湿热性能（通用7篇）
湿热性能 篇1
碳纤维增强树脂基复合材料具有比强度高、比刚度高、耐高温、抗腐蚀、可设计性和工艺性好等特点,已成为航空航天工业使用最多的树脂基复合材料[1]。复合材料应用于飞机结构中不仅要承受复杂、长时间的疲劳载荷和意外冲击,还要承受湿热等严苛的外部环境。湿热环境会加速复合材料老化,降低复合材料力学性能。国内外学者对复合材料湿热老化力学性能进行了大量研究[2,3,4,5,6,7,8,9,10],包建文等分别采用水煮和水浸的吸湿方法研究复合材料的湿热性能[11,12],展全伟等[13]采用70℃下85%相对湿度的吸湿方法研究了复合材料的湿热性能。这些研究都采用加速湿热的实验条件,但各自选取了不同的湿热条件,所得的实验数据无法直接进行比较。这不利于复合材料湿热性能的科学评价和长期服役性能的预测分析。
本研究选取3 种常用的加速湿热条件,即水煮、70℃ 水浸和70℃ 下85% 相对湿度,针对碳纤维/QY9611 复合材料,对比研究了不同湿热条件下的复合材料湿热性能,研究结果为碳纤维复合材料湿热性能评价提供了重要的实验依据。
1 实验部分
1.1 材料
材料为国产碳纤维/QY9611复合材料,热压罐工艺制备,纤维体积分数为60%,单层厚度0.125mm。
1.2 实验过程
本实验采用水煮、70℃ 水浸和70℃ 下85% 相对湿度等3种不同加速吸湿的方法对试样进行吸湿。每隔一定的时间取出,用滤纸迅速擦干试样表面的水分,用电子天平称量其质量。记为Wt,定期取出进行跟踪测量,并按照式(1)计算吸湿率:
式中:Mt为t时刻试样的吸湿率,%;Wt为t时刻试样的质量,g;W0为吸湿前试样的干重,g。由于层间剪切的试样很小,每个试样大约0.5g,单个测量会有很大误差,实验以10个为一组测量其吸湿率。
层间剪切力学性能实验过程参照ASTMD2344标准[14]在电子万能试验机(INSTRON)进行,试样的铺层方式为[0]24,试样尺寸为18mm×6mm×3mm,加载速率为1mm/min,跨距为12mm,测试温度为室温(23℃),高温150℃,实验结果取多个试样的平均值。
2 结果与讨论
2.1 吸湿特性分析
碳纤维/QY9611 复合材料层合板在水煮、70℃ 水浸和70℃下85%相对湿度等3种湿热条件下吸湿率Mt随时间的变化规律如图1所示,从图中可以看出在吸湿的初始阶段,水分在复合材料中扩散速度很快。随着时间的增长,吸湿速率逐渐减慢,最后接近为零,吸湿曲线也逐渐趋于平缓,最终进入相对饱和阶段。3种不同湿热条件下水分的扩散速度和平衡吸湿率差异明显。湿热环境越恶劣,试样的平衡吸湿率越大,达到吸湿平衡的时间越短。
通过图2红外光谱图可以看出3种不同湿热条件下吸湿后的试样特征峰位置和相对峰值并没有明显的变化,也没有新的特征峰生成,这说明了3种不同湿热条件吸湿后的试样内部并没有发生化学反应。碳纤维自身不吸湿,其性能受湿热的影响不大。无化学反应证明树脂基体在吸湿过程中并没有与进入复合材料内部的水分发生水解反应。不同湿热条件下吸湿量的差异主要是由复合材料物理变化决定的,吸湿环境越恶劣,树脂的塑化程度越高,湿膨胀效应越明显,水分更易渗入,这助长了微裂纹的扩展,导致树脂基体发生局部破裂。树脂的湿膨胀和塑性软化是可以恢复的,但引发的裂纹扩张是不可逆的。
2.2 复合材料层间剪切性能分析
对不同湿热条件下碳纤维/QY9611复合材料吸湿前后的试样进行常温(23℃)和高温(150℃)层间剪切性能实验。实验结果如表1所示,从表中可以看出无论是常温(23℃)还是高温(150℃)测试,吸湿后碳纤维/QY9611复合材料的层间剪切性能都有明显的降低,吸湿的环境越严厉,下降的幅度越大,下降幅度由大到小依次为水煮72h、70℃水浸14d和70℃下85%相对湿度28d。3种湿热条件下平衡吸湿后的试样常温下力学性能保持率达到88% ~93%,说明该碳纤维/QY9611复合材料常温下耐湿热性能十分良好,相同湿热条件下高温的层间剪切性能保持率为70%左右,相对于常温保持率降低明显,说明湿热环境对材料的耐高温性能影响明显。但高温下碳纤维/QY9611复合材料仍有较高的保持率。
虽然不同的湿热条件下吸湿后试样的层间剪切性能存在差异,但不同湿热条件下试样的吸湿率也是不同的,为探究该复合材料层间剪切性能是由湿热条件决定还是吸湿率决定,把不同吸湿条件下吸湿平衡的试样放入85℃的鼓风恒温干燥箱中进行烘干7d。即试样已基本恢复到干态,再对解湿状态的试样进行常温(23℃)和高温(150℃)层间剪切性能实验,根据结果表1可以看出,水煮72h后解湿后常温(23℃)和高温(150℃)环境下层间剪切性能分别恢复到94.8%和94%。吸湿过程中水煮的试样吸湿量最大,干燥后试样仍含有少量的水,导致其层间剪切性能的恢复率较低。70℃ 水浸和70℃ 下85%相对湿度的吸湿率相对水煮较小,烘干后水分几乎被去除干净,所以相应的其层间剪切性能的恢复率也较高。由此可以看出该复合材料层合板的层间剪切性能与吸湿率的关系更为密切。
为了进一步证实碳纤维/QY9611复合材料的层间剪切性能与试样的吸湿率有关,对不同湿热条件下的试样采取定量吸湿,由于在不同湿热条件下该复合材料的吸湿率为0.7%~0.8%,拟定吸湿率0.4%和0.6%为定量吸湿点,水煮和70℃水浸湿热条件下,由于吸湿速度较快,当试样的吸湿率接近设定的定量吸湿点,每隔1h进行1次测量。保证试样的吸湿率十分接近定量吸湿点。不同湿热条件下定量吸湿后常温层间剪切性能测试结果如表2所示。
可以看出不同湿热条件下当试样的吸湿率接近或相同时,其层间剪切性能也几乎相同。层间剪切性能的微小差异,主要是由于材料的吸湿率人工无法控制到完全相同和材料本身问题。
综合以上实验结果,可以认为在本实验范围内,碳纤维/QY9611复合材料层合板的层间剪切性能的变化程度主要取决于吸湿率。而与不同湿热环境的关系不大,该种材料可以比较不同湿热环境下相同吸湿率的复合材料力学性能。
3 结论
(1)碳纤维/QY9611复合材料不同湿热条件下水分的扩散速度和平衡吸湿率差异明显,且湿热环境越恶劣,试样的平衡吸湿率越大,达到吸湿平衡的时间越短。吸湿过程中材料并没有发生化学反应。
(2)碳纤维/QY9611 复合材料湿态常温23℃ 和高温150℃层间剪切性能的保持率达到88% 和70% 以上;湿态试样烘干后,70℃水浸和70℃下85%相对湿度的环境中试样的层间剪切性能基本回复到干态时性能,水煮试样烘干后内部含微量残余水分,性能略低于干态性能。
(3)碳纤维/QY9611 复合材料在0.4%、0.6% 吸湿率不同湿热条件下层间剪切性能基本相同,说明该种复合材料可以比较不同湿热环境下相同吸湿率下的力学性能。
摘要：研究国产碳纤维/QY9611复合材料在3种不同湿热环境(水煮、70℃水浸、70℃下85%相对湿度)下的吸湿规律;考察不同湿热条件对复合材料层间剪切性能的影响规律;在3种不同湿热环境下对复合材料进行定量吸湿,并测试定量吸湿下复合材料常温的层间剪切性能。结果表明:湿热环境越恶劣,平衡吸湿量越大,吸湿速率越快;3种湿热环境的吸湿过程中材料并没有发生化学变化;碳纤维/QY9611复合材料在湿态23℃和150℃层间剪切性能保持率分别在88%和70%以上;碳纤维/QY9611复合材料吸湿后层间剪切性能主要由吸湿率决定,不同湿热条件相同吸湿率下层间剪切性能的下降幅度基本相同。
关键词：复合材料,湿热环境,吸湿实验,红外分析,层间剪切
湿热性能 篇2
CFRP (Carbon Fiber Reinforced Polymer/Plastic) 是以树脂为基体, 碳纤维为增强体, 采用先进的成型加工方法制备而成的复合材料。CFRP因其高强度、高刚度和优异的耐腐蚀性能而广泛应用于制作飞机结构件、建筑材料、文体运动器材以及医用器械和生物材料等方面。但最新的研究表明, 复合材料并非永不发生腐蚀, 温度、湿度、紫外光等都会使其力学性能降低, 其中湿热是复合材料的主要腐蚀失效形式。
CFRP常在大气中使用, 水分与高温的作用会使其力学性能发生一定程度的变化。湿热对CFRP力学性能的影响主要是通过树脂基体、增强碳纤维以及树脂-碳纤维粘接界面的不同程度的破坏而引起转变;温度变化产生热应力损伤;吸湿结晶化而产生裂纹扩展、基体的降解等。因而CFRP的使用寿命成为研究、设计及使用者共同关心的问题。本文中对CFRP进行了湿热试验, 跟踪研究了其抗剪切强度, 抗拉伸强度及模量, 玻璃化转变温度等随湿热时间的变化规律。
1 试验
1.1 原材料及试件制备
以T700碳纤维为增强材料, 环氧树脂和二胺基二苯砜 (DDS) 固化剂为基体材料, 在缠绕机上缠制成NOL (Naval Ordnance Laboratory) 环试样, 在固化炉中固化成型。
1.2 湿热试验
将NOL环拉伸试样、剪切试样置于调温调湿箱中, 温度为85℃, 湿度为95%, 测量试样的抗剪切强度、抗拉伸强度及模量和玻璃化转变温度随时间的变化值。其中抗剪切强度、抗拉伸强度及模量按GB/T 1458-2008《纤维缠绕增强塑料环形试样力学性能试验方法》在万能拉伸试验机上测试。
2 试验结果与讨论
2.1 静态力学性能
湿热条件对CFRP的力学性能存在两方面影响: (1) 水分对基体化学键有一定的作用; (2) 热的作用包括加速水分子扩散和提高基体的固化度。从CFRP的树脂基体、碳纤维、界面三方面考虑, 碳纤维为石墨结构, 水分和热对其影响只会发生在树脂基体和界面。通过试验可以得到CFRP在湿热条件下不同时间的力学性能保持率 (见表1) 及CFRP的抗剪切强度变化曲线图 (见图1) 、抗拉伸强度变化曲线图 (见图2) 和抗拉伸模量随湿热时间的变化曲线图 (见图3) , 从中分析其规律。
抗剪切强度主要表征界面粘接性能。从图1可以看出, CFRP在湿热过程中, 曲线高低起伏为锯齿状, 抗剪切强度先上升后下降, 最后趋于平缓。抗剪切强度在老化500h后有所上升, 这可能与老化过程中起到后固化作用有关, 基体在加热过程中进一步固化, 提高了复合材料的抗剪切强度;湿热老化1000h后抗剪切强度变化趋于平缓, 老化2000h后的抗剪切强度仍与未老化时的抗剪切强度相当。可以认为CFRP抗剪切强度对湿热作用不太敏感。
抗拉伸强度主要表征纤维材料承受外力的能力, 而基体在其中起到传递应力的作用。从图2可看出, CFRP在湿热过程中, 抗拉伸强度并非一直下降, 也有起伏, 但趋势与抗剪切强度变化有区别。在500h时有明显地下降, 然后又逐步回升, 最后又下降。这说明湿热过程中相反的两方面因素在起作用, 一方面, 湿气的渗透, 使树脂基体发生增塑, 且与基体中的某些化学键相互作用, 削弱了CFRP的界面性能, 当纤维受力后, 基体的传递作用降低, 导致抗拉伸强度降低;另一方面, 加热使树脂基体固化程度增加, 提高了CFRP的抗拉伸强度。两种作用的强弱不同和相互消涨, 使CFRP的力学性能出现起伏。
从图3可以看出, 在整个湿热过程中, CFRP的抗拉伸模量出现轻微起伏, 但变化不大。这是因为增强纤维的模量一般比树脂基体高1～2个数量级, 对复合材料的抗拉伸模量起决定性作用, 而碳纤维耐湿热性能很好, 在湿热老化过程几乎不发生变化。
2.2 动态力学性能
CFRP在湿热作用下, 树脂基体中的某些分子运动单元的运动活动性受到抑制或加速, 这些变化可通过玻璃化转变温度的变化反映出来。采用动态力学性能分析 (DMA) 法, 从CFRP的玻璃化温度可迅速跟踪其在湿热过程中刚度和冲击韧性的变化, 而且可同时分析引起性能变化的结构和分子运动变化的原因。CFRP的玻璃化转变温度随时间变化曲线图 (见图4) 。
从图4可看出, CFRP的玻璃化转变温度随湿热作用时间的延长而降低, 在经过2000h的湿热老化过程中, 玻璃化转变温度几乎下降了30%。在最初的500h时下降斜率较大, 玻璃化转变温度下降很快, 随后逐渐平缓。这一变化主要是水分子在CFRP中的渗透扩散造成的, 一方面, 水分子与基体中的某些极性基团相互作用, 破坏了基体内部原来存在的极性基团相互作用而形成的交联点;另一方面, 水分子较小, 水的渗透扩散, 使基体发生增塑效应, 更容易为链段运动提供所需的自由体积, 降低了材料的耐热性。CFRP中水分子对其影响主要发生在界面和基体中, 因而在500h时表现明显, 随后水分子含量趋于饱和, 玻璃化转变温度也随之变化趋缓。
3 结论
(1) 在湿热作用下, CFRP抗剪切强度和拉伸强度均能保持原水平;拉伸模量在7%范围内上下波动, 耐湿热性能较好, 静态力学性能稳定。
(2) 经过湿热作用后, CFRP的玻璃化转变温度有较明显下降, 2000h后玻璃化转变温度可降低30%, 随时间延长甚至更高。
(3) 湿热作用对CFRP有促进和抵消两种效果, 使CFRP的力学性能发生变化, 尤其对其动态力学性能影响较大。
参考文献
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湿热性能 篇3
复合材料在不同的环境下使用时,性能会受到环境很大的影响,相关研究[1,2,3]表明,不同类型的环境会对复合材料制件产生不同的影响,过梅丽、肇研等[3]研究表明,复合材料的老化机理主要是吸入水分对基体的塑化/溶胀作用以及因树脂与纤维湿膨胀的不匹配所产生的内应力引起的微观开裂。不同的研究者分别对不同夹层结构复合材料的不同性能以及耐湿热性能进行了研究[4,5]。D. Cise等[6],对蜂窝夹层复合材料的结构进行了分析,发现在湿热环境下,夹层复合材料吸湿确实发生,而且吸湿程度和其与湿热环境相接触的方向有很大的关系。郝巍等[7]在研究中、高密度Nomex蜂窝时发现,Nomex蜂窝在湿热环境中极易吸湿。J. E. Shafizadeh等[8]研究表明夹层复合材料受湿热影响造成的修补费用已经占飞机整个服役周期维护费用中很可观的一部分。除此之外,对于应用于透波结构的夹层复合材料,其介电常数与介电损耗角正切是决定其能否正常工作的关键性能[9,10],因此,对夹层结构复合材料力学及介电性能的耐湿热性能的研究具有很强的实际意义。
本研究对不同类型的Nomex蜂窝夹层复合材料进行了湿热处理,首先测定不同夹层材料、面板以及芯材的饱和吸湿曲线。对湿热处理前后的复合材料试样进行了力学性能的测试,包括长梁弯曲,短梁弯曲以及压缩实验。研究了不同材料体系以及相同材料,不同芯材密度对夹层结构复合材料力学性能耐湿热性的影响规律。最后,研究了湿热环境对不同夹层复合材料介电性能的影响规律。
1 实验
1.1 实验材料
实验中所采用的材料为三种不同类型的Nomex蜂窝夹层复合材料,其中,1 号试样采用CCN-1蜂窝、BC-17胶膜,芯材密度为80g/m3,2,3 号试样所使用的材料体系相同,均采用NH-1蜂窝、EW220/3218-1面板和SY-24B胶膜,主要区别是二者的芯材密度不同,其中2号试样的芯材密度为72g/m3,3号试样的芯材密度为48g/m3。
1.2 实验内容
1.2.1 湿热实验
实验中采用确定温度,湿度环境对夹层复合材料进行湿热处理,根据ASTM D5229/5229M的具体标准,设定实验温度为70℃,湿度为 85%相对湿度,分别测定不同材料的吸湿曲线。实验结果取5个试样的平均值。测试采用的夹层材料的尺寸为10cm×10cm,使用铝箔对夹层材料试样进行封边,经过前期实验证实,在测试周期内,封边铝箔不会因破裂而影响实验结果。
1.2.2 力学性能测试
对原始干态及经过192h的湿热处理的夹层材料试样进行长梁弯曲、短梁弯曲及压缩实验测试。具体的实验参数参照标准:ASTM 7249/D 7249M-06、ASTM C393/C 393M-06以及ASTM C365/C365M-05。长梁弯曲实验主要测试的是夹层材料的面板强度,短梁弯曲实验测试夹层材料芯材的剪切强度,压缩实验测试芯材的压缩强度。实验结果取5个试样的平均值,并计算标准差。
1.2.3 介电性能测试
采用北京航空材料研究院的8722ES型矢量网络分析仪对经过及未经湿热处理的夹层材料的介电常数和介电损耗角正切进行了测试。
2 实验结果及讨论
2.1 湿热环境下材料的吸湿特性
实验中,对不同材料进行70℃,85%相对湿度环境的湿热处理,经过前期对吸湿曲线的测定,湿热处理192h后不同试样均已达到稳定的饱和吸湿状态,因此,对不同试样均进行了192h的湿热处理,由于面板及芯材较夹层材料会更快的达到吸湿饱和,因此,对其进行了144h的湿热处理,并测定吸湿曲线。
图1 为1号夹层材料湿热处理后的吸湿增重率-时间曲线。
由图1 可见,随着湿热处理时间的延长,夹层材料的面板,芯材与整体的吸湿率均不断增加。其中,芯材的吸湿过程可大致分为两个阶段。第一阶段应为,在湿热环境下,水汽透过面板而存在于材料内部空隙中,一段时间后达到饱和,随着湿热时间的增加,材料内部的水汽可能与材料本身发生了进一步的反应,导致材料的吸湿量继续增加。由于Nomex蜂窝中含有的酰胺基具有很强的极性,使其极易吸水,在最初的12h里,蜂窝芯材的增重非常明显,即很快的吸收了大量的水汽,这部分约占整个吸湿量的约80%。与芯材相比,面板在144h的湿热处理过程中仅出现一个增重阶段,饱和吸湿率约为7.5%,同时也需要更多的时间(约60h)达到饱和吸湿状态,这是由于夹层材料面板为环氧树脂基体复合材料,其在湿热过程中,材料本身受水汽的影响较小。由此可见,在蜂窝夹层复合材料中,面板起到的是阻止水汽进入夹层内部与芯材相接触的作用,而一旦水汽进入材料内部,芯材是很容易吸收水汽的。
在湿热处理的初始阶段,面板的吸湿增重率大于夹层材料,这是由于整个夹层材料此时主要由是面板部分在吸湿增重,而芯材并未受到很大的影响,此时,夹层材料的饱和吸湿率为面板的吸湿增重量除以夹层材料的整体重量,因此,面板的吸湿率大于夹层材料。随着湿热时间的延长,芯材开始吸湿,而此时面板吸湿趋于饱和,速率下降,夹层材料的吸湿增重为面板与芯材共同的吸湿增重量,因此,此时夹层材料的吸湿率有一定的上升,超过了面板的吸湿率。由图1可见,在大约132h后,1号夹层材料达到吸湿饱和,这表明整个材料的饱和吸湿过程并不是面板与芯材吸湿过程的简单加合,同时,相关文献[5]指出,Nomex蜂窝的吸湿量与其所处环境的相对湿度有很大关系的,而在蜂窝夹层材料中,由于蜂窝芯材一直处于面板的保护中,因此,其所处的环境与实验设定湿热环境,即85%RH并不完全一致。因此,面板对整个蜂窝夹层结构复合材料的耐湿热性起到很大的作用。
图2为2号材料的吸湿增重率-时间曲线,其采用的湿热条件与1号材料相同,但材料体系不同。
由图2可见,2号材料的吸湿增重率-时间曲线与1号具有相似的趋势,其芯材的吸湿速率与饱和吸湿量也均大于面板。2号夹层材料的芯材在大约48h后达到饱和吸湿状态,其饱和吸湿率约为16.5%,面板在大约60h后达到吸湿平衡,饱和吸湿率为7.6%。与1号材料相比,2号材料的芯材饱和吸湿率较大,而面板的饱和吸湿率相似。对于2号材料,与1号相似,当湿热处理进行到一定程度时,夹层材料的吸湿率开始超过面板材料,表明此时材料内部环境已经能够使芯材产生一定程度上的吸湿了,即对于夹层材料来说,芯材吸湿所占的比重已经超过了面板。2 号夹层材料的饱和吸湿率约为10.4%,略高于1号材料的9.8%,这主要来源于2号材料更高的芯材吸湿率。
图3为3号材料的吸湿增重率-时间曲线,其所采用的湿热条件与1,2号材料相同,其芯材密度为48g/m3,小于2号的72g/m3, 面板与2号材料相同。
由图3可见,3号材料的芯材饱和吸湿率约为8.2%,低于2号材料的饱和吸湿率,这是由于3号材料具有更低的芯材密度,这使其在相同的湿热环境下的吸湿量更低。与1,2号材料相似,3号材料也是在湿热处理一段时间后,夹层材料的吸湿率超过面板的吸湿率,这表明3号材料的面板也只是在有限的时间内能够对其芯材起到一定的保护作用。
因此,由不同材料的吸湿增重率-时间曲线可见,在夹层材料中,面板会对芯材起到一定的保护作用,是使得材料内部的湿度低于外部设定湿度,但是随着湿热时间的延长,材料内部湿度不断增加,面板逐渐失去对芯材的保护作用,芯材开始吸湿,由于不同的芯材的吸湿速率不同,相同的面板材料对不同芯材的保护效果不同。
2.2 湿热环境对材料力学性能的影响
图4为不同试样未经与经过192h湿热处理后测得的长梁弯曲实验结果。
由图4可见,湿热环境对不同材料的面板强度均会产生较明显的负面影响。经过湿热处理后,1号材料的面板强度由130.99MPa下降为79.36MPa,强度保持率约为60.59%。而2号材料的面板强度由99.53MPa下降到了64.55MPa,强度保持率约为64.85%。由实验结果可见,湿热环境会对夹层材料的面板强度产生很大的负面影响。而仅从面板强度保持率上来比较,2号材料的耐湿热性略高于1号材料。
图5为经过湿热及未经湿热处理的不同夹层复合材料试样的短梁弯曲实验结果,即芯材剪切强度结果。
由图5可见,湿热处理后,1号材料的芯材剪切强度由3.23MPa降低到了2.06MPa,其强度保持率约为63.71%。与1号材料相比,2号材料的强度保持率有一定的提高,为78.92%。由于1号与2号材料的饱和吸湿率相差不大,因此,这表明湿热环境对2号材料芯材剪切强度的负面影响要小于1号材料。由于2号材料的芯材密度大于3号材料,因此,2号材料的干态芯材剪切强度为2.61MPa 大于3号材料的 2.02MPa。由吸湿增重实验结果可见,3号材料的饱和吸湿率低于2号材料,而在芯材剪切强度方面,3号材料的强度保持率约为66.33%,低于2号材料78.92%,这表明湿热环境对较低芯材密度的夹层复合材料的芯材剪切强度有更大的负面影响。
图6为湿热及未经湿热处理,不同夹层复合材料试样的压缩实验结果,即芯材压缩强度结果。
由图6可见,湿热环境对不同材料的芯材压缩强度的影响表现出与对芯材剪切强度相似的趋势,即与1号材料相比,2,3号具有更好的湿热处理后的强度保持率。特别的,尽管3号材料的芯材密度低于1号材料,但是其强度保持率80.71%远高于1号的60.29%,这说明,较高的饱和吸湿率并不代表材料受湿热环境的影响更加严重。在本研究中,尽管1号材料的饱和吸湿率略低于2号材料,但从芯材力学性能(剪切,压缩)的保持率上,2号材料的耐湿热性能更好,即对于2号材料,更多的水汽集中于材料内部空隙中,而不是与芯材发生反应,影响其力学性能,因此,其湿热处理后的芯材力学性能保持率更高。
2.3 湿热环境对介电性能的影响
图7为对未经与经过湿热处理的1号材料试样进行介电性能测试的实验结果。
由于水的εr约为81,tanδ约为0.55,均大于夹层复合材料中所使用的材料,如环氧树脂,玻纤及Nomex蜂窝,因此湿热处理后,夹层复合材料中存在的水汽会对其的介电性能产生明显的影响。如图7所示,经过湿热处理后,1号材料的εr较干态材料并未产生较大的变化,但是,其tanδ却在整个测试频段范围内,产生很大程度上的增加,并且在整个频率范围内变化的较为均匀。其中,在12000MHz频率下,1号材料的介电损耗角正切由干态的0.0104增加到了湿态的0.0343,这对用于透波结构的夹层复合材料来说是非常不利的,因为这会严重地影响其的电磁波透过能力。
图8为对2号材料未经与经过湿热处理的试样进行介电性能测试的实验结果。
由图8可见,湿热环境对2号材料的介电性能同样产生了一定的负面影响。2号材料的εr经过湿热处理后有一定程度上的增加,在12000MHz频率上,εr由1.75增加到了1.93。材料的tanδ也产生了一定的变化,但是变化趋势却与1号材料不同,其在较低与较高频率下产生了较大的增幅,但是在10000~12000MHz范围内,却与材料干态的tanδ相差不大,甚至有一定程度上的降低,造成此变化的具体原因并不明确,还需进行进一步的研究。
图9为对3号材料未经与经过湿热处理的试样进行介电性能测试的实验结果。
由于3号材料与2号材料的面板完全相同,因此,二者介电性能产生的差异主要来源于芯材密度的不同,如图9所见,与2号相比,3号材料具有较小的tanδ 和εr ,这主要是由于3号材料的芯材密度低于2号材料,因此树脂含量更低,对电磁波的透过影响更小。3号材料的介电性能受湿热环境影响的变化趋势与2号并不相同,它的εr 在湿热处理前后并无明显变化,而tanδ在经过湿热处理后,在整个频段均有一定的增加,但是变化程度要小于2号,这主要是由于3号材料的芯材密度较低,湿热处理后存在于材料内的水汽,无论是存在于材料内部空隙中的,还是与蜂窝芯材发生反应的数量均比较少,因此湿热环境对其介电性能的影响更小。
3 结论
(1)在湿热环境下,不同材料的吸湿特性不同,1号材料具有较小的饱和吸湿量;在整个蜂窝夹层复合材料中,面板起到的是保护芯材,防止其与湿热环境直接接触的作用。
(2)湿热环境对蜂窝夹层复合材料的力学性能会产生较大的负面影响,经过对不同材料体系的对比,两种面板材料的耐湿热性能相似。2号材料芯材的耐湿热性要好于1号材料,同时,相同材料体系,具有较低密度的芯材湿热处理后的强度保持率较低,即更容易受到湿热环境影响。
(3)蜂窝夹层复合材料的介电性能会受到湿热环境一定的负面影响,不同材料体系所受的影响不同,2号材料较1号具有更好的耐湿热性,而较低的芯材密度会使材料的介电性能受湿热环境的影响更小。
摘要：对不同类型的Nomex蜂窝夹层复合材料进行湿热处理,分别测定不同材料的吸湿曲线与材料处理前后的力学性能与介电性能。实验结果表明:不同材料具有不同的吸湿特性。湿热环境会对夹层复合材料试样的面板强度、芯材剪切与压缩强度造成不同程度的负面影响,通过比较,在力学性能方面,两种面板材料的耐湿热性能相似,而环氧/NH-1-72材料的芯材具有更好的耐湿热性能。同时,湿热环境会对不同材料的介电性能产生不同的影响,其中,环氧/NH-1-48材料因其具有的最低的芯材密度,而具有最好的介电性能耐湿热性。
关键词：蜂窝夹层复合材料,湿热,介电性能,力学性能
参考文献
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湿热性能 篇4
我国塑料管道生产量超过了1000万吨,居世界第一,建立了聚氯乙烯(PVC)、聚乙烯(PE)和聚丙烯(PP)材料为主的塑料管道加工产业。据统计,2011年,塑料管道中PVC材料占总量的55%。硬聚氯乙烯(PVC-U)管材因其优异的性能和低廉的成本,已逐步取代了铸铁管等传统管材,大量用作建筑物排水管道。2011年底,在新建住宅里使用率超过90%[1]。
PVC-U管材的自然气候老化是复杂的物理化学变化过程,PVC-U是成分最复杂的塑料之一,是由基材PVC与超过10种其他物质组成的混合物,各组分对上述一种或者多种环境因素呈现不同活性,发生化学和物理变化。由于PVC分子结构的特点,使其在加工和使用过程中光氧、热氧稳定性差。PVC-U排水管材,长期暴露于自然气候环境中,由于受到各种大气因素如光、热、氧、水汽、灰尘,以及工业大气污染物的综合作用,如酸雨、酸雾、霾等,不可避免会发生老化破坏,外观上出现变色、粉化,物理性能逐渐降低,甚至不能继续使用即失效。
本文通过在测定严酷的湿热条件下,研究其性能的变化,确定老化对其影响,能够为以后材料的使用提出意见与参考。
2试验方案设计
2.1试验样品
选取市面上三个厂家的PVC-U塑料管材,按照规范要求制成待检样品,命名为试样1、试样2和试样3,再进行老化试验。
2.2试验方案
⑴拉伸性能:采用国家标准GB/T 8804.2-2003《热塑性塑料管材拉伸性能测定第2部分:硬聚氯乙烯(PVC-U)、氯化聚氯乙烯(PVC-C)和高抗冲聚氯乙烯(PVC-HI)管材》,拉伸试样为类型2试样[2],如图1。
⑵维卡软化温度:采用标准为国家标准GB/T8802-2001《热塑性塑料管材、管件维卡软化温度的测定》,升温速率为50℃/h,试验力为50N的试验,测定探针深入1mm时的温度[3],如图2。
2.3湿热老化条件
本试验采用的温度为:(60±2)℃,相对湿度为:(95±5)%。
3试验结果与分析
3.1湿热老化试验结果
性能测试前,试样1、试样2和试验3在(23±2)℃、(50±10)%RH的标准状态下进行调节24h,然后测定其性能。测定的时间分别为:初始状态、10d和20d时,对其拉伸屈服强度、拉伸断裂伸长率和维卡软化温度进行测试,其结果如图3~图8所示。
3.2结果分析
⑴从图3和图4可知,试样2、试样3的20d老化以后拉伸性能、拉伸屈服强度,都表现出增加的趋势;试样1则减小,拉伸断裂伸长率,总的来说都在减小。这可能是因为试样2和试样3在这个老化周期内PVC分子链在高温环境下出现重排,试样配方中部分小分子助剂与分子链的相互作用发生改变,使得分子链刚性增大,宏观表现为试样的强度增大,伸长率下降。试样1在这个老化周期内性能已经发生老化,即表现为强度和伸长率都下降,这可能是因为部分助剂,如填料,与PVC基体相容性不佳,高温条件下发生相分离所致。
⑵从图5和图6和图7可知,试样2和3的拉伸断裂伸长率的单值依旧比较均匀,但试样1在以后的老化过程中,拉伸断裂伸长率变得离散比较严重。这也证明了在这个老化周期内,试样2和试样3内部结构发生变化,导致部分性能变优,而试样1在这个老化周期内性能已经发生老化现象。综合以上分析可以判断,试样2和试样3的机械性能耐老化性要优于试样3。
⑶从图8可知,在20d的老化中,维卡软化温度都有所增加。维卡软化温度的增大可能是湿热环境下,试样分子出现不同程度的重排,使得分子链在高温下的流动性下降,从而维卡软化温度上升。
4结论
本文通过选择3种市售PVC-U管进行湿热老化试验,试验结果表明,试样2和试样3在老化周期内未发现明显的性能老化现象,试样1则出现性能老化现象。产品性能差异多由配方差异所致,不同牌号的PVC,不同的助剂以及不同生产工艺条件对PVC-U管的性能有较大影响。这也在一定程度上体现了市场上的PVC-U管性能参差不齐。尽管材料在初期性能差别不大,但从老化结果看来,在以后使用过程必然出现不同程度的老化结果,为材料质量的判定提供一定的数据支持。
摘要：本文对PVC-U塑料管材进行湿热老化测试,得到其拉伸屈服强度、拉伸断裂伸长率及维卡软化温度的数据,通过分析,研究湿热老化对材料性能的影响。
关键词：聚氯乙烯,湿热老化,拉伸性能
参考文献
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[2]全国塑料制品标准化委员会.GB/T 8804.2-2003热塑性塑料管材拉伸性能测定第2部分:硬聚氯乙烯(PVC-U)、氯化聚氯乙烯(PVC-C)和高抗冲聚氯乙烯(PVC-HI)管材[S].中国标准出版社,2003.
湿热性能 篇5
目前,在复合材料湿热方面已有部分人做了相关研究。李静[3]研究了纤维增强树脂基复合材料的吸湿扩散机理,表明复合材料的吸湿途径主要有3种:(1)通过纤维/基体界面;(2)通过树脂基体扩散;(3)通过复合材料中的裂纹和孔隙。郑锡涛[4]等研究了湿热对单向复合材料层合板Ⅱ型分层特性的影响,结果表明湿热引起T300/QY8911复合材料层间断裂韧性降低。过梅丽和肇研等[5]对宇航用先进炭纤维/环氧树脂基复合材料的湿热老化、热氧老化机理进行了深入研究,结果表明在80℃水浸的湿热老化条件下,T300/5405和T300/NY9200复合材料的老化机理主要是复合材料吸入的水分对基体产生的塑化溶胀作用以及因树脂与纤维吸湿溶胀的不匹配所产生的内应力而引起的微观开裂。Hyung-Won Kim等[6]研究了湿热老化对炭纤维/聚酰胺层合板微观裂纹性能的影响,研究表明树脂基体吸水对微观裂纹的产生起着主要作用。FENG Tong-bo等[7]对双马树脂基复合材料进行湿热老化实验,结果表明复合材料的弯曲强度随湿热老化时间的增加而降低。综合上述研究结果,一些研究者[8,9]认为湿热对纤维/树脂界面的破坏主要有以下两种形式:(1)基体纤维吸湿溶胀的不匹配性造成树脂与纤维之间产生局部剪应力,当这种剪应力大于界面黏结力时,就会引起界面脱粘破坏出现裂纹;(2)水分渗入到纤维/树脂界面的孔隙和裂纹中,会促进孔隙和裂纹的进一步增加和扩展。这两种形式产生的界面破坏是不可逆的,除去水分后不可恢复。同时也存在基体溶胀、塑化等可逆性破坏,这类破坏在复合材料脱水后可以恢复。
目前在复合材料的湿热研究中,针对国外炭纤维复合材料的研究占多数,本工作则侧重于国产炭纤维复合材料的湿热研究,且国产炭纤维用国产上浆剂包覆。本工作通过对CCF300/QY8911复合材料试样进行湿热循环处理,研究了该材料在不同循环条件下的吸湿-脱湿规律;同时通过测定湿态和干态下CCF300/QY8911复合材料的ILSS,分析循环吸湿后复合材料的力学性能保持率,并参考SEM复合材料的剖面及侧面的破坏状态,深入探讨国产炭纤维双马复合材料的湿热破坏模式。
1 实验
1.1 实验原料
表面包覆国产上浆剂的炭纤维CCF300,由山东威海拓展炭纤维有限公司提供,弹性模量E=230GPa,抗拉强度σ=3900MPa,断裂伸长率为1.70%;QY8911双马来酰亚胺(BMI)树脂,由北京航空制造工程研究所提供。
1.2 试样制备
采用预浸料热压罐固化成型工艺制备单向铺层CCF300/QY8911复合材料(VF≈65%)。固化工艺为:130℃/2h+150℃/2h+180℃/2h+200℃/4h。按照ASTM5229试验标准制备吸湿-脱湿实验试样,尺寸为60mm×60mm×2mm。按照GB/T3357—1982试验标准制备ILSS试样,尺寸为20mm×6mm×2mm。
1.3 测试与表征
吸湿-脱湿实验:以水浸(水温71℃)14天为一次循环,吸湿过程中,定期取出试样,用棉纸擦干并称重(Adventure OHAUS分析天平,精度为0.1mg),称完后迅速再次浸入水中。达到饱和吸湿后进行脱湿操作,取出试样并在85℃烘箱(XMTA-7000P)中干燥,定期取出称重,直到试样质量恒定。第二、三次吸湿-脱湿循环依上进行。
按照GB/T3357—1982,室温(25℃)下在Instron5500力学性能试验机上进行ILSS测试;采用扫描电镜(SEM)观察试样剖面和侧面微观形貌。
2 结果与讨论
2.1 CCF300/QY8911复合材料吸湿-脱湿行为
树脂基复合材料的吸湿行为大都遵循Fick第二定律[10,11]。根据Fick第二定律[12],水透过复合材料的过程满足:
式中:c是扩散浓度;x是平板厚度;t是时间;D是扩散系数。
经过吸湿后的复合材料的吸湿率满足如下方程:
式中:Mi是试样初始水蒸气含量;M∞是达到吸湿饱和时的水蒸气含量;Mt是水浸时间t时的吸湿率;G是一个与时间有关的参数,由下面的公式给出:
联合公式(2)并进行近似处理,得G公式如下:
试样吸湿初始水蒸气Mi=0,合并公式(2)和(4)得:
在扩散的初期,吸湿率Mt随t1/2呈线性变化,扩散系数D可以通过吸湿曲线的初始斜率s计算[13,14]:
通过初始实验点的线性拟合求出初始斜率s并代入公式(6),即可求出扩散系数D。表1所示为不同循环次数试样的初始扩散系数D的变化以及达到饱和吸湿时的吸湿含量M∞。根据表1可以看出随着湿热循环次数的增加,试样的扩散系数D和饱和吸湿量也相应增加。
再将扩散速率D、试样厚度b、饱和吸湿时水蒸气含量M∞代入公式(5),即可求出Mt与时间t1/2的函数关系。以Mt-t1/2作图,用公式(5)对实验点进行Fick第二定律曲线拟合,图1反映了各次湿热循环试样的吸湿率与t1/2的关系。
由图1可见,在吸湿过程中各次循环实验点的变化规律与Fick第二定律拟合的曲线基本相符,相关系数分别为0.9706,0.9918,0.9403,说明CCF300/QY8911复合材料的吸湿行为符合Fick第二定律;各次循环在水浸时间t1/2为18h1/2左右(约为14天)后达到饱和吸湿率。在相同t1/2时,第一次、第二次和第三次循环的吸湿率依次增加;同时第三次循环的吸湿增长率明显要比第一次和第二次循环快。说明随着湿热循环次数的增加CCF300/QY8911复合材料的吸湿量和吸湿速率会相应增加。这可能是由于试样吸湿后纤维/树脂界面产生了孔隙和裂纹,随着循环次数增加孔隙和裂纹进一步增加和扩展,为下一次吸湿提供了新的空间和路径,从而使吸湿速率和吸湿量增加。
反之,在脱湿过程中初始水分含量为M∞,脱湿结束后水分含量接近为0,结合公式(2)和(4),可以得到脱湿过程吸湿率公式:
在各次湿热循环的脱湿过程中,测定脱湿时间t的吸湿率Mt,并按照公式(7)进行拟合,得到各次循环的脱湿曲线,如图2所示。
由图2可知,各次循环在脱湿过程的实验点变化规律与Fick第二定律拟合的曲线十分吻合,相关系数分别为0.9772,0.9811和0.9961,说明试样的循环脱湿行为同样符合Fick第二定律。
2.2 湿热环境对CCF300/QY8911复合材料ILSS的影响
2.2.1 脱湿对试样ILSS的影响
分别对各组试样进行不同条件的湿热处理,按照GB/T3357—1982测试A0,71湿态/干态以及141湿态/干态试样的ILSS,结果如图3所示。(注:A0表示没有进行湿热处理即自然干态,71表示以水浸7天为周期的第一次湿热循环,142表示以水浸14天为周期的第二次湿热循环,依此类推。)
从图3可知,自然干态A0的ILSS最大(约为110MPa),71和141湿态的ILSS保持率分别为70%和60%,说明试样吸湿后会引起ILSS的较大下降;而71和141干态下的ILSS保持率分别为88%和81%,说明试样经脱湿去水后ILSS有所回复但仍小于A0的ILSS。表明水分对CCF300/QY8911复合材料的界面破坏存在两种形式:可逆性(如基体的溶胀和塑化)和不可逆性(如纤维/树脂界面产生新的微裂纹或孔隙和旧裂纹的扩展等)。湿态下,试样吸湿同时存在可逆和不可逆破坏,所以湿态ILSS有较大下降,脱湿去水后可逆性破坏被消除而使ILSS回复,但水对纤维/树脂界面产生的不可逆破坏会一直存在,所以干态ILSS均低于A0的ILSS。
进一步采用SEM观察试样剖面和侧面的微观形貌,结果如图4所示。
(a)和(a′)A0;(b)和(b′)71湿态;(c)和(c′)71干态;(d)和(d′)141湿态;(e)和(e′)141干态(a)and(a′)original dry state;(b)and(b′)71wet state;(c)and(c′)71dry state;(d)and(d′)141wet state;(e)and(e′)141dry state
由图4可以看到,自然干态A0树脂与纤维黏结十分好,(a)显示纤维/树脂界面上没有明显的孔隙和裂纹,(a′)显示纤维基本被树脂包覆;(b)显示纤维/树脂界面出现少量孔隙和裂纹,而(b′)中树脂与纤维出现轻度脱粘现象;在(c)和(c′)中也出现与(b)和(b′)类似的纤维/树脂界面破坏现象。表明干态下水对纤维/树脂界面的破坏仍然存在,同样(d)和(d′)、(e)和(e′)也是如此,甚至其纤维/树脂界面脱粘情况比71更加严重,进一步验证了前面ILSS实验得出的结论。
2.2.2 湿热循环次数对ILSS的影响
分别对各组试样进行不同条件的湿热处理,得到A0,717273和141142143的试样,再按照GB/T3357—1982测试各组试样的ILSS,结果如图5所示。
从图5可知,比较干态的ILSS,可以发现7天循环和14天循环中,71和72、141和142的ILSS保持率相近,说明前两次湿热循环水对纤维/树脂界面的不可逆破坏程度相近。但到第三次湿热循环时干态ILSS出现较大变化,73的ILSS保持率从71和72ILSS保持率的88%降到82%,143的ILSS保持率也由141和142的81%降到75%。这表明湿热循环次数增加能进一步引起纤维/树脂界面不可逆破坏,验证了2.1中根据循环吸湿曲线分析得到的结论。
比较湿态ILSS,71,72和73的湿态ILSS保持率分别为70%,74%和70%;141,142和143的湿态IL-SS保持率分别为60%,59%和55%。从中可以发现吸湿7天对使试样ILSS下降达30%,而吸湿14天则使试样ILSS进一步下降10%左右,相反各次循环在相同吸湿周期的ILSS变化则要小得多,湿态ILSS变化不超过5%;干态ILSS变化也只有6%左右。表明吸湿是CCF300/QY8911复合材料ILSS性能下降的主要因素,循环次数增加引起的不可逆破坏只占一小部分。
采用SEM对经ILSS测试的72和73,142和143湿态/干态试样进行微观形貌观察,如图6,7所示。A0,71,141SEM照片见图4。
由图6,7可见,72和73湿态/干态纤维表面和树脂的黏结状况均比142和143好,例如72纤维被树脂包覆的程度均比142要高,同时72纤维/树脂界面上的孔隙和裂纹也比142少且小,同样73湿态/干态的界面性能也分别比143要好,这与试样吸湿7天的IL-SS均大于吸湿14天的ILSS相符;对比图7中72和73,142和143的照片可以看到,第三次循环试样树脂/纤维的界面破坏程度要比第二次循环严重,虽然142纤维表面与树脂已经严重脱粘,但143纤维脱粘程度更加严重,很多纤维表面的树脂完全脱落,纤维完全暴露出来,这与湿热循环次数增加CCF300/QY8911复合材料ILSS性能进一步下降相符。
3 结论
(1)运用Fick第二定律对各次湿热循环的实验点进行拟合,发现CCF300/QY8911复合材料的吸湿和脱湿行为均符合Fick第二定律;该复合材料在71℃水中浸泡14天后达到饱和吸湿率;随着循环次数的增加,CCF300/QY8911复合材料的饱和吸湿量和吸湿速率会有所增加。
(2)对比分析浸水7天和14天后试样湿态/干态的ILSS及其表面微观形貌的结果,表明水对CCF300/QY8911复合材料的破坏分为可逆和不可逆,脱湿处理能消除吸湿基体溶胀、塑化等可逆破坏,使该复合材料的ILSS有所回复,但水对纤维/树脂界面引起的不可逆破坏(孔隙、裂纹的增加和扩展等)会一直存在,所以干态ILSS又低于A0的ILSS。
(3)对比分析各次湿热循环试样的湿态/干态IL-SS及其表面微观形貌的结果,表明湿热循环次数增加会进一步引起纤维/树脂界面发生不可逆破坏,使CCF300/QY8911复合材料ILSS降低。
摘要：通过对CCF300/QY8911复合材料试样进行循环吸湿-脱湿处理,绘制吸湿和脱湿曲线并用Fick第二定律进行拟合,采用层间剪切强度(ILSS)表征不同湿热条件对纤维/树脂界面性能的影响,再通过SEM观察试样剖面和侧面的微观形貌。结果表明:CCF300/QY8911复合材料的吸湿和脱湿行为符合Fick第二定律,试样水浸(水温71℃)14天后达到饱和吸湿率;水对CCF300/QY8911复合材料纤维/树脂界面的破坏分为可逆和不可逆,脱湿处理会消除可逆破坏,使干态ILSS有所回复;湿热循环次数增加会进一步引起纤维/树脂界面产生不可逆破坏,使CCF300/QY8911复合材料ILSS降低,但吸湿是引起这种复合材料ILSS性能下降的主要因素。
湿热性能 篇6
复合材料性能受使用环境影响很大, 环境条件不同, 影响程度也不同。肖迎红等[6]研究了玻璃纤维增强热塑性聚酯 (PET, PBT) 复合材料在加速老化条件下力学性能的变化, 结果表明, 复合材料在湿热环境下的老化是水解和界面脱粘共同作用引起的;过梅丽, 肇研等[7]通过研究T300/5405和T300/NY9200复合材料以及基体树脂5405和NY9200的浇注料在80℃水浸中的吸水动力学、红外光谱、动态力学性能和表面形态的变化, 分析了复合材料的湿热老化机理。结果表明, 在80℃水浸的加速湿热老化条件下, 两种复合材料的老化机理主要是吸入水分对基体的塑化、溶胀作用以及因树脂与纤维湿膨胀的不匹配所产生的内应力引起的微观开裂;Luo等[8]研究发现, 经处理后的材料界面官能团发生了变化;Shafizadeh等[9]研究表明, 夹层复合材料受湿热影响造成的修补费用已经占飞机整个服役周期维护费用中很可观的一部分。对于应用于透波结构的夹层复合材料, 其介电常数与介电损耗角正切是决定其能否正常工作的关键性能, 因此, 对夹层结构材料力学性能及介电性能耐湿热性的研究具有很大的实际意义。
很多学者研究了湿热环境对夹层复合材料相关性能的影响[10,11], 针对湿热循环对夹层复合材料性能影响的研究比较少。本研究将通过实验的方法, 分析和研究两种Nomex/环氧树脂体系夹层复合材料经过湿热循环处理后, 材料的吸湿性能、力学性能、介电性能的变化情况, 并得到一些新的结论。
1 实验
1.1 实验材料
采用两种Nomex/环氧树脂夹层复合材料:
1号材料, 即Nomex/环氧树脂夹层复合材料1, 其面板材料为TB-2-66, 纤维体积分数约为32%, 蜂格3mm, 格高5mm, 密度80g/m3, 采用一次热压成型方法制备, 夹层材料的芯材为Nomex蜂窝芯材。
2号材料, 即Nomex/环氧树脂夹层复合材料2, 其面板材料为3218-1/NH-2, 纤维体积分数约为32%, 蜂格2.75mm, 格高5mm, 密度72g/m3, 夹层材料的芯材为Nomex蜂窝芯材, 采用预浸料热压罐一次成型法制备。
为便于叙述, 下文中用1号材料代指Nomex/环氧树脂夹层复合材料1, 用2号材料代指Nomex/环氧树脂夹层复合材料2。
1.2 实验方法
1.2.1 湿热循环实验
采用确定温度、湿度对夹层复合材料分别进行7天和14天湿热循环处理, 根据ASTM D5229/5229M的具体标准的规定, 设定实验温度为70℃, 湿度为 85%RH, 分别测定材料在不同湿热处理时间后的平均吸湿量, 为了防止水汽由侧面进入材料, 使用带胶的铝箔对夹层材料进行封边处理, 采用的夹层材料的尺寸为60mm×60mm。
1.2.2 力学性能测试
试样在70℃, 85%RH的环境中, 进行 7天湿热循环处理和14天湿热循环处理, 将处理前后的材料分别进行长梁弯曲、短梁弯曲及压缩性能测试, 具体的实验参数分别参照标准:ASTM 7249/D 7249M—06, ASTM C393/C 393M—06以及ASTM C365/C365M—05。
1.2.3 介电性能测试
采用北京航空材料研究院的8722ES型矢量网络分析仪分别对干态和经过7天和14天湿热循环处理的夹层材料的介电常数和介电损耗角正切进行测试。测试材料为直径61mm的圆形材料, 测试频率为7～18GHz, 测试温度为20℃。
2 结果与讨论
2.1 湿热循环分析
分别对两种Nomex/环氧树脂夹层复合材料体系进行7天和14天湿热循环, 得到材料的吸湿、脱湿数据, 绘制两种材料的吸湿曲线和脱湿曲线。1号材料的实验结果具体参见图1, 表1, 2号材料的实验结果具体参见图2, 表2。
图1和表1对应1号材料的吸湿和脱湿实验结果, 对于1号材料, 比较经过7天湿热循环的两条吸湿曲线, 可以发现它们的变化趋势大致相同:在两次吸湿的最初24h, 材料的吸湿增重率上升很快, 占饱和吸湿率相当大的部分, 接下来吸湿曲线相对平缓, 第一次吸湿在72h处达到饱和, 第二次吸湿在24h即达到饱和, 实验得到第一个7天的饱和吸湿率为0.867%, 第二个7天材料的饱和吸湿率为0.893%, 第二次饱和吸湿率略大于第一次。而7天循环的两次脱湿过程是比较平稳的过程, 水分保留率持续缓慢下降, 最终水分保留率恒定不变, 达到脱湿平衡;得到第一个7天湿热处理烘干后材料的水分保留率为0.462%, 第二个7天湿热处理烘干后材料的水分保留率为0.515%, 略高于第一次。可见1号材料的第二次饱和吸湿率和烘干水分保留率均大于第一次。
14天湿热循环后, 材料吸湿-时间曲线与7天湿热循环类似, 在实验最初24h里, 曲线增长很快, 占整个实验最终吸湿量很大一部分, 之后曲线趋于平缓, 吸湿量几乎不变, 第一个14天达到饱和吸湿的时间为120h, 第二个14天吸湿达到饱和吸湿的时间约为24h;得到第一个14天的饱和吸湿率为0.868%, 第二个14天材料的饱和吸湿率为0.894%。对于14天湿热循环的脱湿曲线, 1号材料两次脱湿的过程都比较平稳, 在材料开始脱湿的1h, 材料的脱湿速率较快, 随着脱湿时间的延长, 材料内部的水分保留率缓慢降低, 直到达到脱湿平衡。脱湿结束时, 第一个14天湿热处理烘干后材料的水分保留率为0.479%, 第二个14天湿热处理烘干后材料的水分保留率为0.495%。1号材料14天湿热循环后, 第二次的饱和吸湿率和水分保留率均略大于第一次。
图2和表2对应2号材料的7天湿热循环和14天湿热循环, 经过7天湿热循环, 材料在第一个7天没有达到饱和吸湿, 由于经过脱湿处理后水分保持率较大, 第二个7天吸湿曲线增长缓慢, 并在120h左右达到平衡, 第一个7天吸湿结束时2号材料的吸湿增重率为1.156%, 第二次7天吸湿结束时2号材料的吸湿增重率为1.292%。对于7天湿热循环的脱湿曲线, 第二次7天脱湿实验最初0.5h脱湿较为迅速, 其后曲线趋于平缓, 脱湿速率较低, 两次脱湿都于7h左右达到脱湿平衡, 第一个烘干处理结束水分保留率为0.912%, 第二个烘干处理结束水分保留率为0.933%。
(a) 7天湿热循环吸湿曲线; (b) 7天湿热循环脱湿曲线; (c) 14天湿热循环吸湿曲线; (d) 14天湿热循环脱湿曲线
(a) the absorbing curves after the first and the second 7-day absorption; (b) the desorption curves after the first and the second 7-day desorption; (c) the absorbing curves after the first and the second 14-day absorption; (d) the desorption curves after the first and the second 14-day desorption
2号材料进行14天湿热循环后, 第一次吸湿曲线在最初24h增长较快, 其后增长平缓, 在144h后达到饱和吸湿, 第二个14天吸湿时, 材料吸湿24h后达到饱和吸湿。第一个14天吸湿结束时2号材料的增重比率为1.174%, 第二个14天吸湿结束时2号材料的吸湿增重率为1.114%。14天湿热循环的两条脱湿曲线走向相似, 都十分平缓, 在6h左右达到脱湿平衡, 得到材料第一个烘干结束时水分保持率为0.934%, 第二个烘干结束时水分保持率为0.879%。
由以上分析可以看出, 两种材料第二次的吸湿率和水分保持率均略高于第一次, 但相差不大, 由于材料较早达到饱和吸湿, 所以7天湿热循环和14天湿热循环后的吸湿率和水分保持率也相差不大;对比1号和2号材料的饱和吸湿率和水分保持率可知, 2号材料的吸湿率和水分保持率均高于1号材料, 这可能是因为2号材料的蜂格和密度均小于1号材料, 便于水分的扩散, 所以2号材料的饱和吸湿率和水分保持率均大于1号材料。
(a) 7天湿热循环吸湿曲线; (b) 7天湿热循环脱湿曲线; (c) 14天湿热循环吸湿曲线; (d) 14天湿热循环脱湿曲线
(a) the absorbing curves after the first and the second 7-day absorption; (b) the desorption curves after the first and the second 7-day desorption; (c) the absorbing curves after the first and the second 14-day absorption; (d) the desorption curves after the first and the second 14-day desorption
2.2 力学性能分析
图3为干态和分别经过7天、14天湿热循环处理的两种材料的长梁弯曲实验结果。
材料的长梁实验主要反映了材料的面板抗剪强度, 由图3可知, 经过7天湿热循环, 1号材料的面板抗剪强度由108.01MPa下降到86.98MPa, 强度保持率为80.53%, 经过14天湿热循环, 1号材料的面板抗剪强度由108.01MPa下降到67.18MPa, 强度保持率为62.20%, 可知湿热循环对1号材料的面板抗剪强度产生负面影响;经过7天湿热循环, 2号材料的面板抗剪强度从97.69MPa下降到52.62MPa, 强度保持率为53.86%, 经过14天湿热循环, 2号材料的面板抗剪强度从97.69MPa下降到43.86MPa, 强度保持率为44.90%;可见湿热循环时间越长, 面板抗剪强度的下降越大, 对比1号材料和2号材料的长梁弯曲实验结果可知, 1号材料的面板强度保持率要远大于2号材料, 从面板抗剪强度考虑, 1号材料的耐湿热性能要优于2号材料, 这也与吸湿量的测定结果相符, 因为2号材料的吸湿量较大, 所以力学性能受水分的影响较大。
图4为干态和经过7天和14天湿热循环处理的两种材料的短梁弯曲实验结果。
材料的短梁弯曲实验主要反映材料的芯材抗剪强度, 由图4可知, 经过7天湿热循环, 1号材料的芯材抗剪强度从3.22MPa下降到2.38MPa, 强度保持率为73.91%, 经过14天湿热循环, 1号材料的芯材抗剪强度从3.22MPa下降到2.47MPa, 强度保持率为76.71%;经过7天湿热循环, 2号材料的芯材抗剪强度从2.61MPa下降到1.13MPa, 强度保持率为42.30%, 经过14天湿热循环, 2号材料的芯材抗剪强度从2.61MPa下降到1.04MPa, 强度保持率为39.85%, 由实验结果可知, 湿热循环后两种材料的芯材抗剪强度有所下降, 7天循环后与14天循环后材料的芯材抗剪强度保持率相差不大, 1号材料的芯材抗剪强度保持率明显大于2号材料, 这是因为1号材料的密度较大, 阻碍水分的扩散, 受水分影响相对较小。
图5为干态和分别经过7天、14天湿热循环处理的两种材料的压缩实验结果。
材料的压缩实验主要反映了材料的芯材抗压强度, 由图5可知, 经过7天湿热循环, 1号材料的抗压强度从6.56MPa下降到5.60MPa, 强度保持率为85.37%, 经过14天湿热循环, 1号材料的强度从6.56MPa下降到6.29MPa, 强度保持率为95.88%, 经过7天湿热循环, 2号材料的抗压强度从5.89MPa下降到5.11MPa, 强度保持率为86.76%, 经过14天湿热循环, 2号材料抗压强度从5.89MPa下降为5.35MPa, 强度保持率为90.83%;7天湿热循环后两种材料的芯材抗压强度有所下降, 降幅都不大, 14天循环后材料的芯材抗压性能略有回升, 可见芯材的抗压性能受水分影响相对较小, 在经过14天循环后, 水分在芯材中的扩散比较均匀, 这可能是芯材抗压强度有所回升的原因。
由力学实验结果可知, 吸湿对材料的面板剪切和芯材的剪切性能造成明显影响, 尤其是2号材料, 性能受吸湿影响很大, 这是由于水分的进入, 水分子的渗入降低了界面处环氧树脂与芳纶的粘接强度, 导致界面脱粘[8], 导致材料的耐剪切性能大幅下降。
2.3 介电性能分析
干态和经湿热循环处理后的两种Nomex/环氧树脂蜂窝夹层体系的介电性能测试结果分别如图6, 7和表3, 4所示。
由图6和表3可知, 7天湿热循环后, 1号材料的介电常数在高频处上升了0.15, 在中、低频处变化不大, 14天湿热循环后, 材料的介电常数在各频段变化均不明显;7天湿热循环后, 材料的损耗角正切在中频有明显下降, 降幅达到77.65%, 这对材料在中频处的应用的影响应引起足够重视, 而在低频和高频处降幅分别为17.58%和11.59%, 14天湿热循环后, 材料的损耗角在低频和高频处分别上升了13.09%和13.00%, 在中频处下降22.78%。
7天湿热循环处理后, 2号材料的介电常数在整个波段增大0.04～0.06, 14天湿热循环后, 材料的介电常数增大0.02～0.09, 变化不大;7天湿热循环后, 材料的损耗角正切在低频段和高频段增加了25.23%和55.22%, 在中频段下降了18.72%;14天湿热循环后, 材料的损耗角正切在低频段增加9.35%, 在中频和高频处分别降22.18%和30.82%。
由于水的εr约为81, tanδ约为0.55, 大于两种材料的介电常数和损耗角正切, 因此经过7天和14天湿热循环后, 材料的介电常数有了不同程度的增加, 但由于吸湿量较小, 增幅都不大, 损耗角正切存在不同程度的波动, 吸湿对材料损耗角正切的影响大于对介电常数的影响。
3 结论
(1) 2号材料的饱和吸湿率和水分保留率均高于1号材料, 这是由于1号材料的蜂窝芯密度较大, 不利于水分的扩散, 使得1号材料具有较好的耐湿热性能, 材料的吸湿和脱湿主要发生在实验初期, 其后曲线趋于平缓。
(2) 两种材料的面板剪切性能和芯材剪切性能受水分影响较大, 尤其是2号材料, 下降明显, 这是由于2号材料芯材密度较小, 便于水分扩散, 水分与材料充分作用, 造成了不可逆微观开裂;材料的芯材压缩性能受湿热循环影响相对较小。
(3) 湿热循环后, 材料的介电常数有不同程度的增加, 这是由于水的介电常数大于两种材料的介电常数, 介电常数的增加会增大电磁波的反射, 对应用造成一定影响, 1号材料的增幅略大于2号材料, 损耗角正切在不同波段有波动。
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湿热性能 篇7
现有文献大多关注的是室温条件下加筋板的压缩性能或湿热环境对复合材料层合板性能的影响,而关于湿热环境对复合材料加筋板结构影响的研究相对缺乏。本工作在70℃、水浴的湿热环境下进行复合材料加筋板的湿热吸湿实验使其达到吸湿饱和,然后开展了吸湿饱和加筋板和普通加筋板的压缩实验,研究了吸湿饱和条件对加筋板屈曲形式、屈曲载荷与破坏载荷的影响。
1 实验件
实验材料为单向带碳纤维/环氧树脂基复合材料CCF300/5228A,单向带厚度为0.125mm,该材料力学性能参数如表1所示,其中E11,E22,G12,ν12分别为材料1方向(沿纤维方向)的弹性模量、2方向(面内垂直于纤维方向)的弹性模量、1-2面内的剪切模量、泊松比。实验件尺寸为820mm×600mm,筋条间距为150mm,壁板和筋条铺层顺序如表2所示。实验件两端端部进行灌胶处理(灌胶段长60mm)作为加载段,实验件形貌如图1所示,筋条截面形状如图2所示。实验件质量合格且实验前通过激光测距仪检验了实验件壁板的平整度和筋条的垂直度以确保实验件达到实验标准。
表1 CCF300/5228A力学性能参数Table 1 Material properties of CCF300/5228A
表2 加筋板铺层顺序Table 2 Stack sequence of stiffened panel
图1 实验件Fig.1 Specimen
图2 筋条截面Fig.2 Cross section of stiffener
2 实验方法
实验分为两组。第一组为普通压缩实验。即对实验件直接进行压缩,实验件共3件,编号A-1,A-2,A-3。第二组为环境压缩实验。具体做法是首先根据ASTM D5229/D5229M[18]标准使实验件在恒温70℃、水浴的湿热环境下达到吸湿饱和,然后在环境箱中(70℃,95%RH)进行压缩实验。实验件共3件,编号B-1,B-2,B-3。
实验前在加筋板典型位置粘贴应变片,一般来说压缩过程中加筋板中间截面变形最大,即该位置的应变最能显著体现加筋板的失稳情况,所以选择中间截面典型位置上的应变作为主要研究对象,中间截面应变片粘贴位置如图3所示。实验件一端固定,一端加载,两侧边用夹板约束以防止加筋板侧边首先发生弯曲。采取分级加载的方式,当加载载荷分别小于740kN(A型)和700kN(B型)时,每级载荷取50kN,之后每级载荷取20kN,加载速率为5kN/s,每级加载结束后记录应变。首先进行小载荷预实验,通过测量和分析应变来调整实验件及夹具的安装位置,确保实验件均匀受载,具体要求是应使壁板前后面对称位置上的应变(如5号应变和6号应变)相差在±8%以内。
图3 应变片粘贴位置Fig.3 Strain gauge positions
3 有限元分析
实验前通过有限元软件MSC.PATRAN/NAS-TRAN模拟A型实验件在压缩载荷下的屈曲形式。应用壳单元建立有限元模型,综合考虑实验夹具的影响设定边界条件如下:在加筋板长度方向上,将固定端向内延伸60mm内的节点的所有方向位移约束为0,将加载端向内延伸60mm内的节点的除加载方向上的所有方向位移约束为0,目的是模拟灌胶段对实验件的影响;在宽度方向上,将两侧边上的节点垂直于壁板平面方向上的方向位移约束为0,目的是模拟侧边夹持板对实验件的影响。实验件的屈曲形式如图4所示,可以看出,实验件筋条间壁板发生了明显的屈曲失稳,长度方向出现了2个凸起的屈曲波,中间2根筋条发生了较明显的屈曲,而外侧2根筋条并没有出现明显的屈曲,仿真得到的屈曲载荷为584.8kN。吸湿饱和加筋板的有限元仿真要考虑到材料的热膨胀和湿膨胀,需要对材料吸湿饱和后的力学性能详细了解,此外还要考虑到湿热环境对壁板和筋条连接胶层也有一定的影响。该有限元仿真十分复杂且计算成本巨大,因此本文没有涉及此方面内容的研究。
图4 A型实验件屈曲形式Fig.4 Buckling patterns of type A specimen
4 实验结果
因为同一组实验中各实验件的实验现象较相似,故每组实验以1件实验件为例说明实验现象。
第1组以A-1号件为例,实验现象如下:载荷小于500kN时无任何可目测实验现象。随着载荷的增加,当载荷为500kN时,可以通过壁板对光线的反射观察到实验件发生了屈曲失稳现象,如图5所示,图5中黑色圆圈内的亮点为凸起的壁板反射光线产生的,筋条间每块壁板各有2个亮点,3,4号及7,8号位置壁板的亮点(凸起部位)在偏中上部(固定端),5,6号位置壁板的亮点(凸起部位)在偏中下部(加载端),这与有限元仿真结果(图4)十分相似;加载至860kN时,实验件发出较大的响声,持续30s后仍能继续承载;当加载至960kN时,实验件发生破坏,筋条与壁板开裂,一侧夹板被震脱开,破坏瞬间伴随着巨大的响声。破坏位置在加筋板中部,破坏部位有大量纤维断裂,部分基体碎成片状,A-1号实验件破坏形貌如图6所示,主要是筋条的断裂、脱粘以及壁板的分层、撕裂。从实验现象中观察到,当筋条发生破坏时,加筋板迅速坍塌破坏,所以筋条的生存状态对加筋板的承载能力有很大影响。压缩过程中,筋条中间部位首先整体断裂破坏,随之将载荷卸载到壁板上,最终导致结构的坍塌破坏。
图5 A-1加筋板屈曲形式Fig.5 Buckling patterns of A-1specimen
图6 A-1破坏形貌(a)筋条断裂;(b)壁板撕裂Fig.6 Failure modes of A-1(a)fracture and crack of stiffeners;(b)splitting and ripping of panel
第2组以B-1号件为例,因为压缩实验是在不透明的木质环境箱中进行,所以无法目测实验现象,以听到的声音记录实验过程。当载荷小于350kN时,实验件没有任何声音上的现象;当加载至350kN左右时加筋板陆续发出轻微的响声,当载荷达到500kN左右时加筋板发出一声巨大的脆响;当载荷大于680kN以后出现连续的纤维断裂声直至当载荷达到770kN时加筋板破坏,破坏瞬间伴随着巨大的响声。破坏位置靠近加筋板固定端,破坏形貌与A-1破坏形貌基本相似,主要是筋条的断裂、脱粘以及壁板的分层、撕裂,如图7所示。从各实验件的破坏形貌中可看出两类实验件的破坏位置有较大不同,A-1,A-2和A-3的破坏位置表现出较好的一致性,均在加筋板中部;而B-1,B-2和B-3破坏位置表现出较大的分散性,分别在靠近固定端(B-1,B-3)和靠近加载端(B-2)的部位,这说明吸湿饱和加筋板压缩破坏位置存在较大的不确定性。
图7 B-1破坏形貌(a)筋条断裂;(b)壁板撕裂Fig.7 Failure modes of B-1(a)fracture and crack of stiffeners;(b)splitting and ripping of panel
5 实验结果分析
图8(a)~(d)是A-1实验件1~18号位置应变随压缩载荷变化的曲线。从图8(a),(b),(d)中可以看出,在加载初期阶段(载荷小于500kN时),应变呈现线性一致的变化趋势(压缩应变是负值),在此阶段中实验件的变形为加载方向上均匀的压缩变形;载荷大于500kN之后应变发生了不一致的变化趋势,即产生了屈曲失稳现象,对应的屈曲载荷为500kN。图8(a)显示屈曲失稳之后,6号位置壁板应变逐渐由负值变化为正值(拉伸应变是正值),说明6号位置壁板不再继续发生压缩变形,而是逐渐由压缩变形变为拉伸变形;与此同时,5号位置壁板的压缩应变不断增大,增大速率明显快于加载初期的线性增加阶段,且不再是线性变化趋势,说明5号位置壁板压缩变形不断增大,这些应变的变化趋势表明5,6号位置壁板发生了弯曲,弯曲方向为向壁板面凸起。图8(b)显示屈曲失稳后3,7号位置壁板逐渐由压缩变形变为拉伸变形,4,8号位置壁板压缩变形不断增大,表明在这些位置壁板也发生了弯曲,弯曲方向均为向筋条面凸起,以上描述的失稳壁板弯曲方向与有限元仿真结果(图4)是一致的。图8(c)显示屈曲失稳后1,2,9,10号位置壁板应变仍然保持较一致的线性变化趋势,即这些位置壁板没有发生明显的弯曲,主要原因是实验件两侧边安装了防弯曲夹具,使两侧边在整个加载过程中都不发生弯曲变形。图8(d)显示屈曲失稳之后,11,12与17,18号位置壁板应变仍然保持较一致的变化趋势,而13,14与15,16号位置壁板的应变-载荷曲线出现了“分叉”现象,说明加筋板中间2根筋条发生了弯曲,而两侧的筋条并没有发生明显的弯曲,主要原因是防弯曲夹具对两侧筋条的约束力较强,而对中间筋条约束力较弱(因为防弯曲夹具距两侧筋条较近,距中间筋条较远)。综上分析,A-1加筋板中间截面壁板的变形如图8(e)所示,屈曲形式主要是筋条间壁板的屈曲以及中间2根筋条的屈曲。
图9(a)~(d)是B-1实验件1~18号位置应变随压缩载荷变化的曲线。可以看出,B-1各位置应变-载荷曲线的总体变化趋势与A-1(图8(a)~(d))十分相似,曲线也主要分为两个阶段:第一阶段为加载初期阶段(载荷小于500kN),应变随载荷增加呈线性一致的变化趋势,加筋板发生加载方向上均匀的压缩变形;第二阶段为载荷大于500kN之后,应变发生了不一致的变化趋势,即产生了屈曲失稳现象,对应的屈曲载荷为500kN。从图9(a)可以看出,屈曲失稳之后,5号位置壁板逐渐由压缩变形变为拉伸变形,6号位置壁板压缩变形不断增大,说明5,6号位置壁板发生了弯曲且弯曲方向为向筋条面凸起,这与A-1相同位置壁板的弯曲方向恰好相反。图9(b)显示4,8号位置壁板由压缩变形逐渐变为拉伸变形,3,7号位置压缩变形进一步增大,说明3,4和7,8号位置壁板弯曲方向均为向壁板面凸起,这与A-1相同位置壁板的弯曲方向也相反。图9(c)表明了屈曲失稳后在1,2,9,10号位置壁板应变仍然保持相对一致的线性增加趋势,说明这些部位没有出现明显的弯曲,主要原因也是两侧安装了防弯曲夹具,这与A-1加筋板该位置壁板的变形趋势是相似的。图9(d)中,在500kN之后加筋板中间2根筋条发生了弯曲,而两侧的筋条并没有发生明显的弯曲,这与A-1是相似的。综上分析,B-1加筋板中间截面壁板的变形如图9(e)所示,其屈曲形式与A-1基本相同,主要是筋条间壁板的屈曲以及中间2根筋条的屈曲,但失稳壁板的弯曲方向与A-1加筋板相同位置失稳壁板的弯曲方向相反。
(a)5,6号位置;(b)3,4,7,8号位置;(c)1,2,9,10号位置;(d)11~18号位置;(e)中部壁板变形(a)5,6positions;(b)3,4,7,8positions;(c)1,2,9,10positions;(d)11-18positions;(e)deformation of middle panel
图8 A-1应变-载荷曲线(a)~(d)及中部壁板变形(e)Fig.8 Strain-load curves(a)-(d)and mid-panel deformation(e)of A-1
同理将A-2,A-3和B-2,B-3的1~18号位置的应变绘出载荷-应变曲线,发现A-2,A-3实验件屈曲形式及失稳壁板弯曲方向与A-1相同,B-2,B-3实验件与B-1相同,因此得出的结论是相似的。综上所述,可得:该吸湿饱和加筋板失稳壁板屈曲形式与普通加筋板基本相同,但相同位置失稳壁板弯曲方向与普通加筋板相反。
将实验得到的屈曲载荷与破坏载荷列于表3,其中N=平均破坏载荷/平均屈曲载荷,可以看出两组实验数据的分散性较小。普通加筋板和吸湿饱和加筋板的平均屈曲载荷分别为540.0,523.3kN,后者是前者的96.9%,即加筋板屈曲载荷吸湿饱和后较未吸湿时下降了3.1%,说明湿热环境对加筋板屈曲载荷影响较小。两类实验件平均破坏载荷分别为985.5,766.6kN,后者是前者的77.8%,吸湿饱和加筋板的平均破坏载荷较吸湿前下降了22.2%,说明湿热环境对加筋板破坏载荷影响较大。破坏载荷下降幅度较大的主要原因有以下方面。树脂基体一般吸湿能力较强,所以水分渗入产生的溶胀应力以及水分自身的溶解性会使树脂基体膨胀、变形,甚至一些基体会发生水解等化学变化,而碳纤维几乎不吸湿,因此,在相同的湿热环境下,树脂基体与碳纤维的吸湿量不相同,二者的膨胀和变形就会出现不匹配性,吸湿时间越长则这种不匹配性就越明显;由于纤维和基体的吸湿能力不同,通常吸湿后纤维会承受压缩应力,基体承受拉伸应力[19],因此会出现应力不匹配性,这些因素导致复合材料内部产生许多局部的应变和应力区,降低了复合材料的压缩强度[20,21]。同时,湿热环境对复合材料的界面(纤维与基体的交界面)也会产生较大影响,一般表现为纤维与基体之间出现脱粘与孔隙,因此降低了界面的黏结强度,黏结强度的降低弱化了压缩过程中基体和纤维之间相互支撑的作用,进而导致复合材料加筋板压缩强度的退化[22,23,24]。此外,压缩过程中筋条对加筋板承载能力影响很大,筋条若出现脱粘现象加筋板会随之迅速破坏[11,12],实验中也观察到筋条的生存状态对加筋板的承载能力影响较大,通常湿热环境会使壁板和筋条之间连接胶层的黏结强度降低,容易导致当承受较小的压缩载荷时筋条就出现脱粘现象,这也是吸湿饱和加筋板压缩强度下降的一个原因。本工作限于实验件数量有限,只研究了加筋板吸湿饱和情况下的压缩性能,后续工作中应进一步研究不同吸湿量下加筋板压缩性能的变化情况。吸湿饱和加筋板在压缩载荷下仍然存在后屈曲过程,平均破坏载荷是平均屈曲载荷的1.46倍。有限元仿真得到的屈曲载荷与实验结果(平均屈曲载荷)的误差为10.5%,因为仿真采用的是线性屈曲仿真,没有考虑材料的初始缺陷,得到的结果会高于实验结果,但误差在10%左右,可以为工程应用提供有益参考。
(a)5,6号位置;(b)3,4,7,8号位置;(c)1,2,9,10号位置;(d)11~18号位置;(e)中部壁板变形(a)5,6positions;(b)3,4,7,8positions;(c)1,2,9,10positions;(d)11-18positions;(e)deformation of middle panel
图9 B-1应变-载荷曲线(a)~(d)及中部壁板变形(e)Fig.9 Strain-load curves(a)-(d)and mid-panel deformation(e)of B-1
表3 两类加筋板的屈曲载荷和破坏载荷Table 3 Buckling load and failure load of both types of composite stiffened panel
6 结论
(1)吸湿饱和加筋板的破坏形貌与普通加筋板相似,主要是筋条的断裂、脱粘以及壁板的分层、撕裂。但湿热环境对加筋板的破坏位置影响较大,普通加筋板破坏位置均在实验件中部,而吸湿饱和加筋板破坏位置表现出较大的不确定性,分别在靠近固定端(B-1,B-3)与靠近加载端(B-2)。
(2)吸湿饱和加筋板与普通加筋板的屈曲形式基本相同,主要是筋条间壁板的屈曲以及中间2根筋条的屈曲,但两类加筋板相同位置失稳壁板的弯曲方向相反。