鋁泡沫復(fù)合材料夾芯梁的彎曲性能

周廣濤，王新筑

(1.華僑大學(xué) 機(jī)電及自動(dòng)化學(xué)院，廈門 361021;2.重慶大學(xué) a.工程力學(xué)系力學(xué)博士后流動(dòng)站，b.煤炭災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044)

金屬泡沫材料是20世紀(jì)80年代后期國(guó)際上迅速發(fā)展起來(lái)的一種物理功能與結(jié)構(gòu)一體化的新型工程材料，多孔結(jié)構(gòu)和金屬特征使其得以具備其他實(shí)芯材料未有的功能，如防震、吸聲、屏蔽、質(zhì)輕及結(jié)構(gòu)功能一體化等突出特點(diǎn)。其中最有前途的應(yīng)用是作為輕－硬夾芯結(jié)構(gòu)的芯子，使得金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)在具有低密度的同時(shí)兼有良好的抗剪切和斷裂強(qiáng)度。金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)比目前廣泛使用的蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)具有一系列突出特點(diǎn)，如在溫度超過(guò)300°時(shí)力學(xué)性能仍能保持穩(wěn)定，抗腐蝕性強(qiáng)，能加工成復(fù)雜形狀等［1－2］，一度成為研究的重點(diǎn)。彎曲載荷是夾芯結(jié)構(gòu)在工程應(yīng)用中受到的主要載荷形式，因此在力學(xué)性能的研究上，彎曲載荷是該材料研究的主要領(lǐng)域。何德坪等［3－5］根據(jù)球形孔鋁泡沫合金和鋁泡沫夾芯梁的三點(diǎn)彎曲載荷－位移曲線，研究了4種常見破壞模式，并建立了破壞模式圖。虞吉林等［6］利用霍普金森裝置研究了開孔金屬泡沫芯子鋁面板夾芯結(jié)構(gòu)在靜載和動(dòng)載彎曲作用下的失效機(jī)制。Gibson等［7－9］研究了三點(diǎn)彎曲載荷作用下的金屬面板鋁泡沫夾芯結(jié)構(gòu)分別在常溫和高溫下的失效模式和蠕變行為，得到了失效載荷圖。Fleck等［10］從理論和試驗(yàn)上研究了不同邊界條件下的鋁面板鋁合金泡沫芯子夾芯結(jié)構(gòu)在三點(diǎn)彎曲載荷作用下的失效機(jī)制，并繪制了失效機(jī)制圖。還有其他一些學(xué)者對(duì)完好和面板含缺陷的金屬面板金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)在四點(diǎn)彎曲載荷下的破壞模式、失效機(jī)制及承載能力進(jìn)行了研究［11－15］。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)其面板多為金屬面板，金屬泡沫復(fù)合材料面板要比金屬泡沫金屬面板夾芯結(jié)構(gòu)具有更明顯的優(yōu)勢(shì)。因此，本文自行設(shè)計(jì)和制造了金屬泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)，并對(duì)該結(jié)構(gòu)的彎曲力學(xué)性能進(jìn)行了研究，具有一定的理論意義。

1 材料制備

本文所設(shè)計(jì)的金屬泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)的面板為高強(qiáng)玻璃纖維/環(huán)氧樹脂(S2/TDE－85，固化劑為70#酸酐)層合板。它由單層預(yù)浸料按一定鋪層角度(45/－45/0/－45/45)手糊鋪設(shè)而成，通常00單層用來(lái)承受軸向載荷，±450單層用來(lái)承受剪切載荷。單層預(yù)浸料厚度0.2 mm，纖維體積含量54%，固化度97%。芯子為閉孔鋁泡沫，厚度為10 mm，相對(duì)密度0.15，平均孔徑為2 mm左右。單層預(yù)浸料和鋁泡沫芯子的力學(xué)性能參數(shù)見表1。

表1 單層預(yù)浸料和鋁泡沫芯子的力學(xué)性能參數(shù)

復(fù)合材料層合面板和鋁泡沫芯子采用二次固化方法粘接在一起。具體步驟:將常溫下的膠膜放置在金屬泡沫上;然后將固化后并按試樣尺寸加工的面板置于膠膜之上，將其放置在熱壓機(jī)上，加溫加壓，并保持1 h;最后將其取出，常溫下冷卻即成金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)。膠膜采用J47A，其屬于中溫固化結(jié)構(gòu)膠，可產(chǎn)生較小的翹曲變形和內(nèi)應(yīng)力，產(chǎn)品外形精度較高，廣泛用于復(fù)合材料二次成型。

2 彎曲試驗(yàn)

三點(diǎn)彎曲性能實(shí)驗(yàn)參照ASTM C393－06標(biāo)準(zhǔn)［16］進(jìn)行。試件尺寸為200 mm×60 mm×12.2 mm，每組5個(gè)試件。試驗(yàn)溫度23%，濕度56%，所有試驗(yàn)均在INSTRON5569型萬(wàn)能電子試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。外伸梁的跨距L為160 mm。加載壓頭為高強(qiáng)度鋼平壓頭，壓頭寬度15 mm。采用位移控制加載，加載速率為2 mm/min，連續(xù)加載，計(jì)算機(jī)自動(dòng)記錄彎曲載荷和彎曲位移，并繪制載荷－位移曲線。采用奧林巴斯顯微鏡(SZ-STU2)觀察試件破壞模式。為了減少壓頭和試件之間摩擦，在加載壓頭與試件之間墊上一塊硬質(zhì)橡膠墊片，其寬度大于壓頭寬度，厚度為3 mm。

圖1和圖2分別為芯子厚度10 mm的夾芯結(jié)構(gòu)試件破壞的顯微鏡照片和P－δ響應(yīng)曲線。

3 分析和討論

3.1 失效模式和曲線分析

由圖1可知，芯子厚度為10 mm的彎曲試件失效模式為面板皺曲。鋁泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)的P－δ曲線可分為3個(gè)階段(圖2)，即線彈性段、彈塑性段和破壞后的失穩(wěn)段。在線彈性段，夾芯結(jié)構(gòu)發(fā)生線彈性彎曲變形，卸載后變形可以恢復(fù);位移繼續(xù)增加，面板內(nèi)部的薄弱位置達(dá)到屈服應(yīng)力，夾芯梁發(fā)生不可恢復(fù)的塑性變形，載荷增加的速度變緩。極限載荷以后的失穩(wěn)段是由于夾芯梁的面板發(fā)生皺曲，此時(shí)梁的承載能力開始明顯下降。

圖1 彎曲夾芯結(jié)構(gòu)試件的破壞微觀照片

圖2 彎曲夾芯結(jié)構(gòu)試件的的P－δ曲線

3.2 抗彎剛度

圖3為一典型的夾芯梁示意圖，梁中點(diǎn)作用一載荷P，兩端簡(jiǎn)支，跨距L。用下角標(biāo)f和c分別表示面板和芯子，面板厚為tf，芯子厚度為tc，夾芯梁上、下面板形心之間的距離d=tc+tf，夾芯梁寬為b。Ef為面板彈性模量，Ec和Gc分別為芯子彈性模量和剪切模量。

圖3 夾芯梁

梁的抗彎剛度又稱為彎曲剛度，用EI來(lái)表示，E為彈性模量，I是面積的二次矩?？捎肞/δ描述鋁泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)的彎曲剛度。P/δ曲線初始直線段的斜率表示夾芯梁的加載剛度。1969年，Allen［17］給出了夾芯梁在三點(diǎn)彎曲載荷下中點(diǎn)撓度δ的計(jì)算公式，即

其中:(EI)eq為等效抗彎剛度;(AG)eq為等效剪切剛度。

如果 Ec≤Ef、tf≤tc，則(EI)eq和(AG)eq分別為

式中Gc為芯子的剪切模量。

將已知各參數(shù)代入式(2)，可得到加載剛度理論值。試驗(yàn)的平均值與理論值見表2。

表2 鋁泡沫夾芯梁的彎曲剛度理論結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比

由表2可知，試驗(yàn)結(jié)果大于理論值，這可能是理論公式中沒(méi)有考慮膠層對(duì)剛度的貢獻(xiàn)，而且對(duì)于芯子為多孔材料的夾芯結(jié)構(gòu)，面板和芯子粘接時(shí)，結(jié)構(gòu)膠會(huì)滲入與面板相鄰的泡沫孔中形成膠釘，其對(duì)剛度也有所貢獻(xiàn)。

3.3 比剛度

文獻(xiàn)［18］指出，一般可用比剛度E1/2/ρ來(lái)綜合評(píng)價(jià)夾芯結(jié)構(gòu)的抗彎特性。其中E為夾芯結(jié)構(gòu)的彎曲彈性模量，ρ為夾芯結(jié)構(gòu)的密度。金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)的等效彎曲彈性模量為

把求解結(jié)果和文獻(xiàn)［16］中的3種金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果見表3所示。

由表3可見，與其他3種常見金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)的彎曲比剛度相比，本文所設(shè)計(jì)的金屬泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)具有較高的彎曲比剛度和明顯的重量?jī)?yōu)勢(shì)，而且復(fù)合材料面板具有良好的可設(shè)計(jì)性，通過(guò)對(duì)其優(yōu)化設(shè)計(jì)，可以提高夾芯結(jié)構(gòu)的比剛度。

表3 幾種金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)的比剛度

3.4 失效模式和失效載荷的驗(yàn)證

將已知各參數(shù)帶入文獻(xiàn)［18］各失效模式對(duì)應(yīng)的方程中，可得到各種失效模式下對(duì)應(yīng)的失效載荷，其中最小的失效載荷即為本文所研究的夾芯結(jié)構(gòu)發(fā)生失效時(shí)的最小載荷值，其對(duì)應(yīng)的失效模式即為該結(jié)構(gòu)的失效形式。鋁泡沫復(fù)合材料夾芯梁的尺寸及極限載荷如表4所示。

表4 鋁泡沫夾芯梁的幾何尺寸和極限載荷

由表4可知，在給定幾何參數(shù)tf、tc和L以后，鋁泡沫夾芯梁的預(yù)測(cè)破壞模式與實(shí)際破壞模式符合較好，極限載荷理論值高于試驗(yàn)值，主要原因如下:理論求解是在假設(shè)夾芯結(jié)構(gòu)完好的基礎(chǔ)上進(jìn)行的，但實(shí)際上由于制備和加工原因，鋁泡沫夾芯結(jié)構(gòu)內(nèi)部肯定存在損傷，會(huì)使夾芯結(jié)構(gòu)整體性能略有下降。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文所設(shè)計(jì)的鋁泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)在三點(diǎn)彎曲載荷作用下的失效模式為面板層間脫層。鋁泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)的彎曲剛度理論預(yù)報(bào)值與試驗(yàn)值吻合較好。與其他3種常見的金屬泡沫芯子金屬面板夾芯結(jié)構(gòu)相比，本文所設(shè)計(jì)的金屬泡沫復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)具有較高的彎曲比剛度和明顯的重量?jī)?yōu)勢(shì)及可設(shè)計(jì)性。鋁泡沫復(fù)合材料夾芯梁的預(yù)測(cè)破壞模式與實(shí)際破壞模式符合較好，極限載荷理論值高于試驗(yàn)值。

［1］Dirk Schwingela，Hans-Wolfgang Seeligera，Claude Vecchionaccib，et al.Aluminium foam sandwich structures for space applications［J］.Acta Astronautica，2007，61:326－330.

［2］John Banhart，Seeliger H W.Aluminium Foam Sandwich Panels:Manufacture，Metallurgy and Applications［J］.Advanced Engineering Materials，2008，10:793 －802.

［3］張林，何德坪.球形孔泡沫鋁合金三明治梁的三點(diǎn)彎曲變形［J］.材料研究學(xué)報(bào)，2005，19(4):361 －368.

［4］趙龍，何德坪，單鍵.高比強(qiáng)高孔隙率泡沫鋁合金三明治梁［J］.材料研究學(xué)報(bào)，2004，18(5):485 －493.

［5］尚金堂，何德坪.泡沫層合梁的三點(diǎn)彎曲變形［J］.材料研究學(xué)報(bào)，2003，17(1):31 －38.

［6］Yu J L，Wang X，Wei Z G，et al.Deformation and failure mechanism of dynamically loaded sandwich beams with aluminum foam core［J］.International Journal of Impact Engineering，2003，28:331 －347.

［7］McCormack T M，Miller R，Kesler O，et al.Failure of sandwich beams with metallic foam cores［J］.Solids and Structures，2001，38:4901 －4920.

［8］Kesler O，Crews L K，Gibson L J.Creep of sandwich beams with metallic foam cores［J］.Materials Science and Engineering A，2003，A341:264 －272.

［9］Kesler O，Gibson L J.Size effects in metallic foam core sandwich beams［J］.Materials Science and Engineering，2002，A326:228 －234.

［10］Tagarielli V L，F(xiàn)leck N A.A Comparison of the Structural Response of Clamped and Simply Supported Sandwich Beams With Aluminium Faces and a Metal［J］.Journal of Applied Mechanics，2005，72(3):408 －417.

［11］Chen C，Harte A M，F(xiàn)leck N A.The plastic collapse of sandwich beams with a metallic foam core［J］.Mechanical Sciences，2001，43:1483 －1506.

［12］Harte A M，F(xiàn)leck N A，Ashby M F.The fatigue strength of sandwich beams with an aluminium alloy foam core［J］.Fatigue，2001，23:499 －507.

［13］Bart-Smith H，Hutchinson J W，F(xiàn)leck N A，et al.Influence of imperfections on the performance of metal foam core sandwich panels［J］.Solids and Structures，2002，39:4999－5012.

［14］Sha J B，Yip T H.In situ surface displacement analysis on sandwich and multilayer beams composed of aluminum foam core and metallic face sheets under bending loading［J］.Materials Science and Engineering，2004，A386:91－103.

［15］Tagarielli V L，F(xiàn)leck N A，Deshpande V S.The Collapse Response of sandwich beams with Aluminium Face sheets and a metal foam core［J］.Advance engineering materials，2004，6(6):440 －443.

［16］ASTM Standard C393 －06.2006，Standard Test Method for Core Shear Properties of Sandwich Constructions.Philadelphia［S］.American Society for Testing and Materials.

［17］Allen H G.Analysis and Design of Structural Sandwich Panels［M］.Oxford:Pergamon Press，1969.

［18］Ashby M F，Evans A G，F(xiàn)leck N A，et al.Metal Foams:A Design Guide［M］.Oxford，UK:Butterworth-Heinema nn，2000.