夹芯复合材料T型接头制备工艺及力学性能试验研究.pdf

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1、第9卷中国舰船研究收稿日期：2014-04-24网络出版时间：作者简介：陈亮，男，1976年生，硕士，工程师。研究方向：舰船管理工程。Email：杨坤（通信作者），男，1986年生，博士生。研究方向：舰船结构力学。Email：第9卷 第4期2014年8月中国舰船研究Chinese Journal of Ship ResearchVol.9 No.4Aug.2014期刊网址：www.ship-夹芯复合材料T型接头制备工艺及力学性能试验研究陈亮1，杨坤21 海军驻上海江南造船（集团）有限责任公司军事代表室，上海 2000112 海军工程大学 舰船工程系，湖北 武汉 430033摘要：针对复合材料夹

2、芯板结构非平面内连接要求，提出一种夹芯复合材料T型接头结构形式及其真空辅助成型制备方法。针对T型接头弯曲试件和剪切试件，分别开展三点弯曲试验和剪切试验，分析该型接头制备工艺稳定性、极限承载能力和破坏模式。研究结果表明：T型接头所采用的制备工艺稳定性较好；该接头弯曲刚度为1.44 kN/mm，极限弯矩达到1.15 kN m；剪切刚度为230 N/mm，极限抗剪弯矩高于348 N m。结构主要破坏模式：1）弯曲试件：梯形过渡区拐角处出现初始损伤，接头强度失效模式为梯形过渡区复合材料表层与填充芯材界面剥离；2）剪切试件：楔形搭接区端部初始剥离，继而 45增强层与夹芯板条界面剥离，最后，梯形过渡区复合

3、材料表层与45增强层和填充芯材之间界面剥离，结构崩溃破坏。关键词：夹芯复合材料；T型接头；力学性能；破坏模式中图分类号：U663.9+9文献标志码：Adoi：10.3969/j.issn.1673-3185.2014.04.011Processing Method and Experimental Investigation on theMechanical Properties for Composite Sandwich T-JointsCHEN Liang1，YANG Kun21 Naval Military Representative Office in Jiangnan Shipy

4、ard（Group）Co.，Ltd.，Shanghai 200011，China2 Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，ChinaAbstract：Aiming at the connection between non-plan composite sandwich plates，the configuration of anew composite sandwich T-joint and the corresponding vacuum assi

5、sted forming method are propounded.The three-point bending and shear test of the T-joint bending and shear specimens are carried out separately，and the fabricating process stability，limit capability，and failure modes are analysed.The resultsvalidates the stability of the fabricating process,where th

6、e bending stiffness and limit bending momentreach 1.44 kN/mm and 1.15 kNm，respectively,and the shear stiffness and limit anti-shear bending moment reach 230 N/mm and 348 Nm，respectively.The main failure modes include：1）Bending specimen:the initial damage appears at the corner of the trapezoidal tran

7、sition zone,the interface delamination between outer layer and filler of the transition zone,which represents the strength failure of the joint；2）Shearspecimen:the interface delamination initially appears at the end of the cuniform lap zone and then moves tothe region between the 45 enhance layer an

8、d sandwich batten;finally,the interface delamination betweenof the transition zone composite layer and filler emerges,while the delamination simultaneity appears at theinterface between the 45 enhance layer and its filler,which causes the structure to collapse at last.Key words：sandwich composite ma

9、terial；T-joint；mechanical properties；failure modes网络出版地址：引用格式：陈亮，杨坤.夹芯复合材料T型接头制备工艺及力学性能试验研究 J.中国舰船研究，2014，9（4）：70-75.CHEN Liang，YANG Kun.Processing method and experimental investigation on the mechanical properties for composite sandwich T-joints J.Chinese Journal of Ship Research，2014，9（4）：70-75.20

10、14-07-30 09:25http:/ RTM 成型复合材料 T 型接头的工艺参数进行优化，并开展了拉伸力学性能试验研究。为提高复合材料T型接头的极限承载能力，Stickler等5通过引入缝纫工艺，研究了缝纫工艺复合材料 T 型接头的拉伸强度特性。目前，对复合材料 T 型连接接头力学特性的研究热点主要集中在通过数值模拟预测结构失效模式并指导结构形式的优化设计上。当非平面内构件采用复合材料夹芯结构形式设计时，作为复合材料 T 型连接接头研究工作的延伸，结构形式和连接界面均相对复杂的夹芯复合材料T型接头的力学特性受到了研究者们的关注。Toftegaard等6通过试验和数值模拟相结合的方法，研究了

11、泡沫夹层的三明治 T 型接头的拉伸强度特性，Zhou等7结合试验和仿真方法对夹芯复合材料 T型接头开展了动态响应研究，Shenoi等8通过试验研究了T型接头几何尺寸对压缩强度的影响。但是，在上述针对夹芯复合材料 T 型接头开展的试验和数值模拟研究成果中，其载荷形式均未能很好地反映舰船复合材料夹芯结构非平面内连接接头的承载特点、破坏模式和机制。为满足舰船上层建筑夹芯复合材料中间甲板和纵向外壁的非平面连接要求，本文将提出一种由复合材料夹芯板条、复合材料夹芯梯形过渡区构成的T型接头结构形式。由于纵向外壁承受波浪载荷且中间甲板承受重力及其他活动物体的垂向载荷作用，使得应用于该区域的 T 型接头承受弯曲

12、和垂向剪切变形。因此，针对真空辅助成型夹芯复合材料 T 型接头开展工艺制备稳定性研究、承受弯曲和剪切载荷作用下的力学性能和破坏机制研究非常必要。本文还将通过试验获取夹芯复合材料 T型接头的极限承载能力、损伤特征和破坏模式，这对全面了解该型接头的强度设计特点和结构形式改进都具有重要的意义。1T型接头结构形式某夹芯复合材料 T型接头结构形式示意图如图 1 所示，该接头由底部夹芯板条、顶部夹芯板条、梯形过渡区填充芯材、梯形过渡区复合材料表层、两翼搭接复合材料层及局部 1 mm 厚 45增强复合材料层组成，其中，芯材均采用 PVC泡沫，复合材料层采用玻璃纤维增强复合材料。除局部增强复合材料采用45铺层

13、外，其余铺层均为0。制作弯曲和剪切试件，尺寸见表 1。其中：L 为底部夹芯板条长度；H为整个接头高度；B为接头宽度；tc为夹芯板条芯材厚度；t为夹芯板条表层厚度；h1h4为局部 1 mm厚单层 45增强复合材料的长度；H1为梯形过渡区高度；L2为两翼等厚搭接区长度，L3 为两翼楔形搭接区长度；为梯形过渡区与底部板条之间的夹角。2T型接头制备工艺T型连接接头试验试件制作用到的 3种原材料 分 别 为 无 碱 玻 璃 纤 维 斜 纹 布（江 苏 九 鼎EWT400）、PVC 泡沫芯材（戴博 H80）和环氧乙烯基树脂（美国亚士兰510C）。图1T型结构示意图Fig.1The shape of the

14、 T-joint structurePVC芯材复合材料表层45增强复合材料层HH1h1h2ttcL2L3h4h3L表1连接接头的主要尺寸Tab.1The joint structure dimensionsL/mmH/mmB/mmtc/mmt/mmh1/mmh2/mmh3/mmh4/mmL2/mmL3/mmH1/mm/（）弯曲试件500198604044020153520303845剪切试件400248604044020153520303845陈亮等：夹芯复合材料T型接头制备工艺及力学性能试验研究71第9卷中国舰船研究依次在涂抹脱模剂的钢制平板模具上铺放下表层、泡沫芯材和上表层，完成整个底部夹

15、芯板条的铺放。在上表层上分别铺放脱模布、导流网及真空袋。在模具的适当位置设置注胶口和出胶口，封闭真空袋，抽真空。待底部夹芯板条部分固化后，放置梯形泡沫芯材，铺放45局部增强层，然后放置上部夹芯板条芯材，铺放两侧复合材料表层，再次抽真空、注胶、固化，完成整个试件的制备。为降低孔隙率并提高纤维体积含量，抽真空2 h之后进行树脂注射。制备完成后的弯曲试验试件和剪切试验试件分别如图2和图3所示。3T型接头力学性能试验研究3.1试验过程目前，尚无有关夹芯复合材料 T 型连接接头力学性能测试的标准可供参考，因此，本文根据该型接头使用载荷环境设计了三点弯曲和垂向剪切两种试验方案。T型接头三点弯曲试验如图 4

16、所示，试件两端自由支撑，模拟简支边界，跨距为300 mm，两端设置位移测试百分表，底部夹芯板条下侧中点位置为最大拉伸应变测点Y1，45梯形过渡区下端至搭接区拐角处为最大压缩应力测试点 Y2。T 型接头剪切试验工况如图 5 所示，两端采用槽型夹具固定，上下端夹具间距为 324 mm，在 T 型悬臂部分的端部加载，压头与试件之间垫宽度为 50 mm 的钢质垫块，梯形过渡区与悬臂板条拐角处上侧布置最大拉伸应力测点 Y1，下侧布置最大压缩应力测点Y2。3.2试验结果分析3.2.1工艺稳定性及承载能力分析1）弯曲试件工艺稳定性及承载能力分析。针对弯曲试件持续加载，直至破坏。图6为T型接头弯曲试验载荷位移

17、曲线。由图可知，当载荷低于 6 kN 时，载荷位移曲线的线性度较好，其平均弯曲刚度为1.44 kN/mm。由图 6 可以看出，极限载荷存在一定的离散。原因分析：试验过程中，载荷并不能完全处在试件的对称面，作用力偏心不对称，在试件梯形过渡区就会产生附加剪切力，导致试件极限承载能力有差异。试件达到极限破坏之前的载荷位移曲线的离散度较小，表明试件制备工艺具有较好的稳定性。图2弯曲试样实物Fig.2Photograph of the specimen for bending experiment图3剪切试样实物Fig.3Photoraph of the specimen for shear exper

18、iment图4弯曲试件三点弯曲试验Fig.4The experiment state of bending specimen位移计圆形压头BC1试件Y2Y1简支边界图5剪切试件剪切试验Fig.5The experiment state of shear specimen压头垫块Y1Y2BC1试件槽型夹具72第4期试验结果显示：在 6 kN 附近存在明显的拐点，弯曲刚度存在一定的退化。取极限载荷的最小值7.7 kN，T型接头极限抗弯强度高于1.15 kN m（跨距 300 mm），此时，最大拉伸应变测点 Y1的应变值为 1 37410-6，最大压缩应变测点 Y2 的应变值为-7 21310-6，

19、考虑表层复合材料单向失效应变约为19 50010-6，弯曲试件破坏时，表层复合材料的应变水平达到材料失效应变的37%。2）剪切试件工艺稳定性及承载能力分析。针对剪切试件持续加载，直至破坏。图 7 为剪切试件载荷位移曲线，图 8 为其局部初始卸载曲线放大图。由图可知，试件的载荷位移曲线低于 1.5 kN 时线性度较好，其平均弯曲刚度值为230 N/mm。由图 7 可以看出，剪切试件的载荷位移曲线离散度较小，试件制备工艺具有较好的稳定性。由图 8可以看出，剪切试件在 1.67 kN附近存在一个载荷卸载拐点，但此时结构并未丧失承载能力，还能继续承载。极限载荷取试验结果最小值，略高于 1.9 kN，T

20、 型接头极限抗剪强度高于348 Nm（力臂取加载中心点至竖向夹芯板条183 mm），此时，最大拉伸应变测点 Y1 的应变值为 3 32910-6，最 大 压 缩 应 变 测 点 Y2 的 应 变值 为-3 14110-6，上、下侧的应力水平相当，剪切试件破坏时，表层复合材料的应变水平达到失效应变的17%。3.2.2破坏模式分析针对 T型接头的弯曲破坏和剪切破坏模型进行分析，以掌握其弯曲承载和剪切承载的损伤特征规律，正确评价该型接头的力学设计特点和承载特性。1）弯曲试件破坏模式分析。图 9为弯曲试件在顶端集中载荷作用下的变形形态。由于芯材模量较低，结构在承受弯曲变形的过程中，简支边界附近的芯材出

21、现了较大的剪切变形（图中黑色标注线的强烈错动），由两端百 分 表 的 测 试 结 果 可 知，两 端 略 微 抬 起，以BC1-W-3 试件为例，载荷达到 9.6 kN，接近极限载荷时，其两端最大抬起变形分别为 1.25 mm 和0.9 mm，相比其加载点位移 20 mm 小得多。结构整体呈现以简支边界为拐点的海鸥型变形模式。图 10 为弯曲试件典型破坏模式。当弯曲试件顶部承受集中载荷时，简支边界出现支反力，底部夹芯板条两端会产生对称弯矩。对底部夹芯板条而言，与梯形过渡区和搭接区接触的界面必然会提供相反的弯矩来平衡两端弯矩，搭接区界面正应力提供一部分弯矩，当界面端部正应力达到图9弯曲试件变形形

22、态Fig.9The deformed shape of bending specimen图6弯曲试件载荷位移曲线Fig.6The load-displacement curves of bending specimen10 0008 0006 0004 0002 0000载荷/N04812162024位移/mmBC1-W1BC1-W2BC1-W3图7剪切试件载荷位移曲线Fig.7The load-displacement curves of shear specimen2 5002 0001 5001 0005000载荷/N048121620位移/mmBC1-J-1BC1-J-2BC1-J-3

23、BC1-J-4见局部图图8卸载曲线（图7的局部放大）Fig.8Unload curves（local zoom in Fig.7）BC1-J-1BC1-J-2BC1-J-3BC1-J-41#3#2#2#4#陈亮等：夹芯复合材料T型接头制备工艺及力学性能试验研究73第9卷中国舰船研究界面粘接强度时，发生剥离并扩展。弯曲试件在6 kN附近出现拐点，此时，梯形过渡区拐角处出现初始损伤，复合材料出现发白现象；初始损伤出现后，刚度下降，但结构的整体承载能力并未丧失，直至梯形过渡区表层复合材料与填充芯材界面出现剥离破坏（图 10）后，载荷位移曲线明显卸载，最终导致结构崩溃，丧失承载能力。2）剪切试件破坏模

24、式分析。图 11 所示为剪切试件悬臂部分端部承受载荷作用时的变形形态。由于竖向夹芯板条两端固定支持，随着悬臂夹芯板条端部位移的增加，悬臂夹芯板条呈现悬臂弯曲状态，竖向夹芯板条受到弯矩的作用呈现扁平的反S型变形特征（图中视角）。当剪切试件悬臂端部承受集中载荷时，对梯形过渡区和悬臂夹芯板条而言，梯形过渡区和搭接区与底部夹芯板条界面将出现剪切应力和正应力以平衡悬臂端部向下的集中载荷和顺时针弯矩。当搭接区剪应力和正应力达到界面剪切强度和粘接强度时，将发生剥离并扩展。剪切试件在1.67 kN 附近载荷位移曲线出现第一个卸载拐点，此时 T型接头出现初始损伤，对应于图 12（a）中接头下方楔形搭接区自由端（

25、图中标注箭头开始的位置）与底部夹芯板条复合材料层之间的剥离。继而，沿着图中箭头所示方向扩展进入梯形过渡区内，下端填充芯材与复合材料层剥离。最后，在梯形过渡区上端出现45增强层与复合材料包覆层之间剥离，此时结构瞬间破坏，丧失承载能力。由于试件的个体差异，上述扩展过程可能由于界面粘接强度较好而停止，进而出现如图12（b）所示的破坏模式，导致结构瞬间丧失承载能力（试件BC1-J-3），其极限载荷反而较低。图10界面剥离破坏模式Fig.10The interface delamination of failure mode图11剪切试件变形形态Fig.11The deformed shape of s

26、hear specimen（a）过渡区下方剥离（b）过渡区上方剥离（d）45增强层剥离图12剪切试件破坏模式Fig.12The failure modes of shear specimen（c）悬臂板条45增强层剥离74第4期试验过程中，随着集中载荷的不断增加，悬臂板条以及梯形过渡区芯材和上表层复合材料之间由于变形不协调而产生界面剪切力，由于上表层复合材料在悬臂板条和梯形过渡区连续，在图12（c）和图 12（d）标记的位置将发生剥离。在出现初始损伤至极限破坏过程中，剪切试件还会伴随出现另外两种破坏形式，集中在局部 45增强层区域，如图 12（c）和图 12（d）所示，但这些破坏形式并不会导致

27、结构丧失承载能力。由剪切试验载荷位移曲线可判断，即使该型接头存在较多的破坏模式，但其极限载荷离散度仍然较小，进一步表明了制备工艺的稳定性。4结论本文提出了一种满足舰船复合材料夹芯结构非平面内连接要求的T型接头结构形式及真空辅助成型制备方法，通过弯曲和剪切试验验证了制备工艺的稳定性，并得到以下结论：1）T型接头的极限弯矩达1.15 kN m，极限抗剪弯矩高于348 N m；2）T型接头的弯曲破坏模式为拐角处复合材料基体损伤及梯形过渡区表层复合材料与填充芯材界面剥离；3）T型接头剪切破坏模式包括楔形搭接区端部初始剥离、局部45增强层与夹芯板条表层界面剥离，以及梯形过渡区上缘或下缘界面崩溃破坏。参考

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