干法/濕法挖補(bǔ)修理層合板力學(xué)性能的對比研究

張書銘,關(guān)志東,蘇雨茹,黎增山

(北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院,北京 100191)

碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(CFRP)作為一種新型高性能材料在航空航天領(lǐng)域中得到了廣泛應(yīng)用[1]。對于在工程應(yīng)用中遭受損傷的復(fù)合材料結(jié)構(gòu),常用的修理方式有機(jī)械連接修理、貼補(bǔ)修理和挖補(bǔ)修理[2],其中挖補(bǔ)修理具有強(qiáng)度恢復(fù)率高,結(jié)構(gòu)質(zhì)量增加小,不影響飛行器的氣動外形等優(yōu)點(diǎn),是一種較先進(jìn)的修理方法。根據(jù)修理工藝挖補(bǔ)修理可細(xì)分為干法(預(yù)固化補(bǔ)片)修理和濕法(濕鋪貼)修理兩類,前者采用加工成修理區(qū)域形狀的預(yù)固化補(bǔ)片,通過膠膜二次膠接(secondary bonding)到母板上,補(bǔ)片與母板間存在厚度均勻的膠層,一般需要較高的固化溫度;后者采用預(yù)浸料單向帶和膠膜,或者干纖維織物和糊狀樹脂,通過共固化膠接(co-bonding)的形式膠結(jié)到母板上[3-4]。

國內(nèi)外學(xué)者對復(fù)合材料挖補(bǔ)修理工藝和基本力學(xué)性能進(jìn)行了大量研究,并取得了豐富的成果。挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度恢復(fù)率與挖補(bǔ)斜度、膠黏劑類型、膠層厚度、膠層孔隙率等[5-6]多種因素有關(guān),例如通過減小挖補(bǔ)斜度可以提高強(qiáng)度恢復(fù)率至85%[7],粘接界面的剝離應(yīng)力是導(dǎo)致補(bǔ)片脫粘失效的主導(dǎo)因素,該剝離應(yīng)力會隨著挖補(bǔ)斜度的減小而減小[8],最佳挖補(bǔ)斜度的取值應(yīng)該介于1∶20～1∶30[9-10];相比于脆性膠黏劑,采用韌性膠黏劑的修理結(jié)構(gòu)破壞強(qiáng)度更高,修理時(shí)應(yīng)選擇具有一定破壞應(yīng)變,且彈性模量相對較大的膠黏劑[11];膠層厚度的增加會造成膠層中應(yīng)力集中程度增加,降低挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)的破壞強(qiáng)度[12];修理區(qū)膠層中的孔隙對修理效果有不利影響[13],孔隙率每增加1%會導(dǎo)致強(qiáng)度恢復(fù)率降低5%[14]。在挖補(bǔ)修理的有限元分析方法方面,朱書華等[15]采用連續(xù)介質(zhì)損傷力學(xué)和界面層單元力學(xué)模型的方法研究挖補(bǔ)修理層合板的靜載力學(xué)性能;王孝慧等[16]采用三維應(yīng)力分析方法、虛擬裂紋閉合技術(shù)方法和內(nèi)聚力模型方法模擬分析復(fù)合材料膠接結(jié)構(gòu)的失效機(jī)理;除此之外,研究者們[17-21]還采用了有限元數(shù)值模擬方法研究了復(fù)合材料層合板貼補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)的漸進(jìn)損傷過程。

干法和濕法兩種修理工藝在膠接質(zhì)量和修理后結(jié)構(gòu)力學(xué)性能上的差異也值得重視和研究。Whittingham等[22]總結(jié)了硬補(bǔ)片(干法)修理和軟補(bǔ)片(濕法)修理的優(yōu)缺點(diǎn),并采用顯微攝影技術(shù)對膠層和粘接界面的微觀特征進(jìn)行了對比研究,其中濕法修理的粘接面處會出現(xiàn)補(bǔ)片纖維變形、膠層厚度不一致(呈階梯狀)等問題,而干法修理的粘接面比較平整,但也存在著母板-補(bǔ)片鋪層角度錯(cuò)位、膠層空隙率高等問題。Psarras等[23]對采用干法/濕法修理制備的挖補(bǔ)修理實(shí)驗(yàn)件的進(jìn)行了靜力拉伸實(shí)驗(yàn),干法修理實(shí)驗(yàn)件的強(qiáng)度恢復(fù)率(69%)高于濕法修理實(shí)驗(yàn)件(65%)。Baig等[24]指出與濕法修理相比,干法修理會導(dǎo)致更大的膠層孔隙率和修理缺陷。

綜上,在目前的實(shí)驗(yàn)/分析研究中,對外場修理中常用的濕鋪貼挖補(bǔ)修理方法研究得相對較少,干法和濕法兩類挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)在力學(xué)性能上的差異也缺乏相應(yīng)的對比研究。本工作將對干法修理和濕法修理兩類挖補(bǔ)修理層合板進(jìn)行靜力拉伸實(shí)驗(yàn),探究不同損傷尺寸和修理方式對修理后結(jié)構(gòu)基本力學(xué)性能的影響,然后在實(shí)驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上,通過有限元計(jì)算分析,進(jìn)一步對比研究兩種修理方式在損傷失效機(jī)理上的差異。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

本文的實(shí)驗(yàn)部分對不同損傷尺寸的預(yù)固化補(bǔ)片挖補(bǔ)修理層合板和濕鋪貼挖補(bǔ)修理層合板展開靜力拉伸實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)件的母板材料牌號為M21E/IMA,材料規(guī)范為CMS-CP-309,單層厚度為0.1868 mm。

圖1(a-1),(a-2)為預(yù)固化補(bǔ)片修理方式的示意圖及相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)件實(shí)物圖。預(yù)固化補(bǔ)片的材料與母板相同,鋪層角度與母板一致,在修理時(shí),首先采用機(jī)械銑削的方法加工出與挖補(bǔ)修理區(qū)形狀吻合的補(bǔ)片,然后在修理區(qū)中依次鋪設(shè)EA9695環(huán)氧膠膜和補(bǔ)片,最后利用真空袋加壓和121 ℃熱補(bǔ)儀完成固化。

圖1(b-1),(b-2)為濕鋪貼修理方式的示意圖及相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)件實(shí)物圖。濕鋪貼修理的補(bǔ)片材料為HexForceG0904干纖維織物加Epocast 52-A/B環(huán)氧樹脂,樹脂與纖維配比為1.3∶1,纖維織物鋪層角度為±45°。在修理時(shí),將浸潤了樹脂的纖維織物逐層鋪貼在修理區(qū)域,并使用真空袋加壓和熱補(bǔ)儀在93～110 ℃下完成固化。

兩類實(shí)驗(yàn)件的尺寸均為525 mm×145 mm,兩端粘貼有4塊尺寸為155 mm×145 mm的玻璃纖維加強(qiáng)片,鋪層順序?yàn)閇45/-45/-45/90/45/0]s。所有實(shí)驗(yàn)件均為損傷5層,挖補(bǔ)斜度為1∶30。挖補(bǔ)修理實(shí)驗(yàn)件的基本尺寸如圖2所示,實(shí)驗(yàn)矩陣如表1所示。

表1 挖補(bǔ)修理層合板靜力拉伸實(shí)驗(yàn)矩陣Table 1 Test matrix of scarf repaired laminates

圖2 實(shí)驗(yàn)件基本尺寸Fig.2 Basic dimensions of scarf repaired specimens

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

參照標(biāo)準(zhǔn)ASTM Standard D3039/D3039M和GB/T 3354—2014《定向纖維增強(qiáng)聚合物基復(fù)合材料拉伸性能試驗(yàn)方法》開展實(shí)驗(yàn),使用INSTRON 8802型液壓試驗(yàn)機(jī)在室溫下對各組挖補(bǔ)修理實(shí)驗(yàn)件進(jìn)行靜態(tài)拉伸測試,加載速率為1 mm/min,加載方式為連續(xù)加載;使用應(yīng)變測量儀采集實(shí)驗(yàn)件各測點(diǎn)的應(yīng)變數(shù)據(jù),應(yīng)變片布置方案如圖3所示,修理面應(yīng)變片編號為Ai(i=1,2,…,13),完好面應(yīng)變片編號為Bi(i=1,2,…,13)。

圖3 實(shí)驗(yàn)件應(yīng)變片布置方案圖Fig.3 Strain gauge distribution diagram

2 有限元分析方法

2.1 漸進(jìn)損傷分析模型

挖補(bǔ)修理層合板的失效通常是由一種或者多種損傷模式共同引起的,目前對于復(fù)合材料失效有很多強(qiáng)度判據(jù),例如Tsai-Hill強(qiáng)度理論、Tsai-Wu張量理論等,在實(shí)際應(yīng)用時(shí)需要根據(jù)材料類型和結(jié)構(gòu)特點(diǎn)選擇合適的強(qiáng)度理論。本文選用了基于應(yīng)力分析機(jī)制的Hashin[25]失效準(zhǔn)則對挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)中的復(fù)合材料進(jìn)行強(qiáng)度和破壞模式預(yù)測,其中母板和預(yù)固化補(bǔ)片的失效模式有纖維失效、基體失效和層間失效,而采用碳纖維平紋織物的濕鋪貼補(bǔ)片則以經(jīng)向和緯向纖維失效為主。三維Hashin準(zhǔn)則的損傷判別式如表2所示,式中σ11,σ22和σ33表示層合板坐標(biāo)系三個(gè)方向上的正應(yīng)力,τ12,τ13和τ23表示層合板坐標(biāo)系三個(gè)方向上的剪切應(yīng)力,XT和XC分別表示纖維方向上的拉伸與壓縮強(qiáng)度,YT和YC分別表示垂直于纖維方向上面內(nèi)的拉伸與壓縮強(qiáng)度,ZT和ZC分別表示垂直于纖維方向上厚度方向的拉伸與壓縮強(qiáng)度,S12,S13和S23分別表示層合板坐標(biāo)系三個(gè)方向上的剪切強(qiáng)度,Fi(i=1,2,3,4,5)表示失效準(zhǔn)則中判斷結(jié)構(gòu)是否失效的狀態(tài)值,當(dāng)該值大于1時(shí),認(rèn)為復(fù)合材料單層出現(xiàn)纖維、基體、分層損傷或者碳纖維平紋織物出現(xiàn)經(jīng)向、緯向纖維損傷。

表2 復(fù)合材料失效判據(jù)Table 2 Failure criteria for composite materials

膠層的失效判據(jù)采用Ye準(zhǔn)則[26],如式(1)所示:

(1)

式中:Fa為膠層失效的狀態(tài)值;tn和ts分別為膠層的法向拉伸強(qiáng)度和剪切強(qiáng)度;σ33為膠層法向正應(yīng)力,τ13,τ23分別為膠層面內(nèi)兩個(gè)方向上的剪切應(yīng)力。

當(dāng)復(fù)合材料和膠層出現(xiàn)損傷后,受損區(qū)域會失去承載能力,在有限元計(jì)算中可以采用對材料進(jìn)行剛度折減的方法來模擬這一漸進(jìn)損傷過程[27-29]。表3給出本文所用的剛度折減方案,表中Ei(i=1,2,3)和E為楊氏模量,Gij(i=1,2;j=2,3)為剪切模量,νij(i=1,2;j=2,3)和ν為泊松比,E′i(i=1,2,3,4),E′,G′ij(i=1,2;j=2,3),ν′ij(i=1,2;j=2,3),ν′為經(jīng)過剛度折減后的材料性能參數(shù)。

表3 損傷材料剛度折減方案Table 3 Degradation scheme for damaged materials

根據(jù)上述的損傷判據(jù)和剛度退化方案,本工作采用Abaqus有限元分析軟件中的用戶自定義場變量VUSDFLD子程序?qū)崿F(xiàn)對挖補(bǔ)修理層合板的漸進(jìn)損傷分析,當(dāng)損傷在某方向出現(xiàn)后,子程序會按照剛度折減表達(dá)式對材料性能進(jìn)行折減。

2.2 有限元建模

本工作研究的挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)的三維有限元模型如圖4所示,模型中的母板、補(bǔ)片和膠層的網(wǎng)格類型為C3D8R單元和C3D6R單元,碳纖維復(fù)合材料和膠粘劑的基本力學(xué)性能參數(shù)(表4)由實(shí)驗(yàn)件實(shí)際所用材料的供應(yīng)商美國Hexcel公司和德國Henkel/Loctite公司提供。模型的邊界條件與實(shí)際實(shí)驗(yàn)件一致,一端施加固支約束(x軸的平移自由度U1設(shè)為0,x軸、y軸和z軸的旋轉(zhuǎn)自由度UR1,UR2,UR3均設(shè)為0),另一端的端面與參考點(diǎn)之間設(shè)置耦合約束(structural distributing coupling),并在該參考點(diǎn)施加軸向位移載荷。

表4 復(fù)合材料單層、膠粘劑力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of composite layer and adhesive

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

預(yù)固化補(bǔ)片修理和濕鋪貼修理在有限元建模上的區(qū)別主要體現(xiàn)在母板-補(bǔ)片膠接區(qū)域,文獻(xiàn)[22]指出預(yù)固化補(bǔ)片修理能形成厚度均勻的膠層,而濕鋪貼修理則會形成階梯狀的膠層,其顯微結(jié)構(gòu)如圖5(a),(b)所示。本文所建立的有限元模型在膠接區(qū)域處采用楔形單元和六面體單元來模擬這一微觀結(jié)構(gòu)特征,并在復(fù)合材料和膠層之間插入基于黏聚區(qū)(cohesive zone model, CZM)模型的零厚度COH3D8界面單元對膠層-復(fù)合材料粘接界面的內(nèi)聚失效情況進(jìn)行模擬,如圖5(c),(d)所示。

圖5 挖補(bǔ)修理膠接區(qū)域細(xì)節(jié)示意圖[22] (a)預(yù)固化補(bǔ)片修理膠接區(qū)域顯微圖像;(b)濕鋪貼修理膠接區(qū)域顯微圖像;(c)預(yù)固化補(bǔ)片修理模型的膠接區(qū)域;(d)濕鋪貼修理模型的膠接區(qū)域(注:為了凸顯膠接區(qū)域細(xì)節(jié),顯微圖像在高度方向上放大至原始圖像的9倍)Fig.5 Detailed schematic of bonding area of scarf repair[22] (a)micrographic of precured-patch repair;(b)micrographic of wet-layup repair;(c)bonding area of precured-patch repair FEM;(d)bonding area of wet-layup repair FEM(Note: To improve the visibility of microscopic features within the bonding area, the scale of the micrographic images was increased by a factor of approximately nine in the vertical direction as opposed to the horizontal direction)

表5 Cohesive界面單元材料性能參數(shù)Table 5 Properties of cohesive interface element

圖6 黏聚區(qū)模型(a)三維八節(jié)點(diǎn)界面單元;(b)界面單元雙線性本構(gòu)模型Fig.6 Cohesive zone model(a)three-dimensional cohesive element;(b)bilinear constitutive model of cohesive element

(2)

(3)

(4)

3 結(jié)果與分析

3.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

3.1.1 拉伸強(qiáng)度與失效模式

靜力拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表6所示,所有組別實(shí)驗(yàn)件的拉伸強(qiáng)度變異系數(shù)均處于正常范圍內(nèi)(<10%),實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有工程有效性?？偟膩砜?預(yù)固化補(bǔ)片修理實(shí)驗(yàn)件的極限拉伸強(qiáng)度要高于濕鋪貼修理實(shí)驗(yàn)件,使用預(yù)固化補(bǔ)片修理能更好地恢復(fù)結(jié)構(gòu)的拉伸強(qiáng)度。

表6 拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 6 Results of tensile test

所有6組實(shí)驗(yàn)件的破壞模式均相似,如圖7和圖8所示,斷裂面呈±45°從實(shí)驗(yàn)段中部延伸至兩端夾持區(qū),并使得實(shí)驗(yàn)件發(fā)生了滑移和錯(cuò)位。對于在極限載荷前發(fā)生補(bǔ)片脫粘的實(shí)驗(yàn)件,由于補(bǔ)片脫粘造成了結(jié)構(gòu)不對稱,在拉伸載荷下會產(chǎn)生附加彎矩,使得實(shí)驗(yàn)件的最終破壞形態(tài)表現(xiàn)出較大的彎曲變形。

圖7 預(yù)固化補(bǔ)片修理實(shí)驗(yàn)件破壞模式 (a)PCR-1;(b)PCR-2;(c)PCR-3Fig.7 Failure modes of precured-patch repaired specimens (a)PCR-1;(b)PCR-2;(c)PCR-3

圖8 濕鋪貼修理實(shí)驗(yàn)件破壞模式 (a)WLR-1;(b)WLR-2;(c)WLR-3Fig.8 Failure modes of wet-layup repaired specimens (a)WLR-1;(b)WLR-2;(c)WLR-3

本實(shí)驗(yàn)中的實(shí)驗(yàn)件為半穿透挖補(bǔ)修理層合板,由于實(shí)驗(yàn)件母板的完好鋪層數(shù)量大于總鋪層數(shù)的一半,位于層合板中部的0°鋪層還保留著較高的承載能力,整體結(jié)構(gòu)的剩余強(qiáng)度不會發(fā)生大幅度下降。在120 kN載荷以下時(shí),修理區(qū)均沒有出現(xiàn)損傷,補(bǔ)片承載狀況良好;當(dāng)修理補(bǔ)片脫粘后,載荷的傳遞路徑發(fā)生改變,母板的完好鋪層承載增加,但并未影響最終的破壞模式。

3.1.2 應(yīng)變分布分析

在實(shí)驗(yàn)中通過應(yīng)變片測量實(shí)驗(yàn)件不同部位的應(yīng)變分布情況,所采集的應(yīng)變數(shù)據(jù)準(zhǔn)確有效,僅個(gè)別應(yīng)變片在拉伸過程發(fā)生脫粘現(xiàn)象(PCR-1-2實(shí)驗(yàn)件B1測點(diǎn)、PCR-2-3實(shí)驗(yàn)件B5測點(diǎn)、WLR-3-1實(shí)驗(yàn)件A8和B3測點(diǎn)),但不影響對實(shí)驗(yàn)件整體應(yīng)變分布的分析。圖9給出了在拉伸載荷作用下挖補(bǔ)修理實(shí)驗(yàn)件關(guān)鍵位置應(yīng)變測點(diǎn)的載荷-應(yīng)變曲線,應(yīng)變分布規(guī)律可以分為兩種典型情況:一般情況和補(bǔ)片脫粘情況。一般情況的典型為實(shí)驗(yàn)件PCR-2-3的載荷-應(yīng)變曲線(圖9(a)),各測點(diǎn)的縱向應(yīng)變隨拉伸載荷的增大呈線性增長,直到達(dá)到極限載荷時(shí),所有應(yīng)變片隨著實(shí)驗(yàn)件破壞而同時(shí)失效。補(bǔ)片脫粘情況的典型為實(shí)驗(yàn)件WLR-2-2的載荷-應(yīng)變曲線(圖9(b)),在加載初期應(yīng)變隨載荷線性增長;當(dāng)載荷增大到一定值后補(bǔ)片發(fā)生脫粘失效,修理區(qū)補(bǔ)片側(cè)(A5測點(diǎn))應(yīng)變大幅度減小,完好側(cè)(B5測點(diǎn))應(yīng)變增加,此時(shí)傳遞到補(bǔ)片上的載荷將減小,而修理完好側(cè)傳遞的載荷將增加;補(bǔ)片脫粘后實(shí)驗(yàn)件還可以繼續(xù)承載至極限載荷,除修理區(qū)測點(diǎn)以外的所有載荷-應(yīng)變曲線仍保持原有趨勢線性增長。

圖9 實(shí)驗(yàn)件典型載荷-應(yīng)變曲線 (a)破壞前補(bǔ)片未脫粘情況;(b)補(bǔ)片提前脫粘情況Fig.9 Typical load-strain curves of specimens (a)normal condition;(b)premature failure of patch

與貼補(bǔ)修理相比挖補(bǔ)修理較好地維持了原有結(jié)構(gòu)的幾何形狀和鋪層連續(xù)性,但仍然不能完全消除修理后結(jié)構(gòu)在形狀和材料上的不對稱性。為了研究兩種挖補(bǔ)修理方式在修理效果上的差異,圖10給出了各組實(shí)驗(yàn)件在修理區(qū)補(bǔ)片側(cè)(應(yīng)變測點(diǎn)A5)、修理區(qū)完好側(cè)(應(yīng)變測點(diǎn)B5)以及遠(yuǎn)場位置(應(yīng)變測點(diǎn)A1～A4和B1～B4的平均值)的載荷-應(yīng)變曲線的對比情況。各組實(shí)驗(yàn)件在損傷起始前的線性段(載荷低于100 kN)的應(yīng)變分布規(guī)律相同,修理區(qū)補(bǔ)片側(cè)的縱向拉伸應(yīng)變低于修理區(qū)完好側(cè)和遠(yuǎn)場位置,這說明無論采用哪種修理方式都不能完全消除因局部結(jié)構(gòu)不對稱而引起的拉彎耦合現(xiàn)象,同時(shí)還能看到預(yù)固化補(bǔ)片修理實(shí)驗(yàn)件的載荷-應(yīng)變曲線的分散性要略小于濕鋪貼修理實(shí)驗(yàn)件,說明預(yù)固化補(bǔ)片修理能更好地恢復(fù)受損結(jié)構(gòu)的完整性并減緩拉彎耦合現(xiàn)象。

圖10 各組實(shí)驗(yàn)件的載荷-應(yīng)變曲線對比(a)損傷區(qū)直徑為13 mm;(b)損傷區(qū)直徑為25 mm;(c)損傷區(qū)直徑為50 mmFig.10 Load-strain curves of different specimen groups(a)damage diameter is 13 mm;(b)damage diameter is 25 mm;(c)damage diameter is 50 mm

3.1.3 補(bǔ)片脫粘情況

各組實(shí)驗(yàn)件在靜力拉伸過程中出現(xiàn)的脫粘情況及脫粘載荷如表7所示,其中脫粘載荷表現(xiàn)出隨機(jī)性,說明膠接修理過程中產(chǎn)生的補(bǔ)片膠接缺陷如弱膠接、膠層厚度不均等,都會降低補(bǔ)片的粘接強(qiáng)度,導(dǎo)致補(bǔ)片提前脫粘。其中濕鋪貼挖補(bǔ)修理作為一種臨時(shí)修理方法,在用糊狀膠黏劑浸潤干纖維材料并鋪貼到修理區(qū)過程中,樹脂基體中很容易產(chǎn)生氣孔等缺陷,故濕鋪貼挖補(bǔ)修理的補(bǔ)片脫粘概率一般會比預(yù)固化補(bǔ)片挖補(bǔ)修理高。所有實(shí)驗(yàn)件補(bǔ)片脫粘載荷均在110 kN以上,遠(yuǎn)高于實(shí)驗(yàn)件的設(shè)計(jì)限制載荷,證明預(yù)固化補(bǔ)片修理和濕鋪貼修理在工程應(yīng)用中是可靠的,只在某些極端情況下才有補(bǔ)片脫粘的風(fēng)險(xiǎn)。

表7 挖補(bǔ)修理實(shí)驗(yàn)件補(bǔ)片脫粘統(tǒng)計(jì)Table 7 Statistics of premature failure of patch

3.2 有限元計(jì)算結(jié)果與分析

各組實(shí)驗(yàn)件拉伸極限強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)值與有限元計(jì)算結(jié)果對比如表8所示,計(jì)算結(jié)果均比實(shí)驗(yàn)結(jié)果略高,但相對誤差均在10%以內(nèi),說明本工作的有限元模型可以對挖補(bǔ)修理層合板的拉伸強(qiáng)度進(jìn)行較為準(zhǔn)確的預(yù)測。兩類修理方式的載荷-應(yīng)變曲線如圖11所示,各測點(diǎn)應(yīng)變的計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值吻合程度較高,能夠反映出實(shí)際實(shí)驗(yàn)曲線的變化規(guī)律,這也從另一方面驗(yàn)證了有限元模型的合理有效性。

表8 拉伸強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算結(jié)果對比Table 8 Comparison of tensile strength between test and simulation result

圖11 載荷-應(yīng)變曲線的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對比(a)PCR-2組母板; (b)PCR-2組補(bǔ)片;(c)WLR-2組母板;(d)WLR-2組補(bǔ)片F(xiàn)ig.11 Comparison of load-strain curves between test and simulation result(a)parent plate of PCR-2 specimens;(b)patch of PCR-2 specimens;(c)parent plate of WLR-2 specimens;(d)patch of WLR-2 specimens

本工作實(shí)驗(yàn)部分所研究的兩類挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)采用了不同的補(bǔ)片材料和粘接固化方式,為了進(jìn)一步定量考察補(bǔ)片材料和粘接面粗糙度對修理結(jié)構(gòu)極限拉伸強(qiáng)度以及膠結(jié)界面強(qiáng)度的影響,分別對預(yù)固化補(bǔ)片修理、預(yù)浸料單向帶濕鋪貼修理和纖維織物濕鋪貼修理進(jìn)行了有限元建模分析。圖12給出了有限元計(jì)算結(jié)果對比情況,可以看到粘接固化方式對膠接界面強(qiáng)度有較明顯的影響,當(dāng)補(bǔ)片采用相同的預(yù)浸料單向帶材料時(shí),濕鋪貼修理會使得補(bǔ)片脫粘提前發(fā)生;而對于補(bǔ)片材料不同的兩組濕鋪貼修理結(jié)構(gòu),其補(bǔ)片脫粘載荷和極限拉伸載荷基本一致。

圖12 有限元計(jì)算結(jié)果Fig.12 FEA result

3.2.1 修理區(qū)膠層應(yīng)力分布

為了對比研究兩種挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)的膠層應(yīng)力分布情況,以膠層失效判據(jù)表達(dá)式Fa的值來表示膠層的綜合應(yīng)力水平,如圖13所示,可以看到膠層中應(yīng)力分布不均勻,沿著鋪層堆疊的方向呈環(huán)狀分布,而且在挖補(bǔ)斜面上應(yīng)力水平較高。對于預(yù)固化補(bǔ)片修理,由于在拉伸方向上90°鋪層的剛度最小,與鄰近的±45°鋪層形成較大的剛度差異,故在90°鋪層附近應(yīng)力水平最高;對于濕鋪貼修理,由于補(bǔ)片采用的是±45°纖維織物,其材料和鋪層方向與母板均不一致,母板-補(bǔ)片在拉伸方向上的剛度不匹配導(dǎo)致了更大范圍的高應(yīng)力區(qū)。

圖13 修理區(qū)膠層Fa值分布 (a)預(yù)固化補(bǔ)片修理;(b)濕鋪貼修理Fig.13 Fa distribution of bondline (a)precured-patch repair;(b)wet-layup repair

為了更進(jìn)一步比較修理區(qū)膠層應(yīng)力水平的差異,選取了如圖14(a)所示的與縱向拉伸方向成0°,45°和90°的三個(gè)截面,給實(shí)驗(yàn)件施加100 MPa拉伸載荷,兩種修理方式的膠層中心線上的應(yīng)力水平對比如圖14(b)～(d)所示。在0°和45°截面上,預(yù)固化補(bǔ)片修理膠層的應(yīng)力分布比較均勻,應(yīng)力水平變化的要比濕鋪貼修理更加平緩;在90°截面上,兩類修理方式的應(yīng)力分布變化情況相似?？傮w來看,由于預(yù)固化補(bǔ)片修理的補(bǔ)片剛度與母板基本一致,并且所形成的膠層厚度均勻,預(yù)固化補(bǔ)片修理的膠層應(yīng)力水平和應(yīng)力集中程度均低于濕鋪貼修理。

圖14 修理區(qū)膠層截面的Fa值分布(a)截面位置;(b)0°截面;(c)45°截面;(d)90°截面Fig.14 Fa distribution along bondline(a)position of section;(b)section 0°;(c)section 45°;(d)section 90°

3.2.2 層合板損傷擴(kuò)展過程

對于采用不同修理方式的實(shí)驗(yàn)件,其母板的損傷擴(kuò)展過程類似,下面以PCR-3組實(shí)驗(yàn)件為例(圖15)分析其漸進(jìn)失效過程。在拉伸載荷下90°鋪層最先出現(xiàn)基體損傷,損傷起始于挖補(bǔ)斜面上,隨后向兩側(cè)邊界擴(kuò)展最終貫穿整個(gè)橫截面;修理側(cè)的45°鋪層的損傷起始也出現(xiàn)在挖補(bǔ)斜面上并逐漸向兩側(cè)橫向擴(kuò)展,而完好側(cè)的45°鋪層損傷起始擴(kuò)展較晚,主要表現(xiàn)從兩側(cè)自由邊界向中央擴(kuò)展的基體損傷;0°鋪層的損傷出現(xiàn)得最晚,當(dāng)載荷接近極限載荷時(shí)才在實(shí)驗(yàn)件中部產(chǎn)生纖維斷裂損傷并呈±45°向兩側(cè)快速擴(kuò)展,同時(shí)伴隨有層間分層損傷;當(dāng)0°鋪層和±45°鋪層的纖維損傷擴(kuò)展到層合板邊緣時(shí),結(jié)構(gòu)最終破壞。從母板整體的損傷擴(kuò)展過程和損傷類型來看,其主要承載作用的0°和±45°鋪層在較高的載荷(600 MPa以上)時(shí)才出現(xiàn)明顯的損傷,而且除了0°鋪層外,其余鋪層的損傷類型以基體損傷為主,修理結(jié)構(gòu)在失效前仍能保持較高的承載能力和整體剛度,這也從另一個(gè)側(cè)面驗(yàn)證了實(shí)驗(yàn)和有限元計(jì)算得到的載荷-應(yīng)變曲線。

圖15 母板的損傷擴(kuò)展過程Fig.15 Damage propagation in the parent plate

3.2.3 膠接區(qū)域損傷擴(kuò)展過程

對于采用不同修理方式的實(shí)驗(yàn)件,其膠接修理區(qū)域的損傷演化有著不同的特點(diǎn),可以分為母板-膠層界面、補(bǔ)片-膠層界面和膠層三個(gè)方面進(jìn)行觀察分析。預(yù)固化補(bǔ)片修理膠接區(qū)域的損傷擴(kuò)展過程如圖16所示,在載荷達(dá)到474.4 MPa時(shí),損傷起始于膠接區(qū)域邊緣,為母板-膠層粘接界面損傷,隨后在相同的位置上也出現(xiàn)了膠層損傷,說明該區(qū)域的膠接失效是由界面失效引起的,進(jìn)而導(dǎo)致了膠層的內(nèi)聚失效;當(dāng)載荷進(jìn)一步增大,損傷形式為界面失效和膠層內(nèi)聚失效的混合失效模式,損傷從膠接區(qū)域邊緣由外向內(nèi)擴(kuò)展。濕鋪貼修理膠接區(qū)域的損傷擴(kuò)展過程如圖17所示,損傷起始于挖補(bǔ)斜面底部處的補(bǔ)片-膠層界面,隨后引起附近區(qū)域的膠層內(nèi)聚失效;當(dāng)載荷進(jìn)一步增大后,在修理補(bǔ)片的每一個(gè)鋪層端面處都同時(shí)出現(xiàn)了界面失效和膠層內(nèi)聚失效,各個(gè)損傷區(qū)快速擴(kuò)展連通,形成了大面積的膠接失效。上述兩種損傷演化過程與兩種修理方式在補(bǔ)片材料和膠接結(jié)構(gòu)微觀特征上的差異密切相關(guān):預(yù)固化補(bǔ)片修理結(jié)構(gòu)由于母板-補(bǔ)片剛度匹配較好而且膠接面平整均勻,損傷起始載荷較高;濕鋪貼修理結(jié)構(gòu)由于膠層應(yīng)力水平較高,其損傷起始載荷較低,而且補(bǔ)片一側(cè)的階梯狀粘接面會影響膠接質(zhì)量,導(dǎo)致界面失效最先出現(xiàn)在補(bǔ)片-膠層界面。

圖16 預(yù)固化補(bǔ)片修理膠接區(qū)域的損傷擴(kuò)展過程Fig.16 Damage propagation in the bonding area of precured-patch repair

圖17 濕鋪貼修理膠接區(qū)域的損傷擴(kuò)展過程Fig.17 Damage propagation in the bonding area of wet-layup repair

4 結(jié)論

(1)靜力拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,采用干法挖補(bǔ)修理能獲得更好的修理效果:更高的極限拉伸強(qiáng)度,更好地恢復(fù)受損結(jié)構(gòu)的拉伸剛度,更低的補(bǔ)片提前脫粘概率。

(2)分別建立干法(預(yù)固化補(bǔ)片)挖補(bǔ)修理和濕法(濕鋪貼)挖補(bǔ)修理層合板的有限元模型,采用復(fù)合材料漸進(jìn)損傷分析方法和黏聚區(qū)模型對修理結(jié)構(gòu)在拉伸載荷下的極限強(qiáng)度和損傷演化過程進(jìn)行了計(jì)算仿真,計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合,可用于復(fù)合材料挖補(bǔ)結(jié)構(gòu)基本力學(xué)性能分析。

(3)有限元模型體現(xiàn)干法和濕法兩種挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)在膠接區(qū)域微觀結(jié)構(gòu)上的差異,預(yù)固化補(bǔ)片挖補(bǔ)修理結(jié)構(gòu)的膠層應(yīng)力分布更加均勻,應(yīng)力水平和應(yīng)力集中程度更低,出現(xiàn)界面失效和膠層內(nèi)聚失效的載荷也更高。