材料损伤范文

材料损伤范文（精选9篇）

材料损伤 第1篇

1 复合材料的损伤形式及原因分析

航空复合材料结构的损伤形式多种多样, 如结构件的分层、脱胶、起皱、表面划伤、凹陷、冲击损伤和裂纹等。根据损伤对飞机机体结构的影响程度可以将损伤分为两类:第一类是允许的损伤, 即这类损伤不发生在结构的关键部位, 且程度较轻, 不会影响结构的完整性以及显著降低构件的性能, 如构件表面的划伤以及轻微的冲击损伤等, 但也应观察损伤是否会影响气动外观并有进一步扩展的可能, 进而致使结构刚度、强度的下降, 如是这样, 也应及时修理;第二类是应当立即处理的损伤, 这类损伤会影响到结构的完整性并引起性能下降, 致使结构的强度与刚度低于设计的最低允许水平。处理方式可根据损伤的严重程度以及修复的经济性进行判断, 对于一般的损伤可进行修理, 如蒙皮的损伤。如果损伤非常严重, 即使修复后的构件也难以满足刚度、强度以及性能要求, 或是从经济性角度考虑是不合理的, 一般进行换件处理。

复合材料的损伤大部分是由于制造的缺陷或使用维护不当而引起的。设计与制造中的缺陷是造成复合材料结构件“先天缺陷”的主要原因, 而使用与维护中的不当主要有地面的错误操作、鸟击、雷击、冰雹等因素。另外, 环境也是引起复合材料损伤的一个原因, 如复合材料过热引起的腐蚀以及表面保护漆层剥离等损伤。其中地面的错误操作造成的损伤 (主要集中在飞机的机身、飞机的机翼和舱门等) 与雷击、鸟击 (主要集中在雷达罩、风挡玻璃等) 造成的损伤比例较大。

2 复合材料损伤的检测与评估

准确地检测出复合材料的缺陷和损伤的存在部位并准确评估损伤程度, 是对其进行合理修复的关键。维修实际中常用的检测方法有目视检测法以及仪器检测法, 目视检测法是通过观察或借助于敲击来判断损伤的部位、发生面积以及损伤程度, 如通过目视检测法来检测直升机复合材料桨叶表面的裂纹与脱胶、分层等损伤;仪器检测法是指借助于先进的无损检测仪器进行损伤的检测, 常用的方法有超声波检测、热成像检测、X光检测与激光全息法检测等, 仪器检测法可以较准确地判断构件内部是否存在分层、裂纹和断裂等损伤。根据检测结果即可对损伤进行评估, 确定对损伤的处理方法。进行损伤评估的主要依据是检测到的损伤严重程度以及发生位置, 另外还要兼顾结构对构件的刚度、强度、气动外形与密封性等方面的要求。

3 复合材料的维修方法

对航空复合材料的维修级别通常可根据实施维修的级别进行相应划分。如在基层级维修单位完成的复合材料维修工作可看作基层级修理, 同理在工厂完成的维修工作可视为工厂级修理。基层级的修理通常是由外场维护人员对损伤构件进行的快速修理, 而工厂级的修理是将损伤构件送达修理厂或是承制厂, 由熟练的工人在完善的设备条件下进行的修理。

从工艺角度讲, 对复合材料实施修理的方法主要有胶接和铆 (螺) 接两种。选用何种修理工艺主要是根据构件的类型、对构件强度、刚度的要求以及实施修理的环境进行选择。

3.1 胶接修理方法

胶接修理方法的使用范围很广, 从简单的表面划痕、凹坑处理到主承力结构件的修理都可使用。这种方法的优点是引起的应力集中小, 且对结构增重小。根据是否使用补片, 又可将其分为无补片修理方式与补片式修理方式。

无补片式修理方式通常是对损伤构件进行直接粘接或是向其内部注射胶接剂。如常见的树脂注射、混合物填充以及熔接修补等方式。树脂注射方式可用于小面积脱胶或分层的修理, 具体实施方法为在损伤处钻出注胶孔和通气孔, 注意钻孔应深至损伤层, 然后用压力枪将树脂注入孔中直至树脂从临近的通气孔中溢出, 最后对修补区加热加压, 以使修理区与周围未修理区形成整体。混合物填充法可用于修理深度较大的凹陷、泡沫填料的损伤等, 做法与注射法类似, 只是将树脂换为树脂和纤维的混合物, 并清理损伤的面板和填料, 然后将混合物灌冲至损伤区即可。熔接修补方式用于柔韧性很好的热塑性复合材料, 利用热塑性复合材料的可熔性, 对分层区进行加压加热, 使复合材料发生熔化, 从而完成修补。

补片式修理方法适用于主承力构件较大的损伤和缺陷, 修理工艺也较为复杂。根据补片的材料、结构形式, 可将其分为外部补片修理以及内嵌补片修理两种。外部补片修理通常用于薄的层合板及蜂窝面板的修理, 这种方式的修补实施较为简单, 可在外场条件下进行, 且经修理后的结构强度可恢复至原结构材料强度的70%以上, 因此应用比较广泛。外部补片修理选用的材料通常有碳纤维环氧复合材料和钛合金箔片。内嵌补片修理用于修补较厚的层压板结构, 如对于蒙皮穿孔损伤的修理即可采用这种方法, 内嵌补片修理比外部补片修理工艺更复杂, 耗时也更多, 通常在工厂实施, 内嵌补片修理通常选用的材料是碳纤维环氧复合材料, 实施时需要去除大量的未损伤材料以得到所需要的楔形, 另外还要求铺层的顺序与原层板相同, 这种修理方式的优点是偏心载荷小, 修理效率高, 气动性好。如图1、2分别为外部补片和内嵌补片修理。

3.2 铆接修理方法

铆接修理方法适用于较厚的整体壁板, 通常是使用胶接方法难以满足强度要求的情况。铆接修理也可分为外部铆接和嵌入铆接两种方式。具体实施方法类似于胶接方法, 分别在损伤结构一侧或是楔形面上铆 (螺) 接一补板。虽然机械连接可传递较大的载荷, 但也会产生较大的应力集中, 大量的紧固件还会使结构增重很多, 因此, 这种修理方式的使用应当谨慎。

4 结束语

复合材料在飞机上的大量使用, 迫使使用维护人员去研究复合材料的使用及维护特性, 并利用先进的技术设备及时检测出复合材料构件的损伤和缺陷, 做出准确评估进而实施合理的维修。这对于保证构件的完好状态以及飞行安全具有至关重要的意义。

摘要：分析了航空复合材料的损伤形式及形成原因, 简单介绍复合材料损伤的检测与评估方法, 详细阐述了对于航空复合材料的维修方法。

非线性损伤材料中Ⅲ型裂纹尖端场 第2篇

非线性损伤材料中Ⅲ型裂纹尖端场

为了研究损伤对裂纹尖端场的`影响,在Krajcinovic一维脆性材料损伤模型的基础上,从宏观的唯象角度出发,采用连续损伤力学中的热力学内变量理论,推导出三维空间非线性损伤材料的本构方程,建立了一种非线性应变损伤模型,得出非线性损伤材料Ⅲ型裂纹尖端应力、应变和损伤场的解析表达式及其数值计算结果.经过分析得出损伤指数n和损伤变量D对裂尖场的影响较大,应力、应变为有限值,不具有奇异性,从而在理论上解释了实际材料在有限应力下破坏的现象,与工程实际相符.

作 者：孙秋华 蔡艳红 唐立强  作者单位：哈尔滨工程大学,建筑工程学院,黑龙江,哈尔滨,150001 刊 名：哈尔滨工程大学学报  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF HARBIN ENGINEERING UNIVERSITY 年，卷(期)：2003 24(2) 分类号：O346.5 关键词：非线性损伤材料   Ⅲ型裂纹尖端场   损伤变量  

压力容器典型材料应变腐蚀损伤研究 第3篇

关键词：压力容器,典型材料,应变腐蚀损伤

本文对压力容器典型材料应变腐蚀损伤的影响, 有针对性的选取了压力容器最常用的材料, 主要有Q235B、Q345R以及奥氏体不锈钢。在实际研究过程中, 本文着重分析了在ASS盐雾环境下, 将NS4溶液加入三种典型材料中, 对压力容器典型材料应变腐蚀进行损伤试验, 并对腐蚀情况进行观察和研究。通过分析上述三种材料在不同环境下的腐蚀形态变化, 可以更好地分析上述三种材料的应变腐蚀损伤行为以及相应的演化规律, 对于提出有效的修护措施来说, 起到了重要的指导作用。

1 典型材料Q235B应变腐蚀损伤研究

本文对Q235B应变腐蚀损伤的研究, 主要针对于Q235B在ASS盐雾环境下进行。在实际讨论过程中, 关于Q235B点蚀发展速度以及应力水平对腐蚀速率影响问题, 在研究时, 定义点蚀坑的表征参数, 并就相应的蚀坑密度、尺寸、平均尺寸等问题进行规定, 以此来讨论Q235B应变腐蚀损伤问题。

关于Q235B的腐蚀时间变化参数问题, 它是影响点蚀坑密度的重要因素。点蚀坑密度变化随着腐蚀时间的增加, 会先呈现递增趋势, 当腐蚀时间达到15d时, 点蚀坑的密度呈现下降趋势。由此可见, 在ASS盐雾环境下, 点蚀坑尺寸以及深度会随着腐蚀进程加深, 呈现较大变化, 小的腐蚀坑会因腐蚀形成大的点蚀坑。当点蚀坑的腐蚀达到一定程度时, 腐蚀速度会减缓, 点蚀坑的尺寸变化将会加大。点蚀坑的深度受到应力影响较大, 应力增加的情况下, 点蚀坑的深径比会降低, 并且深径比要比无应力变化下的深径比较小。从点蚀坑深度变化情况来看, 加载试样深径比大于点蚀坑深径比时, 说明加载试样的点蚀坑增加速率要大于其深度增大速率, 这样一来, Q235B材料的面积腐蚀形态速度将会呈现加快的趋势[1]。

2 典型材料Q345R应变腐蚀损伤研究

对典型材料Q345R进行应变腐蚀损伤研究时, 可以对Q345R腐蚀表面形态进行观察, 发现Q345R应变腐蚀损伤的主要表现为面积型腐蚀。通过借助扫描电镜图像, 我们可以对腐蚀表面进行更好地观察, 能够发现Q345R受到腐蚀后, 表面会出现大量的腐蚀沟槽。

Q345R受到应变腐蚀损伤影响时, 其损伤机制首先从晶界开始, 最先发生化学变化的是晶界先受到腐蚀, 并出现脱落或是溶解的现象。Q345R应变腐蚀损伤主要表现为面积型腐蚀, 该表面会出现在钢板的带状组织上, 并出现较深的腐蚀沟槽。压力容器的钢板轧制过程中, 带状组织金属层的化学成分有着较大的差异, 其中这一部分的磷元素, 会对该区域造成较大程度的腐蚀, 产生腐蚀沟槽。其具体原理主要是因为磷带状分布存在一定差异, 低磷区的腐蚀速度明显高于高磷区, 进而产生深度不一的腐蚀沟槽[2]。

3 典型材料奥氏体不锈钢应变腐蚀损伤研究

本文对压力容器典型材料奥氏体不锈钢应变腐蚀损伤的研究, 主要从腐蚀表面进行分析, 研究了腐蚀产物和压力容器表面的腐蚀情况。在分析过程中, 我们对腐蚀产物的情况进行有效观察。对典型材料奥氏体不锈钢应变腐蚀损伤进行研究过程中, 要注重分析奥氏体不锈钢腐蚀产生的主要原因, 这对于解决奥氏体不锈钢应变腐蚀损伤问题具有重要参考意义。

奥氏体不锈钢在ASS盐雾环境下, 奥氏体不锈钢材料表面的腐蚀会随着硅含量的降低, 会出现耐晶间腐蚀, 我们可以看出, 腐蚀产物主要有氧、碳元素, 同时还含有一定的酸元素。通过在ASS盐雾环境下的腐蚀损伤实验, 我们还可以发现, 腐蚀产物主要包括了氧化物、酸盐两种腐蚀物质。压力容器中, 奥氏体不锈钢的应变腐蚀损伤是沿着晶界进行的, 具体表现为晶粒的溶解或脱落。压力容器中奥氏体不锈钢腐蚀起到主导作用的是氧化物、以及酸盐, 其中酸盐起到了加速作用, 使材料腐蚀加剧。针对于这一问题, 我们可以根据奥氏体不锈钢的腐蚀影响因素, 有针对性的对压力容器腐蚀问题进行有效解决[3]。

4 结语

本文通过分析压力容器中应用三种主要材料:Q235B、Q345R、奥氏体不锈钢的应变腐蚀损伤情况, 我们可以更好地看出三种材料在ASS盐雾环境下, 三种材料腐蚀变化的主要影响因素。对此, 为了更好地保证压力容器运行的稳定性, 可以针对于三种材料产生腐蚀的原因, 进行防治, 保证压力容器避免遭受腐蚀影响, 确保压力设备能够更好地应用于社会生产的各个领域。

参考文献

[1]曹怀祥.压力设备典型材料应变腐蚀损伤研究[D].中国石油大学 (华东) , 2012.

[2]韦蕾.压力容器典型用材在腐蚀环境和应力载荷协同作用下的失效行为的研究[D].中国石油大学 (华东) , 2013.

材料损伤 第4篇

含冲击损伤复合材料层合板疲劳试验研究

针对两种不同铺层顺序的T300/BMP316复合材料层合板,进行了低速冲击后不同应力水平下的等幅拉-拉疲劳试验.结果表明:低速冲击后,材料疲劳寿命的.对数与应力水平成线性关系;在低应力水平下,层合板的主要疲劳损伤模式为分层,而在高应力水平下,其主要疲劳损伤模式为纤维断裂;随着疲劳应力水平的降低,层合板内损伤面积增加且刚度退化幅度变大.

作 者：徐颖 温卫东 崔海坡 Xu Ying Wen Weidong Cui Haipo 作者单位：南京航空航天大学能源与动力学院,南京,210016刊 名：宇航材料工艺 ISTIC PKU英文刊名：AEROSPACE MATERIALS & TECHNOLOGY年，卷(期)：37(2)分类号：V2关键词：疲劳 低速冲击 复合材料层合板

新型墙体材料冻融循环下的损伤研究 第5篇

本文结合新型墙体材料冻融损伤失效过程的试验研究,采用简单的数学模型,描述新型墙体材料的单一因素冻融损伤失效过程,获得了新型墙体材料的冻融损伤数学模型,在理论上提出冻融损伤速度和冻融损伤加速度的概念,并探讨了新型墙体材料的冻融损伤数学模型在耐久性寿命预测中的应用问题。

1 抗冻性试验

墙体材料选用北方普遍采用的混凝土小型空心砌块、混凝土多孔砖、废渣混凝土多孔砖、混凝土实心砖、黏土烧结普通砖、煤矸石烧结砖、蒸压粉煤灰砖。抗冻性试验参照GB/T4111—1997《混凝土小型空心砌块试验方法》进行。每组冻融试件取样品10块,其中5块浸入10~20℃的水池中,水面高出试件20 mm以上,试件间距不小于20 mm,另取5块试件作对比。冻融试件在水中浸泡4 d后取出,用湿布拭干内外表面,立即称量饱和面干状态下的质量,精确至0.05 kg,将5块冻融试件放入预先降至-15℃的冷库中,间距大于20 mm,当温度再次降至-15℃时开始计时,冷冻4 h后取出,再置于水温为10~20℃的水中融化2 h,这样就完成1个冻融循环。根据±0.00以下建筑工程的特殊环境状况,将冻融循环次数规定为25次、50次、75次,达到规定循环次数后,将试件从水中取出,拭干表面后,称量冻后饱和面干状态质量,精确至0.05kg,静置24 h后,与对比试样一起抹面,进行抗压强度试验。计算质量损失率、强度损失率,精确至0.1%;计算冻后抗压强度精确至0.1 MPa。用质量损失率、强度损失率和冻后抗压强度指标进行评价。

2 冻融循环试验结果分析

新型墙体材料在冻融循环条件下质量损失率、强度损失率与循环次数的关系分别见图1和图2。

从图1可以看出,随着冻融次数的增加,普通混凝土砌块、混凝土实心砖、煤矸石烧结砖、混凝土多孔砖的质量损失率与普通烧结砖的质量损失率变化相近,而废渣混凝土多孔砖和蒸压粉煤灰砖的质量损失率比普通烧结砖的质量损失率要大。

从图2可以看出,随着冻融次数的增加,普通混凝土砌块、混凝土实心砖、煤矸石烧结砖、混凝土多孔砖、蒸压粉煤灰砖的强度损失率与普通烧结砖的强度损失率相近,而废渣混凝土多孔砖的强度损失率比普通烧结砖的强度损失率要大。并且,废渣混凝土多孔砖、混凝土多孔砖、普通混凝土砌块和混凝土实心砖的曲线呈下抛型,即随着循环次数的增加,强度损失率变化越趋于缓和;煤矸石烧结砖、蒸压粉煤灰砖和烧结普通砖的曲线呈上抛型,即随着循环次数的增加,强度损失率变化越大。

3 冻融循环损伤数学模型

为了分析新型墙体材料的冻融损伤效应,根据损伤力学的原理,采用Brown等建议的损伤因子[4,5,6]:

式中:Dσ——以强度损失为变量的新型墙体材料损伤变量;

Dm——以质量损失为变量的新型墙体材料损伤变量;

σr——新型墙体材料的强度损失率;

mr——新型墙体材料的质量损失率。

上述分析说明,新型墙体材料的强度损失率或质量损失率的变化过程实际上反映了其冻融损伤失效过程。因此,完全可以通过测定新型墙体材料在耐久性因素作用下强度损失率或质量损失率与冻融循环或腐蚀时间之间的变化,系统地研究新型墙体材料的冻融损伤失效过程的规律性。

回归分析模型可以用一元二次多项式描述新型墙体材料的质量损失率mr或强度损失率σr与冻融循环次数N之间的抛物线关系:

由于新型墙体材料的冻融损伤抛物线有的是开口向下的,有的是开口向上,即a(c)<0或>0。当系数a(c)=0时,也就是

7种墙体材料的冻融损伤数学模型中的冻融损伤参数见表1。

其中,Sig F是显著性概率,从表1可以得出,Sig F<0.05,表明回归极显著。

4 不同新型墙体材料的冻融损伤速度与加速度规律

结合式(1)和式(2),对式(3)~式(6)进行联立并求导,分别得到新型墙体材料在冻融过程中的损伤速度和损伤加速度如下:

(1)质量和强度的损伤速度分别为:

当N=0时,质量和强度的损伤初速度分别为:

(2)质量和强度的损伤加速度分别为:

由此可见,在式(7)~式(8)中,各个参数有明确的物理意义,系数b和d分别反映了质量和强度损伤初速度,系数2a和2c分别反映了质量和强度损伤加速度。对照普通物理学的物体抛物线运动规律,有利于我们在理论上进一步明确新型墙体材料的冻融损伤失效过程。在冻融开始时新型墙体材料分别以初速度-b和-d产生质量和强度损伤,在随后的冻融过程中质量和强度损伤则分别以加速度-2a和-2c发展。

由上述可见,任一冻融循环次数时的质量和强度损伤速度分别为-(2a N+b)和-(2c N+d)。当损伤参数a=0和c=0时,新型墙体材料的冻融损伤是一种匀速损伤;当a<0和c<0时,新型墙体材料的冻融损伤是一种加速损伤。

5 新型墙体材料冻融损伤数学模型在寿命预测中的应用

通过本文的实验数据,探索新型墙体材料的冻融损伤数学模型的预测误差,验证所建立的回归分析模型关系式(3)和(4)的正确性,见表2。

由表2可知,新型墙体材料中除了普通混凝土砌块的25次循环质量损失的相对误差较大外,其它预测结果基本准确。

通过建立的新型墙体材料的冻融损伤数学模型,可以根据冻融循环次数计算出质量损失或强度损失,在规定的损失值下,能确定新型墙体材料的使用寿命。

以混凝土实心砖为例,图3为混凝土实心砖冻融循环损伤模拟,假设在规定的强度损失率达到20%,墙体材料即无法继续使用,则通过图3可以确定混凝土实心砖的使用寿命。

6 结语

(1)随着冻融循环次数的增加,普通混凝土砌块、混凝土实心砖、煤矸石烧结砖、混凝土多孔砖的质量损失率与普通烧结砖的质量损失率变化相近,而废渣混凝土多孔砖和蒸压粉煤灰砖的质量损失率与普通烧结砖的相差较大。同时,普通混凝土砌块、混凝土实心砖、煤矸石烧结砖、混凝土多孔砖、蒸压粉煤灰砖的强度损失率与普通烧结砖的强度损失率变化相近,而废渣混凝土多孔砖的强度损失率与普通烧结砖的相差较大。

(2)结合新型墙体材料冻融损伤失效过程,建立了新型墙体材料的冻融损伤计算模型,其对新型墙体材料的寿命预测与实验值较接近。通过模型可预测新型墙体材料的冻融循环寿命,为新型墙体材料的冻融损伤计算提供依据。

参考文献

[1]王君若,赵立群,刘国亮,等.建设工程±0.0以下使用混凝土砖(砌块)的研究[J].建筑砌块与砌块建筑,2007(3):9-12.

[2]于献青.建设工程零零线以下及市政工程非黏土材料的应用研究[J].墙材革新与建筑节能,2007(9):24-27.

[3]郑怡,刘明,刘艳艳,等.矿渣混凝土砖砌体的可靠性分析[J].新型建筑材料,2008(6):18-19.

[4]罗骐先,Bungeg J H.用纵波超声换能器测量混凝土表面波速和动弹性模量[J].水利水运科学研究,1996(3):264-270.

[5]余寿文,冯西桥.损伤力学[M].北京:清华大学出版社,1997.

材料损伤 第6篇

为进一步了解轴重对轮轨材料抗磨损和抗疲劳性能的影响,利用WR-1轮轨滚动磨损试验机开展轮轨滚滑实验,通过轮轨试样磨损率、硬化率、表面磨痕、裂纹、塑性变形、磨屑等分析轴重对轮轨材料抗磨和抗疲劳性能的影响,研究结果可为认识轮轨损伤机制、优化轮轨材料、提高列车运行安全提供有益的技术指导。

1实验材料与方法

实验在WR-1轮轨滚动磨损实验机上进行,通过两个轮形试样来模拟实际运行中的车轮和钢轨,上试样为车轮试样,下试样为钢轨试样,轮轨试样最大外直径均为40mm,厚度为10mm。实验采用赫兹模拟准则,即保证实验室条件下轮轨试样间平均接触应力和椭圆形接触斑长短轴之比与现场工况相同。根据赫兹模拟准则计算得出,钢轨试样轴向轮廓为直线,车轮试样轴向轮廓为半径14mm的圆弧。轮轨试样尺寸与取样位置如图1所示。

实验参数:下试样转速100r/min,上试样转速97.26r/mim,滑差率为2.38%;实验时间为32h。车轮试样取自ER9车轮踏面处,钢轨试样取自U71Mnk钢轨轨头处(图1(b)),轮轨材料的化学成分和力学性能见表1。实验模拟五种现场轴重12,16,21,25,30t, 根据赫兹模拟准则计算得到实验机法向加载力分别为90,120,150,180,220N。

实验在常温干态下进行,利用电子分析天平(JA4103)测量实验前后轮轨试样质量,计算轮轨试样磨损率;利用MVK-H21维氏硬度仪测量试样硬度值;利用OLYMPUS BX60M光学显微镜观测试样塑性变形和裂纹现象;利用JSM-7001F扫描电子显微镜观测试样磨损后表面磨痕损伤形貌和磨屑形貌;利用Bruker D8Discover X射线衍射仪分析磨屑成分。

2结果与分析

2.1滚动磨损行为

图2给出了实验前轮轨试样经过浓度为4% 的硝酸酒精溶液腐蚀过后的微观组织SEM照片。 通过SEM照片可以看出,钢轨材料主要是由珠光体构成,车轮材料由珠光体和介于珠光体晶界间的铁素体混合组成,珠光体呈现为铁素体和渗碳体片层整齐相间结构,车轮中珠光体晶粒普遍小于钢轨珠光体晶粒,车轮珠光体片层间距小于钢轨珠光体片层间距。因为钢轨含碳量约为0.71%(质量分数),在冷却过程中几乎全部形成珠光体组织共析钢,其中铁素体和渗碳体片状平行排列;车轮含碳量相对较小,在冷却过程中形成珠光体和铁素体混合的亚共析钢。钢轨在热处理过程中采用喷雾或喷风淬火方式,而车轮采用直接对踏面喷水淬火方式以提高冷却效率来细化晶粒并使珠光体片层结构更加致密, 从而提高车轮踏面硬度。图3为实验前测得的轮轨试样硬度,从图3中可看出,车轮材料硬度大于钢轨材料,车轮与钢轨硬度比约为1.05。

图4为轮轨试样磨损率(磨损量与滚动距离比值) 与轴重和实验时间的关系。从图4(a)中看出,相同轴重下,钢轨试样磨损率大于车轮试样,车轮材料耐磨性优于钢轨材料;车轮和钢轨的判定系数R２均大于0.98,这说明实验结束时车轮和钢轨磨损率随轴重增加呈现较好的线性增加趋势。图4(b)为轮轨试样磨损率随实验时间的变化曲线。车轮磨损率随时间呈现先增加后减小趋势,钢轨磨损率随时间呈现增加趋势。 轴重较小时,轮轨试样磨损率变化趋势不明显,轴重越大,轮轨试样磨损率变化趋势越明显。因为在实验初期,轮轨试样表面由光滑变得粗糙并开始出现损伤,轮轨试样摩擦磨损变得严重,磨损率增大。随实验进行, 轮轨试样表面损伤趋于稳定。同时,图5(a)为12t时轮轨试样硬化率(实验前后材料硬度增加量与原始硬度的比值)随时间变化曲线,可以看出,实验稳定后车轮硬化率大于钢轨硬化率,则轮轨硬度比增大,车轮试样磨损减轻,钢轨试样磨损加重。图5(b)为轮轨试样硬化率与轴重的关系,图6为轮轨硬度比(车轮硬度与钢轨硬度的比值)随轴重的变化规律,可以看出,轴重越大,轮轨试样硬化率越大,车轮试样硬化率增大趋势更加明显(图5(b)),轮轨硬度比越大(图6),则车轮磨损率先增后减趋势以及钢轨磨损率增加趋势都愈加明显。综上所述可以发现,试样硬度与其耐磨性呈正相关性:轮轨摩擦副中硬度较大的试样磨损率较小,耐磨性能较强;实验稳定后,轮轨试样硬度比越大(即相对于钢轨试样,车轮试样硬度越大),车轮磨损率越小,耐磨性能更强。

图7为轮轨试样塑性变形OM照片。从图7可看出,轴重越大,轮轨试样塑性变形层越厚,车轮塑变层厚度小于钢轨。塑性变形是轮轨接触面摩擦力导致表面材料朝摩擦力方向的流动累积,在塑性变形过程中铁素体质地较软容易被磨掉(图7(a)中椭圆虚线内白色物体为车轮材料铁素体),因此越靠近试样表面铁素体越少;轮轨材料中珠光体晶体发生流动变形,珠光体内渗碳体破碎,铁素体减少,塑性变形层表层材料碳含量增加,硬度变大,这种现象被称为表面加工硬化。图5(a)表明轮轨试样硬化率呈现先明显增加后趋于稳定的变化趋势,因为在滚滑摩擦实验初期,表层加工硬化使得轮轨试样表面硬化率明显增加,而后试样表层材料剥落和加工硬化共同作用,当加工硬化速度和材料剥落速度趋于平衡时,轮轨硬化率趋于稳定。图5(b) 表明轮轨试样硬化率均随轴重增加呈现增加趋势,因为轴重越大,轮轨接触面摩擦力越大,轮轨试样表层材料塑性变形层越厚(图7),加工硬化现象越明显。实验前车轮硬度大于钢轨硬度(图3),实验后车轮试样硬化率大于钢轨试样硬化率(图5(b)),轮轨硬度比变大(图6),因此车轮试样硬度大于钢轨试样硬度,则车轮试样抗塑性变形的能力越大,塑变层厚度越小。

图7 轮轨试样塑性变形 OM 照片 (a)车轮12t;(b)车轮21t;(c)车轮30t;(d)钢轨12t;(e)钢轨21t;(f)钢轨30t Fig.7 OM photographs of plastic deformation of wheel/rail specimens (a)wheel 12t;(b)wheel 21t;(c)wheel 30t;(d)rail 12t;(e)rail 21t;(f)rail 30t

2.2轮轨试样表面损伤行为

图8为轮轨试样表面损伤SEM照片,图9为轮轨试样表面裂纹OM照片。从图中可看出,车轮试样和钢轨试样表面损伤机制不同。车轮试样表面损伤形貌主要由垂直于滚动方向的疲劳裂纹组成(图8(a), (b),(c)),且随轴重增大,疲劳裂纹密度增大,裂纹张开角度变大,从图9(a),(b)中也可看出相同规律,轴重越大,车轮表面裂纹越大,疲劳现象越明显。因为轮轨试样表层材料沿滚动方向发生塑性流动变形,周期性滚滑接触使塑性变形累积,当应力超过材料屈服极限,车轮表面出现开裂,并在较大法向力和切向力作用下向材料深处发展,最终形成垂直于滚动方向的疲劳裂纹,并且轴重越大疲劳裂纹现象越明显。同时车轮试样表面存在点蚀现象,当轴重较小时,点蚀现象不明显,当轴重较大时(图8(c)),点蚀现象明显。钢轨表面形貌主要由块状剥落(图8(d),(e),(f))和裂纹(图9(c),(d))组成,钢轨裂纹萌生于材料表面或亚表面(图9(c)),表面裂纹以较小角度向内扩展,到达一定深度后裂纹方向折向表面,与表面连通形成试样表面块状剥落(图9(d)),且轴重越大,裂纹和剥落块尺寸越大,表面损伤越严重。从图中还可发现车轮材料和钢轨材料的脱落机制不同,车轮裂纹是沿塑性变形线方向发展(图7(c)),在周期性接触作用下发生疲劳断裂(图9(b)),材料脱落形成磨屑;而钢轨裂纹发展到一定程度后反向表面与表面连通形成块状剥落。相同轴重下,车轮裂纹角度大于钢轨裂纹角度(图9),车轮表面抗疲劳性能较差。

图8 轮轨试样表面损伤SEM 照片 (a)车轮16t;(b)车轮25t;(c)车轮30t;(d)钢轨16t;(e)钢轨25t;(f)钢轨30t Fig.8 SEM photographs of surface damage of rail/wheel specimens (a)wheel 16t;(b)wheel 25t;(c)wheel 30t;(d)rail 16t;(e)rail 25t;(f)rail 30t

图9 轮轨试样表面裂纹 OM 照片 (a)车轮12t;(b)车轮30t;(c)钢轨12t;(d)钢轨30t Fig.9 OM photographs of surface cracks of rail specimens (a)wheel 12t;(b)wheel 30t;(c)rail 12t;(d)rail 30t

图10为磨屑SEM照片。从图10可看出,磨屑主要由尺寸大小不一的薄片和微小颗粒组成,薄片尺寸随轴重增加普遍呈现增大趋势。磨屑中薄片厚度小于5μm,因此磨屑来源于塑性变形层表层材料。当轴重较小时(12t),磨屑中较大薄片尺寸约为250μm;当轴重为21t时,尺寸增加至约450μm;当轴重最大时(30t),尺寸达到550μm。磨屑中大块薄片可能是由车轮试样表面裂纹疲劳断裂形成,因为车轮试样表面裂纹长度达到300~500μm以上(图8);较小薄片可能来自钢轨表面块状剥落,因为钢轨表面即将脱落的剥落块尺寸小于100μm(图8);磨屑从试样脱落后,部分磨屑会黏附在试样表面,经周期性轮轨试样挤压后产生更小薄片以及微小颗粒。随轴重增加,车轮试样表面疲劳裂纹尺寸、钢轨试样表面块状剥落尺寸均会增大, 所以相应磨屑尺寸也变大。图11为磨屑XRD图谱。 结果表明,轮轨试样磨屑主要由Fe２O３和马氏体组成,不同轴重下磨屑成分及其含量基本相同。磨屑中马氏体的存在是因为塑性变形层表层材料含碳量较高,在法向力和切向力作用下产生的局部高温超过了奥氏体化温度,热量快速传导至试样基体,温度迅速下降产生马氏体。磨屑中大量Fe２O３说明在周期性高温和摩擦力作用下,磨屑从试样表层脱落过程中伴随较强氧化作用。尽管不同轴重下磨屑形貌存在差异,但其成分及其含量无明显差别。

图10 磨屑SEM 照片 (a)12t;(b)21t;(c)30t Fig.10 SEM photographs of debris (a)12t;(b)21t;(c)30t

综上结果分析表明:车轮硬度大于钢轨硬度,车轮试样耐磨性较好,但试样表面容易产生较大疲劳裂纹, 表面抗疲劳性能较差;车轮试样表面材料以裂纹疲劳断裂形式形成磨屑,钢轨试样表面材料以裂纹与表面连通形成的块状剥落形式形成磨屑;轴重增大后,不仅增大了轮轨材料磨损率,也加剧了轮轨试样表面伤损。 在实际应用中,要综合考虑轮轨材料的抗磨性能和抗疲劳性能,严格控制列车轴重,以确保列车运行安全。

3结论

(1)轮轨试样磨损率均随轴重增加呈现明显线性增加趋势,且钢轨试样磨损率大于车轮试样磨损率。

(2)轮轨试样硬化率均随时间呈现先明显增加后趋于稳定变化趋势,轮轨试样塑变层厚度和硬化率均随轴重增大而增大,车轮试样硬化率大于钢轨。

(3)车轮试样表面形貌由垂直于滚动方向的疲劳裂纹组成,钢轨试样表面形貌由裂纹和块状剥落组成, 表面裂纹和块状剥落均随轴重增加而更加严重。

材料损伤 第7篇

复合材料蜂窝夹芯板是由蜂窝芯子和上下两块高强度的复合材料面板组成。通常用粘接剂将上、下蒙皮与芯子胶接成为整体刚性结构,或者直接注塑或模压获得夹芯结构。复合材料蜂窝板与其他各种板材相比,具有最大的强度质量比,因此被广泛的应用于航空结构中。

目前对蜂窝夹芯板的研究主要集中在其静力特性[1,2,3,4]和蜂窝芯子的冲击性能[5,6,7,8]。对蜂窝夹芯板进行静力分析时,由于六边形蜂窝芯子具有良好的周期性,因此一般采用均匀化的方法将其等效为连续体。国内外学者通过研究给出了等效蜂窝芯子弹性常数的预报公式,并研究了弹性常数与蜂窝芯子材料和几何尺寸的关系。Vaidya等人[5,6]对低速冲击下中空的环氧树脂蜂窝夹芯板的冲击力学性能进行了实验研究,并与泡沫材料和蜂窝芯子进行了对比。对蜂窝芯中充以泡沫材料的夹层结构的高应变速率下的冲击和剪切性能进行了研究。卢文浩等人[7]运用理论分析和有限元数值分析两种方法,对六边形蜂窝材料单个胞体在动态冲击下的压缩变形情况进行研究。对于复合材料夹芯板的低速冲击,IcariI等人[8]利用层合板理论模型建立了有限元单元预报了复合材料蜂窝夹芯板的低速冲击的能量吸收。

综上所述,目前对蜂窝夹芯板的吸能性和蜂窝芯子在冲击载荷下的变形及吸能性做了大量研究,而对复合材料蜂窝夹芯板的低速冲击响应和损伤研究十分有限。吴涤[9]将蜂窝夹芯等效为弹簧单元,考虑了复合材料面板中基体开裂和分层损伤,预测了复合材料夹芯板的低速冲击响应过程和损伤扩展。该模型未考虑蜂窝芯子的剪切作用,面板中也未考虑复合材料层板在冲击过程中产生的纤维断裂。

本文针对上述问题,通过Abaqus平台,利用Vumat用户子程序引入损伤判据和刚度折减方案,建立预测复合材料蜂窝夹芯板低速冲击损伤的简化模型。考虑了复合材料面板中的纤维断裂、基体挤压、基体开裂和分层等主要损伤模式,预测了复合材料蜂窝板在低速冲击载荷下的冲击响应和渐进损伤过程,并与实验结果比较验证,证明了该方法的合理性。

1 复合材料蜂窝夹芯板冲击有限元分析方法

复合材料蜂窝板的低速冲击损伤有多种损伤模式,且在冲击过程中各种损伤模式间有相互耦合作用。为了简化蜂窝板的低速冲击模型,只考虑了复合材料面板的损伤,认为蜂窝芯材在冲击过程中没有破坏且和面板连接完好,而对蜂窝芯子材料进行性能等效,将其等效为正交各向异性材料。

1.1 复合材料面板冲击的损伤判据

常见的单层板破坏强度准则有最大应力准则、最大应变理论、Hashin准则、Azzi-Tsal和Tsal-Wu等模型。本文采用基于应变的HASHIN[10]三维失效准则作为纤维压缩、纤维断裂、基体压缩、基体开裂和分层五种损伤模式的判断准则。其具体形式如下:

纤维拉断:

$D{}_F^2=\left(\frac{{\rm E}{}_{XX}}{{\rm E}{}_{11}^{{\rm T}}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{XY}}{\Gamma {}_{12}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{X{\rm Z}}}{\Gamma {}_{13}}\right){}^2\ge 1$;ΕXX≥0。

纤维压断:

$D{}_F^2=\left(\frac{-{\rm E}{}_{XX}}{{\rm E}{}_{11}^C}\right){}^2\ge 1$;$\begin{array}{ccc}& {\rm E}{}_{XX}<0& \end{array}$。

基体开裂:

$D{}_{{\rm M}}{}^2=\left(\frac{{\rm E}{}_{YY}+{\rm E}{}_{{\rm Z}{\rm Z}}}{{\rm E}{}_{22}{}^{{\rm T}}}\right){}^2+\left(\frac{1}{\Gamma {}_{23}{}^2}\right)\left({\rm E}{}_{Y{\rm Z}}{}^2-\frac{E{}_{22}E{}_{33}}{G{}_{23}{}^2}{\rm E}{}_{YY}{\rm E}{}_{{\rm Z}{\rm Z}}\right)+\left(\frac{{\rm E}{}_{XY}}{\Gamma {}_{12}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{X{\rm Z}}}{\Gamma {}_{13}}\right){}^2\ge 1{\rm E}{}_{YY}+{\rm E}{}_{{\rm Z}{\rm Z}}\ge 0$。

基体挤压:

$D{}_{{\rm M}}^2=\left(\frac{E{}_{22}{\rm E}{}_{YY}+E{}_{33}{\rm E}{}_{{\rm Z}{\rm Z}}}{2G{}_{12}\Gamma {}_{12}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{YY}+{\rm E}{}_{{\rm Z}{\rm Z}}}{{\rm E}{}_{22}^C}\right)\left[\left(\frac{E{}_{22}{\rm E}{}_{22}^C}{2G{}_{12}\Gamma {}_{12}}\right){}^2-1\right]+\frac{1}{\Gamma {}_{23}^2}\left({\rm E}{}_{Y{\rm Z}}^2-\frac{E{}_{22}E{}_{33}}{G{}_{23}}{\rm E}{}_{YY}{\rm E}{}_{{\rm Z}{\rm Z}}\right)+\left(\frac{{\rm E}{}_{XY}}{\Gamma {}_{12}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{X{\rm Z}}}{\Gamma {}_{13}}\right){}^2\ge 1$;ΕYY+ΕZZ<0。

分层失效准则:

$D{}_L^2=\left(\frac{{\rm E}{}_{{\rm Z}{\rm Z}}}{{\rm E}{}_{33}^{{\rm T}}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{X{\rm Z}}}{\Gamma {}_{13}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{Y{\rm Z}}}{\Gamma {}_{23}}\right){}^2\ge 1;$

ΕZZ≥0 。

$D{}_L^2=\left(\frac{{\rm E}{}_{X{\rm Z}}}{\Gamma {}_{13}}\right){}^2+\left(\frac{{\rm E}{}_{Y{\rm Z}}}{\Gamma {}_{23}}\right){}^2\ge 1$;ΕZZ<0

上式中,Ε${}_{11}^{{\rm T}}$,Ε${}_{11}^C$分别为层板纤维方向上对应于拉伸、压缩强度的应变;Ε${}_{22}^{{\rm T}}$,Ε${}_{22}^C$,分别是层板横向对应于拉伸、压缩强度的应变;Ε${}_{33}^{{\rm T}}$是层板厚度方向对应于拉伸强度的应变;ΓIJ(I≠J)为层板对应于剪切强度的剪切应变。

1.2 复合材料面板刚度折减方案

当复合材料层板中的单元应力达到上述判据后,该处材料发生一定程度的破坏,其材料性能会下降。Camanho 等[11] 在分析T300/914 复合材料接头层合板拉伸强度时,将Tan参数退化方式扩展到三维,本文采用表1中的方案作为本文的刚度折减方式,在每次更新材料参数后更新各个单元的应力,使应力重新分布。

1.3 蜂窝芯子等效弹性常数

为了简化分析,本文将蜂窝芯材等效为同等厚度的匀质材料。由于本文中的蜂窝芯材为正六角形蜂窝,将蜂窝芯子等效为均匀的正交各向异性材料。等效后的材料需要确定的等效参数有:

E1、E2、E3,G12,G23,G13,Μ12,Μ23,Μ13 九个弹性常数,Gibson[1]和富明慧[12]等给出了确定上述等效弹性常数的预报公式:

$E{}_1=\frac{4}{\sqrt{3}}E{}_S(1-3\frac{{\rm T}{}^2}{L{}^2})\frac{{\rm T}{}^3}{L{}^3}$,$E{}_2=\frac{4}{\sqrt{3}}E{}_S(1-\frac{5{\rm T}{}^2}{3L{}^2})\frac{{\rm T}{}^3}{L{}^3}$,$E{}_3=E{}_S\frac{{\rm T}}{L}‚G{}_{12}=\frac{1}{\sqrt{3}}E{}_S\frac{{\rm T}{}^3}{L{}^3}$,$G{}_{23}=\frac{1}{\sqrt{3}}G{}_S\frac{{\rm T}}{L}‚G{}_{13}=\frac{1}{\sqrt{3}}G{}_S\frac{{\rm T}}{L}$,${\rm M}{}_{12}=1-\frac{8{\rm T}{}^2}{3L{}^2}$,${\rm M}{}_{23}=\frac{E{}_2}{E{}_3}{\rm M}{}_S$,${\rm M}{}_{13}=\frac{E{}_1}{E{}_3}{\rm M}{}_S$。

其中ES,GS,ΜS分别为蜂窝纸的弹性常数,T、L为正六边形蜂窝的壁厚和边长。图1给出了等效的的材料坐标系与正六边形蜂窝的几何关系。

本文借助于Abaqus平台,通过Vumat子程序引入损伤判据和折减方案,开发了蜂窝板的低速冲击损伤分析有限元程序,其分析流程如图2所示:

2 实验结果和数值分析

2.1 复合材料蜂窝夹芯板低速冲击损伤实验

本文实验按照Astam D 7136—05标准,蜂窝夹层板尺寸为150 mm×100 mm,铺层 [45。/-45。/90。/45。/90。/-45。/45。/C/45。/-45。/45。]。其中90。为AS41K/3502,±45。为 T3003K/EA9396,C为Nomex蜂窝。实验夹具为125 mm×75 mm的矩形开口简支支持夹具,冲头直径为16 mm的钢制半球体,质量为2 kg。低速冲击实验在落锤冲击实验机器上进行,利用超声波C扫描检测面板的损伤面积。本文共进行了3 J、4 J和5 J三组不同冲击能量的冲击试验,每组件数为3件。

表3给出了实验结果,由表中结果可以发现,由于蜂窝芯子有很好的缓冲性能,使得下面板的得到很好的保护,其损伤基本没有。在实验中,通过超声波C扫描也发现下面板没有任何损伤,损伤主要集中在上面板。

2.2复合材料蜂窝夹芯板的低速冲击响应和损伤数值分析

本文根据上述方法,建立了蜂窝夹芯板低速冲击模型,图3给出了冲击能量为4J时,复合材料窝夹芯板的冲击接触力响应过程。从图中可以看出,复合材料蜂窝夹芯板的冲击力变化有明显的波动,近似正弦曲线。

图4给出了冲击能量为4 J时,复合材料蜂窝夹芯板的冲头的位移响应。由图可以看出,当冲头位移达到最大时,冲击力也达到最大。

表4给出了不同的冲击能量下,上面板的数值模拟和和实验损伤投影面积。由表4可以看出,数值模拟值和实验结果比较吻合,说明上述方法的可行性。

为了方便研究复合材料蜂窝夹芯板板的变形和内部多种损伤模式的演化规过程,本文取1/4模型作为研究对象。以冲击接触到层板的时刻为时间原点计时,图5～图8给出了不同冲击时刻蜂窝夹芯板面板内部不同损伤模式的演化过程。

通过有限元模拟可以看出:

( 1) 在冲击开始时, 冲头压入使面板受弯曲应力作用, 正面受压应力, 背面受拉应力, 复合材料层板产生弯曲变形。层板正面中心接触区域有较高的局部应力, 树脂基体首先出现挤裂并伴随着少量的分层损伤。

( 2) 随着层板变形的增大, 冲击正面中心接触区出现了凹坑压痕, 冲击背面较大的弯曲应力产生了沿纤维方向的基体开裂。在靠近冲头的铺层内由于受压,而远离冲头的铺层内拉,故基体挤裂集中在面板靠近冲头的铺层内,基体开裂集中在远离冲头的铺层内,并随着面板变形增大扩展。

( 3) 随着面板变形增大, 面板正面和背面由于较高的挤压应力和弯曲应力作用, 出现了沿层板铺设方向的纤维断裂。面板中间铺层和背面铺层的基体开裂、分层损伤面积都迅速增大。

(4)蜂窝夹芯板变形达到最大时,各种损伤达到最大,不再扩展。蜂窝夹芯板的面板损伤主要集中在上面板,而下面板没有任何损伤。

图9和图10给出了冲击能量为4 J时,蜂窝夹芯板上面板各铺层的分层损伤分布和面积。

通过图9和图10可以发现:

(1)在蜂窝夹芯板中,上面板的1、2、4、6、7铺层材料一致,由这几个铺层的分层损伤分布可以看出上面板中的分层损伤面积先增大后减小,在中间层达到最大。

(2)蜂窝夹芯板上面板各铺层的损伤面积都近似为圆形或者椭圆形,其长轴方向偏向下一铺层的铺层方向。

3 主要参数讨论

3.1 冲击能量的影响

图11和图12给出了不同冲击能量下,蜂窝夹芯板的接触力和冲头位移的响应曲线,从图中可以看出,随着冲击能量增大,冲击接触力响应的峰值变大,且达到峰值时的时间基本不变,接触力响应的波形基本保持不变;冲头的位移峰值变大,且冲头达到最大位移的时间基本不变。

从图中可以看出:

(1)在冲击速度能量较小时,纤维损伤主要集中在复合材料面板远离冲击点和靠近冲击点的铺层,当冲击能量增加时,各个铺层均出现不同程度的纤维损伤。

(2)随着冲击能量的增大,各个铺层内的分层和基体损伤面积都有所增大,最严重的分层损伤分布在层板的中间铺层内。

(3)图13(d)为不同冲击速度下的累积损伤分布图。累积损伤即对各种损伤模式面积的投影面积进行叠加,累积损伤反映了各个铺层的损伤程度。从图中可以看出,随着冲击能量的增大,复合材料面板内各铺层的累积损伤面积都有不同程度的增大。说明冲击能量越大,复合材料面板的损伤程度越大。

图14给出了不同冲击能量下上面板的累积损伤投影面积,可以看出随着能量的增大,损伤面积也增大。当能量达到12 J时,累积损伤投影面积增大的趋势开始减缓;当冲击能量小于12 J时,累积损伤投影面积与能量近似呈线性关系。

4.2 材料体系的影响

本文选取了AS4/3501—6、T300/BMP—316和T300/QY9512三种不同的复合材料作为上下面板材料进行对比研究。不同复合材料单层板的性能参数参照文献[13]。

图15和图16给出了不同材料体系下,冲击接触力和冲头位移的响应曲线。从图中可以看出,对于这三种材料,冲击接触力的峰值基本相同,冲击接触力的响应过程曲线基本相同;冲头的最大位移也基本一致,T300/ BMP—316和T300/ QY9512比图17给出了三种材料体系下,复合材料蜂窝夹芯板上面板各铺层的损伤面积。

AS4/ 3501—6材料的位移峰值稍大。

从图17中可以看出,三种材料体系的蜂窝夹芯板低速冲击损伤演化规律并无太大区别,复合材料面板铺层内出现了不同程度的纤维断裂、基体失效和分层损伤。在远离冲击点的铺层内基体损伤面积较大,而分层损伤在靠近中间层最为严重。相比AS4/3501—6和T300/BMP—316而言,T300/QY9512蜂窝夹芯板板的各种模式的损伤面积都较大。对于T300/QY9512蜂窝夹芯板和T300/BMP—316蜂窝夹芯板,虽然面板材料采用的纤维是一样的,但是由于面板基体材料的区别,导致了冲击损伤面积有较大的区别,前者的冲击损伤面积大于后者,说明BMP—316基体的抗冲击性能要比QY9512强。

4 结束语

本文提出了一种蜂窝夹芯板低速冲击的三维渐进损伤分析方法,利用ABAQUS平台,通过VUMAT用户子程序建立了复合材料蜂窝夹芯板冲击损伤模型以及复合材料面板内的损伤判据,并对蜂窝芯子进行了材料性能等效,实现了对蜂窝夹芯板低速冲击过程的有限元模拟,数值模拟结果与实验结果比较吻合,并讨论了冲击能量与面板材料体系对面板损伤的影响。

材料损伤 第8篇

蜂窝夹层结构复合材料由2块高强度、高模量的上、下蒙皮(又称面板)和夹在中间的1层比较厚的轻质夹芯层组成。蜂窝夹层复合材料具有极高的比强度和比刚度,被广泛应用于航空航天飞行器结构,如机翼、地板等大部件[1,2]。目前常用的蜂窝复合材料无损检测方法有[3]:超声检测法、X射线检测法、红外热成像检测法、声发射检测法等。相比其他损伤检测方法,声发射(AE)技术[4,5,6]以实时监测损伤过程为特点,能够在线监测损伤的萌生和破坏过程,获得关于缺陷的动态信息,是一种有效的检查动态缺陷的无损检测方法。

在复合材料损伤检测方面,国内外研究人员利用声发射技术作了大量研究工作。耿荣生等[7]论述了基于波形分析的声发射信号处理技术。郑洁等[8]利用声发射对陶瓷基复合材料及树脂基复合材料的静拉伸试验进行全程监测,分析了材料的损伤形式及其演化过程。李海斌等[9]结合随机渐进失效分析方法和声发射监测对复合材料单向拉伸试件进行损伤分析。

Dmitry S.Ivanov等[10]利用声发射技术描述了碳/环氧树脂基复合材料拉伸破坏的损伤机理。M.Surgeon等[11]对SiC/BMAS复合材料层合板在单向拉伸作用下的损伤进行了AE研究,利用AE事件数、幅值、能量以及持续时间等参数,描述不同铺层的试件损伤演化模式和破坏机理。

笔者通过对蜂窝夹层复合材料进行静力压缩破坏试验,采用声发射技术全程监测复合材料试样的加载破坏过程,确定复合材料在压缩载荷作用下的力学性能及其相应的声发射信号特征,揭示蜂窝夹层复合材料压缩损伤破坏的变化规律,为蜂窝夹层复合材料的损伤预报和健康监测提供了参考依据。

1 实验

1.1 实验材料与方法

实验所用蜂窝夹层复合材料尺寸为800 mm×800 mm,蜂窝高约为30 mm。复合材料蜂窝夹层的蜂窝芯为六边形,面板为M55JB 型碳纤维复合材料层板,铺层角度为[90°/0°/90°/0°]。复合材料压缩试件在YGD-500型50T电子压力机上完成。试样加载过程中,利用美国物理声学公司生产的8通道PCI-2声发射仪采集信号,同时采用美国物理声学公司生产的R15α传感器作为声发射信号的接受传感器,分别为1-8号传感器,耦合剂采用凡士林。在试样上粘贴9个BA350-3AA型压力传感器,分别为a-i号应变片。图1为实验设备图。

1.2 实验过程

电子压力机以1 kN/s的速率阶梯压缩加载试样,每阶段保载6 s,同时采集压缩过程中的应变大小以及声发射信号。声发射仪器前置放大器增益为40 dB,依据干扰情况设定固定门槛值为32 dB,传感器中心频率为15 kHz,采样率设置为2 MHz,采样长度为1024个点。峰值定义时间(PDT)、波击定义时间(HDT)和波击闭锁时间(HLT)分别是30 μs、150 μs和300 μs。

2 实验结果与分析

2.1 声发射监测加载过程

以1 kN/s的速率将蜂窝夹层复合材料试样压缩至断裂,同时采集压缩损伤过程中的声发射信号。将8个通道所接收到的信号累积计数,如图2所示。

从图2中可以看出,1、3、4号传感器接收的事件数较其他传感器多。观察实验后试件的破坏情况,发现破坏出现在试件的上表面,与声发射监测采集数据吻合。

根据声发射信号特征建立蜂窝夹层复合材料试样在压缩损伤破坏过程中上升时间、计数、能量、幅值与时间的经历图,并结合载荷作图,结果如图3所示。经分析发现,蜂窝夹层复合材料能够抵抗60 kN以上的压力,其抗压性能良好,在64 kN左右试样被完全压断。声发射采集到幅值随载荷的上升而逐渐增大。

2.2 复合材料的压缩力学性能

根据图2的研究结果,可以从a-i号应变片中选取a、b、c号进行分析,得到复合材料压缩试件的应力-应变曲线,如图4所示。从图4中可以看出,试件的应力-应变曲线近似为直线,表现出良好的线性特征。试件的应变速率随应力的变化曲线如图5所示,可分为3个阶段:0～35 kN时应变随应力变化较平稳;35～55 kN时应变速率增大,有不稳定趋势;55～65 kN时应变速率急剧增加,并且达到应变的最大值。

2.3 声发射信号分析

缺陷有多个萌生点,单个传感器接收到的波形信号为各个萌生点在同一时段内,经不同的传播路径,相互叠加、相互影响、共同作用的结果;其各个声发射源(萌生点)的特征,在时域上按先后顺序叠加在一起。在1个采样长度(周期)内,源的不同到达时间、不同类型(纤维开裂、胶摩擦、夹具摩擦等)、不同强度都是影响该波形的“形貌(形状)”及其常规参数(到达时间、振铃、能量、幅值等)的主要因素。因此,当缺陷信号较强时,波形和特征参数会有较明显变化(例如,数值增大),较容易识别;当缺陷信号较弱,与其他噪声(摩擦)信号混在一起时,则该波形无明显变化,难以识别。从图2可以看出,1、3、4号传感器接收到的事件数较多,也可说明在1、3、4号传感器周围声发射事件更多,故可集中分析1、3、4号传感器的信号特征。

结合图5、图6、图7可以将蜂窝夹层复合材料的压缩损伤过程大体分为3个阶段。

第1阶段:初始损伤阶段。在此阶段,声发射幅值普遍较低,只有少数高幅值信号,声发射事件数相对较少并且趋于平稳,所释放的平均能量很小。在加载的初始阶段,有少量的声发射信号,说明在压缩过程的初期产生了损伤,但能量较低,损伤程度低,但从图5、图6、图7可以看出,在第1阶段,各种表征信号量都随着加载作用力的增大而小幅度增加。因此可认为这阶段的损伤主要来源于试样内部工艺缺陷和微小裂纹在小载荷的作用下形成的损伤以及试样在低载荷下的损伤。

第2阶段:稳定扩展阶段。在第2阶段中,声发射幅值逐渐增大,并且普遍高于第1阶段;声发射事件数有突发性增长;所释放的平均能量相比第1阶段明显增大。在此阶段,各种表征信号量表明,试样内部的微小裂纹在不断加载的情况下出现了平稳的扩展,并且可能有新的裂纹在不断萌生。

第3阶段:迅速失效阶段。在此阶段,从声发射信号数据可得,出现大量高幅值信号;声发射事件数较第2阶段没有太大变化,但在后期有明显的突变;声源所释放的能量在第3阶段有1次明显的突增,并且能量很高,随后逐渐恢复到较低值。这表明在此阶段试样在彻底断裂前,基体裂纹的扩展受到增强纤维的阻止,随着载荷的不断增加,最终增强纤维和基体同时断裂,释放出很高的能量。

3 结论

(1)蜂窝夹层复合材料的抗压性能良好,用上升时间、计数、能量、幅值与时间经历图的对比,可比较清晰地分析试样在压缩破坏过程中的损伤情况。

(2)蜂窝夹层复合材料的压缩损伤过程可分为初始损伤阶段、稳定扩展阶段和迅速失效阶段。在迅速失效阶段,能量的上升情况十分迅速,说明有大量的声发射事件发生,并且释放出大量的能量。

(3)损伤在载荷远小于实际破坏载荷的情况下就已经开始,前期的损伤主要是基体开裂,中期的损伤以层间开裂为主,而后期的损伤形式主要是纤维断裂。纤维的剧烈断裂会伴随着大量的声发射信号产生。

摘要：应用声发射技术对蜂窝夹层复合材料压缩损伤过程进行了实验研究。分析载荷与声发射信号经历图,依据其损伤过程和声发射特征,发现随着加载载荷的增加,复合材料的损伤逐步增大。在加载初始阶段,仅有少量声发射信号,各种表征信号量小幅度增加;在加载中期,声发射信号增多,各种表征信号量不断增大;在加载后期,声发射信号明显突增,各种表征信号量急剧增加。复合材料压缩损伤破坏与声发射的幅值、能量、撞击、上升时间、持续时间和计数等参量相关。蜂窝夹层复合材料试件的应力-应变曲线近似为直线,应变速率与声发射信号特征相互对应。

关键词：蜂窝夹层,声发射检测,压缩损伤,特征分析

参考文献

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材料损伤 第9篇

1小波变换

小波分析 (WaveletAnalysis) 克服了傅里叶变换不适用于非平稳信号分析, 不能同时进行时频局域性分析, 也克服了窗口傅里叶变换的时频窗口大小固定不变, 只适合分析与特征尺度大致相同的各种过程;窗口没有适应性, 不适于分析多尺度信号过程和突变过程等缺点。

小波变换的多分辨分析特性能够将信号在不同时间和不同频率的尺度上逐层进行分解, 以提取信号在各个尺度上所表现的特征。小波变换这种特性使之能够表示各种不同频率分量的信号, 特别是具有突变性质的信号, 因此在信号检测方面取得了广泛的应用。但小波变换的多分辨分析仅将光滑分量逐级进行分解, 而细节分量却没有进行逐级分解。随着分解级数增加, 相应的小波基函数的频域分辨率变好, 而时域分辨率变差。

2试件加载破坏试验方案

2.1混凝土材料试件

义乌市商博大桥主桥方案为独塔混凝土斜拉桥方案, 平行扇形双索面, 跨径组合为100+75=175m, 桥面宽度为37.5m, 规模较大、建设条件复杂。其主塔为门式塔, 两个平行直立塔柱, 横桥向两塔轴线间距27m, 自承台顶面至塔顶高约66m。主塔一般断面为钢筋混凝土箱形断面, 单箱单室。中塔柱及上塔柱结构外形尺寸:5.1m×2.5m～4.5m×2.5m (塔顶) , 拉索锚固面壁厚为0.9m, 横向受力面的壁厚为0.6m。索塔锚固方式选择采用了环向预应力方式。为了能够保证大桥主桥结构的健康结构安全, 本文采用了1:1的结构节段进行破坏性试验, 以了解在不同受力情况下结构损伤产生的声发射信号状态。现场实测试验节段外形尺寸:4.5m×2.5m, 拉索锚固面壁厚为0.9m, 横向受力面的壁厚为0.6m。如下图1所示。

2.2 试验设备、参数设置

试验采用上海科威大电子系统有限公司研制的声发射传感器, 配以上海奥达光电子科技有限公司的声发射全波形数据采集系统 (型号:DAQ—4) 和混凝土声发射智能传感器网络系统 (型号:AE—010) 。此型声发射传感器应用了一项基于磁致伸缩原理并具有国际专利的技术, 以磁电换能方式接收声发射信号, 有别于国内外同行通常采用的基于压电陶瓷的传感技术。四通道的全波形系统采用型号为AEC010的传感器具宽带特性, 带宽为50 KHz～2 MHz, 旨在获取更宽频带上的声发射信号, 全面分析钢筋混凝土构件在不同载荷下声发射信号在频率上的变化情况。声发射智能传感器网络系统, 采用了十个声发射智能传感器进行声电信号转换捕捉结构损伤产生的声发射信号、十个声发射数据采集与处理节点实时提取声发射特征参数和一个信息汇聚终端传输有效信息并实现节点的自组织和自诊断, 一台电脑供用户实时观察声发射信息。传感器分布如图2所示, 数字0—9表示智能传感器网络系统的十通道传感器, 字母A—D表示全波形系统宽带传感器。

3 声发射信号的时频分析

为了避免采样信号发生混叠, 采样频率的设定必须满足香农采样定理, 在本实验中, 将采样频率设定为5 MHz, 这也就意味着在1 mm内将采样5 000次。大量的数据对分析问题并不会带来很多帮助, 但数据处理的工作量则急剧增加, 抽取了20组数据中的一组, 截取了其中的6 400点数据进行。

本文所选取当钢筋混凝土材料加载预应力到5 750 kN时, 0号传感器测到的声发射信号, 由于声发射信号是由频谱丰富的多组波形信号组成, 又由于传播途径及转换仪器的原因, 声发射信号往往含有噪声[2]。因此利用小波变换把声发射信号分解到不同的频率通道, 就可以在不同的频带上分析声发射信号中的不同频率成分的特征。图3是利用声发射技术对钢筋混凝土材料损伤进行检测的声发射信号波形及其频谱。从频谱图上分析, 信号的频谱信息在50 KHz～2 MHz范围内比较丰富, 为了在频段带内能更加清晰的来对信号进行分析, 可以利用小波变换来进行信号分析。

4 声发射信号信噪分离技术

4.1 小波基的选择

声发射信号是一类瞬态的非平稳时变信号, 小波变换是目前分析这一类信号最有效的方法。如何选取小波基对能否取得好的分析效果是十分关键的[3]。一般情况下, 对小波基进行分析时, 主要针对紧支性、正交性、对称性和消失矩等特征。根据声发射信号小波基选择的经验[4], 声发射信号的特点及数据处理的要求, 通过对常用的小波基进行分析可知: Daubechies小波、Symlets小波和Coitflets小波是适合于声发射信号分析的小波基。在选择小波基时需要综合以上各种因素, 经过筛选, 选择Daubechies小波族作为声发射信号处理的小波基, 该小波系列具有较好的紧支撑性、光滑性和近似对称性, 在声发射信号处理中得到较广泛的应用。本文选用db6小波作为分解用的小波基。采用db6小波函数对声发射信号进行五个尺度的小波分解, 各尺度分解的波形信号见图4 。

经小波变换, 钢筋混凝土材料损伤的声发射检测信号被分解到六个频带中。从图4可以看出, 细节信号d2和d3的差别不大, 是与噪声有关的信号, d4和d5的信息量不是很大, a5信号呈类周期性且信息量很小, 而d1信号是声发射特征信号。

4.2 声发射信号的小波去噪

在小波消噪中, 最关键的就是如何选取阈值和如何对各层高频系数进行阈值的量化, 从某种程度上说, 它直接关系到信号消噪的质量。在实际应用中, 阈值的确定方法还有很多种, 分别是基于无偏似然估计原理的自适应阈值;启发式阈值;基于极大极小原理阈值;固定阈值。由于无偏似然估计和极大极小原理, 阈值选择规则比较保守。当有用信号的高频信息有很少一部分在噪声范围内时, 这两种阈值非常有用, 可将弱小的信号提取出来;另外其它两种阈值选取规则, 在去除噪声时显得更为有效, 但它们可能把有用的高频特征信号当作噪声去除。

常用的处理方法主要有:硬阈值、软阈值两种。硬阈值法是当某位置的小波系数值大于阈值时, 保留该位置的小波系数值;否则, 将该位置的小波系数值置零。软阈值法是当某位置小波系数值大于阈值时, 向着减小系数幅值的方向作一个收缩, 否则置零。

鉴于小波变换应用在钢筋混凝土材料损伤的声发射信号处理中, 所以本文分别采用固定阈值方式对小波分解系数进行软阈值量化处理 (即消噪处理) , 对过门限阈值处理的系数进行多尺度一维小波重构。由图5可见利用小波方法可很好地保留钢筋混凝土材料损伤的声发射信号的特征, 比较彻底地去除随机的噪声。

5 结论

本文通过将小波分析应用于钢筋混凝土材料损伤的声发射信号预处理中, 通过对所采集的信号进行小波变换, 能够精确提取不同频段上的声发射信号。选取合适的分析尺度和重构系数, 取得了良好的去噪效果, 为实际监测提供了相关依据。

参考文献

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