复合载荷（精选8篇）
复合载荷 篇1
复合载荷是指结构在工作时受到外界如:离心过载、温度、随机载荷等载荷条件,从大的方面,结构受到了静、动两类载荷。例如,在地震过程中,房屋结构既受到自身重力的恒定载荷,且地震使地面产生不规则的运动,致使结构基础受到随机地震载荷;导弹在进入大气层时既要受到过载、温度等静载,又要受大气脉动作用下的随机振动载荷。要全面分析结构的响应,特别是要评价结构的强度及可靠性时,只考虑部分载荷是不够的,需要全面考虑结构受到载荷的响应情况,才能更合理对结构的响应进行评估。
现有商业有限元软件(ANSYS、NASTRAN等)可以分别进行结构受到过载、温度、随机等载荷作用下的响应计算[1],当复合载荷是不同静力载荷时(如结构自重与温度载荷),此时可以将各自的计算结果在有限元软件后处理的工况叠加得到结构的复合响应[2],但当复合载荷是静、动载荷下时,特别当动载是随机振动载荷时,不能将计算结果叠加得到结构的复合响应,至于如何处理此类问题的计算仿真,目前还未见国内外相关资料报道。当结构受到零均值高斯白噪声激励时,结构位移、应力分量也是零均值的高斯随机量,但其合位移及Von Mises应力通常不是高斯分布的随机量,而且其值是非负的,也不再是零均值[3,4]。本文将从合位移及Von Mises应力的表达式出发,结合随机变量的相关数学运算,推导出结构在静力和随机振动复合环境下合位移及Von Mises应力均方根值的表达式,并利用有限元软件ANSYS的后处理功能,得到结构在复合载荷下合位移及Von Mises应力的分布情况。
1 理论分析
结构受到外界载荷作用时,其合位移及Von Mises应力定义如下:
undefined
根据式(1)、式(2),可以得到合位移及Von Mises应力平方过程的均值表达式:
E(Uundefined)=E(uundefined)+E(uundefined)+E(uundefined) (3)
undefined
对于线性系统来说,各位移分量之间以及各应力分量之间是线性不相关的,即各分量之间的协方差为零。因此可以得到:
E(σxσy)=E(σx)E(σy) (5a)
E(σyσz)=E(σy)E(σz) (5b)
E(σzσx)=E(σz)E(σx)(5c)
设A是均值为μA、标准差为σA的随机变量,根据随机变量的代数运算[5],可以得到A平方的均值为:
E(A2)=μundefined+σundefined (6)
当结构受到零均值高斯白噪声激励时,其位移、应力分量也是零均值的高斯随机量,根式(3)～式(6),可得到结构合位移及Von Mises应力的均方根值为:
undefined (7)
undefined
上式中,带上横线的各变量均代表取均方根值。
当结构受静载和随机振动载荷联合作用时,假定结构的变形是线弹性变形,根据线性叠加理论,结构的响应相当于随机振动响应叠加了一个不为零的常量,且均值就是静力响应结果,根式(3)～式(6),得到结构合位移及Von Mises应力的均方根值为:
undefined
undefined
上式中,下标带“D”和“S”的各变量分别是结构随机振动响应和静力作用下的响应。
2 实施过程
为了实现静、动复合环境下结构的响应仿真,下面以ANSYS有限元软件为例,说明其实施过程,主要过程如下:
a) 分别进行结构在静载和随机振动载荷作用下的响应分析;
b) 分别提取结构静力和随机振动分析的位移及应力的分量结果;
c) 利用式(9)、式(10)计算结构的复合响应结果;
d) 在ANSYS后处理中,利用其节点结果的修改命令(DNSOL),对每个节点的位移和Von Mises应力进行修改。此处需要特别注意,由于ANSYS不能直接对节点的应力进行修改,因此,先将修改的位移响应作为一个载荷步存入结果文件,再修改结构的X向的旋转位移(ROTX)为结构的复合Von Mises应力作为另一个载荷步存入结果文件,下面就可以通过相应载荷步的ROTX显示表示Von Mises应力的分布情况。
总结整个实施过程,最关键的两步就是结构复合响应的计算以及在后处理中对结果进行修改。此外提醒一点,静力和随机振动分析针对的是同一有限元模型,如果分析的有限元模型有差异,此方法将不适用。
3 数值仿真
如图1所示,一个由双圆筒中部通过螺栓法兰连接组成的结构,结构同时受到轴向(Y向)50 g(g=9.8 m/s2,下同)的加速度过载和轴向加速度功率谱密度为0.08 g2/Hz(10～2000 Hz)的随机振动载荷。结构的边界条件是下面的法兰盘固支,随机载荷作用到基础上。结构在加速度过载、随机振动载荷和复合载荷作用下的最大合位移和最大Von Mises应力如表1所示,它们在结构上的具体分布情况如图2～图7所示。
通过以上的仿真分析,可以得到结构在复合载荷作用下的合位移和Von Mises应力的分布情况以及它们最大值出现位置。可以看出,结构的复合Von Mises应力与只受静(动)载时的应力的分布和大小都有一定区别,因此,根据结构的复合Von Mises应力可以对结构进行更全面的评估。
4 结论
本文推导出结构在静力和随机振动联合载荷作用下的合位移和Von Mises应力的表达式,其值为静力结果和随机振动结果平方和的均方根值。利用ANSYS中后处理模块中的节点结果的修改命令(DNSOL)修改相应结果为复合响应结果,并可以通过其后处理再现结构复合响应情况。最后通过一个算例实现了复合载荷环境下结构响应的仿真。
参考文献
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复合载荷 篇2
关键词：静载荷试验，单桩复合基础，桩基础，承载力标准值
1.前言
现代生活中,土地使用成本越来越高,使得建筑物的高度不断增长,建筑物的结构越来越复杂,因此对建筑物的基础形式有了更高的要求。由于部分地区土质以软体土质为主，需要对地基进行处理才能满足建筑物基础施工的要求。地基处理是指为提高地基承载力，改善其变形性质或渗透性质而采取的人工处理地基的方法，桩基础由于具有抗震性能好，沉降量小和承载力高，可以解决部分软体土质的承载力的优点，在工程中得到越来越广泛的应用。通过静载荷试验可以得到明显的结论。
2.工程概况
某小区位于平原地区某县南部，建设19#住宅楼，住宅楼主体11层，地下车库1层，框架结构，拟用天然地基作为住宅楼的建筑基础，设计天然地基土承载力特征值不小于240kPa。建设场地地层构成自上而下依次为：杂填土、粉土粉质黏土、中粗砂、粉质黏土、中砂、粉质黏土。
3.浅层平板载荷试验
浅层平板载荷试验目的是确定天然地基的承压板下应力主要影响范围内的承载力。
浅层平板载荷试验方法是执行试验执行《建筑地基基础设计规范》（GB50007—2002），浅层平板载荷试验的标高与设计基础标高一致，试验采用慢速维持载荷法检测，采用刚性承压板为0.50m2，最大预估加载量为480kPa。 设备安装示意图见图1，试验所得地基承载力特征值如表1所示。
图1 载荷板试验示意图
表1 19#楼各试验点的天然地基承载力特征值确定表
根据上述列表可以得出，19#住宅楼的天然地基承载力特征值为150kPa。此场地天然地基土承载力特征值未达到240kPa,不能满足地基基础承载力要求。
4.处理方法及补救措施
由于天然地基承载力不能满足住宅楼设计要求，施工方采取部分粉质黏土置换碎石回填施工，采用质地坚硬的0.5-1石屑进行分层回填，最后用压路机往复碾压密实，使置换处理后地基承载力特征值能满足设计要求，通过二次浅层平板载荷试验得出结论，碎石密实置换处理后地基承载力得到提高，承载力特征值为210kPa，但是仍不能满足设计承载力要求。经过委托方和设计方论证研究决定，工程采用水泥粉煤灰碎石桩复合地基代替天然地基进行地基处理，从而达到提高地基承载力的要求。
5.单桩复合地基载荷试验
单桩复合地基是指天然地基和部分杂(素)填土地基在地基处理过程中部分土体得到增强或被置换，或在这些地基中设置加筋材料而形成增强体，由增强体和其周围地基土共同承担上部荷载并协调变形的人工地基。复合地基有两个基本特点：(1)加固区是由增强体和其周围地基土两部分组成，是非均质和各向异性的；(2)增强体和其周围地基土体共同承担荷载并协调变形。前一特征使它区别于均质地基(包括天然的和人工均质地基)，后一特征使它区别于桩基础。
单桩复合地基检测方法及检测依据是采用堆载反力装置，用油压千斤顶以慢速维持荷载法加卸载，用精密压力表控制荷载示值，用百分表测量各级荷载作用下承压板的沉降量。根据设计要求，采用水泥粉煤灰碎石桩，桩长10m，布桩形式采用正方形布桩，桩间距为1.50m，单桩复合地基承载力特征值为220kPa。承压板采用直径为1.50m面积为2.25㎡的正方型钢板，最大加荷值为440kPa。表2给出了单桩复合地基承载力特征值。
表2 19#楼各试验点的单桩复合地基承载力特征值确定表
注：s为沉降量；d为刚性承压板直径
根据上述列表可以得出，19#住宅楼的单桩复合地基承载力特征值为220kPa，此场地单桩复合地基承载力特征值可以满足住宅楼地基基础承载力要求，保障基础工程施工顺利进行。
6.结论
通过实例证明，经过桩基加固处理后的水泥粉煤灰碎石桩复合地基承载力得到明显增强，土体抗剪强度和土坡抗滑能力也得到明显改善，由此得知桩基础具有承载力高、改變软体土质、沉降小而较均匀的特点，可以适用于不同地区不同地质条件不同类型的工程，在将来基础施工中发挥越来越重要的作用。
参考文献：
[1]高大钊.岩土工程勘察与设计[M].北京，人民交通出版社，2010. [2]陈希哲.土力学与地基基础[M].北京，清华大学出版社，2003.
复合载荷 篇3
套管接头运用螺纹的连接作用, 把几百根套管连接起来形成长度达到几千米的管柱, 从而能够开采到贮藏在地表下石油。螺纹接头在套管连接中是最容易失效的位置, 其性能直接决定了整个套管柱的使用寿命。油套管螺纹接头一般分为两种: (1) 按照API标准而生产的螺纹接头, 包括圆螺纹和偏梯形螺纹的; (2) 各个厂家根据实际使用环境而自行研究开发的特殊螺纹接头[1]。虽然对圆螺纹和偏梯形螺纹的接头的研究较早, 同时加工这两种螺纹的设备和技术都比较完善, 能够减少很多不必要的成本。但是其存在很多缺点, 如接头连接强度较低、接头应力水平高易失效, 密封性能不可靠。随着油气资源钻采技术的不断提高, 出现了很多深井、超深井和天然气井, 使得油套管接头的使用条件更加的恶劣, API螺纹由于本身存在的缺点已经不能满足日益恶劣的使用环境, 各大油套管接头的生产厂商开始认识到特殊螺纹接头的研究的重要性和必要性[2,3]。随着计算机技术的不断发展, 有限元方法逐渐成为了一种方便有效的分析问题的方法, 已经在很多领域得到了非常广泛地使用。利用有限元方法对在复合工况下套管螺纹接头进行力学性能分析, 可以降低套管设计的周期和设计成本, 也为套管设计提供了比较科学详细的论据[4,5,6,7]。
本研究选择使用ANSYS有限元分析软件, 对外径为177.8 mm、壁厚为9.19 mm的特殊螺纹套管接头进行有限元建模和性能分析, 利用ANSYS中接触分析功能模块分析特殊螺纹套管接头在上扣过盈配合、递增的轴向拉力、递增的内压以及复合载荷下的连接性能和密封性能。
1 套管螺纹接头模型简化和网格划分
该螺纹套管接头的螺纹牙形是对偏梯形螺纹进行了稍微的调整改造而成的, 同时选择使用锥面对锥面的主密封与负角度的扭矩台肩的双重密封形式, 来加强套管接头的密封性能。选择-2.5°的扭矩台肩的设计形式是为了对接头上扣进行定位控制, 同时有利于提高接头的抗粘扣的能力以及抗过扭矩能力, 保证接头不被破坏。套管接头的主要结构参数如表1所示。螺纹接头的结构示意图如图1所示。
为了保证分析结果的准确性, 笔者在建模过程中考虑圣维南原理, 有限元分析模型管体长度应该大于整个螺纹长度的2倍[8]。为分析螺纹套管接头的管体和接箍的几何结构特征和材料特性, 本研究在建模过程中运用以下几个假设条件[9,10]:套管接箍内螺纹在接箍的中间面两边是对称的, 所以取中间面的一边进行有限元建模;接头和套管关于中心轴线对称, 连接螺纹有螺纹升角, 考虑到它的值很小, 它对计算结果的影响忽略不计, 使用二维弹塑性轴对称有限元简化模型;套管接箍和管体的材料均满足各向同性, 同时当接头应力超过屈服极限后满足材料各向同性强化准则。
本研究根据套管接箍结构对称性和实际的载荷情况, 约束住接箍中面沿轴向的移动, 径向方向不施加约束。笔者选取PLANE182单元, 然后在材料特性中设置套管材料的相关参数:材料的弹性模量E为1.94×105MPa, 密度为8 000 kg·m3, 泊松比为0.3, 屈服强度为758 MPa, 抗拉强度为862 MPa。根据以上条件, 本研究使用自由网格对套管接头模型进行网格划分, 对螺纹和密封面的接触处的网格进行细化网格处理来增加分析的准确性。
螺纹接头在上扣后是非常复杂的非线性边界条件接触问题, 套管螺纹接头的接触是典型的面-面接触, 本研究采用CONTA172和TARGE169接触单元建立面-面接触对, 划分完网格后在有限元模型的接触面上建立接触对;对有限元模型进行分析时, 选择库伦摩擦模型来模拟套管主密封面和螺纹牙接触表面的摩擦。摩擦系数和套管的加工质量、套管的使用条件、螺纹表面粗糙度等很多原因有关, 通常情况下取0.015~0.035, 本研究在分析时摩擦系数取为0.03。由于考虑到材料在受载荷后表现出几何非线性的特点, 求解过程中在ANSYS的求解器中把求解类型设置成大变形情况。
根据上面的描述对套管接头进行简化建模, 设置单元属性并进行网格划分后得到套管接头有限元模型及加载示意图如图2所示。
2 计算结果分析
套管上扣时, 螺纹接头产生过盈配合, 随着螺纹的不断旋进, 套管接头的应力分布和接触压力的水平会不断地变化。为了了解各载荷对螺纹接头的使用性能的影响, 笔者主要研究了套管在上扣后轴向力和内部压力对接头性能的影响。
2.1 套管接头上扣后管体和接箍的应力水平分布
套管接头采用过盈配合来模拟上扣扭矩, 在螺纹处标称过盈量为0.14 mm, 密封面标称过盈为0.321 5 mm。套管接头在上扣后Von Mises应力水平和分布情况如图3所示。
由图3可以看出, 特殊螺纹接头上扣后, 套管外螺纹和接箍内螺纹彼此之间产生挤压作用, 从而在螺纹接头密封面和扭矩台肩上的Von Mises应力都较大, 密封面为732 MPa而扭矩台肩达到824 MPa;应力沿着套管大端方向逐渐减小直到接近0;在扭矩台肩面与主密封面交汇的地方存在应力集中, 应力值已经大于材料的屈服强度758 MPa, 表明在交汇区域已经产生了轻微的塑性变形。但是, 由于在这一区域产生的应力集中为压应力, 并不会损坏套管接头, 接头承载能力并没被破坏。接头管体的主密封面上的Von Mises应力值都处在屈服极限以下, 所以主密封面上并没有产生塑性变形, 防止了套管接头在旋紧过程中的粘结损伤。
2.2 轴向拉力对套管螺纹接头连接和密封性能的影响
由于套管柱受到重力的作用, 螺纹接头连接处承受轴向的拉力。靠近油井口, 在套管柱最上部的套管接头承受的轴向拉力最大, 即整个套管柱的重量, 增加了螺纹失效的可能性。为了降低风险, 减小损失, 必须研究不同的轴向拉力对特殊螺纹接头特性影响。
2.2.1 应力分析
计算得到套管螺纹接头在不同轴向拉伸载荷作用下的管体和接箍的应力分布云图如图4所示。与偏梯形螺纹接头不同, 特殊螺纹套管通过螺纹部分的相互啮合来抵抗轴向拉伸载荷;螺纹部分不再起密封作用, 而是通过设计的密封面和扭矩台肩的来达到密封效果。由图4可以看出, 随着轴向拉伸载荷的不断增大, 扭矩台肩和主密封面的最大等效应力从456 MPa增大到481 MPa, 应力的变化很小同时应力的分布变化很小, 说明轴向拉伸载荷对特殊螺纹套管接头密封部分的应力水平和分布影响不大;管体的应力从196 MPa增大到574 MPa, 靠近螺纹接头两端的几个螺纹牙的应力也由196 MPa增大到了667 MPa, 表明靠近接头两端的几个螺纹牙承受了大部分的轴向拉力, 轴向拉伸载荷过大, 两端螺纹应力超过屈服强度, 可能发生粘扣甚至失效。
2.2.2 密封性能的分析
套管接头上扣后施加不同轴向拉力下主密封面和扭矩台肩的的接触压力分布如图5所示。
由图5可知, 随着距套管端部距离的增大, 密封面上的接触压力的变化趋势都是先增大到最大值后迅速下降到0。轴向拉伸载荷使套管与接箍在密封部分的产生了分离的趋势。随着放入井下套管不断增加, 轴向拉力不断增加, 密封面和扭矩台肩面的过盈量不断减小, 降低了它们之间的接触压力, 同时接触区域的面积也不断减小。由于台肩面的接触压力是轴向的, 台肩面在轴向拉力的作用下接触压力下降得更为明显;当轴向拉伸载荷增加到3 000 k N时, 扭矩台肩处就没有接触压力, 从而失去了辅助密封的作用。本研究在有限元模型的主密封面取8个节点并查看它们的接触压力值, 绘制出主密封面在不同拉伸载荷下的接触压力曲线示意图如图6所示。随着轴向拉力的不断增大, 特殊套管接头主密封面的接触压力从上扣作用下的1 343 MPa减小到768 MPa, 下降的程度比较明显。但是轴向拉伸荷载为3 000 k N时, 密封面的接触压力为768 MPa, 即仍然能够有效地保证螺纹接头不产生泄漏。
2.3 复合载荷对套管螺纹接头性能的影响
本研究对套管接头在上扣+轴向拉力3 000 k N+不同内压的复合载荷工况下进行计算, 得到了密封面的接触压力分布云图。在主密封面上取8个节点并查看它们的接触压力值后绘制出的密封面的接触压力曲线如图7所示。特殊螺纹接头在内部压力的作用下使得套管管体和接箍出现向外扩张的趋势, 因此随着内部压力不断增加, 它们之间将会越来越紧。管体内部施加20 MPa压力时, 由结果可以看出接头主密封面上的最大接触压力为877 MPa, 台肩面的为438 MPa。随着内部压力的不断增大, 接头主密封面上的最大接触压力逐渐上升到了1 213 MPa, 台肩也上升到了539 MPa。说明在一定的范围内, 管体内压越大, 越有利于提高螺纹接头的密封性。
3 结束语
本研究选择使用ANSYS有限元分析软件, 对外径为177.8 mm、壁厚为9.19 mm的套管接头在上扣过盈配合、轴向拉伸载荷、内部压力载荷等复合载荷作用下的连接和密封性能进行了分析研究。通过对应力云图和接触压力云图的对比分析得到:轴向拉伸荷载对扭矩台肩和主密封密封性能影响较大, 内部压力的增大能够提高接头的密封性能。该研究结果为特殊螺纹套管的设计提供了一定的参考依据。
后续研究中, 笔者将对有限元模型进行参数化设计, 研究各结构参数对特殊螺纹接头性能的影响, 并且对套管接头进行优化设计以得到最优设计。
本文引用格式:
宋伟伟, 纪爱敏, 李堑, 等.复合载荷作用下特殊螺纹套管接头性能分析[J].机电工程, 2015, 32 (7) :954-957.
SONG Wei-wei, JI Ai-min, LI Qian, et al.Analysis on ability of premium thread casing connection under complex loads[J].Journal of Mechanical&Electrical Engineering, 2015, 32 (7) :954-957.《机电工程》杂志:http://www.meem.com.cn
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复合载荷 篇4
水泥土搅拌桩适用于处理正常固结的淤泥与淤泥质土、素填土、黏性土、粉土以及无流动地下水的饱和松散至稍密状态的砂土等地基。
施工前的勘察和水泥加固土室内配比试验是保证水泥土搅拌桩施工质量的重要手段, 而竣工后的检验则是水泥土搅拌桩复合地基质量的最后把关。对于承受垂直荷载的水泥土搅拌桩, 复合地基载荷试验是最可靠的质量检验方法。
复合地基载荷试验能精确反映复合地基的承载力。但如果选定的压板试验面积与复合地基设计置换率不吻合, 使试验结果与实际处理效果有一定的差异, 针对这一问题, 笔者通过几个工程实例进行探讨。
2 水泥搅拌桩复合地基承载力特征值计算
式中:
fspk———复合地基的承载力特征值 (kPa) ;
m———面积置换率;
Rα———单桩竖向承载力特征值 (kN) ;
Ap———桩的截面积 (m2) ;
fsk———桩间土天然地基承载力特征值 (kPa) ;
β———桩间土承载力折减系数, 当桩端土未经过修正的承载力特征值大于桩周土的承载力特征值的平均值时, 可取0.1～0.4, 差值大时取低值;当桩端土未经修正的承载力特征值小于或者等于桩周土的承载力特征值的平均值时, 可取0.5～0.9, 差值大时或设置褥垫层时均取高值。
3 复合地基载荷试验
复合地基载荷试验用于测定承压板下应力主要影响范围内复合土层的承载力和变形模量。复合地基载荷试验承压板应具有足够刚度。单桩复合地基载荷试验的承压板可用圆形或方形, 面积为一根桩承担的处理面积;多桩复合地基载荷试验的承压板可用方形或矩形, 其尺寸按实际桩数所承担的处理面积确定。桩的中心应与承压板中心保持一致, 并与荷载作用点相重合, 如图1、图2所示。
众所周知, 压板面积的确定, 其一方面依据设计要求的搅拌桩单桩面积置换率计算;另一方面压板面积应覆盖多少个桩才合适, 以能较真实提供相应允许变形下的承载力特征值, 特别在工程基础下地基沉降计算深度范围内土层性质有变化时, 或设计使用地基沉降控制来确定地基承载力进行地基处理设计时, 尤为重要。因此, 复合地基试验采用的压板, 应尽量选择面积较大的压板, 且压板面积与设计置换率相符。
4 工程实例
广州地铁某工程中间风井长为35m, 宽为20.3m, 基底标高为18.6m, 基底土层主要为硬塑-坚硬花岗岩残积土层 (5H-2) 和花岗岩全风化带 (6H) , 设计上考虑到花岗岩残积土层及强风化花岗岩遇水易软化崩解, 因此开挖前对地层进行旋喷桩加固和换填处理。水泥搅拌桩直径为900mm, 桩长为3.0m, 采用格栅式加固, 每一格栅的边长为2.8m×2.8m, 水泥搅拌桩格栅之间土体用600mm厚的碎石换填。
根据图4地基加固典型格栅大样图, 可以求出加固区的桩与换填碎石的面积, 从而得出复合地基的桩土面积比, 进一步确定复合地基中桩土承担荷载的比例。通过计算机计算, 如图5所示, 一个格栅范围内桩的面积为3.822m2, 换填的面积为4.018m2。
桩土面积比为:
一根桩的等效面积为:
一根桩共同承担地基土的面积为:
一根桩等效桩土共同作用的面积为:
取平板的宽度为桩的直径900mm, 则平板的长度为:
平板的具体布置图见图6。
5 结语
上述分析表明, 压板载荷试验能精确反映复合地基的承载力情况。在实际试验中, 首先对检测桩的桩距、桩的布置经行分析计算, 结合仪器设备的配置, 尽量做到承压板的面积符合桩处理的面积。作为检测人员, 在平时的检测过程中, 遇到问题时要多观察, 多分析, 全面了掌握和了解问题的各个方面, 这样才能提高检测结果的准确性。
摘要：针对大多数工程复合地基平板试验的多样性, 通过理论分析与现场检测实际结果验证, 明确复合地基压板试验压板的面积。
关键词：水泥搅拌桩,复合地基,压板试验,压板面积
参考文献
[1]DBJ15-38-2005广东省建筑地基处理技术规范
复合载荷 篇5
本课题组前期已经做了大量试验研究和理论研究[1,2,3],研究表明密肋复合墙体结构理想破坏模式按砌块-肋梁肋柱-边框柱的顺序进行,这样的破坏模式使得结构在地震作用下,轻质砌块首先产生大的变形或裂缝导致结构的阻尼增加使得地震能量得以耗散,接着肋柱肋梁破坏加剧并退出工作,结构的刚度和周期将发生变化,到此结构便以砌块的破坏作为牺牲,使整个结构完成了从原稳定体系到另一种新的稳定体系的过渡,控制了地震能量的输入量.因此,密肋复合墙体内复合墙板先于边框破坏是保证该结构体系具有良好抗震性能的关键.但前期的试验表明,随着结构高度的增加,结构更容易发生弯曲型破坏,即边框先于内墙板破坏.结构的破坏形式,与密肋复合墙体结构在横向载荷作用下各组件(边框、肋、填充砌块)协同工作性能,即各组件所承担的载荷有重要关系.但在现行研究文献中,未见在这些方面的理论研究成果.
本文提出该结构体系在横向载荷作用下,可视为夹层悬臂梁,并给出了计算模型.根据变形协调原理对其进行受力分析,研究该结构体系协同工作性能,建立了多层多跨密肋复合墙体结构横向位移及各组成构件承受剪力和弯矩表达式,定量给出密肋复合墙体结构在横向载荷作用下边框柱、复合墙板所承担横向载荷.并通过计算分析给出了该结构体系在横向载荷作用下的受力特点.
1 基本方程的建立
密肋复合墙体结构中的填充砌块未开裂之前,可将复合墙板视为弹性板,通过等刚度原则把复合墙板的肋柱代换为砌体结构,整个结构成为外框柱内夹砌体结构的复合墙体结构,这样,可视此结构为带隔(边框梁)夹层复合构件,如图2所示.
文献采用这种假定对网架结构进行了分析[4].由于密肋复合墙体结构中的框梁按构造进行配置,其截面相对复合墙板很小,当隔相对夹层材料刚度很小时,隔对结构总体影响不大,因此可把隔与夹层墙体合为一体.图3为复合墙体结构受力分析简图.假定密肋复合墙体结构在弹性阶段,外框柱与复合墙板连接牢固,不存在滑移,两者变形协调,在纵横向具有相同变形.图3中Mi,Ni,Vi分别为复合墙板各组件分别受到的弯矩、剪力、轴力,hi为各组件的截面宽度.
在水平载荷作用下,外框主要产生弯曲变形,中间夹层(内墙板)由于面内剪切力的作用,发生剪切变形,并且二者在竖直方向上变形协调.任取出一组外框和内墙板进行分析,见图4.
由于外框与内墙板不发生滑移,图4中外框柱的A,B点应与内墙板的A,B点属于同一点,依据外框柱与内墙板变形协调关系,在小变形条件下,内墙板产生的剪切变形与外框柱产生的弯曲变形相等,则
根据材料力学知识,式(1)整理为通用表达式
式中,G为内墙板等效剪切模量,y为结构侧向位移,x为结构顶部距计算截面的距离.
由材料力学可知,梁曲率为
根据图4,对第i墙段任取一微段进行分析,分别按弯矩与力平衡可得
把式(3)代入式(4)得
由图4可看出
上式中,Vp为基底x=H处的总剪力,即全部水平力之和.
对式(7)两边微分得
对式(7)两边微分一次,并将式(2)和(9)代入整理得
令EI=∑EiIi,ξ=x/H,,(i=1,3,5,…),式(10)变形为
其中,p(ξ)为式(11)中载荷函数,所有上述式中b为复合墙板厚度.
式(11)是一个四阶线性微分方程,其一般解为
式中,C1,C2,C3,C4为任意常数,y1为式(12)中特解.
确定4个任意常数的边界条件
(1)当x=0(ξ=0),顶部集中力作用下,∑Vi=P,由式(7),(2)可得.当作用倒三角及均布载荷时,∑Vi=0,即.
(2)当x=H(ξ=1)时,结构底部转角为零,即
(3)当x=0(ξ=0)时,结构顶部弯矩为零,即
(4)当x=H(ξ=1)时,结构底部位移为零,即y=0.
上式中,H为密肋复合墙体结构高度.由4个边界条件可解得结构位移曲线和作用于各组件上的弯矩、剪力表达式分别为
当顶部为作用集中载荷时,特解y1=0
其中
倒三角形载荷作用时,特解
当所有内墙板及外框柱截面高度基本一致时,根据式(2)知,所有剪应力都相等,则根据式(6)可得出,除最外两根框柱外,其它组件轴力均为零,根据整体结构弯矩平衡可得出
式中,N1i,Nni为第1个与最后一个外框柱第i层的轴力,Mpi为第i层的总弯矩,Mji为第i层第j个构件的弯矩,hj为第j个构件的截面宽度.
2 计算分析
某两跨(2块内墙板3根边框柱)密肋复合墙体结构,几何参数见图5.所有边框柱及肋梁柱均采用C20混凝土,填充砌块采用500级水泥粉煤灰加气混凝土.材料力学性能均按相应规范设计值采用.
根据密肋壁板结构技术规程(DBJ/T 51-43-2006)[5],得出内墙板等效剪切模量G=1.125×103N/mm2,算得每块内墙板等效抗弯刚度EwIw=1.9×1014N/mm2,每个外框柱抗弯刚度EcIc=5.3×1013N/mm2,系数A=2.1×108N.
通过计算得出λ对密肋复合墙体中内墙板和外框柱的剪力分配影响不大,其分配系数与其抗弯刚度及截面宽度有关.图6为内墙板及外框柱沿高度剪力分配系数,从图6可看出,外框在底部分配的剪力较多,内墙板在高处分配的剪力较多,这也验证了在顶部集中载荷作用下,两层密肋复合墙体试验的墙体裂缝首先在二层开裂[6].但从高到底剪力分配系数变化并不大,内墙板只降低了10%左右,因此在单层墙板试验中[2],裂缝首先出现的位置并不固定,有时在上部,有时在中部,在结构薄弱部位首先出现裂缝.
图7为复合墙板局部弯矩系数图(内墙板与外框柱局部弯矩之和),图中ηm-1代表的是λ=1(墙高为3.6m)时局部弯矩系数之和.从图中可看出,当λ较小时,各组件的局部弯矩效应很明显,λ=1时局部弯矩占到总弯矩的58%,但随着λ增大,则局部弯矩效应越来越小,当λ=10(墙高36m)时,局部弯矩效应只占总弯矩的10%,大部分弯矩由两边的边框柱承担,这与文献[1,3]高层拟动力及振动台试验结果相符,在这批高层试验中,结构的破坏特征都是外框柱被压碎.这也说明随着高度增加,结构整体性更强,结构受力性能更接近悬壁梁.
3 结论
(1)提出横向载荷作用,多层多跨密肋复合墙体结构计算模型,并用解析方法求得各组件在横向载荷作用下各组件承担的剪力、弯矩及侧向位移表达式.
(2)通过计算分析得出,外框柱与内复合墙板刚度及宽度比将影响各组件分配剪力比例,外框柱与复合墙体的刚度比大,则外框承担水平剪力多,反之亦然.内墙板上部承担的剪力较多,外框柱下部承担的剪力较多,但上下部分相差比例不大.
(3)随着λ增大(高度增加),整个结构的局部弯矩减小,外框柱承载的弯矩逐步增加,结构的整体性更强,其受力特性更接近悬臂构件.
(4)密肋复合墙体内墙板与外框协同工作性能是该结构体系研究一个需解决的问题,本论文的研究成果为其提供了一种方法.
摘要：提出该结构体系在水平载荷作用下，可视为夹层复合构件，并提出了计算模型．根据变形协调原理对其进行受力分析，建立了多层多跨密肋复合墙体结构横向位移及各组成构件承受剪力和弯矩表达式．通过计算分析指出，各组件剪力分配只与各组件刚度及宽度比有关，内墙板上部分配剪力大于下部，边框反之；各组件局部弯矩系数随λ的增加而减小，其整体工作性能增强，当λ增加到一定数值时，其工作性能与悬壁构件类似．
关键词：密肋复合墙体,计算方法,水平载荷,协同工作
参考文献
[1]姚谦峰，袁泉．小高层密肋壁板轻框结构模型振动台试验研究．建筑结构学报，2003，24(1)：59～63(Yao Qianfen，Yuan Quan．Study on shaking table test of a 1/10 scale high-rise multi- slab wall plate slab lightweight frame model.Journal of Building Structures,2003,24(1):59～63 (in Chinese))
[2]姚谦峰，黄炜，田洁．密肋复合墙体受力机理及抗震性能试验研究．建筑结构学报，2004，25(6)：67～74(Yao Qianfen，Huang Wei,Tian Jie.Experimental analyses of mechanical char- acteristics and performance of multi-ribbed panel wall seis- mic.Journal of Building Structures,2004,25(6):67～74 (in Chinese))
[3]姚谦峰，贾英杰．密肋壁板结构十二层1/3比例房屋模型抗震性能试验研究．土木工程学报，2004，37(6)：1～10(Yao Qian- fen,Jia Yinjie.Experimental study of a seismic property for a 1/3.scaled model of 12 story multi2ribbed wall slab building structure.China Civil Engineering Journal,2004, 37(6):1～10 (in Chinese))
[4]张文福，刘文洋．局部载荷作用下网架结构的拟夹层板分析法．力学与实践，2004，26(3)：54～55(zhang Wenfu，Liu Wenyang．Equivalent sandwich plate method for double layer space grids under local loading.Mechanics in Engineering,2004, 26(3):54～55 (in Chinese))
[5] DBJ/T 51-43-2006．密肋壁板结构技术规程．西安：陕西省建筑标准设计办公室，2006
复合载荷 篇6
近年来,关于玻璃纤维增强复合材料双轴加载问题国外已经开展了不少实验和理论研究,主要集中在单向玻璃纤维增强复合材料及其层合板的研究上,对双向玻纤织物复合材料提及甚少,如Mailly在单向纤维增强复合材料单轴拉伸实验的基础上,使用不同形状和尺寸的横向加载臂,设计出单向复合材料双向拉伸的十字型试件[4];Smits等[5]和Makris等[6]以玻璃纤维增强复合材料层合板为基础,深入研究了双轴加载十字型试件的设计、优化与实验;Lamkanfi等[7,8]和Antoniou等[9]基于三维有限元分析模型,对单向纤维增强复合材料层合板进行了数值模拟,对双轴加载应变分布及破坏区域进行了预测;Moreno等[10]根据双轴加载仿真与实验,拟合了纤维增强复合材料在拉-拉象限的强度包络线。在国内,由于实验条件的限制及缺乏统一的规范,对这方面的研究还比较少,对双轴加载问题的研究也主要侧重于金属和理论分析层面,王颖晖提出了功能材料双轴加载的十字板试件设计的优化方案[11];吴向东等[12]建立了臂上开缝十字形试件双向拉伸实验有限元计算模型,分析了板料的变形行为;任家陶等[13]研究分析了钛板双向拉伸的强化效应。对于纤维增强复合材料的双轴加载问题,陆晓华自行设计了双轴加载实验设备,对两种纤维增强复合材料1∶1双轴拉伸行为进行了探索[14],但由于实验条件的限制而未能深入研究。
本工作在现行双轴加载实验方法的特点和适用性的基础上,设计了双向玻纤织物复合材料十字型试样,进行了该材料的单轴与双轴拉伸实验,研究了双向玻纤织物复合材料在复杂载荷条件下的力学行为。
1 实验
1.1 试样制备
双向玻纤织物由南京玻璃纤维研究设计院提供,环氧树脂为WSR618,环氧固化剂为苯二甲胺,增塑剂为邻苯二甲酸二丁酯。根据双向玻纤织物复合材料的特点,设计四个加载臂之间以锥形圆角过渡形式的十字型试样,采用模压成型工艺制备。试样铺层方向相同,层数为18,试样尺寸及实貌如图1所示。
(a)几何尺寸;(b)试样实貌(a)geometry;(b)morphology
1.2 单轴拉伸实验
实验在WDW-E200D电子万能试验机上进行,使用DH-3818-2静态应变测试仪采集应变数据。单轴拉伸试样尺寸为250mm×25mm×2mm;采用位移控制加载,加载速率为1mm/min。
1.3 双轴拉伸实验
双轴拉伸实验在SDS100双轴四缸电液伺服动静试验机上进行。该试验机采用最新研制的数字式电箱,其内部采用模块化设计,全部操作和设置均由系统软件的虚拟面板实现。它具有位移、负荷、变形三种控制方式,四缸均独立控制,每缸最大加载 ±100kN,最大加载位移±60mm,可实现任意比例的双轴加载实验。
设计的双向玻纤织物复合材料双轴拉伸十字型试样满足如下条件:(1)中心实验区应力分布均匀;(2)中心实验区剪应力最小;(3)中心实验区外的应力集中最小;(4)中心实验区应力水平较高,以保证初始破坏发生在实验区。
本工作研究的双向玻纤织物复合材料为正交各向异性材料,在纵向(X轴)和横向(Y轴)具有相同的力学性能。同时设计了载荷比f(Y轴与X轴的载荷之比)分别为1/1,1/2,1/4的双轴拉伸实验,实验过程如图2所示。为了测量试件中心实验区的应力水平,且考虑到试件正反两面可能受力不够均匀,因此在中心实验区中心正反两面各贴了两组0°,90°应变片。实验加载采用负荷控制,加载速率为f×0.01kN/s,确保载荷按比例匀速、准确施加到十字型试样上。
2 结果与讨论
2.1 双轴拉伸模量特性
定义双向玻纤织物复合材料在双轴载荷作用下中心实验区的真实应力为:
式中:Fi为十字型试样i方向加载臂上的外载荷;Ai为试样i方向加载臂端部横截面面积;ηi为中心实验区承力系数。
中心实验区承力系数是指在一定外载荷下,中心实验区平均应力(本工作取实验区中心点纵向和横向应力)与名义应力(纵向和横向加载臂所受外载荷/加载臂截面积)的比值,采用有限元数值仿真方法确定。此承力系数在加载过程中保持不变,并据此计算实际实验时中心实验区的应力水平及破坏应力。本工作采用的十字型试样具有几何对称性,获得的中心实验区承力系数在纵横向是相同的,但不同的载荷比对应的中心实验区承力系数不同。 对应载荷比为1/1,1/2,1/4的中心实验区承力系数分别为0.63,0.71,0.75。
双向玻纤织物复合材料拉伸模量测试结果如表1所示。本工作定义双轴拉伸平均模量为应力-应变曲线的割线模量,单轴拉伸平均模量为应力-应变曲线线性段直线模量;定义各载荷比下两方向上平均拉伸模量较大值为该载荷比下材料的双轴拉伸模量,与单轴拉伸模量的比较结果列于表1中。
从表1中可以看出,与单轴拉伸模量相比,双向玻纤织物复合材料的双轴拉伸模量明显增加。等比例双轴拉伸载荷下,双轴拉伸模量比单轴拉伸模量增加10.1%;载荷比为1/2的双轴拉伸载荷下,双轴拉伸模量增加16.5%;载荷比为1/4 时双轴拉伸模量增加38.2%,增幅最大。由此可见,双轴拉伸载荷对双向玻纤织物复合材料的拉伸模量具有一定的强化作用,且双轴拉伸模量随载荷比的减小而增大。
双向玻纤织物复合材料单轴拉伸应力-应变曲线如图3所示。可以看出,加载初始时期,材料的单轴拉伸应力-应变保持着线性关系;随着载荷的增大,应力-应变关系逐渐从线性过渡到非线性阶段,说明材料内部已经出现一定的破坏,材料的弹性模量有所降低;加载末期,曲线迅速下降,试样突然破坏,表明双向玻纤织物复合材料单轴拉伸呈现非线性与脆性破坏。
图4为双向玻纤织物复合材料双轴拉伸应力-应变曲线。对比图3可知,材料在双轴拉伸载荷下表现出更为明显的非线性关系,与材料在单轴拉伸后期拉伸模量随载荷的增加而减小不同,材料的双轴拉伸模量随载荷的增加而增大。对比表1可知,等比例双轴拉伸时,材料两个方向的拉伸模量均有所增加,但增幅不大,表现出明显的非线性关系,如图4(a)所示;非等比例双轴拉伸载荷对材料双轴拉伸模量的强化作用表现不平衡,载荷比为1/2和1/4时,X轴向载荷分别为Y轴向载荷的2倍和4倍,X轴向较大的拉伸载荷引起材料Y轴向拉伸模量的显著增加,且X轴向载荷越大,材料Y轴向拉伸模量增幅越大,如图4(b),(c)所示;而材料X轴向本身的平均拉伸模量并未因其拉伸载荷的增大而增大,相反还有一定的减小趋势,说明双轴拉伸载荷对材料的双轴拉伸模量的强化作用与较大载荷加载方向有关。由图4曲线可以看出,无论是材料的X轴向还是Y轴向在应力-应变曲线末端的上升趋势均比较急剧,切线斜率不断增加,说明随着双轴拉伸载荷的增大,材料两个方向的拉伸模量均呈现一定的强化作用。
(a)f=1/1;(b)f=1/2;(c)f=1/4
2.2 双轴拉伸强度与破坏形式
为了研究双向玻纤织物复合材料的双轴加载强度,表2给出了双向玻纤织物复合材料双轴拉伸强度与单轴拉伸实验结果的对比。双轴承载强度由双轴载荷中最大极限载荷计算得到。从表2中可以看出,与双轴拉伸模量的强化作用相反,双向玻纤织物复合材料的双轴拉伸强度存在明显的双向弱化效应,并且随着载荷比增大,材料的双向弱化效应越明显。等比例双轴拉伸时,材料的双轴拉伸强度仅为单轴的60.5%,材料的双向弱化效应最为显著。分析认为,材料强度存在双向弱化的原因是:双向玻纤织物复合材料本身存在一定量的微裂纹,根据断裂力学的相关理论分析,裂纹在双轴拉伸应力状态下更容易扩展,从而导致材料的双轴拉伸强度较低;同时,由于材料的制备工艺导致其界面性能的下降,也会造成复合材料双轴拉伸强度降低。因此,在双向玻纤织物复合材料的结构研究与分析中应充分重视其强度双向弱化效应的影响。
图5所示为双向玻纤织物复合材料单轴拉伸破坏形式。可以看出,靠近试样端部位置和部分试样中部位置断裂;有明显的断口,断面上纤维断裂;试样侧面凸起,出现明显分层。影响双向玻纤织物复合材料破坏的因素有多种,不仅与纤维和基体的力学性能有关,还与纤维束的形状、分布以及体积分数密切相关;同时,增强相与基体间的界面状况、工作环境以及加载形式对材料的破坏也具有非常重要的影响。在单轴拉伸载荷作用下,双向玻纤织物试样受拉应力,纤维、基体和界面同时承载。随着载荷的增加,叠层玻纤布间较薄弱的界面及基体先行失效,出现分层;纤维继续承载,继而纤维断裂。加载端部的应力集中效应使得界面和基体失效提前,引起靠近试样加载端部附近位置的纤维断裂,界面间的剪切作用也加速了试样的破坏。
图6所示为双向玻纤织物复合材料不同载荷比下的双轴拉伸破坏形式。双轴加载方向为双向玻纤织物复合材料的两个纤维增强方向。一般情况下,复合材料层合板在平行于层合方向拉伸载荷作用下的失效模式主要有基体失效、分层和纤维断裂。在不同的双轴载荷下,材料的破坏形式有所不同。
试样等比例双轴拉伸的破坏形式主要表现为试样中心实验区纤维断裂,破坏发生在实验区域,如图6(a)所示。断口方向约沿中心实验区对角线方向,这与实验区最大主应力方向与X轴成45°夹角的理论分析结果相一致。从断口面来看,该破坏特征与单轴拉伸破坏形式不同,等比例双轴拉伸破坏未出现明显的纤维布分层的现象,纤维和基体的失效属拉伸脆性破坏。
如图6(b)所示,载荷比为1/2时的破坏裂纹方向与X轴约成30°角。随着载荷增大,试样中心实验区部分区域基体逐渐破坏失效,同时属于应力集中部位的加载臂根部倒角位置与中心实验区同步产生裂纹,并由此向实验区内部延伸。破坏形式与等比例双轴拉伸类似,主要以纤维断裂为主,同时也伴有一定的实验区纤维布分层现象。
载荷比为1/4时的破坏形式如图6(c)所示。宏观裂纹方向近似呈关于Y轴对称的双抛物线,中心实验区基体大面积失效,层间脱粘,出现较明显分层,层间剪切作用不容忽略。失效模式与单轴拉伸破坏特征较为相似,但与载荷比为1/1和1/2的双轴拉伸破坏形式差别较大,界面分层及纤维断裂方向主要沿载荷较大的加载方向。
(a)f=1/1;(b)f=1/2;(c)f=1/4
3结论
(1)双向玻纤织物复合材料在单轴拉伸载荷下加载初期表现为线性、脆性断裂行为,但在加载后期出现一定的非线性,材料的拉伸模量随载荷的增大而降低;双轴拉伸载荷下材料表现为显著的非线性行为,材料的双轴拉伸模量随载荷的增大而增大,双轴拉伸载荷对材料的拉伸模量具有一定的强化作用。
(2)与双轴拉伸模量的强化作用相反,双向玻纤织物复合材料在双轴拉伸载荷下的强度特性表现为明显的双向弱化效应,等比例双轴拉伸载荷下材料双轴拉伸强度的双向弱化最显著,仅为单轴拉伸强度的60.5%。
复合载荷 篇7
1 实验
1.1 材料
所用材料为采用液态浸渍结合热梯度化学气相沉积工艺制备的碳化铪含量为2.5%的整体炭毡增强的C/C复合材料,其密度为1.83g/cm3。其工艺过程为:首先通过液相浸渍、干燥的方法在预制体中引入一定量的HfO2,接着通过热梯度化学气相沉积(TCVI)工艺对预制体进行致密化;最后在石墨化过程中难熔金属氧化物HfO2会与复合材料中的碳元素发生反应,转换为HfC。按GJB323A—96要求,烧蚀实验的试样尺寸为ϕ30mm×10mm。
1.2 冲击损伤实验
冲击损伤利用压杆直径为ϕ12.7mm的SHPB装置[8]进行。冲击时将试样夹在入射杆和透射杆之间,且使三者的轴线保持共线,利用撞击杆撞击入射杆所产生的应力脉冲对试样进行冲击损伤。试样所承受的冲击载荷可按下式进行计算。
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根据能量守衡,忽略动能损失,试样在冲击过程中的能量吸收按下式进行计算[9]。
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上两式中, E0为压杆的弹性模量(GPa), A0为压杆的横截面面积(mm2),C0为压杆的弹性纵波波速(m/s),t0为入射波的脉宽,而εi(t),εr(t),εt(t)分别为贴在压杆上的应变片所采集到的入射、反射和透射波的弹性应变信号(V)。
1.3 烧蚀实验
按GJB323A-96,采用氧乙炔烧蚀装置对HfC-C/C复合材料样品进行烧蚀实验。烧蚀条件如表1所示。
2 结果与讨论
2.1 冲击载荷响应
根据公式(1),HfC-C/C复合材料在冲击载荷下的应力响应如图1所示,复合材料经受了3种不同的冲击载荷,1#试样的冲击载荷峰值为121MPa,2#试样的冲击载荷峰值为168 MPa,3#试样的冲击载荷峰值为196 MPa。其冲击载荷从零增加到最大值的时间大约为50μs左右,而采用坠落装置冲击时,其响应为毫秒级,故采用SHPB装置对材料进行冲击加载能较好的反映高速物体碰撞对复合材料造成的冲击损伤。试样在冲击过程中的能量吸收(公式(2))与冲击载荷的关系如表2所示,HfC-C/C复合材料在冲击过程中的能量吸收峰值随载荷的增加而增加,其中1#试样对冲击能吸收峰值为0.8J,2#试样的冲击能吸收峰值为1.4 J,3#试样的冲击能吸收峰值为2.1J。
2.2 冲击损伤对烧蚀性能的影响
图2是烧蚀前后试样的宏观照片。烧蚀前,HfC-
C/C复合材料表面在宏观上均没有出现微裂纹,表明复合材料的整体骨架没有因冲击载荷的作用而发生局部的破坏。烧蚀后,复合材料试样表面明显比烧蚀前的要疏松、粗糙,由于基体被烧蚀掉,一些纤维的骨架脉络显露出来,且由于火焰的灼烧和热气流的冲刷,烧蚀后的试样表面更加富有光泽,同时复合材料表面烧蚀驻点区域与边缘区的分界线依稀可见。
C/C复合材料的烧蚀实验结果如表3所示:与未进行改性处理的C/C复合材料的试样(4#)相比, HfC-C/C复合材料试样(0#)的烧蚀性能得到了一定程度的改善;且与未受冲击的试样(0#)相比,HfC-C/C复合材料试样在受到三种不同冲击损伤后,其线烧蚀率无明显的变化,但质量烧蚀率随冲击载荷的增加而增加。
HfC-C/C复合材料试样烧蚀后的SEM形貌如图3所示。由图3a可以观察到未受冲击的试样烧蚀表面的微裂纹很少。受冲击的试样烧蚀表面都存在有纵横交错的微裂纹,如图3(b,c,d)所示,随着冲击载荷的加大,烧蚀后其表面的烧蚀微裂纹明显增多,烧蚀后
的表面也更加粗糙,甚至有少量基体从表面剥离和脱落,出现了剥蚀现象。这是因为在复合材料的表面,高速气流带来的氧气与材料发生氧化反应,发生热化学烧蚀,气流中高速粒子的冲刷会引起表面材料的热力学腐蚀(侵蚀)。HfC-C/C复合材料烧蚀表面由于构成、材料取向和缺陷分布的差异,各区域的抗烧蚀能力是不同的,这种抗烧蚀能力的不同会引起复合材料烧蚀表面的粗糙化。由于纤维的抗烧蚀能力大于基体的抗烧蚀能力,在烧蚀过程中基体和纤维间的界面是一个薄弱环节,随着热化学烧蚀的进行,复合材料表面的纤维区域将凸起,基体、界面区域将逐渐凹下。受冲击载荷作用后,复合材料缺陷较多的区域产生的损伤程度会大于缺陷较少的区域,这会加速缺陷较多区域的热化学烧蚀和热力学腐蚀(侵蚀),使得冲击后复合材料的烧蚀表面变得更加粗糙。当表面粗糙度达到临界值时,复合材料的表面凸起部分受到的压应力、剪切应力超过其强度时,剥离便会开始,引起部分机械剥蚀。
冲击载荷引起的复合材料质量烧蚀率的增加如图4所示,与未受冲击损伤的试样(0#)相比,当冲击载荷为121MPa(1#)时,复合材料质量烧蚀率增加了近3.0%,冲击载荷为168MPa(2#)时,质量烧蚀率增加了6.4%,而当冲击载荷增加到196MPa(3#)时,其质量烧蚀率增加了26.7%。这说明冲击损伤对HfC-C/C复合材料烧蚀性能的影响有一个阈值,超过此值,冲击损伤才会对复合材料的烧蚀性能产生显著影响。
HfC-C/C复合材料在承受冲击载荷后,冲击表面并没有出现可觉察的凹陷与破损,故本实验中,复合材料所吸收的能量主要反映了材料在冲击载荷作用下发生的内损伤。冲击载荷下,复合材料的基本损伤形式有分层、界面脱粘和基体的开裂。C/C复合材料中的界面一般为弱界面,低的界面强度会使复合材料在冲击载荷作用下易于发生界面脱粘现象,吸收部分冲击能。C/C复合材料中微裂纹的存在会强化冲击载荷在复合材料中所造成局部应力集中,这种应力集中会引起微裂纹处原有裂纹的扩展或者产生新的微裂纹,由于C/C复合材料中的基体炭失效应变较小,随着冲击载荷的增加,原有裂纹的扩展与新裂纹的不断增殖会使复合材料中部分基体炭被压碎而产生局部的基体失效,进一步增加对冲击能量的吸收。
在复合材料的烧蚀过程中,冲击载荷所造成的裂纹、脱粘与局部基体失效一方面为气流中的高速粒子进入复合材料内部提供了通道,使复合材料内部发生了与表面材料相似的热力学侵蚀,另一方面也使得更多的内部纤维与基体被高速热气流携带氧气所包围,加速了复合材料内部物质的氧化消耗,增加了复合材料的质量烧蚀率。冲击载荷所造成的局部基体失效使复合材料的有效承载面积减小,导致作用于未失效区域的有效应力增加,当冲击载荷达到一定数量,这种局部的基体失效对材料损伤过程的加速才能显现出来,这也就说明了为什么冲击载荷对HfC-C/C复合材料质量烧蚀率的影响存在着一个阈值。尽管冲击载荷在复合材料造成了一些不可恢复的损伤,但复合材料表面的纤维骨架并未发生破坏,而只是增加了复合材料烧蚀表面的粗糙度,因而冲击载荷对复合材料的线烧蚀率并没有显著的影响。
3 结论
(1)通过液态浸渍结合热梯度化学气相沉积制备的含HfC为2.5%的HfC-C/C复合材料有较好的抗烧蚀能力。
(2)当冲击载荷作用于HfC-C/C复合材料时,其所造成的损伤对复合材料的质量烧蚀率有显著的影响,而对复合材料的线烧蚀率的影响不显著。
(3)冲击损伤对HfC-C/C复合材料质量烧蚀率的影响存在有一个阈值,超过此值,复合材料在受冲击后的质量烧蚀率显著增加。
摘要：通过液态浸渍结合热梯度化学气相渗透(TCVI)制备了碳化铪含量为2.5%(质量分数)的C/C(HfC-C/C)复合材料。利用split Hopkinson pressure bar(SHPB)装置,对HfC-C/C复合材料进行了不同载荷冲击损伤,采用氧乙炔火焰烧蚀法测定了复合材料的烧蚀性能,结合扫描电镜分析了冲击损伤对HfC-C/C复合材料烧蚀性能的影响。结果表明:动态冲击损伤对HfC-C/C复合材料线烧蚀率的影响不显著,而其质量烧蚀率随冲击载荷的增加而增加,且冲击载荷对HfC-C/C复合材料质量烧蚀率的影响存在有一个阈值,超过此值,材料的质量烧蚀率显著增加。
关键词：C/C复合材料,SHPB,冲击损伤,烧蚀性能
参考文献
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复合载荷 篇8
钢铁基表面复合材料不仅具有钢铁的优点,还具有增强相的性能,目前已在冶金、矿山电力、航空航天、电子、汽车等领域得到了广泛运用。钢铁基表面复合材料比整体复合材料成本低,综合性能更好,且制造工艺简单,更能有效地发挥两者的优势,更适用于仅在表面承受磨损、冲击、腐蚀等作用的工件[1,2]。
碳化物陶瓷强度高、硬度高,与基体润湿性良好,抗磨损性能优异,很适合作为钢铁基表面复合材料的增强体。如WC颗粒增强钢基表面复合材料具有较优异的抗磨损性能,在200 ℃时表现为黏着磨损和疲劳磨损,在 300～600 ℃时为氧化磨损和疲劳磨损,其磨损过程为氧化与剥落交替进行的动态磨损[3];SiC陶瓷/高铬铸铁复合材料的耐磨性优于SiC陶瓷/高锰钢复合材料,但SiC陶瓷/高锰钢复合材料的界面结合更好[4];激光涂覆Fe - SiC复合材料硬度越高、耐磨性越好,但摩擦系数却随着SiC含量的增加而增加[5];TiC颗粒增强的铁基复合材料与基体及FeCrBSi熔覆层相比,其耐磨性更好、摩擦系数更低[6]。
碳化钽(TaC)硬度为1 800 HV,熔点达3 740～3 880 ℃,弹性模量为371～389 GPa,是钢铁基表面复合材料的理想增强体[7,8]。由于TaC与铁的密度相差较大,采用传统的工艺难以与钢铁基体复合。为此,本工作采用原位反应,充分利用Ta与C原子之间的高效反应及结合效率,制备碳化钽/灰铸铁(TaC/Fe)表面复合材料,分析了其组织形貌特征,研究了其摩擦磨损行为及机理。该工艺克服了传统表面复合材料制备工艺复杂、与基体结合力差及成本高等问题。
1 试 验
1.1 TaC/Fe复合材料的制备
以纯度为99.95%的Ta板和HT300灰铸铁为试材,以提供原位反应过程中所需要的Ta原子和C原子,具体过程如下:
(1)将Ta板用超声波酒精清洗30 min后烘干,裁剪成10.0 mm×10.0 mm×0.2 mm,并固定于15 mm×10 mm×10 mm的石墨坩埚中;
(2)将HT300灰铸铁熔融于1 400～1 430 ℃时浇注到石墨坩埚内,与Ta板复合后,在石英砂中迅速冷却后脱型清理,即得到Ta板 - HT300复合预制体;
(3)将复合预制体放入GSL - 1400型管式电阻炉石英管,通入200 mL/min的高纯氩气进行保护,以5 ℃/min的速度升温至1 160 ℃,保温60 min后随炉冷却[9],即得到以灰铸铁为基体的TaC/Fe表面复合材料,线切割成4.0 mm×4.0 mm×3.0 mm备用。
1.2 磨损试验
在自行设计的HT - 1000摩擦磨损试验仪上进行干摩擦磨损试验,其原理见图1:将复合材料试样固定于夹具下方,摩擦副45钢固定于圆盘中心,在夹具上方加载荷。试验中,试样、夹具保持静止,摩擦副随圆盘做圆周运动,与试样对磨。试验参数:电机频率5 Hz,圆盘转速为280 r/min,时间30 min,温度25 ℃,相对湿度为60%～70%,外加载荷分别为5,10,15,20 N。
1.3 测试分析
(1)形貌
用4%(摩尔分数)硝酸酒精溶液对TaC/Fe表面复合材料进行腐蚀后用VEGA 3TESCAN型含能谱仪(EDS)的扫描电镜(SEM)观察其显微形貌、分析其成分。
(2)摩擦学性能
利用摩擦磨损试验仪自带的测试软件测试不同时间点的摩擦系数;每次试验后称量试样的质量并计算磨损量。
2 结果与讨论
2.1 TaC/Fe表面复合材料的形貌及成分
图2为TaC/Fe表面复合材料的微观形貌。由图2可知:(1)表面复合材料组织结构均匀,为典型的梯度复合,增强相颗粒由外到内呈梯度分布,增强区与基体之间过度良好,没有明显的结构缺陷;(2)增强区可分为2层,A层增强相颗粒密度较大,分布较均匀,增强相颗粒多呈现规则的长方体形状,B层增强相颗粒密度较小,分布均匀,增强相颗粒为长方体和正方体,增强区与基体之间为良好的冶金结合;(3)增强体TaC颗粒尺寸细小(<1 μm),均呈现出较规则的形状,结晶完整。
表1为增强区B层中长方体增强体和正方体增强体的能谱分析结果。由表1可知,增强相颗粒中主要存在Ta和C原子,比例接近1 ∶1,说明增强相颗粒均为TaC。
2.2 摩擦系数及磨损量
不同载荷下,TaC/Fe表面复合材料的摩擦系数见图3。由图3可知:前10 min,各载荷下摩擦系数有一定的波动,无规律性;在10 min的磨合期之后,摩擦系数趋于稳定;在10～30 min的稳定期内,摩擦系数波动较小,随着载荷的增加,摩擦系数逐渐下降,下降速度逐渐变缓;在5,10,15,20 N的载荷下,平均摩擦系数分别为0.31,0.25,0.21,0.19。
以上结果的形成原因如下:
在摩擦的初始阶段,对磨面的粗糙度较大,真实接触面积小且分布不均匀,导致摩擦系数不稳定;随着摩擦的进行,对磨面粗糙度逐渐减小,对磨面的真实接触面积增大,经过一段时间后,对磨面的粗糙度不再明显变化,真实接触面也趋于稳定,磨损进入稳定阶段,摩擦系数趋于稳定。
经过一定时长的初始阶段后,试样与摩擦副之间的真实接触面积以及单位面积上的压力相对平稳[10],由摩擦系数公式μ=f/F可知,摩擦系数μ与载荷F和摩擦力f有关,而f与摩擦副的真实接触面积Ar成正比: f=k1·Ar。又根据赫兹接触理论Ar=k2·F2/3(F为载荷)可以得出μ=k1·k2·F-1/3。由此可见,摩擦系数随着载荷的增加而下降。
不同载荷下,TaC/Fe表面复合材料的磨损失重见图4。由图4可知,TaC/Fe表面复合材料的磨损量随载荷的增大而增加:在5,10 N下,磨损量的增加较为平缓;15,20 N下,磨损量明显增加;磨损量整体较低,4种载荷下磨损量分别只有0.000 9,0.002 1,0.007 2,0.010 8 g。
黏着磨损是摩擦磨损中最基本的磨损形式,理想状态下同种材料的磨损系数k和硬度H为定值,根据黏着磨损公式undefined可知,体积磨损率ω与载荷F成正比[10]。本工作中由于磨损机制不仅仅为黏着磨损,从而使其摩擦系数k不为常数,故磨损量与载荷之间的关系呈现出如图4的变化规律。
2.3 磨损形貌及机理
复合材料表面的磨损形貌能直接反映出该材料的磨损特征行为,是判定磨损机制最直接、主要的依据[11]。图5为复合材料在不同载荷下的磨损形貌。由图5可知:载荷为5 N时,复合材料表面有明显的层片剥落坑和轻微的磨痕,部分地方还有黏着的片状磨屑,表现为典型的黏着磨损状态;10 N时,磨损表面呈现出均匀分布的犁沟,还有少量的剥落坑,表现出明显的磨粒磨损特征;20 N下,复合材料磨损表面除有少量的犁沟和剥落坑外,还有鳞片状的疲劳剥落,是疲劳磨损导致的,磨损表面除了有TaC颗粒拔出留下的坑洞外,还有部分碎裂的TaC颗粒和裂纹,此裂纹主要出现在TaC颗粒与基体结合处及坑洞周围。
由此可知,无论载荷多大,以上几种磨损机理同时存在,其原因如下:(1)复合材料中HT300灰铸铁与45钢摩擦副材质相近,具有相似的特性,摩擦过程中易形成黏着点,摩擦力的长时间作用使黏着点扩展为黏着面,摩擦力的反复作用使黏着面脱落,形成片状的脱落坑,脱落的片状磨屑停留在磨损表面,由于高硬度的TaC颗粒对基体有微切削作用,在其上留下了轻微的磨痕;(2)HT300灰铸铁硬度不高(约200～300 HV0.5 N),弹性模量低,抵抗外力能力差,摩擦开始时,表面发生弹性形变,使复合材料中部分TaC颗粒脱落并随着试样的转动而移动,在载荷的作用下,复合材料表面留下深浅不一的犁沟;(3)在磨损过程中,磨损表面接触压力随转动的方向、时间而不断变化,TaC颗粒具有微切削作用,使表面发生微量塑变,塑性降低。缺陷部位的应力集中将产生裂纹源,在表面扩展累积,从而导致磨损表面因摩擦力作用而脱落,由于磨损速率不大、磨损时间不长,表面仅仅有形成疲劳磨损的趋势,还未形成明显的疲劳磨损;(4)在磨损过程中,由于载荷的作用,复合材料发生形变,当超过弹性形变的临界值时,发生塑性形变,在颗粒及坑洞周围的产生微裂纹,同时因颗粒中存在缺陷,在载荷的作用下,内部由缺陷导致的裂纹迅速扩展而断裂,呈现出部分颗粒碎裂的情况[12,13]。
3 结 论
(1)原位反应制备的TaC/Fe表面复合材料组织结构均匀,增强区呈现明显的梯度分布。增强区分为TaC颗粒分布均匀、密度较大、颗粒多呈规则的长方体形状的A层和TaC颗粒分布均匀、密度较小、增强体与基体灰铸铁之间为良好的冶金结合的B层。
(2)TaC/ Fe表面复合材料增强区的摩擦系数随着载荷的增加而下降,且下降趋势变缓。磨损量随着载荷的增加而增大,但磨损量较小。