刊 号:

ＩＳＳＮ ２０９６－８０００

ＣＮ １０－１６８３ / ＴＵ

复合材料科学与工程

２０２３ 年第 ９ 期 总第 ３５６ 期 月刊 １９７４ 年创刊

第九届编辑委员会

主 编: 薛忠民

常务副主编: 胡中永

副主编:(按姓氏笔画排序)

王荣国 王继辉 王耀先 冯 鹏 江大志 肖永栋 张宝艳

顾轶卓 隋 刚

编 委:(按姓氏笔画排序)

王文一 王兴国 王言磊 王 斌 车剑飞 付绍云 冉起超

朱四荣 朱 波 吕亚非 刘永胜 刘荣军 李 华 李 炜

李 玲 李 想 汪 昕 张文超 张代军 张红波 肖 军

沈利新 杨勇新 杨振国 郑志才 周晓东 孟弋洁 袁国青

黄其忠 曾金芳 葛曷一 裴雨辰 蔡金刚 颜鸿斌 鞠 苏

社 长: 尹 证

责任编辑: 刘 青

主管单位: 中国建筑材料联合会

主办单位: 北京玻璃钢研究设计院有限公司

编辑出版: «复合材料科学与工程»编辑部

通讯地址: 北京市海淀区板井路 ６９ 号商务中心

写字楼 １２ＦＢ

邮政编码: １０００９７

电 话: (０１０)６７８３２０２７

电子信箱: ｆｈｃｌｋｘｙｇｃ＠１６３.ｃｏｍ

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定 价: 每期 １２.００ 元 全年 １４４.００ 元

ＩＳＳＮ ２０９６－８０００

ＣＮ １０－１６８３ / ＴＵ

Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ

Ｎｏ. ９ ２０２３ Ｓｅｒｉｅｓ Ｎｏ. ３５６ Ｍｏｎｔｈｌｙ Ｓｔａｒｔｅｄ ｉｎ １９７４

Ｔｈｅ Ｅｄｉｔｏｒｉａｌ Ｂｏａｒｄ

Ｃｈｉｅｆ Ｅｄｉｔｏｒ: ＸＵＥ Ｚｈｏｎｇｍｉｎ

Ｅｘｅｃｕｔｉｖｅ Ｄｅｐｕｔｙ Ｅｄｉｔｏｒ: ＨＵ Ｚｈｏｎｇｙｏｎｇ

Ｄｅｐｕｔｙ Ｃｈｉｅｆ Ｅｄｉｔｏｒ:

ＷＡＮＧ Ｒｏｎｇｇｕｏ ＷＡＮＧ Ｊｉｈｕｉ ＷＡＮＧ Ｙａｏｘｉａｎ ＦＥＮＧ Ｐｅｎｇ ＪＩＡＮＧ Ｄａｚｈｉ

ＸＩＡＯ Ｙｏｎｇｄｏｎｇ ＺＨＡＮＧ Ｂａｏｙａｎ ＧＵ Ｙｉｚｈｕｏ ＳＵＩ Ｇａｎｇ

Ｍｅｍｂｅｒ ｏｆ Ｅｄｉｔｏｒｉａｌ Ｂｏａｒｄ:

ＷＡＮＧ Ｗｅｎｙｉ ＷＡＮＧ Ｘｉｎｇｇｕｏ ＷＡＮＧ Ｙａｎｌｅｉ ＷＡＮＧ Ｂｉｎ ＣＨＥ Ｊｉａｎｆｅｉ

ＦＵ Ｓｈａｏｙｕｎ ＲＡＮ Ｑｉｃｈａｏ ＺＨＵ Ｓｉｒｏｎｇ ＺＨＵ Ｂｏ ＬＵ Ｙａｆｅｉ

ＬＩＵ Ｙｏｎｇｓｈｅｎｇ ＬＩＵ Ｒｏｎｇｊｕｎ ＬＩ Ｈｕａ ＬＩ Ｗｅｉ ＬＩ Ｌｉｎｇ

ＬＩ Ｘｉａｎｇ ＷＡＮＧ Ｘｉｎ ＺＨＡＮＧ Ｗｅｎｃｈａｏ ＺＨＡＮＧ Ｄａｉｊｕｎ ＺＨＡＮＧ Ｈｏｎｇｂｏ

ＸＩＡＯ Ｊｕｎ ＳＨＥＮ Ｌｉｘｉｎ ＹＡＮＧ Ｙｏｎｇｘｉｎ ＹＡＮＧ Ｚｈｅｎｇｕｏ ＺＨＥＮＧ Ｚｈｉｃａｉ

ＺＨＯＵ Ｘｉａｏｄｏｎｇ ＭＥＮＧ Ｙｉｊｉｅ ＹＵＡＮ Ｇｕｏｑｉｎｇ ＨＵＡＮＧ Ｑｉｚｈｏｎｇ ＺＥＮＧ Ｊｉｎｆａｎｇ

ＧＥ Ｈｅｙｉ ＰＥＩ Ｙｕｃｈｅｎ ＣＡＩ Ｊｉｎｇａｎｇ ＹＡＮ Ｈｏｎｇｂｉｎ ＪＵ Ｓｕ

Ｐｒｏｐｒｉｅｔｅｒ: ＹＩＮ Ｚｈｅｎｇ

Ｄｕｔｙ Ｅｄｉｔｏｒ: ＬＩＵ Ｑｉｎｇ

Ａｄｍｉｎｉｓｔｒａｔｅｄ ｂｙ Ｃｈｉｎａ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｆｅｄｅｒａｔｉｏｎ

Ｓｐｏｎｓｏｒｅｄ ｂｙ Ｂｅｉｊｉｎｇ ＦＲＰ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ＆ Ｄｅｓｉｇｎ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.

Ｅｄｉｔｅｄ ＆ Ｐｕｂｌｉｓｈｅｄ ｂｙ Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ

(１２ＦＢꎬ Ｃｏｍｍｅｒｃｅ Ｃｅｎｔｅｒꎬ Ｎｏ. ６９ꎬ Ｂａｎｊｉｎｇ Ｒｏａｄꎬ Ｈａｉｄｉａｎ Ｄｉｓｔｒｉｃｔꎬ Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００９７ꎬ Ｐ. Ｒ. Ｃｈｉｎａ)

Ｔｅｌ: ＋８６－１０－６７８３２０２７

Ｅ－ｍａｉｌ: ｆｈｃｌｋｘｙｇｃ＠１６３.ｃｏｍ

Ｐｒｉｎｔｅｄ ｂｙ Ｓｈａｎｘｉ Ｔｏｎｇｆａｎｇ Ｚｈｉｗａｎｇ Ｐｒｉｎｔｉｎｇ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.

Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｂｙ Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｂｕｒｅａｕ ｆｏｒ Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｎｅｗｓｐａｐｅｒｓ ａｎｄ Ｊｏｕｒｎａｌｓ

基础研究

复合橡胶基磁流变弹性体的动态力学特性研究与模型验证 ???????????????? 马乾瑛 李 帅 等( ５ )

湿热环境下不同挖补构型层合板振动特性分析 ????????????????????? 赵耀斌 单金洋 等(１３)

酚酞型聚芳醚酮与硅烷偶联剂协同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料 ???????????????? 赵 乐 陈正国 等(２１)

基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修复缝线复合材料层间增韧作用研究 ????????????? 杨威亚 高东晨 等(２９)

冲击荷载作用下玄武岩纤维混凝土低温力学性能试验研究 ???????????????? 张志鹏 张凯章 等(３６)

基于失效理论的复合材料力学性能预测及试验验证 ??????????????????? 夏婉莹 李志虎 等(４２)

２.５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 复合材料压缩试样构型及损伤失效试验研究 ????????????????? 蒙 怡 杨胜春 等(４８)

透波疏水涂层制备及性能研究 ???????????????????????????? 李怀富 刘序旻 等(５５)

应用研究

基于 ＰＳＯ－ＢＰ 神经网络的玻璃钢管首层失效预测研究 ?????????????????? 李原昊 胡少伟 等(６１)

结构参数对 ＣＦＲＰ 三螺栓胶螺混合接头连接性能的影响研究 ??????????????? 杨晓东 时建纬 等(６７)

电子用双环戊二烯苯酚树脂的绿色合成及表征 ????????????????????? 蔡诗琦 王松松 等(７３)

热处理对 ＣＦ/ ＰＥＥＫ 热塑性复合材料变形的影响 ???????????????????? 王维泽 刘 榕 等(８０)

ＣＦＲＰ 套料钻制孔工艺及轴向力预测研究 ??????????????????????? 张克群 孙会来 等(８５)

基于嵌入式约束的机织复合材料细观建模与分析 ?????????????????????????? 王平安(９２)

Ｚ－ｐｉｎ 增强复合材料加筋构件连接性能研究 ?????????????????????? 刘维伟 尹明鑫 等(９８)

新型 ＢＦＲＰ 布加固混凝土方柱轴压性能试验研究 ???????????????????? 沈惠军 郑和晖 等(１０６)

综 述

连续碳纤维 ３Ｄ 打印的路径规划研究进展 ??????????????????????? 张荣耀 钱 波 等(１１２)

中低温固化苯并噁嗪树脂的研究进展 ????????????????????????? 康龙昭 范春燕 等(１２１)

ＢＡＳＩＣ ＳＴＵＤＹ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｍｏｄｅｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＭＲＥ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ

ＭＡ Ｑｉａｎｙｉｎｇꎬ ＬＩ Ｓｈｕａｉꎬ ｅｔｃ.( ５ )

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Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｉｎ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｙａｏｂｉｎꎬ ＳＨＡＮ Ｊｉｎｙａｎｇꎬ ｅｔｃ.(１３)

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Ｓｙｎｅｒｇｉｓｔｉｃ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｙ ｐｈｅｎｏｌｐｈｔｈａｌｅｉｎ－ｔｙｐｅ ｐｏｌｙａｒｙｌｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅ ａｎｄ ｓｉｌａｎｅ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ａｇｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｌｅꎬ ＣＨＥＮ Ｚｈｅｎｇｇｕｏꎬ ｅｔｃ.(２１)

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Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓ

ＹＡＮＧ Ｗｅｉｙａꎬ ＧＡＯ Ｄｏｎｇｃｈｅｎꎬ ｅｔｃ.(２９)

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Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ

ＺＨＡＮＧ Ｚｈｉｐｅｎｇꎬ ＺＨＡＮＧ Ｋａｉｚｈａｎｇꎬ ｅｔｃ.(３６)

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Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｉｅｓ

ＸＩＡ Ｗａｎｙｉｎｇꎬ ＬＩ Ｚｈｉｈｕꎬ ｅｔｃ.(４２)

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Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ２.５Ｄ－Ｃ/ Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＭＥＮＧ Ｙｉꎬ ＹＡＮＧ Ｓｈｅｎｇｃｈｕｎꎬ ｅｔｃ.(４８)

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Ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｗａｖｅ－ｔｒａｎｓｍｉｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｈｙｄｒｏｐｈｏｂｉｃ ｃｏａｔｉｎｇｓ ??????? ＬＩ Ｈｕａｉｆｕꎬ ＬＩＵ Ｘｕｍｉｎꎬ ｅｔｃ.(５５)

ＡＰＰＬＩＣＡＴＩＯＮ ＲＥＳＥＡＲＣＨ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｆｉｒｓｔ－ｐｌｙ ｆａｉｌｕｒｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ｆｉｂｅｒｇｌａｓｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｌａｓｔｉｃ ｐｉｐｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ＰＳＯ－ＢＰ ｎｅｕｒａｌ ｎｅｔｗｏｒｋ

ＬＩ Ｙｕａｎｈａｏꎬ ＨＵ Ｓｈａｏｗｅｉꎬ ｅｔｃ.(６１)

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Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｎ ｔｈｅ ｊｏｉｎｔ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｈｙｂｒｉｄ ｂｏｎｄｅｄ－ｂｏｌｔｅｄ ｊｏｉｎｔ ｆｏｒ ＣＦＲＰ ｗｉｔｈ ｔｈｒｅｅ ｂｏｌｔｓ

?????????????????????????????????? ＹＡＮＧ Ｘｉａｏｄｏｎｇꎬ ＳＨＩ Ｊｉａｎｗｅｉꎬ ｅｔｃ.(６７)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｇｒｅｅｎ ｓｙｎｔｈｅｓｉｓ ｏｆ ｄｉｃｙｃｌｏｐｅｎｔａｄｉｅｎｅ ｐｈｅｎｏｌ ｒｅｓｉｎ ｆｏｒ ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ ??????? ＣＡＩ Ｓｈｉｑｉꎬ ＷＡＮＧ Ｓｏｎｇｓｏｎｇꎬ ｅｔｃ.(７３)

Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｈｅａｔ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｏｎ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ/ ＰＥＥＫ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ?????? ＷＡＮＧ Ｗｅｉｚｅꎬ ＬＩＵ Ｒｏｎｇꎬ ｅｔｃ.(８０)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｄｒｉｌｌｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ａｎｄ ａｘｉａｌ ｆｏｒｃｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦＲＰ ??????????? ＺＨＡＮＧ Ｋｅｑｕｎꎬ ＳＵＮ Ｈｕｉｌａｉꎬ ｅｔｃ.(８５)

Ｍｉｃｒｏ－ｍｏｄｅｌｉｎｇ ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｗｏｖｅｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｓ ｍｅｔｈｏｄ ???????? ＷＡＮＧ Ｐｉｎｇ’ａｎ(９２)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ Ｚ－ｐｉｎ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍｅｍｂｅｒｓ ???????? ＬＩＵ Ｗｅｉｗｅｉꎬ ＹＩＮ Ｍｉｎｇｘｉｎꎬ ｅｔｃ.(９８)

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｎｅｗ－ｔｙｐｅ ＢＦＲＰ－ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｓｑｕａｒｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ

ＳＨＥＮ Ｈｕｉｊｕｎꎬ ＺＨＥＮＧ Ｈｅｈｕｉꎬ ｅｔｃ.(１０６)

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ＲＥＶＩＥＷ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｉｎ ｐａｔｈ ｐｌａｎｎｉｎｇ ｆｏｒ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ３Ｄ ｐｒｉｎｔｉｎｇ ?????? ＺＨＡＮＧ Ｒｏｎｇｙａｏꎬ ＱＩＡＮ Ｂｏꎬ ｅｔｃ.(１１２)

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｏｆ ｍｅｄｉｕｍ ａｎｄ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｕｒｉｎｇ ｂｅｎｚｏｘａｚｉｎｅ ｒｅｓｉｎｓ ???? ＫＡＮＧ Ｌｏｎｇｚｈａｏꎬ ＦＡＮ Ｃｈｕｎｙａｎꎬ ｅｔｃ.(１２１)

复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００１

复合橡胶基磁流变弹性体的动态力学特性研究与模型验证

马乾瑛ꎬ 李 帅ꎬ 高晓敏ꎬ 吴宗欢

(长安大学 建筑工程学院ꎬ 西安 ７１００６１)

摘要: 本文对研发的复合橡胶基磁流变弹性体材料(ＭＲＥ)的动态力学特性进行了研究ꎬ通过循环剪切试验测试了其力

学性能ꎮ 设计了三组剪切试验ꎬ分别研究应变幅值、加载频率、外加磁场对 ＭＲＥ 力学性能的影响ꎬ绘制了在不同加载条件下

ＭＲＥ 的滞回曲线ꎬ根据试验数据计算得到最大阻尼力、等效刚度、储能模量、耗散能、损耗模量和损耗因子ꎮ 试验结果表明:

ＭＲＥ 的耗能能力明显受到幅值和频率的影响ꎬ在 ２００％的幅值和 ２? ０ Ｈｚ 的加载频率以内ꎬ其耗能能力与幅值和频率呈正相关ꎬ

且其耗能能力受幅值影响比受频率影响更大ꎻ外加磁场也能提升 ＭＲＥ 的耗能能力ꎬ但在 ５０ ｍＴ 以上的磁场强度下ꎬ此 ＭＲＥ 性

能的提升趋势明显减弱ꎮ 最后采用 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型对 ＭＲＥ 的动态力学特性进行描述ꎬ通过 Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 自带最小二乘算法进行参

数拟合ꎬ对拟合结果的分析表明ꎬ最大阻尼力与耗散能的最大拟合误差在 １０％以内ꎬ平均误差低于 ５％ꎮ

关键词: 磁流变弹性体ꎻ 力学性能ꎻ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型ꎻ 参数拟合ꎻ 拟合误差ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)０９－０００５－０９

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｍｏｄｅｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＭＲＥ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ

ＭＡ Ｑｉａｎｙｉｎｇꎬ ＬＩ Ｓｈｕａｉꎬ ＧＡＯ Ｘｉａｏｍｉｎꎬ ＷＵ Ｚｏｎｇｈｕａｎ

(Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｃｈａｎｇ’ａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｘｉ’ａｎ ７１００６１ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒꎬ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ－ｂａｓｅｄ ｍａｇｎｅｔｏ￣

ｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄꎬ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｗｅｒｅ ｔｅｓｔｅｄ ｂｙ ｃｙｃｌｉｃ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔ. Ｔｈｒｅｅ

ｇｒｏｕｐｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ ｗｅｒｅ ｄｅｓｉｇｎｅｄ. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｓｔｒａｉｎ ａｍｐｌｉｔｕｄｅꎬ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ａｎｄ ｅｘｔｅｒｎａｌ ｍａｇｎｅｔｉｃ

ｆｉｅｌｄ ｏｎ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＭＲＥ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ. Ｔｈｅ ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ＭＲＥ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｌｏａｄｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｗｅｒｅ ｄｒａｗｎ. Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄａｔａꎬ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄａｍｐｉｎｇ ｆｏｒｃｅꎬ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｓｔｉｆｆ￣

ｎｅｓｓꎬ ｓｔｏｒａｇｅ ｍｏｄｕｌｕｓꎬ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｅｎｅｒｇｙꎬ ｌｏｓｓ ｍｏｄｕｌｕｓ ａｎｄ ｌｏｓｓ ｆａｃｔｏｒ ｗｅｒｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ. Ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ

ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ＭＲＥ ｉｓ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｂｙ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ａｎｄ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ. Ｗｉｔｈｉｎ ２００％

ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ａｎｄ ２? ０ Ｈｚ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙꎬ ｉｔｓ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｉｓ ｐｏｓｉｔｉｖｅｌｙ ｃｏｒｒｅｌａｔｅｄ ｗｉｔｈ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ａｎｄ

ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｒａｎｇｅꎬ ａｎｄ ｉｔｓ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｉｓ ｍｏｒｅ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｂｙ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ｔｈａｎ ｂｙ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ. Ｔｈｅ ｅｘｔｅｒｎａｌ

ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｃａｎ ａｌｓｏ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｅｎｅｒｇｙ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ＭＲＥꎬ ｂｕｔ ａｔ ｔｈｅ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｉｎｔｅｎｓｉｔｙ ａｂｏｖｅ ５０

ｍＴꎬ ｔｈｅ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｔｒｅｎｄ ｏｆ ｔｈｉｓ ＭＲＥ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｉｓ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｗｅａｋｅｎｅｄ. Ｆｉｎａｌｌｙꎬ ｔｈｅ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ ｍｏｄｅｌ ｉｓ

ｕｓｅｄ ｔｏ ｄｅｓｃｒｉｂｅ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＭＲＥꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ａｒｅ ｆｉｔｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｌｅａｓｔ ｓｑｕａｒｅｓ ａｌｇｏ￣

ｒｉｔｈｍ ｗｉｔｈ Ｓｉｍｕｌｉｎｋ. Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｔｔｉｎｇ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｓ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｆｉｔｔｉｎｇ ｅｒｒｏｒ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ

ｄａｍｐｉｎｇ ｆｏｒｃｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ ｅｎｅｒｇｙ ｉｓ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ １０％ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ａｖｅｒａｇｅ ｅｒｒｏｒ ｉｓ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ ５％.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＭＲＥꎻ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓꎻ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ ｍｏｄｅｌꎻ ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｆｉｔｔｉｎｇꎻ ｆｉｔｔｉｎｇ ｅｒｒｏｒꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０９－０２

基金项目: 国家自然科学基金 (５１２０８０４１)ꎻ 陕西省自然科学基金 (２０２０ＳＦ－３８２ꎬ ２０１４ＪＭ２－５０８０)

作者简介: 马乾瑛 (１９８２—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 副教授ꎬ 主要从事结构减隔震方面的研究ꎬ ｍｑｙ＠ｃｈｄ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

１ 引 言

磁流变材料是智能材料的一种ꎬ是由加入磁性

颗粒的软性非磁基质构成的ꎮ 磁流变弹性体(ＭＲＥ)

属于磁流变材料的一种ꎬ主要由软磁颗粒与高分子

聚合物基质及添加剂组成ꎬ在外磁场作用下ꎬ磁性颗

粒形成有序的链状结构ꎬ然后固化在基体内ꎮ 由于

磁流变弹性体基体内的颗粒是固定的ꎬ不会像磁流

变液中的颗粒一样产生沉降、泄漏和环境污染等问

题ꎬ具有快速响应、可控、可逆等特性[１]

ꎮ 不仅如此ꎬ

ＭＲＥ 还具有易于设计、维护简便、价格低廉等优点ꎮ

２０２３ 年第 ９ 期 ５

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复合橡胶基磁流变弹性体的动态力学特性研究与模型验证

最重要的是ꎬ作为一种智能材料ꎬＭＲＥ 可以通过施

加外部磁场调控其物理性能ꎬ提供可变刚度ꎬ应用范

围广ꎬ因此受到了广泛的关注ꎮ

近年来ꎬ对磁流变弹性体的研究和开发愈发深

入ꎬＭＲＥ 在建筑结构抗震领域更是受到国内外许多

学者的看好ꎮ 卢晶晶等[２]以电流与加载频率为变量ꎬ

对 ＭＲＥ 进行了刚度软化剪切试验研究ꎬ并通过 Ｂｏｕｃ－

Ｗｅｎ 模型验证了试验结果ꎮ 吕佳霖等[３]通过 Ｍａｔｌａｂ

建模仿真分析了温度对磁流变弹性体的影响ꎬ发现

温度从 ２５ ℃上升到 ６５ ℃ 时ꎬ弹性体的振动传递率

增加了 ３０％以上ꎮ 尹兵雪等[４] 以钴颗粒为填充制

备 ＭＲＥꎬ并研究磁场对其动态黏弹性的影响ꎬ发现

ＭＲＥ 微观结构的有序性随取向磁场强度增大而增

加ꎬ动态黏弹性随取向磁场的变化较小ꎮ 国外学者

Ｂｏｃｚｋｏｗｓｋａ 等[５]研究了含羰基铁颗粒的聚氨酯磁流

变弹性体ꎬ通过优化磁致伸缩材料的粒径、形状和排

列方式ꎬ提高了磁流变弹性体材料在外加磁场下的

刚度ꎮ Ｌｅｎｇ 等[６]研究了磁粉体积分数对基于磁流变

弹性体的耦合剪切－挤压混合模式可调谐隔振器场

致特性的影响ꎬ结果表明其频移特性与磁颗粒体积

分数和外加电流呈线性关系ꎬ外加电流的增加显著

增强了磁流变弹性体隔振器的减振能力ꎮ Ｋｗｏｎ 等[７]

将棒状硬磁－铁氧体纳米粒子添加到羰基铁－天然

橡胶复合弹性体中ꎬ发现材料的磁流变效应提高了

约 ２５％ꎮ Ｓｐａｇｇｉａｒｉ 等[８]通过改变黏弹性基质中铁磁

材料的质量比和材料的各向同性来对磁流变弹性体

进行试验ꎬ研究不同变量对材料应变极限的影响ꎬ并

根据试验结果ꎬ用方差分析(ＡＮＯＶＡ)方法对不同变

量的影响进行分析ꎬ得出极限破坏剪应力受到外部

磁场的强烈影响ꎬ增加了近 ５０％ꎮ Ｊｕ 等[９] 研究了恒

定磁场和瞬态磁场作用下磁流变弹性体的磁场相关

电感特性ꎬ拓展了流变弹性体在电磁场控制下的应用ꎮ

虽然目前对磁流变的研究有了一定深入ꎬ但是

大多仍是利用已有的磁流变弹性体研制不同的隔振

器、阻尼器以及对磁流变弹性体的磁流变效应研究ꎬ

缺乏对磁流变弹性体本身力学性能的综合性研究ꎬ

特别是用解析模型估计材料性能的误差研究ꎮ 本文

研究了复合橡胶基磁流变弹性体的力学性能ꎬ采用

顺丁橡胶和天然橡胶作为弹性体材料ꎬ制作了三组

试验样品ꎬ设计了动态剪切测试结构来研究材料的

性能ꎬ分析其力学性能随幅值、频率、外加磁场变化

的规律ꎬ并提供验证组论证了结果的可靠性ꎮ 然后

用 Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 工具建立 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型ꎬ利用所得实测

数据进行参数拟合ꎬ分析模型的拟合误差ꎬ论证了模

型的有效性ꎬ为后续利用该模型对复合橡胶基磁流

变弹性体进行数值分析提供了科学依据ꎬ对磁流变

弹性体隔振器的设计及在结构抗震领域的应用提供

理论参考ꎮ

２ 动态力学性能试验

２? １ 试件设计

弹性体基体材料选用的是顺丁橡胶和天然橡

胶ꎮ 顺丁橡胶具有弹性高、耐磨性好、耐寒性好、生

热低、耐曲挠性和动态性能好等优点ꎬ且易与硫磺发

生硫化反应ꎬ但是顺丁橡胶抗湿滑性差ꎬ撕裂强度和

拉伸强度低ꎬ冷流性大ꎬ加工性能稍差ꎬ必须和其他

橡胶并用ꎮ 天然橡胶具有良好的弹性和较低的压缩

永久变形性能ꎬ且各状态下的天然橡胶强度都比较

高ꎬ被广泛应用于轮胎、运输带和密封圈等ꎬ也可作

为理想的减振材料应用于橡胶隔震支座ꎮ 考虑到顺

丁橡胶在混炼的过程中容易停留在堆积胶处滑动ꎬ

不能进入辊缝ꎬ可能发生“脱辊”ꎬ而顺丁橡胶和天

然橡胶混合具有优异的综合性能ꎬ为了便于加工ꎬ本

试验将顺丁橡胶与天然橡胶并用作为磁流变弹性体

的基体材料[１０]

ꎮ 磁性颗粒选择羟基铁粉ꎬ颗粒呈球

形ꎬ其铁含量大于 ９８? ５％ꎬ平均粒径为 ９ μｍꎮ 为提

高材料性能ꎬ添加纯度大于 ９５％的碳纳米管作为补

强剂ꎬ其平均粒径为 ７ μｍꎬ比表面积大于 ２５０ ｍ

２

/ ｇꎮ

选择硫磺作为硫化剂ꎬ为提高硫化效率ꎬ添加促进剂

ＤＭꎮ 此外ꎬ再加入环烷油作为增塑剂ꎬ氧化锌和硬

脂酸作为活化剂ꎮ 材料各组分配合比如表 １ 所示ꎮ

使用开炼机对材料进行混炼ꎬ得到初步混合物ꎬ再经

过预结构化与硫化ꎬ制得试验所用 Ａ、Ｂ、Ｃ 三组共 １２

个试件ꎬ如图 １ 所示ꎮ

表 １ 复合橡胶基磁流变弹性体各组分的质量配合比

Ｔａｂｌｅ １ Ｍａｓｓ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｅａｃｈ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔ ｏｆ

ＭＲＥ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｒｕｂｂｅｒ

成分 份

顺丁橡胶 ３０

天然橡胶 ７０

羟基铁粉 ６０

碳纳米管 ５

硫磺 １０

促 ＤＭ １.５

环烷油 １.２

氧化锌 ５

硬脂酸 １

６ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

图 １ 磁流变弹性体试件

Ｆｉｇ? １ Ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

试验方法采用三板剪切法ꎬ试验加载结构模仿

大部分橡胶隔震支座的设计结构[１１]

ꎮ 试件整体由

三层铝板和两层弹性体材料组成ꎬ弹性体单层厚度

为 １５ ｍｍꎬ剪切面积为３ ９２７ ｍｍ

２

ꎮ 两侧外板设有直

径为 ２０ ｍｍ 的螺栓孔ꎬ每两个铝板之间放置磁流变

弹性体并通过螺栓进行加压固定ꎬ如图 ２ 所示ꎮ 使

用扭矩扳手确定螺栓的预紧弯矩ꎬ保证材料受压均

匀ꎮ 此外ꎬ在外层夹板上设置成对强磁铁ꎬ通过铝制

螺杆和铜制螺母进行固定及位置调整ꎬ通过特斯拉

仪对磁场强度进行测量ꎬ以控制磁场强度ꎮ

图 ２ 试验加载结构设计

Ｆｉｇ? ２ Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｌｏａｄｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｄｅｓｉｇｎ

２? ２ 试验设置

本试验测试弹性体的动态力学性能ꎮ 采用最大

试验拉压力为 ５００ ｋＮꎬ行程为±２００ ｍｍ 的动态电液

伺服作动器施加所需位移ꎬ将作动器固定在一个刚

性的反力框架上ꎬ以防出现偏心载荷ꎮ 采用与作动

器串联的测力元件测量剪切力ꎬ采用线性变量位移

传感器测量外部钢板与中间钢板之间的相对位移ꎮ

在每次测试前ꎬ使用红外扫描仪记录橡胶表面温度ꎮ

在环境温度下对三组试件进行了谐波加载试

验ꎮ Ａ 组:分别在 １５ ｍｍ、３０ ｍｍ、４５ ｍｍ 和 ６０ ｍｍ 四

种不同水平幅值下进行测试ꎬ分别对应 ＭＲＥ 的 ５０％、

１００％、１５０％、２００％的剪切应变(γ)ꎻ在加载频率( ｆ)

为 ０? ５ Ｈｚꎬ磁场强度为 ８０ ｍＴ 的情况下进行五个周

期的加载ꎮ Ｂ 组:分别在加载频率为 ０? ５ Ｈｚ、１? ０ Ｈｚ、

１? ５ Ｈｚ 和 ２? ０ Ｈｚꎬ幅值为 ３０ ｍｍ(即 １００％的剪切应

变水平)和 ５０ ｍＴ 的磁场强度下对试件进行五个周

期的加载ꎻ选定的频率范围为 ０? １~２? ０ Ｈｚ(即 ０? ５ ~

１０ ｓ 的时段)ꎬ涵盖了大多数建筑物的基本时段ꎮ Ｃ

组:分别在 ０ ｍＴ、２５ ｍＴ、５０ ｍＴ 和 ７５ ｍＴ 外加磁场强

度ꎬ应变幅值为 ５０％及加载频率为 ０? ５ Ｈｚ 条件下进

行五个周期的加载测试ꎮ 试验详情如表 ２ 所示ꎮ

表 ２ 试验详情

Ｔａｂｌｅ ２ Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｄｅｔａｉｌｓ

试

验

组

室

温

/ ℃

剪切

应变

/ ％

加载

频率

/ Ｈｚ

磁场

强度

/ ｍＴ

试件

个数

/ 个

循环

次数

/ 次

测试

目标

Ａ ２７ ５０、１００、１５０、２００ ０.５ ８０ ４ ５ 变形

Ｂ ２６ １００ ０.５、１.０、１.５、２.０ ５０ ４ ５ 频率

Ｃ ２６ ５０ ０.５ ０、２５、５０、７５ ４ ５ 磁场

２? ３ 评价指标

根据 ＪＧＪ ２９７—２０１３«建筑消能减震技术规程»ꎬ

磁流变弹性体的力学性能一般包括最大阻尼力 Ｐｍａｘ、

等效刚度 Ｋｅｑｖ、储能模量 Ｇ′、耗散能 Ｅｄ 、损耗模量 Ｇ″

和损耗因子 ηꎮ 耗散能 Ｅｄ以滞回曲线面积表示[１２]

ꎬ

滞回曲线如图 ３ 所示ꎮ

图 ３ 磁流变弹性体材料的滞回曲线

Ｆｉｇ? ３ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｍａｔｅｒｉａｌ

最大阻尼力可表示为:

Ｆｍａｘ

＝ ( Ｆ

＋

ｍａｘ

＋ Ｆ

－

ｍａｘ ) / ２ (１)

等效刚度计算公式为:

Ｋｅｑｖ

＝ ( Ｆ

＋

１

＋ Ｆ

－

１ ) / ( ｕ

＋

ｍａｘ

＋ ｕ

－

ｍａｘ ) (２)

２０２３ 年第 ９ 期 ７

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复合橡胶基磁流变弹性体的动态力学特性研究与模型验证

储能模量计算公式为:

Ｇ′ ＝

τ′

γ

(３)

τ′ ＝

Ｆ

＋

１

ｉ?Ａ

(４)

式中:ｉ 为弹性体材料层数ꎻＡ 为单层弹性体材料接

触截面面积ꎻγ 为位移幅值与弹性体层厚度之比ꎮ

损耗模量计算公式为:

Ｇ″ ＝ η?Ｇ′ (５)

η ＝

Ｆ

＋

２

Ｆ

＋

１

(６)

式中ꎬη 为损耗因子ꎮ

３ 试验结果

试验测试了三个变量ꎬ每个变量下分别测试四个

加载条件ꎬ共 １２ 个试件ꎮ 对每个加载条件下的试件

进行五次循环加载ꎬ即加载五个周期ꎬ选择第三个周

期的数据作为最终结果进行分析ꎮ 为最大限度排除

环境因素以及试件本身的特殊性对试验结果的影

响ꎬ验证试验结果的可靠性ꎬ另外抽取同一批次制成

的相同配方和规格的三个试件组成验证组ꎬ分别在

５０％应变幅值、０? ５ Ｈｚ、８０ ｍＴꎬ１００％应变幅值、０? ５

Ｈｚ、５０ ｍＴꎬ５０％应变幅值、０? ５ Ｈｚ、０ ｍＴ 三种加载条

件下进行验证试验加载ꎬ加载工况分别与正式试验

组三个变量下各自第一个加载工况相同ꎮ 试验组与

验证组所得最大阻尼力与耗散能对比及其误差如表

３ 所示ꎮ 结果表明ꎬ计算所得最大阻尼力与耗散能最

大误差在 ２％以内ꎬ平均误差为 １? ０４２％与 ０? ８５４％ꎬ

验证组与试验组所得数据高度重合ꎬ可以认为试验

具有可重复性ꎬ所得试验结果可靠ꎮ

表 ３ 验证试验结果及误差

Ｔａｂｌｅ ３ Ｖａｌｉｄａｔｉｏｎ ｏｆ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｅｒｒｏｒｓ

加载条件

最大阻尼力

试验组 验证组 误差/ ％

耗散能

试验组 验证组 误差/ ％

５０％应变幅值、

０.５ Ｈｚ、８０ ｍＴ

０.５４ ０.５４５ ０.９２６ ２.９２１ ２.９４６ ０.８６３

１００％应变幅值、

０.５ Ｈｚ、５０ ｍＴ

０.５３ ０.５２ １.８８７ ７.２１４ ７.１４４ ０.９６５

５０％应变幅值、

０.５ Ｈｚ、０ ｍＴ

０.８ ０.７９８ ０.３１３ ２.００６ １.９９１ ０.７３３

３? １ 应变幅值

为了研究应变幅值对弹性体材料力学性能的影

响ꎬ对 Ａ 组试样在四种不同应变幅值水平下进行剪

切试验ꎮ 图 ４ 所示为所有应变幅值下弹性体的滞回

曲线ꎬ可以看出当幅值超过 １００％时ꎬ随着位移的增

加ꎬ力的增加并不明显ꎬ呈现软化行为ꎮ 结合此试验

结果ꎬ再根据上述公式可计算得出四种不同应变幅

值下的各项参数ꎬ为了更直观地对比数据变化ꎬ在表

４ 中列出了计算所得最大阻尼力、等效刚度、储能模

量、耗散能、损耗模量ꎮ

图 ４ 不同应变幅值下的滞回曲线

Ｆｉｇ? ４ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｔｒａｉｎ ａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ

表 ４ 不同应变幅值下的力学性能

Ｔａｂｌｅ ４ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｔｒａｉｎ ａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ

幅值

/ ％

最大阻尼

力/ ｋＮ

等效刚度

/ (ｋＮ/ ｍｍ)

储能模量

/ ｋＰａ

耗散能

/ (ｋＮ?ｍｍ)

损耗模量

/ ｋＰａ

损耗

因子

５０ ０.５４ ０.０７６ １６.１３２ ２.９２１ ５.０４ ０.３１２

１００ ０.７５５ ０.０４８ １４.６１ １１.２８２ ４.７９ ０.３２８

１５０ ０.８８ ０.０３７ １１.２３ ２３.２５３ ４.７８ ０.４２６

２００ ０.９７５ ０.０３２ ９.９３ ３８.９９０ ４.７７ ０.４８０

最大阻尼力在 ５０％ ~ ２００％的范围内随着应变

幅值的增大而增大了近 ７０％ꎬ其增速随着幅值增大

有所放缓ꎮ 当应变幅值从 ５０％增大到 ２００％时ꎬ等效

刚度和剪切储能模量均迅速减小ꎬ减小幅度均为 ５０％

左右ꎻ随着应变幅值的增加ꎬ两者增速明显减小ꎬ最

后趋于平稳ꎮ 随着应变幅值的增大ꎬ耗散能从 ２? ９２１

ｋＮ?ｍｍ 增加到了近４０ ｋＮ?ｍｍꎬ且其增速缓慢增加ꎮ

当应变幅值从 ５０％增加到 １００％时ꎬ剪切损耗模量从

５ ｋＰａ 下降到了 ４? ７９ ｋＰａꎬ随后在 １００％应变幅值以

上范围内剪切模量几乎没有变化ꎬ稳定在 ４? ７７ ｋＰａ

左右ꎮ 损耗因子的变化呈现明显的阶段性特征ꎬ在

５０％ ~１００％应变幅值范围内基本保持不变ꎬ稳定在

０? ３１~０? ３２ 之间ꎬ而在 １００％ ~ ２００％应变幅值范围内

８ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

有所增长ꎮ 试验结果表明ꎬ基于复合橡胶基的磁流

变弹性体对应变幅值的变化表现出极高的适应性ꎬ

尤其是耗散能随着应变幅值的变化有明显增长ꎬ表

明材料能够提供良好的耗能能力ꎮ

３? ２ 加载频率

为了研究加载频率对磁流变弹性体力学性能的

影响ꎬ在剪切应变为 １００％ꎬ磁场强度为 ８０ ｍＴ 的条

件下ꎬ分别在 ０? ５ Ｈｚ、１? ０ Ｈｚ、１? ５ Ｈｚ 和 ２? ０ Ｈｚ 四种

加载频率下对 Ｂ 组试件进行剪切试验ꎮ 图 ５ 所示为

Ｂ 组试件在不同频率下的滞回曲线ꎮ 表 ５ 给出了试

件在不同加载频率下的各项力学性能ꎮ

图 ５ 不同加载频率下的滞回曲线

Ｆｉｇ? ５ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ

表 ５ 不同加载频率下的力学性能

Ｔａｂｌｅ ５ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｏａｄｉｎｇ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ

频率

/ Ｈｚ

最大阻尼

力/ ｋＮ

等效刚度

/ (ｋＮ/ ｍｍ)

储能模量

/ ｋＰａ

耗散能

/ (ｋＮ?ｍｍ)

损耗模量

/ ｋＰａ

损耗

因子

０.５ ０.５３ ０.０３３ ４ ７.６３ ７.２１４ ５.０３ ０.３９６

１ ０.９６５ ０.０６５ ３ ９.４１ ８.２００ １０.０２６ ０.３９８

１.５ １.２２５ ０.０８０ ４ １１.８５ １３.７０４ １１.６２ ０.４２７

２ １.３３ ０.０８７ １ １３.４３ ９.９７４ １４ ０.４４１

从图 ５ 的滞回曲线可以看出:当加载频率从 ０? ５

Ｈｚ 增加到 １? ５ Ｈｚ 时ꎬ滞回曲线的面积有所增大ꎬ并

在 １? ５ Ｈｚ 时达到最大ꎻ当加载频率达到 ２? ０ Ｈｚ 时ꎬ

滞回曲线稍有变窄ꎮ 从整体来看ꎬ基于复合橡胶基的

磁流变弹性体的力学性能对 ０? ５ ~ １? ５ Ｈｚ 范围内的

频率变化更为敏感ꎮ 从最大阻尼力和等效刚度的变

化曲线可以看出ꎬ随着频率从 ０? ５ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚꎬ

最大阻尼力和等效刚度都明显增加ꎮ当频率从 ０? ５ Ｈｚ

增加到 １? ０ Ｈｚ 时ꎬ两者增长幅度均接近 １００％ꎻ当频

率从 １? ０ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚ 时ꎬ两者增长幅度分别为

３８％与 ３３％ꎮ 随着频率的增长ꎬ两者的增速都明显

下降ꎬ这表明最大阻尼力和等效刚度对低频率的变

化更加敏感ꎮ 剪切储存模量与剪切损耗模量的变化

基本一致ꎬ都随着频率的增加而增加ꎬ有所不同的是

损耗模量的增速远大于储存模量的增速ꎮ 当频率从

０? ５ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚ 时ꎬ储存模量从 ７? ６３ ｋＰａ 增

加到 １３? ４３ ｋＰａꎬ增幅为 ７６％ꎬ损耗模量从 １２? ７１ ｋＰａ

增加到 ３１? ７２ ｋＰａꎬ增幅为 １５０％ꎬ几乎为前者的两

倍ꎮ 随着加载频率增大到 １? ５ Ｈｚꎬ耗散能显著增加ꎬ

其增幅达到 ９０％ꎬ反应出弹性体优秀的耗能能力ꎮ

在加载频率从 ０? ５ Ｈｚ 增加到 １? ０ Ｈｚ 的过程中ꎬ损耗

因子稳定在 ０? ３９５ 左右ꎬ但当加载频率从 １? ０ Ｈｚ 增

加到 ２? ０ Ｈｚ 时ꎬ损耗因子增加了 １１％ꎬ达到 ０? ４４ꎬ这

说明耗能因子对高频加载更加敏感ꎮ 总的来说ꎬ基

于复合橡胶基的磁流变弹性体的耗散能和耗散因子

在一定加载频率范围内都有所增加ꎬ峰值出现在

１? ５~２? ０ Ｈｚꎬ因此ꎬ将加载频率控制在此区间能充

分发挥材料的耗能能力ꎮ

３? ３ 外加磁场

为了测试外部磁场强度对弹性体力学性能的影

响ꎬ在 ５０％应变幅值、０? ５ Ｈｚ 频率下ꎬ分别在 ０ ｍＴ、

２５ ｍＴ、５０ ｍＴ 和 ７５ ｍＴ 的磁场强度下对 Ｃ 组试件进

行试验ꎬ分别进行五个加载周期ꎬ取第三个周期数

据ꎬ得到如图 ６ 所示滞回曲线ꎮ

图 ６ 不同磁场强度下的滞回曲线

Ｆｉｇ? ６ Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｃｕｒｖｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｉｎｔｅｎｓｉｔｉｅｓ

从图 ６ 中可以看出ꎬ在位移基本不变的情况下ꎬ

滞回曲线的斜率随着外部磁场强度的增加而增加ꎬ

这说明刚度在增加ꎬ材料呈硬化趋势ꎬ这与磁流变弹

性体的性能相符合ꎬ当磁场强度达到 ２５ ｍＴ 后ꎬ硬化

趋势变弱ꎮ 从面积来看ꎬ不同磁场强度下的滞回曲

线面积略有增长ꎬ但是外加磁场下材料的滞回曲线

２０２３ 年第 ９ 期 ９

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复合橡胶基磁流变弹性体的动态力学特性研究与模型验证

面积相比无外加磁场面积增加明显ꎮ 从磁场强度为

２５ ｍＴ、５０ ｍＴ 和 ７５ ｍＴ 的滞回曲线中可以看出ꎬ外加

磁场对弹性体的抗震性能有明显提高ꎬ其滞回曲线

较宽ꎬ面积较无外加磁场工况下面积更大ꎮ

不同磁场强度下弹性体的力学性能变化如表 ６

所示ꎮ 最大阻尼力在无外加磁场时为 ０? ８ ｋＮꎬ在外

加 ２５ ｍＴ 强度磁场时为 ０? ９２ ｋＮꎬ增长 １５％ꎬ随后其

增速呈下降趋势ꎮ 随着外部磁场强度的增加ꎬ等效

刚度和剪切储能模量相对于无外加磁场时有所增

加ꎮ 等效刚度从 ２５ ｍＴ 磁场强度时的 ０? １２ ｋＮ/ ｍｍ

增加到了 ７５ ｍＴ 磁场强度时的０.１１８ ４ ｋＮ/ ｍｍꎮ 这

是由于外部磁场影响了弹性体内部铁磁颗粒ꎬ使其

内部颗粒之间排列更加有序ꎬ提高了材料的刚度ꎮ

储能模量与位移最大处的应力有关ꎬ其与耗散能都

随磁场强度的增加而增加ꎮ 损耗模量受磁场影响较

大ꎬ随着磁场强度从 ０ ｍＴ 增加到 ７５ ｍＴꎬ损耗模量

从０.７６１ ３ ｋＰａ 增加到１.０３２ １ ｋＰａꎬ增幅在 ３５％以上ꎮ

磁场强度每增加 ２５ ｍＴꎬ损耗模量提高接近 １０％ꎮ

当磁场强度从 ０ ｍＴ 增加到 ７５ ｍＴ 时ꎬ损耗因子从

０.１５６ ９增加到了０.１８８ ９ꎬ这说明外部磁场有效提高

了材料的耗能能力ꎬ但随着磁场强度增加ꎬ其对弹性

体性能的增加效果在减弱ꎮ 整体来看ꎬ磁场强度控

制在 １００ ｍＴ 以内能够最大限度发挥弹性体的抗震

性能ꎮ

表 ６ 不同磁场强度下的力学性能

Ｔａｂｌｅ ６ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ ｉｎｔｅｎｓｉｔｉｅｓ

磁场

/ ｍＴ

最大阻尼

力/ ｋＮ

等效刚度

/ (ｋＮ/ ｍｍ)

储能模量

/ ｋＰａ

耗散能

/ (ｋＮ?ｍｍ)

损耗模量

/ ｋＰａ

损耗

因子

０ ０.８ ０.１０５ ３ ４.８５２ ９ ２.００６ ２ ０.７６１ ３ ０.１５７

２５ ０.９２ ０.１１５ ９ ５.３３８ ２ ３.３３９ ９ ０.８９９ ２ ０.１６８

５０ ０.９２８ ０.１１７ ４ ５.４２１ ３ ３.４６５ ６ ０.９８６ ９ ０.１８２

７５ ０.９３１ ０.１１８ ４ ５.４６２ ５ ３.５８１ ８ １.０３２ １ ０.１８９

４ 解析模型与参数拟合

４? １ 解析模型

Ｂｏｕｃ 在 １９６７ 年提出了一种有多个变量的光滑

滞回模型ꎬＷｅｎ 在 １９７６ 年对其进行了改进ꎬ该模型

被称为 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型ꎮ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型由滞回系

统和弹簧、阻尼器并联而成ꎬ如图 ７ 所示ꎮ

图 ７ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型

Ｆｉｇ? ７ Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ ｍｏｄｅｌ

Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型可表征结构及构件在循环荷载

作用下的刚度退化、强度退化等ꎬ是一种多功能非线

性光滑滞回模型ꎬ改变其模型参数可以实现不同滞

回系统的表征ꎬ适应性较强ꎮ 从试验数据图表可以

看出ꎬＭＲＥ 表现出明显的非线性滞回特性ꎬ因此采

用 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型对其进行动力学建模ꎮ 其模型公

式为:

Ｆ ＝ ｃ０

ｄｘ

ｄｔ

＋ ｋ０(ｘ － ｘ０ ) ＋ αｚ (７)

式中:Ｆ 为阻尼器输出阻尼力ꎻα 为滞回曲线非线性

强弱程度ꎻｋ０为弹簧单元的刚度系数ꎻｃ０为磁流变弹

性体的阻尼性能ꎻｘ 为位移ꎻｘ０为弹簧单元的初始变

形ꎻｚ 为滞变位移ꎬ为中间变量ꎮ

ｄｚ

ｄｔ

＝ Ａ

ｄｘ

ｄｔ

－ β

ｄｘ

ｄｔ

ｚ

ｎ － γ

ｄｘ

ｄｔ

ｚ ｚ

ｎ－１

(８)

式中:Ａ、ｎ、β 和 γ 为量纲化的参数ꎬ它们反映滞回曲

线的形状和大小ꎮ 参数 Ａ 影响输出阻尼力的最大

值ꎻβ 和 γ 分别为控制滞回曲线高度和宽度的调节

参数ꎻｎ 控制曲线的光滑程度ꎮ 对特定材料ꎬ参数 ｎ

的取值差别不大ꎬ为减少参数识别数量ꎬ本文取 ｎ ＝ １ꎮ

４? ２ 参数拟合

利用 Ｍａｔｌａｂ 工具ꎬ在 Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 中搭建 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ

解析模型ꎬ给定各项参数的初始值及限定范围ꎬ再输

入试验所得位移、速度与力的数据ꎬ采用 Ｓｉｍｕｌｉｎｋ 自

带的最小二乘算法对模型进行参数辨识ꎬ拟合得到

不同试验条件下的 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型参数值ꎬ如表 ７ 所

示[１３－１５]

ꎮ 从表 ７ 中可以看出ꎬ幅值、频率、磁场强度

三种变量之间各个参数的拟合值差别明显ꎮ 使用

Ｍａｔｌａｂ、Ｏｒｉｇｉｎ 对拟合结果进行处理ꎬ所得结果与实

测数据对比如图 ８ 所示ꎮ 从图 ８ 中可以看出ꎬ试验

数据与模型拟合结果吻合度高ꎬ说明拟合效果好ꎮ

１０ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

表 ７ 各工况下拟合所得参数值

Ｔａｂｌｅ ７ Ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｖａｌｕｅｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｆｉｔｔｉｎｇ ｕｎｄｅｒ ｖａｒｉｏｕｓ ｗｏｒｋｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ

幅值

/ ％

频率

/ Ｈｚ

磁场

/ ｍＴ

Ａ β α ｃ０

ｋ０ γ ｘ０

５０

１００

１５０

２００

１００

０.５

０.５

１

１.５

２

８０

０.１６９ ４ １５８.０２ ３９９.９７ ３.０３８ ７ ３２.３４ ３０.０９５ ０.０００ ４９１

０.０５ ９９.１４ ４０１.５１ ４.０８０ ７ ３９.２８８ ２３.９２１ ０.０００ ６７５

０.０９４ １６８.６７ ３９９.８８ ３.４３６ ２８.４２２ ６.７７４ ８ ０.００１ ６３３

０.１１９ ４ １７８.９ ３９９.５４ ２.７６１ ７ ２２.８０８ ５.９９５ ２ ０.０００ ５４３

０.００３ ３６７.１ １１２.３６ １.１３５ ７ ３７.９５９ ２９.７０７ ０.０００ ８１７

－７.６８４ ３ ３３５.０７ ４.４３７ ７ ０.６１７ ４７ ８２.１０６ ３８７.２９ －０.０００ ３２０

－１１.４１９ ３９０.４ ０.０２５ ３ ６.２４６ ８ ９１.２７ ８９.２７８ ０.０００ ５３１

－８.９３４ ５ ３９０.０２ ０.０２５ ２ ４.５６４ ９ ９４.７６１ １０７.３７ ０.０００ ００２

５０ ０.５

０ －４１.０１１ ３９０.９９ ０.０４２ ８ ３.６２８ １１６.８８ ３３.０３２ －０.０００ ６２８

２５ －２０.８６５ ３９０.８５ ０.０４１ ２ ５.９６９ ５ １２２.９３ ９８.４４５ ０.０００ １９８

５０ ０.２９８ ２９ ３９６.７ ０.０６６ ９ ６.０８２ ２ １１９.８ １５８.９５ －０.０００ １６２

７５ －１９.６８７ ３９９.７２ ０.０５８ ６ ６.５２９ ４ １２０.５９ ２８２.３４ －０.０００ ００２

图 ８ 拟合与试验结果对比图

Ｆｉｇ? ８ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｆｉｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ

４? ３ 拟合误差分析

随着加载频率从 ０? ５ Ｈｚ 增加到 ２? ０ Ｈｚꎬｋ０增长

近 １５０％ꎬ其增速在加载频率为 ０? ５ Ｈｚ 时最大ꎬ当加

载频率大于 １? ０ Ｈｚ 时ꎬｋ０增大的趋势减弱ꎬ当加载

频率接近 ２? ０ Ｈｚ 时ꎬ增速明显放缓ꎮ 这说明 ＭＲＥ

在受到频率为 ０? ５~１? ０ Ｈｚ 的加载时ꎬ其弹性性能迅

速提高ꎬ处于黏弹性状态ꎮ 随着频率的增大ꎬＭＲＥ

内部的铁磁颗粒链仅在限定的位置作热振动ꎬ出现

动态硬化ꎬ此时 ＭＲＥ 材料性能表现为硬而脆ꎮ

为便于定量比较ꎬ表 ８ 给出了试验和拟合得到的

耗散能和最大阻尼力及其之间的误差ꎮ 从表 ８ 中可

以看出ꎬ不同幅值、频率、磁场强度下ꎬＢｏｕｃ－Ｗｅｎ 模

型都能较好模拟 ＭＲＥ 的动态力学性能ꎬ最大阻尼力

与耗散能的最大误差分别为 ８? ３７％和 ６? ９３％ꎮ 模型

拟合的准确度与不同变量之间表现出不同的相关

性ꎮ 当加载频率为 ０? ５ Ｈｚ 时ꎬ最大阻尼力的拟合最

大误差为 ２? ９４％ꎬ平均误差为 ２? １２％ꎬ均明显小于耗

散能的 ６? ９１％与 ５? ３１％ꎮ 在频率改变的工况下ꎬ最

大阻尼力的拟合平均误差为 ３? ２９％ꎬ小于耗散能

３? ７１％的平均误差ꎮ 在磁场改变的工况下ꎬ其最大

阻尼力的拟合平均误差仅为耗散能平均误差的一

半ꎮ 总体来看ꎬ相对于耗散能ꎬ模型对最大阻尼力的

拟合效果更好ꎬ所有工况下最大阻尼力的总平均误

差仅为 ２? １７％ꎬ小于耗散能 ３? ９５％的总平均误差ꎮ

２０２３ 年第 ９ 期 １１

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复合橡胶基磁流变弹性体的动态力学特性研究与模型验证

虽然幅值变量中的 ５０％应变幅值工况、频率变量中

的 ０? ５ Ｈｚ 工况以及磁场强度变量中的 ０ ｍＴ 工况

下ꎬ拟合结果与实测结果存在一定差异ꎬ其最大误差

分别达到 ６? ９１％、８? ３７％、６? ９３％ꎬ但是所有拟合结

果的误差均在 １０％以内ꎬ平均误差小于 ５％ꎬ因此可

以认为该模型较好地描述了 ＭＲＥ 的力学特性ꎬ且其

足够简单ꎬ可以用于数值研究ꎮ

表 ８ 拟合与试验所得最大阻尼力与损耗模量及其之间的误差

Ｔａｂｌｅ ８ Ｍａｘｉｍｕｍ ｄａｍｐｉｎｇ ｆｏｒｃｅ ａｎｄ ｌｏｓｓ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｆｉｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ｅｒｒｏｒ

工况

幅值/ ％ 频率/ Ｈｚ 磁场/ ｍＴ

最大阻尼力/ ｋＮ

实测 拟合 误差/ ％

耗散能/ (ｋＮ?ｍｍ)

实测 拟合 误差/ ％

５０

１００

１５０

２００

０.５ ８０

０.５４ ０.５４５ ０.８８ ２.９２１ ２.７１９ ６.９１

０.７５５ ０.７７１ ２.１５ １１.２８２ １０.７６７ ４.５６

０.８８ ０.９０６ ２.９４ ２３.２５３ ２１.９８６ ５.４５

０.９７５ ０.９９９ ２.４９ ３８.９９０ ３７.３０３ ４.３３

１００

０.５

１

１.５

２

５０

０.５３ ０.５７４ ８.３７ ７.２１４ ７.３１５ １.４１

０.９６５ ０.９８２ １.８１ ８.２００ ７.７０９ ６.００

１.２２５ １.２５４ ２.４１ １３.７０４ １４.２４６ ３.９６

１.３３ １.３２２ ０.５７ ９.９７４ １０.３２０ ３.４７

５０ ０.５

０ ０.８ ０.７９６ ０.４６ ２.００６ ２.１４５ ６.９３

２５ ０.９２ ０.９０６ １.４９ ３.３４０ ３.３７８ １.１４

５０ ０.９２８ ０.９２２ ０.７０ ３.４６６ ３.３７８ ２.５３

７５ ０.９３１ ０.９１４ １.７８ ３.５８２ ３.６０５ ０.６５

５ 结 论

本文采用顺丁橡胶和天然橡胶作为基底材料制

作磁流变弹性体ꎬ设计了三组对照组ꎬ并在循环剪切

变形下进行了试验ꎮ 通过试验研究了应变幅值、加

载频率和外加磁场强度对材料特性的影响ꎬ并通过

验证试验论证了结果的可靠性ꎮ 具体结果如下:

(１)复合橡胶基磁流变弹性体的耗散能与损耗

模量对应变幅值、加载频率和外加磁场强度都表现

出正相关性ꎬ表明材料的耗能能力随幅值、频率与磁

场强度的增大而增大ꎬ将磁场强度控制在 １００ ｍＴ 内

能达到最大耗散能ꎮ

(２)幅值的增大使材料呈现一定的应变软化现

象ꎬ在较低的应变幅值下ꎬ材料表现出较高的等效刚

度ꎬ随着应变幅值的增加ꎬ等效刚度显著减小ꎬ从 ０? ７６

ｋＮ/ ｍｍ 下降到 ０? ３２ ｋＮ/ ｍｍꎮ 与此相反ꎬ频率的增

大会使材料刚度增大ꎬ出现硬化现象ꎮ

(３)Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型可以很好地描述材料的力

学性能ꎬ所有工况下最大阻尼力与耗散能的平均误

差分别为 ２? １７％与 ３? ９５％ꎬ最大误差均在 １０％以内ꎬ

表明拟合结果与实测数据吻合较好ꎬ可以为复合橡

胶基磁流变弹性体材料的实际应用提供理论支持ꎮ

参考文献

[１] 范艳层. 顺丁橡胶基磁流变弹性体的研制及其阻尼性能研究

[Ｄ]. 合肥: 中国科学技术大学ꎬ ２０１３.

[２] 卢晶晶ꎬ 陈曦ꎬ 周亚东ꎬ 等. 基于刚度软化试验建立磁流变弹性

体的 Ｂｏｕｃ－Ｗｅｎ 模型[ Ｊ]. 机械工程材料ꎬ ２０２１ꎬ ４５( １): １００－

１０４ꎬ １０８.

[３] 吕佳霖ꎬ 杨富锋ꎬ 陶玙. 温度对磁流变弹性体力学性能的影响分

析[Ｊ]. 噪声与振动控制ꎬ ２０２０ꎬ ４０(２): ８１－８６.

[４] 尹兵雪ꎬ 王明先ꎬ 佟昱ꎬ 等. 取向磁场对钴颗粒填充硅橡胶磁流

变弹性体动态黏弹性的影响[Ｊ]. 复合材料学报ꎬ ２０１８ꎬ ３５(６):

１４１４－１４２０.

[５] ＢＯＣＺＫＯＷＳＫＡ Ａꎬ ＡＷＩＥＴＪＡＮ Ｓ. Ｉｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔ ｍａｇｎｅｔｏｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅ￣

ｌａｓｔｏｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ]. Ｐｏｌｉｍｅｒｙ－Ｗａｒｓａｗ－ꎬ ２０１３ꎬ ５８(６): ４４３－４４９.

[６] ＬＥＮＧ Ｄꎬ ＷＵ Ｔꎬ ＬＩＵ Ｇꎬ ｅｔ ａｌ. Ｔｕｎａｂｌｅ ｉｓｏｌａｔｏｒ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｍａｇｎｅｔｏ￣

ｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌ ｅｌａｓｔｏｍｅｒ ｉｎ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ｓｈｅａｒ － ｓｑｕｅｅｚｅ ｍｉｘｅｄ ｍｏｄｅ [ Ｊ].

Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｉｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔ Ｍａｔｅｒｉａｌ Ｓｙｓｔｅｍｓ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１８ꎬ ２９

(１０): ２２３６－２２４８.

(下转第 ２０ 页)

１２ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００２

湿热环境下不同挖补构型层合板振动特性分析

赵耀斌１

ꎬ 单金洋１

ꎬ 崔开心１

ꎬ 卢 翔２∗

(１? 中国民航大学 航空工程学院ꎬ 天津 ３００３００ꎻ ２? 中国民航大学 交通科学与工程学院ꎬ 天津 ３００３００)

摘要: 通过理论推导和有限元仿真探究了自由边界条件下ꎬ不同损伤深度阶梯挖补修理层合板在不同温度和含湿量情况

下的振动特性ꎮ 基于 Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ 胶接接头模型并考虑湿热效应的影响得出修理层合板的运动平衡方程ꎬ通过推导得到修理层

合板的振动特征方程ꎮ 在 ＡＢＡＱＵＳ 软件中建立了不同挖补深度层合板的有限元模型并通过试验验证ꎬ在不同温度、含湿量条

件下ꎬ分析挖补层数、附加铺层数和搭接长度对振动特性的影响ꎮ 研究结果表明:修理层合板固有频率增幅随挖补层数的增加

而增加ꎻ含有附加铺层的层合板可以更好地维持固有频率ꎬ且两层附加补片的效果优于一层附加补片的效果ꎻ非穿透修理构型

层合板的固有频率随搭接长度增加而增加ꎻ对于穿透修理构型层合板ꎬ其固有频率更易受到温度、含湿量和搭接长度影响ꎬ在

高温干态环境(Ｔ＝ １００ ℃ 、Ｃ＝ ０％)下ꎬ当搭接长度在 １? ５~ ９ ｍｍ 之间变化时ꎬ搭接长度为 ４ ｍｍ 的穿透修理构型层合板固有频

率最低ꎮ

关键词: 阶梯挖补修理ꎻ 复合材料层合板ꎻ 不同挖补深度ꎻ 搭接长度ꎻ 湿热效应ꎻ 模态试验

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)０９－００１３－０８

Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｉｎ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｙａｏｂｉｎ

１

ꎬ ＳＨＡＮ Ｊｉｎｙａｎｇ

１

ꎬ ＣＵＩ Ｋａｉｘｉｎ

１

ꎬ ＬＵ Ｘｉａｎｇ

２∗

(１? Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｃｉｖｉｌ Ａｖｉａｔｉｏｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａꎬ Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｃｉｖｉｌ Ａｖｉａｔｉｏｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａꎬ Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｄｅｒｉｖａｔｉｏｎ ａｎｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬ ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｓｔｅｐ－ｌａｐ

ｒｅｐａｉｒ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｄａｍａｇｅ ｄｅｐｔｈｓ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔｓ ｕｎｄｅｒ ｆｒｅｅ

ｂｏｕｎｄａｒｙ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ａｒｅ ｅｘｐｌｏｒｅｄ. Ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ ｂｏｎｄｉｎｇ ｊｏｉｎｔ ｍｏｄｅｌ ａｎｄ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｄａｍｐ

ｈｅａｔ ｅｆｆｅｃｔꎬ ｔｈｅ ｍｏｔｉｏｎ ｂａｌａｎｃｅ ｅｑｕａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅ ｉｓ ｏｂｔａｉｎｅｄꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ ｅｑｕａ￣

ｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅ ｉｓ ｄｅｒｉｖｅｄ. Ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐａｔｃｈｉｎｇ ｄｅｐｔｈ ｉｓ

ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｉｎ ＡＢＡＱＵＳ ｓｏｆｔｗａｒｅ ａｎｄ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ. Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ａｎｄ

ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔｓꎬ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｐａｔｃｈｉｎｇ ｌａｙｅｒｓꎬ ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｙｅｒｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ｏｎ

ｔｈｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉ￣

ｎａｔｅｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｙｅｒｓꎻ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｙｅｒｓ ｃａｎ ｂｅｔｔｅｒ ｍａｉｎ￣

ｔａｉｎ ｔｈｅ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｗｏ ｌａｙｅｒｓ ｏｆ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｐａｔｃｈｅｓ ｉｓ ｂｅｔｔｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｏｎｅ ｌａｙｅｒꎻ ｔｈｅ ｎａｔ￣

ｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｎｏｎ－ｐｅｎｅｔｒａｔｉｎｇ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈꎻ ｆｏｒ

ｔｈｅ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎꎬ ｉｔｓ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｉｓ ｍｏｒｅ ｅａｓｉｌｙ ａｆｆｅｃｔｅｄ ｂｙ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅꎬ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ａｎｄ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ. Ｉｎ ｔｈｅ ｈｉｇｈ－ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｄｒｙ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ (Ｔ ＝ １００ ℃ ꎬ Ｃ ＝ ０％)ꎬ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ｃｈａｎｇｅｓ ｆｒｏｍ

１? ５ ｍｍ ｔｏ ９ ｍｍꎬ ｔｈｅ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｒｅｐａｉｒ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ａ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ｏｆ ４ ｍｍ ｈａｓ ｔｈｅ ｌｏｗｅｓｔ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｓｔｅｐ－ｌａｐ ｒｅｐａｉｒꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓꎻ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ ｄｅｐｔｈꎻ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈꎻ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｅｆｆｅｃｔꎻ ｍｏ￣

ｄａｌ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ

收稿日期: ２０２２－０７－２５

基金项目: 国家自然科学基金－民用飞机持续安全性分析技术研究 (Ｕ２０３３２０９)ꎻ 天津市研究生科技创新项目－民航专项 (２０２１ＹＪＳＯ２Ｓ１３)ꎻ 天

津市教委科研计划项目(２０２１ＫＪ０５４)

作者简介: 赵耀斌 (１９９７—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事飞行器维修设计方面的研究ꎮ

通讯作者: 卢翔 (１９６９—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 教授ꎬ 主要从事民机复合材料结构损伤与修理方面的研究ꎬ ｘｌｕ＠ｃａｕｃ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

２０２３ 年第 ９ 期 １３

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湿热环境下不同挖补构型层合板振动特性分析

复合材料层合板由于其高比强度、高比模量ꎬ以

及可设计性好等优点而被广泛应用于航空航天领

域[１]

ꎮ 不同的载荷环境会对复合材料的基体、纤维

和界面造成损伤ꎬ导致复合材料结构承载能力大幅

下降ꎮ 挖补修理增重低、恢复强度高ꎬ已成为复合材

料层合板修理的主要手段ꎬ其中补片的设计尤为重

要[２]

ꎮ ＣＣＡＲ ２５? ６０３ 和 ＣＣＡＲ ２５? ５７１

[３]中规定须考

虑预期的温度和湿度环境对复合材料结构的影响ꎮ

研究不同损伤深度阶梯挖补修理层合板在不同温度

和含湿量情况下的振动特性可以提高民机复合材料

的可修复率ꎬ同时可为其修理容限的制定提供指导ꎮ

在理论研究方面ꎬ蒋宝坤等[４] 基于复合材料在

湿热环境下的本构关系ꎬ分析了温度和湿度对轴力、

弯矩的影响ꎬ发现湿热环境对旋转复合材料梁的模

态参数影响显著ꎮ 韩坤华[５]基于材料的玻璃转化温

度改进后的 Ｔｓａｉ 方法更突出了吸湿对材料性能退化

的作用ꎮ 杨杰等[６] 考虑中面荷载作用效应ꎬ研究了

边界为混合型约束矩形层合板的振动特性ꎬ探究了

边界条件、纤维铺设方式和面内荷载等对振动特性

的影响ꎮ 赵天等[７] 考虑了湿热应力和质量效应ꎬ利

用一阶剪切变形理论和模态叠加法推导出四边简支

层合板的固有频率计算公式ꎬ并采用 Ｒａｙｌｅｉｇｈ 积分

得到其在简谐激励下的声辐射特性公式ꎻ基于湿热

膨胀的等效性获得不同湿热环境下复合材料层合板

的等效热膨胀系数ꎬ并通过有限元数值分析对理论

公式进行了验证ꎮ

在试验和有限元仿真方面ꎬＳａｌｅｈｉ－Ｋｈｏｊｉｎ 等[８]

采用分析和试验相结合的方法ꎬ研究了不同补片层

修复后的应力强度因子(ＳＩＦ)、势能(ＰＥ)和能量释

放率的变化ꎮ 方尚庆[９]提出了一种层合板穿透挖补

修理方案的数字化设计方法ꎬ建立了不同修理构型

的三维模型ꎬ研究了修理结构固有频率和稳态响应

特性与挖除孔径、挖补角度和胶层材料参数等之间

的影响规律ꎮ Ｋａｌｌａｎｎａｖａｒ 等[１０] 考虑温度和含湿量

相关的材料属性来分析蜂窝板球形、双曲、椭圆形、

圆柱形壳和平板ꎬ建立了温度、水分、碳纳米管在芯

材中的体积分数、偏斜角和约束对 ＳＬＣＳ 壳振动响应

的影响ꎮ Ｄｅｓａｉ 等[１１] 分析了由玻璃纤维环氧树脂复

合材料制成的多层复合梁的振动特性ꎬ探究了多层

复合材料梁的边界条件和纤维方向对固有频率的敏

感性ꎮＲａｔｈ 等[１２]

、王绍清等[１３]则探究了材料模量、层

合板尺寸对固有频率的影响ꎬ研究发现层合板长宽比

越大ꎬ固有频率下降越明显ꎮ 刘芹等[１４] 采用 ＡＮＳＹＳ

参数设计语言(ＡＰＤＬ)实现了复合材料薄壁圆柱壳

结构在线性分布温度场作用下的非线性热振动特性

分析ꎬ并计算了不同约束条件、不同铺层方式和铺层

数的复合材料薄壁圆柱壳在线性温度场作用下的固

有频率ꎮ

目前针对修理层合板的研究主要集中于穿透型

损伤ꎬ但是在实际损伤案例中ꎬ非穿透型损伤也占有

相当高的比例ꎬ本文在前人的研究基础上ꎬ利用有限

元和试验方法ꎬ研究了湿热环境下不同挖补深度层

合板的振动特性ꎮ

１ 数学模型

修理后层合板接头处的母板和补片通过胶层连

接ꎬ这种胶接结构改变了层合板的初始构型ꎬ现根据

Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ 胶接模型(图 １)ꎬ结合参考文献[１５－１７]ꎬ

分别建立平衡方程式(１)、几何方程式(２)和物理方

程式(３)ꎮ

图 １ Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ 胶接接头模型

Ｆｉｇ? １ Ｖｏｋｌｋｅｒｓｅｎ ｂｏｎｄｉｎｇ ｊｏｉｎｔ ｍｏｄｅｌ

ｔ

ｌｄ

∂σｌ

∂ｘ

－ ｄτａ

＝ ０

ｔ

ｐ ｄ

∂σｐ

∂ｘ

＋ ｄτａ

＝ ０

ì

î

í

ï

ïï

ï

ï

(１)

ｅ１

＝

∂ｕ１

∂ｘ

ｅｐ

＝

∂ｕｐ

∂ｘ

γａ

＝

ｕ１

－ ｕｐ

ｔ

ａ

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

(２)

Ｅ１

ｅ１

＝ σ１

Ｅ２

ｅ２

＝ σ２

ＧＡ γＡ

＝ τＡ

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

(３)

式中:ｔ

ｌ、ｔ

ｐ和 ｔ

ａ为母板、补片和胶膜厚度ꎻｕ１ 、ｕｐ为母

板、补片的微小变形ꎻｄ 代表接头宽度ꎻｅ１ 、ｅｐ 为 ｘ、ｙ

方向的正应变ꎻγａ代表剪切应变ꎮ

１４ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

惯性力用 ｔ

ｌｄρ

∂

２

ｕ

∂ｔ

２ 表示ꎬ阻尼力用 ｄτＡ表示ꎬ将其

作为体积力的一部分代入式(１)可得到:

ｔ

ｌｗ

∂σｌ

∂ｘ

－ ｗτａ

＝ ｔ

ｌｗρｌ

∂

２

ｕｌ

∂ｔ

２

ｔ

ｐｗ

∂σｐ

∂ｘ

＋ｗτａ

＝ ｔ

ｐｗρｐ

∂

２

ｕｐ

∂ｔ

２

ì

î

í

ï

ïï

ï

ïï

(４)

为保证挖补效果ꎬ补片使用与母板相同的预浸

料ꎬ故其材料性能一致ꎬ可得:

ρｌ

＝ ρｐ

ｔ

ｌ

＝ ｔ

ｐ { (５)

式中:ρ 为层合板密度ꎮ

简化式(４)可以得到修理板弹性运动方程:

∂σｌ

∂ｘ

＋

∂σｐ

∂ｘ

－ ρ

∂

２

ｕｐ

∂ｔ

２

＋

∂

２

ｕｌ

∂ｔ

２

æ

è

ç

ö

ø

÷ ＝ ０ (６)

考虑力和位移的边界条件ꎬ根据 Ｄ’Ａｌｅｍｂｅｒｔ 原

理ꎬ结合加权余量法建立与式(６)等效的积分方程ꎬ

得到胶接修理层合板的动力学基本方程:

Ｍｕ

??

(ｔ) ＋Ｃｕ

?

(ｔ) ＋Ｋｕ(ｔ) ＝ Ｑ(ｔ) (７)

式中:Ｍ 为挖补修理层合板质量矩阵ꎻＣ 为挖补修理

层合板阻尼矩阵ꎻＫ 为挖补修理层合板刚度矩阵ꎻ

Ｑ(ｔ)为挖补修理层合板节点外载荷ꎻ ｕ

??

(ｔ)为挖补修

理层合板的加速度向量ꎻｕ

?

( ｔ)为挖补修理层合板的

速度向量ꎻｕ(ｔ)为挖补修理层合板的位移向量ꎮ

考虑湿热载荷效应 ｑ( ｔ)的影响ꎬ可得到层合板

的运动平衡方程:

Ｍｕ

??

(ｔ) ＋ Ｋｕ(ｔ) ＝ ｑ(ｔ) (８)

结合 Ｌａｎｃｚｏｓ 法求解式(８) 可得到层合板振动

特征方程:

Ｋ －ｗ

２

[

ｉ Ｍ] {φ}ｉ

＝[０] (９)

式中:ｗｉ为修理层合板第 ｉ 阶固有频率ꎻ{φ}ｉ为修理

层合板第 ｉ 阶振型ꎮ

式(９)与参考文献[１８]中无阻尼条件下复合材

料层合板的振动控制方程相似ꎬ可以得出修理层合

板第 ｉ 阶固有频率与层合板刚度 Ｋ 呈正相关ꎬ与质

量 Ｍ 呈负相关ꎮ

２ 试验研究

使用 Ｈａｎｓｏｒｔ Ｔ３００－２２０ 单向预浸料ꎬ采用模压

工艺制成试样ꎬ材料参数如表 １ 所示ꎬ模压压力为

０? ７ ＭＰａꎬ在(１３０±１０) ℃ 下保温 ３０ ｍｉｎꎮ 试样为边

长为 ２３０ ｍｍꎬ厚度为 ２ ｍｍ 的正方形层合板ꎬ其铺层

为[４５ / －４５ / ０ / ９０]２Ｓ ꎮ 挖补修理程序参考«Ｂ７８７ 结

构修理手册»

[１９] 和«复合材料结构修理指南»

[２０] 进

行ꎬ搭接长度(ｐ)为 ９ ｍｍꎬ打磨试样后使用丙酮擦拭

干净ꎬ放在干燥箱中充分干燥ꎬ在打磨后的层合板与

补片之间放置一层环氧树脂胶膜ꎬ其直径与最大的

打磨直径相同ꎬ使用热补仪将补片固化在层合板上

(图 ２)ꎬ将固化后表面多余树脂打磨掉ꎬ再次使用丙

酮擦拭干净ꎬ挖补后试样如图 ３ 所示ꎮ

表 １ 预浸料和胶膜的材料参数

Ｔａｂｌｅ １ Ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｐｒｅｐｒｅｇ ａｎｄ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｆｉｌｍ

材料名称

Ｅ１１

/ ＧＰａ

Ｅ２２

/ ＧＰａ

Ｅ３３

/ ＧＰａ

μ１２ μ１３ μ２３

Ｇ１２

/ ＧＰａ

Ｇ１３

/ ＧＰａ

Ｇ２３

/ ＧＰａ

ρ

/ (ｋｇ / ｍ

３

)

纤维体积

含量/ ％

预浸料 Ｈａｎｓｏｒｔ(Ｔ３００－２２０) １２８.８０ ８.４０ ８.４０ ０.３２ ０.３２ ０.４４ ４.４８ ４.４８ ２.９７ １ ５１７ ６５

胶膜 ＦＭ７３Ｍ １.０９ ０.３３ ０.４２ １ １０５ －

注:以上数据由材料供应商提供ꎮ

图 ２ 热补仪固化补片

Ｆｉｇ? ２ Ｐａｔｃｈ ｃｕｒｉｎｇ ｂｙ ｈｏｔ ｂｏｎｄｅｒ

图 ３ 阶梯挖补修理层合板

Ｆｉｇ? ３ Ｓｔｅｐ－ｌａｐ ｒｅｐａｉｒ ｌａｍｉｎａｔｅｓ

２０２３ 年第 ９ 期 １５

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湿热环境下不同挖补构型层合板振动特性分析

模态试验在三综合实验箱中进行ꎬ将试样悬挂

于环境箱吊架上ꎬ模拟自由边界条件ꎬ分别对修理板、

未修理的完整板进行锤击模态试验ꎮ 模态试验采用

东华模态测试系统(图 ４)ꎬ使用力锤敲击以激励层

合板ꎬ使用数据采集仪对贴于层合板上的加速度传

感器的信号与力锤信号进行采集处理ꎬ采用三次敲

击的平均值作为层合板的固有频率ꎬ以减小误差ꎮ

试验结果如表 ２ 所示ꎮ

图 ４ 模态测试系统

Ｆｉｇ? ４ Ｍｏｄａｌ ｔｅｓｔ ｓｙｓｔｅｍ

表 ２ 修理层合板固有频率试验值与仿真值对比

Ｔａｂｌｅ ２ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｅｓｔ ｖａｌｕｅ ａｎｄ ＦＥＭ

ｏｆ ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅ

组别

频率/ Ｈｚ

ｆ

１

ｆ

２

ｆ

１

－ ｆ

２

/ ｆ

１

× １００％

误差/ ％

完整板 １１２.５０ １１９.３７ ６.１１

单面修理 ８ 层

(ｐ ＝ ９)

１８１.２５ １７８.８２５ １ １.３４

注: ｆ

１为试验值ꎻ ｆ

２为仿真值ꎮ

３ 有限元仿真

使用 ＡＢＡＱＵＳ 建立不同挖补深度的层合板模

型ꎬ采用与试验相同的自由边界条件ꎮ 计算得到层

合板的固有频率ꎬ并与试验值对比ꎬ如表 ２ 所示ꎮ 其

中最大误差为 ６? １１％ꎬ仿真值(ＦＥＭ)与试验值的误

差较小ꎮ

在实际的损伤形式中ꎬ需要考虑的修理参数有

挖补层数、附加铺层数和搭接长度ꎬ根据不同修理参

数建立对应的层合板有限元模型ꎮ 研究不同温度和

含湿量情况下不同修理参数对层合板振动特性的影

响ꎬ取挖补孔径为 ４０ ｍｍꎬ挖补角度为 ５°ꎬ铺层方式

为[４５ / －４５ / ０ / ９０]Ｓ ꎬ补片铺层方向与该层母板铺层

方向相同ꎮ 单面挖补修理层合板剖面如图 ５ 所示ꎮ

图 ５ 非穿透型单面挖补修理层合板剖面图

Ｆｉｇ? ５ Ｓｅｃｔｉｏｎａｌ ｖｉｅｗ ｏｆ ｓｉｎｇｌｅ－ｓｉｄｅ ｐａｔｃｈｉｎｇ ａｎｄ

ｒｅｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅ

４ 结果分析

４? １ 湿热环境对修理层合板振动特性的影响

如图 ６ 和图 ７ 所示ꎬ当吸湿量由 ０％ 升高至

０? ７５％时ꎬ不同挖补层数(ｎ)的修理层合板固有频率

均呈下降趋势ꎮ 当挖补层数为 ８ 层时ꎬ单面挖补修

理层合板的固有频率约下降 ４? ３６％ꎬ完整板的固有

频率约下降 ０? ５％ꎮ 修理构型层合板的下降幅度都

高于完整板下降幅度ꎬ约为完整板固有频率下降幅

值的 ８ 倍ꎮ

图 ６ 不同挖补深度构型层合板固有频率随温度变化对比

Ｆｉｇ? ６ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ

ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

图 ７ 不同挖补深度构型层合板固有频率随含湿量变化对比

Ｆｉｇ? ７ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｐｌａｔｅｓ

ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈｓ ｗｉｔｈ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

１６ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

如图 ６ 和图 ７ 所示ꎬ当温度在 ２５~１００ ℃之间变

化时ꎬ层合板固有频率表现出相似的变化特征ꎮ 当

挖补层数为 ８ 层时ꎬ不含附加补片的单面挖补修理

层合板的固有频率值在温度由 ２５ ℃ 升高到 １００ ℃

后下降了 ４? ８７％ꎬ作为对照组的完整层合板在此温

度区间内的固有频率下降约 ０? ８３％ꎬ修理板固有频

率降幅约为完整板固有频率下降幅值的 ６ 倍ꎮ

如图 ６ 和图 ７ 所示ꎬ含湿量对不同修理构型层

合板振动特性的影响与温度对其造成的影响基本相

同ꎮ 同时ꎬ挖补修理导致层合板对温度和含湿量更

加敏感ꎬ修理层合板的下降幅度都高于完整板的下

降幅度ꎮ 由于单面挖补构型在厚度方向不是对称结

构ꎬ见图 ５ꎬ在湿热效应的影响下容易出现附加弯矩ꎬ

在振动过程中易产生拉弯耦合并进一步造成偏心载

荷ꎬ增大补片在振动过程中承受的载荷ꎮ 在偏心载

荷的作用下ꎬ修理层合板的固有频率下降更为明显ꎮ

４? ２ 挖补深度对修理层合板振动特性的影响

在复合材料阶梯挖补修理结构中ꎬ材料母板的

挖补层数是一个非常重要的修理参数ꎮ 本节建立挖

补层数分别为 ０、２、４、６、８ 的挖补修理层合板有限元

模型ꎬ研究湿热环境下挖补层数对层合板振动特性

的影响ꎮ 随着温度和含湿量的升高ꎬ完整层合板和

不同挖补层数的修理构型层合板一阶固有频率均呈

下降趋势ꎬ具体下降数值如表 ３ 所示ꎮ

表 ３ 不同挖补深度层合板固有频率

随温度、含湿量变化

Ｔａｂｌｅ ３ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒｅｐａｉｒ

ｄｅｐｔｈｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ｎ

(ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

－ｆ

(Ｔ＝ １００ ℃ ) ) /

ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

/ ％

(ｆ

(Ｃ＝ ０％)

－ｆ

(Ｃ＝ ０.７５％) ) /

ｆ

(Ｃ＝ ０％)

/ ％

０ ０.８３ ０.５０

２ ３.２５ ２.８７

４ ４.１０ ３.６４

６ ４.５６ ４.０８

８ ４.８７ ４.３６

注:ｎ 为挖补层数ꎮ

如图 ８ 和图 ９ 所示ꎬ不同含湿量情况下挖补层

数对固有频率的影响规律与热环境下的影响规律相

似ꎬ随着挖补层数的增加ꎬ层合板固有频率的降幅逐

渐变大ꎬ挖补质量下降ꎮ 同时ꎬ随着挖补层数的增加ꎬ

固有频率降幅逐渐降低ꎮ 由图 ８ 和图 ９ 可知ꎬ随着

挖补层数的增加ꎬ层合板的一阶固有频率值增加ꎬ当

挖补层数在 ２ ~ ６ 层之间变化时ꎬ曲线斜率较大ꎬ固

有频率变化幅度较大ꎬ当挖补层数在 ０ ~ ２ 层和 ６ ~ ８

层之间变化时ꎬ曲线斜率较小ꎬ频率增幅较小ꎮ

图 ８ 不同温度下修理层合板固有频率随挖补深度变化

Ｆｉｇ? ８ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｌａｍｉｎａｔｅｓ

ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈ

图 ９ 不同含湿量下修理层合板固有频率随挖补深度变化

Ｆｉｇ? ９ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｌａｍｉｎａｔｅｓ

ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｒｅｐａｉｒｉｎｇ ｄｅｐｔｈ

这是由于当挖补层数在 ０ ~ ２ 层之间变化时ꎬ挖

补区域补片和胶膜的出现使完整板的原始本构关系

开始发生改变ꎻ此时挖补层数较少ꎬ不易造成额外的

弯矩ꎬ产生的偏心载荷也较小ꎬ所以固有频率变化较

小ꎬ曲线斜率较低ꎮ 当挖补层数在 ２ ~ ６ 层之间变化

时ꎬ随着挖补层数逐渐增多ꎬ母板刚度变化较大ꎬ而

胶层和补片能够提供的刚度又相对较小ꎬ补片层数

增加带来的偏心载荷增大明显ꎬ所以固有频率变化

较大ꎬ曲线斜率较大ꎮ 当挖补层数在 ６ ~ ８ 层之间变

化时ꎬ母板只剩最后两层ꎬ原始的传力结构剩余较

少ꎬ对固有频率的影响较小ꎬ补片所带来的偏心载荷

占主要影响因素ꎬ所以固有频率变化较小ꎬ曲线的斜

率较小ꎮ

４? ３ 附加铺层对修理层合板振动特性的影响

在阶梯挖补修理工程中ꎬ在层合板表面增加附加

补片十分常见ꎬ增加附加补片有两个主要优点:①减

小维修后层合板的应力集中区域ꎬ从而使维修区域

的抗剥离性能得到提升ꎻ②可以有效阻止补片与母

板连接边缘处裂纹的形成[２１]

ꎮ 本节选择挖补层数

为 ８ 层的穿透型损伤层合板ꎬ挖补孔径为 ４０ ｍｍꎬ挖

２０２３ 年第 ９ 期 １７

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湿热环境下不同挖补构型层合板振动特性分析

补角度为 ５°ꎬ以单面挖补修理构型对层合板进行挖

补ꎬ探究无附加补片、单层附加补片(铺层为[ －４５])

和双层附加补片(铺层为[ －４５ / ４５])阶梯挖补修理

层合板的固有频率值随温度和含湿量的变化趋势ꎮ

图 １０ 和图 １１ 所示为不同热环境和含湿量下附

加补片对不同修理构型阶梯挖补修理层合板固有频

率的影响ꎮ 在同一温度和含湿量情况下ꎬ一层附加

补片可以小幅提高挖补修理层合板的固有频率值ꎬ

而含一层附加补片的层合板与含两层附加补片的层

合板固有频率差值较小ꎬ具体变化数值如表 ４ 所示ꎮ

图 １０ 不同附加铺层构型层合板固有频率随温度变化

Ｆｉｇ? １０ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｌａｙｅｒｓ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

图 １１ 不同附加铺层构型层合板固有频率随含湿量变化

Ｆｉｇ? １１ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ

ｌａｙｅｒｓ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

表 ４ 不同附加铺层数层合板固有频率

随温度、含湿量变化

Ｔａｂｌｅ ４ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ

ｌａｙｅｒｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ｍ

(ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

－ｆ

(Ｔ＝ １００ ℃ ) ) /

ｆ

(Ｔ＝ ２５ ℃ )

/ ％

(ｆ

(Ｃ＝ ０％)

－ｆ

(Ｃ＝ ０.７５％) ) /

ｆ

(Ｃ＝ ０％)

/ ％

０ ４.８７ ４.３６

１ ４.８１ ４.３０

２ ４.７４ ４.２４

注:ｍ 为附加铺层数ꎮ

由式(９)可知ꎬ相较于附加铺层增加的质量ꎬ附

加补片增加的刚度占主导因素ꎬ导致修理层合板固

有频率增加ꎮ 且在挖补修理区域引入附加补片可以

降低该区域的变形量并提高抵抗湿热变形能力ꎬ从

而降低了热效应对挖补修理层合板固有频率的影

响[１８]

ꎮ 综上所述ꎬ附加补片可以提升挖补修理质量ꎬ

降低湿热环境因素对挖补层合板固有频率造成的影

响ꎬ如果挖补区域对气动平滑性能和质量增加不敏

感ꎬ两层附加补片效果优于一层附加补片效果ꎮ

４? ４ 搭接长度对修理层合板振动特性的影响

在单层厚度不变时ꎬ搭接长度决定了挖补角度ꎬ

同时决定了胶层上正应力与剪切应力的分配ꎬ直接

影响着修理结构的传力形式和稳定性ꎮ 对于不同的

搭接长度通常存在一个阈值ꎬ低于该阈值的失效形

式常为纤维断裂和基体破坏ꎬ高于该值的失效形式

常为胶层脱黏[２２－２３]

ꎻ较高的搭接长度能够降低应力

集中现象ꎬ更好地抵抗裂纹的生成[２４]

ꎮ 本节选择单

层厚度为 ０? １２５ ｍｍ 的层合板ꎬ挖补孔径为 ４０ ｍｍꎬ

搭接长度为 １? ５ ｍｍ、３ ｍｍ、６ ｍｍ、９ ｍｍꎬ以单面挖补

修理构型层合板为研究对象ꎬ探究不同挖补层数阶

梯挖补修理层合板的固有频率值随温度和含湿量的

变化趋势ꎬ具体变化数值如表 ５ 所示ꎮ

表 ５ 搭接长度和挖补层数对固有频率影响

随温度、含湿量变化

Ｔａｂｌｅ ５ Ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒ

ｏｆ ｐａｔｃｈｉｎｇ ｌａｙｅｒｓ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｏｎｔｅｎｔ

ｎ ｐ / ｍｍ

(ｆ

(Ｔ＝２５ ℃)

－ｆ

(Ｔ＝１００ ℃) ) /

ｆ

(Ｔ＝２５ ℃)

/ ％

(ｆ

(Ｃ＝０％)

－ｆ

(Ｃ＝０.７５％) ) /

ｆ

(Ｃ＝０％)

/ ％

２

１.５ ２.５２ １.６１

３ ２.５１ ２.５２

６ ２.５６ ２.５６

９ ２.６７ ２.７０

４

１.５ ３.０１ ３.０７

３ ２.７９ ２.８６

６ ３.１１ ３.１９

９ ３.２５ ２.０８

６

１.５ ３.３２ ３.４０

３ ３.３６ ３.４６

６ ３.５３ ３.６５

９ ３.６８ ３.８４

８

１.５ ３.７０ ３.７８

３ ３.７３ ３.６４

６ ４.０４ ３.９６

９ ４.７８ ４.５９

注:ｐ 为搭接长度ꎮ

１８ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

图 １２ 所示为修理层合板固有频率随挖补层数

和搭接长度的变化曲面图ꎬ随着挖补层数的增加ꎬ固

有频率呈上升趋势ꎮ 当挖补层数较少时ꎬ搭接长度对

固有频率的影响较小ꎮ 当挖补层数在 ２ ~ ６ 层之间变

化时ꎬ固有频率随搭接长度和挖补层数变化曲面较

为平滑ꎮ 当挖补层数达到 ８ 层ꎬ搭接长度为 ２ ~ ４ ｍｍ

时ꎬ固有频率随着搭接长度的增加而减小ꎻ搭接长度

为 ４~６ ｍｍ 时ꎬ固有频率随着搭接长度的增加而增加ꎻ

搭接长度为 ６~８ ｍｍ 时ꎬ固有频率基本不变ꎮ 当挖补

层数为 ８ 层时ꎬ搭接长度为 ４ ｍｍ 的修理构型层合板

固有频率最低ꎮ 这是由于在挖补层数较少时ꎬ母板剩

余层数较多ꎬ补片所产生的偏心载荷和附加弯矩较小ꎬ

挖补带来的性能下降较小ꎻ而当挖补层数增加到 ８ 层

时ꎬ母板被完全挖穿ꎬ修理区域的母板已经不能继续

承载ꎬ补片产生的偏心载荷和附加弯矩较大ꎬ修理质

量下降ꎬ此时固有频率受到搭接长度的影响更为明显ꎮ

图 １２ 搭接长度和挖补层数对固有频率影响

Ｆｉｇ? １２ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ

ｐａｔｃｈｉｎｇ ｌａｙｅｒｓ ｏｎ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ

如图 １３ 和图 １４ 所示ꎬ温度和含湿量对固有频

率的影响呈现出相似的影响规律ꎬ随着温度和含湿

量的增加ꎬ修理层合板固有频率呈下降趋势ꎮ 同时ꎬ

挖补层数越多的层合板越容易受温度和含湿量的影

响ꎬ固有频率随着挖补层数的增加而增加ꎬ但当挖补

层数由 ６ 层增加到 ８ 层时ꎬ固有频率没有继续增加ꎮ

图 １３ 温度和搭接长度对固有频率影响

Ｆｉｇ? １３ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ

ｏｎ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ

图 １４ 含湿量和搭接长度对固有频率影响

Ｆｉｇ? １４ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ａｎｄ ｌａｐ ｌｅｎｇｔｈ

ｏｎ ｎａｔｕｒａｌ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ

由式(９)可知ꎬ挖补层数达到 ８ 层时ꎬ母板已被

完全挖穿ꎬ相较于非穿透损伤的修理ꎬ此时的层合板

母板损伤部位已经没有剩余部分可用于传力ꎬ只能

依靠补片和非挖补区域进行传力ꎬ所以穿透型修理

层合板的刚度下降明显ꎬ挖补产生的偏心载荷和附

加弯矩作用明显ꎬ并且挖补层数为 ８ 层时的固有频

率随温度和搭接长度变化的曲面更为波折ꎬ可知穿

透型修理层合板固有频率受搭接长度变化影响更为

明显ꎮ 在高温(Ｔ ＝ １００ ℃ )干态环境下ꎬ当搭接长度

在 １? ５~９ ｍｍ 之间变化时ꎬ搭接长度为 ４ ｍｍ 的修理

构型层合板固有频率更低ꎬ但是较高的含湿量对穿

透型修理层合板的影响相对较小ꎮ

５ 结 论

通过对 Ｔ３００－２２０ 碳纤维/ 环氧树脂复合材料层

合板进行有限元计算及试验验证ꎬ分析了挖补层数、

附加铺层数和搭接长度对振动特性的影响ꎬ得到以

下结论:

(１)在湿热效应的影响下ꎬ固有频率增幅随挖

补层数的增加而减少ꎻ挖补层数越多ꎬ温度和含湿量

对层合板振动特性的影响越大ꎻ当挖补层数在 ０ ~ ２

层和 ６~８ 层之间变化时ꎬ固有频率变化幅度较小ꎬ

当挖补层数在 ２~６ 层之间变化时ꎬ固有频率变化幅

度较大ꎮ

(２)相较于附加铺层增加的质量ꎬ其增加的刚

度占主导因素ꎬ两种因素同时作用导致修理层合板

固有频率增加ꎻ附加补片可以优化挖补效果ꎬ且两层

附加补片的效果优于一层附加补片的效果ꎮ

(３)在不同的温度和含湿量情况下ꎬ非穿透修

理构型的层合板固有频率随搭接长度增加而减小ꎻ

对于穿透修理构型层合板ꎬ其固有频率更易受到温

度、含湿量和搭接长度影响ꎬ在高温干态环境( Ｔ ＝

２０２３ 年第 ９ 期 １９

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湿热环境下不同挖补构型层合板振动特性分析

１００ ℃ 、Ｃ ＝ ０％)下ꎬ当搭接长度在 １? ５ ~ ９ ｍｍ 之间

变化时ꎬ搭接长度为 ４ ｍｍ 的穿透修理构型层合板

固有频率最低ꎮ

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ｐｏｓｉｔｅｓ ｗｉｔｈ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｉｒｏｎ ｏｘｉｄｅ ｎａｎｏｐａｒｔｉｃｌｅ [ Ｊ]. Ｓｍａｒｔ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ

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２０ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００３

酚酞型聚芳醚酮与硅烷偶联剂协同改性 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料

赵 乐１

ꎬ 陈正国２

ꎬ 杨 青２

ꎬ 刁春霞２

ꎬ 陆承志１

ꎬ

王少飞１

ꎬ 刘 勇１ꎬ３

ꎬ 张 辉１ꎬ３∗

(１? 东华大学 材料科学与工程学院 纤维材料改性国家重点实验室ꎬ 上海 ２０１６２０ꎻ

２? 上海碳纤维复合材料创新研究院有限公司ꎬ 上海 ２０１５１２ꎻ

３? 东华大学 上海市高性能纤维复合材料省部共建协同创新中心ꎬ 上海 ２０１６２０)

摘要: 本文使用不同浓度的 ＫＨ５７０ 溶液和 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次对碳纤维进行改性处理ꎬ并通过模压成型制备了

ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料ꎬ使用 Ｘ 射线光电子能谱仪(ＸＰＳ)、扫描电子显微镜( ＳＥＭ)、Ｘ 射线衍射仪(ＸＲＤ)、万能材料试验机等手段

表征改性后的 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料ꎮ 结果表明ꎬ使用 ２ｗｔ％的 ＫＨ５７０ 溶液和 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理碳纤维后ꎬ复合材料

的界面性能和弯曲性能大幅提升ꎬ相较于未经改性处理的 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料ꎬ其弯曲强度由 ７０９ ＭＰａ 提高至 ９５３ ＭＰａꎬ提升约

３４? ４％ꎬＩＬＳＳ 则由 ２３? ８ ＭＰａ 提高至 ５３? ３ ＭＰａꎬ提升约 １２３? ９％ꎮ

关键词: ＰＥＫ－Ｃꎻ ＫＨ５７０ꎻ 界面性能ꎻ ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)０９－００２１－０８

Ｓｙｎｅｒｇｉｓｔｉｃ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｙ ｐｈｅｎｏｌｐｈｔｈａｌｅｉｎ－ｔｙｐｅ ｐｏｌｙａｒｙｌｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅ

ａｎｄ ｓｉｌａｎｅ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ａｇｅｎｔ

ＺＨＡＯ Ｌｅ

１

ꎬ ＣＨＥＮ Ｚｈｅｎｇｇｕｏ

２

ꎬ ＹＡＮＧ Ｑｉｎｇ

２

ꎬ ＤＩＡＯ Ｃｈｕｎｘｉａ

２

ꎬ ＬＵ Ｃｈｅｎｇｚｈｉ

１

ꎬ

ＷＡＮＧ Ｓｈａｏｆｅｉ

１

ꎬ ＬＩＵ Ｙｏｎｇ

１ꎬ３

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｈｕｉ

１ꎬ３∗

(１? Ｓｔａｔｅ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｆｏｒ Ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｆｉｂｅｒｓ ａｎｄ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ

Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｄｏｎｇｈｕａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１６２０ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｓｈａｎｇｈａｉ Ｃａｒｂｏｎ Ｆｉｂｅｒ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｉｎｎｏｖａｔｉｏｎ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１５１２ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

３? Ｓｈａｎｇｈａｉ Ｈｉｇｈ Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ Ｆｉｂｅｒｓ ａｎｄ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｃｅｎｔｅｒ(Ｐｒｏｖｉｎｃｅ－Ｍｉｎｉｓｔｒｙ Ｊｏｉｎｔ)ꎬ

Ｄｏｎｇｈｕａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｓｈａｎｇｈａｉ ２０１６２０ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒꎬ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ ｏｆ ＫＨ５７０ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ａｎｄ ０? ５ｗｔ％ ＰＥＫ－Ｃ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ

ｍｏｄｉｆｙ ＣＦ ｉｎ ｔｕｒｎꎬ ａｎｄ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｗｅｒｅ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｍｏｌｄｉｎｇ. Ｔｈｅ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｗｅｒｅ

ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚｅｄ ｂｙ ｍｅａｎｓ ｏｆ Ｘ－ｒａｙ ｐｈｏｔｏｅｌｅｃｔｒｏｎ ｓｐｅｃｔｒｏｓｃｏｐｙ (ＸＰＳ)ꎬ ｓｃａｎｎｉｎｇ ｅｌｅｃｔｒｏｎ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ (ＳＥＭ)ꎬ Ｘ－ｒａｙ

ｄｉｆｆｒａｃｔｏｍｅｔｅｒ (ＸＲＤ)ꎬ ａｎｄ ｕｎｉｖｅｒｓａｌ ｍａｔｅｒｉａｌ ｔｅｓｔｉｎｇ ｍａｃｈｉｎｅ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ａｆｔｅｒ ｓｅｑｕｅｎｔｉａｌｌｙ ｔｒｅａｔｉｎｇ ＣＦ

ｗｉｔｈ ２ｗｔ％ ＫＨ５７０ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ａｎｄ ０? ５ｗｔ％ ＰＥＫ－Ｃ ｓｏｌｕｔｉｏｎꎬ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｂｅｎｄｉｎｇ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ａｒｅ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅｄ. Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｕｎｍｏｄｉｆｉｅｄ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ ｉｔｓ ｂｅｎｄｉｎｇ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｎ￣

ｃｒｅａｓｅｄ ｆｒｏｍ ７０９ ＭＰａ ｔｏ ９５３ ＭＰａꎬ ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ａｂｏｕｔ ３４? ４％ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ＩＬＳＳ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｆｒｏｍ ２３? ８ ＭＰａ ｔｏ ５３? ３

ＭＰａꎬ ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ａｂｏｕｔ １２３? ９％.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＰＥＫ－Ｃꎻ ＫＨ５７０ꎻ ｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅꎻ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

收稿日期: ２０２２－０８－０８

基金项目: 上海市科学技术委员会 (１９ＤＺ１１００８００)ꎻ 宁波市 “科技创新 ２０２５” 重大专项 (２０１９Ｂ１０１０６)ꎻ 松江区科学技术攻关项目

(２０ＳＪＫＪＧＧ１０Ｃ)

作者简介: 赵乐 (１９９６—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事碳纤维复合材料方面的研究ꎮ

通讯作者: 张辉 (１９８４—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 副研究员ꎬ 主要从事高性能纤维与复合材料方面的研究ꎬ ｚｈａｎｇｈｕｉ＠ｄｈｕ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

１ 前 言

碳纤维增强热塑性树脂基复合材料(ＣＦＲＴＰ)

具有轻质高强、成型周期短和可回收再利用等优势ꎬ

近年来逐渐成为新一代高性能复合材料的研究热

点[１－３]

ꎮ 其中ꎬ碳纤维增强聚苯硫醚(ＣＦ / ＰＰＳ)复合

材料凭借其优异的力学性能、突出的热稳定性和良

好的环境耐候性在民用航空复合材料领域具有广阔

的应用前景[４]

ꎮ 然而ꎬ由于碳纤维表面惰性极大ꎬ聚

２０２３ 年第 ９ 期 ２１

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酚酞型聚芳醚酮与硅烷偶联剂协同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料

苯硫醚对碳纤维的浸润效果不佳ꎬ导致 ＣＦ / ＰＰＳ 复

合材料的界面性能较差[５－６]

ꎬ使其无法应用于民航

客机中的主承力结构ꎮ 因此ꎬ如何通过对碳纤维进

行表面改性来提高 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的界面性能是

发展 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料亟待解决的问题ꎮ

目前ꎬ常用的碳纤维表面改性方式包括偶联剂

处理、液相氧化、高能束辐照处理、等离子体处理、化

学气相沉积和上浆剂处理等[７]

ꎮ Ｈｕ 等[８] 分别使用

三种甲基丙烯酸型硅烷偶联剂(ＡＴＳ、ＧＴＳ、ＭＴＳ) 对

碳纤维进行表面处理并制备了 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料ꎮ

研究结果表明ꎬＭＴＳ 处理后的 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的

层间剪切强度最优ꎬ达到 ８２? ４ ＭＰａꎬ较未处理样品

的层间剪切强度提升 ２１? ７％ꎮ Ｚｈａｏ 等[９] 使用体积

分数为 ２％的 ＫＨ５６０ 溶液对碳纤维进行表面处理并

制备了 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料ꎬ通过力学性能测试发现ꎬ

ＫＨ５６０ 处理后 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的层间剪切强度达

到 ３６?６ ＭＰａꎬ较未处理样品的 ２９?３ ＭＰａ 提升约 ２４? ９％ꎮ

相较于其他表面改性技术ꎬ上浆剂处理是在碳

纤维表面涂敷一层薄薄的浆膜ꎬ既能够将碳纤维集

束在一起隔绝杂质起到保护作用ꎬ同时还可以增加

碳纤维表面的活性位点[１０－１１]

ꎬ从而改善其与树脂基

体的结合性能[１２]

ꎮ 然而ꎬ现有商品化碳纤维表面多

采用环氧树脂上浆剂ꎬ其耐热性较差ꎬ在 ＣＦＲＴＰ 成

型过程中会分解为气态小分子ꎬ增加复合材料孔隙

率ꎬ影响复合材料的综合性能[１３]

ꎮ 所以ꎬ开发新型耐

高温碳纤维上浆剂成为提高 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料界面

性能的关键ꎮ Ｕｃｐｉｎａｒ 等[１４] 分别考察了主要成份为

环氧树脂、聚氨酯和聚酰胺的三种碳纤维上浆剂对

ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料力学性能的影响ꎬ发现聚酰胺上

浆处理后的 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料的力学性能最好ꎮＤｏｎｇ

等[１５]以低分子量羧基化聚苯硫醚为上浆剂处理碳

纤维并制备了 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料ꎬ通过微脱黏测试

发现ꎬ上浆处理后的 ＣＦ / ＰＰＳ 的界面剪切强度明显

提升ꎬ达到 ３７? １９ ＭＰａꎬ较未处理样品的界面剪切强

度提升 ２７? ７１％ꎮ

通过上述研究可知ꎬ使用偶联剂或与基体具有

相似结构的热塑性树脂上浆剂对碳纤维进行表面处

理都可以有效提升 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的界面性能ꎮ

但是ꎬ单一的碳纤维表面处理方式对复合材料的层

间性能提升幅度有限ꎮ 因此ꎬ本文首先采用米氏酸

对碳纤维表面进行活化处理ꎬ并进一步使用 ＫＨ５７０

和酚酞型聚芳醚酮(ＰＥＫ－Ｃ)依次对碳纤维进行表

面处理ꎬ然后通过模压工艺制备了 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材

料ꎬ系统地研究了改性前后 ＣＦ 表面结构与复合材

料结构和性能的变化规律ꎮ

２ 试验材料与方法

２? １ 试验材料及仪器

ＰＰＳ 薄膜:东丽株式会社ꎬＴｏｒａｙｃａ

®

Ｔｏｒｅｌｉｎａ

ＴＭ

＃３８－

３０３０ꎻ碳纤维织物:东丽株式会社ꎬＴｏｒａｙｃａ

®

Ｔ３００ ３Ｋꎬ

由宜兴市中碳科技有限公司织造为 ２８０ ｇ / ｍ

２缎纹织

物ꎻ丙酮:上海凌峰化学试剂有限公司ꎻ米氏酸:上海

泰坦科技股份有限公司ꎻγ－甲基丙烯酰氧基丙基三

甲氧基硅烷(ＫＨ５７０):国药集团化学试剂有限公司ꎻ

ＮꎬＮ－二甲基乙酰胺(ＤＭＡＣ):上海凌峰化学试剂有

限公司ꎻＰＥＫ－Ｃ:徐州航材工程塑料有限公司ꎻ耐高

温平板硫化机:东莞市重兴机械设备科技有限公司ꎬ

ＸＨ－４０７Ｃ 型ꎻ真空烘箱:上海精宏实验设备有限公司ꎬ

ＤＺＦ－６０２０ 型ꎻ恒温加热磁力搅拌器:巩义市予华仪

器有限责任公司ꎬＤＦ－１０１Ｓ 型ꎮ

２? ２ 碳纤维的表面处理

碳纤维去浆处理:将碳纤维织物浸入丙酮中 ７０ ℃

回流 １２ ｈꎬ再使用去离子水反复浸泡冲洗以去除碳

纤维表面残余丙酮ꎬ随后在 ８０ ℃下烘干备用ꎮ 记未

处理的碳纤维为 ＣＦ－Ｎꎬ去浆后的碳纤维为 ＣＦ－Ａꎮ

米氏酸处理碳纤维:将 ＣＦ－Ａ 在浓度为 １? ５ｗｔ％

的米氏酸乙醇溶液中浸泡 ２ ｈꎬ取出后使用去离子水

反复冲洗以去除多余的米氏酸ꎬ在 ８０ ℃下烘干后备

用ꎬ以 ＣＦ－Ｍ 标记ꎮ

使用 ＫＨ５７０ 溶液和 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理碳纤

维:将 ４００ ｇ 乙醇与 １００ ｇ 去离子水混合均匀ꎬ然后

分别加入 ５ ｇ、１０ ｇ、１５ ｇ 和 ２５ ｇ 的 ＫＨ５７０ꎬ以制得不

同浓度的 ＫＨ５７０ 溶液ꎮ 随后将 ＣＦ－Ｍ 分别浸入上

述溶液中ꎬ浸泡 ２ ｈꎬ沥干溶剂后在烘箱中 ８０ ℃下烘

干备用ꎬ将其标记为 ＣＦ－Ｍ－ｘＫꎬ其中 ｘ 为 ＫＨ５７０ 的

质量分数ꎮ 之后将 ＣＦ－Ｍ－ｘＫ 浸入浓度为 ０? ５ｗｔ％的

ＰＥＫ－Ｃ 溶液(ＤＭＡＣ 为溶剂)中ꎬ浸泡 １ ｈꎬ沥干溶剂

后在 ６０ ℃ 下低温干燥 ３ ｈꎬ１１０ ℃ 下高温干燥 １ ｈꎬ

即得到 ＫＨ５７０ 和 ＰＥＫ－Ｃ 协同处理后的碳纤维ꎬ标

记为 ＣＦ－Ｍ－ｘＫ－０? ５Ｐꎮ 按照 ＫＨ５７０ 及 ＰＥＫ－Ｃ 含量

的不同分别编号ꎬ详见表 １ꎮ

２２ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

表 １ 对碳纤维进行表面处理时溶液中

ＰＥＫ－Ｃ 与 ＫＨ５７０ 含量

Ｔａｂｌｅ １ Ｃｏｎｔｅｎｔｓ ｏｆ ＰＥＫ－Ｃ ａｎｄ ＫＨ５７０ ｉｎ ｓｏｌｕｔｉｏｎ

ｄｕｒｉｎｇ ｓｕｒｆａｃｅ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＦ

ＣＦ ＫＨ５７０ 含量/ ｗｔ％ ＰＥＫ－Ｃ 含量/ ｗｔ％

ＣＦ－Ｍ－２Ｋ ２ ０

ＣＦ－Ｍ－１Ｋ－０.５Ｐ １ ０.５

ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ ２ ０.５

ＣＦ－Ｍ－３Ｋ－０.５Ｐ ３ ０.５

ＣＦ－Ｍ－５Ｋ－０.５Ｐ ５ ０.５

２? ３ ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的制备

将预先处理好的碳纤维织物与 ＰＰＳ 薄膜交替

铺层放入清洁后的模具中ꎬ通过四段加压的方式制

备 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料[１６]

ꎬ具体工艺流程如图 １ 所示ꎮ

图 １ ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料模压工艺流程

Ｆｉｇ? １ Ｍｏｌｄｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

２? ４ 性能表征

使用 Ｘ 射线光电子能谱仪(ＸＰＳꎬ美国 Ｔｈｅｒｍｏ

公司ꎬＥＳＣＡＬＡＢ ２５０Ｘｉ 型)对碳纤维进行分析ꎬ对 Ｃ、

Ｎ、Ｓｉ 和 Ｏ 四种元素进行扫描ꎬ并对 Ｃ１ｓ进行分峰处理ꎮ

使用场发射扫描电子显微镜( ＳＥＭꎬ日本电子ꎬ

ＪＳＭ－７５００Ｆ 型)观察碳纤维的表面形貌ꎮ

使用 Ｘ 射线衍射仪(ＸＲＤꎬ德国布鲁克ꎬＤｍａｘ－

２５５０ＶＢ 型)对 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料进行多晶衍射测试ꎮ

衍射角 ２θ 的范围为 １０° ~６０°ꎬ扫描速率为 １２°/ ｍｉｎꎮ

通过 ＪＡＤＥ 软件进行分峰拟合后ꎬ得到 ＣＦ / ＰＰＳ 复合

材料中 ＰＰＳ 的结晶度和平均晶粒尺寸ꎮ

使用万能试验机(深圳市兰博三思材料检测有

限公司ꎬＬＤ２３ 型) 按 ＡＳＴＭ Ｄ２３４４—２０１６ 测试 ＣＦ /

ＰＰＳ 复合材料的短梁剪切强度ꎬ试样的长度是厚度的

６ 倍ꎬ宽度是厚度的 ２ 倍ꎬ跨厚比为 ４ ∶ １ꎬ测试速度为

１? ０ ｍｍ / ｍｉｎꎻ按 ＡＳＴＭ Ｄ７２６４—２０１５ 测试 ＣＦ / ＰＰＳ

复合材料的弯曲强度ꎬ试样的跨厚比为 ３２ ∶ １ꎬ宽度

为 １３ ｍｍꎬ长度为 ７８ ｍｍꎬ测试速度为 １? ０ ｍｍ / ｍｉｎꎬ

加载头半径为 ３ ｍｍꎮ

使用动态机械分析仪(ＤＭＡꎬ美国 ＴＡ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔｓ

公司ꎬＱ８００ 型)ꎬ通过双悬臂梁弯曲模式对 ＣＦ / ＰＰＳ

复合材料进行测试ꎬ频率为 １ Ｈｚꎬ升温速率为 ３ ℃ /

ｍｉｎꎬ扫描的温度范围为 ３０~２００ ℃ ꎬ振幅为 ２０ μｍꎮ

３ 试验结果与讨论

３? １ 碳纤维表面分析

图 ２( ａ)为经过不同表面处理后碳纤维的 ＸＰＳ

图谱ꎬ其对应的表面元素组成如表 ２ 所示ꎮ 图 ２(ａ)

中 ２８４? ５ ｅＶ、５３２ ｅＶ、３９９? ９ ｅＶ 和 １０３? １ ｅＶ 处的特

征结合能分别对应 Ｃ１ｓ、Ｏ１ｓ、Ｎ１ｓ和 Ｓｉ

２ｐ元素[１７]

ꎮ 使用

Ａｖａｎｔａｎｇｅ 软件对碳纤维的 Ｃ１ｓ谱图进行分峰拟合ꎬ

结果如图 ２(ｂ)至图 ２(ｄ)所示ꎮ 在图 ２(ｂ)至图 ２(ｄ)

中ꎬ２８４? ８ ｅＶ、２８６? ２ ｅＶ、２８９? ２ ｅＶ 和 ２８７? ８ ｅＶ 附近

的特征结合能分别对应 Ｃ—Ｃ、Ｃ—Ｏ(醚键/ 羟基)、

Ｏ?Ｃ—Ｏ(酯基/ 羧基)和 Ｃ?Ｏ(羰基)基团[１８]

ꎮ

(ａ)表面处理前后碳纤维的 ＸＰＳ 图谱

(ａ)ＸＰＳ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

(ｂ)ＣＦ－Ａ 的 Ｃ１ｓ分峰谱图

(ｂ)Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ＣＦ－Ａ

２０２３ 年第 ９ 期 ２３

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酚酞型聚芳醚酮与硅烷偶联剂协同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料

(ｃ)ＣＦ－Ｍ 的 Ｃ１ｓ分峰谱图

(ｃ)Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ＣＦ－Ｍ

(ｄ)ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ 的 Ｃ１ｓ分峰谱图

(ｄ)Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ

图 ２ 表面处理前后碳纤维的 ＸＰＳ 图谱和 Ｃ１ｓ分峰谱图

Ｆｉｇ? ２ ＸＰＳ ｓｐｅｃｔｒａ ａｎｄ Ｃ１ｓ ｐｅａｋ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ

ｆｉｂｅｒｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

表 ２ 表面处理前后碳纤维表面的元素组成

Ｔａｂｌｅ ２ Ｅｌｅｍｅｎｔａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ

ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

试样 Ｃ/ ％ Ｏ/ ％ Ｎ/ ％ Ｓｉ / ％ Ｏ/ Ｃ

ＣＦ－Ａ ７５.２３ １８.８０ ２.１７ ３.７９ ０.２５０

ＣＦ－Ｍ ７６.１ １９.９３ － ３.９７ ０.２６２

ＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０.５Ｐ ４４.４８ ３８.５３ － １７.９９ ０.８６６

结合图 ２ 和表 ２ 分析可知:米氏酸处理后ꎬＣＦ－Ｍ

表面的 Ｏ/ Ｃ 比为 ０? ２６２ꎬ较去浆碳纤维(ＣＦ－Ａ) 的

０? ２５０ 仅提升 ４? ８％ꎻ但是其表面的 Ｏ?Ｃ—Ｏ 含量

达到了 ８? ４４％ꎬＣ?Ｏ 更是首次出现在碳纤维表面ꎬ

这可能是由于米氏酸开环后与碳纤维表面的—ＯＨ

发生反应所导致ꎮ ＣＦ－Ｍ 进一步经过 ＫＨ５７０ 溶液和

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理后ꎬＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０? ５Ｐ 表面的

Ｏ/ Ｃ 比达到了０?８８６ꎬ较 ＣＦ－Ｍ 的０?２６２ 提升约２３８?２％ꎻ

同时ꎬＣＦ－Ｍ－ ２Ｋ－ ０? ５Ｐ 表面的 Ｃ ? Ｏ 含量明显提

升ꎬ达到 ６? １０％ꎬＯ?Ｃ—Ｏ 含量则出现下降ꎮ 这可

能是因为使用 ＫＨ５７０ 溶液处理碳纤维时ꎬ水解后的

ＫＨ５７０ 发生脱水缩合形成低聚硅氧烷[１９]

ꎬ低聚硅氧

烷与 ＣＦ － Ｍ 表面的—ＯＨ / —ＣＯＯＨ 形成共价键链

接ꎬ进一步使用 ＰＥＫ－Ｃ 溶液处理碳纤维后ꎬ低聚硅

氧烷剩余的—ＯＨ 则与 ＰＫＥ－Ｃ 的羰基形成氢键[２０]

ꎬ

其反应原理如图 ３ 所示ꎮ

图 ３ ＫＨ５７０ 和 ＰＥＫ－Ｃ 改性碳纤维机制图

Ｆｉｇ? ３ Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ＫＨ５７０ ａｎｄ ＰＥＫ－Ｃ ｓｕｒｆａｃｅ ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ

２４ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

３? ２ 碳纤维的表面形貌

通过 ＳＥＭ 观察表面处理前后碳纤维的表面形

貌ꎬ其结果如图 ４ 所示ꎮ图 ４(ａ)显示未处理的碳纤维

(ＣＦ－Ｎ)表面平整光滑ꎬ而图 ４( ｂ)中 ＣＦ－Ａ 的表面

出现明显沟壑ꎬ说明丙酮可以有效地去除碳纤维表

面的环氧树脂上浆剂ꎮ 图 ４(ｃ)至图 ４( ｆ)为经过不

同浓度 ＫＨ５７０ 溶液和浓度为 ０.５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液

依次处理后碳纤维的表面形貌ꎮ 从图 ４( ｃ)中可以

看出ꎬ当 ＫＨ５７０ 溶液浓度较低时ꎬ碳纤维表面沟壑

相对较深ꎬ这可能是因为 ＫＨ５７０ 用量较少ꎬ碳纤维

表面活性位点并无明显增加ꎬＣＦ 表面吸附的 ＰＥＫ－Ｃ

较少ꎬ故碳纤维的表面粗糙度并无明显变化ꎮ 在图

４(ｄ)中ꎬ当 ＫＨ５７０ 溶液浓度为 ２ｗｔ％时ꎬ碳纤维表面

沟壑基本消失ꎬ且无杂质出现ꎬ结合图 ３ 的分析可

知ꎬ使用适宜浓度的 ＫＨ５７０ 溶液预先处理碳纤维ꎬ

可以使 ＰＥＫ－Ｃ 通过氢键的作用在碳纤维表面形成

一定厚度的热塑性过渡层ꎮ 在图 ４(ｅ)和图 ４(ｆ)中ꎬ

随着 ＫＨ５７０ 溶液浓度的进一步增加ꎬ碳纤维表面出

现絮状物ꎬ推测是碳纤维表面多余的低聚硅氧烷与

ＰＥＫ－Ｃ 发生反应ꎬ导致 ＰＥＫ－Ｃ 聚集ꎬ从而无法均匀

涂覆于碳纤维表面ꎮ

图 ４ 碳纤维的表面形貌

Ｆｉｇ? ４ Ｓｕｒｆａｃｅ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｉｅｓ ｏｆ ＣＦ

３? ３ ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的结晶性能

碳纤维表面处理前后 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的 ＸＲＤ

测试结果如图 ５ 所示ꎮ 在图 ５(ａ)中可以观察到三强

结晶峰ꎬ其２θ 角度分别为２５? ５７°、２０? ５９°和１８? ９０°ꎬ依

次对应(１１２)、(２００)和(１１０)晶面ꎬ说明 ＣＦ / ＰＰＳ 复

合材料中的 ＰＰＳ 晶体属于正交晶系[１７]

ꎮ 从图 ５(ｂ)

中可以发现ꎬＣＦ－Ｍ－ｘＫ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 复合材料中 ＰＰＳ

的结晶度要低于 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 复合材料中 ＰＰＳ 的结

晶度ꎬ且随 ＫＨ５７０ 溶液浓度的升高呈现先减小后增

加的趋势ꎮ 当 ＫＨ５７０ 溶液浓度为 ２ｗｔ％时ꎬＣＦ－Ｍ－

ｘＫ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 复合材料中 ＰＰＳ 的结晶度最低ꎬ为

３４? １７％ꎬ这可能是因为 ＰＥＫ－Ｃ 作为一种无规聚合

物ꎬ在 ＰＰＳ 结晶过程中起到成核抑制剂的作用[２１]

ꎬ

在一定程度上降低了碳纤维异相成核的诱导作用ꎬ

从而降低了复合材料中 ＰＰＳ 的结晶度[２２]

ꎮ 当 ＫＨ５７０

溶液浓度小于 ２ｗｔ％时ꎬ碳纤维表面 ＰＥＫ－Ｃ 的含量

随着硅烷偶联剂浓度的增加而增加ꎬ因此碳纤维对

ＰＰＳ 结晶的诱导作用也会逐渐减弱ꎬ进而导致复合

材料中 ＰＰＳ 结晶度的降低ꎮ 而当 ＫＨ５７０ 溶液浓度

超过 ２ｗｔ％时ꎬ过量的低聚硅氧烷与 ＰＥＫ－Ｃ 发生反

应ꎬ导致其在碳纤维表面发生聚集ꎬ如图 ４(ｅ)和图 ４

(ｆ)所示ꎬ此时 ＰＥＫ－Ｃ 对 ＰＰＳ 结晶的抑制作用减

弱ꎬ进而使复合材料中 ＰＰＳ 的结晶度有所增加ꎮ 此

外ꎬ从图 ５(ｂ)中还可以发现ꎬＣＦ－Ｍ－ｘＫ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ

复合材料中 ＰＰＳ 的晶粒尺寸明显大于 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ

复合材料中 ＰＰＳ 的晶粒尺寸ꎬ这可能是由于 ＰＥＫ－Ｃ

降低了 ＰＰＳ 的成核密度所导致[２３]

ꎮ

２０２３ 年第 ９ 期 ２５

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酚酞型聚芳醚酮与硅烷偶联剂协同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料

(ａ)ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的 ＸＲＤ 曲线

(ａ)ＸＲＤ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

(ｂ)ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料结晶度及晶粒尺寸

(ｂ)Ｃｒｙｓｔａｌｌｉｎｉｔｙ ａｎｄ ｇｒａｉｎ ｓｉｚｅ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

图 ５ 碳纤维表面处理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料的结晶性能

Ｆｉｇ? ５ Ｃｒｙｓｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

３? ４ ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的层间剪切性能和弯

曲性能

图 ６ 为碳纤维表面处理前后 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料

的层间剪切强度( ＩＬＳＳ)ꎮ 从图 ６ 可以看出:使用

ＫＨ５７０ 溶液和 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理碳纤维后ꎬＣＦ /

ＰＰＳ 复合材料的 ＩＬＳＳ 提升明显ꎻ且随着 ＫＨ５７０ 浓度

的增加ꎬＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的 ＩＬＳＳ 呈先增加后减小

的趋势ꎮ当 ＫＨ５７０ 溶液浓度为 ２ｗｔ％时ꎬ复合材料的

ＩＬＳＳ 最优ꎬ达到５３? ３ ＭＰａꎬ较 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 复合材料的

ＩＬＳＳ 提升约 １２３? ９％ꎮ

图 ６ 碳纤维表面处理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料的层间剪切强度

Ｆｉｇ? ６ Ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ＣＦ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

结合图 ２、图 ３ 和图 ４ 结果ꎬ可以提出 ＫＨ５７０ 和

ＰＥＫ－Ｃ 协同提升 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料界面性能的机

理ꎬ如图 ７ 所示ꎮ 如图 ７( ａ)所示ꎬ使用浓度为 ２ｗｔ％

的 ＫＨ５７０ 溶液和浓度为 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次

处理碳纤维后ꎬＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料在分子间缠结以及

共价键合的双重作用下形成了强度更高的界面层[２４]

ꎬ

且该界面层均匀覆盖于碳纤维表面ꎬ如图 ７( ｂ２)所

示ꎬ故在该条件下复合材料的界面性能最优ꎮ当 ＫＨ５７０

溶液浓度小于 ２ｗｔ％时ꎬ如图 ７( ｂ１)所示ꎬＫＨ５７０ 溶

液和 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理后并没有在碳纤维表面

形成连续的界面层ꎬ故在该条件下 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材

料的 ＩＬＳＳ 提升幅度有限ꎮ 而当 ＫＨ５７０ 溶液浓度大

于 ２ｗｔ％时ꎬ复合材料的 ＩＬＳＳ 逐渐下降ꎬ如图 ７(ｂ３)

所示ꎬ推测可能是因为过量的低聚硅氧烷与 ＰＥＫ－Ｃ

发生反应ꎬ生成絮状聚集物ꎬ使复合材料在界面处产

生缺陷ꎬ进而导致其 ＩＬＳＳ 降低ꎮ

图 ７ 碳纤维改性后复合材料的两种界面作用机理(ａ)和 ＫＨ５７０ 溶液浓度对改性 ＣＦ 结构的影响(ｂ)

Ｆｉｇ? ７ Ｔｗｏ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ ｏｆ ＣＦ－ｍｏｄｉｆｉｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ (ａ) ａｎｄ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ

ＫＨ５７０ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｍｏｄｉｆｉｅｄ ＣＦ(ｂ)

２６ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

图 ８ 为碳纤维表面处理前后 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料

的弯曲性能ꎮ 从图 ８ 可以看出:使用 ＫＨ５７０ 溶液和

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理碳纤维后ꎬＣＦ / ＰＰＳ 复合材料

的弯曲性能提升明显ꎻ随着 ＫＨ５７０ 溶液浓度的增

加ꎬＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的弯曲强度和弯曲模量均呈现

先增加后减小的趋势ꎮ 当 ＫＨ５７０ 溶液浓度为 ２ｗｔ％

时ꎬＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的弯曲强度和弯曲模量最优ꎬ

分别达到 ９５３ ＭＰａ 和 ８３? ２ ＧＰａꎬ与 ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 复合

材料相比ꎬ分别提升约 ３４? ４％和 １? ５％ꎮ 结合图 ３、图

４ 和图 ７ 分析可知ꎬ使用适宜浓度的 ＫＨ５７０ 溶液和

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理碳纤维有效地增加了复合材

料界面处 ＰＥＫ－Ｃ 过渡层与碳纤维的结合强度ꎬ改善

了 ＰＰＳ 与碳纤维之间应力传递的效率[２４]

ꎬ进而提升

了复合材料的弯曲性能ꎮ

图 ８ 碳纤维表面处理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料的弯曲性能

Ｆｉｇ? ８ Ｂｅｎｄｉｎｇ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ＣＦ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

３? ５ ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的动态力学性能

图 ９(ａ)和图 ９(ｂ)所示分别为 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材

料的储能模量 Ｅ′和内耗角正切值 ｔａｎ δꎮ 从图 ９ 可

以发现ꎬＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 复合材料具有较高的

储能模量和最小的内耗峰值ꎬ表明当使用浓度为 ２ｗｔ％

的 ＫＨ５７０ 溶液和浓度为 ０? ５ｗｔ％的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依

次处理碳纤维后ꎬＣＦ / ＰＰＳ 复合材料具有良好的界

面强度ꎮ 推测这是因为碳纤维表面的活性位点在

ＫＨ５７０ 与 ＰＥＫ－Ｃ 的协同作用下大幅增加ꎬ使碳纤维

可以与更多的 ＰＰＳ 分子产生化学键合ꎬ同时加强了

ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料界面处分子间的相互缠结作用ꎬ这

往往会导致储能模量的升高和内耗峰值的减小[２５]

ꎮ

(ａ)ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的储能模量

(ａ)Ｓｔｏｒａｇｅ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

(ｂ)ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的内耗角正切

(ｂ)Ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ｔａｎｇｅｎｔ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

图 ９ 碳纤维表面处理前后 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料的动态力学性能

Ｆｉｇ? ９ Ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＣＦ/ ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

４ 结 论

(１)经浓度为 ２ｗｔ％的 ＫＨ５７０ 溶液与 ０? ５ｗｔ％的

ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理后ꎬ碳纤维表面 Ｏ/ Ｃ 比和 Ｃ?Ｏ

含量分别提升约 ２? ３ 倍和 ５? ４ 倍ꎬ说明使用 ＫＨ５７０

和 ＰＥＫ－Ｃ 协同处理后ꎬ可以大幅提升碳纤维表面活

性官能团的数量ꎮ

(２) ＰＥＫ－Ｃ 在 ＰＰＳ 结晶过程中起成核抑制剂

的作用ꎬ在一定程度上降低了碳纤维异相成核的诱

导作用ꎬ从而降低了 ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料中 ＰＰＳ 的结

晶度ꎮ

(３)使用浓度为 ２ｗｔ％的 ＫＨ５７０ 溶液与 ０? ５ｗｔ％

的 ＰＥＫ－Ｃ 溶液依次处理碳纤维后ꎬ可以有效提升

ＣＦ / ＰＰＳ 复合材料的界面性能和弯曲性能ꎬ相较于

ＣＦ－Ａ/ ＰＰＳ 复合材料ꎬＣＦ－Ｍ－２Ｋ－０? ５Ｐ / ＰＰＳ 复合材

料的弯曲强度由 ７０９ ＭＰａ 提高至 ９５３ ＭＰａꎬ提升约

３４? ４％ꎬＩＬＳＳ 则由 ２３? ８ ＭＰａ 提高至 ５３? ３ ＭＰａꎬ提升

约 １２３? ９％ꎮ

２０２３ 年第 ９ 期 ２７

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酚酞型聚芳醚酮与硅烷偶联剂协同改性 ＣＦ/ ＰＰＳ 复合材料

参考文献

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ｂｏｎ ｆｉｂｒｅ ａｎｄ ａｃｒｙｌｉｃ ｒｅｓｉｎ ｆｒｏｍ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｓｅｄ ｉｎ ｍａ￣

ｒｉｎｅ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ[ Ｊ]. Ｒｅｓｏｕｒｃｅｓ Ｃｏｎｓｅｒｖａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｒｅｃｙｃｌｉｎｇꎬ ２０２１ꎬ

１７３: １０５７０５.

[５] ＳＯＮＧ Ｗꎬ ＧＵ Ａ Ｊꎬ ＬＩＡＮＧ Ｇ Ｚꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｒｆａｃｅ ｒｏｕｇｈ￣

ｎｅｓｓ ｏｎ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ]. Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｕｒｆａｃｅ Ｓｃｉｅｎｃｅꎬ ２０１１ꎬ ２５７(９): ４０６９－４０７４.

[６] ＰＡＲＫ Ｓ Ｊꎬ ＪＵＮＧ Ｙꎬ ＫＩＭ Ｓ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｆｌｕｏｒｉｎｅ－ｏｘｙｇｅｎ ｍｉｘｅｄ ｇａｓ

ｔｒｅａｔｅｄ ｇｒａｐｈｉｔｅ ｆｉｂｅｒｓ ｏｎ ｅｌｅｃｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌ ｂｅｈａｖｉｏｒｓ ｏｆ ｐｌａｔｉｎｕｍ－ｒｕ￣

ｔｈｅｎｉｕｍ ｎａｎｏｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｔｏｗａｒｄ ｍｅｔｈａｎｏｌ ｏｘｉｄａｔｉｏｎ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｌｕ￣

ｏｒｉｎｅ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙꎬ ２０１２ꎬ １４４: １２４－１２９.

[７] ＪＯＮＧ Ｓ Ｗꎬ ＭＩＹＥＯＮ Ｋꎬ ＪＩ Ｅ Ｌꎬ ｅｔ ａｌ. Ｐｏｌｙｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ－ｍｏｄ￣

ｉｆｉｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｈｉｇｈ － ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｖｉａ ｅｌｅｃｔｒｏ￣

ｐｈｏｒｅｔｉｃ ｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ: Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ

Ｄｅｖｉｃｅｓꎬ ２０２２ꎬ ７(３): １００４５６.

[８] ＨＵ Ｊ Ｑꎬ ＬＩ Ｆꎬ ＷＡＮＧ Ｂꎬ ｅｔ ａｌ. Ａ ｔｗｏ－ｓｔｅｐ ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ ｓｔｒａｔｅｇｙ ｆｏｒ

ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｅｎｈａｎｃｉｎｇ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ａｄｈｅｓｉｏｎ ｏｆ ＣＦ / ＰＰＳ ｃｏｍｐｏｓ￣

ｉｔｅｓ: Ｔｈｅ ｌｉｑｕｉｄ－ｐｈａｓｅ ｏｘｉｄａｔｉｏｎ ｆｏｌｌｏｗｅｄ ｂｙ ｇｒａｆｔｉｎｇ ｏｆ ｓｉｌａｎｅ ｃｏｕ￣

ｐｌｉｎｇ ａｇｅｎｔ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２０２０ꎬ １９１: １０７９６６.

[９] ＺＨＡＯ Ｌꎬ ＨＵＡＮＧ Ｚꎬ ＸＩＯＮＧ Ｓꎬ ｅｔ ａｌ. Ｐｏｌｙｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ｆｒｏｍ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｎｏｎｗｏｖｅｎｓ ａｎｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｆａｂｒｉｃｓ ｐｒｅ￣

ｐａｒｅｄ ｂｙ ｔｈｅｒｍａｌ ｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅｒｍａｌ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ[Ｊ]. Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｂｕｌ￣

ｌｅｔｉｎꎬ ２０１９ꎬ ７６(１１): ５６３３－５６４８.

[１０] 汪永花ꎬ 张寿春ꎬ 刘沛沛. 聚酰亚胺改性炭纤维增强聚苯硫醚

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[ １１] ＡＫＩＲ Ｍꎬ ＡＫＩＮ Ｅ. Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｔｈｅｒ￣

ｍｏｐｌａｓｔｉｃ ａｎｄ ｔｈｅｒｍｏｓｅｔｔｉｎｇ ｐｏｌｙｉｍｉｄｅ ｍａｔｒｉｘ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｍａｎｕｆａｃ￣

ｔｕｒｅｄ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｖａｒｉｏｕｓ ｓｙｎｔｈｅｓｉｚｅｄ ＰＩ ｐｒｅｃｕｒｓｏｒ ｒｅｓｉｎｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓ￣

ｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２０２１ꎬ ２３１: １０９５５９.

[１２] ＧＡＯ Ｘ Ｐꎬ ＨＵＡＮＧ Ｚ Ｇꎬ ＺＨＯＵ Ｈ Ｍꎬ ｅｔ ａｌ. Ｈｉｇｈｅｒ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｅｒ￣

ｆｏｒｍａｎｃｅｓ ｏｆ ＣＦ / ＰＥＥＫ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｖｉａ ｒｅｄｕｃｉｎｇ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ

ｐｏｒｏｓｉｔｙ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ａｆｆｉｎｉｔｙ ｏｆ ｆｕｎｃｔｉｏｎａｌ ｓ－ＰＥＥＫ[Ｊ]. Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅｓꎬ ２０１９ꎬ ４０(９): ３７４９－３７５７.

[１３] ＺＨＡＯ Ｙꎬ ＬＩＵ Ｆꎬ ＬＵ Ｊꎬ ｅｔ ａｌ. Ｓｉ－Ａｌ ｈｙｂｒｉｄ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｗａｔｅｒｂｏｒｎｅ

ｐｏｌｙｕｒｅｔｈａｎｅ ｈｙｂｒｉｄ ｓｉｚｉｎｇ ａｇｅｎｔ ｆｏｒ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ/ ＰＡ６ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

[Ｊ]. Ｆｉｂｅｒｓ ａｎｄ Ｐｏｌｙｍｅｒｓꎬ ２０１７ꎬ １８(８): １５８６－１５９３.

[１４] ＵＣＰＩＮＡＲ Ｂꎬ ＡＹＴＡＣ Ａ. Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｕｒｆａｃｅ－ｃｏａｔｅｄ ｃａｒ￣

ｂｏｎ ｆｉｂｅｒｓ ｏｎ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｏｌｙ(ｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ) ｃｏｍｐｏｓ￣

ｉｔｅｓ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０１８ꎬ ５３(８): １－１０.

[１５] ＤＯＮＧ Ｙꎬ ＹＵ Ｔꎬ ＷＡＮＧ Ｘ Ｊꎬ ｅｔ ａｌ. Ｉｍｐｒｏｖｅｄ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｓｈｅａｒ

ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｎ ｐｏｌｙｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ /ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｖｉａ ｔｈｅ

ｃａｒｂｏｘｙｌｉｃ ｐｏｌｙ－ｐｈｅｎｙｌｅｎｅ ｓｕｌｆｉｄｅ ｓｉｚｉｎｇ ａｇｅｎｔ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｓｃｉ￣

ｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２０２０ꎬ １９０(７): １０８０５６.

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[１８] ＳＨＥＮＧ Ｚ Ｈꎬ ＳＨＡＯ Ｌꎬ ＣＨＥＮ Ｊ Ｊꎬ ｅｔ ａｌ. Ｃａｔａｌｙｓｔ－ｆｒｅｅ ｓｙｎｔｈｅｓｉｓ ｏｆ

ｎｉｔｒｏｇｅｎ－ｄｏｐｅｄ ｇｒａｐｈｅｎｅ ｖｉａ ｔｈｅｒｍａｌ ａｎｎｅａｌｉｎｇ ｇｒａｐｈｉｔｅ ｏｘｉｄｅ ｗｉｔｈ

ｍｅｌａｍｉｎｅ ａｎｄ ｉｔｓ ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ ｅｌｅｃｔｒｏｃａｔａｌｙｓｉｓ[Ｊ]. Ａｃｓ Ｎａｎｏꎬ ２０１１ꎬ ５

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ｏｎ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ａｎｄ ｉｔｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｈｅｎｏｌｉｃ ｍａｔｒｉｘ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ [ Ｊ].

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ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｉｎ ｓｅｍｉｃｒｙｓｔａｌｌｉｎｅ ｐｏｌｙｍｅｒ/ ｆｉｌｌｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ｖｉａ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｃｒｙｓｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎ [ Ｊ ]. Ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｉｎ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅꎬ

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ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ａｓ ｓｕｒｆａｃｅ ｔｒｅａｔｍｅｎｔ ｏｎ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌꎬ ｔｈｅｒｍａｌ ａｎｄ

ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｗｏｖｅｎ ｃａｒｂｏｎ － ｆｉｂｅｒ －

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙａｍｉｄｅ ６ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉ￣

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ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｕｎｄｅｒ ｃｙｃｌｉｃ ｆａｔｉｇｕｅ ｌｏａｄｉｎｇ ｕｓｉｎｇ ｄｙｎａｍｉｃ

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ [ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆

Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ ２００２ꎬ ３３(１１): １５８５－１５９２.

２８ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００４

基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修复缝线复合材料层间增韧作用研究

杨威亚１

ꎬ 高东晨２

ꎬ 铁 瑛１∗

ꎬ 张臻臻１

ꎬ 葛超坤１

(１? 郑州大学 机械与动力工程学院ꎬ 郑州 ４５００００ꎻ ２? 中轨检测认证 (郑州) 有限公司ꎬ 郑州 ４５００００)

摘要: 为研究热塑性 ＥＭＡＡ 纤维缝线网络对碳纤维复合材料层合板的层间断裂韧性和加热修复后韧性的双重增韧作用ꎬ

本文采用试验和数值多尺度建模分析相结合的方法ꎬ对含有 ＥＭＡＡ 缝线网络的碳纤维复合材料层合板在热修复前后的Ⅰ型层

间断裂韧性进行了分析ꎮ 根据碳纤维束微观模型预测碳纤维束等效力学参数ꎬ通过对缝线处单层板细观结构进行测量ꎬ建立

细观尺度单胞模型ꎬ预测细观单胞的等效力学参数ꎮ 完成 ＤＣＢ 试件宏观模型构建ꎬ在宏观模型中添加黏性层模拟 ＥＭＡＡ 修复

剂ꎬ来进行Ⅰ型层间断裂韧性分析ꎬ采用三维 Ｈａｓｈｉｎ 失效判定准则和渐进退化模型对纤维束及基体进行损伤分析ꎬ利用双线

性本构模型对黏性层失效进行判定ꎮ 通过将试验结果与仿真结果进行对比分析ꎬ验证了该多尺度模型的有效性ꎻ仿真和试验

结果表明ꎬＥＭＡＡ 缝线网络能有效提高层间断裂韧性ꎬ减缓裂纹扩展ꎻ三维缝合网络能够将自愈合 ＥＭＡＡ 送入损伤区域ꎬ继而

实现分层裂纹层间断裂韧性的高恢复(修复率为 １７５％)ꎮ

关键词: 碳纤维复合材料ꎻ 多尺度分析ꎻ 均匀化方法ꎻ 层间断裂韧性ꎻ ＥＭＡＡ

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)０９－００２９－０７

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓ

ＹＡＮＧ Ｗｅｉｙａ

１

ꎬ ＧＡＯ Ｄｏｎｇｃｈｅｎ

２

ꎬ ＴＩＥ Ｙｉｎｇ

１∗

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｚｈｅｎｚｈｅｎ

１

ꎬ ＧＥ Ｃｈａｏｋｕｎ

１

(１? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｐｏｗｅｒ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ ４５００００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｍｉｄｄｌｅ Ｒａｉｌ Ｉｎｓｐｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｃｅｒｔｉｆｉｃａｔｉｏｎ (Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ) Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ ４５００００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｄｕａｌ ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ＥＭＡＡ ｆｉｂｅｒ ｓｕｔｕｒｅ ｏｎ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ

ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ａｆｔｅｒ ｈｅａｔ ｒｅｐａｉｒꎬ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉ￣

ｃａｌ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄｓ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄꎬ ｔｈｅ ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ ｓｕｔｕｒｅ ｎｅｔｗｏｒｋ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅｒｍａｌ ｒｅｐａｉｒ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａ￣

ｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅｓ ｗｅｒｅ ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｉｃ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅｓꎬ ｂｙ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ｔｈｅ

ｍｅｓｏ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｎｏｌａｙｅｒ ａｔ ｔｈｅ ｓｕｔｕｒｅ ｌｉｎｅꎬ ａ ｍｅｓｏ－ｓｃａｌｅ ｕｎｉｔ ｃｅｌｌ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｔｏ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｅ￣

ｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｔｈｅ ｕｎｉｔ ｃｅｌｌ. Ｔｈｅ ｍａｃｒｏ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｗａｓ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｅｄꎬ ａｎｄ ａ ｖｉｓｃｏｕｓ

ｌａｙｅｒ ｗａｓ ａｄｄｅｄ ｔｏ ｔｈｅ ｍａｃｒｏ ｍｏｄｅｌ ｔｏ ｓｉｍｕｌａｔｅ ＥＭＡＡ ｒｅｐａｉｒ ａｇｅｎｔ ｔｏ ｃｏｎｄｕｃｔ ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈ￣

ｎｅｓｓ ａｎａｌｙｓｉｓ. Ｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ａｎｄ ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃｏｎｄｕｃｔ

ｄａｍａｇｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｎ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅ ａｎｄ ｍａｔｒｉｘꎬ ａｎｄ ｂｉｌｉｎｅａｒ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｖｉｓ￣

ｃｏｕｓ ｌａｙｅｒ. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｍｕｌｔｉ－ｓｃａｌｅ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｉｍ￣

ｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ. Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ＥＭＡＡ ｓｕｔｕｒｅ ｎｅｔｗｏｒｋ ｃａｎ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅ

ｔｈｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｌａｙｅｒｓ ａｎｄ ｓｌｏｗ ｄｏｗｎ ｃｒａｃｋ ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ. Ｍｏｒｅｏｖｅｒꎬ ｔｈｅ ｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｓｕｔｕｒｅ ｎｅｔ￣

ｗｏｒｋ ｃａｎ ｓｅｎｄ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ＥＭＡＡ ｉｎｔｏ ｔｈｅ ｉｎｊｕｒｙ ａｒｅａꎬ ａｎｄ ｔｈｅｎ ａｃｈｉｅｖｅ ｈｉｇｈ ｒｅｃｏｖｅｒｙ ｏｆ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｂｅ￣

ｔｗｅｅｎ ｌａｙｅｒｅｄ ｃｒａｃｋｓ (ｒｅｐａｉｒ ｒａｔｅ ｏｆ １７５％).

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎻ ｍｕｌｔｉｓｃａｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓꎻ ｈｏｍｏｇｅｎｉｚａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓꎻ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈ￣

ｎｅｓｓꎻ ＥＭＡＡ

收稿日期: ２０２２－０７－０８

基金项目: 国家自然科学基金 (５２１７５１５３)

作者简介: 杨威亚 (１９９６—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要研究方向为自修复复合材料ꎮ

通讯作者: 铁瑛 (１９７８—)ꎬ 女ꎬ 教授ꎬ 主要研究方向为复合材料损伤分析ꎬ ｔｉｅｙｉｎｇ＠ｚｚｕ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

纤维增强聚合物复合材料具有低质量、高刚性

和低热膨胀性等优异性能ꎬ在航空航天、医疗器械、

纺织、化工机械等领域被广泛应用[１－３]

ꎮ 层合结构

是纤维增强聚合物复合材料主要的结构之一ꎬ纤维

增强聚合物层合板由于边缘应力和外界载荷等因素

的影响容易产生分层损伤和基体开裂ꎬ导致层合板

２０２３ 年第 ９ 期 ２９

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基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修复缝线复合材料层间增韧作用研究

的力学性能和结构完整性严重下降ꎬ在复合材料实

际使用过程中构成巨大的安全隐患ꎮ

近年来国内外研究学者针对复合材料自修复方

法开展了诸多研究ꎬ该方法可以用于恢复热固性聚

合物和复合结构的力学性能[４－１１]

ꎮ ＥＭＡＡ 是一种可

修复的热塑性材料ꎬ具有较高的抗剥离性和优异的

热机械性能ꎬ是碳纤维复合材料增强及修复损伤的

理想材料ꎮ Ｐｉｎｇｋａｒａｗａｔ 等[９] 通过实验的方法研究

了可修复热塑性聚乙烯甲基丙烯酸(Ｅｔｈｙｌｅｎｅ－ｃｏ－

Ｍｅｔｈａｃｒｙｌｉｃ ＡｃｉｄꎬＥＭＡＡ)颗粒对纤维层合板分层裂

纹的修复性能ꎬ发现 ＥＭＡＡ 具有恢复疲劳裂纹扩展

抗力的能力ꎬ在静载荷下具有较高的恢复效率ꎮ Ｙａｎｇ

等[１０]对缝合纤维聚合物层合板进行了试验研究ꎮ

结果表明通过创建 ＥＭＡＡ 三维自愈合纤维系统ꎬ提

高了层合板的Ⅰ型层间断裂韧性ꎬ减少了层合板的

分层损伤ꎮ 但试验的方法只能对材料的宏观性能进

行研究ꎬ且需要进行大量试验ꎬ成本较高ꎮ 申艳娇

等[１１]通过建立模拟修复剂及树脂基体的双分区黏

聚区宏观有限元模型ꎬ研究了内联自修复网络对复

合材料层合板层间断裂韧性的影响ꎬ解释了含内联

自修复试件的层间增韧机理ꎬ但这种研究方法对材

料参数进行了等效化处理ꎬ无法得到准确的材料宏

观力学性能参数ꎮ

张晓晶等[１２]通过建立碳纤维复合材料缝合层压

板细观结构单胞模型ꎬ利用代表体元法ꎬ预测了缝合

复合材料单向板及缝合复合材料层压板的力学性能ꎬ

并与试验结果对比ꎬ证明了模型的有效性ꎮ Ｌｉ 等[１３]

基于 Ｒｅｄｄｙ 分层理论(ＲＬＷＴ)和均匀化方法建立了

复合材料层合板的两尺度分层多尺度方法ꎬ对层合板

的宏观问题进行离散化处理ꎬ研究了单向复合材料

板和编织复合材料板的宏观和微观应力分布ꎬ该种

方法计算成本低ꎬ可以得到精确的宏观应力ꎮ Ｈｏｕ

等[１４]采用多尺度建模的方法ꎬ在微观尺度构建碳纤

维和树脂基体代表性体单元模型ꎬ在中尺度及宏观

尺度建立有限元模型ꎬ在不同尺度层面对材料宏观

力学性能进行逐层预测ꎬ为复合材料力学参数研究

提供了一种有效的计算方法ꎮ

本文采用试验和数值多尺度建模分析相结合的

方法来研究 ＥＭＡＡ 自修复缝线对碳纤维复合材料

层合板的双重增韧性能ꎮ 与传统单一尺度模型相比ꎬ

这种建模方法建立微观、细观和宏观有限元模型ꎬ能

从微观尺度逐步分析材料的力学性能ꎬ准确预测材

料的失效形式ꎬ同时采用局部均匀化方法提高了计

算精度和计算效率ꎮ 通过进行碳纤维复合材料层合

板双悬臂梁(Ｄｏｕｂｌｅ Ｃａｎｔｉｌｅｖｅｒ ＢｅａｍꎬＤＣＢ) Ⅰ型层

间断裂韧性的拉伸试验ꎬ与仿真结果对比ꎬ验证多尺

度模型的正确性ꎬ并采用载荷－位移、临界应变能释

放率和裂纹长度作为层间增韧表征参数ꎬ对 ＥＭＡＡ

缝线对碳纤维复合材料层合板的双重增韧效果进行

了评价ꎮ

１ 自修复复合材料多尺度模型

１? １ 微观尺度模型

碳纤维纱线微观尺度模型构建参考文献[１５]ꎮ

１? ２ 细观尺度模型

利用型号为 ＫＥＹＥＮＣＥ－ＶＨＸ－６０００ 的超景深显

微镜对碳纤维自修复复合材料单层板 ＥＭＡＡ 缝线处

进行了观察测量ꎬ细观结构如图 １( ａ)所示ꎬ缝线处

裂纹长度 ｌ ＝ ８ ０２６.０５ μｍꎬ缝线孔径 ｄ ＝ １ ５２３.９９ μｍꎬ

裂纹尖端角 θ ＝ ２２? ０３°ꎮ 根据观测到的真实 ＥＭＡＡ

缝线处的结构和尺寸构建细观尺度模型ꎬ将缝线处

的碳纤维菱形裂纹按长高比及裂纹面积等效成椭圆

形ꎬ从而减少有限元模型中裂纹顶点处的应力集中ꎬ

采用四面体单元对几何模型进行离散化处理ꎬ网格

尺寸为 ０? ０５ ｍｍꎬ得到有限元模型ꎮ 如图 １(ｂ)所示ꎬ

一区为 ＥＭＡＡ 纤维束ꎬＥＭＡＡ 材料参数见表 １

[９ꎬ１６]

ꎬ

二区为环氧树脂ꎬ环氧树脂材料参数见文献[１５]ꎬ

三区为碳纤维束ꎮ 碳纤维自修复复合材料细观有限

元模型 ＥＭＡＡ 和基体损伤起始分别采用“朱－王－

唐”本构模型[１７]和最大主应力准则[１８] 来描述ꎬ采用

断裂能的刚度退化来表征损伤起始及损伤演化ꎮ 采

用三维 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则[１９] 来判断碳纤维束材料的

初始损伤ꎮ

图 １ 碳纤维单向复合材料层合板 ＥＭＡＡ 缝线

细观结构及高保真细观有限元模型

Ｆｉｇ? １ Ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｕｎｉｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ＥＭＡＡ

ｓｕｔｕｒｅ ｍｅｓｏｓｃｏｐｉｃ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｈｉｇｈ－ｆｉｄｅｌｉｔｙ

ｍｅｓｏｓｃｏｐｉｃ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ

３０ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

表 １ ＥＭＡＡ 的材料参数

Ｔａｂｌｅ １ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＥＭＡＡ

力学参数 数值

Ⅰ型层间断裂能 ＧⅠＣ

/ (ｋＪ/ ｍ

２

) ２.２５

拉伸强度 ｔ

０

/ ＭＰａ １６

剪切强度 Ｓ

０

/ ＭＰａ ８.６

１? ３ 均匀化方法

均匀化理论假定单元细胞周期性地出现在任何

特定的区域ꎮ 均匀化方法的主要优点是能够系统地

发展复合材料宏观本构关系和计算复合材料微观结

构中的应力ꎬ使宏观力学和微观力学可以在同一背

景下处理ꎮ

根据碳纤维单向复合材料结构特点ꎬ将细观模

型中纤维束、ＥＭＡＡ 缝线和基体转化成一个单层ꎮ 根

据文献[１５]均匀化方法中的计算公式编写 Ｐｙｔｈｏｎ 脚

本ꎬ在模型计算时调用该脚本ꎬ在细观模型的整体应

力应变响应中ꎬ利用均匀化方法得出单向单层板的

等效应力－应变曲线ꎬ计算得到的单层等效力学参数

见表 ２ꎮ

表 ２ 单层等效力学参数

Ｔａｂｌｅ ２ Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｍｏｎｏｌａｙｅｒ

弹性参数 数值 强度参数 数值

杨氏模量 Ｅ１１

/ ＭＰａ １６０ ４５６ 拉伸强度 Ｘｔ

/ ＭＰａ ２ ２６８

杨氏模量 Ｅ２２

＝Ｅ３３

/ ＭＰａ １６ ４００ 压缩强度 Ｘｃ

/ ＭＰａ ８６８

剪切模量 Ｇ１２

＝Ｇ１３

/ ＭＰａ ５ ４６５ 拉伸强度 Ｙｔ

/ ＭＰａ ９１.６

剪切模量 Ｇ２３

/ ＭＰａ ４ ５７７ 压缩强度 Ｙｃ

/ ＭＰａ １７０

泊松比 Ｖ１２

＝Ｖ１３ ０.３ 剪切强度 Ｓ１２

＝ Ｓ１３

/ ＭＰａ １１５

泊松比 Ｖ２３ ０.３６ 剪切强度 Ｓ２３

/ ＭＰａ ６０

１? ４ 碳纤维自修复复合材料层合板自修复

数值模拟

１? ４? １ 层间损伤模拟

本文通过在单元层之间加入厚度为 ０ ｍｍ 的 Ｃｏ￣

ｈｅｓｉｖｅ 单元来模拟层合板层间断裂韧性的影响ꎬ根

据 Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元的失效来模拟中间层分层裂纹的发

生与扩展ꎮ

针对 Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元的损伤分析ꎬ本文采用双线

性本构模型ꎬ如图 ２ 所示ꎮ 复合材料在分层失效中

存在两个阶段ꎬ阶段 １ 为胶层材料达到强度极限前

的线弹性阶段ꎬ阶段 ２ 为胶层材料达到强度极限后

的线性降低软化阶段ꎮ Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元处于阶段 １

时ꎬ当其应力达到最大 σｍａｘ即 Ｍ 点时ꎬＣｏｈｅｓｉｖｅ 单元

发生起始损伤ꎬ采用二次名义应力作为其判断准则ꎬ

具体公式为:

σｎ

Ｎ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋

σｓ

Ｓ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋

σｔ

Ｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＝１ (１)

式中:Ｎ 为 Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元的法向拉伸强度ꎻＳ 和 Ｔ 为

垂直于裂纹面的剪切强度ꎮ

Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元在阶段 ２ 处于线性降低软化阶

段ꎬ当其应力值降到最低点即 Ｎ 点时ꎬＣｏｈｅｓｉｖｅ 单元

完全失效ꎬ采用基于断裂能的 Ｂ－Ｋ 准则[１６] 作为其

判断准则ꎬ具体公式为:

Ｇ

ｃ ＝Ｇ

ｃ

ｎ

＋ (Ｇ

ｃ

ｓ

－Ｇ

ｃ

ｎ )

Ｇ

ｃ

ｓ

＋Ｇ

ｃ

ｔ

Ｇ

ｃ

ｓ

＋Ｇ

ｃ

ｎ

＋Ｇ

ｃ

ｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷

η

(２)

式中:Ｇ

ｃ

ｎ表示胶层界面法向方向产生裂纹所需要的

断裂能ꎻＧ

ｃ

ｓ和 Ｇ

ｃ

ｔ 表示胶层界面切向方向产生裂纹所

需要的断裂能ꎻＧ

ｃ为界面胶层裂纹扩展时所需要的

断裂能ꎻη ＝ １? ４５

[２０]

ꎮ Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元的力学参数见文

献[１５]ꎮ

图 ２ Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元双线性本构模型

Ｆｉｇ? ２ Ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｂｉｌｉｎｅａｒ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｍｏｄｅｌ

１? ４? ２ 宏观有限元模型

为了真实反映加热愈合前后 ＥＭＡＡ 自修复缝线

对试件层间增韧的作用ꎬ将试件中 ＥＭＡＡ 缝线按其

横截面积在有限元模型中等效为面积相等的矩形黏

聚层ꎬ并将其在有限元模型中的分布位置与试件中

ＥＭＡＡ 缝线真实分布情况相对应ꎮ 根据试验结果可

得ꎬ修复前 ＥＭＡＡ 摊开面积为圆形ꎬ直径 ｄ ＝ １? ５ ｍｍꎬ

面积为 １? ７７ ｍｍ

２

ꎬ修复后试件中 ＥＭＡＡ 的摊层面积

为椭圆形ꎬ长轴 ａ１

＝ ９? ５ ｍｍꎬ短轴 ｂ１

＝ ６? ２５ ｍｍꎬ面

积为 ４４? １８ ｍｍ

２

ꎬ修复后 ＥＭＡＡ 的摊层面积为修复

前的 ２４? ９６ 倍ꎬ与 Ｐｉｎｇｋａｒａｗａｔ 等[９] 的研究结果相符ꎮ

图 ３ 为试件断裂面修复前后缝线处的 ＥＭＡＡ 变化ꎬ

根据试验结果设置修复后有限元模型中的黏聚层大

小ꎬ自修复前后有限元模型及黏聚层在模型中分布

情况如图 ４ 所示ꎮ

２０２３ 年第 ９ 期 ３１

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基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修复缝线复合材料层间增韧作用研究

图 ３ 修复前后试件断裂面 ＥＭＡＡ 缝线处变化

Ｆｉｇ? ３ Ｃｈａｎｇｅｓ ａｔ ｔｈｅ ＥＭＡＡ ｓｕｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｓｕｒｆａｃｅ

ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｒｅｐａｉｒ

图 ４ 含 ＥＭＡＡ 的 ＤＣＢ 试件有限元模型

Ｆｉｇ? ４ Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ

基于上述均匀化方法得到的单层等效力学参数

来构建碳纤维自修复复合材料Ⅰ型层间断裂韧性双

悬臂梁(ＤＣＢ)有限元模型ꎬ层合板采用六面体单元

(Ｃ３Ｄ８Ｉ)进行离散ꎬＥＭＡＡ 网格类型为八节点三维

黏结单元(ＣＯＨ３Ｄ８)ꎬ试件尺寸为 ２００ ｍｍ×２０ ｍｍ×

３? ０８ ｍｍꎮ Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元和层合板之间施加绑定约

束ꎬ使 Ｃｏｈｅｓｉｖｅ 单元两侧的单元位移和应力协调ꎮ

２ 试验材料及方法

２? １ 材料和 ＤＣＢ 试件制备

试件制备材料为碳纤维/ 环氧树脂预浸料(威海

光威复合材料股份有限公司)ꎬ缝线材料为 ＥＭＡＡꎬ

总铺层为 ２２ 层ꎬ单层预浸料厚度为 ０? １４ ｍｍꎬ铺贴

尺寸为 ２００ ｍｍ×２０ ｍｍꎮ 自修复碳纤维环氧树脂层

合板采用交铺([０°/ ９０°]１１ )叠置模式ꎬ其中上下盖

板铺层各 ３ 层ꎬ中间层铺层和上下盖板的铺层顺序

分别为[９０°/ ０°]８和[０°/ ９０°/ ０°]２ ꎮ 在层合板铺层过

程中ꎬ于中间界面铺置一层厚度为 ０? ０２ ｍｍ 且长度

为 ５５ ｍｍ 的 Ｔｅｆｌｏｎ 薄膜用来形成预裂纹ꎮ 不含修复

试剂的层合板铺层完成后ꎬ用型号为 ＱＭＣ－１００ 的模

压机进行压制ꎮ 含修复试剂的层合板ꎬ在中间铺层

完成后ꎬ将直径为 １? ５ ｍｍ 的 ＥＭＡＡ 缝线缝进中间

层中ꎬ缝线间距为 １０ ｍｍ×１０ ｍｍꎬ构建 ＥＭＡＡ 三维

自修复网络ꎮ 缝合完成后ꎬ在试件上盖上盖板ꎬ防止

ＥＭＡＡ 在高温固化及加热自修复过程中流失ꎮ 热压

制备时ꎬ首先将预制好的层合板试件放入模压机的

阴阳模中并合模ꎬ真空马达运转抽真空ꎬ温度从室温

以 １ ℃ / ｍｉｎ 的升温速率升温至 ８０ ℃后保持恒温 ４０

ｍｉｎꎬ将压力设置为 ７ ｋｇ / ｃｍ

２

ꎬ再以 １ ℃ / ｍｉｎ 的速率

升温至 １２０ ℃后保温 ９０ ｍｉｎꎬ自然降温到 ４０ ℃后开

模取出试件ꎮ 试件制备流程如图 ５ 所示ꎮ

图 ５ 试件制备流程图

Ｆｉｇ? ５ Ｓａｍｐｌｅ ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ ｆｌｏｗ ｃｈａｒｔ

２? ２ Ⅰ型层间断裂韧性测试及自修复评价

Ⅰ型层间断裂韧性测试所选用的万能拉伸试验

机是长春科新试验仪器有限公司的 ＷＤＷ－３００ꎬ根据

ＡＳＴＭ Ｄ５５２８—０１ 标准ꎬ以恒定位移速率 ２ ｍｍ / ｍｉｎ

对 ＤＣＢ 试件的预裂纹端施加裂纹拉伸载荷ꎬ如图 ６

所示ꎮ 在总长度为 ５５ ｍｍ 的分层裂纹范围内ꎬ每间隔

５ ｍｍ 设置一个裂纹扩展增量ꎬ并在每一个裂纹扩展

增量处测量拉伸载荷、裂纹张开位移和裂纹长度值ꎮ

图 ６ 万能拉伸试验机及拉伸试验

Ｆｉｇ? ６ Ｕｎｉｖｅｒｓａｌ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔｉｎｇ ｍａｃｈｉｎｅ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔ

３２ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

对完成 ＤＣＢ 拉伸试验的自修复层合板进行加

热修复ꎬ将试件加热到 １５０ ℃并保温 ９０ ｍｉｎꎬ然后在

室温下冷却固化ꎬ重复拉伸测试试验ꎮ

３ 结果与讨论

３? １ 多尺度模型验证

图 ７(ａ)为无 ＥＭＡＡ 缝线的 ＤＣＢ 试件数值仿真

分析和试验结果的载荷－位移曲线ꎮ 由图 ７( ａ) 可

知ꎬ试验和仿真得到的载荷－位移曲线和试验得出的

曲线基本吻合ꎮ 无 ＥＭＡＡ 缝线的数值模拟和试验得

到的峰值力分别为２８? ８３ Ｎ 和２８? ３７ Ｎꎬ误差为１％ꎮ 图

７(ｂ)为含 ＥＭＡＡ 缝线的碳纤维层合板试件在修复

前拉伸试验和数值仿真的载荷－位移曲线ꎮ 与不加

修复剂相比ꎬ加入修复剂后碳纤维复合材料峰值载

荷及加载处开口位移明显增大ꎬ说明 ＥＭＡＡ 缝线对

碳纤维复合材料层合板有明显的层间增韧效果ꎮ 其

仿真和试验的峰值力分别为 ４０? ３３ Ｎ 和 ３６? ９６ Ｎꎬ误

差为 ９? １％ꎮ 图 ７(ｃ)为含 ＥＭＡＡ 缝线试件修复后的

试验和仿真的载荷－位移曲线ꎬ由于在靠近预裂纹处

只有一侧修复剂往分层裂纹处流动ꎬ导致 ＥＭＡＡ 流

动面积较小ꎬ而建模时设置的黏聚层面积均等ꎬ因此

仿真的峰值载荷与试验结果有一定差异ꎮ 其仿真峰

值力为 ５０? ２５ Ｎꎬ试验峰值力为 ４５? ２７ Ｎꎬ误差为

１１％ꎬ仿真和试验曲线总体趋势吻合ꎮ

(ａ)无 ＥＭＡＡ 缝线试件

(ｂ)含 ＥＭＡＡ 缝线修复前试件

(ｃ)含 ＥＭＡＡ 缝线修复后试件

图 ７ ＤＣＢ 试件拉伸载荷－开口位移试验与数值仿真曲线

Ｆｉｇ? ７ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｔｅｎｓｉｌｅ ｌｏａｄ－ｏｐｅｎｉｎｇ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ

ｔｅｓｔ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ

根据以上分析可知ꎬ数值仿真模拟曲线和试验

曲线数值上有一定差异ꎬ但总体趋势基本一致ꎬ证明

此多尺度模型准确有效ꎮ

３? ２ ＥＭＡＡ 对层间增韧的影响

图 ８ 为无 ＥＭＡＡ 缝线网络及含 ＥＭＡＡ 缝线网络

ＤＣＢ 试件载荷－位移曲线ꎮ 由图 ８ 可知ꎬ与无 ＥＭＡＡ

缝线网络的试件相比ꎬ含 ＥＭＡＡ 缝线网络的试件拉

伸试验过程中峰值载荷及试件加载点开口位移均有

大幅提高ꎬ说明缝线网络增强了层合板层间连接强

度ꎮ 在试件拉伸过程中ꎬ拉伸载荷开始呈线性变化ꎬ

在达到第一个峰值后开始减小ꎮ 这是由于裂纹在扩

展到修复剂缝线处之前ꎬ载荷均以线性的方式增长ꎮ

在裂纹扩展到第一排缝线处时ꎬ由于 ＥＭＡＡ 缝线的

桥联增韧效果ꎬ载荷达到第一个峰值ꎬ之后裂纹突然

扩展越过第一排缝线并向第二排缝线扩展ꎬ导致第一

排部分缝线断裂ꎬ载荷会出现一个突降的现象ꎬ之后如

此重复ꎬ也再次说明 ＥＭＡＡ 缝线的增韧作用ꎮ

图 ８ 无 ＥＭＡＡ 缝线与含 ＥＭＡＡ 缝线 ＤＣＢ 试件

载荷－位移试验与仿真曲线

Ｆｉｇ? ８ Ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ

ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｗｉｔｈ ｓｅａｍｌｅｓｓ ｌｉｎｅ ａｎｄ ｓｕｔｕｒｅ ｌｉｎｅ

图 ９ 为无 ＥＭＡＡ 缝线网络和含 ＥＭＡＡ 缝线网络

修复前 ＤＣＢ 试件的Ⅰ型层间断裂韧性和裂纹扩展

长度的关系曲线ꎮ 在缝线密度为 １０ ｍｍ×１０ ｍｍ 的

２０２３ 年第 ９ 期 ３３

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基于多尺度分析的 ＥＭＡＡ 自修复缝线复合材料层间增韧作用研究

条件下ꎬＤＣＢ 试件的Ⅰ型层间断裂韧性随着裂纹长

度的增加而提高ꎮ 在层间裂纹扩展过程中ꎬ无 ＥＭＡＡ

缝线网络试件只有纤维或基体界面的破坏ꎬ而含缝

线网络的试件存在纤维桥联和 ＥＭＡＡ 桥联ꎬ纤维或

基体界面的破坏和 ＥＭＡＡ 缝线的拔出与断裂都会

消耗能量ꎬ从而能更好抵抗层间裂纹的扩展ꎮ 在相

同裂纹长度下ꎬ含 ＥＭＡＡ 缝线网络修复前 ＤＣＢ 试件

的Ⅰ层间断裂韧性更高ꎮ

图 ９ 无 ＥＭＡＡ 缝线和含 ＥＭＡＡ 缝线修复前

ＤＣＢ 试件的Ⅰ型层间断裂韧性

Ｆｉｇ? ９ Ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

ｂｅｆｏｒｅ ｓｅａｍｌｅｓｓ ｔｈｒｅａｄ ａｎｄ ｓｕｔｕｒｅ ｒｅｐａｉｒ

图 １０ 为缝合试件在拉伸试验过程中 ＥＭＡＡ 的

桥联现象ꎬ由图可知ꎬ缝合试件在裂纹扩展过程中存

在 ＥＭＡＡ 桥联的形成与断裂ꎮ

图 １０ ＥＭＡＡ 桥联现象

Ｆｉｇ? １０ ＥＭＡＡ ｂｒｉｄｇｉｎｇ ｐｈｅｎｏｍｅｎｏｎ

由以上分析可知ꎬＥＭＡＡ 缝线网络能够形成桥

联区域ꎬ增强层合板之间的连接ꎬ有效抵抗层间裂纹

扩展ꎬ增强层合板的Ⅰ型层间断裂韧性ꎮ

３? ３ ＥＭＡＡ 对Ⅰ型层间断裂韧性修复效果

的影响

图 １１ 为含 ＥＭＡＡ 缝线网络修复前后试件载荷－

位移曲线ꎮ 由图 １１ 可以看出ꎬ与修复前相比ꎬ修复

后试件的最大峰值载荷变大ꎬ表明熔融状态的 ＥＭＡＡ

流动到受损区域ꎬ冷却后 ＥＭＡＡ 凝固并修复层间裂

纹损伤ꎮ 修复后试件的最大峰值载荷下降幅度变小ꎬ

载荷的波动幅度也有所减小ꎬ这是由于修复后 ＥＭＡＡ

流动到层间裂纹处且摊开面积变大ꎬ增加了层合板

层间连接韧性ꎮ 综合分析可知在热愈合时 ＥＭＡＡ 能

流动到分层裂纹内ꎬ使层合板层间断裂韧性得到高

效修复ꎮ

图 １１ 含 ＥＭＡＡ 缝线网络试件修复前后

载荷－位移试验与仿真曲线

Ｆｉｇ? １１ Ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ

ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｒｅｐａｉｒ ｏｆ ａ ｔｅｓｔ ｐｉｅｃｅ ｗｉｔｈ ｓｕｔｕｒｅｓ

图 １２ 为含缝线网络 ＤＣＢ 试件修复前后的Ⅰ型

层间断裂韧性和裂纹扩展长度的关系曲线ꎮ 由图

１２ 可知ꎬ修复前后试件的Ⅰ型层间断裂韧性和裂纹

扩展长度的关系曲线趋势相同ꎬ由于缝线的增韧效

果ꎬ层合板的层间断裂韧性随着层间裂纹长度的增

加而提高ꎮ 但在相同裂纹长度下ꎬ与修复前相比ꎬ修

复后试件的层间断裂韧性更高ꎬ这也再次说明热修

复时 ＥＭＡＡ 能有效愈合分层裂纹损伤ꎬ使层合板层

间断裂韧性得到修复和增强ꎮ

图 １２ 含缝线网络 ＤＣＢ 试件修复前后的Ⅰ型层间断裂韧性

Ｆｉｇ? １２ Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｔｙｐｅ Ⅰ ｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｒｅｐａｉｒ ｏｆ ＤＣＢ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ｓｕｔｕｒｅｓ

本文通过拉伸试验得到含 ＥＭＡＡ 修复剂修复前

后 ＤＣＢ 试件的Ⅰ型层间断裂韧性值ꎬ为了保证试验

结果的准确性ꎬ拉伸试验设置了 ５ 组ꎬ图 １３ 所示为

含修复剂试件修复前后的 ＧⅠＣ值ꎮ

３４ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

图 １３ 含修复剂试件修复前后Ⅰ型层间断裂韧性

Ｆｉｇ? １３ ＴｙｐｅⅠｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ

ｐｒｏｓｔｈｅｔｉｃ ａｇｅｎｔ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｒｅｐａｉｒ

对不同试件的试验结果取平均值ꎬ可以得到含

修复剂试件修复前后的Ⅰ型层间断裂韧性平均值ꎮ

计算结果见表 ３ꎮ

表 ３ 含 ＥＭＡＡ 自修复试剂试件Ⅰ型层间断裂韧性

Ｔａｂｌｅ ３ ＴｙｐｅⅠｉｎｔｅｒｌａｙｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ

ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｒｅａｇｅｎｔ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ

试件

ＧⅠＣ

/ (ｋＪ/ ｍｍ

２

)

修复前 修复后

修复效率

/ ％

０.６７ １.１７ １７５

根据计算结果可知ꎬ缝线直径为 １? ５ ｍｍꎬ含 ＥＭＡＡ

自修复网络修复后试件的Ⅰ型层间断裂韧性比自修

复之前试件的Ⅰ型层间断裂韧性提高约 １７５％ꎮ 综

上分析可知ꎬＥＭＡＡ 缝线能够有效修复层合板的分

层裂纹损伤ꎬ并增强层合板的Ⅰ型层间断裂韧性ꎮ

４ 结 论

(１)文章基于局部均匀化方法建立了微观－细

观－宏观的多尺度模型来研究含 ＥＭＡＡ 缝合剂的碳

纤维复合材料层合板的力学性能参数ꎮ 通过 ＤＣＢ

试验及数值仿真计算结果对比分析ꎬ发现拉伸试验

中拉伸载荷－开口位移曲线趋势一致且峰值载荷误

差不超过 １１％ꎬ证明了该多尺度模型的有效性ꎮ

(２)ＥＭＡＡ 缝线网络使碳纤维复合材料层合板试

件的Ⅰ型层间断裂韧性得到显著提高ꎬ表明 ＥＭＡＡ

缝线网络能够有效增强层合板之间的连接ꎬ抵抗层

间裂纹扩展ꎬ具有较好的增韧能力ꎮ

(３)对产生裂纹损伤的试件进行热愈合ꎬ试件层间

断裂韧性得到修复ꎬ修复效率为 １７５％ꎬ说明 ＥＭＡＡ能

够完全修复碳纤维环氧树脂层合板的分层裂纹损伤ꎮ

(４)未缝合试件和缝合试件层合板Ⅰ型层间断

裂韧性随裂纹长度的增加呈现先增高后趋于稳定的

趋势ꎮ 这是因为裂纹长度较小时ꎬ纤维桥联和 ＥＭＡＡ

桥联增韧占据主导ꎬ随着裂纹长度增加ꎬ裂纹尖端弯

矩变大ꎬ导致纤维桥联和缝线的增韧效果降低ꎮ

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２３５: １１１７５０.

[６] ＧＡＯ Ｙꎬ ＬＩＵ Ｌꎬ ＷＵ Ｚꎬ ｅｔ ａｌ. Ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ａｎｄ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｆｉｂｅｒ－

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｓｉｎｇ ｃａｒｂｏｎ ｎａｎｏｔｕｂｅ ｍｏｄｉｆｉｅｄ ｐｏｌｙ

(ｅｔｈｙｌｅｎｅ－ｃｏ－ｍｅｔｈａｃｒｙｌｉｃ ａｃｉｄ) ｓａｎｄｗｉｃｈ ｍｅｍｂｒａｎｅ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ ２０１９ꎬ １２４: １０５５１０.

[７] ＬＯＨ Ｔ Ｗꎬ ＬＡＤＡＮＩ Ｒ Ｂꎬ ＯＲＩＦＩＣＩ Ａꎬ ｅｔ ａｌ. Ｕｌｔｒａ－ｔｏｕｇｈ ａｎｄ ｉｎ－ｓｉｔｕ

ｒｅｐａｉｒａｂｌｅ ｃａｒｂｏｎ /ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｔｈ ＥＭＡＡ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ

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[８] ＳＨＡＮＭＵＧＡＭ Ｌꎬ ＮＡＥＢＥ Ｍꎬ ＫＩＭ Ｊꎬ ｅｔ ａｌ. Ｒｅｃｏｖｅｒｙ ｏｆ ｍｏｄｅⅠｓｅｌｆ－

ｈｅａｌｉｎｇ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｍｅｔａｌ ｌａｍｉｎａｔｅ ｂｙ

ｍｏｄｉｆｉｅｄ ｄｏｕｂｌｅ ｃａｎｔｉｌｅｖｅｒ ｂｅａｍ ｔｅｓｔ [ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｃｏｍｍｕｎｉｃａ￣

ｔｉｏｎｓꎬ ２０１９ꎬ １６: ２５－２９.

[９] ＰＩＮＧＫＡＲＡＷＡＴ Ｋꎬ ＷＡＮＧ Ｃ Ｈꎬ ＶＡＲＬＥＹ Ｒ Ｊꎬ ｅｔ ａｌ. Ｓｅｌｆ －

ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｆａｔｉｇｕｅ ｃｒａｃｋｓ ｉｎ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｒｅ－ｅｐｏｘｙ ｌａｍｉｎａｔｅ

ｕｓｉｎｇ ｍｅｎｄａｂｌｅ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ [ Ｊ ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅꎬ

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[１０] ＹＡＮＧ Ｔꎬ ＷＡＮＧ Ｃ Ｈꎬ ＺＨＡＮＧ Ｊꎬ ｅｔ ａｌ. Ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ａｎｄ ｓｅｌｆ－

ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ ｅｐｏｘｙ ｍａｔｒｉｘ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｓｉｎｇ ｍｅｎｄａｂｌｅ ｐｏｌｙｍｅｒ ｓｔｉｔｃｈｉｎｇ

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ｇｙ ｏｆ ｔｈｅ ｌｏｗ－ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｉｍｐａｃｔ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｐｌａｉｎ ｗｏｖｅｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

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ｆｒａｍｅｗｏｒｋ ｆｏｒ ｉｍｐａｃｔ ｄａｍａｇｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｒｉａｘｉａｌｌｙ ｂｒａｉｄｅｄ ｃｏｍ￣

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ａｄｈｅｓｉｖｅｌｙ ｂｏｎｄｅｄ ＣＦＲＰ ｓｃａｒｆ Ｊｏｉｎｔｓ ｕｓｉｎｇ ａ ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｚｏｎｅ ｍｏｄｅｌ

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２０２３ 年第 ９ 期 ３５

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冲击荷载作用下玄武岩纤维混凝土低温力学性能试验研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００５

冲击荷载作用下玄武岩纤维混凝土低温力学性能试验研究

张志鹏１

ꎬ 张凯章２

ꎬ 巩 达３

(１? 内蒙古交通职业技术学院 道路桥梁工程系ꎬ 赤峰 ０２４００５ꎻ ２? 陕西建工机械施工集团有限公司ꎬ 西安 ７１００３２ꎻ

３? 中国地质大学 工程技术学院ꎬ 北京 １０００８３)

摘要: 基于试验研究了温度效应与应变率效应对玄武岩纤维混凝土力学性能的影响ꎮ 采用电液伺服压力机及分离式霍

普金森压杆(ＳＨＰＢ)试验装置ꎬ在低温(１０ ℃ 、０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ )环境下对玄武岩纤维混凝土开展不同冲击气压下

的单轴压缩试验ꎬ分析试件应力－应变曲线、抗压强度、抗拉强度及增长因子与温度和冲击气压间的关系ꎮ 结果表明:温度的降

低使试件峰值应力增大ꎬ峰值应变减小ꎻ０? ５５ ＭＰａ 冲击气压作用下ꎬ相较于 １０ ℃ ꎬ温度为 ０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ 时试件

抗压强度增幅分别为 １? ５０％、７? ０９％、１５? ８３％、２３? ３４％ꎬ抗拉强度增幅分别为 １０? ３４％、２３? １７％、３８? ８６％、６０? ７８％ꎬ低温作用下

试件峰值抗压强度、抗拉强度增大ꎬ抵抗外荷载能力增加ꎬ延性降低ꎻ不同冲击气压下ꎬ试件抗压、抗拉强度 ＤＩＦ 随着温度的降

低而增大ꎬ低温环境使试件应变率效应更加敏感ꎬ且抗拉强度的应变率效应敏感性高于抗压强度的应变率效应敏感性ꎻ低温环

境下ꎬ对试件的峰值抗拉强度、抗压强度影响应优先考虑温度效应ꎬ其次考虑应变率效应ꎮ

关键词: 玄武岩纤维ꎻ 低温ꎻ 抗压强度ꎻ 抗拉强度ꎻ ＤＩＦꎻ 温度效应ꎻ 应变率效应ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)０９－００３６－０７

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ

ＺＨＡＮＧ Ｚｈｉｐｅｎｇ

１

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｋａｉｚｈａｎｇ

２

ꎬ ＧＯＮＧ Ｄａ

３

(１? Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｒｏａｄ ａｎｄ Ｂｒｉｄｇｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｉｎｎｅｒ Ｍｏｎｇｏｌｉａ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ Ｖｏｃａｔｉｏｎａｌ

ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｃｏｌｌｅｇｅꎬ Ｃｈｉｆｅｎｇ ０２４００５ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｓｈａａｎｘｉ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｍａｃｈｉｎｅｒｙ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｘｉ’ａｎ ７１００３２ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

３? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｃｈｉｎａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｇｅｏｓｃｉｅｎｃｅｓꎬ Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００８３ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｆｆｅｃｔ ａｎｄ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｎ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｒｅ￣

ｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ. Ａｎ ｅｌｅｃｔｒｏ－ｈｙｄｒａｕｌｉｃ ｓｅｒｖｏ ｐｒｅｓｓ ａｎｄ ａ ｓｐｌｉｔ Ｈｏｐｋｉｎｓｏｎ ｐｒｅｓ￣

ｓｕｒｅ ｂａｒ (ＳＨＰＢ) ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃａｒｒｙ ｏｕｔ ｕｎｉａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ ｉｎ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｓ (１０ ℃ 、０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ ). Ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ

ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅꎬ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎬ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｇｒｏｗｔｈ ｆａｃｔｏｒ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｉｍｐａｃｔ

ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｓｔｒｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉ￣

ｍｅｎꎬ ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｓｔｒａｉｎ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ. Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ １０ ℃ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎ ｏｆ ０? ５５ ＭＰａ ｉｍｐａｃｔ ａｉｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅꎬ ｔｈｅ

ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ １? ５０％ꎬ ７? ０９％ꎬ １５? ８３％ ａｎｄ ２３? ３４％ ａｔ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ｏｆ

０ ℃ ꎬ－１０ ℃ ꎬ－２０ ℃ ａｎｄ －３０ ℃ . Ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ １０? ３４％ꎬ ２３? １７％ꎬ ３８? ８６％ ａｎｄ ６０? ７８％ꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅ￣

ｌｙ. Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ａｃｔｉｏｎ ｏｆ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅꎬ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｉｎ￣

ｃｒｅａｓｅꎬ ｔｈｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｔｏ ｅｘｔｅｒｎａｌ ｌｏａｄ ｉｎｃｒｅａｓｅｓꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ. Ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓꎬ ｔｈｅ

ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ＤＩＦ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ. Ｔｈｅ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａ￣

ｔｕｒｅ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ ｍａｋｅｓ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｍｏｒｅ ｓｅｎｓｉｔｉｖｅ ｔｏ ｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ ｏｆ

ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｓ ｈｉｇｈｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ. Ｉｎ ｔｈｅ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔꎬ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ

ｐｅａｋ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｇｉｖｅｎ ｐｒｉｏｒｉｔｙ ｔｏ ｔｈｅ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｆｆｅｃｔꎬ

ｆｏｌｌｏｗｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒꎻ ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅꎻ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎻ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎻ ＤＩＦꎻ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｆｆｅｃｔꎻ

ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｅｆｆｅｃｔꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０８－０３

基金项目: 国家自然科学基金 (５１８７８０３１)

作者简介: 张志鹏 (１９８７—)ꎬ 男ꎬ 硕士ꎬ 副教授ꎬ 主要从事道路与铁道工程、 新型建筑材料方面的研究ꎬ Ｚｈａｎｇｚｈｉｐ２０２２０８０２＠１６３? ｃｏｍꎮ

３６ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

１ 前 言

随着我国西北地区的不断发展ꎬ众多重大工程投

入建设与使用ꎬ由于受到极端环境的影响ꎬ混凝土建

筑物长期处于低温环境中ꎬ最低气温可达－３０ ℃ 以

下ꎬ受低温环境影响ꎬ混凝土的力学性能会产生劣化ꎬ

从而给高寒地区结构工程带来严重的不利影响[１－５]

ꎮ

由于混凝土的抗拉强度远小于抗压强度ꎬ建筑结构

在使用过程中容易发生开裂及脆性破坏ꎬ给建筑结

构的安全性带来极大隐患[６]

ꎮ 研究表明在混凝土中

添加纤维能够极大改善其性能ꎬ增强混凝土抗压、抗

拉强度ꎬ减小其本身孔隙率ꎬ提升韧性ꎬ增强其抵抗

荷载变形的能力及耐久性[７－１０]

ꎮ 玄武岩纤维是以天

然玄武岩高温熔融拉丝而成ꎬ其本身耐久性强、强度

高、造价低廉ꎬ且与水泥基材料存在良好的相容性ꎬ

能够极大改善混凝土的力学性能ꎬ因此被广泛研究

与应用[１１－１２]

ꎮ 谢金东等[１３] 对不同纤维掺量的玄武

岩纤维混凝土力学性能进行研究ꎬ试验结果表明适量

纤维的掺入能够提高混凝土的抗拉、抗压强度ꎬ过量

的纤维反而会造成不利影响ꎮ 王嵩、李福海等[１４－１５]

通过试验发现纤维体积掺量为 ０? ３％时对混凝土静

态抗压、抗拉强度及抗冲击力学性能提升效果最佳ꎮ

陈峰宾等[１６]发现掺入玄武岩纤维可以抑制混凝土

孔隙的连通ꎬ填充部分孔隙ꎬ提高其整体性ꎬ增强其

抗压强度ꎮ 现有研究成果表明玄武岩纤维的掺入能

够极大改善混凝土的力学性能ꎬ但鲜有研究涉及低温

环境下玄武岩纤维混凝土的力学性能ꎮ 吴森宝等[１７]

对冲击荷载作用下泡沫混凝土在低温环境下的力学

性能进行研究ꎬ试验结果表明温度的降低反而使试

件的动态抗压强度及吸能效果得到提升ꎬ破坏程度

随之减小ꎮ 余文轩等[１８] 对低温下混凝土力学性能

进行研究ꎬ发现随着温度的降低ꎬ混凝土压缩强度不

断增加ꎬ脆性不断变大ꎮ 谢剑等[１９] 对极低温环境下

混凝土的断裂性能进行研究ꎬ结果表明其断裂韧度、

断裂能随温度的降低而升高ꎬ脆性相应增大ꎮ 薛刚

等[２０]对橡胶混凝土低温力学性能进行研究ꎬ发现低

温下橡胶混凝土抗压及抗拉强度均有所提高ꎮ 温度

的降低在一定程度上会增强混凝土的抗压、抗拉强

度ꎬ但同时也会增大其脆性ꎮ

为进一步探究低温下玄武岩纤维混凝土力学性

能变化规律ꎬ采用电液伺服压力机及 ＳＨＰＢ 试验装

置ꎬ对不同低温环境下玄武岩纤维混凝土开展不同冲

击气压下的单轴压缩试验ꎬ结合温度效应与应变率

效应对玄武岩纤维混凝土力学性能的影响进行研究ꎮ

２ 试验流程及方法

２? １ 材料选择及试件制备

试验选用胶凝材料为淮南市八公山所产 Ｐ?Ｏ

４２? ５ 普通硅酸盐水泥ꎬ细骨料为淮河地区所产细度

模数为 ２? ８ 的河砂ꎬ粗骨料为花岗岩碎石ꎬ其粒径为

５~ １５ ｍｍ 的连续集配ꎬ表观密度为２ ７８０ ｋｇ / ｍ

３

ꎬ针

片状颗粒含量为 ２? ６％ꎬ含泥量为 ０? ６％ꎬ骨料集配见

表 １ꎬ水为实验室自来水ꎬ外加剂为聚羧酸高效减水

剂ꎬ减水效率为 ２５％ꎮ 纤维为深圳某复合材料有限

责任公司生产长度为 ６ ｍｍ 的 ＢＣ３－６ 型玄武岩纤

维ꎬ纤维的部分物理性能如表 ２ 所示ꎮ

表 １ 粗骨料集配

Ｔａｂｌｅ １ Ｍｉｘｉｎｇ ｏｆ ｃｏａｒｓｅ ａｇｇｒｅｇａｔｅ

级配范围

筛孔边长尺寸/ ｍｍ

４.７５ ６.７ ９.５ １２.５ １６.０

累积筛余质量/ ％ ９８.６ ７５.２ ４５.３ ２３.７ ０.９

表 ２ 玄武岩纤维部分物理性能参数

Ｔａｂｌｅ ２ Ｓｏｍｅ ｐｈｙｓｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ

直径

/ μｍ

长度

/ ｍｍ

密度

/ (ｇ?ｃｍ

－３

)

抗拉强度

/ ＭＰａ

弹性模量

/ ＧＰａ

１５ ６ ２.５６ ４ ５００ ７５

试验选用基准混凝土设计抗压强度为 ４０ ＭＰａꎬ

水泥、砂子、石子、水的质量配合比为 １ ∶ １? ２５ ∶ ２? ３ ∶

０? ４ꎬ研究表明玄武岩纤维长度为 ６ ｍｍ、体积掺量为

０? ３％时对混凝土性能提升效果最佳[１４－１５ꎬ２１]

ꎮ 按配

合比利用二次投料法浇筑 １５０ ｍｍ×１５０ ｍｍ×１５０ ｍｍ

混凝土立方体试块ꎬ经振捣、成型后用保鲜膜覆盖试

件 ２４ ｈ 后进行拆模ꎬ拆模结束后将试块置于养护室中

进行为期 ２８ ｄ 的标准养护ꎬ养护环境中相对湿度≥

９５％ꎬ温度控制在(２０±２) ℃ ꎬ养护结束后将部分试

件加工制成 ϕ７４ ｍｍ×３７ ｍｍ 圆柱体试件ꎬ试件单面

不平整度小于 ０? ０２ ｍｍꎬ选取纵波波速相近试件进

行试验以减少离散性的影响[２２]

ꎮ

２? ２ 试验装置及原理

静态加载装置选用电液伺服压力机ꎬ对低温试件

采用位移加载方式进行加载ꎬ动态冲击压缩试验装

置为直径为 ７４ ｍｍ 的 ＳＨＰＢ 系统ꎬ装置中子弹、入射

２０２３ 年第 ９ 期 ３７

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冲击荷载作用下玄武岩纤维混凝土低温力学性能试验研究

杆、透射杆和吸收杆均为合金钢材ꎬ其密度为７ ８５０

ｋｇ / ｍ

３

ꎬ弹性模量为 ２１０ ＧＰａꎬ纵波波速为５ １９０ ｍ / ｓꎬ

子弹、入射杆、透射杆长度分别为 ０? ６ ｍ、３? ２ ｍ、１? ８ ｍꎮ

入射杆与透射杆贴有两组型号为 ＢＸ１２０－３ＡＡ 的电

阻应变片来接收应力波ꎬ其中电阻值为(１２０±０? １) Ωꎬ

灵敏度系数为 ２? ０８％±１％ꎮ 利用超动态应变仪、示

波器及电脑系统采集试验数据ꎬＳＨＰＢ 试验装置系

统如图 １ 所示ꎮ

图 １ ＳＨＰＢ 试验装置系统

Ｆｉｇ? １ ＳＨＰＢ ｔｅｓｔ ｄｅｖｉｃｅ ｓｙｓｔｅｍ

使用三波法对动态单轴压缩试验所采集数据进

行处理ꎬ应变率、应变及应力计算方法如式(１)所示[２３]

:

ε

?

(ｔ) ＝

Ｃ０

ｌ

ｓ

[εｉ(ｔ) － εｒ(ｔ) － εｔ(ｔ)]

ε(ｔ) ＝

Ｃ０

ｌ

ｓ

∫

ｔ

０

[εｉ(ｔ) － εｒ(ｔ) － εｔ(ｔ)]ｄｔ

σ(ｔ) ＝

ＡＥ

２ＡＳ

[εｉ(ｔ) ＋ εｒ(ｔ) ＋ εｔ(ｔ)]

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

(１)

式中:εｉ( ｔ)、εｒ( ｔ)、εｔ( ｔ) 对应时刻 ｔ 试件的入射应

变、反射应变、透射应变ꎬ无量纲ꎻｌ

ｓ为圆柱体试件的

厚度ꎬｍꎻＣ０为杆件的纵波波速ꎬｍ / ｓꎻＥ 为杆件的弹

性模量ꎬＭＰａꎻＡ、ＡＳ分别为压杆的横截面积和试件的

横截面积ꎬｍ

２

ꎮ

动态单轴劈裂试验试件两端受力值 Ｆ( ｔ) 可由

采集到的入射波 εｉ(ｔ)、反射波 εｒ(ｔ)、透射波 εｔ(ｔ)

计算得到[２４]

:

Ｆ(ｔ) ＝

πＤ

２

８

Ｅ[εｉ(ｔ) ＋ εｒ(ｔ) ＋ εｔ(ｔ)] (２)

式中:Ｄ 为压杆直径ꎬｍꎻＥ 为压杆材料的弹性模量ꎬ

ＭＰａꎮ 试件中心处所受拉应力为:

σｔ(ｔ) ＝

２Ｆ(ｔ)

πｄｈ

(３)

式中:ｄ 为试件直径ꎬｍꎻｈ 为试件高度ꎬｍꎮ

２? ３ 试验方案

试验采用静态加载及四种不同冲击气压(０? ２５

ＭＰａ、０? ３５ ＭＰａ、０? ４５ ＭＰａ、０? ５５ ＭＰａ)对试件开展单

轴压缩试验ꎬ温度分别为 １０ ℃、０ ℃、－１０ ℃、－２０ ℃、

－３０ ℃ ꎬ利用低温交变试验箱对试件开展低温处理ꎬ

降至目标温度后恒温 ２４ ｈꎬ待到达时间后立即取出

试件进行单轴压缩和劈裂试验ꎬ每组三个试件ꎬ选取

抗压强度接近平均值的一组数据进行分析ꎮ

３ 试验结果与分析

３? １ 应力平衡验证及应力－应变曲线

对玄武岩纤维混凝土试件开展单轴冲击试验时

需要对冲击试验结果进行应力平衡检测ꎬ以确保冲

击试验数据的有效性ꎮ 图 ２ 为 １０ ℃ 时试件在 ０? ２５

ＭＰａ 冲击气压下的应力平衡曲线ꎮ 由图 ２ 可知ꎬ试

件透射应力与入射应力＋反射应力基本保持一致ꎬ这

也说明试件在此次冲击荷载作用下能够满足应力

平衡[２５]

ꎮ

图 ２ ０.２５ ＭＰａ 气压下试件应力平衡检测

Ｆｉｇ? ２ Ｔｅｓｔ ｐｉｅｃｅ ｓｔｒｅｓｓ ｂａｌａｎｃｅ ｕｎｄｅｒ ０.２５ ＭＰａ ａｉｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

图 ３ 为静载作用下不同低温试件应力－应变曲

线ꎬ图 ４ 为 ０ ℃时不同冲击气压作用下试件应力－应

变曲线ꎬ图 ５ 为 ０? ３５ ＭＰａ 气压作用下不同低温环境

下试件的应力－应变曲线ꎮ

图 ３ 静态应力－应变曲线

Ｆｉｇ? ３ Ｓｔａｔｉｃ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ

３８ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

图 ４ ０ ℃时试件在不同冲击气压下应力－应变曲线

Ｆｉｇ? ４ Ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｏｃｋ ｇａｓ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ ａｔ ０ ℃

图 ５ 不同温度时试件在 ０.３５ ＭＰａ 气压下应力－应变曲线

Ｆｉｇ? ５ Ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｕｎｄｅｒ ０.３５ ＭＰａ

ｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ

结合图 ３ 可以看出ꎬ在静荷载作用下ꎬ温度的降

低使玄武岩纤维混凝土峰值应力整体呈增大趋势ꎬ

峰值应变减小ꎮ 相较于 １０ ℃ 时试件ꎬ温度为 ０ ℃ 、

－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃时静载作用下试件峰值应力

增幅分别为－０? ４５％、３? ７８％、９? ５７％、１６? ０６％ꎬ峰值

应变降幅分别为 １２? ４７％、２９? ２２％、３８? ２５％、４８? １７％ꎮ

随着温度的降低ꎬ其应力增幅变大ꎬ应变减小ꎬ低温

作用使试件抵抗外荷载能力增加ꎬ变形能力降低ꎮ

由图 ４ 可知ꎬ在 ０ ℃ 时ꎬ随着冲击气压的增大ꎬ

试件峰值应力增大ꎬ试件应力存在明显的应变率效

应ꎮ 研究表明材料在承受应力缓慢增加时ꎬ其内部

最大缺陷会承担附加到其他缺陷处的应力变形ꎬ当

外部应力快速增加时ꎬ裂纹扩展速度要大于材料整

体受力变形速度ꎬ材料内部其他小缺陷及亚缺陷会

被激活[２５]

ꎬ施加在材料整体上的力会由材料内部所

有缺陷及周围区域共同承担ꎬ因此试件本身强度会

得到提高ꎬ表现出显著的应变率效应ꎮ 结合图 ５ 可知ꎬ

在 ０? ３５ ＭＰａ 气压动载作用下ꎬ试件峰值应力随温度

的降低而增大ꎬ峰值应变减小ꎬ这与静载作用下试件

表现出的规律一致ꎬ说明低温作用会增强试件抵抗

外荷载能力ꎬ降低试件的延展性ꎮ

３? ２ 不同温度下试件抗拉、抗压强度变化规律

玄武岩纤维混凝土试件在不同冲击气压下抗压

强度随温度变化规律如图 ６ 所示ꎬ抗拉强度随温度

变化规律如图 ７ 所示ꎮ

图 ６ 不同冲击气压下试件抗压强度随温度的变化规律

Ｆｉｇ? ６ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ

图 ７ 不同冲击气压下试件抗拉强度随温度的变化规律

Ｆｉｇ? ７ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｉｔｈ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ

由图 ６、图 ７ 可知ꎬ不同冲击气压下ꎬ低温作用下

试件抗压、抗拉强度均有所提升ꎮ ０? ５５ ＭＰａ 冲击气

压作用下ꎬ相较于 １０ ℃ꎬ温度为 ０ ℃、－１０ ℃、－２０ ℃、

－３０ ℃时试件抗压强度增幅分别为 １? ５０％、７? ０９％、

１５? ８３％、２３? ３４％ꎬ抗拉强度增幅分别为 １０? ３４％、

２３? １７％、３８? ８６％、６０? ７８％ꎬ温度的降低使试件强度

增大ꎬ且抗拉强度增幅明显高于抗压强度增幅ꎮ 研

究表明混凝土自身会存在孔隙ꎬ其内部又含有自由水

与结合水ꎬ温度降低时ꎬ试件内部水分会结冰硬化ꎮ

一方面试件内部形成具有一定强度的冰ꎬ能够与混

凝土共同抵抗外荷载ꎬ且温度越低凝结成冰的强度

越高ꎻ另一方面水结成冰后体积会产生微膨胀ꎬ从而

对试件原生裂隙进行填充ꎬ同时冰在冻结过程中会

２０２３ 年第 ９ 期 ３９

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冲击荷载作用下玄武岩纤维混凝土低温力学性能试验研究

与胶凝材料形成整体ꎬ混凝土作为一种多孔亲水材

料ꎬ与冰之间的黏结强度非常高ꎬ且温度越低黏结性

越强ꎬ对混凝土强度提升效果越大[２６－２７]

ꎮ 由图可知:

温度由 １０ ℃降低到 ０ ℃时试件应力增幅明显较小ꎬ

虽然水结冰的临界温度为 ０ ℃ꎬ但由于混凝土毛细血

管作用会导致孔隙水的冰点下降ꎬ使其在达到 ０ ℃

时只有少部分孔隙水结冰ꎬ多数还以自由水的形态

存在ꎬ因此对试件强度提升较小[２６]

ꎻ随着温度的进

一步降低ꎬ其强度增幅显著增加ꎮ

３? ３ 不同冲击气压下试件 ＤＩＦ 变化

为进一步探究不同低温下试件抗压、抗拉强度

应力率效应的敏感性ꎬ对相关数据进行拟合处理ꎬ不

同冲击气压下试件抗压、抗拉强度 ＤＩＦ 变化规律如

图 ８ 所示ꎮ

(ａ)不同温度下试件抗压强度 ＤＩＦ 变化规律

(ｂ)不同温度下试件抗拉强度 ＤＩＦ 变化规律

图 ８ 不同温度下试件 ＤＩＦ 随冲击气压的变化规律

Ｆｉｇ? ８ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ＤＩＦ ｗｉｔｈ ｉｍｐａｃｔ

ｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ

由图 ８ 可以看出:随着冲击气压的增大ꎬ不同温

度下试件抗压、抗拉强度 ＤＩＦ 均相应增大ꎬ两者呈良

好的指数正相关ꎻ冲击气压的增大使试件强度提高ꎬ

试件存在明显的应变率效应ꎮ 随着温度的降低ꎬ试

件 ＤＩＦ 增幅显著增加ꎬ说明低温环境下玄武岩纤维

混凝土应变率效应更加明显ꎮ 低温环境下水结为冰

以及冰与胶凝材料的相结合增强了试件自身强度ꎬ

水在低温下产生膨胀对部分裂隙进行填充ꎬ试件孔

隙率降低ꎬ整体性增强ꎬ且温度越低增幅越大ꎬ应变

率效应越敏感ꎮ 不同温度下试件抗拉强度 ＤＩＦ 值高

于抗压强度 ＤＩＦ 值ꎬ说明低温下玄武岩纤维混凝土

抗拉强度的应变率效应敏感性高于抗压强度的应变

率效应敏感性ꎮ

３? ４ 温度效应与应变率效应对比

为更好对比应变率效应与温度效应对试件的影

响ꎬ取玄武岩纤维混凝土应变率效应显著段与温度

效应进行对比ꎮ 引入 φ１ 、λ１分别表示峰值抗压强度、

抗拉强度的温度增长因子ꎬφ２ 、λ２分别表示峰值抗压

强度、抗拉强度的应变率增长因子[１７ꎬ２７]

ꎬ如式(４)、

式(５)所示:

φｉꎬ１

＝

σｉꎬ－３０

σｉꎬ１０

ꎬ φｊꎬ２

＝

σｊꎬＴ

σｊꎬＬ

(４)

λｉꎬ１

＝

γｉꎬ－３０

γｉꎬ１０

ꎬ λｊꎬ２

＝

γｊꎬＴ

γｊꎬＬ

(５)

式中:φｉꎬ１ 、λｉꎬ１分别为冲击气压为 ｉ 时玄武岩纤维混

凝土抗压强度、抗拉强度的温度增长因子ꎻσｉꎬ－３０ 、

γｉꎬ－３０分别为冲击气压为 ｉ、－３０ ℃时试件的峰值抗压

强度、峰值抗拉强度ꎻσｉꎬ１０ 、γｉꎬ１０分别为冲击气压为 ｉ、

１０ ℃时试件的峰值抗压强度、峰值抗拉强度ꎻｉ 分别

为 ０ ＭＰａ、 ０? ２５ ＭＰａ、 ０? ３５ ＭＰａ、 ０? ４５ ＭＰａ、 ０? ５５

ＭＰａꎻσｊꎬＴ 、γｊꎬＴ分别为温度为 ｊ 时应变率效应下玄武

岩纤维混凝土在最大冲击气压下对应的峰值抗压强

度、峰值抗拉强度ꎻσｊꎬＬ 、γｊꎬＬ分别为温度为 ｊ 时应变率

效应下玄武岩纤维混凝土在最小冲击气压下对应的

峰值抗压强度、峰值抗拉强度ꎻｊ 分别为 １０ ℃ 、０ ℃ 、

－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ ꎮ

试件峰值抗压强度、抗拉强度的温度与应变率

增长因子同冲击气压和温度的关系如图 ９ 所示ꎮ

(ａ)抗压强度增长因子

４０ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

(ｂ)抗拉强度增长因子

图 ９ 抗压强度、抗拉强度增长因子随冲击气压和

温度的变化规律

Ｆｉｇ? ９ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

ｇｒｏｗｔｈ ｆａｃｔｏｒ ｗｉｔｈ ｉｍｐａｃｔ ａｉｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｎｄ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ

由图 ９(ａ)可知:φ１ 、φ２均大于 １ꎬ说明温度的降

低与冲击气压的增大均使玄武岩纤维混凝土的动态

抗压强度呈正增长ꎻφ１随冲击气压的增大整体变化

幅度较小ꎬφ２随温度的增加存在小幅度提升ꎬ温度的

增加使试件抗压强度的应变率效应更加显著ꎻφ２显

著大于 φ１ ꎬ说明温度效应对玄武岩纤维混凝土抗压

强度的影响要显著高于应变率效应的影响ꎬ试件抗

压强度对温度效应更加敏感ꎮ

由图 ９(ｂ)可知:λ１ 、λ２均大于 １ꎬ说明温度的降

低与冲击气压的增大均使玄武岩纤维混凝土的动态

抗拉强度呈正增长ꎻλ１随冲击气压的增大整体呈增

大趋势ꎬ相较于静载作用下 ０? ２５ ＭＰａ、０? ３５ ＭＰａ、

０? ４５ ＭＰａ、０? ５５ ＭＰａ 气压下的增长因子增幅分别为

９? ４２％、１０? ８７％、１６? ６７％、１７? ３９％ꎬ说明随着冲击气

压的增大ꎬ温度使试件抗拉强度的应变率效应更加

显著ꎻλ２随温度的升高整体呈下降趋势ꎬ相较于－３０

℃时ꎬ－２０ ℃ 、－１０ ℃ 、０ ℃ 、１０ ℃时试件增长因子降

幅分别为 ７? ６９％、１１? ７６％、１３? ５７％、１４? ９３％ꎬ说明随

着温度的升高ꎬ冲击气压使试件抗拉强度的应变率

效应降低ꎬ温度越低试件在冲击荷载作用下的应变

率效应越显著ꎻλ２显著大于 λ１ ꎬ说明温度效应对玄

武岩纤维混凝土抗拉强度的影响要显著高于应变率

效应的影响ꎬ试件抗拉强度同样对温度效应更加

敏感ꎮ

综上所述ꎬ低温作用下玄武岩纤维混凝土的温

度效应对其抗压、抗拉强度影响更加明显ꎬ应变率效

应次之ꎮ

４ 结 论

(１)相同温度下ꎬ随着冲击气压的增大ꎬ试件峰

值抗压、抗拉强度均增加ꎬ试件存在明显的应变率效

应ꎻ０? ５５ ＭＰａ 冲击气压作用下ꎬ相较于 １０ ℃ ꎬ温度

为 ０ ℃ 、－１０ ℃ 、－２０ ℃ 、－３０ ℃ 时试件抗压强度增

幅分别为 １? ５０％、７? ０９％、１５? ８３％、２３? ３４％ꎬ抗拉强

度增幅分别为 １０? ３４％、２３? １７％、３８? ８６％、６０? ７８％ꎬ

低温作用会增强试件抵抗外荷载能力ꎬ抗拉、抗压强

度随之增大ꎮ

(２)相同冲击气压下ꎬ温度的升高使试件峰值

抗压、抗拉强度降低ꎬ抗压、抗拉强度 ＤＩＦ 随之减小ꎬ

低温环境下水凝结成冰及与胶凝材料间良好的粘接

使试件强度增大ꎬ应变率效应更加敏感ꎬ且抗拉强度

的应变率效应敏感性高于抗压强度的应变率效应敏

感性ꎮ

(３)温度的降低与冲击气压的增大使玄武岩纤

维混凝土的动态抗压强度、抗拉强度均呈正增长ꎬ且

温度效应对试件抗压、抗拉强度的影响要显著高于

应变率效应的影响ꎬ因此低温环境下对玄武岩纤维

混凝土峰值抗拉强度、抗压强度影响应优先考虑温

度效应ꎬ其次考虑应变率效应ꎮ

参考文献

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重庆: 重庆交通大学ꎬ ２０１５.

(下转第 ６６ 页)

２０２３ 年第 ９ 期 ４１

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基于失效理论的复合材料力学性能预测及试验验证

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００６

基于失效理论的复合材料力学性能预测及试验验证

夏婉莹ꎬ 李志虎ꎬ 秦玉林ꎬ 张 宁ꎬ 严路平

(奇瑞汽车股份有限公司ꎬ 芜湖 ２４１００９)

摘要: 针对纤维增强复合材料力学性能预测方法进行研究ꎬ采用实际试验和有限元仿真分析相结合的方法ꎬ分别利用

Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论及 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则确定工况的失效机能ꎬ从而获得相应工况或加载条件的最大载荷、最大位移、弹性强度和

杨氏模量等力学性能结果ꎮ 将试验结果与仿真结果进行比对ꎬ结果表明 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论对工况安全性能校核较为适用ꎬ

Ｈａｓｈｉｎ 失效准则更加适用于实际的极限强度预测ꎮ 同时ꎬ建立的有限元仿真模型仿真结果与试验结果吻合度较好ꎬ说明该预

测模型具有良好的合理性ꎮ

关键词: 纤维增强复合材料ꎻ 仿真计算ꎻ 失效分析ꎻ 失效判据

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)０９－００４２－０６

Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｉｅｓ

ＸＩＡ Ｗａｎｙｉｎｇꎬ ＬＩ Ｚｈｉｈｕꎬ ＱＩＮ Ｙｕｌｉｎꎬ ＺＨＡＮＧ Ｎｉｎｇꎬ ＹＡＮ Ｌｕｐｉｎｇ

(Ｃｈｅｒｙ Ａｕｔｏｍｏｂｉｌｅ Ｃｏｍｐａｎｙꎬ Ｗｕｈｕ ２４１００９ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｉｍｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅ￣

ｒｉａｌꎬ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｓｕｃｈ ａｓ ｍａｘｉｍｕｍ ｌｏａｄꎬ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔꎬ ｅｌａｓｔｉｃ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎬ ｍｏｄｕｌｕｓ ａｎｄ ｏｔｈｅｒ

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｗｅｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ａｃｔｕａｌ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ＨｙｐｅｒＷｏｒｋｓ

ａｎｄ ＡＢＡＱＵＳ ｗｉｔｈ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｔｅｎｓｏｒ ｔｈｅｏｒｙ ａｎｄ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ. Ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ

ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓꎬ ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ａｃｃｕｒａｃｙ ｏｆ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｔｅｎｓｏｒ ｔｈｅｏｒｙ ｉｓ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｌｏｗｅｒ ｔｈａｎ

ｔｈａｔ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｈａｓｈｉｎꎬ ｗｈｉｃｈ ｉｎｄｉｃａｔｅｓ ｔｈａｔ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｔｅｎｓｏｒ ｔｈｅｏｒｙ ｉｓ ｍｏｒｅ ｓｕｉｔａｂｌｅ ｆｏｒ ｃｈｅｃｋｉｎｇ ｔｈｅ ｗｏｒｋｉｎｇ ｃｏｎｄｉ￣

ｔｉｏｎ ｓａｆｅｔｙ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅꎬ ａｎｄ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ｉｓ ｍｏｒｅ ｓｕｉｔａｂｌｅ ｆｏｒ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ. Ａｔ

ｔｈｅ ｓａｍｅ ｔｉｍｅꎬ ｔｈｅ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｉｎ ｇｏｏｄ ａｇｒｅｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓꎬ ｗｈｉｃｈ ｉｎｄｉｃａｔｅｓ

ｔｈａｔ ｔｈｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｈａｓ ｇｏｏｄ ｒａｔｉｏｎａｌｉｔｙ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌꎻ ＣＡＥꎻ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎａｌｙｓｉｓꎻ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉａ

收稿日期: ２０２２－０９－０８

基金项目: ２０２１ 年度芜湖市科技计划项目重点研发项目 (２０２１ｙｆ１０)

作者简介: 夏婉莹 (１９９６—)ꎬ 女ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事复材可靠性试验验证及性能研究开发方面的研究ꎬ ｘｉａｗａｎｙｉｎｇ＠ｍｙｃｈｅｒｙ? ｃｏｍꎮ

１ 前 言

复合材料作为一类新型材料ꎬ具有比强度高、比

模量大、密度低和可设计性强等许多优点ꎬ近半个世

纪以来ꎬ在航空航天、船舶工程、建筑工程、车辆制造、

化学工程及体育器械等领域得到了广泛应用[１－３]

ꎮ

以车用控制臂为例ꎬ理想 ＯＮＥ 的下控制臂采用尼龙＋

玻璃纤维复合材料( ＰＡ６＋ＧＦ５０) 制备而成ꎬ其重量

与铝制控制臂重量相当ꎬ但强度稍高[４]

ꎮ Ｋｉｍ 等[５]

设计开发了一种车用复合材料下控制臂ꎬ与传统钢

材控制臂相比ꎬ其重量降低了 ５０％ꎬ刚度和屈曲强度

则为其两倍ꎮ Ｙａｏ 等[６]基于经典层合板理论ꎬ优化碳

纤维增强复合材料控制臂的铺层方式ꎬ并利用 Ｔｓａｉ－

Ｗｕ 张量理论对控制臂的失效进行预测分析ꎮ 随着

各种新型复合材料的开发和应用ꎬ有关复合材料的

失效分析研究也如雨后春笋般不断出现ꎮ 在大范围

应用复合材料的航空航天领域ꎬ设计者常采用材料

性能试验与结构元件或细节单元试验来获得设计许

用值ꎬ从而留有充足的安全裕度ꎮ 然而在实际应用

时ꎬ该方法效率过低、费用过高ꎬ不符合当前市场对

复合材料产品研发又快又好的要求ꎮ 因此ꎬ基于复

合材料力学性能ꎬ结合经典层合板理论ꎬ建立相适应

的数学物理模型ꎬ通过计算或仿真分析预测复合材

料强度ꎬ是现如今众多复合材料失效准则建立的主

要方法之一ꎮ

４２ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

为评估当前纤维增强复合材料失效预测方法的

置信水平ꎬ英国曼彻斯特大学联合 ＱｉｎｅｔｉＱ 公司等机

构在 １９９２—２００４ 年开展了第一届世界复合材料失

效运动会 ( Ｗｏｒｌｄ － Ｗｉｄｅ Ｆａｉｌｕｒｅ Ｅｘｅｒｃｉｓｅ － Ⅰꎬ简称

ＷＷＦＥ－Ⅰ)ꎮ ＷＷＦＥ－Ⅰ针对 １５ 种试验工况ꎬ评估

了 １９ 种准则对聚合物基复合材料样板、层合板在平

面应力状态下的失效预测能力ꎬ定量综合 Ａ＋Ｂ 评级

总分的排名结果如图 １ 所示[７]

ꎮ 而后ꎬ为评估纤维

增强聚合物基复合材料在三维应力状态下的强度和

变形的主要失效准则及方法的预测能力强弱ꎬＫａ￣

ｄｄｏｕｒ和 Ｈｉｎｔｏｎ 等自 ２００４ 年开始分别组织了第二届

及第三届世界复合材料失效运动会( ＷＷＦＥ－Ⅱ和

ＷＷＦＥ－Ⅲ)

[８－９]

ꎬ前者主要关注当前各项失效理论对

各向同性基体和样板、层合板破坏和变形的预测能

力[１０]

ꎬ后者则将着重点放在结构损伤方面ꎮ ＷＷＦＥ－Ⅱ

于 ２０１２ 年落下帷幕ꎬ最终结合定性和定量分析ꎬ综

合 Ａ＋Ｂ 评级总分的排名结果如图 ２ 所示[１１]

ꎮ 结合

图 １ 和图 ２ 不难看出ꎬ作为不区分失效方式代表之

一的 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论与作为区分失效方式代表之

一的 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则均表现良好ꎮ

注:Ａ 级预测值在试验值的±１０％以内ꎻＢ 级预测值为试验值的

±１０％~±５０％ꎻＣ 级预测值高于试验值的±５０％ꎻＮＡ 级未提供解决方案ꎮ

图 １ ＷＷＦＥ－Ⅰ中参与评比的各项理论综合排名

Ｆｉｇ? １ Ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｒａｎｋｉｎｇ ｏｆ

ｔｈｅｏｒｉｅｓ ｐａｒｔｉｃｉｐａｔｉｎｇ ｉｎ ＷＷＦＥ－Ⅰ

注:Ａ、Ｂ、Ｃ 三种等级评估方式与 ＷＷＦＥ－Ⅰ的一致ꎮ

图 ２ ＷＷＦＥ－Ⅱ中参与评比的各项理论综合排名

Ｆｉｇ? ２ Ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｒａｎｋｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅｏｒｉｅｓ

ｐａｒｔｉｃｉｐａｔｉｎｇ ｉｎ ＷＷＦＥ－Ⅱ

本文将有限元仿真分析与实际试验相结合ꎬ研

究了玻璃纤维增强复合材料样板及碳纤维增强复合

材料样板的力学强度性能ꎻ利用不同分析软件建立

有限元模型ꎬ接着分别基于 Ｔｓａｉ －Ｗｕ 张量理论和

Ｈａｓｈｉｎ 失效准则计算最大载荷、强度和模量ꎬ将仿真

结果与试验结果相比较ꎬ验证模型预测精度ꎮ

２ 试验部分

２? １ 试验件描述

试验选择的玻璃纤维增强复合材料样板采用

Ｓ４ / 环氧树脂ꎬ碳纤维增强复合材料样板采用 Ｔ７００ /

环氧树脂ꎬ其中 Ｓ４ 玻璃纤维和 Ｔ７００ 碳纤维力学性

能如表 １ 所示ꎬ试验件的规格尺寸及铺层如表 ２ 所

示ꎬ玻璃纤维样板和碳纤维样板的纤维体积含量分

别为 ４９％和 ５４％ꎮ

表 １ Ｓ４ 玻璃纤维和 Ｔ７００ 碳纤维材料力学性能信息

Ｔａｂｌｅ １ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｓ４ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ

ａｎｄ Ｔ７００ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

纤维材料

直径

/ μｍ

拉伸模量

/ ＧＰａ

伸长率

/ ％

泊松比

拉伸强度

/ ＭＰａ

Ｓ４ 玻璃纤维 ８ ９２ ５.３ ０.２９ ４ ６００

Ｔ７００ 碳纤维 ７ ２３０ ２.１ ０.３５ ４ ９００

表 ２ 试验所用材料的规格参数及铺层信息

Ｔａｂｌｅ ２ Ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｌａｙｅｒｓ ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ

ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

试件

名称

测试

类型

尺寸/ ｍｍ

(长×宽×厚)

单层厚度

/ ｍｍ

铺层

玻璃

纤维

增强

样板

纵向拉伸 ２５０×１５×１ ０.２５ [０４ ]

纵向压缩 １７５×２５×２ ０.２５ [０８ ]

横向拉伸 ２５０×２５×２ ０.２５ [９０８ ]

横向压缩 １４０×１３×２ ０.２５ [９０８ ]

面内剪切 ２５０×２５×３ ０.２５ [(４５ / －４５) ６ ]

碳纤维

增强

样板

纵向拉伸 ２５０×１５×１ ０.２５ [０４ ]

纵向压缩 １４０×１３×２ ０.２５ [０８ ]

横向拉伸 ２５０×２５×２ ０.２５ [９０８ ]

横向压缩 １４０×１３×２ ０.２５ [９０８ ]

面内剪切 ２５０×２５×３ ０.２５ [(４５ / －４５) ６ ]

２? ２ 试验方法

试验选用的仪器为 ＩＮＳＴＲＯＮ 万能材料试验机ꎮ

拉伸、压缩和面内剪切试验分别参考 ＡＳＴＭ Ｄ３０３９«聚

合物基复合材料拉伸性能标准试验方法»、ＡＳＴＭ

Ｄ６６４１«采用复合加载压缩(ＣＬＣ) 试验夹具测量聚

２０２３ 年第 ９ 期 ４３

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基于失效理论的复合材料力学性能预测及试验验证

合物基复合材料层压板压缩性能的标准试验方法»

和 ＡＳＴＭ Ｄ３５１８«采用±４５°层压板拉伸试验测量聚

合物基复合材料面内剪切特性的标准试验方法»ꎬ试

验速度为 ２ ｍｍ / ｍｉｎꎮ 针对每一种工况ꎬ分别对两种

材料进行 ５ 次试验ꎬ试验过程如图 ３ 所示ꎬ样条试验

结束后状态如图 ４ 所示ꎮ

图 ３ 拉伸、压缩和面内剪切试验过程图

Ｆｉｇ? ３ Ｓｔａｔｕｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅꎬ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ

(ａ)、(ｂ)、(ｃ)、(ｄ)及(ｅ)分别为玻璃纤维增强样板试验结果ꎻ

(ｆ)、(ｇ)、(ｈ)、(ｉ)及(ｊ)分别为碳纤维增强样板试验结果

(ａ)ꎬ (ｂ)ꎬ (ｃ)ꎬ (ｄ) ａｎｄ (ｅ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙꎻ (ｆ)ꎬ (ｇ)ꎬ (ｈ)ꎬ (ｉ) ａｎｄ (ｊ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ

ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ

图 ４ 拉伸、压缩和面内剪切试验结果图

Ｆｉｇ? ４ Ｔｅｎｓｉｌｅꎬ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ ｒｅｓｕｌｔｓ

２? ３ 试验结果

对各组工况分别进行 ５ 次试验ꎬ将 ５ 次试验结

果的平均值作为最终的试验数据展示在表 ３ 中ꎮ 其

中ꎬ对于纵向拉伸试验ꎬ玻璃纤维增强复合材料样板

的主要破坏模式为 ＳＧＭꎬ即工作段中间纵向部位的

劈裂破坏ꎬ碳纤维增强复合材料样板的主要破坏模

式为 ＸＧＭꎬ即工作段中间部位的爆炸破坏ꎻ对于纵

向压缩试验ꎬ玻璃纤维样板的主要破坏模式为 ＬＡＶꎬ

即夹持/ 加强片部位多变的横向破坏ꎬ碳纤维样板的

主要破坏模式为 ＬＡＴꎬ即夹持/ 加强片顶部的横向破

坏ꎻ对于横向拉伸试验ꎬ玻璃纤维样板的主要破坏模

式为 ＬＡＴꎬ即夹持/ 加强片顶部的横向破坏ꎬ碳纤维

样板的主要破坏模式为 ＴＡＢꎬ即夹持/ 加强片底部的

横向剪切破坏ꎻ对于横向压缩试验ꎬ玻璃纤维和碳纤

维样板的主要破坏模式均为 ＬＧＭꎬ即工作段中间部

位的横向破坏ꎮ 此外ꎬ面内剪切试验采用 ０? ２％的偏

移应变和标准割线模量ꎬ以 ５％剪切应变范围内的最

大剪应力值为极限剪切强度ꎮ

表 ３ 两种纤维增强复合材料的试验结果

Ｔａｂｌｅ ３ Ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

试件

名称

测试

类型

主要破

坏模式

最大载荷

/ ｋＮ

强度

/ ＭＰａ

强度

方差

弹性模量

/ ＧＰａ

弹性模量

方差

玻璃

纤维

增强

样板

纵向拉伸 ＳＧＭ ２０.５０１ １ ３２２ ６６８.３ ４４.６ １.７３

纵向压缩 ＬＡＶ ２７.４０２ １ ０５４ ６ ９１０ ５１.４ ０.５６７

横向拉伸 ＬＡＴ ３.４７６ ６８.７ ６.２１７ １０.４ ０.１０７

横向压缩 ＬＧＭ ４.１０８ １５６ １８.７ １３.８ ０.２２３

面内剪切 － ５.７９４ ５４.８ ５.２１５ ３.３４ ０.００１ ９３

碳纤维

增强

样板

纵向拉伸 ＸＧＭ ３３.７８１ ２ ３５４ ４ ０８６ １３４ ０.５００

纵向压缩 ＬＡＴ ２７.２９９ ９９９ ６ ５６６ １１５ ３２.２

横向拉伸 ＴＡＢ ２.７０７ ４８.６ ５.４８５ ８.３８ ０.０６３ ８

横向压缩 ＬＧＭ ４.４９６ １４９ １７.７０ ９.４７ ０.３４５

面内剪切 － ８.４７５ ６０.７ ８.４３３ ３.６７ ０.０２２ ３

３ 仿真模拟

采用 ＣＡＴＩＡ 软件按照实际试验材料的长和宽

设计二维平板数模后ꎬ导入有限元软件ꎬ通过材料构

建、属性赋予及铺层设计等功能还原样条的基本性

能ꎬ再分别利用 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论及 Ｈａｓｈｉｎ 失效准

则确定工况的失效机能ꎬ配置相应工况ꎬ最终计算求

得玻璃纤维样板和碳纤维样板在相应工况或加载条

件下的最大载荷ꎮ

３? １ 基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论进行分析计算

蔡为伦(Ｔｓａｉ)和 Ｅｄｗａｒｄ Ｍ.Ｗｕ(Ｗｕ)在 １９７１ 年

以张量形式提出新的强度理论ꎬ在应力空间内ꎬ通过

添加二阶和四阶强度系数张量ꎬ将破坏表面表示为:

Ｆｉｎｄｅｘ

＝Ｆ１σ１

＋Ｆ２σ２

＋Ｆ１１σ

２

１

＋Ｆ２２σ

２

２

＋Ｆ６６σ

２

６

＋ ２Ｆ１２σ１σ２

＝１

(１)

式中:

Ｆ１

＝

１

Ｘｔ

－

１

Ｘｃ

ꎬ Ｆ１１

＝

１

ＸｔＸｃ

(２)

Ｆ２

＝

１

Ｙｔ

－

１

Ｙｃ

ꎬ Ｆ２２

＝

１

ＹｔＹｃ

(３)

４４ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

式中:Ｆ１和 Ｆ２为二阶强度系数张量ꎻＦ１１ 、Ｆ２２ 、Ｆ６６和

Ｆ１２为四阶强度系数张量ꎻσ１ 、σ２分别指材料第 １、２

主方向的应力ꎻσ６

＝ τ１２ ꎬ为剪切强度ꎻＸｔ、Ｘｃ和 Ｙｔ、Ｙｃ

分别为纵向拉伸强度、压缩强度及横向拉伸强度、压

缩强度ꎮ在实际应用 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论时ꎬ可取 Ｆ１２

＝

０ꎻ若取 Ｆ１２

＝ －

１

２

Ｆ１１Ｆ２２ ꎬ则所求得的理论结果与实

际试验结果吻合度较好[１２－１６]

ꎮ

当上述表达式中的 Ｆｉｎｄｅｘ <１ 时ꎬ表明在相对应的

工况或加载条件下该模型未发生失效ꎬ材料安全ꎻ当

Ｆｉｎｄｅｘ

＝ １ 时ꎬ表明对应工况处于临界状态ꎻ当 Ｆｉｎｄｅｘ >１

时ꎬ表明对应工况已失效ꎮ

选择 ＨｙｐｅｒＷｏｒｋｓ 软件完成基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量

理论的失效分析ꎮ 具体来说ꎬ在 ＨｙｐｅｒＭｅｓｈ 模块中ꎬ

将所有规格样板的二维平板数模网格单元均绘制为

２ ｍｍ×２ ｍｍ 的尺寸ꎬ沿纤维方向为 Ｘ 方向ꎬ即材料 １

方向ꎻ将复合材料属性下的失效理论设置为 Ｔｓａｉꎬ即

Ｔｓａｉ－Ｗｕꎬ利用 ＯｐｔｉＳｔｒｕｃｔ 作为有限元求解器进行基

于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论的分析计算ꎬ结合 Ｈｙｐｅｒｖｉｅｗ 模

块对仿真结果进行可视化的后处理操作ꎮ 通过约束

平板一端每个节点的 ６ 个自由度实现固支作用ꎬ在平

板另一端施加不同的作用力或者位移ꎬ计算结果如

表 ４ 所示ꎬ失效分析云图如图 ５ 所示ꎮ

表 ４ 基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论分析计算结果

Ｔａｂｌｅ ４ Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ

试件

名称

测试

类型

失效

系数

最大载荷

/ ｋＮ

最大位移

/ ｍｍ

弹性模量

/ ＧＰａ

弹性模量

方差

玻璃纤维

增强复合

材料样板

纵向拉伸 １.００１ １２.５２０ ４.６６７ ４４.６１５ ０.２４４

纵向压缩 １.００２ ２４.５００ ２.９５６ ４６.１６８ ０.００１ ７８

横向拉伸 １.００２ ３.２７５ １.１０２ １０.４０３ ５.１８

横向压缩 １.００３ ４.０１０ ２.０７５ １０.６３６ ０.０２４ ７

面内剪切 １.００１ ５.４１０ １.１２２ ３.２１４ ０.０３０ １

碳纤维

增强复合

材料样板

纵向拉伸 １.００１ ２９.５１５ ３.６７１ １３４.００１ ２８.６

纵向压缩 １.００１ ２７.４００ １.１０１ １２１.８６６ ０.５９０

横向拉伸 １.００１ ２.４０４ １.４３４ ７.６１７ ０.０２７ １

横向压缩 １.００１ ４.０８０ ２.６２１ ８.６０５ ０.００１ ３７

面内剪切 １.００３ ７.５５０ １.２６１ ３.９９２ ７.８１ｅ－４

(ａ)、(ｂ)、(ｃ)、(ｄ)及(ｅ)分别为玻璃纤维增强样板试验结果ꎻ(ｆ)、(ｇ)、(ｈ)、(ｉ)及(ｊ)分别为碳纤维增强样板试验结果

(ａ)ꎬ (ｂ)ꎬ (ｃ)ꎬ (ｄ) ａｎｄ (ｅ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙꎻ

(ｆ)ꎬ (ｇ)ꎬ (ｈ)ꎬ (ｉ) ａｎｄ (ｊ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ

图 ５ 样板的拉伸、压缩和面内剪切试验结果 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 失效云图

Ｆｉｇ? ５ Ｔｓａｉ－Ｗｕ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ ｃｏｎｔｏｕｒｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅꎬ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ

２０２３ 年第 ９ 期 ４５

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基于失效理论的复合材料力学性能预测及试验验证

３? ２ 基于 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则进行分析计算

Ｈａｓｈｉｎ 在 １９８０ 年基于应力理论开发出一种可

以区分各种失效模式的判定准则ꎬ具体表达形式

如下:

(１)纤维拉伸失效(ｆｉｂｅｒ ｔｅｎｓｉｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ１

Ｘｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋ α

τ １２

Ｓ１２

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＝１ (４)

(２)基体拉伸失效(ｍａｔｒｉｘ ｔｅｎｓｉｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ２

Ｙｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋ α

τ １２

Ｓ１２

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＝１ (５)

(３)纤维压缩失效(ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ１

Ｘｃ

＝１ (６)

(４)基体压缩失效(ｍａｔｒｉｘ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｆａｉｌｕｒｅ)

Ｆｉｎｄｅｘ

＝

σ２

２Ｓ２３

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋

Ｙｃ

２Ｓ２３

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

－ １

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

σ２

Ｙｃ

＋

τ １２

Ｓ１２

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＝１ (７)

式中:Ｘｔ、Ｘｃ和 Ｙｔ、Ｙｃ分别为纵向拉伸强度、压缩强度

及横向拉伸强度、压缩强度ꎻσ１ 、σ２分别为材料第 １、

２ 主方向的应力ꎻτ１２为剪切强度ꎻＳ１２和 Ｓ２３分别为面

内剪切强度与层间剪切强度[１７－２０]

ꎮ

与 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论相一致ꎬ当 Ｆｉｎｄｅｘ <１ 时ꎬ表

明对应工况未发生失效ꎬ较为安全ꎻ当 Ｆｉｎｄｅｘ

＝ １ 时ꎬ

表明对应工况处于临界状态ꎻ当 Ｆｉｎｄｅｘ >１ 时ꎬ表明对

应工况已失效ꎮ

选择 ＡＢＡＱＵＳ 软件进行基于 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则

的分析计算时ꎬ仿真模型的搭建条件与工况设置与

ＨｙｐｅｒＷｏｒｋｓ 中的搭建设置保持一致ꎮ 计算结果如

表 ５ 所示ꎬ失效分析云图如图 ６ 所示ꎮ

表 ５ 基于 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则分析计算结果

Ｔａｂｌｅ ５ Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ

试件

名称

测试

类型

失效

模式

最大载荷

/ ｋＮ

最大位移

/ ｍｍ

弹性模量

/ ＧＰａ

弹性模量

方差

玻璃纤维

增强复合

材料样板

纵向拉伸 ＨＳＮＭＴ １７.０９３ ６.６４２ ４４.５９４ ０.０１１ ３

纵向压缩 ＨＳＮＦＣ ２７.００１ ３.１４９ ４６.１６８ ０.００７ ３６

横向拉伸 ＨＳＮＭＴ ３.２４４ １.５７４ １０.４０３ １.８９

横向压缩 ＨＳＮＭＣ ４.０５３ ２.０５２ １０.６３５ ４.２９ｅ－４

面内剪切 ＨＳＮＭＴ ５.６１０ １.６９２ ２.２１１ ０.００５ ９６

碳纤维

增强复合

材料样板

纵向拉伸 ＨＳＮＦＴ ３４.２４１ ４.３７１ １３３.９４２ ０.１６２

纵向压缩 ＨＳＮＦＣ ２５.９１０ １.０３１ １２１.８６６ ０.９３１

横向拉伸 ＨＳＮＭＴ ２.３７９ １.４３１ ７.６２０ １.５４ｅ－４

横向压缩 ＨＳＮＭＣ ３.９１４ ２.４４９ ８.６０５ １.３５ｅ－４

面内剪切 ＨＳＮＭＴ ７.４８４ １.８３６ ２.７１７ ３.２５ｅ－５

注:ＨＳＮＦＴ 为纤维拉伸失效模式ꎬＨＳＮＦＣ 为纤维压缩失效模式ꎬ

ＨＳＮＭＴ 为基体拉伸失效模式ꎬＨＳＮＭＣ 为基体压缩失效模式ꎮ

(ａ)、(ｂ)、(ｃ)、(ｄ)及(ｅ)分别为玻璃纤维增强样板试验结果ꎻ(ｆ)、(ｇ)、(ｈ)、(ｉ)及(ｊ)分别为碳纤维增强样板试验结果

(ａ)ꎬ (ｂ)ꎬ (ｃ)ꎬ (ｄ) ａｎｄ (ｅ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙꎻ

(ｆ)ꎬ (ｇ)ꎬ (ｈ)ꎬ (ｉ) ａｎｄ (ｊ) ａｒｅ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ

图 ６ 样板的拉伸、压缩和面内剪切试验结果 Ｈａｓｈｉｎ 失效云图

Ｆｉｇ. ６ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｈｅｏｒｙ ｃｏｎｔｏｕｒｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅꎬ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ａｎｄ ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ

４ 分析对比

如表 ６ 所示ꎬ将基于两种失效准则进行的最大

载荷仿真分析结果与试验结果进行对比ꎬ不难看出:

对于纵向拉伸试验ꎬ不论是玻璃纤维增强复合材料

样板还是碳纤维增强复合材料样板ꎬＨａｓｈｉｎ 失效准

则对最大载荷的预测准确度要明显高于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张

量理论的预测准确度ꎬＴｓａｉ－Ｗｕ 张量理论的预测结

果较实际试验值偏小ꎬ说明 Ｔｓａｉ－Ｗｕ 张量理论留有

较为宽泛的安全裕度ꎬ适用于在复合材料结构设计

开发过程中的强度校核及安全性能预测ꎬＨａｓｈｉｎ 失

效准则更适用于对极限载荷的预测ꎻ对于其他四种

工况或加载条件ꎬ两种失效判据的预测误差差距不

４６ ２０２３ 年 ９ 月

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复合材料科学与工程

大ꎬ且均能很好地预测最大载荷ꎬ表明本文所建立的

纤维增强复合材料力学性能预测模型具有良好的合

理性ꎮ

表 ６ 试验最大载荷与仿真最大载荷对比

Ｔａｂｌｅ ６ Ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｌｏａｄ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ

试件

名称

测试

类型

试验结果

/ ｋＮ

基于 Ｔｓａｉ－Ｗｕ

张量理论

仿真结果

/ ｋＮ

误差

/ ％

基于 Ｈａｓｈｉｎ

失效准则

仿真结果

/ ｋＮ

误差

/ ％

玻璃纤维

增强复合

材料样板

纵向拉伸 ２０.５０１ １２.５２０ ３８.９３ １７.０９３ １６.６２

纵向压缩 ２７.４０２ ２４.５００ １０.５９ ２７.００１ １.４６

横向拉伸 ３.４７６ ３.２７５ ５.７８ ３.２４４ ６.６７

横向压缩 ４.１０８ ４.０１０ ２.３９ ４.０５３ １.３４

面内剪切 ５.７９４ ５.４１０ ６.６３ ５.６１０ ３.１８

碳纤维

增强复合

材料样板

纵向拉伸 ３３.７８１ ２９.５１５ １２.６３ ３４.２４１ －１.３６

纵向压缩 ２７.２９９ ２７.４００ －０.３７ ２５.９１０ ５.０９

横向拉伸 ２.７０７ ２.４０４ １１.１９ ２.３７９ １２.１２

横向压缩 ４.４９６ ４.０８０ ９.２５ ３.９１４ １２.９５

面内剪切 ８.４７５ ７.５５０ １０.９１ ７.４８４ １１.６９

５ 结 论

为研究纤维增强复合材料的强度性能ꎬ本文首

先对玻璃纤维增强复合材料和碳纤维增强复合材料

两种样板进行了不同工况下的力学性能试验ꎬ获得

了最大载荷、强度、弹性模量以及破坏模式等数据ꎻ

然后利用不同软件构建了相应的有限元分析模型ꎬ

设置不同工况得出了相应的力学性能结果ꎻ最后将

仿真结果与试验结果进行了对比ꎮ 结果表明 Ｔｓａｉ－Ｗｕ

张量理论对工况安全性能校核较为适用ꎬＨａｓｈｉｎ 失

效准则更加适用于实际的极限强度预测ꎬ验证了所

建立预测模型的合理性ꎬ同时也为复合材料的结构

设计开发及力学性能预测提供了参考ꎮ

参考文献

[１] 江大志ꎬ 鞠苏ꎬ 张鉴炜ꎬ 等. 复合材料结构轻量化方法及技术[Ｊ].

玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２０１４(９): ８５－９８.

[２] 沈军ꎬ 谢怀勤. 先进复合材料在航空航天领域的研发与应用[Ｊ].

材料科学与工艺ꎬ ２００８(５): ７３７－７４０.

[３] 史践ꎬ 唐义生ꎬ 黄召玉ꎬ 等. 碳纤维复合材料和轻质合金在新能源

汽车轻量化上的应用实践[Ｊ]. 汽车工艺与材料ꎬ ２０２１(１２): ７－１１.

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ｅｒｃｉｓｅ: Ｂｅｎｃｈｍａｒｋｉｎｇ ｏｆ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉａ ｕｎｄｅｒ ｔｒｉａｘｉａｌ ｓｔｒｅｓｓｅｓ ｆｏｒ ｆｉ￣

ｂｒｅ－ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[ Ｃ] / / Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ

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ｐｅｒｉｍｅｎｔｓ: Ｐａｒｔ Ｂ ｏｆ ＷＷＦＥ－Ⅱ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ

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２０２３ 年第 ９ 期 ４７

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２.５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 复合材料压缩试样构型及损伤失效试验研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３０９２８? ００７

２.５Ｄ－Ｃ / Ｃ 复合材料压缩试样构型及损伤失效试验研究

蒙 怡ꎬ 杨胜春∗

ꎬ 刘小川ꎬ 杨海龙ꎬ 宋贵宾

(中国飞机强度研究所 强度与结构完整性全国重点实验室ꎬ 西安 ７１００６５)

摘要: 为探究 ２? ５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 复合材料在常温压缩载荷下的损伤过程ꎬ通过试验方法比较了不同压缩构型下的试验结果与失

效模式ꎬ同时利用声发射(ＡＥ)技术实现损伤在线监测ꎬ采用改进的 Ｋ－均值聚类算法对 ＡＥ 信号进行模式识别ꎬ结合聚类后的

ＡＥ 信号随时间变化的统计分析与扫描电子显微镜(ＳＥＭ)微观表征ꎬ发现 ２? ５Ｄ－Ｃ/ Ｃ 复合材料压缩过程损伤模式包含基体开

裂与裂纹扩展、界面脱黏以及纤维弯曲断裂ꎬ并将损伤模式与 ＡＥ 信号相匹配ꎬ描述了材料的压缩损伤演化进程ꎮ

关键词: Ｃ/ Ｃ 复合材料ꎻ 声发射ꎻ Ｋ－均值聚类ꎻ 模式识别ꎻ 损伤模式

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)０９－００４８－０７

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ２.５Ｄ－Ｃ / Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＭＥＮＧ Ｙｉꎬ ＹＡＮＧ Ｓｈｅｎｇｃｈｕｎ

∗

ꎬ ＬＩＵ Ｘｉａｏｃｈｕａｎꎬ ＹＡＮＧ Ｈａｉｌｏｎｇꎬ ＳＯＮＧ Ｇｕｉｂｉｎ

(Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｉｎｔｅｇｒｉｔｙꎬ

Ａｉｒｃｒａｆｔ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｃｈｉｎａꎬ Ｘｉ’ａｎ ７１００６５ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｅｘｐｌｏｒｅ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ２? ５Ｄ－Ｃ/ Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｒｏｏｍ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ

ｔｅｓｔꎬ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｗｅｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｂｙ ｅｘ￣

ｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｍｅｔｈｏｄｓ. Ａｔ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｔｉｍｅꎬ ｔｈｅ ａｃｏｕｓｔｉｃ ｅｍｉｓｓｉｏｎ (ＡＥ) ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｏｎｌｉｎｅ ｄａｍａｇｅ

ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ. Ｔｈｅ ｉｍｐｒｏｖｅｄ Ｋ－ｍｅａｎｓ ｃｌｕｓｔｅｒｉｎｇ ａｌｇｏｒｉｔｈｍ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃａｒｒｙ ｏｕｔ ｐａｔｔｅｒｎ ｒｅｃｏｇｎｉｔｉｏｎ ｏｆ ＡＥ ｓｉｇｎａｌｓꎬ

ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｔａｔｉｓｔｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｈａｎｇｅｓ ｏｆ ＡＥ ｓｉｇｎａｌｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｉｃ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｃａｎｎｉｎｇ

ｅｌｅｃｔｒｏｎ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ (ＳＥＭ)ꎬ ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ２? ５Ｄ－Ｃ / Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｄｕｒｉｎｇ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔ

ｉｎｃｌｕｄｅｓ ｍａｔｒｉｘ ｃｒａｃｋｉｎｇ ａｎｄ ｃｒａｃｋ ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎꎬ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｄｅｂｏｎｄｉｎｇ ａｎｄ ｆｉｂｅｒ ｂｅｎｄｉｎｇ ｆｒａｃｔｕｒｅ. Ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ

ｍｏｄｅｓ ｉｓ ｍａｔｃｈｅｄ ｗｉｔｈ ＡＥ ｓｉｇｎａｌ ｔｏ ｄｅｓｃｒｉｂｅ ｔｈｅ ｅｖｏｌｕｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｄａｍａｇｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍａｔｅｒｉａｌ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:Ｃ / Ｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎻ ａｃｏｕｓｔｉｃ ｅｍｉｓｓｉｏｎꎻ Ｋ－ｍｅａｎｓ ｃｌｕｓｔｅｒꎻ ｐａｔｔｅｒｎ ｒｅｃｏｇｎｉｔｉｏｎꎻ ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｓ

收稿日期: ２０２３－０５－２３

基金项目: 超高温复合材料力学性能表征与实验技术研究 (ＢＹＳＴ－ＷＤＺＣ－２０－０１２)

作者简介: 蒙怡 (１９９１—)ꎬ 女ꎬ 硕士在读ꎬ 工程师ꎬ 研究方向为陶瓷基复合材料力学性能表征ꎮ

通讯作者: 杨胜春 (１９６５—)ꎬ 男ꎬ 硕士ꎬ 研究员ꎬ 硕士生导师ꎬ 研究方向为复合材料结构强度ꎬ ｓｈｅｎｇｃｈｕｎｙａｎｇ＠ａｌｉｙｕｎ? ｃｏｍꎮ

超高温复合材料(Ｃ/ Ｃ 复合材料与陶瓷基复合材

料)以其低密度、耐高温、高比强度和高比模量等特

点ꎬ成为发展航空航天先进武器装备的关键材料ꎮ

超高温复合材料的力学行为与损伤失效表征一直是

研究的热点内容ꎬ损伤的过程信息监测与表征已成

为研究材料力学行为的必要手段[１－３]

ꎮ 当材料受到

外力或内力影响时ꎬ会产生变形或者发生裂纹扩展ꎬ

并以弹性波的形式释放出应变能ꎬ这一现象称为声

发射(ＡＥ)ꎮ 声发射是一项无损检测和评估技术ꎬ利

用高灵敏度传感器收集来自缺陷和损伤开始产生或

扩展时所发出的声信号ꎮ 通过对这些信号的分析、

处理来检测、评估材料缺陷、损伤的内部特征[４]

ꎮ 童

小燕等[５]对 ２Ｄ－Ｃ / ＳｉＣ 复合材料常温拉伸测试中监

测到的 ＡＥ 信息加以分析和处理ꎬ识别出材料拉伸

过程中包含的 ５ 种损伤模式ꎬ并且通过对各个损伤

模式 ＡＥ 信号特征参数的统计分析ꎬ阐明了材料拉

伸破坏演化进程ꎮ 黄喜鹏等[６] 对 ３Ｄ－Ｃ / ＳｉＣ 复合材

料的室温单调拉伸与拉伸加载－卸载试验中获取的

ＡＥ 信号开展频谱分析ꎬ结果表明ꎬ在拉伸载荷作用

下ꎬ主要存在 ２４０ ｋＨｚ、３７０ ｋＨｚ 和 ４５５ ｋＨｚ 三种频率

的损伤信号ꎮ Ｌｏｕｔａｓ 等[７]使用无监督模式识别算法

对三种不同纤维/ 基体界面的 Ｃ / Ｃ 复合材料在室温

拉伸加载－卸载试验中记录的 ＡＥ 数据进行分类ꎬ重

点介绍了不同界面类型对试样力学性能与损伤累积

４８ ２０２３ 年 ９ 月

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