S2/430LV復(fù)合材料拉—剪疲勞材料許用值試驗(yàn)

陳國(guó)濤，鄧波，梅志遠(yuǎn)

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

S2/430LV復(fù)合材料拉—剪疲勞材料許用值試驗(yàn)

陳國(guó)濤，鄧波，梅志遠(yuǎn)

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

面內(nèi)縱橫剪切強(qiáng)度是衡量復(fù)合材料層合板強(qiáng)度特性的重要指標(biāo)之一，而S2/430LV復(fù)合材料是目前較為常用的一種典型艦用復(fù)合材料體系。首先，依據(jù)規(guī)范GB/T 3355-2005開展±45°面內(nèi)拉—剪強(qiáng)度試驗(yàn)研究，測(cè)試結(jié)果表明，在拉—剪載荷作用下，S2/430LV復(fù)合材料的載荷/位移曲線存在兩階段和弧形過渡區(qū)特征。取初始損傷后的線性段與弧形段的切點(diǎn)為剪切強(qiáng)度的基準(zhǔn)點(diǎn)（對(duì)應(yīng)剪切強(qiáng)度為τB），分別選取不同折減系數(shù)下的載荷值來開展拉—剪疲勞特性、疲勞承載后剩余剛度和強(qiáng)度試驗(yàn)研究。結(jié)果表明：計(jì)及機(jī)械疲勞承載時(shí)，S2/430LV復(fù)合材料面內(nèi)剪切強(qiáng)度材料許用值的折減系數(shù)可取為0.75。該結(jié)論對(duì)艦艇復(fù)合材料結(jié)構(gòu)可靠性設(shè)計(jì)與分析具有重要的參考意義。

面內(nèi)縱橫剪切強(qiáng)度；復(fù)合材料層合板；拉—剪疲勞；折減系數(shù)

0　引　言

當(dāng)前，纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料（以下簡(jiǎn)稱“復(fù)合材料”）已與合金鋼及鋁合金一起成為主要的船舶結(jié)構(gòu)工程材料［1］，艦船復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)的發(fā)展對(duì)于艦船總體技術(shù)及其隱身化、智能化發(fā)展具有重要意義，已得到越來越多的關(guān)注和應(yīng)用［2］。然而，由于復(fù)合材料在理化特性、細(xì)觀結(jié)構(gòu)等方面與均質(zhì)金屬材料存在著本質(zhì)的差異，致使艦船復(fù)合材料結(jié)構(gòu)存在著使用安全性和設(shè)計(jì)可靠性［3-5］等方面的問題，長(zhǎng)期困擾著艦船設(shè)計(jì)師［1］。艦船復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的安全可靠性主要取決于2個(gè)方面：一是環(huán)境載荷［6-7］，如溫、濕、鹽霧等的侵蝕；二是疲勞承載特性［8-12］。因此，有關(guān)復(fù)合材料強(qiáng)度材料許用值以及安全系數(shù)的研究也應(yīng)主要從以上2個(gè)方面入手。

S2/430LV復(fù)合材料是目前較為常用的一種典型艦用復(fù)合材料體系，其面內(nèi)縱橫拉—剪強(qiáng)度是衡量層合板強(qiáng)度特性的重要指標(biāo)之一。對(duì)此，《纖維增強(qiáng)塑料縱橫剪切試驗(yàn)方法》（GB/T 3355-2005）給出了復(fù)合材料縱橫拉—剪強(qiáng)度測(cè)試方法。然而，該規(guī)范僅提供了±45°拉—剪試驗(yàn)測(cè)試的一般要求，未考慮載荷—位移曲線存在的非線性特征，難以滿足面內(nèi)拉—剪強(qiáng)度材料許用值獲取要求。對(duì)此，本文將首先針對(duì)S2/430LV復(fù)合材料±45°試件的拉—剪強(qiáng)度特征進(jìn)行分析，確定面內(nèi)拉—剪強(qiáng)度的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)值B1.0，然后在此基礎(chǔ)上分別以不同折減系數(shù)γ（其倒數(shù)稱為安全系數(shù)，取值小于1）下的承載狀態(tài)開展疲勞試驗(yàn)，并通過疲勞后剩余強(qiáng)度與剛度特性分析［13］，探討基于機(jī)械疲勞承載的S2/430LV復(fù)合材料面內(nèi)拉—剪強(qiáng)度材料許用值分布特性。

1　S2/430LV拉—剪強(qiáng)度特征

1.1完整試件拉—剪強(qiáng)度特征分析

根據(jù)規(guī)范GB/T 3355-2005，本文開展了±45° S2/430LV復(fù)合材料面內(nèi)縱橫剪切拉伸試驗(yàn)。同時(shí)，為便于分析，消除了試件截面尺寸的影響，將載荷—位移曲線換算為了剪應(yīng)力—位移曲線，縱坐標(biāo)為面內(nèi)剪切應(yīng)力。圖1（a）所示為5個(gè)完整試件的面內(nèi)縱橫拉—剪強(qiáng)度特性試驗(yàn)結(jié)果。由圖可知，5個(gè)試件的剪應(yīng)力—位移曲線具有基本相似的形態(tài)分布特征，且在初始階段吻合度很好。因此，可任意選取其中一次試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步加以分析，分析結(jié)果如圖1（b）所示。經(jīng)分析可知：剪應(yīng)力—位移曲線呈現(xiàn)出了典型的兩階段分布特征，即L1階段和L2階段。其中：L1階段為拉伸初始階段，在該階段，曲線基本呈線性增長(zhǎng)，但由于在試驗(yàn)過程中夾持端存在著微幅滑移，或是試件發(fā)生局部變形，故其線性度也存在著一定的偏差，而在后期則呈現(xiàn)出明顯的非線性弧形過渡區(qū)域，可以理解為是樹脂基體拉—剪損傷或產(chǎn)生塑性變形的結(jié)果；L2階段具有良好的線性分布特征，這表明試件在初始損傷后處于另一穩(wěn)定的狀態(tài)，但在該階段，試件內(nèi)部結(jié)構(gòu)已經(jīng)產(chǎn)生損傷，致使其拉—剪剛度（曲線斜率）遠(yuǎn)小于L1初始階段。根據(jù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)原則，材料剪切強(qiáng)度設(shè)計(jì)取值應(yīng)小于初始損傷值，即應(yīng)為L(zhǎng)1弧形過渡區(qū)段內(nèi)的某一值，但由于在L1階段曲線并沒有明顯的拐點(diǎn)，其分布特征類似于韌性材料（常取為屈服強(qiáng)度），因此，要確定復(fù)合材料的剪切強(qiáng)度材料許用值，就必須加以分析、研究。

圖1　拉—剪試驗(yàn)結(jié)果及典型特征分析圖示Fig.1　The results of tension-shear research and the analysis of its typical characteristic

對(duì)此，本文首先根據(jù)L2階段的良好線性分布特征獲得兩階段的交接拐點(diǎn)，定義為剪切強(qiáng)度基準(zhǔn)點(diǎn)，記為B1.0，對(duì)應(yīng)的剪切強(qiáng)度為τB，而基于機(jī)械疲勞承載要求的拉—剪強(qiáng)度材料許用值則處于未知的某一點(diǎn)Bγ處，對(duì)應(yīng)的剪切強(qiáng)度為γ×τB，如圖1所示。

1.2S2/430LV拉—剪強(qiáng)度基準(zhǔn)值τB和初始剛度值Ki

根據(jù)《纖維增強(qiáng)塑料拉伸試驗(yàn)方法》（GB/T 1447-2005），開展±45°S2/430LV復(fù)合材料拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)。本次試驗(yàn)采用室溫靜載試驗(yàn)方案［14］，試驗(yàn)儀器為西安Letry10T疲勞試驗(yàn)機(jī)，拉伸速率2 mm/min，室溫約25℃，有效試件數(shù)量15個(gè)，試件為玻璃纖維±45°鋪層，含膠量32%左右。

根據(jù)上文所述，對(duì)完整試件拉—剪試驗(yàn)的載荷—位移曲線進(jìn)行處理，取L2線性段與L1弧形段的切點(diǎn)，得到剪切強(qiáng)度基準(zhǔn)點(diǎn)B1.0及對(duì)應(yīng)的剪應(yīng)力τB。隨后，取初始階段（剪應(yīng)力在10～20 MPa區(qū)間）各試件的剪應(yīng)力—位移曲線斜率作為初始剛度Ki。試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1　S2/430LV復(fù)合材料面內(nèi)剪切強(qiáng)度基準(zhǔn)值τB及剛度值KiTab.1　The reference pointτBand stiffnessKiof longitudinal transverse shear strength for S2/430LV composite material

2　拉—剪疲勞試驗(yàn)加載

在已知S2/430LV復(fù)合材料完整試件面內(nèi)縱橫拉—剪強(qiáng)度基準(zhǔn)值τB的基礎(chǔ)上，分別選取不同的折減系數(shù)γ，求取不同折減系數(shù)γ下的疲勞特征值，公式如下：式中：σmax和σmin分別為循環(huán)中的最大應(yīng)力與最小應(yīng)力，σmax=γ×τ，其中τ為拉—剪極限強(qiáng)度；σa和σm分別為應(yīng)力幅值與應(yīng)力均值；r為應(yīng)力比，本次疲勞試驗(yàn)取r=1/7。

根據(jù)載荷疲勞特性，開展±45°S2/430LV復(fù)合材料完整試件拉—剪疲勞試驗(yàn)加載，有效試件編號(hào)及試驗(yàn)測(cè)試工況如表2所示。

測(cè)試結(jié)果表明：當(dāng)折減系數(shù)γ=0.9，疲勞加載頻率為10 Hz時(shí)，試件在2 000周附近迅速升溫至35℃以上，在4 000周附近時(shí)，試件發(fā)生了嚴(yán)重變形，直至被拉斷；當(dāng)折減系數(shù)γ=0.85，疲勞加載頻率為10 Hz時(shí)，試件在2 000周附近迅速升溫至35℃以上，在10 000周附近時(shí)，試件發(fā)生了嚴(yán)重變形，直至被拉斷，如圖2所示。圖中：J7試件在疲勞試驗(yàn)過程中因高溫作用表面出現(xiàn)了發(fā)白現(xiàn)象，試件發(fā)生了變形；J10試件為疲勞后正常試件。試驗(yàn)中，采用紅外測(cè)溫儀測(cè)量試件表面的溫度。

圖2　試件表面變化對(duì)比Fig.2　The comparison of changes in specimen's surface

在上述試驗(yàn)測(cè)試工作的基礎(chǔ)上，當(dāng)折減系數(shù)γ=0.85時(shí)，將試件J12的疲勞加載頻率降低至7.0 Hz，采用風(fēng)冷措施能有效控制試件表面溫度的升高。其余試件的疲勞加載頻率均為10 Hz，采用風(fēng)冷降溫后，試件表面溫度均控制在30℃以內(nèi)［15］，且發(fā)生斷裂的部位均位于試件中部，這也表明對(duì)試件尺寸的調(diào)整滿足試驗(yàn)要求。表2中給出的有效測(cè)試試件在給定周期內(nèi)均通過了拉—剪疲勞加載試驗(yàn)考核。

3　疲勞后剩余強(qiáng)度及剛度特性試驗(yàn)分析

3.1疲勞后試件剩余強(qiáng)度特性分析

針對(duì)疲勞后試件進(jìn)行拉—剪強(qiáng)度試驗(yàn)，得到試件疲勞后的拉—剪剩余強(qiáng)度特征曲線。部分有效試件的剪應(yīng)力—位移曲線如圖3所示，不同折減系數(shù)下的試件強(qiáng)度基準(zhǔn)均值匯總?cè)绫?所示。測(cè)試結(jié)果表明：疲勞后試件的剪應(yīng)力—位移曲線呈現(xiàn)出良好的兩階段特性，且剩余剪切強(qiáng)度基準(zhǔn)值發(fā)生了小幅上升（約11%～15%）。認(rèn)為疲勞載荷在一定程度上消除了試件的初始缺陷［14］，進(jìn)而導(dǎo)致了拉—剪強(qiáng)度基準(zhǔn)值τB的提高。因此，若基于工程應(yīng)用的角度分析，認(rèn)為強(qiáng)度基準(zhǔn)值取完整試件進(jìn)行設(shè)計(jì)是偏于安全的。

圖3　疲勞后剩余拉—剪強(qiáng)度特征試驗(yàn)曲線Fig.3　The characteristic curves of tension-shear strength after fatigue

表3　疲勞后試件強(qiáng)度基準(zhǔn)均值Tab.3　The average strength values of specimen after fatigue

3.2疲勞后試件剩余剛度特性及材料許用值分析

剛度的下降，對(duì)大多數(shù)包括復(fù)合材料在內(nèi)的結(jié)構(gòu)構(gòu)件來說，都可以作為可接受的失效標(biāo)準(zhǔn)。在試驗(yàn)中，剛度的改變具有精確、易測(cè)的特點(diǎn)，且易于對(duì)試件損傷程度直接進(jìn)行量化評(píng)估［2］。因此，本文以剩余剛度的退化率為指標(biāo)來確定折減系數(shù)的取值是合理、可行的?？赏ㄟ^求取折減系數(shù)γ在10～20 MPa剪應(yīng)力范圍內(nèi)直線斜率的平均值來計(jì)算并分析剛度退化率，從而確定S2/430LV復(fù)合材料拉—剪強(qiáng)度折減系數(shù)的取值。同時(shí)，為不使設(shè)計(jì)結(jié)果的安全裕度過大，本文規(guī)定所取折減系數(shù)對(duì)應(yīng)的剛度退化率接近10%。

由圖3可知，與完整試件一樣，疲勞后試件的剪應(yīng)力—位移曲線在L1初始階段也具有良好的線性度。同樣，選取剪應(yīng)力在10～20 MPa范圍內(nèi)的斜率作為不同折減系數(shù)γ下的初始剛度，記為-ki。表4給出了不同折減系數(shù)下疲勞后試件的剩余剛度均值及其退化率。

表4　不同折減系數(shù)下疲勞后剩余剛度均值及退化率Tab.4　The left stiffness and degradation ration after fatigue under reduction coefficients

從表1中可得，未經(jīng)拉—剪疲勞試驗(yàn)、直接進(jìn)行拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)的試件在10～20 MPa范圍內(nèi)的初始剛度值為30.28 MPa/mm。同樣，計(jì)算經(jīng)過拉—剪疲勞試驗(yàn)試件的剪應(yīng)力，以及各試件的剪應(yīng)力在10～20 MPa范圍內(nèi)時(shí)不同折減系數(shù) γ下的剪應(yīng)力—位移曲線斜率及其平均值。由表4可得，剪應(yīng)力在10～20 MPa范圍內(nèi)，當(dāng)γ=0.75時(shí)，剪應(yīng)力—位移斜率平均值的退化率為8.26%，小于10%。因此，取S2/430LV復(fù)合材料面內(nèi)剪切強(qiáng)度材料許用值的折減系數(shù)γ=0.75。這也可以由圖譜的線性規(guī)律而得出（圖4），當(dāng)曲線橫坐標(biāo)γ≤0.7時(shí)，剛度退化率隨γ的增加基本不變，而在γ=0.75附近處，剛度退化率開始迅速上升，曲線斜率急劇增加。因此，取γ=0.75作為考核評(píng)估縱橫剪切強(qiáng)度材料許用值的折減系數(shù)。

圖4　不同安全系數(shù)下試件剩余剛度退化率Fig.4　The degradation ration of residual stiffness under different reduction coefficients

3.3拉—剪剛度特性影響因素分析

復(fù)合材料疲勞試驗(yàn)的影響因素較多，如疲勞周次、疲勞加載頻率等［15-16］。本次試驗(yàn)中，在試驗(yàn)環(huán)境一定的條件下，當(dāng)折減系數(shù)γ=0.63、加載頻率為10 Hz、試件疲勞周次分別為2 000和10 000時(shí)，試件J1，J2，J3，J4的剪應(yīng)力—位移關(guān)系曲線與拉伸初始階段基本吻合，如圖5（a）所示；同樣，當(dāng)折減系數(shù)γ=0.75、加載頻率為10 Hz、試件疲勞周次為2 000，3 000和4 000時(shí)，試件J13，J14，J15的剪應(yīng)力—位移關(guān)系曲線與圖中拉伸初始階段也基本吻合，如圖5（b）所示。這說明，在相同的試驗(yàn)條件下，當(dāng)疲勞周次達(dá)到一定數(shù)值（本次試驗(yàn)為2 000）時(shí)，小范圍內(nèi)疲勞周次的波動(dòng)對(duì)材料的拉—剪剛度影響不大。

圖5　疲勞周次對(duì)拉—剪強(qiáng)度的影響對(duì)比圖Fig.5　Effects of fatigue cycles on tension-shear strength

4　結(jié)　論

通過以上研究，可得出以下主要結(jié)論：

1）S2/430LV復(fù)合材料完整試件的拉—剪強(qiáng)度值τB與剛度值Ki分別約為36.40和30.28 MPa。拉—剪強(qiáng)度及剛度具有以下特征規(guī)律：剪應(yīng)力隨位移的變化具有明顯的兩階段分布特征，而現(xiàn)有的測(cè)試規(guī)范則未包含相應(yīng)的解決方案?；趶?fù)合材料結(jié)構(gòu)安全性設(shè)計(jì)的要求，認(rèn)為拉—剪強(qiáng)度許用值應(yīng)在初始線性段及過渡區(qū)段進(jìn)行取值，并應(yīng)滿足疲勞承載后的剩余剛度要求。

2）在不同的折減系數(shù)γ下，S2/430LV復(fù)合材料疲勞后的拉—剪強(qiáng)度均有小幅的上升，強(qiáng)化率約為11%～15%，而剩余剛度卻有所下降。根據(jù)S2/430LV復(fù)合材料在不同折減系數(shù)下剩余剛度的退化率，確定S2/430LV復(fù)合材料面內(nèi)縱橫剪切強(qiáng)度材料許用值折減系數(shù)的取值為0.75，從而可得出S2/430LV復(fù)合材料拉—剪強(qiáng)度材料許用值為27.3 MPa。

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Experimental study of limits on the tension-shear fatigue of S2/430LV composite materials

CHEN Guotao，DENG Bo，MEI Zhiyuan
Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China

Longitudinal transverse shear strength is one of the most important factors in evaluating the in?tensity of composite laminates，while S2/430LV is a typical composite material widely used in warships. This paper first investigates the intensity of±45°ply in respect with longitudinal shear strength by referring to GB/T3355-2005.The results show that under tension-shear loads，the curves of load/displacement of S2/ 430LV display two stages as well as arc transition region characteristics.The paper then takes the tangen?tial point between the linear stages and the arc segment in the primary stage of the curves as the datum point of sheared intensity（symbolized byτB），calculating the reduction coefficients to investigate ten?sion-shear fatigue，left stiffness，and shear strength.It is suggested that 0.75 should be taken as the reduc?tion coefficient of longitudinal shear strength for S2/430LV composite material，when allowing for reason?able mechanical fatigue.The conclusion has important reference significance for composite materials of warships in terms of reliability design and analysis.

longitudinal transverse shear strength；composite laminate；tension-shear fatigue；reduction coefficient

U663.9+9

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.03.010

2015-06-05網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-5-31 11:04

國(guó)家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（51479205）

陳國(guó)濤，男，1990年生，碩士生。研究方向：艦船復(fù)合材料結(jié)構(gòu)應(yīng)用工程。

E-mail：1181590188@qq.com

鄧波，男，1976年生，博士生。研究方向：艦船系統(tǒng)工程。E-mail：9142072@qq.com

梅志遠(yuǎn)（通信作者），男，1973年生，博士，副教授。研究方向：艦船復(fù)合材料結(jié)構(gòu)應(yīng)用工程。

E-mail：zhiyuan_mei@163.com