線光電子能譜儀(ＸＰＳ?美國(guó) Ｔｈｅｒｍｏ

公司?ＥＳＣＡＬＡＢ ２５０Ｘｉ 型)對(duì)碳纖維進(jìn)行分析?對(duì) Ｃ、

Ｎ、Ｓｉ 和 Ｏ 四種元素進(jìn)行掃描?并對(duì) Ｃ１ｓ進(jìn)行分峰處理?

使用場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡( ＳＥＭ?日本電子?

ＪＳＭ－７５００Ｆ 型)觀察碳纖維的表面形貌?

使用 Ｘ 射線衍射儀(ＸＲＤ?德國(guó)布魯克?Ｄｍａｘ－

２５５０ＶＢ 型)對(duì) ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料進(jìn)行多晶衍射測(cè)試?

衍射角 ２θ 的范圍為 １０° ~６０°?掃描速率為 １２°/ ｍｉｎ?

通過(guò) ＪＡＤＥ 軟件進(jìn)行分峰擬合后?得到 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合

材料中 ＰＰＳ 的結(jié)晶度和平均晶粒尺寸?

使用萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(深圳市蘭博三思材料檢測(cè)有

限公司?ＬＤ２３ 型) 按 ＡＳＴＭ Ｄ２３４４—２０１６ 測(cè)試 ＣＦ /

ＰＰＳ 復(fù)合材料的短梁剪切強(qiáng)度?試樣的長(zhǎng)度是厚度的

６ 倍?寬度是厚度的 ２ 倍?跨厚比為 ４ ∶ １?測(cè)試速度為

１? ０ ｍｍ / ｍｉｎ?按 ＡＳＴＭ Ｄ７２６４—２０１５ 測(cè)試 ＣＦ / ＰＰＳ

復(fù)合材料的彎曲強(qiáng)度?試樣的跨厚比為 ３２ ∶ １?寬度

為 １３ ｍｍ?長(zhǎng)度為 ７８ ｍｍ?測(cè)試速度為 １? ０ ｍｍ / ｍｉｎ?

加載頭半徑為 ３ ｍｍ?

使用動(dòng)態(tài)機(jī)械分析儀(ＤＭＡ?美國(guó) ＴＡ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔｓ

公司?Ｑ８００ 型)?通過(guò)雙懸臂梁彎曲模式對(duì) ＣＦ / ＰＰＳ

復(fù)合材料進(jìn)行測(cè)試?頻率為 １ Ｈｚ?升溫速率為 ３ ℃ /

ｍｉｎ?掃描的溫度范圍為 ３０~２００ ℃ ?振幅為 ２０ μｍ?

３ 試驗(yàn)結(jié)果與討論

３? １ 碳纖維表面分析

圖 ２( ａ)為經(jīng)過(guò)不同表面處理后碳纖維的 ＸＰＳ

圖譜?其對(duì)應(yīng)的表面元素組成如表 ２ 所示? 圖 ２(ａ)

中 ２８４? ５ ｅＶ、５３２ ｅＶ、３９９? ９ ｅＶ 和 １０３? １ ｅＶ 處的特

征結(jié)合能分別對(duì)應(yīng) Ｃ１ｓ、Ｏ１ｓ、Ｎ１ｓ和 Ｓｉ

２ｐ元素[１７]

? 使用

Ａｖａｎｔａｎｇｅ 軟件對(duì)碳纖維的 Ｃ１ｓ譜圖進(jìn)行分峰擬合?

結(jié)果如圖 ２(ｂ)至圖 ２(ｄ)所示? 在圖 ２(ｂ)至圖 ２(ｄ)

中?２８４? ８ ｅＶ、２８６? ２ ｅＶ、２８９? ２ ｅＶ 和 ２８７? ８ ｅＶ 附近

的特征結(jié)合能分別對(duì)應(yīng) Ｃ—Ｃ、Ｃ—Ｏ(醚鍵/ 羥基)、

Ｏ?Ｃ—Ｏ(酯基/ 羧基)和 Ｃ?Ｏ(羰基)基團(tuán)[１８]

?

(ａ)表面處理前后碳纖維的 ＸＰＳ 圖譜

(ａ)ＸＰＳ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

(ｂ)ＣＦ－Ａ 的 Ｃ１ｓ分峰譜圖

(ｂ)Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ＣＦ－Ａ

２０２３ 年第 ９ 期 ２３

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酚酞型聚芳醚酮與硅烷偶聯(lián)劑協(xié)同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料

(ｃ)ＣＦ－Ｍ 的 Ｃ１ｓ分峰譜圖

(ｃ)Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ＣＦ－Ｍ

(ｄ)ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ 的 Ｃ１ｓ分峰譜圖

(ｄ)Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ

圖 ２ 表面處理前后碳纖維的 ＸＰＳ 圖譜和 Ｃ１ｓ分峰譜圖

Ｆｉｇ? ２ ＸＰＳ ｓｐｅｃｔｒａ ａｎｄ Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ

ｆｉｂｅｒｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

表 ２ 表面處理前后碳纖維表面的元素組成

Ｔａｂｌｅ ２ Ｅｌｅｍｅｎｔａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ

ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

試樣 Ｃ/ ％ Ｏ/ ％ Ｎ/ ％ Ｓｉ / ％ Ｏ/ Ｃ

ＣＦ－Ａ ７５.２３ １８.８０ ２.１７ ３.７９ ０.２５０

ＣＦ－Ｍ ７６.１ １９.９３ － ３.９７ ０.２６２

ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ ４４.４８ ３８.５３ － １７.９９ ０.８６６

結(jié)合圖 ２ 和表 ２ 分析可知:米氏酸處理后?ＣＦ－Ｍ

表面的 Ｏ/ Ｃ 比為 ０? ２６２?較去漿碳纖維(ＣＦ－Ａ) 的

０? ２５０ 僅提升 ４? ８％?但是其表面的 Ｏ?Ｃ—Ｏ 含量

達(dá)到了 ８? ４４％?Ｃ?Ｏ 更是首次出現(xiàn)在碳纖維表面?

這可能是由于米氏酸開(kāi)環(huán)后與碳纖維表面的—ＯＨ

發(fā)生反應(yīng)所導(dǎo)致? ＣＦ－Ｍ 進(jìn)一步經(jīng)過(guò) ＫＨ５７０ 溶液和

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理后?ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０? ５Ｐ 表面的

Ｏ/ Ｃ 比達(dá)到了０?８８６?較 ＣＦ－Ｍ 的０?２６２ 提升約２３８?２％?

同時(shí)?ＣＦ－Ｍ－ ２Ｋ－ ０? ５Ｐ 表面的 Ｃ ? Ｏ 含量明顯提

升?達(dá)到 ６? １０％?Ｏ?Ｃ—Ｏ 含量則出現(xiàn)下降? 這可

能是因?yàn)槭褂?ＫＨ５７０ 溶液處理碳纖維時(shí)?水解后的

ＫＨ５７０ 發(fā)生脫水縮合形成低聚硅氧烷[１９]

?低聚硅氧

烷與 ＣＦ － Ｍ 表面的—ＯＨ / —ＣＯＯＨ 形成共價(jià)鍵鏈

接?進(jìn)一步使用 ＰＥＫ－Ｃ 溶液處理碳纖維后?低聚硅

氧烷剩余的—ＯＨ 則與 ＰＫＥ－Ｃ 的羰基形成氫鍵[２０]

?

其反應(yīng)原理如圖 ３ 所示?

圖 ３ ＫＨ５７０ 和 ＰＥＫ－Ｃ 改性碳纖維機(jī)制圖

Ｆｉｇ? ３ Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ＫＨ５７０ ａｎｄ ＰＥＫ－Ｃ ｓｕｒｆａｃｅ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ

２４ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

３? ２ 碳纖維的表面形貌

通過(guò) ＳＥＭ 觀察表面處理前后碳纖維的表面形

貌?其結(jié)果如圖 ４ 所示?圖 ４(ａ)顯示未處理的碳纖維

(ＣＦ－Ｎ)表面平整光滑?而圖 ４( ｂ)中 ＣＦ－Ａ 的表面

出現(xiàn)明顯溝壑?說(shuō)明丙酮可以有效地去除碳纖維表

面的環(huán)氧樹(shù)脂上漿劑? 圖 ４(ｃ)至圖 ４( ｆ)為經(jīng)過(guò)不

同濃度 ＫＨ５７０ 溶液和濃度為 ０.５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液

依次處理后碳纖維的表面形貌? 從圖 ４( ｃ)中可以

看出?當(dāng) ＫＨ５７０ 溶液濃度較低時(shí)?碳纖維表面溝壑

相對(duì)較深?這可能是因?yàn)?ＫＨ５７０ 用量較少?碳纖維

表面活性位點(diǎn)并無(wú)明顯增加?ＣＦ 表面吸附的 ＰＥＫ－Ｃ

較少?故碳纖維的表面粗糙度并無(wú)明顯變化? 在圖

４(ｄ)中?當(dāng) ＫＨ５７０ 溶液濃度為 ２ｗｔ％時(shí)?碳纖維表面

溝壑基本消失?且無(wú)雜質(zhì)出現(xiàn)?結(jié)合圖 ３ 的分析可

知?使用適宜濃度的 ＫＨ５７０ 溶液預(yù)先處理碳纖維?

可以使 ＰＥＫ－Ｃ 通過(guò)氫鍵的作用在碳纖維表面形成

一定厚度的熱塑性過(guò)渡層? 在圖 ４(ｅ)和圖 ４(ｆ)中?

隨著 ＫＨ５７０ 溶液濃度的進(jìn)一步增加?碳纖維表面出

現(xiàn)絮狀物?推測(cè)是碳纖維表面多余的低聚硅氧烷與

ＰＥＫ－Ｃ 發(fā)生反應(yīng)?導(dǎo)致 ＰＥＫ－Ｃ 聚集?從而無(wú)法均勻

涂覆于碳纖維表面?

圖 ４ 碳纖維的表面形貌

Ｆｉｇ? ４ Ｓｕｒｆａｃｅ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｉｅｓ ｏｆ ＣＦ

３? ３ ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的結(jié)晶性能

碳纖維表面處理前后 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的 ＸＲＤ

測(cè)試結(jié)果如圖 ５ 所示? 在圖 ５(ａ)中可以觀察到三強(qiáng)

結(jié)晶峰?其２θ 角度分別為２５? ５７°、２０? ５９°和１８? ９０°?依

次對(duì)應(yīng)(１１２)、(２００)和(１１０)晶面?說(shuō)明 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)

合材料中的 ＰＰＳ 晶體屬于正交晶系[１７]

? 從圖 ５(ｂ)

中可以發(fā)現(xiàn)?ＣＦ－Ｍ－ｘＫ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 復(fù)合材料中 ＰＰＳ

的結(jié)晶度要低于 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料中 ＰＰＳ 的結(jié)

晶度?且隨 ＫＨ５７０ 溶液濃度的升高呈現(xiàn)先減小后增

加的趨勢(shì)? 當(dāng) ＫＨ５７０ 溶液濃度為 ２ｗｔ％時(shí)?ＣＦ－Ｍ－

ｘＫ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 復(fù)合材料中 ＰＰＳ 的結(jié)晶度最低?為

３４? １７％?這可能是因?yàn)?ＰＥＫ－Ｃ 作為一種無(wú)規(guī)聚合

物?在 ＰＰＳ 結(jié)晶過(guò)程中起到成核抑制劑的作用[２１]

?

在一定程度上降低了碳纖維異相成核的誘導(dǎo)作用?

從而降低了復(fù)合材料中 ＰＰＳ 的結(jié)晶度[２２]

? 當(dāng) ＫＨ５７０

溶液濃度小于 ２ｗｔ％時(shí)?碳纖維表面 ＰＥＫ－Ｃ 的含量

隨著硅烷偶聯(lián)劑濃度的增加而增加?因此碳纖維對(duì)

ＰＰＳ 結(jié)晶的誘導(dǎo)作用也會(huì)逐漸減弱?進(jìn)而導(dǎo)致復(fù)合

材料中 ＰＰＳ 結(jié)晶度的降低? 而當(dāng) ＫＨ５７０ 溶液濃度

超過(guò) ２ｗｔ％時(shí)?過(guò)量的低聚硅氧烷與 ＰＥＫ－Ｃ 發(fā)生反

應(yīng)?導(dǎo)致其在碳纖維表面發(fā)生聚集?如圖 ４(ｅ)和圖 ４

(ｆ)所示?此時(shí) ＰＥＫ－Ｃ 對(duì) ＰＰＳ 結(jié)晶的抑制作用減

弱?進(jìn)而使復(fù)合材料中 ＰＰＳ 的結(jié)晶度有所增加? 此

外?從圖 ５(ｂ)中還可以發(fā)現(xiàn)?ＣＦ－Ｍ－ｘＫ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ

復(fù)合材料中 ＰＰＳ 的晶粒尺寸明顯大于 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ

復(fù)合材料中 ＰＰＳ 的晶粒尺寸?這可能是由于 ＰＥＫ－Ｃ

降低了 ＰＰＳ 的成核密度所導(dǎo)致[２３]

?

２０２３ 年第 ９ 期 ２５

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酚酞型聚芳醚酮與硅烷偶聯(lián)劑協(xié)同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料

(ａ)ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的 ＸＲＤ 曲線

(ａ)ＸＲＤ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

(ｂ)ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料結(jié)晶度及晶粒尺寸

(ｂ)Ｃｒｙｓｔａｌｌｉｎｉｔｙ ａｎｄ ｇｒａｉｎ ｓｉｚｅ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

圖 ５ 碳纖維表面處理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料的結(jié)晶性能

Ｆｉｇ? ５ Ｃｒｙｓｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

３? ４ ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的層間剪切性能和彎

曲性能

圖 ６ 為碳纖維表面處理前后 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料

的層間剪切強(qiáng)度( ＩＬＳＳ)? 從圖 ６ 可以看出:使用

ＫＨ５７０ 溶液和 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理碳纖維后?ＣＦ /

ＰＰＳ 復(fù)合材料的 ＩＬＳＳ 提升明顯?且隨著 ＫＨ５７０ 濃度

的增加?ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的 ＩＬＳＳ 呈先增加后減小

的趨勢(shì)?當(dāng) ＫＨ５７０ 溶液濃度為 ２ｗｔ％時(shí)?復(fù)合材料的

ＩＬＳＳ 最優(yōu)?達(dá)到５３? ３ ＭＰａ?較 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料的

ＩＬＳＳ 提升約 １２３? ９％?

圖 ６ 碳纖維表面處理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料的層間剪切強(qiáng)度

Ｆｉｇ? ６ Ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ＣＦ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

結(jié)合圖 ２、圖 ３ 和圖 ４ 結(jié)果?可以提出 ＫＨ５７０ 和

ＰＥＫ－Ｃ 協(xié)同提升 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料界面性能的機(jī)

理?如圖 ７ 所示? 如圖 ７( ａ)所示?使用濃度為 ２ｗｔ％

的 ＫＨ５７０ 溶液和濃度為 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次

處理碳纖維后?ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料在分子間纏結(jié)以及

共價(jià)鍵合的雙重作用下形成了強(qiáng)度更高的界面層[２４]

?

且該界面層均勻覆蓋于碳纖維表面?如圖 ７( ｂ２)所

示?故在該條件下復(fù)合材料的界面性能最優(yōu)?當(dāng) ＫＨ５７０

溶液濃度小于 ２ｗｔ％時(shí)?如圖 ７( ｂ１)所示?ＫＨ５７０ 溶

液和 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理后并沒(méi)有在碳纖維表面

形成連續(xù)的界面層?故在該條件下 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材

料的 ＩＬＳＳ 提升幅度有限? 而當(dāng) ＫＨ５７０ 溶液濃度大

于 ２ｗｔ％時(shí)?復(fù)合材料的 ＩＬＳＳ 逐漸下降?如圖 ７(ｂ３)

所示?推測(cè)可能是因?yàn)檫^(guò)量的低聚硅氧烷與 ＰＥＫ－Ｃ

發(fā)生反應(yīng)?生成絮狀聚集物?使復(fù)合材料在界面處產(chǎn)

生缺陷?進(jìn)而導(dǎo)致其 ＩＬＳＳ 降低?

圖 ７ 碳纖維改性后復(fù)合材料的兩種界面作用機(jī)理(ａ)和 ＫＨ５７０ 溶液濃度對(duì)改性 ＣＦ 結(jié)構(gòu)的影響(ｂ)

Ｆｉｇ? ７ Ｔｗｏ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ ｏｆ ＣＦ－ｍｏｄｉｆｉｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ (ａ) ａｎｄ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ

ＫＨ５７０ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｍｏｄｉｆｉｅｄ ＣＦ(ｂ)

２６ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

圖 ８ 為碳纖維表面處理前后 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料

的彎曲性能? 從圖 ８ 可以看出:使用 ＫＨ５７０ 溶液和

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理碳纖維后?ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料

的彎曲性能提升明顯?隨著 ＫＨ５７０ 溶液濃度的增

加?ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的彎曲強(qiáng)度和彎曲模量均呈現(xiàn)

先增加后減小的趨勢(shì)? 當(dāng) ＫＨ５７０ 溶液濃度為 ２ｗｔ％

時(shí)?ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的彎曲強(qiáng)度和彎曲模量最優(yōu)?

分別達(dá)到 ９５３ ＭＰａ 和 ８３? ２ ＧＰａ?與 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 復(fù)合

材料相比?分別提升約 ３４? ４％和 １? ５％? 結(jié)合圖 ３、圖

４ 和圖 ７ 分析可知?使用適宜濃度的 ＫＨ５７０ 溶液和

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理碳纖維有效地增加了復(fù)合材

料界面處 ＰＥＫ－Ｃ 過(guò)渡層與碳纖維的結(jié)合強(qiáng)度?改善

了 ＰＰＳ 與碳纖維之間應(yīng)力傳遞的效率[２４]

?進(jìn)而提升

了復(fù)合材料的彎曲性能?

圖 ８ 碳纖維表面處理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料的彎曲性能

Ｆｉｇ? ８ Ｂｅｎｄｉｎｇ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ＣＦ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

３? ５ ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能

圖 ９(ａ)和圖 ９(ｂ)所示分別為 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材

料的儲(chǔ)能模量 Ｅ′和內(nèi)耗角正切值 ｔａｎ δ? 從圖 ９ 可

以發(fā)現(xiàn)?ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 復(fù)合材料具有較高的

儲(chǔ)能模量和最小的內(nèi)耗峰值?表明當(dāng)使用濃度為 ２ｗｔ％

的 ＫＨ５７０ 溶液和濃度為 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依

次處理碳纖維后?ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料具有良好的界

面強(qiáng)度? 推測(cè)這是因?yàn)樘祭w維表面的活性位點(diǎn)在

ＫＨ５７０ 與 ＰＥＫ－Ｃ 的協(xié)同作用下大幅增加?使碳纖維

可以與更多的 ＰＰＳ 分子產(chǎn)生化學(xué)鍵合?同時(shí)加強(qiáng)了

ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料界面處分子間的相互纏結(jié)作用?這

往往會(huì)導(dǎo)致儲(chǔ)能模量的升高和內(nèi)耗峰值的減小[２５]

?

(ａ)ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的儲(chǔ)能模量

(ａ)Ｓｔｏｒａｇｅ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

(ｂ)ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的內(nèi)耗角正切

(ｂ)Ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ｔａｎｇｅｎｔ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

圖 ９ 碳纖維表面處理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能

Ｆｉｇ? ９ Ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

４ 結(jié) 論

(１)經(jīng)濃度為 ２ｗｔ％的 ＫＨ５７０ 溶液與 ０? ５ｗｔ％的

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理后?碳纖維表面 Ｏ/ Ｃ 比和 Ｃ?Ｏ

含量分別提升約 ２? ３ 倍和 ５? ４ 倍?說(shuō)明使用 ＫＨ５７０

和 ＰＥＫ－Ｃ 協(xié)同處理后?可以大幅提升碳纖維表面活

性官能團(tuán)的數(shù)量?

(２) ＰＥＫ－Ｃ 在 ＰＰＳ 結(jié)晶過(guò)程中起成核抑制劑

的作用?在一定程度上降低了碳纖維異相成核的誘

導(dǎo)作用?從而降低了 ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料中 ＰＰＳ 的結(jié)

晶度?

(３)使用濃度為 ２ｗｔ％的 ＫＨ５７０ 溶液與 ０? ５ｗｔ％

的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次處理碳纖維后?可以有效提升

ＣＦ / ＰＰＳ 復(fù)合材料的界面性能和彎曲性能?相較于

ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料?ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 復(fù)合材

料的彎曲強(qiáng)度由 ７０９ ＭＰａ 提高至 ９５３ ＭＰａ?提升約

３４? ４％?ＩＬＳＳ 則由 ２３? ８ ＭＰａ 提高至 ５３? ３ ＭＰａ?提升

約 １２３? ９％?

２０２３ 年第 ９ 期 ２７

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酚酞型聚芳醚酮與硅烷偶聯(lián)劑協(xié)同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 復(fù)合材料

參考文獻(xiàn)

[１] ＣＨＥＯＮ Ｊ? ＫＩＭ Ｍ. Ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ａｎｄ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

ｅｎｈａｎｃｅｍｅｎｔ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｙ

ｉｎｔｒｏｄｕｃｉｎｇ ＭＷＣＮＴ－ａｎｃｈｏｒｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ:

Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? ２０２１? ２１７: １０８８７２.

[２] 陸承志? 趙樂(lè)? 楊雪勤? 等. 碳纖維增強(qiáng)聚醚酮酮模壓復(fù)合材料

結(jié)構(gòu)與性能調(diào)控研究[Ｊ]. 復(fù)合材料學(xué)報(bào)? ２０２１? ３９(８): ３６８４－

３６９４.

[３] ＶＡＬＶＥＲＤＥ Ｍ Ａ? ＢＥＬＮＯＵＥ Ｐ Ｈ? ＫＵＰＦＥＲ Ｒ? ｅｔ ａｌ. Ｃｏｍｐａｃｔｉｏｎ

ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｆｉｂｒｅ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ

ｒａｐｉｄ ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ

ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ? ２０２１? １４９: １０６５４９.

[４] ＦＲＥＪ Ｈ? ＬéＧＥＲ Ｒ? ＰＥＲＲＩＮ Ｄ? ｅｔ ａｌ. Ｒｅｃｏｖｅｒｙ ａｎｄ ｒｅｕｓｅ ｏｆ ｃａｒ￣

ｂｏｎ ｆｉｂｒｅ ａｎｄ ａｃｒｙｌｉｃ ｒｅｓｉｎ ｆｒｏｍ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｓｅｄ ｉｎ ｍａ￣

ｒｉｎｅ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ[ Ｊ]. Ｒｅｓｏｕｒｃｅｓ Ｃｏｎｓｅｒｖａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｒｅｃｙｃｌｉｎｇ? ２０２１?

１７３: １０５７０５.

[５] ＳＯＮＧ Ｗ? ＧＵ Ａ Ｊ? ＬＩＡＮＧ Ｇ Ｚ? ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｒｆａｃｅ ｒｏｕｇｈ￣

ｎｅｓｓ ｏｎ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ]. Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｕｒｆａｃｅ Ｓｃｉｅｎｃｅ? ２０１１? ２５７(９): ４０６９－４０７４.

[６] ＰＡＲＫ Ｓ Ｊ? ＪＵＮＧ Ｙ? ＫＩＭ Ｓ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｆｌｕｏｒｉｎｅ－ｏｘｙｇｅｎ ｍｉｘｅｄ ｇａｓ

ｔｒｅａｔｅｄ ｇｒａｐｈｉｔｅ ｆｉｂｅｒｓ ｏｎ ｅｌｅｃｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌ ｂｅｈａｖｉｏｒｓ ｏｆ ｐｌａｔｉｎｕｍ－ｒｕ￣

ｔｈｅｎｉｕｍ ｎａｎｏｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｔｏｗａｒｄ ｍｅｔｈａｎｏｌ ｏｘｉｄａｔｉｏｎ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｌｕ￣

ｏｒｉｎｅ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ? ２０１２? １４４: １２４－１２９.

[７] ＪＯＮＧ Ｓ Ｗ? ＭＩＹＥＯＮ Ｋ? ＪＩ Ｅ Ｌ? ｅｔ ａｌ. Ｐｏｌｙｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ－ｍｏｄ￣

ｉｆｉｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｈｉｇｈ － ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｖｉａ ｅｌｅｃｔｒｏ￣

ｐｈｏｒｅｔｉｃ ｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ: Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ

Ｄｅｖｉｃｅｓ? ２０２２? ７(３): １００４５６.

[８] ＨＵ Ｊ Ｑ? ＬＩ Ｆ? ＷＡＮＧ Ｂ? ｅｔ ａｌ. Ａ ｔｗｏ－ｓｔｅｐ ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ ｓｔｒａｔｅｇｙ ｆｏｒ

ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｅｎｈａｎｃｉｎｇ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ａｄｈｅｓｉｏｎ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓ￣

ｉｔｅｓ: Ｔｈｅ ｌｉｑｕｉｄ－ｐｈａｓｅ ｏｘｉｄａｔｉｏｎ ｆｏｌｌｏｗｅｄ ｂｙ ｇｒａｆｔｉｎｇ ｏｆ ｓｉｌａｎｅ ｃｏｕ￣

ｐｌｉｎｇ ａｇｅｎｔ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? ２０２０? １９１: １０７９６６.

[９] ＺＨＡＯ Ｌ? ＨＵＡＮＧ Ｚ? ＸＩＯＮＧ Ｓ? ｅｔ ａｌ. Ｐｏｌｙｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ｆｒｏｍ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｎｏｎｗｏｖｅｎｓ ａｎｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｆａｂｒｉｃｓ ｐｒｅ￣

ｐａｒｅｄ ｂｙ ｔｈｅｒｍａｌ ｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅｒｍａｌ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ[Ｊ]. Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｂｕｌ￣

ｌｅｔｉｎ? ２０１９? ７６(１１): ５６３３－５６４８.

[１０] 汪永花? 張壽春? 劉沛沛. 聚酰亞胺改性炭纖維增強(qiáng)聚苯硫醚

復(fù)合材料的制備及表征[Ｊ]. 新型炭材料? ２０１９? ３４(１): ６８－７４.

[ １１] ＡＫＩＲ Ｍ? ＡＫＩＮ Ｅ. Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｔｈｅｒ￣

ｍｏｐｌａｓｔｉｃ ａｎｄ ｔｈｅｒｍｏｓｅｔｔｉｎｇ ｐｏｌｙｉｍｉｄｅ ｍａｔｒｉｘ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｍａｎｕｆａｃ￣

ｔｕｒｅｄ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｖａｒｉｏｕｓ ｓｙｎｔｈｅｓｉｚｅｄ ＰＩ ｐｒｅｃｕｒｓｏｒ ｒｅｓｉｎｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓ￣

ｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? ２０２１? ２３１: １０９５５９.

[１２] ＧＡＯ Ｘ Ｐ? ＨＵＡＮＧ Ｚ Ｇ? ＺＨＯＵ Ｈ Ｍ? ｅｔ ａｌ. Ｈｉｇｈｅｒ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｅｒ￣

ｆｏｒｍａｎｃｅｓ ｏｆ ＣＦ / ＰＥＥＫ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｖｉａ ｒｅｄｕｃｉｎｇ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ

ｐｏｒｏｓｉｔｙ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ａｆｆｉｎｉｔｙ ｏｆ ｆｕｎｃｔｉｏｎａｌ ｓ－ＰＥＥＫ[Ｊ]. Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅｓ? ２０１９? ４０(９): ３７４９－３７５７.

[１３] ＺＨＡＯ Ｙ? ＬＩＵ Ｆ? ＬＵ Ｊ? ｅｔ ａｌ. Ｓｉ－Ａｌ ｈｙｂｒｉｄ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｗａｔｅｒｂｏｒｎｅ

ｐｏｌｙｕｒｅｔｈａｎｅ ｈｙｂｒｉｄ ｓｉｚｉｎｇ ａｇｅｎｔ ｆｏｒ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ/ ＰＡ６ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

[Ｊ]. Ｆｉｂｅｒｓ ａｎｄ Ｐｏｌｙｍｅｒｓ? ２０１７? １８(８): １５８６－１５９３.

[１４] ＵＣＰＩＮＡＲ Ｂ? ＡＹＴＡＣ Ａ. Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｕｒｆａｃｅ－ｃｏａｔｅｄ ｃａｒ￣

ｂｏｎ ｆｉｂｅｒｓ ｏｎ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｏｌｙ(ｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ) ｃｏｍｐｏｓ￣

ｉｔｅｓ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ? ２０１８? ５３(８): １－１０.

[１５] ＤＯＮＧ Ｙ? ＹＵ Ｔ? ＷＡＮＧ Ｘ Ｊ? ｅｔ ａｌ. Ｉｍｐｒｏｖｅｄ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｓｈｅａｒ

ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｎ ｐｏｌｙｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ /ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｖｉａ ｔｈｅ

ｃａｒｂｏｘｙｌｉｃ ｐｏｌｙ－ｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ ｓｉｚｉｎｇ ａｇｅｎｔ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｓｃｉ￣

ｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ? ２０２０? １９０(７): １０８０５６.

[１６] 趙樂(lè)? 陸承志? 王少飛? 等. 碳纖維增強(qiáng)聚苯硫醚復(fù)合材料結(jié)

晶結(jié)構(gòu)與性能調(diào)控[Ｊ]. 工程塑料應(yīng)用? ２０２２? ５０(１): ７２－７７.

[１７] 郝偉哲? 王壯志? 張學(xué)軍. 碳纖維表面元素在高溫下的演變規(guī)

律[Ｊ]. 化工進(jìn)展? ２０１７? ３６(Ｓ１): ３３２－３３８.

[１８] ＳＨＥＮＧ Ｚ Ｈ? ＳＨＡＯ Ｌ? ＣＨＥＮ Ｊ Ｊ? ｅｔ ａｌ. Ｃａｔａｌｙｓｔ－ｆｒｅｅ ｓｙｎｔｈｅｓｉｓ ｏｆ

ｎｉｔｒｏｇｅｎ－ｄｏｐｅｄ ｇｒａｐｈｅｎｅ ｖｉａ ｔｈｅｒｍａｌ ａｎｎｅａｌｉｎｇ ｇｒａｐｈｉｔｅ ｏｘｉｄｅ ｗｉｔｈ

ｍｅｌａｍｉｎｅ ａｎｄ ｉｔｓ ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ ｅｌｅｃｔｒｏｃａｔａｌｙｓｉｓ[Ｊ]. Ａｃｓ Ｎａｎｏ? ２０１１? ５

(６): ４３５０－４３５８.

[１９] ＹＵＡＮ Ｈ? ＷＡＮＧ Ｃ? ＳＨＡＮ Ｚ? ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｓｕｒｆａｃｅ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ

ｏｎ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ａｎｄ ｉｔｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｈｅｎｏｌｉｃ ｍａｔｒｉｘ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ [ Ｊ].

Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｕｒｆａｃｅ Ｓｃｉｅｎｃｅ? ２０１２? ２５９: ２８８－２９３.

[２０] 朱姝? 何帥龍? 高家蕊? 等. 基于氧化石墨烯修飾活化碳纖維

的聚醚醚酮基復(fù)合材料[ Ｊ]. 高分子材料科學(xué)與工程? ２０１９?

３５(８): １３０－１３６.

[２１] 何曼君? 陳維孝? 董西俠. 高分子物理: 修訂版[Ｍ]. 上海: 復(fù)

旦大學(xué)出版社? ２０００: １７０－１７１.

[２２] ＮＩＮＧ Ｎ? ＦＵ Ｓ? ＺＨＡＮＧ Ｗ? ｅｔ ａｌ. Ｒｅａｌｉｚｉｎｇ ｔｈｅ ｅｎｈａｎｃｅｍｅｎｔ ｏｆ

ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｉｎ ｓｅｍｉｃｒｙｓｔａｌｌｉｎｅ ｐｏｌｙｍｅｒ/ ｆｉｌｌｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ｖｉａ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｃｒｙｓｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎ [ Ｊ ]. Ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｉｎ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅ?

２０１２? ３７(１０): １４２５－１４５５.

[２３] ＺＨＡＯ Ｄ Ｆ? ＨＡＭＡＤＡ Ｈ? ＹＡＮＧ Ｙ Ｑ. Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｐｏｌｙｕｒｅｔｈａｎｅ

ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ａｓ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｏｎ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ? ｔｈｅｒｍａｌ ａｎｄ

ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｗｏｖｅｎ ｃａｒｂｏｎ － ｆｉｂｅｒ －

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙａｍｉｄｅ ６ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉ￣

ｎｅｅｒｉｎｇ? ２０１９? １６０: ５３５－５４５.

[２４] 趙康? 朱譜新? 荊蓉? 等. 碳纖維上漿劑的功能和進(jìn)展[ Ｊ]. 紡

織科技進(jìn)展? ２０１５? ５(２): ４－８.

[２５] ＡＦＡＧＨＩ－ＫＨＡＴＩＢＩ Ａ? ＭＡＩ Ｙ Ｗ. Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓａｔｉｏｎ ｏｆ ｆｉｂｒｅ / ｍａｔｒｉｘ

ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｕｎｄｅｒ ｃｙｃｌｉｃ ｆａｔｉｇｕｅ ｌｏａｄｉｎｇ ｕｓｉｎｇ ｄｙｎａｍｉｃ

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ [ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆

Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ? ２００２? ３３(１１): １５８５－１５９２.

２８ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００４

基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修復(fù)縫線復(fù)合材料層間增韌作用研究

楊威亞１

? 高東晨２

? 鐵 瑛１?

? 張臻臻１

? 葛超坤１

(１? 鄭州大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院? 鄭州 ４５００００? ２? 中軌檢測(cè)認(rèn)證 (鄭州) 有限公司? 鄭州 ４５００００)

摘要: 為研究熱塑性 ＥＭＡＡ 纖維縫線網(wǎng)絡(luò)對(duì)碳纖維復(fù)合材料層合板的層間斷裂韌性和加熱修復(fù)后韌性的雙重增韌作用?

本文采用試驗(yàn)和數(shù)值多尺度建模分析相結(jié)合的方法?對(duì)含有 ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)的碳纖維復(fù)合材料層合板在熱修復(fù)前后的Ⅰ型層

間斷裂韌性進(jìn)行了分析? 根據(jù)碳纖維束微觀模型預(yù)測(cè)碳纖維束等效力學(xué)參數(shù)?通過(guò)對(duì)縫線處單層板細(xì)觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行測(cè)量?建立

細(xì)觀尺度單胞模型?預(yù)測(cè)細(xì)觀單胞的等效力學(xué)參數(shù)? 完成 ＤＣＢ 試件宏觀模型構(gòu)建?在宏觀模型中添加黏性層模擬 ＥＭＡＡ 修復(fù)

劑?來(lái)進(jìn)行Ⅰ型層間斷裂韌性分析?采用三維 Ｈａｓｈｉｎ 失效判定準(zhǔn)則和漸進(jìn)退化模型對(duì)纖維束及基體進(jìn)行損傷分析?利用雙線

性本構(gòu)模型對(duì)黏性層失效進(jìn)行判定? 通過(guò)將試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析?驗(yàn)證了該多尺度模型的有效性?仿真和試驗(yàn)

結(jié)果表明?ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)能有效提高層間斷裂韌性?減緩裂紋擴(kuò)展?三維縫合網(wǎng)絡(luò)能夠?qū)⒆杂?ＥＭＡＡ 送入損傷區(qū)域?繼而

實(shí)現(xiàn)分層裂紋層間斷裂韌性的高恢復(fù)(修復(fù)率為 １７５％)?

關(guān)鍵詞: 碳纖維復(fù)合材料? 多尺度分析? 均勻化方法? 層間斷裂韌性? ＥＭＡＡ

中圖分類(lèi)號(hào): ＴＢ３３２ 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: Ａ 文章編號(hào): ２０９６－８０００(２０２３)０９－００２９－０７

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓ

ＹＡＮＧ Ｗｅｉｙａ

１

? ＧＡＯ Ｄｏｎｇｃｈｅｎ

２

? ＴＩＥ Ｙｉｎｇ

１?

? ＺＨＡＮＧ Ｚｈｅｎｚｈｅｎ

１

? ＧＥ Ｃｈａｏｋｕｎ

１

(１? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｐｏｗｅｒ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ? Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ ４５００００? Ｃｈｉｎａ?

２? Ｍｉｄｄｌｅ Ｒａｉｌ Ｉｎｓｐｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｃｅｒｔｉｆｉｃａｔｉｏｎ (Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ) Ｃｏ.? Ｌｔｄ.? Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ ４５００００? Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｄｕａｌ ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ＥＭＡＡ ｆｉｂｅｒ ｓｕｔｕｒｅ ｏｎ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ

ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ａｆｔｅｒ ｈｅａｔ ｒｅｐａｉｒ? ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉ￣

ｃａｌ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄｓ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ? ｔｈｅ ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ ｓｕｔｕｒｅ ｎｅｔｗｏｒｋ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅｒｍａｌ ｒｅｐａｉｒ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａ￣

ｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅｓ ｗｅｒｅ ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｉｃ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅｓ? ｂｙ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ｔｈｅ

ｍｅｓｏ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｎｏｌａｙｅｒ ａｔ ｔｈｅ ｓｕｔｕｒｅ ｌｉｎｅ? ａ ｍｅｓｏ－ｓｃａｌｅ ｕｎｉｔ ｃｅｌｌ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｔｏ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｅ￣

ｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｔｈｅ ｕｎｉｔ ｃｅｌｌ. Ｔｈｅ ｍａｃｒｏ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｗａｓ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｅｄ? ａｎｄ ａ ｖｉｓｃｏｕｓ

ｌａｙｅｒ ｗａｓ ａｄｄｅｄ ｔｏ ｔｈｅ ｍａｃｒｏ ｍｏｄｅｌ ｔｏ ｓｉｍｕｌａｔｅ ＥＭＡＡ ｒｅｐａｉｒ ａｇｅｎｔ ｔｏ ｃｏｎｄｕｃｔ ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈ￣

ｎｅｓｓ ａｎａｌｙｓｉｓ. Ｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ａｎｄ ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃｏｎｄｕｃｔ

ｄａｍａｇｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｎ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅ ａｎｄ ｍａｔｒｉｘ? ａｎｄ ｂｉｌｉｎｅａｒ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｖｉｓ￣

ｃｏｕｓ ｌａｙｅｒ. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｉｍ￣

ｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ. Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ＥＭＡＡ ｓｕｔｕｒｅ ｎｅｔｗｏｒｋ ｃａｎ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅ

ｔｈｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｌａｙｅｒｓ ａｎｄ ｓｌｏｗ ｄｏｗｎ ｃｒａｃｋ ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ. Ｍｏｒｅｏｖｅｒ? ｔｈｅ ｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｓｕｔｕｒｅ ｎｅｔ￣

ｗｏｒｋ ｃａｎ ｓｅｎｄ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ＥＭＡＡ ｉｎｔｏ ｔｈｅ ｉｎｊｕｒｙ ａｒｅａ? ａｎｄ ｔｈｅｎ ａｃｈｉｅｖｅ ｈｉｇｈ ｒｅｃｏｖｅｒｙ ｏｆ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｂｅ￣

ｔｗｅｅｎ ｌａｙｅｒｅｄ ｃｒａｃｋｓ (ｒｅｐａｉｒ ｒａｔｅ ｏｆ １７５％).

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ? ｍｕｌｔｉｓｃａｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓ? ｈｏｍｏｇｅｎｉｚａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ? ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈ￣

ｎｅｓｓ? ＥＭＡＡ

收稿日期: ２０２２－０７－０８

基金項(xiàng)目: 國(guó)家自然科學(xué)基金 (５２１７５１５３)

作者簡(jiǎn)介: 楊威亞 (１９９６—)? 男? 碩士研究生? 主要研究方向?yàn)樽孕迯?fù)復(fù)合材料?

通訊作者: 鐵瑛 (１９７８—)? 女? 教授? 主要研究方向?yàn)閺?fù)合材料損傷分析? ｔｉｅｙｉｎｇ＠ｚｚｕ? ｅｄｕ? ｃｎ?

纖維增強(qiáng)聚合物復(fù)合材料具有低質(zhì)量、高剛性

和低熱膨脹性等優(yōu)異性能?在航空航天、醫(yī)療器械、

紡織、化工機(jī)械等領(lǐng)域被廣泛應(yīng)用[１－３]

? 層合結(jié)構(gòu)

是纖維增強(qiáng)聚合物復(fù)合材料主要的結(jié)構(gòu)之一?纖維

增強(qiáng)聚合物層合板由于邊緣應(yīng)力和外界載荷等因素

的影響容易產(chǎn)生分層損傷和基體開(kāi)裂?導(dǎo)致層合板

２０２３ 年第 ９ 期 ２９

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基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修復(fù)縫線復(fù)合材料層間增韌作用研究

的力學(xué)性能和結(jié)構(gòu)完整性嚴(yán)重下降?在復(fù)合材料實(shí)

際使用過(guò)程中構(gòu)成巨大的安全隱患?

近年來(lái)國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者針對(duì)復(fù)合材料自修復(fù)方

法開(kāi)展了諸多研究?該方法可以用于恢復(fù)熱固性聚

合物和復(fù)合結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能[４－１１]

? ＥＭＡＡ 是一種可

修復(fù)的熱塑性材料?具有較高的抗剝離性和優(yōu)異的

熱機(jī)械性能?是碳纖維復(fù)合材料增強(qiáng)及修復(fù)損傷的

理想材料? Ｐｉｎｇｋａｒａｗａｔ 等[９] 通過(guò)實(shí)驗(yàn)的方法研究

了可修復(fù)熱塑性聚乙烯甲基丙烯酸(Ｅｔｈｙｌｅｎｅ－ｃｏ－

Ｍｅｔｈａｃｒｙｌｉｃ Ａｃｉｄ?ＥＭＡＡ)顆粒對(duì)纖維層合板分層裂

紋的修復(fù)性能?發(fā)現(xiàn) ＥＭＡＡ 具有恢復(fù)疲勞裂紋擴(kuò)展

抗力的能力?在靜載荷下具有較高的恢復(fù)效率? Ｙａｎｇ

等[１０]對(duì)縫合纖維聚合物層合板進(jìn)行了試驗(yàn)研究?

結(jié)果表明通過(guò)創(chuàng)建 ＥＭＡＡ 三維自愈合纖維系統(tǒng)?提

高了層合板的Ⅰ型層間斷裂韌性?減少了層合板的

分層損傷? 但試驗(yàn)的方法只能對(duì)材料的宏觀性能進(jìn)

行研究?且需要進(jìn)行大量試驗(yàn)?成本較高? 申艷嬌

等[１１]通過(guò)建立模擬修復(fù)劑及樹(shù)脂基體的雙分區(qū)黏

聚區(qū)宏觀有限元模型?研究了內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)對(duì)復(fù)

合材料層合板層間斷裂韌性的影響?解釋了含內(nèi)聯(lián)

自修復(fù)試件的層間增韌機(jī)理?但這種研究方法對(duì)材

料參數(shù)進(jìn)行了等效化處理?無(wú)法得到準(zhǔn)確的材料宏

觀力學(xué)性能參數(shù)?

張曉晶等[１２]通過(guò)建立碳纖維復(fù)合材料縫合層壓

板細(xì)觀結(jié)構(gòu)單胞模型?利用代表體元法?預(yù)測(cè)了縫合

復(fù)合材料單向板及縫合復(fù)合材料層壓板的力學(xué)性能?

并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比?證明了模型的有效性? Ｌｉ 等[１３]

基于 Ｒｅｄｄｙ 分層理論(ＲＬＷＴ)和均勻化方法建立了

復(fù)合材料層合板的兩尺度分層多尺度方法?對(duì)層合板

的宏觀問(wèn)題進(jìn)行離散化處理?研究了單向復(fù)合材料

板和編織復(fù)合材料板的宏觀和微觀應(yīng)力分布?該種

方法計(jì)算成本低?可以得到精確的宏觀應(yīng)力? Ｈｏｕ

等[１４]采用多尺度建模的方法?在微觀尺度構(gòu)建碳纖

維和樹(shù)脂基體代表性體單元模型?在中尺度及宏觀

尺度建立有限元模型?在不同尺度層面對(duì)材料宏觀

力學(xué)性能進(jìn)行逐層預(yù)測(cè)?為復(fù)合材料力學(xué)參數(shù)研究

提供了一種有效的計(jì)算方法?

本文采用試驗(yàn)和數(shù)值多尺度建模分析相結(jié)合的

方法來(lái)研究 ＥＭＡＡ 自修復(fù)縫線對(duì)碳纖維復(fù)合材料

層合板的雙重增韌性能? 與傳統(tǒng)單一尺度模型相比?

這種建模方法建立微觀、細(xì)觀和宏觀有限元模型?能

從微觀尺度逐步分析材料的力學(xué)性能?準(zhǔn)確預(yù)測(cè)材

料的失效形式?同時(shí)采用局部均勻化方法提高了計(jì)

算精度和計(jì)算效率? 通過(guò)進(jìn)行碳纖維復(fù)合材料層合

板雙懸臂梁(Ｄｏｕｂｌｅ Ｃａｎｔｉｌｅｖｅｒ Ｂｅａｍ?ＤＣＢ) Ⅰ型層

間斷裂韌性的拉伸試驗(yàn)?與仿真結(jié)果對(duì)比?驗(yàn)證多尺

度模型的正確性?并采用載荷－位移、臨界應(yīng)變能釋

放率和裂紋長(zhǎng)度作為層間增韌表征參數(shù)?對(duì) ＥＭＡＡ

縫線對(duì)碳纖維復(fù)合材料層合板的雙重增韌效果進(jìn)行

了評(píng)價(jià)?

１ 自修復(fù)復(fù)合材料多尺度模型

１? １ 微觀尺度模型

碳纖維紗線微觀尺度模型構(gòu)建參考文獻(xiàn)[１５]?

１? ２ 細(xì)觀尺度模型

利用型號(hào)為 ＫＥＹＥＮＣＥ－ＶＨＸ－６０００ 的超景深顯

微鏡對(duì)碳纖維自修復(fù)復(fù)合材料單層板 ＥＭＡＡ 縫線處

進(jìn)行了觀察測(cè)量?細(xì)觀結(jié)構(gòu)如圖 １( ａ)所示?縫線處

裂紋長(zhǎng)度 ｌ ＝ ８ ０２６.０５ μｍ?縫線孔徑 ｄ ＝ １ ５２３.９９ μｍ?

裂紋尖端角 θ ＝ ２２? ０３°? 根據(jù)觀測(cè)到的真實(shí) ＥＭＡＡ

縫線處的結(jié)構(gòu)和尺寸構(gòu)建細(xì)觀尺度模型?將縫線處

的碳纖維菱形裂紋按長(zhǎng)高比及裂紋面積等效成橢圓

形?從而減少有限元模型中裂紋頂點(diǎn)處的應(yīng)力集中?

采用四面體單元對(duì)幾何模型進(jìn)行離散化處理?網(wǎng)格

尺寸為 ０? ０５ ｍｍ?得到有限元模型? 如圖 １(ｂ)所示?

一區(qū)為 ＥＭＡＡ 纖維束?ＥＭＡＡ 材料參數(shù)見(jiàn)表 １

[９?１６]

?

二區(qū)為環(huán)氧樹(shù)脂?環(huán)氧樹(shù)脂材料參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[１５]?

三區(qū)為碳纖維束? 碳纖維自修復(fù)復(fù)合材料細(xì)觀有限

元模型 ＥＭＡＡ 和基體損傷起始分別采用“朱－王－

唐”本構(gòu)模型[１７]和最大主應(yīng)力準(zhǔn)則[１８] 來(lái)描述?采用

斷裂能的剛度退化來(lái)表征損傷起始及損傷演化? 采

用三維 Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則[１９] 來(lái)判斷碳纖維束材料的

初始損傷?

圖 １ 碳纖維單向復(fù)合材料層合板 ＥＭＡＡ 縫線

細(xì)觀結(jié)構(gòu)及高保真細(xì)觀有限元模型

Ｆｉｇ? １ Ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｕｎｉｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ＥＭＡＡ

ｓｕｔｕｒｅ ｍｅｓｏｓｃｏｐｉｃ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｈｉｇｈ－ｆｉｄｅｌｉｔｙ

ｍｅｓｏｓｃｏｐｉｃ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ

３０ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

表 １ ＥＭＡＡ 的材料參數(shù)

Ｔａｂｌｅ １ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＥＭＡＡ

力學(xué)參數(shù) 數(shù)值

Ⅰ型層間斷裂能 ＧⅠＣ

/ (ｋＪ/ ｍ

２

) ２.２５

拉伸強(qiáng)度 ｔ

０

/ ＭＰａ １６

剪切強(qiáng)度 Ｓ

０

/ ＭＰａ ８.６

１? ３ 均勻化方法

均勻化理論假定單元細(xì)胞周期性地出現(xiàn)在任何

特定的區(qū)域? 均勻化方法的主要優(yōu)點(diǎn)是能夠系統(tǒng)地

發(fā)展復(fù)合材料宏觀本構(gòu)關(guān)系和計(jì)算復(fù)合材料微觀結(jié)

構(gòu)中的應(yīng)力?使宏觀力學(xué)和微觀力學(xué)可以在同一背

景下處理?

根據(jù)碳纖維單向復(fù)合材料結(jié)構(gòu)特點(diǎn)?將細(xì)觀模

型中纖維束、ＥＭＡＡ 縫線和基體轉(zhuǎn)化成一個(gè)單層? 根

據(jù)文獻(xiàn)[１５]均勻化方法中的計(jì)算公式編寫(xiě) Ｐｙｔｈｏｎ 腳

本?在模型計(jì)算時(shí)調(diào)用該腳本?在細(xì)觀模型的整體應(yīng)

力應(yīng)變響應(yīng)中?利用均勻化方法得出單向單層板的

等效應(yīng)力－應(yīng)變曲線?計(jì)算得到的單層等效力學(xué)參數(shù)

見(jiàn)表 ２?

表 ２ 單層等效力學(xué)參數(shù)

Ｔａｂｌｅ ２ Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｍｏｎｏｌａｙｅｒ

彈性參數(shù) 數(shù)值 強(qiáng)度參數(shù) 數(shù)值

楊氏模量 Ｅ１１

/ ＭＰａ １６０ ４５６ 拉伸強(qiáng)度 Ｘｔ

/ ＭＰａ ２ ２６８

楊氏模量 Ｅ２２

＝Ｅ３３

/ ＭＰａ １６ ４００ 壓縮強(qiáng)度 Ｘｃ

/ ＭＰａ ８６８

剪切模量 Ｇ１２

＝Ｇ１３

/ ＭＰａ ５ ４６５ 拉伸強(qiáng)度 Ｙｔ

/ ＭＰａ ９１.６

剪切模量 Ｇ２３

/ ＭＰａ ４ ５７７ 壓縮強(qiáng)度 Ｙｃ

/ ＭＰａ １７０

泊松比 Ｖ１２

＝Ｖ１３ ０.３ 剪切強(qiáng)度 Ｓ１２

＝ Ｓ１３

/ ＭＰａ １１５

泊松比 Ｖ２３ ０.３６ 剪切強(qiáng)度 Ｓ２３

/ ＭＰａ ６０

１? ４ 碳纖維自修復(fù)復(fù)合材料層合板自修復(fù)

數(shù)值模擬

１? ４? １ 層間損傷模擬

本文通過(guò)在單元層之間加入厚度為 ０ ｍｍ 的 Ｃｏ￣

ｈｅｓｉｖｅ 單元來(lái)模擬層合板層間斷裂韌性的影響?根

據(jù) Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元的失效來(lái)模擬中間層分層裂紋的發(fā)

生與擴(kuò)展?

針對(duì) Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元的損傷分析?本文采用雙線

性本構(gòu)模型?如圖 ２ 所示? 復(fù)合材料在分層失效中

存在兩個(gè)階段?階段 １ 為膠層材料達(dá)到強(qiáng)度極限前

的線彈性階段?階段 ２ 為膠層材料達(dá)到強(qiáng)度極限后

的線性降低軟化階段? Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元處于階段 １

時(shí)?當(dāng)其應(yīng)力達(dá)到最大 σｍａｘ即 Ｍ 點(diǎn)時(shí)?Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元

發(fā)生起始損傷?采用二次名義應(yīng)力作為其判斷準(zhǔn)則?

具體公式為:

σｎ

Ｎ

?

è

?

?

?

÷

２

＋

σｓ

Ｓ

?

è

?

?

?

÷

２

＋

σｔ

Ｔ

?

è

?

?

?

÷

２

＝１ (１)

式中:Ｎ 為 Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元的法向拉伸強(qiáng)度?Ｓ 和 Ｔ 為

垂直于裂紋面的剪切強(qiáng)度?

Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元在階段 ２ 處于線性降低軟化階

段?當(dāng)其應(yīng)力值降到最低點(diǎn)即 Ｎ 點(diǎn)時(shí)?Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元

完全失效?采用基于斷裂能的 Ｂ－Ｋ 準(zhǔn)則[１６] 作為其

判斷準(zhǔn)則?具體公式為:

Ｇ

ｃ ＝Ｇ

ｃ

ｎ

＋ (Ｇ

ｃ

ｓ

－Ｇ

ｃ

ｎ )

Ｇ

ｃ

ｓ

＋Ｇ

ｃ

ｔ

Ｇ

ｃ

ｓ

＋Ｇ

ｃ

ｎ

＋Ｇ

ｃ

ｔ

?

è

?

?

?

÷

η

(２)

式中:Ｇ

ｃ

ｎ表示膠層界面法向方向產(chǎn)生裂紋所需要的

斷裂能?Ｇ

ｃ

ｓ和 Ｇ

ｃ

ｔ 表示膠層界面切向方向產(chǎn)生裂紋所

需要的斷裂能?Ｇ

ｃ為界面膠層裂紋擴(kuò)展時(shí)所需要的

斷裂能?η ＝ １? ４５

[２０]

? Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元的力學(xué)參數(shù)見(jiàn)文

獻(xiàn)[１５]?

圖 ２ Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元雙線性本構(gòu)模型

Ｆｉｇ? ２ Ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｂｉｌｉｎｅａｒ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｍｏｄｅｌ

１? ４? ２ 宏觀有限元模型

為了真實(shí)反映加熱愈合前后 ＥＭＡＡ 自修復(fù)縫線

對(duì)試件層間增韌的作用?將試件中 ＥＭＡＡ 縫線按其

橫截面積在有限元模型中等效為面積相等的矩形黏

聚層?并將其在有限元模型中的分布位置與試件中

ＥＭＡＡ 縫線真實(shí)分布情況相對(duì)應(yīng)? 根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可

得?修復(fù)前 ＥＭＡＡ 攤開(kāi)面積為圓形?直徑 ｄ ＝ １? ５ ｍｍ?

面積為 １? ７７ ｍｍ

２

?修復(fù)后試件中 ＥＭＡＡ 的攤層面積

為橢圓形?長(zhǎng)軸 ａ１

＝ ９? ５ ｍｍ?短軸 ｂ１

＝ ６? ２５ ｍｍ?面

積為 ４４? １８ ｍｍ

２

?修復(fù)后 ＥＭＡＡ 的攤層面積為修復(fù)

前的 ２４? ９６ 倍?與 Ｐｉｎｇｋａｒａｗａｔ 等[９] 的研究結(jié)果相符?

圖 ３ 為試件斷裂面修復(fù)前后縫線處的 ＥＭＡＡ 變化?

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果設(shè)置修復(fù)后有限元模型中的黏聚層大

小?自修復(fù)前后有限元模型及黏聚層在模型中分布

情況如圖 ４ 所示?

２０２３ 年第 ９ 期 ３１

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基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修復(fù)縫線復(fù)合材料層間增韌作用研究

圖 ３ 修復(fù)前后試件斷裂面 ＥＭＡＡ 縫線處變化

Ｆｉｇ? ３ Ｃｈａｎｇｅｓ ａｔ ｔｈｅ ＥＭＡＡ ｓｕｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｓｕｒｆａｃｅ

ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｒｅｐａｉｒ

圖 ４ 含 ＥＭＡＡ 的 ＤＣＢ 試件有限元模型

Ｆｉｇ? ４ Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ

基于上述均勻化方法得到的單層等效力學(xué)參數(shù)

來(lái)構(gòu)建碳纖維自修復(fù)復(fù)合材料Ⅰ型層間斷裂韌性雙

懸臂梁(ＤＣＢ)有限元模型?層合板采用六面體單元

(Ｃ３Ｄ８Ｉ)進(jìn)行離散?ＥＭＡＡ 網(wǎng)格類(lèi)型為八節(jié)點(diǎn)三維

黏結(jié)單元(ＣＯＨ３Ｄ８)?試件尺寸為 ２００ ｍｍ×２０ ｍｍ×

３? ０８ ｍｍ? Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元和層合板之間施加綁定約

束?使 Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 單元兩側(cè)的單元位移和應(yīng)力協(xié)調(diào)?

２ 試驗(yàn)材料及方法

２? １ 材料和 ＤＣＢ 試件制備

試件制備材料為碳纖維/ 環(huán)氧樹(shù)脂預(yù)浸料(威海

光威復(fù)合材料股份有限公司)?縫線材料為 ＥＭＡＡ?

總鋪層為 ２２ 層?單層預(yù)浸料厚度為 ０? １４ ｍｍ?鋪貼

尺寸為 ２００ ｍｍ×２０ ｍｍ? 自修復(fù)碳纖維環(huán)氧樹(shù)脂層

合板采用交鋪([０°/ ９０°]１１ )疊置模式?其中上下蓋

板鋪層各 ３ 層?中間層鋪層和上下蓋板的鋪層順序

分別為[９０°/ ０°]８和[０°/ ９０°/ ０°]２ ? 在層合板鋪層過(guò)

程中?于中間界面鋪置一層厚度為 ０? ０２ ｍｍ 且長(zhǎng)度

為 ５５ ｍｍ 的 Ｔｅｆｌｏｎ 薄膜用來(lái)形成預(yù)裂紋? 不含修復(fù)

試劑的層合板鋪層完成后?用型號(hào)為 ＱＭＣ－１００ 的模

壓機(jī)進(jìn)行壓制? 含修復(fù)試劑的層合板?在中間鋪層

完成后?將直徑為 １? ５ ｍｍ 的 ＥＭＡＡ 縫線縫進(jìn)中間

層中?縫線間距為 １０ ｍｍ×１０ ｍｍ?構(gòu)建 ＥＭＡＡ 三維

自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)? 縫合完成后?在試件上蓋上蓋板?防止

ＥＭＡＡ 在高溫固化及加熱自修復(fù)過(guò)程中流失? 熱壓

制備時(shí)?首先將預(yù)制好的層合板試件放入模壓機(jī)的

陰陽(yáng)模中并合模?真空馬達(dá)運(yùn)轉(zhuǎn)抽真空?溫度從室溫

以 １ ℃ / ｍｉｎ 的升溫速率升溫至 ８０ ℃后保持恒溫 ４０

ｍｉｎ?將壓力設(shè)置為 ７ ｋｇ / ｃｍ

２

?再以 １ ℃ / ｍｉｎ 的速率

升溫至 １２０ ℃后保溫 ９０ ｍｉｎ?自然降溫到 ４０ ℃后開(kāi)

模取出試件? 試件制備流程如圖 ５ 所示?

圖 ５ 試件制備流程圖

Ｆｉｇ? ５ Ｓａｍｐｌｅ ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ ｆｌｏｗ ｃｈａｒｔ

２? ２ Ⅰ型層間斷裂韌性測(cè)試及自修復(fù)評(píng)價(jià)

Ⅰ型層間斷裂韌性測(cè)試所選用的萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)

機(jī)是長(zhǎng)春科新試驗(yàn)儀器有限公司的 ＷＤＷ－３００?根據(jù)

ＡＳＴＭ Ｄ５５２８—０１ 標(biāo)準(zhǔn)?以恒定位移速率 ２ ｍｍ / ｍｉｎ

對(duì) ＤＣＢ 試件的預(yù)裂紋端施加裂紋拉伸載荷?如圖 ６

所示? 在總長(zhǎng)度為 ５５ ｍｍ 的分層裂紋范圍內(nèi)?每間隔

５ ｍｍ 設(shè)置一個(gè)裂紋擴(kuò)展增量?并在每一個(gè)裂紋擴(kuò)展

增量處測(cè)量拉伸載荷、裂紋張開(kāi)位移和裂紋長(zhǎng)度值?

圖 ６ 萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)及拉伸試驗(yàn)

Ｆｉｇ? ６ Ｕｎｉｖｅｒｓａｌ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔｉｎｇ ｍａｃｈｉｎｅ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔ

３２ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

對(duì)完成 ＤＣＢ 拉伸試驗(yàn)的自修復(fù)層合板進(jìn)行加

熱修復(fù)?將試件加熱到 １５０ ℃并保溫 ９０ ｍｉｎ?然后在

室溫下冷卻固化?重復(fù)拉伸測(cè)試試驗(yàn)?

３ 結(jié)果與討論

３? １ 多尺度模型驗(yàn)證

圖 ７(ａ)為無(wú) ＥＭＡＡ 縫線的 ＤＣＢ 試件數(shù)值仿真

分析和試驗(yàn)結(jié)果的載荷－位移曲線? 由圖 ７( ａ) 可

知?試驗(yàn)和仿真得到的載荷－位移曲線和試驗(yàn)得出的

曲線基本吻合? 無(wú) ＥＭＡＡ 縫線的數(shù)值模擬和試驗(yàn)得

到的峰值力分別為２８? ８３ Ｎ 和２８? ３７ Ｎ?誤差為１％? 圖

７(ｂ)為含 ＥＭＡＡ 縫線的碳纖維層合板試件在修復(fù)

前拉伸試驗(yàn)和數(shù)值仿真的載荷－位移曲線? 與不加

修復(fù)劑相比?加入修復(fù)劑后碳纖維復(fù)合材料峰值載

荷及加載處開(kāi)口位移明顯增大?說(shuō)明 ＥＭＡＡ 縫線對(duì)

碳纖維復(fù)合材料層合板有明顯的層間增韌效果? 其

仿真和試驗(yàn)的峰值力分別為 ４０? ３３ Ｎ 和 ３６? ９６ Ｎ?誤

差為 ９? １％? 圖 ７(ｃ)為含 ＥＭＡＡ 縫線試件修復(fù)后的

試驗(yàn)和仿真的載荷－位移曲線?由于在靠近預(yù)裂紋處

只有一側(cè)修復(fù)劑往分層裂紋處流動(dòng)?導(dǎo)致 ＥＭＡＡ 流

動(dòng)面積較小?而建模時(shí)設(shè)置的黏聚層面積均等?因此

仿真的峰值載荷與試驗(yàn)結(jié)果有一定差異? 其仿真峰

值力為 ５０? ２５ Ｎ?試驗(yàn)峰值力為 ４５? ２７ Ｎ?誤差為

１１％?仿真和試驗(yàn)曲線總體趨勢(shì)吻合?

(ａ)無(wú) ＥＭＡＡ 縫線試件

(ｂ)含 ＥＭＡＡ 縫線修復(fù)前試件

(ｃ)含 ＥＭＡＡ 縫線修復(fù)后試件

圖 ７ ＤＣＢ 試件拉伸載荷－開(kāi)口位移試驗(yàn)與數(shù)值仿真曲線

Ｆｉｇ? ７ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｔｅｎｓｉｌｅ ｌｏａｄ－ｏｐｅｎｉｎｇ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ

ｔｅｓｔ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ

根據(jù)以上分析可知?數(shù)值仿真模擬曲線和試驗(yàn)

曲線數(shù)值上有一定差異?但總體趨勢(shì)基本一致?證明

此多尺度模型準(zhǔn)確有效?

３? ２ ＥＭＡＡ 對(duì)層間增韌的影響

圖 ８ 為無(wú) ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)及含 ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)

ＤＣＢ 試件載荷－位移曲線? 由圖 ８ 可知?與無(wú) ＥＭＡＡ

縫線網(wǎng)絡(luò)的試件相比?含 ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)的試件拉

伸試驗(yàn)過(guò)程中峰值載荷及試件加載點(diǎn)開(kāi)口位移均有

大幅提高?說(shuō)明縫線網(wǎng)絡(luò)增強(qiáng)了層合板層間連接強(qiáng)

度? 在試件拉伸過(guò)程中?拉伸載荷開(kāi)始呈線性變化?

在達(dá)到第一個(gè)峰值后開(kāi)始減小? 這是由于裂紋在擴(kuò)

展到修復(fù)劑縫線處之前?載荷均以線性的方式增長(zhǎng)?

在裂紋擴(kuò)展到第一排縫線處時(shí)?由于 ＥＭＡＡ 縫線的

橋聯(lián)增韌效果?載荷達(dá)到第一個(gè)峰值?之后裂紋突然

擴(kuò)展越過(guò)第一排縫線并向第二排縫線擴(kuò)展?導(dǎo)致第一

排部分縫線斷裂?載荷會(huì)出現(xiàn)一個(gè)突降的現(xiàn)象?之后如

此重復(fù)?也再次說(shuō)明 ＥＭＡＡ 縫線的增韌作用?

圖 ８ 無(wú) ＥＭＡＡ 縫線與含 ＥＭＡＡ 縫線 ＤＣＢ 試件

載荷－位移試驗(yàn)與仿真曲線

Ｆｉｇ? ８ Ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ

ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｗｉｔｈ ｓｅａｍｌｅｓｓ ｌｉｎｅ ａｎｄ ｓｕｔｕｒｅ ｌｉｎｅ

圖 ９ 為無(wú) ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)和含 ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)

修復(fù)前 ＤＣＢ 試件的Ⅰ型層間斷裂韌性和裂紋擴(kuò)展

長(zhǎng)度的關(guān)系曲線? 在縫線密度為 １０ ｍｍ×１０ ｍｍ 的

２０２３ 年第 ９ 期 ３３

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基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修復(fù)縫線復(fù)合材料層間增韌作用研究

條件下?ＤＣＢ 試件的Ⅰ型層間斷裂韌性隨著裂紋長(zhǎng)

度的增加而提高? 在層間裂紋擴(kuò)展過(guò)程中?無(wú) ＥＭＡＡ

縫線網(wǎng)絡(luò)試件只有纖維或基體界面的破壞?而含縫

線網(wǎng)絡(luò)的試件存在纖維橋聯(lián)和 ＥＭＡＡ 橋聯(lián)?纖維或

基體界面的破壞和 ＥＭＡＡ 縫線的拔出與斷裂都會(huì)

消耗能量?從而能更好抵抗層間裂紋的擴(kuò)展? 在相

同裂紋長(zhǎng)度下?含 ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)修復(fù)前 ＤＣＢ 試件

的Ⅰ層間斷裂韌性更高?

圖 ９ 無(wú) ＥＭＡＡ 縫線和含 ＥＭＡＡ 縫線修復(fù)前

ＤＣＢ 試件的Ⅰ型層間斷裂韌性

Ｆｉｇ? ９ Ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

ｂｅｆｏｒｅ ｓｅａｍｌｅｓｓ ｔｈｒｅａｄ ａｎｄ ｓｕｔｕｒｅ ｒｅｐａｉｒ

圖 １０ 為縫合試件在拉伸試驗(yàn)過(guò)程中 ＥＭＡＡ 的

橋聯(lián)現(xiàn)象?由圖可知?縫合試件在裂紋擴(kuò)展過(guò)程中存

在 ＥＭＡＡ 橋聯(lián)的形成與斷裂?

圖 １０ ＥＭＡＡ 橋聯(lián)現(xiàn)象

Ｆｉｇ? １０ ＥＭＡＡ ｂｒｉｄｇｉｎｇ ｐｈｅｎｏｍｅｎｏｎ

由以上分析可知?ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)能夠形成橋

聯(lián)區(qū)域?增強(qiáng)層合板之間的連接?有效抵抗層間裂紋

擴(kuò)展?增強(qiáng)層合板的Ⅰ型層間斷裂韌性?

３? ３ ＥＭＡＡ 對(duì)Ⅰ型層間斷裂韌性修復(fù)效果

的影響

圖 １１ 為含 ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)修復(fù)前后試件載荷－

位移曲線? 由圖 １１ 可以看出?與修復(fù)前相比?修復(fù)

后試件的最大峰值載荷變大?表明熔融狀態(tài)的 ＥＭＡＡ

流動(dòng)到受損區(qū)域?冷卻后 ＥＭＡＡ 凝固并修復(fù)層間裂

紋損傷? 修復(fù)后試件的最大峰值載荷下降幅度變小?

載荷的波動(dòng)幅度也有所減小?這是由于修復(fù)后 ＥＭＡＡ

流動(dòng)到層間裂紋處且攤開(kāi)面積變大?增加了層合板

層間連接韌性? 綜合分析可知在熱愈合時(shí) ＥＭＡＡ 能

流動(dòng)到分層裂紋內(nèi)?使層合板層間斷裂韌性得到高

效修復(fù)?

圖 １１ 含 ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)試件修復(fù)前后

載荷－位移試驗(yàn)與仿真曲線

Ｆｉｇ? １１ Ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ

ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｒｅｐａｉｒ ｏｆ ａ ｔｅｓｔ ｐｉｅｃｅ ｗｉｔｈ ｓｕｔｕｒｅｓ

圖 １２ 為含縫線網(wǎng)絡(luò) ＤＣＢ 試件修復(fù)前后的Ⅰ型

層間斷裂韌性和裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度的關(guān)系曲線? 由圖

１２ 可知?修復(fù)前后試件的Ⅰ型層間斷裂韌性和裂紋

擴(kuò)展長(zhǎng)度的關(guān)系曲線趨勢(shì)相同?由于縫線的增韌效

果?層合板的層間斷裂韌性隨著層間裂紋長(zhǎng)度的增

加而提高? 但在相同裂紋長(zhǎng)度下?與修復(fù)前相比?修

復(fù)后試件的層間斷裂韌性更高?這也再次說(shuō)明熱修

復(fù)時(shí) ＥＭＡＡ 能有效愈合分層裂紋損傷?使層合板層

間斷裂韌性得到修復(fù)和增強(qiáng)?

圖 １２ 含縫線網(wǎng)絡(luò) ＤＣＢ 試件修復(fù)前后的Ⅰ型層間斷裂韌性

Ｆｉｇ? １２ Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｒｅｐａｉｒ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ｓｕｔｕｒｅｓ

本文通過(guò)拉伸試驗(yàn)得到含 ＥＭＡＡ 修復(fù)劑修復(fù)前

后 ＤＣＢ 試件的Ⅰ型層間斷裂韌性值?為了保證試驗(yàn)

結(jié)果的準(zhǔn)確性?拉伸試驗(yàn)設(shè)置了 ５ 組?圖 １３ 所示為

含修復(fù)劑試件修復(fù)前后的 ＧⅠＣ值?

３４ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

圖 １３ 含修復(fù)劑試件修復(fù)前后Ⅰ型層間斷裂韌性

Ｆｉｇ? １３ ＴｙｐｅⅠｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ

ｐｒｏｓｔｈｅｔｉｃ ａｇｅｎｔ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｒｅｐａｉｒ

對(duì)不同試件的試驗(yàn)結(jié)果取平均值?可以得到含

修復(fù)劑試件修復(fù)前后的Ⅰ型層間斷裂韌性平均值?

計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表 ３?

表 ３ 含 ＥＭＡＡ 自修復(fù)試劑試件Ⅰ型層間斷裂韌性

Ｔａｂｌｅ ３ ＴｙｐｅⅠｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ

ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｒｅａｇｅｎｔ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ

試件

ＧⅠＣ

/ (ｋＪ/ ｍｍ

２

)

修復(fù)前 修復(fù)后

修復(fù)效率

/ ％

０.６７ １.１７ １７５

根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知?縫線直徑為 １? ５ ｍｍ?含 ＥＭＡＡ

自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)修復(fù)后試件的Ⅰ型層間斷裂韌性比自修

復(fù)之前試件的Ⅰ型層間斷裂韌性提高約 １７５％? 綜

上分析可知?ＥＭＡＡ 縫線能夠有效修復(fù)層合板的分

層裂紋損傷?并增強(qiáng)層合板的Ⅰ型層間斷裂韌性?

４ 結(jié) 論

(１)文章基于局部均勻化方法建立了微觀－細(xì)

觀－宏觀的多尺度模型來(lái)研究含 ＥＭＡＡ 縫合劑的碳

纖維復(fù)合材料層合板的力學(xué)性能參數(shù)? 通過(guò) ＤＣＢ

試驗(yàn)及數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析?發(fā)現(xiàn)拉伸試驗(yàn)

中拉伸載荷－開(kāi)口位移曲線趨勢(shì)一致且峰值載荷誤

差不超過(guò) １１％?證明了該多尺度模型的有效性?

(２)ＥＭＡＡ 縫線網(wǎng)絡(luò)使碳纖維復(fù)合材料層合板試

件的Ⅰ型層間斷裂韌性得到顯著提高?表明 ＥＭＡＡ

縫線網(wǎng)絡(luò)能夠有效增強(qiáng)層合板之間的連接?抵抗層

間裂紋擴(kuò)展?具有較好的增韌能力?

(３)對(duì)產(chǎn)生裂紋損傷的試件進(jìn)行熱愈合?試件層間

斷裂韌性得到修復(fù)?修復(fù)效率為 １７５％?說(shuō)明 ＥＭＡＡ能

夠完全修復(fù)碳纖維環(huán)氧樹(shù)脂層合板的分層裂紋損傷?

(４)未縫合試件和縫合試件層合板Ⅰ型層間斷

裂韌性隨裂紋長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)先增高后趨于穩(wěn)定的

趨勢(shì)? 這是因?yàn)榱鸭y長(zhǎng)度較小時(shí)?纖維橋聯(lián)和 ＥＭＡＡ

橋聯(lián)增韌占據(jù)主導(dǎo)?隨著裂紋長(zhǎng)度增加?裂紋尖端彎

矩變大?導(dǎo)致纖維橋聯(lián)和縫線的增韌效果降低?

參考文獻(xiàn)

[１] 劉強(qiáng). 碳纖維復(fù)合材料在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用[ Ｊ]. 科技與企

業(yè)? ２０１５(２２): ２２１.

[２] 包建文? 蔣詩(shī)才? 張代軍. 航空碳纖維樹(shù)脂基復(fù)合材料的發(fā)展現(xiàn)

狀和趨勢(shì)[Ｊ]. 科技導(dǎo)報(bào)? ２０１８? ３６(１９): ５２－６３.

[３] 周騏? 丁新靜? 蘇亞玎. 碳纖維復(fù)合材料在軌道交通領(lǐng)域中的應(yīng)

用[Ｊ]. 纖維復(fù)合材料? ２０２１? ３８(４): ９０－９４.

[４] ＫＩＭ Ｓ? ＫＩＭ Ｂ Ｈ? ＯＨ Ｍ? ｅｔ ａｌ. Ｒｅｐｅａｔａｂｌｅ ｃｒａｃｋ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｂｙ

ｐｈｏｔｏｃｈｅｍｉｃａｌ [２＋２] ｃｙｃｌｏａｄｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ＴＣＥ－ｃｏ－ＤＣＥ ｍｏｎｏｍｅｒｓ ｅｎｃｌｏｓｅｄ

ｉｎ ｈｏｍｏｐｏｌｙｍｅｒ ｍｉｃｒｏｃａｐｓｕｌｅｓ[Ｊ]. Ｐｏｌｙｍｅｒｓ? ２０１９? １１(１): １０４.

[５] ＳＨＡＢＡＮＩ Ｐ? ＳＨＯＫＲＩＥＨ Ｍ Ｍ? ＳＡＥＥＤＩ Ａ. Ａ ｎｏｖｅｌ ｍｏｄｅｌ ｔｏ ｓｉｍ￣

ｕｌａｔｅ ｔｈｅ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ａｎｄ ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ ｃｒａｃｋｓ ｉｎ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｃｒｏｓｓ－ｐｌｙ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｌｏａｄｉｎｇ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０１９?

２３５: １１１７５０.

[６] ＧＡＯ Ｙ? ＬＩＵ Ｌ? ＷＵ Ｚ? ｅｔ ａｌ. Ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ａｎｄ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｆｉｂｅｒ－

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｓｉｎｇ ｃａｒｂｏｎ ｎａｎｏｔｕｂｅ ｍｏｄｉｆｉｅｄ ｐｏｌｙ

(ｅｔｈｙｌｅｎｅ－ｃｏ－ｍｅｔｈａｃｒｙｌｉｃ ａｃｉｄ) ｓａｎｄｗｉｃｈ ｍｅｍｂｒａｎｅ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ? ２０１９? １２４: １０５５１０.

[７] ＬＯＨ Ｔ Ｗ? ＬＡＤＡＮＩ Ｒ Ｂ? ＯＲＩＦＩＣＩ Ａ? ｅｔ ａｌ. Ｕｌｔｒａ－ｔｏｕｇｈ ａｎｄ ｉｎ－ｓｉｔｕ

ｒｅｐａｉｒａｂｌｅ ｃａｒｂｏｎ /ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ

Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ? ２０２０? １４３(７): １０６２０６.

[８] ＳＨＡＮＭＵＧＡＭ Ｌ? ＮＡＥＢＥ Ｍ? ＫＩＭ Ｊ? ｅｔ ａｌ. Ｒｅｃｏｖｅｒｙ ｏｆ ｍｏｄｅⅠｓｅｌｆ－

ｈｅａｌｉｎｇ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｍｅｔａｌ ｌａｍｉｎａｔｅ ｂｙ

ｍｏｄｉｆｉｅｄ ｄｏｕｂｌｅ ｃａｎｔｉｌｅｖｅｒ ｂｅａｍ ｔｅｓｔ [ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｃｏｍｍｕｎｉｃａ￣

ｔｉｏｎｓ? ２０１９? １６: ２５－２９.

[９] ＰＩＮＧＫＡＲＡＷＡＴ Ｋ? ＷＡＮＧ Ｃ Ｈ? ＶＡＲＬＥＹ Ｒ Ｊ? ｅｔ ａｌ. Ｓｅｌｆ －

ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｆａｔｉｇｕｅ ｃｒａｃｋｓ ｉｎ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｒｅ－ｅｐｏｘｙ ｌａｍｉｎａｔｅ

ｕｓｉｎｇ ｍｅｎｄａｂｌｅ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ [ Ｊ ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ?

２０１２? ４７(１０): ４４４９－４４５６.

[１０] ＹＡＮＧ Ｔ? ＷＡＮＧ Ｃ Ｈ? ＺＨＡＮＧ Ｊ? ｅｔ ａｌ. Ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ａｎｄ ｓｅｌｆ－

ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ ｅｐｏｘｙ ｍａｔｒｉｘ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｓｉｎｇ ｍｅｎｄａｂｌｅ ｐｏｌｙｍｅｒ ｓｔｉｔｃｈｉｎｇ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ? ２０１２? ７２(１２): １３９６－１４０１.

[１１] 顧海超? 楊濤? 申艷嬌. 聚合物基復(fù)合材料自修復(fù)的研究進(jìn)展

[Ｊ]. 材料導(dǎo)報(bào): 納米與新材料專(zhuān)輯? ２０１６? ３０(２): ３７４－３７７.

[１２] 張曉晶? 楊慧? 汪海. 細(xì)觀結(jié)構(gòu)對(duì)縫合復(fù)合材料力學(xué)性能的影響

分析[Ｊ]. 工程力學(xué)? ２０１０? ２７(１０): ３４－４１.

[１３] ＬＩ Ｄ Ｈ? ＷＡＮ Ａ Ｓ. Ａ ｌａｙｅｒｗｉｓｅ ｍｕｌｔｉｓｃａｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０２１? ２５７: １１３１５７.

[１４] ＨＯＵ Ｙ? ＭＥＮＧ Ｌ? ＬＩ Ｇ? ｅｔ ａｌ. Ａ ｎｏｖｅｌ ｍｕｌｔｉｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｓｔｒａｔｅ￣

ｇｙ ｏｆ ｔｈｅ ｌｏｗ－ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｉｍｐａｃｔ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｐｌａｉｎ ｗｏｖｅｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ? ２０２１? ２７４: １１４３６３.

[１５] 趙巧莉? 侯玉亮? 劉澤儀? 等. 碳纖維平紋機(jī)織復(fù)合材料低速

沖擊及沖擊后壓縮性能多尺度分析[Ｊ]. 中國(guó)機(jī)械工程? ２０２１?

３２(１４): １１.

[１６] ＷＡＮＧ Ｃ Ｈ? ＳＩＤＨＵ Ｋ? ＹＡＮＧ Ｔ? ｅｔ ａｌ. Ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ

ａｎｄ ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｒｅ / ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｓｉｎｇ ｃｏｐｏｌｙｍｅｒ

ｆｉｌｍｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ?

２０１２? ４３(３): ５１２－５１８.

[１７] 王學(xué)真. 熱塑性樹(shù)脂材料本構(gòu)模型建立及基于 ＡＢＡＱＵＳ 子程序

開(kāi)發(fā)[Ｄ]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)? ２０１２.

[１８] ＺＨＡＯ Ｚ? ＤＡＮＧ Ｈ? ＺＨＡＮＧ Ｃ? ｅｔ ａｌ. Ａ ｍｕｌｔｉ － ｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌｉｎｇ

ｆｒａｍｅｗｏｒｋ ｆｏｒ ｉｍｐａｃｔ ｄａｍａｇｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｒｉａｘｉａｌｌｙ ｂｒａｉｄｅｄ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ?

２０１８? １１０: １１３－１２５.

[１９] 王新峰. 機(jī)織復(fù)合材料多尺度漸進(jìn)損傷研究[Ｄ]. 南京: 南京

航空航天大學(xué)? ２００７.

[ ２０] ＳＵＮ Ｌ Ｇ? ＴＩＥ Ｙ? ＨＯＵ Ｙ Ｌ? ｅｔ ａｌ. Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ｆａｉｌｕｒｅ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ

ａｄｈｅｓｉｖｅｌｙ ｂｏｎｄｅｄ ＣＦＲＰ ｓｃａｒｆ Ｊｏｉｎｔｓ ｕｓｉｎｇ ａ ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｚｏｎｅ ｍｏｄｅｌ

[Ｊ]. Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｆｒａｃｔｕｒｅ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ? ２０２０? ２２８: １０６８９７.

２０２３ 年第 ９ 期 ３５

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沖擊荷載作用下玄武巖纖維混凝土低溫力學(xué)性能試驗(yàn)研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００５

沖擊荷載作用下玄武巖纖維混凝土低溫力學(xué)性能試驗(yàn)研究

張志鵬１

? 張凱章２

? 鞏 達(dá)３

(１? 內(nèi)蒙古交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院 道路橋梁工程系? 赤峰 ０２４００５? ２? 陜西建工機(jī)械施工集團(tuán)有限公司? 西安 ７１００３２?

３? 中國(guó)地質(zhì)大學(xué) 工程技術(shù)學(xué)院? 北京 １０００８３)

摘要: 基于試驗(yàn)研究了溫度效應(yīng)與應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)玄武巖纖維混凝土力學(xué)性能的影響? 采用電液伺服壓力機(jī)及分離式霍

普金森壓桿(ＳＨＰＢ)試驗(yàn)裝置?在低溫(１０ ℃ 、０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ )環(huán)境下對(duì)玄武巖纖維混凝土開(kāi)展不同沖擊氣壓下

的單軸壓縮試驗(yàn)?分析試件應(yīng)力－應(yīng)變曲線、抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及增長(zhǎng)因子與溫度和沖擊氣壓間的關(guān)系? 結(jié)果表明:溫度的降

低使試件峰值應(yīng)力增大?峰值應(yīng)變減小?０? ５５ ＭＰａ 沖擊氣壓作用下?相較于 １０ ℃ ?溫度為 ０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ 時(shí)試件

抗壓強(qiáng)度增幅分別為 １? ５０％、７? ０９％、１５? ８３％、２３? ３４％?抗拉強(qiáng)度增幅分別為 １０? ３４％、２３? １７％、３８? ８６％、６０? ７８％?低溫作用下

試件峰值抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度增大?抵抗外荷載能力增加?延性降低?不同沖擊氣壓下?試件抗壓、抗拉強(qiáng)度 ＤＩＦ 隨著溫度的降

低而增大?低溫環(huán)境使試件應(yīng)變率效應(yīng)更加敏感?且抗拉強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)敏感性高于抗壓強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)敏感性?低溫環(huán)

境下?對(duì)試件的峰值抗拉強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度影響應(yīng)優(yōu)先考慮溫度效應(yīng)?其次考慮應(yīng)變率效應(yīng)?

關(guān)鍵詞: 玄武巖纖維? 低溫? 抗壓強(qiáng)度? 抗拉強(qiáng)度? ＤＩＦ? 溫度效應(yīng)? 應(yīng)變率效應(yīng)? 復(fù)合材料

中圖分類(lèi)號(hào): ＴＢ３３２ 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: Ａ 文章編號(hào): ２０９６－８０００(２０２３)０９－００３６－０７

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ

ＺＨＡＮＧ Ｚｈｉｐｅｎｇ

１

? ＺＨＡＮＧ Ｋａｉｚｈａｎｇ

２

? ＧＯＮＧ Ｄａ

３

(１? Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｒｏａｄ ａｎｄ Ｂｒｉｄｇｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? Ｉｎｎｅｒ Ｍｏｎｇｏｌｉａ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ Ｖｏｃａｔｉｏｎａｌ

ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｃｏｌｌｅｇｅ? Ｃｈｉｆｅｎｇ ０２４００５? Ｃｈｉｎａ?

２? Ｓｈａａｎｘｉ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｍａｃｈｉｎｅｒｙ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏ.? Ｌｔｄ.? Ｘｉ’ａｎ ７１００３２? Ｃｈｉｎａ?

３? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ? Ｃｈｉｎａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｇｅｏｓｃｉｅｎｃｅｓ? Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００８３? Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｆｆｅｃｔ ａｎｄ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｎ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｒｅ￣

ｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ. Ａｎ ｅｌｅｃｔｒｏ－ｈｙｄｒａｕｌｉｃ ｓｅｒｖｏ ｐｒｅｓｓ ａｎｄ ａ ｓｐｌｉｔ Ｈｏｐｋｉｎｓｏｎ ｐｒｅｓ￣

ｓｕｒｅ ｂａｒ (ＳＨＰＢ) ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃａｒｒｙ ｏｕｔ ｕｎｉａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ ｉｎ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｓ (１０ ℃ 、０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ ). Ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ

ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅ? ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ? ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｇｒｏｗｔｈ ｆａｃｔｏｒ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｉｍｐａｃｔ

ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｓｔｒｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉ￣

ｍｅｎ? ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｓｔｒａｉｎ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ. Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ １０ ℃ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎ ｏｆ ０? ５５ ＭＰａ ｉｍｐａｃｔ ａｉｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ? ｔｈｅ

ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ １? ５０％? ７? ０９％? １５? ８３％ ａｎｄ ２３? ３４％ ａｔ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ｏｆ

０ ℃ ?－１０ ℃ ?－２０ ℃ ａｎｄ －３０ ℃ . Ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ １０? ３４％? ２３? １７％? ３８? ８６％ ａｎｄ ６０? ７８％? ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅ￣

ｌｙ. Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎ ｏｆ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ? ｔｈｅ ｐｅａｋ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｉｎ￣

ｃｒｅａｓｅ? ｔｈｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｔｏ ｅｘｔｅｒｎａｌ ｌｏａｄ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ? ａｎｄ ｔｈｅ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ. Ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ? ｔｈｅ

ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ＤＩＦ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ. Ｔｈｅ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａ￣

ｔｕｒｅ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ ｍａｋｅｓ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｍｏｒｅ ｓｅｎｓｉｔｉｖｅ ｔｏ ｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ? ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ ｏｆ

ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｓ ｈｉｇｈｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ. Ｉｎ ｔｈｅ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ? ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ

ｐｅａｋ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｇｉｖｅｎ ｐｒｉｏｒｉｔｙ ｔｏ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｆｆｅｃｔ?

ｆｏｌｌｏｗｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ? ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ? ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ? ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ? ＤＩＦ? ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｆｆｅｃｔ?

ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ? ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０８－０３

基金項(xiàng)目: 國(guó)家自然科學(xué)基金 (５１８７８０３１)

作者簡(jiǎn)介: 張志鵬 (１９８７—)? 男? 碩士? 副教授? 主要從事道路與鐵道工程、 新型建筑材料方面的研究? Ｚｈａｎｇｚｈｉｐ２０２２０８０２＠１６３? ｃｏｍ?

３６ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

１ 前 言

隨著我國(guó)西北地區(qū)的不斷發(fā)展?眾多重大工程投

入建設(shè)與使用?由于受到極端環(huán)境的影響?混凝土建

筑物長(zhǎng)期處于低溫環(huán)境中?最低氣溫可達(dá)－３０ ℃ 以

下?受低溫環(huán)境影響?混凝土的力學(xué)性能會(huì)產(chǎn)生劣化?

從而給高寒地區(qū)結(jié)構(gòu)工程帶來(lái)嚴(yán)重的不利影響[１－５]

?

由于混凝土的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于抗壓強(qiáng)度?建筑結(jié)構(gòu)

在使用過(guò)程中容易發(fā)生開(kāi)裂及脆性破壞?給建筑結(jié)

構(gòu)的安全性帶來(lái)極大隱患[６]

? 研究表明在混凝土中

添加纖維能夠極大改善其性能?增強(qiáng)混凝土抗壓、抗

拉強(qiáng)度?減小其本身孔隙率?提升韌性?增強(qiáng)其抵抗

荷載變形的能力及耐久性[７－１０]

? 玄武巖纖維是以天

然玄武巖高溫熔融拉絲而成?其本身耐久性強(qiáng)、強(qiáng)度

高、造價(jià)低廉?且與水泥基材料存在良好的相容性?

能夠極大改善混凝土的力學(xué)性能?因此被廣泛研究

與應(yīng)用[１１－１２]

? 謝金東等[１３] 對(duì)不同纖維摻量的玄武

巖纖維混凝土力學(xué)性能進(jìn)行研究?試驗(yàn)結(jié)果表明適量

纖維的摻入能夠提高混凝土的抗拉、抗壓強(qiáng)度?過(guò)量

的纖維反而會(huì)造成不利影響? 王嵩、李福海等[１４－１５]

通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)纖維體積摻量為 ０? ３％時(shí)對(duì)混凝土靜

態(tài)抗壓、抗拉強(qiáng)度及抗沖擊力學(xué)性能提升效果最佳?

陳峰賓等[１６]發(fā)現(xiàn)摻入玄武巖纖維可以抑制混凝土

孔隙的連通?填充部分孔隙?提高其整體性?增強(qiáng)其

抗壓強(qiáng)度? 現(xiàn)有研究成果表明玄武巖纖維的摻入能

夠極大改善混凝土的力學(xué)性能?但鮮有研究涉及低溫

環(huán)境下玄武巖纖維混凝土的力學(xué)性能? 吳森寶等[１７]

對(duì)沖擊荷載作用下泡沫混凝土在低溫環(huán)境下的力學(xué)

性能進(jìn)行研究?試驗(yàn)結(jié)果表明溫度的降低反而使試

件的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度及吸能效果得到提升?破壞程度

隨之減小? 余文軒等[１８] 對(duì)低溫下混凝土力學(xué)性能

進(jìn)行研究?發(fā)現(xiàn)隨著溫度的降低?混凝土壓縮強(qiáng)度不

斷增加?脆性不斷變大? 謝劍等[１９] 對(duì)極低溫環(huán)境下

混凝土的斷裂性能進(jìn)行研究?結(jié)果表明其斷裂韌度、

斷裂能隨溫度的降低而升高?脆性相應(yīng)增大? 薛剛

等[２０]對(duì)橡膠混凝土低溫力學(xué)性能進(jìn)行研究?發(fā)現(xiàn)低

溫下橡膠混凝土抗壓及抗拉強(qiáng)度均有所提高? 溫度

的降低在一定程度上會(huì)增強(qiáng)混凝土的抗壓、抗拉強(qiáng)

度?但同時(shí)也會(huì)增大其脆性?

為進(jìn)一步探究低溫下玄武巖纖維混凝土力學(xué)性

能變化規(guī)律?采用電液伺服壓力機(jī)及 ＳＨＰＢ 試驗(yàn)裝

置?對(duì)不同低溫環(huán)境下玄武巖纖維混凝土開(kāi)展不同沖

擊氣壓下的單軸壓縮試驗(yàn)?結(jié)合溫度效應(yīng)與應(yīng)變率

效應(yīng)對(duì)玄武巖纖維混凝土力學(xué)性能的影響進(jìn)行研究?

２ 試驗(yàn)流程及方法

２? １ 材料選擇及試件制備

試驗(yàn)選用膠凝材料為淮南市八公山所產(chǎn) Ｐ?Ｏ

４２? ５ 普通硅酸鹽水泥?細(xì)骨料為淮河地區(qū)所產(chǎn)細(xì)度

模數(shù)為 ２? ８ 的河砂?粗骨料為花崗巖碎石?其粒徑為

５~ １５ ｍｍ 的連續(xù)集配?表觀密度為２ ７８０ ｋｇ / ｍ

３

?針

片狀顆粒含量為 ２? ６％?含泥量為 ０? ６％?骨料集配見(jiàn)

表 １?水為實(shí)驗(yàn)室自來(lái)水?外加劑為聚羧酸高效減水

劑?減水效率為 ２５％? 纖維為深圳某復(fù)合材料有限

責(zé)任公司生產(chǎn)長(zhǎng)度為 ６ ｍｍ 的 ＢＣ３－６ 型玄武巖纖

維?纖維的部分物理性能如表 ２ 所示?

表 １ 粗骨料集配

Ｔａｂｌｅ １ Ｍｉｘｉｎｇ ｏｆ ｃｏａｒｓｅ ａｇｇｒｅｇａｔｅ

級(jí)配范圍

篩孔邊長(zhǎng)尺寸/ ｍｍ

４.７５ ６.７ ９.５ １２.５ １６.０

累積篩余質(zhì)量/ ％ ９８.６ ７５.２ ４５.３ ２３.７ ０.９

表 ２ 玄武巖纖維部分物理性能參數(shù)

Ｔａｂｌｅ ２ Ｓｏｍｅ ｐｈｙｓｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ

直徑

/ μｍ

長(zhǎng)度

/ ｍｍ

密度

/ (ｇ?ｃｍ

－３

)

抗拉強(qiáng)度

/ ＭＰａ

彈性模量

/ ＧＰａ

１５ ６ ２.５６ ４ ５００ ７５

試驗(yàn)選用基準(zhǔn)混凝土設(shè)計(jì)抗壓強(qiáng)度為 ４０ ＭＰａ?

水泥、砂子、石子、水的質(zhì)量配合比為 １ ∶ １? ２５ ∶ ２? ３ ∶

０? ４?研究表明玄武巖纖維長(zhǎng)度為 ６ ｍｍ、體積摻量為

０? ３％時(shí)對(duì)混凝土性能提升效果最佳[１４－１５?２１]

? 按配

合比利用二次投料法澆筑 １５０ ｍｍ×１５０ ｍｍ×１５０ ｍｍ

混凝土立方體試塊?經(jīng)振搗、成型后用保鮮膜覆蓋試

件 ２４ ｈ 后進(jìn)行拆模?拆模結(jié)束后將試塊置于養(yǎng)護(hù)室中

進(jìn)行為期 ２８ ｄ 的標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)?養(yǎng)護(hù)環(huán)境中相對(duì)濕度≥

９５％?溫度控制在(２０±２) ℃ ?養(yǎng)護(hù)結(jié)束后將部分試

件加工制成 ?７４ ｍｍ×３７ ｍｍ 圓柱體試件?試件單面

不平整度小于 ０? ０２ ｍｍ?選取縱波波速相近試件進(jìn)

行試驗(yàn)以減少離散性的影響[２２]

?

２? ２ 試驗(yàn)裝置及原理

靜態(tài)加載裝置選用電液伺服壓力機(jī)?對(duì)低溫試件

采用位移加載方式進(jìn)行加載?動(dòng)態(tài)沖擊壓縮試驗(yàn)裝

置為直徑為 ７４ ｍｍ 的 ＳＨＰＢ 系統(tǒng)?裝置中子彈、入射

２０２３ 年第 ９ 期 ３７

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沖擊荷載作用下玄武巖纖維混凝土低溫力學(xué)性能試驗(yàn)研究

桿、透射桿和吸收桿均為合金鋼材?其密度為７ ８５０

ｋｇ / ｍ

３

?彈性模量為 ２１０ ＧＰａ?縱波波速為５ １９０ ｍ / ｓ?

子彈、入射桿、透射桿長(zhǎng)度分別為 ０? ６ ｍ、３? ２ ｍ、１? ８ ｍ?

入射桿與透射桿貼有兩組型號(hào)為 ＢＸ１２０－３ＡＡ 的電

阻應(yīng)變片來(lái)接收應(yīng)力波?其中電阻值為(１２０±０? １) Ω?

靈敏度系數(shù)為 ２? ０８％±１％? 利用超動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀、示

波器及電腦系統(tǒng)采集試驗(yàn)數(shù)據(jù)?ＳＨＰＢ 試驗(yàn)裝置系

統(tǒng)如圖 １ 所示?

圖 １ ＳＨＰＢ 試驗(yàn)裝置系統(tǒng)

Ｆｉｇ? １ ＳＨＰＢ ｔｅｓｔ ｄｅｖｉｃｅ ｓｙｓｔｅｍ

使用三波法對(duì)動(dòng)態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)所采集數(shù)據(jù)進(jìn)

行處理?應(yīng)變率、應(yīng)變及應(yīng)力計(jì)算方法如式(１)所示[２３]

:

ε

?

(ｔ) ＝

Ｃ０

ｌ

ｓ

[εｉ(ｔ) － εｒ(ｔ) － εｔ(ｔ)]

ε(ｔ) ＝

Ｃ０

ｌ

ｓ

∫

ｔ

０

[εｉ(ｔ) － εｒ(ｔ) － εｔ(ｔ)]ｄｔ

σ(ｔ) ＝

ＡＥ

２ＡＳ

[εｉ(ｔ) ＋ εｒ(ｔ) ＋ εｔ(ｔ)]

ì

?

í

?

?

?

?

?

?

?

?

(１)

式中:εｉ( ｔ)、εｒ( ｔ)、εｔ( ｔ) 對(duì)應(yīng)時(shí)刻 ｔ 試件的入射應(yīng)

變、反射應(yīng)變、透射應(yīng)變?無(wú)量綱?ｌ

ｓ為圓柱體試件的

厚度?ｍ?Ｃ０為桿件的縱波波速?ｍ / ｓ?Ｅ 為桿件的彈

性模量?ＭＰａ?Ａ、ＡＳ分別為壓桿的橫截面積和試件的

橫截面積?ｍ

２

?

動(dòng)態(tài)單軸劈裂試驗(yàn)試件兩端受力值 Ｆ( ｔ) 可由

采集到的入射波 εｉ(ｔ)、反射波 εｒ(ｔ)、透射波 εｔ(ｔ)

計(jì)算得到[２４]

:

Ｆ(ｔ) ＝

πＤ

２

８

Ｅ[εｉ(ｔ) ＋ εｒ(ｔ) ＋ εｔ(ｔ)] (２)

式中:Ｄ 為壓桿直徑?ｍ?Ｅ 為壓桿材料的彈性模量?

ＭＰａ? 試件中心處所受拉應(yīng)力為:

σｔ(ｔ) ＝

２Ｆ(ｔ)

πｄｈ

(３)

式中:ｄ 為試件直徑?ｍ?ｈ 為試件高度?ｍ?

２? ３ 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用靜態(tài)加載及四種不同沖擊氣壓(０? ２５

ＭＰａ、０? ３５ ＭＰａ、０? ４５ ＭＰａ、０? ５５ ＭＰａ)對(duì)試件開(kāi)展單

軸壓縮試驗(yàn)?溫度分別為 １０ ℃、０ ℃、－１０ ℃、－２０ ℃、

－３０ ℃ ?利用低溫交變?cè)囼?yàn)箱對(duì)試件開(kāi)展低溫處理?

降至目標(biāo)溫度后恒溫 ２４ ｈ?待到達(dá)時(shí)間后立即取出

試件進(jìn)行單軸壓縮和劈裂試驗(yàn)?每組三個(gè)試件?選取

抗壓強(qiáng)度接近平均值的一組數(shù)據(jù)進(jìn)行分析?

３ 試驗(yàn)結(jié)果與分析

３? １ 應(yīng)力平衡驗(yàn)證及應(yīng)力－應(yīng)變曲線

對(duì)玄武巖纖維混凝土試件開(kāi)展單軸沖擊試驗(yàn)時(shí)

需要對(duì)沖擊試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行應(yīng)力平衡檢測(cè)?以確保沖

擊試驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效性? 圖 ２ 為 １０ ℃ 時(shí)試件在 ０? ２５

ＭＰａ 沖擊氣壓下的應(yīng)力平衡曲線? 由圖 ２ 可知?試

件透射應(yīng)力與入射應(yīng)力＋反射應(yīng)力基本保持一致?這

也說(shuō)明試件在此次沖擊荷載作用下能夠滿足應(yīng)力

平衡[２５]

?

圖 ２ ０.２５ ＭＰａ 氣壓下試件應(yīng)力平衡檢測(cè)

Ｆｉｇ? ２ Ｔｅｓｔ ｐｉｅｃｅ ｓｔｒｅｓｓ ｂａｌａｎｃｅ ｕｎｄｅｒ ０.２５ ＭＰａ ａｉｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

圖 ３ 為靜載作用下不同低溫試件應(yīng)力－應(yīng)變曲

線?圖 ４ 為 ０ ℃時(shí)不同沖擊氣壓作用下試件應(yīng)力－應(yīng)

變曲線?圖 ５ 為 ０? ３５ ＭＰａ 氣壓作用下不同低溫環(huán)境

下試件的應(yīng)力－應(yīng)變曲線?

圖 ３ 靜態(tài)應(yīng)力－應(yīng)變曲線

Ｆｉｇ? ３ Ｓｔａｔｉｃ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ

３８ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

圖 ４ ０ ℃時(shí)試件在不同沖擊氣壓下應(yīng)力－應(yīng)變曲線

Ｆｉｇ? ４ Ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｏｃｋ ｇａｓ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ ａｔ ０ ℃

圖 ５ 不同溫度時(shí)試件在 ０.３５ ＭＰａ 氣壓下應(yīng)力－應(yīng)變曲線

Ｆｉｇ? ５ Ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｕｎｄｅｒ ０.３５ ＭＰａ

ｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ

結(jié)合圖 ３ 可以看出?在靜荷載作用下?溫度的降

低使玄武巖纖維混凝土峰值應(yīng)力整體呈增大趨勢(shì)?

峰值應(yīng)變減小? 相較于 １０ ℃ 時(shí)試件?溫度為 ０ ℃ 、

－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃時(shí)靜載作用下試件峰值應(yīng)力

增幅分別為－０? ４５％、３? ７８％、９? ５７％、１６? ０６％?峰值

應(yīng)變降幅分別為 １２? ４７％、２９? ２２％、３８? ２５％、４８? １７％?

隨著溫度的降低?其應(yīng)力增幅變大?應(yīng)變減小?低溫

作用使試件抵抗外荷載能力增加?變形能力降低?

由圖 ４ 可知?在 ０ ℃ 時(shí)?隨著沖擊氣壓的增大?

試件峰值應(yīng)力增大?試件應(yīng)力存在明顯的應(yīng)變率效

應(yīng)? 研究表明材料在承受應(yīng)力緩慢增加時(shí)?其內(nèi)部

最大缺陷會(huì)承擔(dān)附加到其他缺陷處的應(yīng)力變形?當(dāng)

外部應(yīng)力快速增加時(shí)?裂紋擴(kuò)展速度要大于材料整

體受力變形速度?材料內(nèi)部其他小缺陷及亞缺陷會(huì)

被激活[２５]

?施加在材料整體上的力會(huì)由材料內(nèi)部所

有缺陷及周?chē)鷧^(qū)域共同承擔(dān)?因此試件本身強(qiáng)度會(huì)

得到提高?表現(xiàn)出顯著的應(yīng)變率效應(yīng)? 結(jié)合圖 ５ 可知?

在 ０? ３５ ＭＰａ 氣壓動(dòng)載作用下?試件峰值應(yīng)力隨溫度

的降低而增大?峰值應(yīng)變減小?這與靜載作用下試件

表現(xiàn)出的規(guī)律一致?說(shuō)明低溫作用會(huì)增強(qiáng)試件抵抗

外荷載能力?降低試件的延展性?

３? ２ 不同溫度下試件抗拉、抗壓強(qiáng)度變化規(guī)律

玄武巖纖維混凝土試件在不同沖擊氣壓下抗壓

強(qiáng)度隨溫度變化規(guī)律如圖 ６ 所示?抗拉強(qiáng)度隨溫度

變化規(guī)律如圖 ７ 所示?

圖 ６ 不同沖擊氣壓下試件抗壓強(qiáng)度隨溫度的變化規(guī)律

Ｆｉｇ? ６ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ

圖 ７ 不同沖擊氣壓下試件抗拉強(qiáng)度隨溫度的變化規(guī)律

Ｆｉｇ? ７ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ

由圖 ６、圖 ７ 可知?不同沖擊氣壓下?低溫作用下

試件抗壓、抗拉強(qiáng)度均有所提升? ０? ５５ ＭＰａ 沖擊氣

壓作用下?相較于 １０ ℃?溫度為 ０ ℃、－１０ ℃、－２０ ℃、

－３０ ℃時(shí)試件抗壓強(qiáng)度增幅分別為 １? ５０％、７? ０９％、

１５? ８３％、２３? ３４％?抗拉強(qiáng)度增幅分別為 １０? ３４％、

２３? １７％、３８? ８６％、６０? ７８％?溫度的降低使試件強(qiáng)度

增大?且抗拉強(qiáng)度增幅明顯高于抗壓強(qiáng)度增幅? 研

究表明混凝土自身會(huì)存在孔隙?其內(nèi)部又含有自由水

與結(jié)合水?溫度降低時(shí)?試件內(nèi)部水分會(huì)結(jié)冰硬化?

一方面試件內(nèi)部形成具有一定強(qiáng)度的冰?能夠與混

凝土共同抵抗外荷載?且溫度越低凝結(jié)成冰的強(qiáng)度

越高?另一方面水結(jié)成冰后體積會(huì)產(chǎn)生微膨脹?從而

對(duì)試件原生裂隙進(jìn)行填充?同時(shí)冰在凍結(jié)過(guò)程中會(huì)

２０２３ 年第 ９ 期 ３９

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沖擊荷載作用下玄武巖纖維混凝土低溫力學(xué)性能試驗(yàn)研究

與膠凝材料形成整體?混凝土作為一種多孔親水材

料?與冰之間的黏結(jié)強(qiáng)度非常高?且溫度越低黏結(jié)性

越強(qiáng)?對(duì)混凝土強(qiáng)度提升效果越大[２６－２７]

? 由圖可知:

溫度由 １０ ℃降低到 ０ ℃時(shí)試件應(yīng)力增幅明顯較小?

雖然水結(jié)冰的臨界溫度為 ０ ℃?但由于混凝土毛細(xì)血

管作用會(huì)導(dǎo)致孔隙水的冰點(diǎn)下降?使其在達(dá)到 ０ ℃

時(shí)只有少部分孔隙水結(jié)冰?多數(shù)還以自由水的形態(tài)

存在?因此對(duì)試件強(qiáng)度提升較小[２６]

?隨著溫度的進(jìn)

一步降低?其強(qiáng)度增幅顯著增加?

３? ３ 不同沖擊氣壓下試件 ＤＩＦ 變化

為進(jìn)一步探究不同低溫下試件抗壓、抗拉強(qiáng)度

應(yīng)力率效應(yīng)的敏感性?對(duì)相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合處理?不

同沖擊氣壓下試件抗壓、抗拉強(qiáng)度 ＤＩＦ 變化規(guī)律如

圖 ８ 所示?

(ａ)不同溫度下試件抗壓強(qiáng)度 ＤＩＦ 變化規(guī)律

(ｂ)不同溫度下試件抗拉強(qiáng)度 ＤＩＦ 變化規(guī)律

圖 ８ 不同溫度下試件 ＤＩＦ 隨沖擊氣壓的變化規(guī)律

Ｆｉｇ? ８ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ＤＩＦ ｗｉｔｈ ｉｍｐａｃｔ

ｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ

由圖 ８ 可以看出:隨著沖擊氣壓的增大?不同溫

度下試件抗壓、抗拉強(qiáng)度 ＤＩＦ 均相應(yīng)增大?兩者呈良

好的指數(shù)正相關(guān)?沖擊氣壓的增大使試件強(qiáng)度提高?

試件存在明顯的應(yīng)變率效應(yīng)? 隨著溫度的降低?試

件 ＤＩＦ 增幅顯著增加?說(shuō)明低溫環(huán)境下玄武巖纖維

混凝土應(yīng)變率效應(yīng)更加明顯? 低溫環(huán)境下水結(jié)為冰

以及冰與膠凝材料的相結(jié)合增強(qiáng)了試件自身強(qiáng)度?

水在低溫下產(chǎn)生膨脹對(duì)部分裂隙進(jìn)行填充?試件孔

隙率降低?整體性增強(qiáng)?且溫度越低增幅越大?應(yīng)變

率效應(yīng)越敏感? 不同溫度下試件抗拉強(qiáng)度 ＤＩＦ 值高

于抗壓強(qiáng)度 ＤＩＦ 值?說(shuō)明低溫下玄武巖纖維混凝土

抗拉強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)敏感性高于抗壓強(qiáng)度的應(yīng)變

率效應(yīng)敏感性?

３? ４ 溫度效應(yīng)與應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)比

為更好對(duì)比應(yīng)變率效應(yīng)與溫度效應(yīng)對(duì)試件的影

響?取玄武巖纖維混凝土應(yīng)變率效應(yīng)顯著段與溫度

效應(yīng)進(jìn)行對(duì)比? 引入 φ１ 、λ１分別表示峰值抗壓強(qiáng)度、

抗拉強(qiáng)度的溫度增長(zhǎng)因子?φ２ 、λ２分別表示峰值抗壓

強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度的應(yīng)變率增長(zhǎng)因子[１７?２７]

?如式(４)、

式(５)所示:

φｉ?１

＝

σｉ?－３０

σｉ?１０

? φｊ?２

＝

σｊ?Ｔ

σｊ?Ｌ

(４)

λｉ?１

＝

γｉ?－３０

γｉ?１０

? λｊ?２

＝

γｊ?Ｔ

γｊ?Ｌ

(５)

式中:φｉ?１ 、λｉ?１分別為沖擊氣壓為 ｉ 時(shí)玄武巖纖維混

凝土抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度的溫度增長(zhǎng)因子?σｉ?－３０ 、

γｉ?－３０分別為沖擊氣壓為 ｉ、－３０ ℃時(shí)試件的峰值抗壓

強(qiáng)度、峰值抗拉強(qiáng)度?σｉ?１０ 、γｉ?１０分別為沖擊氣壓為 ｉ、

１０ ℃時(shí)試件的峰值抗壓強(qiáng)度、峰值抗拉強(qiáng)度?ｉ 分別

為 ０ ＭＰａ、 ０? ２５ ＭＰａ、 ０? ３５ ＭＰａ、 ０? ４５ ＭＰａ、 ０? ５５

ＭＰａ?σｊ?Ｔ 、γｊ?Ｔ分別為溫度為 ｊ 時(shí)應(yīng)變率效應(yīng)下玄武

巖纖維混凝土在最大沖擊氣壓下對(duì)應(yīng)的峰值抗壓強(qiáng)

度、峰值抗拉強(qiáng)度?σｊ?Ｌ 、γｊ?Ｌ分別為溫度為 ｊ 時(shí)應(yīng)變率

效應(yīng)下玄武巖纖維混凝土在最小沖擊氣壓下對(duì)應(yīng)的

峰值抗壓強(qiáng)度、峰值抗拉強(qiáng)度?ｊ 分別為 １０ ℃ 、０ ℃ 、

－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ ?

試件峰值抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度的溫度與應(yīng)變率

增長(zhǎng)因子同沖擊氣壓和溫度的關(guān)系如圖 ９ 所示?

(ａ)抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)因子

４０ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

(ｂ)抗拉強(qiáng)度增長(zhǎng)因子

圖 ９ 抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度增長(zhǎng)因子隨沖擊氣壓和

溫度的變化規(guī)律

Ｆｉｇ? ９ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

ｇｒｏｗｔｈ ｆａｃｔｏｒ ｗｉｔｈ ｉｍｐａｃｔ ａｉｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｎｄ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

由圖 ９(ａ)可知:φ１ 、φ２均大于 １?說(shuō)明溫度的降

低與沖擊氣壓的增大均使玄武巖纖維混凝土的動(dòng)態(tài)

抗壓強(qiáng)度呈正增長(zhǎng)?φ１隨沖擊氣壓的增大整體變化

幅度較小?φ２隨溫度的增加存在小幅度提升?溫度的

增加使試件抗壓強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)更加顯著?φ２顯

著大于 φ１ ?說(shuō)明溫度效應(yīng)對(duì)玄武巖纖維混凝土抗壓

強(qiáng)度的影響要顯著高于應(yīng)變率效應(yīng)的影響?試件抗

壓強(qiáng)度對(duì)溫度效應(yīng)更加敏感?

由圖 ９(ｂ)可知:λ１ 、λ２均大于 １?說(shuō)明溫度的降

低與沖擊氣壓的增大均使玄武巖纖維混凝土的動(dòng)態(tài)

抗拉強(qiáng)度呈正增長(zhǎng)?λ１隨沖擊氣壓的增大整體呈增

大趨勢(shì)?相較于靜載作用下 ０? ２５ ＭＰａ、０? ３５ ＭＰａ、

０? ４５ ＭＰａ、０? ５５ ＭＰａ 氣壓下的增長(zhǎng)因子增幅分別為

９? ４２％、１０? ８７％、１６? ６７％、１７? ３９％?說(shuō)明隨著沖擊氣

壓的增大?溫度使試件抗拉強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)更加

顯著?λ２隨溫度的升高整體呈下降趨勢(shì)?相較于－３０

℃時(shí)?－２０ ℃ 、－１０ ℃ 、０ ℃ 、１０ ℃時(shí)試件增長(zhǎng)因子降

幅分別為 ７? ６９％、１１? ７６％、１３? ５７％、１４? ９３％?說(shuō)明隨

著溫度的升高?沖擊氣壓使試件抗拉強(qiáng)度的應(yīng)變率

效應(yīng)降低?溫度越低試件在沖擊荷載作用下的應(yīng)變

率效應(yīng)越顯著?λ２顯著大于 λ１ ?說(shuō)明溫度效應(yīng)對(duì)玄

武巖纖維混凝土抗拉強(qiáng)度的影響要顯著高于應(yīng)變率

效應(yīng)的影響?試件抗拉強(qiáng)度同樣對(duì)溫度效應(yīng)更加

敏感?

綜上所述?低溫作用下玄武巖纖維混凝土的溫

度效應(yīng)對(duì)其抗壓、抗拉強(qiáng)度影響更加明顯?應(yīng)變率效

應(yīng)次之?

４ 結(jié) 論

(１)相同溫度下?隨著沖擊氣壓的增大?試件峰

值抗壓、抗拉強(qiáng)度均增加?試件存在明顯的應(yīng)變率效

應(yīng)?０? ５５ ＭＰａ 沖擊氣壓作用下?相較于 １０ ℃ ?溫度

為 ０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ 時(shí)試件抗壓強(qiáng)度增

幅分別為 １? ５０％、７? ０９％、１５? ８３％、２３? ３４％?抗拉強(qiáng)

度增幅分別為 １０? ３４％、２３? １７％、３８? ８６％、６０? ７８％?

低溫作用會(huì)增強(qiáng)試件抵抗外荷載能力?抗拉、抗壓強(qiáng)

度隨之增大?

(２)相同沖擊氣壓下?溫度的升高使試件峰值

抗壓、抗拉強(qiáng)度降低?抗壓、抗拉強(qiáng)度 ＤＩＦ 隨之減小?

低溫環(huán)境下水凝結(jié)成冰及與膠凝材料間良好的粘接

使試件強(qiáng)度增大?應(yīng)變率效應(yīng)更加敏感?且抗拉強(qiáng)度

的應(yīng)變率效應(yīng)敏感性高于抗壓強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)敏

感性?

(３)溫度的降低與沖擊氣壓的增大使玄武巖纖

維混凝土的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度均呈正增長(zhǎng)?且

溫度效應(yīng)對(duì)試件抗壓、抗拉強(qiáng)度的影響要顯著高于

應(yīng)變率效應(yīng)的影響?因此低溫環(huán)境下對(duì)玄武巖纖維

混凝土峰值抗拉強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度影響應(yīng)優(yōu)先考慮溫

度效應(yīng)?其次考慮應(yīng)變率效應(yīng)?

參考文獻(xiàn)

[１] 高原? 張偉? 張海波? 等. 不同摻量鋼纖維混凝土低溫動(dòng)力學(xué)性

能研究[Ｊ]. 中國(guó)高新技術(shù)企業(yè)? ２０１３(２３): １０－１２.

[２] 張楠? 廖娟? 戢文占? 等. 混凝土低溫力學(xué)性能及試驗(yàn)方法[ Ｊ].

硅酸鹽學(xué)報(bào)? ２０１４? ４２(１１): １４０４－１４０８.

[３] 趙玉潔? 常誠(chéng)? 柏才音? 等. 漠河極端氣溫氣候特征及其變化[Ｊ].

氣象? ２００９? ３５(３): ９４－９８.

[４] 蔣正武? 張楠? 李雄英? 等. 國(guó)外超低溫下混凝土性能的研究進(jìn)

展評(píng)述[Ｊ]. 材料導(dǎo)報(bào)? ２０１１? ２５(１３): １－４.

[５] 黃偉. 低溫下大體積高強(qiáng)混凝土裂縫成因分析與控制[ Ｊ]. 露天

采礦技術(shù)? ２００７(６): ６７－７０.

[６] 梅塔. 混凝土微觀結(jié)構(gòu)、特性和材料[Ｍ]. 歐陽(yáng)東? 譯. 北京: 中

國(guó)建筑工業(yè)出版社? ２０１６.

[７] 王建超? 裘子銘? 陸佳韋? 等. 廢棄纖維再生混凝土碳化深度預(yù)

測(cè)模型研究[Ｊ]. 硅酸鹽通報(bào)? ２０２０? ３９(５): １５０３－１５１０? １５１６.

[８] 吳偉? 馮虎. 碳纖維混凝土動(dòng)態(tài)力學(xué)特性試驗(yàn)研究[ Ｊ]. 復(fù)合材

料科學(xué)與工程? ２０２１(１０): １３－１８.

[９] 周興宇? 楊鼎宜? 李玉壽? 等. 多尺度聚丙烯纖維混凝土力學(xué)性

能及損傷演化研究[Ｊ]. 混凝土與水泥制品? ２０２０(４): ４９－５３.

[１０] 王建超? 周靜海? 王新棟? 等. 廢棄纖維再生混凝土碳化深度

預(yù)測(cè)模型試驗(yàn)研究[Ｊ]. 工業(yè)建筑? ２０１８? ４８(３): １７－２０? ５.

[１１] 趙燕茹? 劉道寬? 王磊? 等. 玄武巖纖維混凝土高溫后力學(xué)性

能試驗(yàn)研究[Ｊ]. 混凝土? ２０１９(１０): ７２－７５.

[１２] 尹玉龍. 玄武巖纖維混凝土的力學(xué)性能和耐久性能研究[Ｄ].

重慶: 重慶交通大學(xué)? ２０１５.

(下轉(zhuǎn)第 ６６ 頁(yè))

２０２３ 年第 ９ 期 ４１

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基于失效理論的復(fù)合材料力學(xué)性能預(yù)測(cè)及試驗(yàn)驗(yàn)證

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００６

基于失效理論的復(fù)合材料力學(xué)性能預(yù)測(cè)及試驗(yàn)驗(yàn)證

夏婉瑩? 李志虎? 秦玉林? 張 寧? 嚴(yán)路平

(奇瑞汽車(chē)股份有限公司? 蕪湖 ２４１００９)

摘要: 針對(duì)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料力學(xué)性能預(yù)測(cè)方法進(jìn)行研究?采用實(shí)際試驗(yàn)和有限元仿真分析相結(jié)合的方法?分別利用

Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論及 Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則確定工況的失效機(jī)能?從而獲得相應(yīng)工況或加載條件的最大載荷、最大位移、彈性強(qiáng)度和

楊氏模量等力學(xué)性能結(jié)果? 將試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行比對(duì)?結(jié)果表明 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論對(duì)工況安全性能校核較為適用?

Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則更加適用于實(shí)際的極限強(qiáng)度預(yù)測(cè)? 同時(shí)?建立的有限元仿真模型仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好?說(shuō)明該預(yù)

測(cè)模型具有良好的合理性?

關(guān)鍵詞: 纖維增強(qiáng)復(fù)合材料? 仿真計(jì)算? 失效分析? 失效判據(jù)

中圖分類(lèi)號(hào): ＴＢ３３２ 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: Ａ 文章編號(hào): ２０９６－８０００(２０２３)０９－００４２－０６

Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｉｅｓ

ＸＩＡ Ｗａｎｙｉｎｇ? ＬＩ Ｚｈｉｈｕ? ＱＩＮ Ｙｕｌｉｎ? ＺＨＡＮＧ Ｎｉｎｇ? ＹＡＮ Ｌｕｐｉｎｇ

(Ｃｈｅｒｙ Ａｕｔｏｍｏｂｉｌｅ Ｃｏｍｐａｎｙ? Ｗｕｈｕ ２４１００９? Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｉｍｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅ￣

ｒｉａｌ? ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｓｕｃｈ ａｓ ｍａｘｉｍｕｍ ｌｏａｄ? ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ? ｅｌａｓｔｉｃ ｓｔｒｅｎｇｔｈ? ｍｏｄｕｌｕｓ ａｎｄ ｏｔｈｅｒ

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｗｅｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ａｃｔｕａｌ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ＨｙｐｅｒＷｏｒｋｓ

ａｎｄ ＡＢＡＱＵＳ ｗｉｔｈ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｔｅｎｓｏｒ ｔｈｅｏｒｙ ａｎｄ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ. Ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ

ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ? ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ａｃｃｕｒａｃｙ ｏｆ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｔｅｎｓｏｒ ｔｈｅｏｒｙ ｉｓ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｌｏｗｅｒ ｔｈａｎ

ｔｈａｔ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｈａｓｈｉｎ? ｗｈｉｃｈ ｉｎｄｉｃａｔｅｓ ｔｈａｔ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｔｅｎｓｏｒ ｔｈｅｏｒｙ ｉｓ ｍｏｒｅ ｓｕｉｔａｂｌｅ ｆｏｒ ｃｈｅｃｋｉｎｇ ｔｈｅ ｗｏｒｋｉｎｇ ｃｏｎｄｉ￣

ｔｉｏｎ ｓａｆｅｔｙ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ? ａｎｄ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ｉｓ ｍｏｒｅ ｓｕｉｔａｂｌｅ ｆｏｒ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ. Ａｔ

ｔｈｅ ｓａｍｅ ｔｉｍｅ? ｔｈｅ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｉｎ ｇｏｏｄ ａｇｒｅｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ? ｗｈｉｃｈ ｉｎｄｉｃａｔｅｓ

ｔｈａｔ ｔｈｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｈａｓ ｇｏｏｄ ｒａｔｉｏｎａｌｉｔｙ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ? ＣＡＥ? ｆａｉｌｕｒｅ ａｎａｌｙｓｉｓ? ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉａ

收稿日期: ２０２２－０９－０８

基金項(xiàng)目: ２０２１ 年度蕪湖市科技計(jì)劃項(xiàng)目重點(diǎn)研發(fā)項(xiàng)目 (２０２１ｙｆ１０)

作者簡(jiǎn)介: 夏婉瑩 (１９９６—)? 女? 碩士研究生? 主要從事復(fù)材可靠性試驗(yàn)驗(yàn)證及性能研究開(kāi)發(fā)方面的研究? ｘｉａｗａｎｙｉｎｇ＠ｍｙｃｈｅｒｙ? ｃｏｍ?

１ 前 言

復(fù)合材料作為一類(lèi)新型材料?具有比強(qiáng)度高、比

模量大、密度低和可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等許多優(yōu)點(diǎn)?近半個(gè)世

紀(jì)以來(lái)?在航空航天、船舶工程、建筑工程、車(chē)輛制造、

化學(xué)工程及體育器械等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[１－３]

?

以車(chē)用控制臂為例?理想 ＯＮＥ 的下控制臂采用尼龍＋

玻璃纖維復(fù)合材料( ＰＡ６＋ＧＦ５０) 制備而成?其重量

與鋁制控制臂重量相當(dāng)?但強(qiáng)度稍高[４]

? Ｋｉｍ 等[５]

設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)了一種車(chē)用復(fù)合材料下控制臂?與傳統(tǒng)鋼

材控制臂相比?其重量降低了 ５０％?剛度和屈曲強(qiáng)度

則為其兩倍? Ｙａｏ 等[６]基于經(jīng)典層合板理論?優(yōu)化碳

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料控制臂的鋪層方式?并利用 Ｔｓａｉ－

Ｗｕ 張量理論對(duì)控制臂的失效進(jìn)行預(yù)測(cè)分析? 隨著

各種新型復(fù)合材料的開(kāi)發(fā)和應(yīng)用?有關(guān)復(fù)合材料的

失效分析研究也如雨后春筍般不斷出現(xiàn)? 在大范圍

應(yīng)用復(fù)合材料的航空航天領(lǐng)域?設(shè)計(jì)者常采用材料

性能試驗(yàn)與結(jié)構(gòu)元件或細(xì)節(jié)單元試驗(yàn)來(lái)獲得設(shè)計(jì)許

用值?從而留有充足的安全裕度? 然而在實(shí)際應(yīng)用

時(shí)?該方法效率過(guò)低、費(fèi)用過(guò)高?不符合當(dāng)前市場(chǎng)對(duì)

復(fù)合材料產(chǎn)品研發(fā)又快又好的要求? 因此?基于復(fù)

合材料力學(xué)性能?結(jié)合經(jīng)典層合板理論?建立相適應(yīng)

的數(shù)學(xué)物理模型?通過(guò)計(jì)算或仿真分析預(yù)測(cè)復(fù)合材

料強(qiáng)度?是現(xiàn)如今眾多復(fù)合材料失效準(zhǔn)則建立的主

要方法之一?

４２ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

為評(píng)估當(dāng)前纖維增強(qiáng)復(fù)合材料失效預(yù)測(cè)方法的

置信水平?英國(guó)曼徹斯特大學(xué)聯(lián)合 ＱｉｎｅｔｉＱ 公司等機(jī)

構(gòu)在 １９９２—２００４ 年開(kāi)展了第一屆世界復(fù)合材料失

效運(yùn)動(dòng)會(huì) ( Ｗｏｒｌｄ － Ｗｉｄｅ Ｆａｉｌｕｒｅ Ｅｘｅｒｃｉｓｅ － Ⅰ?簡(jiǎn)稱(chēng)

ＷＷＦＥ－Ⅰ)? ＷＷＦＥ－Ⅰ針對(duì) １５ 種試驗(yàn)工況?評(píng)估

了 １９ 種準(zhǔn)則對(duì)聚合物基復(fù)合材料樣板、層合板在平

面應(yīng)力狀態(tài)下的失效預(yù)測(cè)能力?定量綜合 Ａ＋Ｂ 評(píng)級(jí)

總分的排名結(jié)果如圖 １ 所示[７]

? 而后?為評(píng)估纖維

增強(qiáng)聚合物基復(fù)合材料在三維應(yīng)力狀態(tài)下的強(qiáng)度和

變形的主要失效準(zhǔn)則及方法的預(yù)測(cè)能力強(qiáng)弱?Ｋａ￣

ｄｄｏｕｒ和 Ｈｉｎｔｏｎ 等自 ２００４ 年開(kāi)始分別組織了第二屆

及第三屆世界復(fù)合材料失效運(yùn)動(dòng)會(huì)( ＷＷＦＥ－Ⅱ和

ＷＷＦＥ－Ⅲ)

[８－９]

?前者主要關(guān)注當(dāng)前各項(xiàng)失效理論對(duì)

各向同性基體和樣板、層合板破壞和變形的預(yù)測(cè)能

力[１０]

?后者則將著重點(diǎn)放在結(jié)構(gòu)損傷方面? ＷＷＦＥ－Ⅱ

于 ２０１２ 年落下帷幕?最終結(jié)合定性和定量分析?綜

合 Ａ＋Ｂ 評(píng)級(jí)總分的排名結(jié)果如圖 ２ 所示[１１]

? 結(jié)合

圖 １ 和圖 ２ 不難看出?作為不區(qū)分失效方式代表之

一的 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論與作為區(qū)分失效方式代表之

一的 Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則均表現(xiàn)良好?

注:Ａ 級(jí)預(yù)測(cè)值在試驗(yàn)值的±１０％以內(nèi)?Ｂ 級(jí)預(yù)測(cè)值為試驗(yàn)值的

±１０％~±５０％?Ｃ 級(jí)預(yù)測(cè)值高于試驗(yàn)值的±５０％?ＮＡ 級(jí)未提供解決方案?

圖 １ ＷＷＦＥ－Ⅰ中參與評(píng)比的各項(xiàng)理論綜合排名

Ｆｉｇ? １ Ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｒａｎｋｉｎｇ ｏｆ

ｔｈｅｏｒｉｅｓ ｐａｒｔｉｃｉｐａｔｉｎｇ ｉｎ ＷＷＦＥ－Ⅰ

注:Ａ、Ｂ、Ｃ 三種等級(jí)評(píng)估方式與 ＷＷＦＥ－Ⅰ的一致?

圖 ２ ＷＷＦＥ－Ⅱ中參與評(píng)比的各項(xiàng)理論綜合排名

Ｆｉｇ? ２ Ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｒａｎｋｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅｏｒｉｅｓ

ｐａｒｔｉｃｉｐａｔｉｎｇ ｉｎ ＷＷＦＥ－Ⅱ

本文將有限元仿真分析與實(shí)際試驗(yàn)相結(jié)合?研

究了玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料樣板及碳纖維增強(qiáng)復(fù)合

材料樣板的力學(xué)強(qiáng)度性能?利用不同分析軟件建立

有限元模型?接著分別基于 Ｔｓａｉ －Ｗｕ 張量理論和

Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則計(jì)算最大載荷、強(qiáng)度和模量?將仿真

結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相比較?驗(yàn)證模型預(yù)測(cè)精度?

２ 試驗(yàn)部分

２? １ 試驗(yàn)件描述

試驗(yàn)選擇的玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料樣板采用

Ｓ４ / 環(huán)氧樹(shù)脂?碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料樣板采用 Ｔ７００ /

環(huán)氧樹(shù)脂?其中 Ｓ４ 玻璃纖維和 Ｔ７００ 碳纖維力學(xué)性

能如表 １ 所示?試驗(yàn)件的規(guī)格尺寸及鋪層如表 ２ 所

示?玻璃纖維樣板和碳纖維樣板的纖維體積含量分

別為 ４９％和 ５４％?

表 １ Ｓ４ 玻璃纖維和 Ｔ７００ 碳纖維材料力學(xué)性能信息

Ｔａｂｌｅ １ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｓ４ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ

ａｎｄ Ｔ７００ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

纖維材料

直徑

/ μｍ

拉伸模量

/ ＧＰａ

伸長(zhǎng)率

/ ％

泊松比

拉伸強(qiáng)度

/ ＭＰａ

Ｓ４ 玻璃纖維 ８ ９２ ５.３ ０.２９ ４ ６００

Ｔ７００ 碳纖維 ７ ２３０ ２.１ ０.３５ ４ ９００

表 ２ 試驗(yàn)所用材料的規(guī)格參數(shù)及鋪層信息

Ｔａｂｌｅ ２ Ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｌａｙｅｒｓ ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ

ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

試件

名稱(chēng)

測(cè)試

類(lèi)型

尺寸/ ｍｍ

(長(zhǎng)×寬×厚)

單層厚度

/ ｍｍ

鋪層

玻璃

纖維

增強(qiáng)

樣板

縱向拉伸 ２５０×１５×１ ０.２５ [０４ ]

縱向壓縮 １７５×２５×２ ０.２５ [０８ ]

橫向拉伸 ２５０×２５×２ ０.２５ [９０８ ]

橫向壓縮 １４０×１３×２ ０.２５ [９０８ ]

面內(nèi)剪切 ２５０×２５×３ ０.２５ [(４５ / －４５) ６ ]

碳纖維

增強(qiáng)

樣板

縱向拉伸 ２５０×１５×１ ０.２５ [０４ ]

縱向壓縮 １４０×１３×２ ０.２５ [０８ ]

橫向拉伸 ２５０×２５×２ ０.２５ [９０８ ]

橫向壓縮 １４０×１３×２ ０.２５ [９０８ ]

面內(nèi)剪切 ２５０×２５×３ ０.２５ [(４５ / －４５) ６ ]

２? ２ 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)選用的儀器為 ＩＮＳＴＲＯＮ 萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)?

拉伸、壓縮和面內(nèi)剪切試驗(yàn)分別參考 ＡＳＴＭ Ｄ３０３９?聚

合物基復(fù)合材料拉伸性能標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法?、ＡＳＴＭ

Ｄ６６４１?采用復(fù)合加載壓縮(ＣＬＣ) 試驗(yàn)夾具測(cè)量聚

２０２３ 年第 ９ 期 ４３

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基于失效理論的復(fù)合材料力學(xué)性能預(yù)測(cè)及試驗(yàn)驗(yàn)證

合物基復(fù)合材料層壓板壓縮性能的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法?

和 ＡＳＴＭ Ｄ３５１８?采用±４５°層壓板拉伸試驗(yàn)測(cè)量聚

合物基復(fù)合材料面內(nèi)剪切特性的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法??試

驗(yàn)速度為 ２ ｍｍ / ｍｉｎ? 針對(duì)每一種工況?分別對(duì)兩種

材料進(jìn)行 ５ 次試驗(yàn)?試驗(yàn)過(guò)程如圖 ３ 所示?樣條試驗(yàn)

結(jié)束后狀態(tài)如圖 ４ 所示?

圖 ３ 拉伸、壓縮和面內(nèi)剪切試驗(yàn)過(guò)程圖

Ｆｉｇ? ３ Ｓｔａｔｕｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ? ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ

(ａ)、(ｂ)、(ｃ)、(ｄ)及(ｅ)分別為玻璃纖維增強(qiáng)樣板試驗(yàn)結(jié)果?

(ｆ)、(ｇ)、(ｈ)、(ｉ)及(ｊ)分別為碳纖維增強(qiáng)樣板試驗(yàn)結(jié)果

(ａ)? (ｂ)? (ｃ)? (ｄ) ａｎｄ (ｅ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ? ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ? (ｆ)? (ｇ)? (ｈ)? (ｉ) ａｎｄ (ｊ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ

ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ? ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ

圖 ４ 拉伸、壓縮和面內(nèi)剪切試驗(yàn)結(jié)果圖

Ｆｉｇ? ４ Ｔｅｎｓｉｌｅ? ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ ｒｅｓｕｌｔｓ

２? ３ 試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)各組工況分別進(jìn)行 ５ 次試驗(yàn)?將 ５ 次試驗(yàn)結(jié)

果的平均值作為最終的試驗(yàn)數(shù)據(jù)展示在表 ３ 中? 其

中?對(duì)于縱向拉伸試驗(yàn)?玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料樣板

的主要破壞模式為 ＳＧＭ?即工作段中間縱向部位的

劈裂破壞?碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料樣板的主要破壞模

式為 ＸＧＭ?即工作段中間部位的爆炸破壞?對(duì)于縱

向壓縮試驗(yàn)?玻璃纖維樣板的主要破壞模式為 ＬＡＶ?

即夾持/ 加強(qiáng)片部位多變的橫向破壞?碳纖維樣板的

主要破壞模式為 ＬＡＴ?即夾持/ 加強(qiáng)片頂部的橫向破

壞?對(duì)于橫向拉伸試驗(yàn)?玻璃纖維樣板的主要破壞模

式為 ＬＡＴ?即夾持/ 加強(qiáng)片頂部的橫向破壞?碳纖維

樣板的主要破壞模式為 ＴＡＢ?即夾持/ 加強(qiáng)片底部的

橫向剪切破壞?對(duì)于橫向壓縮試驗(yàn)?玻璃纖維和碳纖

維樣板的主要破壞模式均為 ＬＧＭ?即工作段中間部

位的橫向破壞? 此外?面內(nèi)剪切試驗(yàn)采用 ０? ２％的偏

移應(yīng)變和標(biāo)準(zhǔn)割線模量?以 ５％剪切應(yīng)變范圍內(nèi)的最

大剪應(yīng)力值為極限剪切強(qiáng)度?

表 ３ 兩種纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的試驗(yàn)結(jié)果

Ｔａｂｌｅ ３ Ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

試件

名稱(chēng)

測(cè)試

類(lèi)型

主要破

壞模式

最大載荷

/ ｋＮ

強(qiáng)度

/ ＭＰａ

強(qiáng)度

方差

彈性模量

/ ＧＰａ

彈性模量

方差

玻璃

纖維

增強(qiáng)

樣板

縱向拉伸 ＳＧＭ ２０.５０１ １ ３２２ ６６８.３ ４４.６ １.７３

縱向壓縮 ＬＡＶ ２７.４０２ １ ０５４ ６ ９１０ ５１.４ ０.５６７

橫向拉伸 ＬＡＴ ３.４７６ ６８.７ ６.２１７ １０.４ ０.１０７

橫向壓縮 ＬＧＭ ４.１０８ １５６ １８.７ １３.８ ０.２２３

面內(nèi)剪切 － ５.７９４ ５４.８ ５.２１５ ３.３４ ０.００１ ９３

碳纖維

增強(qiáng)

樣板

縱向拉伸 ＸＧＭ ３３.７８１ ２ ３５４ ４ ０８６ １３４ ０.５００

縱向壓縮 ＬＡＴ ２７.２９９ ９９９ ６ ５６６ １１５ ３２.２

橫向拉伸 ＴＡＢ ２.７０７ ４８.６ ５.４８５ ８.３８ ０.０６３ ８

橫向壓縮 ＬＧＭ ４.４９６ １４９ １７.７０ ９.４７ ０.３４５

面內(nèi)剪切 － ８.４７５ ６０.７ ８.４３３ ３.６７ ０.０２２ ３

３ 仿真模擬

采用 ＣＡＴＩＡ 軟件按照實(shí)際試驗(yàn)材料的長(zhǎng)和寬

設(shè)計(jì)二維平板數(shù)模后?導(dǎo)入有限元軟件?通過(guò)材料構(gòu)

建、屬性賦予及鋪層設(shè)計(jì)等功能還原樣條的基本性

能?再分別利用 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論及 Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)

則確定工況的失效機(jī)能?配置相應(yīng)工況?最終計(jì)算求

得玻璃纖維樣板和碳纖維樣板在相應(yīng)工況或加載條

件下的最大載荷?

３? １ 基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論進(jìn)行分析計(jì)算

蔡為倫(Ｔｓａｉ)和 Ｅｄｗａｒｄ Ｍ.Ｗｕ(Ｗｕ)在 １９７１ 年

以張量形式提出新的強(qiáng)度理論?在應(yīng)力空間內(nèi)?通過(guò)

添加二階和四階強(qiáng)度系數(shù)張量?將破壞表面表示為:

Ｆｉｎｄｅｘ

＝Ｆ１σ１

＋Ｆ２σ２

＋Ｆ１１σ

２

１

＋Ｆ２２σ

２

２

＋Ｆ６６σ

２

６

＋ ２Ｆ１２σ１σ２

＝１

(１)

式中:

Ｆ１

＝

１

Ｘｔ

－

１

Ｘｃ

? Ｆ１１

＝

１

ＸｔＸｃ

(２)

Ｆ２

＝

１

Ｙｔ

－

１

Ｙｃ

? Ｆ２２

＝

１

ＹｔＹｃ

(３)

４４ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

式中:Ｆ１和 Ｆ２為二階強(qiáng)度系數(shù)張量?Ｆ１１ 、Ｆ２２ 、Ｆ６６和

Ｆ１２為四階強(qiáng)度系數(shù)張量?σ１ 、σ２分別指材料第 １、２

主方向的應(yīng)力?σ６

＝ τ１２ ?為剪切強(qiáng)度?Ｘｔ、Ｘｃ和 Ｙｔ、Ｙｃ

分別為縱向拉伸強(qiáng)度、壓縮強(qiáng)度及橫向拉伸強(qiáng)度、壓

縮強(qiáng)度?在實(shí)際應(yīng)用 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論時(shí)?可取 Ｆ１２

＝

０?若取 Ｆ１２

＝ －

１

２

Ｆ１１Ｆ２２ ?則所求得的理論結(jié)果與實(shí)

際試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好[１２－１６]

?

當(dāng)上述表達(dá)式中的 Ｆｉｎｄｅｘ <１ 時(shí)?表明在相對(duì)應(yīng)的

工況或加載條件下該模型未發(fā)生失效?材料安全?當(dāng)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝ １ 時(shí)?表明對(duì)應(yīng)工況處于臨界狀態(tài)?當(dāng) Ｆｉｎｄｅｘ >１

時(shí)?表明對(duì)應(yīng)工況已失效?

選擇 ＨｙｐｅｒＷｏｒｋｓ 軟件完成基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量

理論的失效分析? 具體來(lái)說(shuō)?在 ＨｙｐｅｒＭｅｓｈ 模塊中?

將所有規(guī)格樣板的二維平板數(shù)模網(wǎng)格單元均繪制為

２ ｍｍ×２ ｍｍ 的尺寸?沿纖維方向?yàn)?Ｘ 方向?即材料 １

方向?將復(fù)合材料屬性下的失效理論設(shè)置為 Ｔｓａｉ?即

Ｔｓａｉ－Ｗｕ?利用 ＯｐｔｉＳｔｒｕｃｔ 作為有限元求解器進(jìn)行基

于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論的分析計(jì)算?結(jié)合 Ｈｙｐｅｒｖｉｅｗ 模

塊對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行可視化的后處理操作? 通過(guò)約束

平板一端每個(gè)節(jié)點(diǎn)的 ６ 個(gè)自由度實(shí)現(xiàn)固支作用?在平

板另一端施加不同的作用力或者位移?計(jì)算結(jié)果如

表 ４ 所示?失效分析云圖如圖 ５ 所示?

表 ４ 基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論分析計(jì)算結(jié)果

Ｔａｂｌｅ ４ Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ

試件

名稱(chēng)

測(cè)試

類(lèi)型

失效

系數(shù)

最大載荷

/ ｋＮ

最大位移

/ ｍｍ

彈性模量

/ ＧＰａ

彈性模量

方差

玻璃纖維

增強(qiáng)復(fù)合

材料樣板

縱向拉伸 １.００１ １２.５２０ ４.６６７ ４４.６１５ ０.２４４

縱向壓縮 １.００２ ２４.５００ ２.９５６ ４６.１６８ ０.００１ ７８

橫向拉伸 １.００２ ３.２７５ １.１０２ １０.４０３ ５.１８

橫向壓縮 １.００３ ４.０１０ ２.０７５ １０.６３６ ０.０２４ ７

面內(nèi)剪切 １.００１ ５.４１０ １.１２２ ３.２１４ ０.０３０ １

碳纖維

增強(qiáng)復(fù)合

材料樣板

縱向拉伸 １.００１ ２９.５１５ ３.６７１ １３４.００１ ２８.６

縱向壓縮 １.００１ ２７.４００ １.１０１ １２１.８６６ ０.５９０

橫向拉伸 １.００１ ２.４０４ １.４３４ ７.６１７ ０.０２７ １

橫向壓縮 １.００１ ４.０８０ ２.６２１ ８.６０５ ０.００１ ３７

面內(nèi)剪切 １.００３ ７.５５０ １.２６１ ３.９９２ ７.８１ｅ－４

(ａ)、(ｂ)、(ｃ)、(ｄ)及(ｅ)分別為玻璃纖維增強(qiáng)樣板試驗(yàn)結(jié)果?(ｆ)、(ｇ)、(ｈ)、(ｉ)及(ｊ)分別為碳纖維增強(qiáng)樣板試驗(yàn)結(jié)果

(ａ)? (ｂ)? (ｃ)? (ｄ) ａｎｄ (ｅ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ? ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ?

(ｆ)? (ｇ)? (ｈ)? (ｉ) ａｎｄ (ｊ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ? ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ

圖 ５ 樣板的拉伸、壓縮和面內(nèi)剪切試驗(yàn)結(jié)果 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 失效云圖

Ｆｉｇ? ５ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ ｃｏｎｔｏｕｒｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ? ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ

２０２３ 年第 ９ 期 ４５

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基于失效理論的復(fù)合材料力學(xué)性能預(yù)測(cè)及試驗(yàn)驗(yàn)證

３? ２ 基于 Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則進(jìn)行分析計(jì)算

Ｈａｓｈｉｎ 在 １９８０ 年基于應(yīng)力理論開(kāi)發(fā)出一種可

以區(qū)分各種失效模式的判定準(zhǔn)則?具體表達(dá)形式

如下:

(１)纖維拉伸失效(ｆｉｂｅｒ ｔｅｎｓｉｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ１

Ｘｔ

?

è

?

?

?

÷

２

＋ α

τ １２

Ｓ１２

?

è

?

?

?

÷

２

＝１ (４)

(２)基體拉伸失效(ｍａｔｒｉｘ ｔｅｎｓｉｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ２

Ｙｔ

?

è

?

?

?

÷

２

＋ α

τ １２

Ｓ１２

?

è

?

?

?

÷

２

＝１ (５)

(３)纖維壓縮失效(ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ１

Ｘｃ

＝１ (６)

(４)基體壓縮失效(ｍａｔｒｉｘ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ２

２Ｓ２３

?

è

?

?

?

÷

２

＋

Ｙｃ

２Ｓ２３

?

è

?

?

?

÷

２

－ １

é

?

ê

ê

ù

?

ú

ú

σ２

Ｙｃ

＋

τ １２

Ｓ１２

?

è

?

?

?

÷

２

＝１ (７)

式中:Ｘｔ、Ｘｃ和 Ｙｔ、Ｙｃ分別為縱向拉伸強(qiáng)度、壓縮強(qiáng)度

及橫向拉伸強(qiáng)度、壓縮強(qiáng)度?σ１ 、σ２分別為材料第 １、

２ 主方向的應(yīng)力?τ１２為剪切強(qiáng)度?Ｓ１２和 Ｓ２３分別為面

內(nèi)剪切強(qiáng)度與層間剪切強(qiáng)度[１７－２０]

?

與 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論相一致?當(dāng) Ｆｉｎｄｅｘ <１ 時(shí)?表

明對(duì)應(yīng)工況未發(fā)生失效?較為安全?當(dāng) Ｆｉｎｄｅｘ

＝ １ 時(shí)?

表明對(duì)應(yīng)工況處于臨界狀態(tài)?當(dāng) Ｆｉｎｄｅｘ >１ 時(shí)?表明對(duì)

應(yīng)工況已失效?

選擇 ＡＢＡＱＵＳ 軟件進(jìn)行基于 Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則

的分析計(jì)算時(shí)?仿真模型的搭建條件與工況設(shè)置與

ＨｙｐｅｒＷｏｒｋｓ 中的搭建設(shè)置保持一致? 計(jì)算結(jié)果如

表 ５ 所示?失效分析云圖如圖 ６ 所示?

表 ５ 基于 Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)則分析計(jì)算結(jié)果

Ｔａｂｌｅ ５ Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ

試件

名稱(chēng)

測(cè)試

類(lèi)型

失效

模式

最大載荷

/ ｋＮ

最大位移

/ ｍｍ

彈性模量

/ ＧＰａ

彈性模量

方差

玻璃纖維

增強(qiáng)復(fù)合

材料樣板

縱向拉伸 ＨＳＮＭＴ １７.０９３ ６.６４２ ４４.５９４ ０.０１１ ３

縱向壓縮 ＨＳＮＦＣ ２７.００１ ３.１４９ ４６.１６８ ０.００７ ３６

橫向拉伸 ＨＳＮＭＴ ３.２４４ １.５７４ １０.４０３ １.８９

橫向壓縮 ＨＳＮＭＣ ４.０５３ ２.０５２ １０.６３５ ４.２９ｅ－４

面內(nèi)剪切 ＨＳＮＭＴ ５.６１０ １.６９２ ２.２１１ ０.００５ ９６

碳纖維

增強(qiáng)復(fù)合

材料樣板

縱向拉伸 ＨＳＮＦＴ ３４.２４１ ４.３７１ １３３.９４２ ０.１６２

縱向壓縮 ＨＳＮＦＣ ２５.９１０ １.０３１ １２１.８６６ ０.９３１

橫向拉伸 ＨＳＮＭＴ ２.３７９ １.４３１ ７.６２０ １.５４ｅ－４

橫向壓縮 ＨＳＮＭＣ ３.９１４ ２.４４９ ８.６０５ １.３５ｅ－４

面內(nèi)剪切 ＨＳＮＭＴ ７.４８４ １.８３６ ２.７１７ ３.２５ｅ－５

注:ＨＳＮＦＴ 為纖維拉伸失效模式?ＨＳＮＦＣ 為纖維壓縮失效模式?

ＨＳＮＭＴ 為基體拉伸失效模式?ＨＳＮＭＣ 為基體壓縮失效模式?

(ａ)、(ｂ)、(ｃ)、(ｄ)及(ｅ)分別為玻璃纖維增強(qiáng)樣板試驗(yàn)結(jié)果?(ｆ)、(ｇ)、(ｈ)、(ｉ)及(ｊ)分別為碳纖維增強(qiáng)樣板試驗(yàn)結(jié)果

(ａ)? (ｂ)? (ｃ)? (ｄ) ａｎｄ (ｅ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ? ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ?

(ｆ)? (ｇ)? (ｈ)? (ｉ) ａｎｄ (ｊ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ? ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ

圖 ６ 樣板的拉伸、壓縮和面內(nèi)剪切試驗(yàn)結(jié)果 Ｈａｓｈｉｎ 失效云圖

Ｆｉｇ. ６ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ ｃｏｎｔｏｕｒｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ? ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ

４ 分析對(duì)比

如表 ６ 所示?將基于兩種失效準(zhǔn)則進(jìn)行的最大

載荷仿真分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比?不難看出:

對(duì)于縱向拉伸試驗(yàn)?不論是玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料

樣板還是碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料樣板?Ｈａｓｈｉｎ 失效準(zhǔn)

則對(duì)最大載荷的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度要明顯高于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張

量理論的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度?Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論的預(yù)測(cè)結(jié)

果較實(shí)際試驗(yàn)值偏小?說(shuō)明 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 張量理論留有

較為寬泛的安全裕度?適用于在復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

開(kāi)發(fā)過(guò)程中的強(qiáng)度校核及安全性能預(yù)測(cè)?Ｈａｓｈｉｎ 失

效準(zhǔn)則更適用于對(duì)極限載荷的預(yù)測(cè)?對(duì)于其他四種

工況或加載條件?兩種失效判據(jù)的預(yù)測(cè)誤差差距不

４６ ２０２３ 年 ９ 月

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復(fù)合材料科學(xué)與工程

大?且均能很好地預(yù)測(cè)最大載荷?表明本文所建立的

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料力學(xué)性能預(yù)測(cè)模型具有良好的合

理性?

表 ６ 試驗(yàn)最大載荷與仿真最大載荷對(duì)比

Ｔａｂｌｅ ６ Ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｌｏａｄ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ

試件

名稱(chēng)

測(cè)試

類(lèi)型

試驗(yàn)結(jié)果

/ ｋＮ

基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ

張量理論

仿真結(jié)果

/ ｋＮ

誤差

/ ％

基于 Ｈａｓｈｉｎ

失效準(zhǔn)則

仿真結(jié)果

/ ｋＮ

誤差

/ ％

玻璃纖維

增強(qiáng)復(fù)合

材料樣板

縱向拉伸 ２０.５０１ １２.５２０ ３８.９３ １７.０９３ １６.６２

縱向壓縮 ２７.４０２ ２４.５００ １０.５９ ２７.００１ １.４６

橫向拉伸 ３.４７６ ３.２７５ ５.７８ ３.２４４ ６.６７

橫向壓縮 ４.１０８ ４.０１０ ２.３９ ４.０５３ １.３４

面內(nèi)剪切 ５.７９４ ５.４１０ ６.６３ ５.６１０ ３.１８

碳纖維

增強(qiáng)復(fù)合

材料樣板

縱向拉伸 ３３.７８１ ２９.５１５ １２.６３ ３４.２４１ －１.３６

縱向壓縮 ２７.２９９ ２７.４００ －０.３７ ２５.９１０ ５.０９

橫向拉伸 ２.７０７ ２.４０４ １１.１９ ２.３７９ １２.１２

橫向壓縮 ４.４９６ ４.０８０ ９.２５ ３.９１４ １２.９５

面內(nèi)剪切 ８.４７５ ７.５５０ １０.９１ ７.４８４ １１.６９

５ 結(jié) 論

為研究纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的強(qiáng)度性能?本文首

先對(duì)玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料和碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料

兩種樣板進(jìn)行了不同工況下的力學(xué)性能試驗(yàn)?獲得

了最大載荷、強(qiáng)度、彈性模量以及破壞模式等數(shù)據(jù)?

然后利用不同軟件構(gòu)建了相應(yīng)的有限元分析模型?

設(shè)置不同工況得出了相應(yīng)的力學(xué)性能結(jié)果?最后將

仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比? 結(jié)果表明 Ｔｓａｉ－Ｗｕ

張量理論對(duì)工況安全性能校核較為適用?Ｈａｓｈｉｎ 失

效準(zhǔn)則更加適用于實(shí)際的極限強(qiáng)度預(yù)測(cè)?驗(yàn)證了所

建立預(yù)測(cè)模型的合理性?同時(shí)也為復(fù)合材料的結(jié)構(gòu)

設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)及力學(xué)性能預(yù)測(cè)提供了參考?

參考文獻(xiàn)

[１] 江大志? 鞠蘇? 張鑒煒? 等. 復(fù)合材料結(jié)構(gòu)輕量化方法及技術(shù)[Ｊ].

玻璃鋼/ 復(fù)合材料? ２０１４(９): ８５－９８.

[２] 沈軍? 謝懷勤. 先進(jìn)復(fù)合材料在航空航天領(lǐng)域的研發(fā)與應(yīng)用[Ｊ].

材料科學(xué)與工藝? ２００８(５): ７３７－７４０.

[３] 史踐? 唐義生? 黃召玉? 等. 碳纖維復(fù)合材料和輕質(zhì)合金在新能源

汽車(chē)輕量化上的應(yīng)用實(shí)踐[Ｊ]. 汽車(chē)工藝與材料? ２０２１(１２): ７－１１.

[４] 陳瀟凱? 李超? 白影春? 等. 汽車(chē)多材料控制臂拓?fù)鋬?yōu)化方法[Ｊ].

汽車(chē)工程? ２０２１? ４３(７): １０８８－１０９５.

[５] ＫＩＭ Ｄ Ｈ? ＣＨＯＩ Ｄ Ｈ? ＫＩＭ Ｈ Ｓ. Ｄｅｓｉｇｎ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ａ ｃａｒｂｏｎ ｆｉ￣

ｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ａｕｔｏｍｏｔｉｖｅ ｌｏｗｅｒ ａｒｍ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ

Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ? ２０１４? ５８: ４００－４０７.

[６] ＹＡＯ Ｙ? ＷＡＮＧ ＴＡＯ? ＧＯＮＧ Ｙ Ｋ? ｅｔ ａｌ. Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ａ ｃａｒｂｏｎ

ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｈａｓｓｉｓ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ａｒｍ[ Ｊ]. Ｓｃｉｅｎｃｅ ｏｆ

Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ? ２０１６? ８(１１): ２１３３－２１４１.

[７] ＫＡＤＤＯＵＲ Ａ Ｓ? ＨＩＮＴＯＮ Ｍ Ｊ? ＳＯＤＥＮ Ｐ Ｄ. Ｐｒｅｄｉｃｔｉｖｅ ｃａｐａｂｉｌｉｔｉｅｓ

ｏｆ ｎｉｎｅｔｅｅｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｉｅｓ ａｎｄ ｄｅｓｉｇｎ ｍｅｔｈｏｄｏｌｏｇｉｅｓ ｆｏｒ ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ. Ｐａｒｔ Ｂ: Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｗｉｔｈ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ[Ｍ]. Ａｍｓｔｅｒ￣

ｄａｍ: Ｅｌｓｅｖｉｅｒ Ｌｔｄ.? ２００４: １０７３－１２２１.

[８] ＨＩＮＴＯＮ Ｍ Ｊ? ＫＡＤＤＯＵＲ Ａ Ｓ. Ｔｈｅ ｂａｃｋｇｒｏｕｎｄ ｔｏ ｔｈｅ ｓｅｃｏｎｄ ｗｏｒｌｄ－

ｗｉｄｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｅｘｅｒｃｉｓｅ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ? ２０１２? ４６

(１９－２０): ２－２８.

[９] ＫＡＤＤＯＵＲ Ａ Ｓ? ＨＩＮＴＯＮ Ｍ Ｊ? ＳＭＩＴＨ Ｐ Ａ? ｅｔ ａｌ. Ｔｈｅ ｂａｃｋｇｒｏｕｎｄ

ｔｏ ｔｈｅ ｔｈｉｒｄ ｗｏｒｌｄ－ｗｉｄｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｅｘｅｒｃｉｓｅ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａ￣

ｔｅｒｉａｌｓ? ２０１３? ４７(２０－２１): ２４１７－２４２６.

[１０] ＫＡＤＤＯＵＲ Ａ Ｓ? ＨＩＮＴＯＮ Ｍ Ｊ. Ｔｈｅ ｓｅｃｏｎｄ ｗｏｒｌｄ－ｗｉｄｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｅｘ￣

ｅｒｃｉｓｅ: Ｂｅｎｃｈｍａｒｋｉｎｇ ｏｆ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉａ ｕｎｄｅｒ ｔｒｉａｘｉａｌ ｓｔｒｅｓｓｅｓ ｆｏｒ ｆｉ￣

ｂｒｅ－ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[ Ｃ] / / Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ

ｏｎ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ. Ｔｏｋｙｏ: ２００７.

[１１] ＫＡＤＤＯＵＲ Ａ Ｓ? ＨＩＮＴＯＮ Ｍ Ｊ. Ｍａｔｕｒｉｔｙ ｏｆ ３Ｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉａ ｆｏｒ

ｆｉｂｒｅ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ: Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅｏｒｉｅｓ ａｎｄ ｅｘ￣

ｐｅｒｉｍｅｎｔｓ: Ｐａｒｔ Ｂ ｏｆ ＷＷＦＥ－Ⅱ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ?

２０１３? ４７(６－７): ９２５－９６６.

[１２] 沈觀林? 胡更開(kāi)? 劉彬. 復(fù)合材料力學(xué)[Ｍ]. 北京: 清華大學(xué)出

版社? ２０１３: ６８－６９.

[１３] 盧志強(qiáng)? 李德源? ＤＩＶＩＡＮＩ Ｌ. 基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 失效準(zhǔn)則的 ＴＳＣＢ 人

行橋強(qiáng)度分析[Ｊ]. 廣東工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)? ２０１４? ３１(１): １０１－１０６.

[１４] 朱迪. 汽車(chē)底盤(pán)碳纖維后縱臂優(yōu)化設(shè)計(jì)[Ｄ]. 上海: 上海交通

大學(xué)? ２０１８.

[１５] 田俊? 劉吉? 楊宗邦. 基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 強(qiáng)度準(zhǔn)則的某型飛機(jī)機(jī)翼

層壓板翼面低速?zèng)_擊響應(yīng)仿真分析[ Ｊ]. 航空維修與工程?

２０２２(２): ６５－６７.

[１６] 謝素明? 張高威? 程亞軍. 碳纖維復(fù)合材料車(chē)體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仿真

分析與結(jié)構(gòu)優(yōu)化[Ｊ]. 大連交通大學(xué)學(xué)報(bào)? ２０２１? ４２(４): ２３－２７.

[１７] 林國(guó)偉? 李新祥. 復(fù)合材料壁板后屈曲分析失效準(zhǔn)則的適用性

研究[Ｊ]. 機(jī)械強(qiáng)度? ２０２０? ４２(３): ５６５－５７２.

[１８] 葉梯? 岳源. 基于 Ｈａｓｈｉｎ 準(zhǔn)則的開(kāi)孔復(fù)合材料強(qiáng)度分析及試驗(yàn)

[Ｊ]. 科技風(fēng)? ２０２０(３５): １８３－１８４.

[１９] 吳振? 陳健. 基于 Ｈａｓｈｉｎ 準(zhǔn)則的復(fù)合材料層合結(jié)構(gòu)低速?zèng)_擊研

究[Ｊ]. 沈陽(yáng)航空航天大學(xué)學(xué)報(bào)? ２０１７? ３４(５): １２－２０.

[２０] 胡正云? 陳明和? 翁益明? 等. 塑料內(nèi)膽復(fù)合材料氣瓶有限元

分析與爆破試驗(yàn)[Ｊ]. 復(fù)合材料科學(xué)與工程? ２０２１(１０): ８９－９５.

２０２３ 年第 ９ 期 ４７

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２.５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 復(fù)合材料壓縮試樣構(gòu)型及損傷失效試驗(yàn)研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００７

２.５Ｄ－Ｃ / Ｃ 復(fù)合材料壓縮試樣構(gòu)型及損傷失效試驗(yàn)研究

蒙 怡? 楊勝春?

? 劉小川? 楊海龍? 宋貴賓

(中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所 強(qiáng)度與結(jié)構(gòu)完整性全國(guó)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室? 西安 ７１００６５)

摘要: 為探究 ２? ５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 復(fù)合材料在常溫壓縮載荷下的損傷過(guò)程?通過(guò)試驗(yàn)方法比較了不同壓縮構(gòu)型下的試驗(yàn)結(jié)果與失

效模式?同時(shí)利用聲發(fā)射(ＡＥ)技術(shù)實(shí)現(xiàn)損傷在線監(jiān)測(cè)?采用改進(jìn)的 Ｋ－均值聚類(lèi)算法對(duì) ＡＥ 信號(hào)進(jìn)行模式識(shí)別?結(jié)合聚類(lèi)后的

ＡＥ 信號(hào)隨時(shí)間變化的統(tǒng)計(jì)分析與掃描電子顯微鏡(ＳＥＭ)微觀表征?發(fā)現(xiàn) ２? ５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 復(fù)合材料壓縮過(guò)程損傷模式包含基體開(kāi)

裂與裂紋擴(kuò)展、界面脫黏以及纖維彎曲斷裂?并將損傷模式與 ＡＥ 信號(hào)相匹配?描述了材料的壓縮損傷演化進(jìn)程?

關(guān)鍵詞: Ｃ/ Ｃ 復(fù)合材料? 聲發(fā)射? Ｋ－均值聚類(lèi)? 模式識(shí)別? 損傷模式

中圖分類(lèi)號(hào): ＴＢ３３２ 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: Ａ 文章編號(hào): ２０９６－８０００(２０２３)０９－００４８－０７

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ２.５Ｄ－Ｃ / Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＭＥＮＧ Ｙｉ? ＹＡＮＧ Ｓｈｅｎｇｃｈｕｎ

?

? ＬＩＵ Ｘｉａｏｃｈｕａｎ? ＹＡＮＧ Ｈａｉｌｏｎｇ? ＳＯＮＧ Ｇｕｉｂｉｎ

(Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｉｎｔｅｇｒｉｔｙ?

Ａｉｒｃｒａｆｔ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｃｈｉｎａ? Ｘｉ’ａｎ ７１００６５? Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｅｘｐｌｏｒｅ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ２? ５Ｄ－Ｃ/ Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｒｏｏｍ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ

ｔｅｓｔ? ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｗｅｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｂｙ ｅｘ￣

ｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｍｅｔｈｏｄｓ. Ａｔ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｔｉｍｅ? ｔｈｅ ａｃｏｕｓｔｉｃ ｅｍｉｓｓｉｏｎ (ＡＥ) ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｏｎｌｉｎｅ ｄａｍａｇｅ

ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ. Ｔｈｅ ｉｍｐｒｏｖｅｄ Ｋ－ｍｅａｎｓ ｃｌｕｓｔｅｒｉｎｇ ａｌｇｏｒｉｔｈｍ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃａｒｒｙ ｏｕｔ ｐａｔｔｅｒｎ ｒｅｃｏｇｎｉｔｉｏｎ ｏｆ ＡＥ ｓｉｇｎａｌｓ?

ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｔａｔｉｓｔｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｈａｎｇｅｓ ｏｆ ＡＥ ｓｉｇｎａｌｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｉｃ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｃａｎｎｉｎｇ

ｅｌｅｃｔｒｏｎ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ (ＳＥＭ)? ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ２? ５Ｄ－Ｃ / Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｄｕｒｉｎｇ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔ

ｉｎｃｌｕｄｅｓ ｍａｔｒｉｘ ｃｒａｃｋｉｎｇ ａｎｄ ｃｒａｃｋ ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ? ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｄｅｂｏｎｄｉｎｇ ａｎｄ ｆｉｂｅｒ ｂｅｎｄｉｎｇ ｆｒａｃｔｕｒｅ. Ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ

ｍｏｄｅｓ ｉｓ ｍａｔｃｈｅｄ ｗｉｔｈ ＡＥ ｓｉｇｎａｌ ｔｏ ｄｅｓｃｒｉｂｅ ｔｈｅ ｅｖｏｌｕｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｄａｍａｇｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍａｔｅｒｉａｌ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:Ｃ / Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ? ａｃｏｕｓｔｉｃ ｅｍｉｓｓｉｏｎ? Ｋ－ｍｅａｎｓ ｃｌｕｓｔｅｒ? ｐａｔｔｅｒｎ ｒｅｃｏｇｎｉｔｉｏｎ? ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｓ

收稿日期: ２０２３－０５－２３

基金項(xiàng)目: 超高溫復(fù)合材料力學(xué)性能表征與實(shí)驗(yàn)技術(shù)研究 (ＢＹＳＴ－ＷＤＺＣ－２０－０１２)

作者簡(jiǎn)介: 蒙怡 (１９９１—)? 女? 碩士在讀? 工程師? 研究方向?yàn)樘沾苫鶑?fù)合材料力學(xué)性能表征?

通訊作者: 楊勝春 (１９６５—)? 男? 碩士? 研究員? 碩士生導(dǎo)師? 研究方向?yàn)閺?fù)合材料結(jié)構(gòu)強(qiáng)度? ｓｈｅｎｇｃｈｕｎｙａｎｇ＠ａｌｉｙｕｎ? ｃｏｍ?

超高溫復(fù)合材料(Ｃ/ Ｃ 復(fù)合材料與陶瓷基復(fù)合材

料)以其低密度、耐高溫、高比強(qiáng)度和高比模量等特

點(diǎn)?成為發(fā)展航空航天先進(jìn)武器裝備的關(guān)鍵材料?

超高溫復(fù)合材料的力學(xué)行為與損傷失效表征一直是

研究的熱點(diǎn)內(nèi)容?損傷的過(guò)程信息監(jiān)測(cè)與表征已成

為研究材料力學(xué)行為的必要手段[１－３]

? 當(dāng)材料受到

外力或內(nèi)力影響時(shí)?會(huì)產(chǎn)生變形或者發(fā)生裂紋擴(kuò)展?

并以彈性波的形式釋放出應(yīng)變能?這一現(xiàn)象稱(chēng)為聲

發(fā)射(ＡＥ)? 聲發(fā)射是一項(xiàng)無(wú)損檢測(cè)和評(píng)估技術(shù)?利

用高靈敏度傳感器收集來(lái)自缺陷和損傷開(kāi)始產(chǎn)生或

擴(kuò)展時(shí)所發(fā)出的聲信號(hào)? 通過(guò)對(duì)這些信號(hào)的分析、

處理來(lái)檢測(cè)、評(píng)估材料缺陷、損傷的內(nèi)部特征[４]

? 童

小燕等[５]對(duì) ２Ｄ－Ｃ / ＳｉＣ 復(fù)合材料常溫拉伸測(cè)試中監(jiān)

測(cè)到的 ＡＥ 信息加以分析和處理?識(shí)別出材料拉伸

過(guò)程中包含的 ５ 種損傷模式?并且通過(guò)對(duì)各個(gè)損傷

模式 ＡＥ 信號(hào)特征參數(shù)的統(tǒng)計(jì)分析?闡明了材料拉

伸破壞演化進(jìn)程? 黃喜鵬等[６] 對(duì) ３Ｄ－Ｃ / ＳｉＣ 復(fù)合材

料的室溫單調(diào)拉伸與拉伸加載－卸載試驗(yàn)中獲取的

ＡＥ 信號(hào)開(kāi)展頻譜分析?結(jié)果表明?在拉伸載荷作用

下?主要存在 ２４０ ｋＨｚ、３７０ ｋＨｚ 和 ４５５ ｋＨｚ 三種頻率

的損傷信號(hào)? Ｌｏｕｔａｓ 等[７]使用無(wú)監(jiān)督模式識(shí)別算法

對(duì)三種不同纖維/ 基體界面的 Ｃ / Ｃ 復(fù)合材料在室溫

拉伸加載－卸載試驗(yàn)中記錄的 ＡＥ 數(shù)據(jù)進(jìn)行分類(lèi)?重

點(diǎn)介紹了不同界面類(lèi)型對(duì)試樣力學(xué)性能與損傷累積

４８ ２０２３ 年 ９ 月

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