冲击损伤（共8篇）
冲击损伤 篇1
0 引言
对复合材料结构承载能力影响最严重、安全威胁最大的是冲击损伤,冲击损伤是复合材料损伤的主要研究对象。对于冲击损伤而言,其常用的检测方法为超声波C扫描检测。在冲击损伤区内并不是每一层或每一处都已损坏,而C扫图片仅显示出冲击损伤区域包络形状与大小。本文从增强剂四溴乙烷的浓度、施加方式与时间等方面的选定,进行了冲击损伤的增强X射线实时成像检测研究,其结果是对超声波C扫描检测结果的进一步验证与补充,从而为复合材料结构设计和制造工艺改进,提供了一定的检测依据。
1 冲击损伤的超声波C扫检测
对于冲击损伤而言,其常用的检测方法为超声波C扫描检测。表一为冲击损伤测试件规格,图一为试件的冲击损伤超声波C扫检测结果。实际上,在冲击损伤区内并不是每一层或每一处都已损坏,C扫图片仅显示出冲击损伤区域包络形状与大小。
2 冲击损伤的增强X射线实时成像检测机理
根据X射线检测原理,只有缺陷在射线透照方向上具有一定的尺寸、其线衰减系数具有一定的差别,且散射比控制在一定范围内,缺陷才能产生一定的透照强度对比度。而分层是一种层间裂纹,在射线透照方向上缺陷的尺寸几乎为零,所以常规X射线检测法检测分层很困难。如图二所示,在损伤处未使用四溴乙烷(TBE)增强剂的情况下,不能检测出层间分层。为了检测出复合材料中的分层缺陷,可采用四溴乙烷(TBE)增强剂。由于增强剂对X射线的吸收远大于被测试件本身材料,能有效地增强被测试件损伤部位的图像质量和检测灵敏度,从而达到检测的目的。
3 冲击损伤形式与形状特征
只有正确理解冲击损伤的形式与形状特征,才能将增强材料全面施加到冲击点及其层间分层处,为层间分层的全部检出做好准备。层间分层的分布有下述特点:
(1)冲击损伤形式
冲击损伤形式与冲击能量水平密切相关,如图三所示[1]。高能量冲击,如弹丸冲击,可以对层压板造成穿透孔损伤,并带有一些边缘附近的局部分层(如图一a);中等能量冲击,虽然不产生穿透损伤,但在冲击范围内造成了层压板局部损伤和内部分层,以及背面纤维的断裂(如图一b)。高能量和中等能量水平的冲击可以造成层压板表面损伤,相对容易检测。低能量冲击在层压板表面产生难以目视检查的损伤,并在层压板内部形成圆锥形的分层区(如图一c)。低能量冲击损伤是纤维增强复合材料在实际结构应用中经常遇到的主要损伤形式。
(2)冲击损伤形状特征
层间分层的分布有下述特点:
(1)多数分层呈花生状(或哑铃状),相邻两层间分层区的主轴方向均沿两层中离冲击面较远一层的纤维方向;
(2)分层沿厚度方向呈喇叭状分布,冲击表面最小,背面最大;
(3)分层面积不是单调增加的,其不仅取决于离冲击表面的距离,也取决于相邻两铺层方位之间的夹角,即距离越远,分层面积越大,夹角越大,越易产生分层。
4 冲击损伤的增强X射线实时成像检测
清除测试件的湿气和表面污染,在损伤处浸渍,将试件浸渍于四溴乙烷(TBE)溶液中,时间分别为30分钟、1小时、10小时并进行检测。因分层部分开口于表面,增强剂溶液只能渗入了开口于表面的层间分层中,增加了该区域对X射线的吸收,在射线的透照下,局部产生了一定的透照强度对比度,因而,根据X射线检测原理,如图四所示,只能检测出部分层间分层。浸渍时间分别为30分钟、1小时、10小时的检测结果如图四a、图四b、图四c所示。因此,使增强剂溶液能充分浸入所有的层间分层中,是解决正确检测出层间分层的首要条件之一。为了达到检测层间分层的目的,考虑在冲击点钻孔,本文采用孔径为Φ1mm。
开口于被测件表面的层间分层可看作是毛细缝隙,四溴乙烷也正是在毛细作用力下自动地渗进分层中,液体在毛细缝隙中浸入的深度,可用下式来计算:
式(1)中:
h—液体浸入毛细缝隙的深度;
σ—液体的表面张力系数;
θ—液体对固体表面的接触角;
w—毛细缝隙的宽度;
ρ—液体的密度;
g—重力加速度
由式(1)可知,液体在毛细缝隙中浸入的深度与液体的密度成反比,液体的密度愈大,浸入深度愈小,其渗透能力愈低。粘度对液体的静态渗透能力没有影响,但对其运动性能有很大的影响,会影响液体的渗入时间。
作为增强剂的四溴乙烷,其分子式为C2H2Br4,分子量为345.65,在20℃、化学纯状态下,密度为2.96g/ml,密度很大,粘度很高,其渗透能力很差,渗入表面开口的微小层间分层中所需的时间较长。
因而,增强剂能否快速、充分地渗入全部的层间分层中,且其密度不能降低很多,以保证层间分层的检测,是冲击损伤的增强X射线检测技术的关键。应从下面几方面进行选择:
(1)施加方式
通过喷涂、流涂、刷涂、浸渍等施加方式的比较,浸渍方式的渗入时间最短且充分,应选择浸渍方式。
(2)增强剂浓度
表二为四溴乙烷的常温条件下不同浓度的密度变化,通过实际验证,在相同时间条件下,以丙酮为稀释剂,在50～99%的浓度范围内,观察检测图像没有明显变化,均能检测出全部的层间分层,因此,选取中间值75%为施加增强剂浓度。
(3)施加时间
图五为在损伤处钻孔,并将试件浸渍于浓度为75%的增强剂中,时间分别为30分钟、1小时、2小时的检测结果。与C扫结果相比较,并经过多次试验,浸渍时间为2小时可检测出全部分层。
时间:30分钟(a)、1小时(b)、2小时(c)检测设备:HI-Scan X射线实时成像设备
在图五c中可以看出,实际上,在损伤区内并不是每一层或每一处都已损坏。在增强X射线实时成像检测中,由于增强材料四溴乙烷(TBE)浸入到损伤区的每一个微小分层中,极大地提高了层间分层区对X射线的吸收,增强了该区域的图像质量和检测灵敏度,从而,检测出了层间分层,因而更具体地、形象地显示出损伤区损伤程度的变化,可作为损伤超声波C扫描检测结果的验证与补充,从而为复合材料结构设计和制造工艺改进,提供了一定的检测依据。
利用实时成像设备的测量软件,在射线图像上测量出尺寸并计算出层间分层大小。例如,将损伤区域近似看作椭圆形并计算其面积,长轴=30.4mm,短轴=20.5mm,面积=(长轴/2)×(短轴/2)×3.14=(30.5/2)×(20.5/2)×≈490.8mm2,层间分层检测图像如图六所示。
四溴乙烷(TBE)浓度:75%浸渍时间:2小时检测设备:HI-Scan X射线实时成像设备
5 结束语
增强X射线实时成像检测冲击损伤的关键是层间分层必须与表面相连。其次,必须选择合适的增强剂浓度、施加方式与时间,使增强剂完全浸入层间分层,才能保证冲击损伤的层间分层的全部检出。具体操作方式为:
(1)清除试件的湿气和表面污染;
(2)将四溴乙烷(TBE)溶于丙酮溶剂中,制成浓度≥50%溶液;
(3)在损伤处钻孔,使层间分层开口于表面,采用浸渍的施加方式,使TBE溶液渗入零件缺陷部位,施加时间取决于冲击能量、复合材料的疏松度和厚度;
(4)X射线实时成像法检测试件;
(5)清除四溴已烷(TBE)溶液。
参考文献
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冲击损伤 篇2
含冲击损伤复合材料层合板疲劳试验研究
针对两种不同铺层顺序的T300/BMP316复合材料层合板,进行了低速冲击后不同应力水平下的等幅拉-拉疲劳试验.结果表明:低速冲击后,材料疲劳寿命的.对数与应力水平成线性关系;在低应力水平下,层合板的主要疲劳损伤模式为分层,而在高应力水平下,其主要疲劳损伤模式为纤维断裂;随着疲劳应力水平的降低,层合板内损伤面积增加且刚度退化幅度变大.
作 者：徐颖 温卫东 崔海坡 Xu Ying Wen Weidong Cui Haipo 作者单位：南京航空航天大学能源与动力学院,南京,210016刊 名：宇航材料工艺 ISTIC PKU英文刊名：AEROSPACE MATERIALS & TECHNOLOGY年，卷(期)：37(2)分类号：V2关键词：疲劳 低速冲击 复合材料层合板
冲击损伤 篇3
飞机在实际飞行中由于冰雹、鸟撞或者在维修过程中不经意的碰撞都会对结构件或蒙皮产生一定程度的冲击损伤, 并且在表面留有一定程度的凹坑。特别是飞机蒙皮, 在飞机飞行过程中, 最容易受到冲击而留下凹坑。本文研究了低能量冲击对金属薄板疲劳性能的影响, 主要体现在以下三个方面:
通过不同能量冲击铝合金薄板, 研究冲击能量与凹坑尺寸之间的关系;
通过未受冲击的薄板试验件和经冲击产生不同凹坑的薄板试验件的疲劳对比试验, 研究确定不同能量的冲击凹坑对金属薄板疲劳性能的影响;
根据已知凹坑尺寸金属薄板的疲劳寿命, 估算其他凹坑尺寸金属薄板的疲劳寿命。
1 试验内容
使用落锤式冲击台, 用钢制冲击头 (图1) 冲击试验件, 测量和记录不同冲击能量形成的凹坑尺寸L/h (如图2 所示) , 并对凹坑轮廓区域进行检查, 确保无裂纹。
根据试验数据, 获得冲击能量与凹坑尺寸L/h之间的关系曲线, 并通过试验验证, 确定L/h分别为30、15、10 情况下的冲击能量。
无冲击凹坑和凹坑尺寸L/h分别为30、15、10 的铝合金薄板试验件在应力比R=0.06 下进行轴向等幅加载疲劳S - N曲线试验。根据疲劳试验结果进行统计分析, 得到不同凹坑尺寸的试验件的疲劳性能的差异。
通过块谱疲劳试验, 验证由已知凹坑尺寸金属薄板的疲劳寿命推算其他凹坑尺寸金属薄板的疲劳寿命是可行的。
试验件
冲击凹坑金属薄板疲劳试验件采用1.6mm厚的2524 - T3 板材加工而成, 试验件原始型式的几何尺寸见图3, 试验件的原始样貌如图4 所示。
凹坑冲击试验结果
使用落锤式冲击台进行冲击试验, 得到凹坑尺寸系数分别为30, 15 以及10 对应的冲击能量为2.5J、6.05J和12.09J。冲击能量与凹坑尺寸的关系如图5 所示, 凹坑尺寸随着冲击能量的增加呈非线性降低。冲击过后产生的凹坑如图6 所示。
疲劳试验结果
疲劳S - N曲线由测定出的疲劳寿命和疲劳强度数据点拟合而成, 目前在疲劳可靠性设计和疲劳性能测试中常用的三参数幂函数表达式 (指定应力比下) 为:
式中, S0, m和C为材料待定常数;S为最大疲劳应力, N为循环次数。
使用三参数曲线拟合公式 (1) 得到不同凹坑疲劳S -N曲线如图7 所示。把无凹坑以及凹坑尺寸系数分别为30、15 以及10 的疲劳S - N曲线画在同一幅图中, 如图8所示。疲劳破坏形式以凹坑中心裂纹为主, 见图9所示。
三参数S - N曲线的参数归一化处理
在图8 中, 除了凹坑尺寸为30 的疲劳S - N曲线外, 其他曲线规律较明显, 凹坑尺寸系数越小, 即凹坑深度越大, 对应的疲劳S - N曲线越低, 即在相同寿命下, 所能承受的应力越低。为了进一步研究不同凹坑的疲劳S -N曲线的规律, 使用参数归一化进行优化。
将S - N曲线数据点按式 (1) 进行拟合, 可以得到每条S - N曲线的形状参数m、C和疲劳强度S0。对m值取平均值 (公式2) 、C取对数平均值 (公式3) , 作为几条S - N统一的形状参数:
将式 (1) 作如下变换:
令因变量X =lg N , 自变量=Ylg (S -S0) , a = -m , b =lg C , 则上式可写成:
其中, a和b的取值由m和C的均值确定, 则可确定直线方程 (5) ;在S - N曲线数据点确定的情况下, X值由N值确定, 而Y值由S和疲劳强度S0 的取值确定。则所有 (X, Y) 数据点与直线 (5) 的误差平方和为:
将X =lg N和=Ylg (S -S0) 代入式 (6) , 则式 (6) 可变换为:
调整S0取值, 使取值Q (S0) 最小, 则S - N数据点与直线 (5) 最吻合, 以确定每条S - N曲线的疲劳强度S0。将4 条S - N曲线的数据点按式 (1) 进行拟合处理, 得到形状参数m和C以及其均值;根据式 (4) 至式 (7) 的处理方法对材料S - N曲线进行归一化处理得到每条S - N曲线的疲劳强度S0。无凹坑、凹坑系数为30、15 和10 的原S - N曲线 (公式8 至11) 和归一化处理后的曲线方程为 (公式12 至15) :
三参数归一化优化结果见图10, 在该图中不同凹坑导致的疲劳性能非常明显, 无凹坑的疲劳性能最好, 其次分别是凹坑尺寸为30、15 以及10, 疲劳强度随着凹坑深度的增加而降低。
谱载疲劳寿命试验与理论估算
根据图5 描述的金属薄板冲击能量与尺寸系数的关系曲线, 找出尺寸系数为20 对应的冲击能量为4.4J。随后使用疲劳试验机进行了凹坑尺寸系数为20 的块谱疲劳试验, 块谱形式如图11 所示。用于估算块谱疲劳寿命的方法是基于无凹坑以及尺寸系数分别为30, 15, 10 的疲劳S - N曲线性能, 结合Miner理论, 估算块谱下疲劳寿命。在上一节中, 得到了三参数归一化后的不同凹坑的疲劳S - N曲线。对疲劳强度S0进行插值, 得到凹坑尺寸系数为20 的疲劳强度参数S0为58.92MPa, 其S -N曲线如图12 所示, 介于凹坑尺寸系数为30 和15 的疲劳曲线中部, 疲劳方程如公式 (16) 所示:
假设在一个周期中包含有L级应力水平s1, s2, …s L, 各级应力水平的循环数分别为n1, n2, …n L;令N1, N2, …NL分别代表在各级应力水平单独作用下的破坏循环数 (可由S - N曲线查得) , 那么疲劳损伤可用相应的“循环比”表示, 即n1/N1, n2/N2, …n L/NL。如以T表示周期总数, 则在整个工作期间各级应力水平对构件所造成的损伤分别为:
当损伤度总和累积至1 (100 % ) 时, 构件即发生疲劳破坏 (出现工程裂纹) :
根据凹坑尺寸系数为20 的S - N曲线公式 (16) 以及损伤累积Miner公式 (18) , 可以估算凹坑尺寸系数为20 的薄板在块谱下的寿命, 结果如表1 所示, 估算误差为10.18%, 在可接受的范围内。
结果
通过对金属薄板冲击后疲劳性能的研究分析, 得到如下结论:
结构件表面经冲击后, 只要存在凹坑损伤, 就会降低构件的疲劳强度且疲劳强度会随着凹坑深度的增加而降低;
冲击损伤 篇4
1 资料与方法
1.1一般资料
型的ASCI患者60 例。根据伤后时间并按自愿选择用药原则分为应用MP治疗组(A组,32 例)和未应用MP对照组(B组,28 例)。从受伤到入院的时间为1～48 h,平均6.2 h。A组32 例,男18 例(56.3%),女14 例(43.7%);平均年龄(42.6±6.4) 岁,平均体重(56.5±8.2) kg。车祸致伤9 例(28.1%),坠落伤12 例(37.5%),挤压伤8 例(25%),跳水伤3 例(9.4%)。颈椎损伤11 例(34.4%),胸椎损伤6 例(18.8%),腰椎损伤15 例(46.9%)。脊髓完全损伤18 例(56.2%),脊髓不完全性损伤14 例(43.8%)。B组28 例,男16 例(57.1%),女12 例(42.9%);平均年龄(39.6±7.8) 岁,平均体重(52.5±6.5) kg。车祸伤10 例(35.7%),坠落伤9 例(32.1%),挤压伤7 例(25%),跳水伤2 例(7.1%)。颈椎损伤10 例(35.7%),胸椎损伤7 例(25%),腰椎损伤11 例(39.3%)。脊髓完全性损伤15 例(53.6%),脊髓不完全性损伤13 例(46.4%)。两组的性别比例、年龄和ASCl分级在统计学上无显著性差异,具有可比性。2002年8月至2005年8月共收治各种类
1.2 给药方法
1.2.1 MP治疗组 对受伤在8 h内的患者按美国急性脊髓损伤研究会(NASCI)-Ⅱ方案应用MP:首剂给予MP30 mg/kg,15 min内静脉点滴完毕,在间隔45 min后以5.4 mg/kg·h持续静脉点滴23 h(A组)[2]。接受MP治疗时间为伤后2.5～16 h,平均5.6 h。其中1 例在维持用药时出现过敏反应,放弃MP治疗。
1.2.2 对照组(B组) 对照组除不应用MP治疗外,其余治疗与治疗组相同。
两组均用20%甘露醇静脉点滴,每日3次,持续7 d。低分子右旋糖酐500 mL加复方丹参16 mL静脉点滴,每日3次。A组同时给予甲氢咪胍每天0.6g,静脉点滴3 d。B组加用地塞米松15 mg静脉滴注,每天3次,持续7 d。两组接受手术治疗时间为伤后12.6～48 h,平均24.8 h。手术由同一组医生进行。60 例患者均获得随访,时间1～3年,依据ASIA(感觉、运动、反射及排便4个方面)分级法进行评估。入院时、6周和6个月时各评估1次,比较两组的疗效差别。
1.3 神经功能评价标准
在入院时、术后6周及6个月,按照ASIA2000神经分类标准[3]进行神经功能评价。
1.3.1 运动功能 检查身体两侧各10对肌节中的关键肌,各肌肉肌力按0～5(6个肌力等级记录)临床分级进行评定,左右侧分别打分,双侧最高分为100分。
1.3.2 针刺和轻触觉 从C2到S4-5,检查身体两侧各自28个皮区关键点的针刺觉和轻触觉,并按3个等级评定打分,每节段功能缺失为0分;减退为1分;正常为2分。针刺和轻触觉双侧最高分各为112分。
1.4 统计分析
所得数据利用SPSS11.5软件进行统计和分析,两组入院、伤后6周及6个月随访时的比较采用单因素方差分析,两两之间比较采用q检验。并发症发生率比较采用χ2检验,P<0.05为有显著性差异。
2 结 果
2.1 两组治疗前后的ASIA感觉及运动评分
MP治疗组运动,感觉(针刺、触觉)评分在入院时,伤后6周和伤后6月有总的统计学差异(运动F=22.287,P=-0.001;针刺F=216.555,P=0.001:触觉F=257.791,P=0.001),除了运动评分在入院时和伤后6周没有显著差异外,其余评分在入院时、伤后6周和伤后6月三个时间点两两比较有统计学意义。而对照组入院时、伤后6周和伤后6个月的运动感觉评分无统计学意义。由此可见MP组的感觉及运动功能恢复均优于对照组(见表1)。
2.2 两组并发症情况
MP组与对照组比较并发症的发生率没有显著性差异(χ2=3.077,P=0.079),说明大剂量MP治疗并不会显著增加患者治疗中并发症的发生率。MP组1 例于伤后16 h予以用药和1 例出现过敏反应于中途停止MP用药,其治疗前后感觉及运动功能评分均无差异。1 例由于护士疏忽把维持用药23 h MP总剂量当成盐水在间隔45 min时间段内静脉输入未见不良反应,其治疗前后感觉评分有所改善,但运动功能评分无差异。神经恢复多从治疗后的24 h内开始,并呈渐进性自上肢至下肢的顺序恢复(见表2)。
3 讨 论
各种原因引起的ASCI常导致严重的肢体瘫痪,直接威胁着患者的健康与生命。由于中枢神经元细胞损伤后难以再生,如何尽可能减轻脊髓神经细胞的继发性损害,是提高急性脊髓损伤治疗效果关键。在脊髓损伤早期应用各种药物以阻止脊髓继发性损伤的病理过程是研究的重点。经过美国国立急性脊髓损伤研究会ⅡⅢ期的研究证实[4],大剂量MP冲击疗法在伤后6～8 h内使用能明显促进脊髓功能恢复。其作用机理是抑制急性脊髓损伤后的继发性改变,主要体现在:抑制脂质水解和花生四烯酸等炎性介质的释放,抑制氧自由基反应和脂质过氧化,稳定细胞膜;扩张小血管,对抗血栓烷A引起的血管痉挛;减少细胞内钙离子聚集;促进神经元细胞的新陈代谢;提高神经元应激性和突触传导性[5]。应用MP治疗急性脊髓损伤时应充分考虑其药理学特点,其一是所用药物剂量应在其有效治疗浓度域值内,即15～30 mg/kg;其二是MP对脊髓损伤的治疗存在短暂的时间窗,应早期静脉注射MP。早期和适量应用甲基强的松龙是取得满意疗效的关键。本研究发现MP治疗组运动及感觉(针刺、触觉)评分在入院时、伤后6周和伤后6个月有总的统计学差异,除了运动评分在入院时和伤后6周没有显著差异外,其余评分在入院时、伤后6周和伤后6个月三个时间点两两比较有统计学意义。说明在伤后8 h内的ASCI患者应用MP治疗有效,感觉恢复比较快,运动功能恢复比较慢。脊髓损伤8 h以后单纯应用MP则无效[6]。最近的研究显示,如果在3～8 h才开始治疗,则有必要将有效剂量持续到24～48 h[7]。
本研究发现MP治疗过程中,毒副作用以消化道反应最为常见。本组7 例,主要表现为上腹部胀痛、呕吐、甚至吐血等,对既往有消化道病史和年龄偏大者尤其应加强观察,用药过程中需警惕应激性溃疡和其他并发症的发生。对消化道反应和消化性溃疡常应用胃黏膜保护剂和H2受体阻断剂。消化道溃疡的控制与改用MP有关,还是与预防性应用胃黏膜保护剂和抑酸剂有关,有待进一步研究。在没有确切证据证明前,建议对脊髓损伤患者应用MP治疗时常规应用胃黏膜保护剂和抑酸剂[8]。MP可使肺炎的发病率提高26%,并延长ICU监护时间,但是未延长康复时间,未增加死亡率。本组肺部感染5 例,主要表现为呼吸困难、胸闷、气急、咳嗽、咳痰等。为减少肺炎的发生应鼓励患者做深呼吸运动、吹气球或汽泡,以增加患者的肺活量,对于不能自主呼吸的患者应经常给予拍背。对呼吸道深部的分泌物做痰培养,选用敏感的抗生素。本组泌尿道感染7 例,主要表现为尿频、尿急、尿痛、外阴红肿,甚至流脓、尿液里有絮状沉淀物等。对于泌尿道感染应鼓励患者多喝开水,用1:5 000呋喃西林冲洗膀胱,每天两次。相对地塞米松,MP较少发生盐皮质激素作用。股骨头缺血性坏死和消化道出血发生几率很低。本组1 例于术后12 d折线出院后的第2天发生伤后裂开,可能与伤口的皮下组织采用连续锁边缝合有关。连续锁边缝合最大的缺陷是只要其中的某个线头发生断裂就会导致整个伤口裂开,故笔者建议皮下组织最好采用间断缝合,若采用连续锁边缝合需在缝合的两端和中间部分采用间断缝合加强,避免连续锁边缝合发生抽线现象。对于MP组的伤口建议延长拆线时间,一般在2周。从总体上讲,MP对脊髓损伤的作用是肯定的,但怎样应用才能发挥最大效果、减轻并发症等问题还需要进一步探讨研究。
参考文献
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冲击损伤 篇5
金属油罐是最常见的油料储存容器。由于油料的易燃、易爆等特性, 油库火灾、爆炸事故往往带来巨大的人员伤亡和经济损失, 并造成严重的环境破坏和污染。油库发生爆炸时, 金属油罐在环绕油罐尤其是狭长受限空间的油气爆炸冲击波冲量的作用下, 会发生断裂损伤, 甚至彻底摧毁储油罐, 造成重大的爆炸火灾安全事故。如1989年青岛黄岛油库特大火灾爆炸事故, 损失原油数万吨, 直接损失大于8500万, 并造成重大人员伤亡;2002年, 南方地区连续发生两起油库重大火灾爆炸事故, 同样造成重大伤亡和经济损失, 而其中一起由于发生二次爆炸, 罐底的钢板被撕裂, 金属油罐被颠覆, 大量燃油抛洒出来, 引起火灾迅速大面积蔓延, 使最初并不严重的爆燃事故发展为重大火灾爆炸事故。因此, 油库安全是关系到国计民生的大事, 防止油罐爆炸是油料储运工程安全与防护技术的重要内容, 是确保油料储运安全的重要环节。本文综合运用断裂力学、失效分析、流体力学、燃烧学、爆炸力学等学科知识, 对油气爆炸冲击波作用下金属油罐损伤断裂进行了模拟实验研究, 通过研究油库火灾发生时, 油气爆炸冲击波对金属油罐产生损伤断裂的机理, 对确定油罐火灾防爆技术手段提出更为科学的储油罐设计安全结构, 科学认定油罐火灾爆炸事故原因, 具有重要的理论意义和工程实用价值。由于油料洞库和覆土油罐都是受限空间, 油气爆炸产生的压力更大, 本文选择地下原型坑道和模拟油罐进行油气混合物爆炸实验。
2.实验装置与测试
2.1原型坑道油气混合物爆炸实验
原型实验坑道及其断面如图1所示。其中水平坑道断面7.2m2, 长400m, 距坑道口35m处有一工程中常见的支坑道口, 其深度为1.2m;斜坑道长约300m, 与水平面夹角为23°。水平坑道口采用液压开关的重型防爆密闭门进行封闭, 可承受各种气体和粉尘爆炸形成的一定超压;斜坑道口为无约束开口。
实验点火系统将电雷管作为油气混合物点火源, 每个点火头的点火能量为2焦耳。本文实验中设计了专门的油气形成系统, 包括气体循环回路、油料雾化喷头、高压供气供油管路、空气压缩机等, 实验中在坑道中形成均匀的油气混合物。
实验过程中油气爆炸破坏力强、危险性大, 地下爆炸实验段距地面测控中心超过300m, 数据采集困难、信号传输距离远, 受到的各种干扰较大, 如何进行有效的数据采集是原型油料洞库油气爆炸实验的关键。因此, 除利用高度自动化的数据采集仪器外, 还对火焰、压力信号进行了前置放大, 对火焰信号进行了门限滤波。作为数据采集系统核心的cs20000高速多通道数据采集分析系统具有对16个通道进行A/D转换和最高20MHz并行采样的能力, 所采集的数据由系统自动保存。同时系统还可进行所采集数据的后处理分析。
如图2所示, 实验坑道前40m每隔10m一个测点。测试爆炸压力、火焰传播速度。40m后每隔20m一个测点。测试系统整体如图所示。成分测试用抽样法。
2.2模拟油罐油气爆炸实验
模拟实验系统包括油罐模拟实验装置、数据采集与处理系统及实验辅助系统。模拟油罐装置由双层油罐和Φ400钢管模拟坑道等组成, 如图3所示。油罐直径为1000mm, 高1000mm, 罐壁高800mm, 厚10mm。整个模拟油罐按压力容器设计标准加工而成, 罐壁为圆柱形, 罐底为平板封头, 罐顶为标准的椭圆封头。为了便于实验时观察, 在罐壁上开有三个Φ150mm的观察窗, 安装有石英玻璃。罐顶上开有一个Φ400的人孔。罐壁及罐底、顶上均设有螺纹连接的安装传感器的接头。整个容器能承受高温高压。数据采集与处理系统主要检测温度、压力等参数, 共六个通道 (CH) 检测压力参数, 布置位置如图1所示。压力传感器采用高频响的压阻传感器, 量程为1.0MPa。爆炸前后各种气体的体积分数, 用HC红外线分析器和汽车尾气分析仪进行测量。
3.实验结果与分析
3.1原型坑道油气混合物爆炸实验结果与分析
1) 油气浓度分布与爆炸模式:
模式实验结果如表1所示。从最高压力看, 当初始油气浓度为1.9%时, 在40m处的压力已达到8.8个大气压。所以, 爆炸已从爆燃向爆轰快速发展。在初始油气浓度为1.92%时, 短短40m内爆炸压力就已超过油气定容爆炸压力。
如表1所示, 在原型坑道油气均匀分布的前30m, 当点火后爆炸呈由弱爆燃到强爆燃甚至到爆轰初期的过程;在30m到80m之间, 30m到40m段为过渡段;有时爆炸增强, 有时爆炸减弱。在40m到80m之间, 由于原型坑道油气浓度呈由高到低的分布, 所以, 爆炸由强爆燃到弱爆燃发展, 说明油气浓度分布是确定爆炸模式最关键的因素;不同的油气浓度分布模式会给洞库带来不同的爆炸发展模式及不同的危险程度。实验结果说明油料洞库局部一般有较高浓度油气分布, 如果爆炸后没有抑爆阻爆措施任其发展, 其危害程度对洞库来说是灾难性的。
2) 压力发展规律及主要影响因素
压力发展典型实验结果数据在表2给出;所对应的最高压力随坑道位置变化的曲线如图3所示。不同初始油气浓度所对应的最高超压和最大火焰传播速度实验结果在表3给出。原型坑道实验中, 沿坑道爆炸的发展经历了二种浓度分布;一种是前28m均匀初始油气浓度分布。在28m处有隔断薄膜。在28m后, 因爆炸时薄膜破开, 冲出的油气混合物与空气因混合和扩散形成由高到低的油气浓度分布。在五次实验中都遵循爆炸压力由弱到强, 由强到弱的发展过程, 但有四次最高压力在30~40m处。因油气浓度的不同和其它条件影响, 最高压力分别为:8.8、6.8、4.2、4个大气压。另外一次最高压力为0.89个大气压, 发生在60m处且在80m处压力还有0.88个大气压。值得注意的是, 10m处的压力有二次超过后面点的压力。本文认为是坑道断面压力波反射叠加造成的。实验结果表明, 在原型坑道中爆炸压力上升的速率非常快。无论在模拟实验还是在原型实验中, 都证实边界的扰动对洞库狭长空间的爆炸影响是非常关键的因素之一。在实际洞库中, 多路管道、纵横交叉的支坑道、转弯等都是推动爆炸发展的“局部动力”。从安全角度来讲, 要在设计、改造中尽量减少、避免有些“局部扰动”因素。
3) 洞内爆炸波的破坏效应
在实验中, 本文进行了角钢架、悬挂钢筋桩坑道内破坏效应的实验。如图5所示, 在油气爆炸巨大的冲击波与冲量效应作用下, 坑道内墙壁上的角钢架、悬挂钢筋桩全部变形, 槽钢架开裂倾倒。其爆炸的破坏效应是非常巨大的。如此巨大的破坏力, 洞内目前的油管固定方式和油罐是无法承受的。巨大的破坏效应必然使油管变形断裂或破裂、油罐变形损坏和泄露, 为事故的恶性发展提供必要条件。
3.1模拟油罐油气混合物爆炸实验结果与分析
不同初始浓度的油气混合物的爆炸模拟实验结果如表4所示。从表2可以看出, 模拟油罐的爆炸、燃烧初期的主要模式为爆燃, 然而才出现向燃烧发展形成火灾的可能[7, 8]。油罐内油气爆炸与油气体积分数、气温、点火能量强度等因素有关。油气体积分数分布特性是确定爆炸模式最关键的因素;不同的初始油气体积分数给油罐带来不同的爆炸发展模式及不同的危险程度;气温对罐内油气体积分数起着决定性的影响。气温越低, 罐内油气体积分数也越低, 爆炸越不容易产生。从实验结果来看, 油气爆炸压力最大超过1MPa, 最小也有0.3MPa, 这样的压力对大型储油罐来说, 将产生断裂损伤, 导致油罐的结构性破坏。如果油气爆炸没有抑爆阻爆措施任其发展, 其危害程度对油罐来说是灾难性的。因此, 爆炸压力波是油罐油气爆炸事故的主要破坏力。
油罐内发生爆炸后, 压力曲线无论是在上升还是下降过程中, 波动十分明显。这种现象称为压力波的振荡。高温高频的振荡压力波极易产生油罐金属材料的高温蠕变, 可能导致爆炸容器的塑性断裂, 造成极大的破坏, 因而爆炸振荡是有害的。压力波的振荡机理可以这样理解;初始状态为静止的可燃混合气, 当点火源点火后, 罐内温度和压力开始上升, 火焰阵面开始由点火位置向四周传播, 但由于燃烧速度慢, 火焰阵面的传播速度小于压力波速, 压力波阵面先于火焰阵面到达容器壁面, 由于容器壁面为刚性材质, 压力波在容器壁的反射作用下, 沿反射方向继续传播, 最终又会传播到容器壁面, 值得注意的是, 此时点火源附近的燃烧反应仍在进行, 也就有大于原先压力值的压力继续向容器壁面传播, 该压力波正好与反射回来的压力相遇, 由于数值上大于反射压力波, 又把还没有来得及到达容器壁面的反射压力波推了回去, 两个压力波叠加后到达容器壁面, 再反射回来。因此在压力值下降过程有压力值的短暂上升, 而后又继续下降。这样周而复始, 产生压力振荡。随着爆炸的进行, 时间的持续, 罐内压力不断下降, 因而压力波的振荡幅度越来越小, 压力值也越来越小。压力波的振荡现象是压力波的传播过程机理的反应。
图6为模拟爆炸实验时, 实测到的油罐内爆炸波压力振荡现象。
4.油气爆炸冲击载荷作用下的金属油罐破坏断裂损伤机理讨论
金属油罐在油气爆炸冲击波作用下的爆炸载荷主要有壁面反射冲击波、角隅汇聚冲击波以及准静态气体压力, 其中壁面和底面的接合站角隅汇聚冲击波最大。图6为某油库覆土油罐爆炸现场照片, 可以看出, 断裂就产生在这个部位。断裂过程是个动态变化过程, 对断裂直接进行观察分析是比较难的。而断口是断裂的静态反映, 如果对断口进行仔细观察和分析就能找出断裂的原因、机理等, 因为断口如实地反映了金属断裂的全过程及金属裂纹的萌生与扩展过程, 因此断口分析是金属断裂失效分析的一个重要手段。按照断裂力学的理论, 在金属油罐设计时, 不能单纯追求材料的强度指标, 尤其是大截面或零部件处于平面应变条件下的情况, 必须认真考虑构件的应力强度因子K和材料的断裂韧性K值的大小, 由于油罐处于腐蚀介质环境中, 还需要考虑K值, 才能确定金属油罐安全使用所能允许的裂缝尺寸, 以及确定含有裂纹构件的剩余寿命等。
下面以南方某油库半地下油罐爆炸事故为例, 进行油罐爆炸时钢板应力分析。
1) 油罐基本参数
油罐容量V=380m3截面积A=50m2周长L=25m直径R=8m
壁板厚t壁=4mm罐自重m=10×103kg油罐覆土层厚t土=0.5m
壁板周长截面积AL=L×t壁=0.1m2土壤容重ρ=1.6×103kg/m3
按照前文的实验结论, 柴油爆炸性混合物气体爆炸压力:P=0.8MPa
2) 油罐爆炸时钢板应力分析
(1) 油罐爆炸后产生的总推力 (方向轴向向上)
(2) 油罐自重和罐顶上覆土重量
(3) 油罐爆炸后产生的油罐壁板与底板连接处应力 (忽略其他微小影响量的因素)
3) 结论
根据SH3046~92《石油化工立式圆筒形钢制焊接储油罐设计规范》第3.2.2条规定:
钢板设计许用应力σ允=159m Pa, σ应=393m Pa>σ允=159m Pa
因为罐身壁板与底板焊接处应力大大超过钢板允许应用应力, 所以致使圈板全部拉裂, 在爆炸压力作用下飞出罐室外。根据《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》第6.1.5条:“罐顶板与包边角钢之间连接应采用薄弱连接, 外侧采用连续焊, 焊接高度不应大于顶板厚度的3/4, 且不得大于4mm, 内侧不得焊接”的规定, 爆炸时理应先掀掉顶板。为什么油罐爆炸不拉裂顶板而拉裂壁板?这是因为金属油罐发生爆炸时发生断裂, 应是应力腐蚀、金属热腐蚀和爆炸冲击波产生的拉应力等共同作用的结果, 后者对拉裂壁板起了主要的作用。油罐装油后, 罐壁在液体静压的作用下产生很大的环向应力, 此环向应力使罐壁周向伸长, 并沿径向向外扩张。由于受到罐底的牵制或约束, 无法沿径向胀出, 加上油罐底部水杂等引起的腐蚀也比上部严重, 因此, 油罐底部壁板所受的应力腐蚀最为严重, 应力腐蚀决定了断口部位。为防止金属油罐发生爆炸从罐底受应力腐蚀最大的位置断裂, 油罐设计和施工时必须进行“弱冠”处理。但根据事故罐实际情况, 罐顶未作“弱冠”处理, 因而导致了先拉裂底部壁板的后果。
5.结论
(1) 原型坑道油气爆炸的初期主要模式为爆炸, 燃烧的主要形式为爆燃。当初始油气浓度为1.9%时, 在40m处的最高压力已达到8.8个大气压, 爆炸已从爆燃向爆轰快速发展。坑道断面压力波反射叠加造成的局部扰动会在短短10m长的距离内使最大压力上升5个多大气压。
(2) 油气浓度分布特性是确定爆炸模式最关键的因素;不同的油气浓度分布模式会给洞库油罐带来不同的爆炸发展模式及不同的危险程度;油料洞库局部有较高浓度油气分布, 如果爆炸后没有抑爆阻爆措施任其发展, 其危害程度对洞库来说是灾难性的。
(3) 在油气爆炸实验中, 坑道内墙壁上的角钢架、悬挂钢筋桩全部成变形、槽钢架开裂倾倒。其爆炸的破坏效应是非常巨大的。罐内油气爆炸则产生压力波振荡现象。
(4) 金属油罐发生爆炸时发生断裂, 应是应力腐蚀、金属热腐蚀和爆炸冲击波产生的载荷等共同作用的结果, 后者起了主要的作用。为防止金属油罐发生爆炸从罐底受应力腐蚀最大的位置断裂, 油罐设计和施工时必须进行“弱冠”处理。
参考文献
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[8] .蒋新生, 杜扬, 高建丰等.局部扰动对主坑道爆炸波发展的数值模拟与实验研究, 安全与环境学报, 2005年10月第5卷第5期。
[9] .杜扬, 蒋新生, 高建丰等.基于多种控制机理的湍流爆炸燃烧模型研究, 中国工程热物理学会第十一届年会论文集, 2005。
[10] .沈伟.油料洞库火灾、爆炸机理及控制对策研究, 解放军后勤工程学院博士学位论文, 2004。
冲击损伤 篇6
飞机战伤机理研究是战伤抢修的前提和基础。在过去的几十年中, 许多学者对飞机结构在破片侵彻作用下的损伤机理进行了深入的试验研究[1,2]和数值模拟计算[3], 取得了一些有价值的试验结果。相比之下, 由于试验条件等因素的限制, 对飞机结构在冲击波作用下损伤机理研究则较少, 文献[4]就爆炸冲击波对飞机结构的破坏作用和损伤准则进行了试验研究, 根据试验数据, 用数理统计方法得出工程计算式。
以往对飞机战伤机理的研究主要是通过战争实践和实弹打击试验, 由于这类方法危险性高、耗费资金大, 往往难以实现。随着计算机仿真技术在科学研究、军事等众多领域的广泛应用, 利用计算机对飞机结构进行战伤仿真研究具有重要意义。
基于ANSYS/LS-DYNA建立带有破孔的机翼蒙皮模型, 对带有破孔的蒙皮结构在爆炸空气冲击波作用下的毁伤进行模拟, 通过仿真计算得出了带有破孔的机翼蒙皮结构的破坏规律和变形特点, 为飞机结构战伤机理研究和战伤抢修提供依据。
1 机翼蒙皮损伤机理
机翼蒙皮是飞机结构中暴露面积最大的构件, 容易受到攻击。蒙皮主要有单板蒙皮和壁板蒙皮两种。破孔是蒙皮战伤的常见类型之一, 当带有破孔的机翼蒙皮受到爆炸空气冲击波作用时, 常常产生大的塑性变形, 如凹坑、弯曲、膨胀、凸起等, 或发生局部或整体的断裂破坏而导致结构原有功能失效[5]。
2 爆炸冲击波分析
炸药在空气中爆炸, 产生高温和高压的爆炸产物。爆炸产物不断膨胀并压缩空气, 形成爆炸空气冲击波[6]。
爆炸空气冲击波形成后, 脱离爆炸产物独立地在空气中传播。在传播过程中, 波阵面的压力在初始阶段衰减快, 后期缓慢, 冲击波阵面压力随时间的变化如图1所示。△p1为峰值超压, t+表示正压区作用时间。
3 机翼蒙皮损伤机理
针对某型飞机机翼上表面桁条间21 cm×23 cm小曲度单板蒙皮, 建立20 cm×20 cm厚0.2 cm的靶板模型, 蒙皮上的破孔简化为靶板上的圆形破孔, 半径0.8 cm, 共4个, 破孔位置随机分布。单板蒙皮材料为LY-12铝合金, 带孔靶板材料选择LY-12铝合金, 有限元模型使用三维实体单元SOLID164。计算过程中采用的单位制为cm-g-μs单位制。计算模型选择*MAT_JOHNSON_COOK材料模型;*EOS_GRUNEISEN状态方程。其参数为:弹性模量E=72 GPa;密度ρ=2.78 g/cm3;泊松比μ=0.3[2]。根据冲击波阵面的压力衰减, 简化模型, 将爆炸空气冲击波取为三角形脉冲载荷的形式, 定义为载荷与时间的变量数组, 并对载荷数组的强度和时间进行赋值。作用时间800μs, 如图2所示。
建立模型后, 对靶板进行网格划分。选择靶板四周的全部节点, 约束所有节点的位移自由度, 施加载荷并提交运算。如图3所示。
4 仿真结果与分析
4.1 过程描述
1) 靶板变形
仿真计算结果表明, 在冲击载荷作用下, 靶板沿载荷方向出现了明显的凹陷变形, 在靶板的中部, 变形最为严重, 如图4所示。
2) 破孔尺寸变化
经过测量, 靶板上的破孔尺寸, 在冲击载荷作用前后也发生变化。变化前破孔D1.6 cm, 变化后破孔D1.82cm。结果表明, 在冲击载荷作用下, 破孔直径明显增大。
3) 相邻破孔间变化
首先, 在爆炸空气冲击载荷作用过程下, 单个破孔的边缘出现裂纹, 如图5。
随后, 相近三个破孔部分裂解, 并相互连通形成裂纹, 如图6;最终, 相近三个破空破孔全部裂解连通形成解体损伤, 如图7所示。
靶板中的应力如图8所示。
4.2 结果分析
破孔变形的过程可以说明, 由于靶板上有破孔的存在, 破孔周围的应力分布发生改变, 破孔附近出现应力集中现象, 但在离破孔较远之处, 可以退忽略应力的改变。对带有圆孔的矩形板内部应力进行分析, 如图9所示。
经过推导得到靶板内的应力方程:
令θ=±π/2, 式 (2) 变为:
式 (4) 右边括号第一项表示无孔时的靶板应力, 后边两项代表圆孔产生的影响。可见当r增大, 即离破孔较远时, 靶板中的应力逐渐趋于p。而在破孔边缘, 即r=a, σθ最大, σθmax=3p。说明破孔的存在导致靶板受到的最大正应力等于没有破孔时靶板最大正应力的3倍。因此, 破孔对靶板本身的强度有了影响, 减小了靶板的有效面积;在破孔周围出现比较严重的应力集中, 这种集中导致靶板在爆炸冲击波作用下的损伤程度将会增大。
5 结语
建立了机翼局部带孔蒙皮的等效模型, 采用LS-DYNA有限元软件对爆炸冲击波作用下带孔靶板的损伤进行了数值仿真。通过有限元仿真这样针对性的研究, 可以直观了解蒙皮损伤的全过程以及损伤程度, 预测机翼带孔蒙皮在爆炸冲击波作用下的战伤机理、破坏规律和变形特点, 为装备的维修提供理论依据, 具有重要的现实意义。
摘要：为了研究带有破孔的机翼蒙皮在爆炸空气冲击波作用下的损伤模式和变形特点, 利用ANSYS/LS-DYNA建立带有破孔的机翼蒙皮模型, 对带孔蒙皮在爆炸空气冲击波作用下的损伤进行模拟, 通过仿真计算得出了带有破孔的机翼蒙皮的破坏规律和变形特点, 为装备维修提供依据。结果表明:破孔尺寸发生较大的变化, 破孔扩大边缘出现裂纹、相近破孔部分裂解连通形成裂纹, 靶板的损伤程度增大。
关键词：爆炸冲击波,蒙皮,破孔,LS-DYNA
参考文献
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冲击损伤 篇7
冲击磨损广泛存在于矿山、能源、冶金及电力等工程设备中, 造成了巨大的经济损失。轴承作为设备中的一种主要零部件, 其运转的好坏将直接影响到整套机械装备的性能。船舶机械中的轴承部件工作时海水渗至其润滑油/脂中会影响润滑状态, 目前对GCr15轴承钢在海水润滑下的冲击磨损研究较少。本工作采用自制的冲击磨损试验机, 初步探讨了以海水及海水/润滑油混合润滑时对GCr15轴承钢冲击凹坑、塑性变形及损伤的影响。
1 试验
1.1 冲击磨损试验机工作原理及参数设置
自制的冲击磨损试验机工作原理见图1。试样装在专用夹具上;杠杆式冲击由电磁铁和计数器控制;将轴承钢球安装在杠杆上, 选用5 kg电磁铁控制杠杆带动钢球往复冲击工件, 最大冲击力为130.2 N;选用HHS4R电子式时间继电器, 设定冲击次数为102~105, 冲距为2 mm, 冲击频率约220次/min, 冲击105次约需7.6 h。
1.2 试样预处理及润滑方式
冲击钢球φ25 mm, 材料为GCr15钢。被冲击试样材料也为GCr15钢, 用无水乙醇清洗干净, 其化学成分及力学性能见表1;石油醚浸泡15 min后, 用无水乙醇清洗干净, 并用氮气吹干;550℃预热, 860℃, 0.5 h油淬, 250℃, 2 h回火后硬度为60~64 HRC。
润滑方式:干接触、CKD220油润滑、海水润滑和海水/CKD220油 (1∶1) 混合润滑。干接触和CKD220油润滑充分时试样直接固定在下夹具中。海水润滑和海水/CKD220油混合润滑时将下夹具装在海水槽中, 完全浸泡, 浸泡高度约为2 mm。
CKD220油特性:40℃时动力黏度为205.3 mm2/s, 100℃时为18.39 mm2/s, 黏度指数为99。
海水化学成分:10 770 mg/L Na+, 399 mg/L K+, 1 290 mg/L Mg2+, 2 712 mg/L SO2-4, 412 mg/L Ca2+, 18 954 mg/L Cl-, 142 mg/L HCO-3, 673 mg/L Br-, 13mg/L F-, 45 mg/L B3-, 35 186 mg/L盐。
1.3 测试分析
采用S3500N扫描电镜观察GCr15钢受冲击表面的形貌;使用Taylor Hobson粗糙度轮廓分析仪测量凹坑中的截面曲线, 以获得凹坑深度曲线。
2 结果与讨论
2.1 冲击形貌
GCr15钢受冲击102, 103次时, 试样无明显特征, 当冲击104时, 便发生了变化。图2为GCr15钢在4种润滑方式下冲击104次时的凹坑表面形貌。从图2可以看出:干接触时冲击凹坑内部平整、光滑, 没有很大裂纹;海水润滑时凹坑局部表面存在微裂纹, 受海水腐蚀;CKD220油润滑时凹坑内部产生了大量犁沟, 有少量显微切削痕迹, 局部发生表层剥落, 材料的堆积程度比较严重, 同时产生大量的球形颗粒。原因如下[1,2]:冲击过程中出现的碎屑被多次碾压而形成, 此为疲劳磨损标志, 随着冲击的进行, 球形颗粒镶嵌入表面并出现冲击剥落, 使凹坑表面产生许多球形微凹坑;海水/CKD220油混合润滑时, 凹坑局部产生犁沟, 比CKD220油润滑时大、且局部表面出现挤出棱和少量显微切削痕迹, 同时伴随有碎化的颗粒, 这种形貌既不同于CKD220油润滑, 也不同于海水润滑。
图3为4种润滑方式下GCr15钢冲击105次时凹坑的表面形貌。由图3可看出:干接触时, 凹坑内部出现微型裂纹和凹坑, 但没有大量的材料剥落;海水润滑时, 凹坑表面因为腐蚀而产生了大量的微裂纹, 裂纹内部及周边有大量的碎化颗粒, 碎化的颗粒集中在微裂纹内部;CKD220油润滑时, 比冲击104次产生了更多且大小不等的球形颗粒, 在随后的冲击过程中被压入基体, 呈表面平整的半球形;在海水/CKD220油混合润滑时, 凹坑内部布满了大量的犁沟, 微凹坑不再明显, 局部区域产生材料堆积, 且有表层脱落, 凹坑表面显得粗糙。
2.2 冲击凹坑截面曲线
图4为GCr15钢在4种润滑下分别冲击102, 103, 104, 105次时凹坑截面曲线的对比。总的来说, 干接触时凹坑深度最小, 混合润滑其次, CKD220油润滑次之, 海水润滑最大。这是因为:干接触时, 冲击102次凹坑表面已经形成硬化层, 随冲击次数增加, 其硬化层未被破坏, 对表面起到了保护作用;海水和CKD220油润滑时冲击热量不易集中在凹坑表面, 难以形成硬化层。
图5为GCr15钢热处理后在3种润滑方式下冲击105次凹坑截面的曲线轮廓。从图5可以看出:干接触时的凹坑深度大于CKD220油和海水/CKD220油润滑时, CKD220油润滑时的凹坑深度与海水/CKD220油混合润滑时的相差不大。总之, GCr15钢热处理后冲击凹坑的深度明显小于未热处理的深度, 冲击只是使其发生形变, 并未造成材料的损失。
3 结论
(1) GCr15钢在4种润滑方式下的冲击凹坑深度和体积随着冲击次数的增加而逐渐增大;干接触时的凹坑最浅, 海水接触的最深, CKD220油润滑时的深度略大于海水/CKD220油润滑时的深度。
(2) CKD220油和海水/CKD220油混合润滑时, 冲击凹坑内部会产生大量的球形颗粒, 且大小不均。
(3) GCr15钢经热处理后冲击性能明显得到提高, 由于冲击变形较小, 冲击规律还不是很明显, 需要进一步研究。
参考文献
冲击损伤 篇8
碳纤维增强复合材料具有非常优异的比强度、比模量等综合指标, 并且耐高温、抗疲劳及抗腐蚀性能好, 因此广泛地应用于航天、航空、国防等领域[1,2,3]。但是, 碳纤维增强复合材料层合板在低速冲击作用下, 复合材料层合板的表面损伤通常目视难以观察到, 但是复合材料内部已产生基体裂纹、分层及纤维断裂等冲击损伤, 导致复合材料力学性能显著下降[4,5]。为了保证受到冲击的复合材料层合板不发生突发性的破坏, 对复合材料层合板的冲击损伤进行研究具有重要意义。
2 试验
2.1 CFRP层合板制备
试验原材料采用碳纤维增强环氧树脂 (T300/914) 层合板, 试样采用手工铺层, 层合板厚度分别为5.7mm, 7.6mm, 9.5mm。层合板试样Ⅰ的铺层方式为[+45/-45/0/90/0/-45/0/90/0/+45/0/0/-45/0/+45]s, 层合板试样Ⅱ的铺层方式为
层合板试样Ⅲ的铺层方式为
2.2 冲击试验
根据ASTMD 7136《纤维增强聚合物基复合材料落锤冲击损伤阻抗测量标准试验方法》对层合板的进行冲击试验。初始冲击能量设定为5J, 冲击后进行凹坑深度及裂纹测量, 以5J为递增步长逐级进行冲击试验, 直至达到最大冲击能量值 (6.75×板厚) 。
2.3 冲击损伤检测方法
采用游标卡尺测量基体裂纹长度及凹坑深度, 游标卡尺精度为0.02mm。
3 结果与讨论
3.1 冲击凹坑深度
冲击能量为5J时, 所有试样均无明显冲击痕迹;随冲击能量增加, 冲击凹坑深度增加;随冲击能量增加, 在冲击点位置出现内部分层现象, 向板内部呈发散状扩展。各类试样凹坑在24小时内回弹值较大, 24小时后, 回弹值降低趋于平缓。随冲击能量增加, 回弹值增加。在相同能量冲击作用下, 随试样厚度增加, 凹坑深度减小;凹坑回弹值降低;试样反面冲击痕迹减弱。
3.2 基体裂纹长度
试验结果表明, 当冲击能量超过20J时, 凹坑周围出现裂纹, Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ类试样反面可见凸起但没有出现裂纹, 随着冲击能量增加, 凹坑周围裂纹数量增加、尺寸变大;凹坑底部中心位置有明显凸起, 凹坑断面呈W型, Ⅲ类试样冲击能量55J、60J、65J时, 凹坑底部出现裂痕。在相同能量冲击作用下, 随层合板试样厚度增加, 凹坑周围裂痕数量减少、长度减小。
由表1及图1可知, 随着冲击能量的增加, 层合板试样的基体裂纹长度均呈线性增加趋势;相同冲击能量作用下, 随着层合板试样厚度的增加, 基体裂纹长度呈减小趋势。
4 结论
本文研究了层合板厚度和冲击能量对碳纤维增强复合材料层合板冲击损伤的影响规律, 得到以下结论:随着冲击能量的增加, 碳纤维增强复合材料层合板的冲击凹坑深度和基体裂纹长度均呈增加趋势;相同冲击能量作用下, 随着碳纤维增强复合材料层合板试样厚度的增加, 冲击凹坑深度和基体裂纹长度呈减小趋势。层合板的冲击凹坑深度在24小时内回弹值较大, 24小时后, 回弹值降低趋于平缓。随着冲击能量增加, 冲击凹坑深度回弹值增加。在相同能量冲击作用下, 随试样厚度增加, 凹坑回弹值降低;试样反面冲击痕迹减弱。
摘要：为了研究冲击能量和几何尺寸对碳纤维增强复合材料层合板冲击损伤的影响规律, 对三种不同厚度、几何尺寸为600 mm×700 mm的碳纤维增强复合材料层合板试样分别进行5J-65J能量的冲击试验, 并采用游标卡尺对层合板试样的冲击凹坑深度和基体裂纹长度进行检测。试验结果表明:随着冲击能量的增加, 碳纤维增强复合材料层合板的冲击凹坑深度和基体裂纹长度均呈增加趋势;相同冲击能量作用下, 随着碳纤维增强复合材料层合板试样厚度的增加, 冲击凹坑深度和基体裂纹长度呈减小趋势。
关键词：碳纤维,复合材料,层合板,冲击损伤
参考文献
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