張祥林，孟慶春，許名瑞，曾本銀，程小全，孫 煒

(1 北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083；2 中航工業(yè)中國直升機(jī)設(shè)計(jì)研究所，江西 景德鎮(zhèn) 333001;3 中國航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095)

復(fù)合材料具有高比強(qiáng)度、比剛度和性能可設(shè)計(jì)等特點(diǎn)，是飛機(jī)、直升機(jī)、火箭、導(dǎo)彈等飛行器結(jié)構(gòu)的理想材料，也是當(dāng)今新材料研究和發(fā)展的重點(diǎn)[1]。在A400M運(yùn)輸機(jī)上，碳纖維復(fù)合材料占機(jī)翼結(jié)構(gòu)質(zhì)量高達(dá)85%，開創(chuàng)了使用復(fù)合材料為主要材料制造大型運(yùn)輸機(jī)機(jī)翼的先例[2]?？湛椭鄙龣C(jī)公司在2015年國際直升機(jī)博覽會(huì)上發(fā)布的H160，是世界上第一架全復(fù)合材料民用直升機(jī)[3]。飛機(jī)和直升機(jī)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)在服役期間不僅需要承受反復(fù)作用的疲勞載荷，而且可能遭遇濕熱等惡劣環(huán)境情況[4]。調(diào)查結(jié)果顯示，飛機(jī)結(jié)構(gòu)失效大多數(shù)是由疲勞破壞引起的。

干態(tài)常溫環(huán)境下復(fù)合材料疲勞性能已有很多學(xué)者進(jìn)行了研究，但濕態(tài)環(huán)境下復(fù)合材料的疲勞性能研究較少[5-19]。Kawai等[6]研究了恒定應(yīng)力幅不同應(yīng)力比下平面纖維編織準(zhǔn)各向同性復(fù)合材料層合板吸濕率對(duì)疲勞強(qiáng)度的影響，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明濕態(tài)層合板的疲勞壽命均低于干態(tài)，常溫下濕態(tài)層合板的疲勞強(qiáng)度較干態(tài)降低11%。McBagonluri等[7]對(duì)比研究了乙烯基玻璃纖維復(fù)合材料在干態(tài)、淡水和鹽水浸泡三種環(huán)境下的拉-拉疲勞性能，吸濕后的S-N曲線要低于干態(tài)下的S-N曲線，但三種環(huán)境下的S-N曲線斜率幾乎相等。說明相同應(yīng)力水平下，吸濕降低了復(fù)合材料的疲勞壽命但不改變壽命變化規(guī)律。Arif等[8]研究了短玻璃纖維增強(qiáng)聚酰胺基復(fù)合材料在三種相對(duì)濕度(RH為0%，50%，100%)情況下的疲勞性能，發(fā)現(xiàn)濕環(huán)境對(duì)疲勞損傷機(jī)制與損傷程度均有重要影響，相對(duì)濕度越高，疲勞初始損傷衍生時(shí)對(duì)應(yīng)的載荷越低，最終損傷程度越高；由于應(yīng)力集中，在纖維末端或相近纖維之間區(qū)域最先出現(xiàn)纖維和基體的脫粘破壞，對(duì)于RH為0%的試件還可能伴隨有纖維的破壞；界面失效沿著纖維-基體界面擴(kuò)展，同時(shí)纖維附近出現(xiàn)局部高應(yīng)變區(qū)(對(duì)于RH為50%，100%)及其他纖維破壞(對(duì)于RH為0%)；高彎曲應(yīng)力下基體變形增大并出現(xiàn)微裂紋，RH為0%時(shí)表現(xiàn)為脆性破壞，RH為50%，100%時(shí)表現(xiàn)為塑性破壞；基體微裂紋持續(xù)擴(kuò)展直至最終破壞。

隨著復(fù)合材料應(yīng)用越來越廣泛，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)一定要在濕、熱等環(huán)境下長期工作。吸濕后，樹脂的性能嚴(yán)重退化。同時(shí)，水分子進(jìn)入纖維-基體界面，破壞兩者之間的化學(xué)鍵，導(dǎo)致疲勞壽命的降低[4]。因此，對(duì)濕、熱以及濕熱混合環(huán)境下復(fù)合材料的疲勞性能進(jìn)行研究十分必要。

本工作就濕態(tài)環(huán)境對(duì)碳纖維復(fù)合材料正交層合板的疲勞性能進(jìn)行了研究，測(cè)試了常溫下濕態(tài)和干態(tài)正交層合板的拉伸疲勞性能，分析了飽和吸濕對(duì)正交層合板拉伸疲勞性能的影響。在此基礎(chǔ)上，基于ABAQUS有限元軟件建立了吸濕后正交層合板疲勞性能分析有限元模型，對(duì)疲勞壽命和損傷機(jī)理進(jìn)行預(yù)估與研究。此研究可以為下一步正交層合板濕熱疲勞性能研究奠定基礎(chǔ)，同時(shí)可以為碳纖維復(fù)合材料結(jié)構(gòu)疲勞壽命吸濕折減系數(shù)的確定提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)件與實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)件

碳纖維復(fù)合材料正交層合板拉伸疲勞實(shí)驗(yàn)件的尺寸參考ASTM D3039,ASTM D3479設(shè)計(jì)。試件類型及數(shù)量分配如表1所示。實(shí)驗(yàn)環(huán)境包括常溫干態(tài)(RTD)和常溫濕態(tài)(RTW)2種。試件分為有護(hù)片和無護(hù)片兩種構(gòu)型，其中無護(hù)片試件作為伴隨件用于吸濕實(shí)驗(yàn)，有護(hù)片試件用于靜力和疲勞實(shí)驗(yàn)。有護(hù)片試件的具體構(gòu)型如圖1所示，去掉兩端的4個(gè)護(hù)片，即為無護(hù)片試件。試件層合板的鋪層順序?yàn)閇(0/90)]8，鋪層材料為直升機(jī)結(jié)構(gòu)中常用的CF3052/3238A平紋布，采用預(yù)浸碳布鋪疊熱壓罐工藝固化成型。所有試件由中航復(fù)合材料有限責(zé)任公司制造，層合板的固化工藝為：在熱壓罐內(nèi)室溫下抽真空至0.005 MPa，然后按2 ℃/min升溫至80～90 ℃，同時(shí)加壓至0.45 MPa，再按2 ℃/min繼續(xù)升溫至125～130 ℃(壓力不變)，保溫2 h，之后自然冷卻至室溫(或以不大于2 ℃/min降至60 ℃以下)出罐。

表1 試件類型與數(shù)量Table 1 Specimen form and number

圖1 靜力與疲勞試件構(gòu)型Fig.1 Configurations of static tension and tension-tension fatigue specimen

1.2 實(shí)驗(yàn)

1.2.1 吸濕實(shí)驗(yàn)

根據(jù)表1的安排，將16根帶護(hù)片試件進(jìn)行吸濕實(shí)驗(yàn)。由于護(hù)片及其粘接膠黏劑的存在，帶護(hù)片試件吸濕量測(cè)量誤差較大。為了確定實(shí)驗(yàn)件飽和吸濕時(shí)間，使用了3根無護(hù)片試件作為伴隨件進(jìn)行吸濕。通過監(jiān)測(cè)伴隨件吸濕狀態(tài)來控制所有試件的吸濕情況，即當(dāng)伴隨件達(dá)到飽和吸濕時(shí)，認(rèn)為與之相隨的其他有護(hù)片試件也達(dá)到了飽和吸濕狀態(tài)。飽和吸濕后的試件在靜力或疲勞實(shí)驗(yàn)前存放在常溫純凈水環(huán)境中，實(shí)驗(yàn)時(shí)將其從水中取出。

吸濕實(shí)驗(yàn)參考ASTM D5229方法進(jìn)行，在70 ℃純凈水浸泡條件下使實(shí)驗(yàn)件達(dá)到飽和吸濕狀態(tài)。溫度環(huán)境選擇70 ℃既能避免高溫對(duì)材料性能的影響，又能較好地加速吸濕進(jìn)程，節(jié)約時(shí)間。試件吸濕過程在恒溫水槽中進(jìn)行。使用Sartorius BSA3235分析天平測(cè)量并記錄實(shí)驗(yàn)件質(zhì)量。當(dāng)相隔3天的吸濕量變化小于0.01%時(shí)，認(rèn)為試件達(dá)到了飽和吸濕狀態(tài)。

1.2.2 靜力實(shí)驗(yàn)

為了確定疲勞實(shí)驗(yàn)的應(yīng)力水平，首先須進(jìn)行靜力實(shí)驗(yàn)。靜力實(shí)驗(yàn)參考ASTM D3039方法進(jìn)行。RTD和RTW環(huán)境下分別取3根試件進(jìn)行靜力拉伸實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)在Instron 8801液壓伺服材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，夾持時(shí)保持實(shí)驗(yàn)件對(duì)中，利用兩個(gè)引伸計(jì)分別測(cè)量實(shí)驗(yàn)件縱向和橫向的應(yīng)變，以計(jì)算泊松比。

1.2.3 疲勞實(shí)驗(yàn)

疲勞實(shí)驗(yàn)旨在測(cè)量RTD和RTW環(huán)境條件下試件長壽命(106周次以上)的疲勞性能，進(jìn)而分析飽和吸濕對(duì)試件疲勞性能的影響。由于疲勞實(shí)驗(yàn)中試件會(huì)有發(fā)熱現(xiàn)象，因此RTD環(huán)境下的疲勞試件須使用風(fēng)扇進(jìn)行表面吹風(fēng)。試件的發(fā)熱會(huì)導(dǎo)致水分的析出，從而降低試件吸濕量。為了保證疲勞加載過程中試件的濕態(tài)環(huán)境，在試件的工作段用膩?zhàn)诱乘芰洗M(jìn)行密封，袋中通過均勻布置的棉紗和不少于1/4容積的純凈水來保證濕環(huán)境，如圖2所示，其中的輸液導(dǎo)管用來給袋中補(bǔ)水。

疲勞實(shí)驗(yàn)同樣在Instron 8801試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行(圖2)，采用正弦波的加載方式。根據(jù)ASTM D3479的要求，疲勞實(shí)驗(yàn)中不能出現(xiàn)實(shí)驗(yàn)件表面快速升溫的現(xiàn)象，確定實(shí)驗(yàn)加載頻率為6 Hz。根據(jù)所用材料制造結(jié)構(gòu)的受載情況，確定疲勞實(shí)驗(yàn)應(yīng)力比選為0.0526。

圖2 RTW環(huán)境下試件保濕與夾持方式Fig.2 Specimen moisturizing and clamp methods in RTW environment

實(shí)驗(yàn)的失效判據(jù)為試件拉斷或試件動(dòng)剛度下降了10%。動(dòng)剛度定義為一個(gè)加載循環(huán)內(nèi)載荷幅值與夾頭位移幅值之比。

2 疲勞有限元建模

2.1 濕環(huán)境下材料力學(xué)性能衰減

由于復(fù)合材料濕膨脹系數(shù)較小，濕環(huán)境下產(chǎn)生的濕應(yīng)力相比疲勞過程中實(shí)驗(yàn)件應(yīng)力為小量，因此，在疲勞有限元計(jì)算中不考慮濕環(huán)境引起的濕應(yīng)力，只考慮環(huán)境對(duì)材料性能的衰減。

RTD環(huán)境下CF3052/3238A平紋布材料性能參數(shù)如表2所示，而濕環(huán)境下材料性能不全，缺失的數(shù)據(jù)根據(jù)RTD環(huán)境下材料性能參數(shù)，采用Tsai提出的無量綱量T*描述濕度環(huán)境的方法計(jì)算材料性能的退化。

無量綱量T*中考慮了濕度環(huán)境的相關(guān)影響，其表達(dá)式如式(1)所示：

(1)

式中：Tgw為樹脂的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度；Tg0為干態(tài)時(shí)樹脂的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度；T0為參考溫度。

Tgw和Tg0的關(guān)系如式(2)所示：

Tgw=Tg0-gC

(2)

式中：C為當(dāng)前樹脂吸濕量；g為常數(shù)；樹脂吸濕量C由層合板吸濕量M、樹脂密度ρm、層合板密度ρ和樹脂體積分?jǐn)?shù)Vm計(jì)算，如式(3)所示：

(3)

得到T*后，對(duì)飽和吸濕條件下織物復(fù)合材料強(qiáng)度和剛度進(jìn)行相應(yīng)的衰減：

(4)

表2 RTD環(huán)境下CF3052/3238A材料彈性常數(shù)和強(qiáng)度參數(shù)Table 2 Material elastic engineering constants and strength constants of CF3052/3238A in RTD environment

CF3052/3238A材料力學(xué)性能衰減相關(guān)參數(shù)如表3所示。

表3 CF3052/3238A材料力學(xué)性能衰減相關(guān)參數(shù)Table 3 Attenuation related parameters of mechanical properties of CF3052/3238A

以RTD和RTW環(huán)境下實(shí)驗(yàn)測(cè)得材料性能為基礎(chǔ)，通過本工作方法計(jì)算所得的材料性能參數(shù)對(duì)比發(fā)現(xiàn)吻合良好。實(shí)驗(yàn)值與理論值曲線間的相關(guān)系數(shù)R2大于0.99，說明該方法對(duì)飽和吸濕條件下織物復(fù)合材料層合板力學(xué)性能參數(shù)的預(yù)測(cè)是可靠的。

2.2 剩余強(qiáng)度與剩余剛度的退化

疲勞實(shí)驗(yàn)中，隨著疲勞周次的增加，損傷在材料內(nèi)部出現(xiàn)并逐漸擴(kuò)展，材料的強(qiáng)度和剛度均隨著這一過程逐漸退化。層合板在經(jīng)過n次疲勞循環(huán)后結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和剛度稱之為剩余強(qiáng)度和剩余剛度。本工作對(duì)剩余強(qiáng)度和剩余剛度的處理參考劉英芝[20]通過實(shí)驗(yàn)得到的織物復(fù)合材料的相關(guān)退化公式。

(5)

(6)

(7)

(8)

式中：XT(n,σ,R)，XC(n,σ,R)，YT(n,σ,R)，YC(n,σ,R)和S12(n,σ,R)分別為疲勞載荷下，一定周次后單層板的縱向和橫向拉伸與壓縮強(qiáng)度和剪切強(qiáng)度；E11(n,σ,R)和G12(n,σ,R)分別為疲勞載荷下，一定周次后單層板的縱向彈性模量和剪切彈性模量；XT，XC，YT，YC和S12分別為無損傷單層板的縱向和橫向拉伸與壓縮強(qiáng)度和剪切強(qiáng)度；E11和G12分別為無損傷單層板的縱向彈性模量與剪切彈性模量；σ11和σ12為最大疲勞縱向和剪切應(yīng)力；n為疲勞周次；N為單層板在最大疲勞應(yīng)力水平σ及應(yīng)力比R下的疲勞壽命。

2.3 疲勞損傷起始判據(jù)

本工作采用Shokrieh等[21]提出的復(fù)合材料層合板疲勞損傷判據(jù)作為損傷起始判據(jù)。在三維靜態(tài)Hashin強(qiáng)度準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上，引入了疲勞剩余剛度和剩余強(qiáng)度，提出了適用于復(fù)合材料層合板進(jìn)行疲勞損傷模式判斷的失效判據(jù)。具體表達(dá)式如下：

(1) 縱向纖維拉伸損傷(σ11≥0)

(9)

(2) 縱向纖維壓縮損傷(σ11<0)

(10)

(3) 基體開裂損傷(σ22≥0)

(11)

(4) 基體壓縮損傷(σ22<0)

(12)

(5) 基體-纖維剪切損傷(σ11<0)

(13)

式中：σij是單元各個(gè)方向上的應(yīng)力分量；S12(n,σ,R)，S13(n,σ,R)和S23(n,σ,R)分別為疲勞載荷下，一定周次n后單層板3個(gè)方向的剪切強(qiáng)度。由于S13(n,σ,R)和S23(n,σ,R)無文獻(xiàn)中相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)支持，本工作處理方式為用無損傷單層板的剪切強(qiáng)度進(jìn)行代替。

2.4 層合板疲勞性能有限元模擬

層合板疲勞性能分析有限元模型如圖3所示。模型基本尺寸為250 mm×25 mm×2.8 mm，分為固支段、工作段和加載段三部分。為模擬實(shí)驗(yàn)過程中實(shí)驗(yàn)件實(shí)際的夾持狀態(tài)，對(duì)固支段上下表面上的所有節(jié)點(diǎn)施加固支的邊界條件，載荷通過加載段上下表面的面內(nèi)剪切力施加。在厚度方向?qū)雍习鍎澐?層，每個(gè)鋪層劃分一層網(wǎng)格。網(wǎng)格單元類型為C3D8R。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

本工作通過兩個(gè)準(zhǔn)靜態(tài)分析步來實(shí)現(xiàn)ABAQUS對(duì)疲勞過程的模擬，認(rèn)為織物復(fù)合材料層合板的疲勞破壞是由疲勞最大載荷引起的。第一個(gè)分析步對(duì)層合板施加拉伸載荷，大小與疲勞最大載荷相同；第二個(gè)分析步保持上一個(gè)分析步載荷不變，設(shè)置固定增量步大小，每個(gè)增量步代表一定周次，根據(jù)當(dāng)前循環(huán)數(shù)對(duì)材料剛度、強(qiáng)度性能進(jìn)行衰減。使用ABAQUS中的UMAT子程序進(jìn)行疲勞分析的過程如圖4所示。當(dāng)層合板損傷或剛度滿足疲勞實(shí)驗(yàn)失效判據(jù)即計(jì)算結(jié)束。

圖4 疲勞分析過程Fig.4 Fatigue analysis process

3 結(jié)果與分析

3.1 靜力實(shí)驗(yàn)

RTD和RTW環(huán)境下實(shí)驗(yàn)測(cè)得的最大載荷、拉伸強(qiáng)度、彈性模量及泊松比等結(jié)果見表4和表5。RTD環(huán)境下層合板的拉伸強(qiáng)度為679.58 MPa，而RTW環(huán)境下的拉伸強(qiáng)度為650.32 MPa，強(qiáng)度下降了4.3%。RTD和RTW環(huán)境下正交層合板拉伸模量相同，均為54.3 GPa。與RTD相比，RTW使正交層合板的泊松比增加了32.4%?？梢?，飽和吸濕對(duì)層合板的拉伸強(qiáng)度和剛度基本沒有影響，但對(duì)泊松比的影響較大。

表4 RTD環(huán)境下正交層合板的拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 4 Tensile experiment result of orthogonal laminate in RTD environment

表5 RTW環(huán)境下正交層合板的拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 5 Tensile experiment result of orthogonal laminate in RTW environment

3.2 疲勞實(shí)驗(yàn)

3.2.1 濕環(huán)境對(duì)層合板疲勞性能的影響

RTD和RTW環(huán)境下的疲勞實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5所示，圖中橫坐標(biāo)為對(duì)數(shù)疲勞周次，縱坐標(biāo)為疲勞最大循環(huán)應(yīng)力。其線性擬合的結(jié)果同示于圖中，得到2種環(huán)境下的疲勞S-N曲線，線性擬合表達(dá)式如式(14),(15)所示。

由圖5可知，RTW的S-N曲線在RTD環(huán)境的S-N曲線下方，即相同疲勞周次下RTW環(huán)境下的疲勞最大應(yīng)力小于RTD環(huán)境下的疲勞最大應(yīng)力。選取疲勞壽命為106周次的線性擬合結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，RTW環(huán)境下的疲勞強(qiáng)度為497 MPa，相比RTD環(huán)境下的疲勞強(qiáng)度578 MPa，下降了14%，遠(yuǎn)高于拉伸強(qiáng)度下降的4.3%。此外，隨著疲勞周次的逐漸增加，RTW較RTD環(huán)境下疲勞最大應(yīng)力下降的速度更快。因此，濕環(huán)境下碳纖維復(fù)合材料正交層合板的疲勞性能較干態(tài)環(huán)境下疲勞性能下降顯著。

圖5 RTD和RTW環(huán)境下正交層合板疲勞S -N曲線Fig.5 S -N curves of orthogonal laminate in RTD and RTW environments

S=685.82-17.97lgN

(14)

S=626.11-21.54lgN

(15)

3.2.2 破壞模式分析

RTD和RTW環(huán)境下層合板的疲勞破壞模式如圖6，7所示，圖7(a)， (b)為厚度方向損傷形貌。由圖6(a)和圖7(a)可知，RTD環(huán)境下層合板疲勞斷口處出現(xiàn)了纖維斷裂損傷、基體開裂損傷和分層損傷，其中纖維斷裂損傷為主，分層損傷發(fā)生在多處，但無大面積分層現(xiàn)象，所以局部厚度變化較大。由圖6(b)和圖7(b)可知，RTW環(huán)境下層合板疲勞斷口處以纖維斷裂損傷為主，同時(shí)在靠近層合板表面處出現(xiàn)了分層損傷，而非整個(gè)厚度。

圖6 RTD(a)和RTW(b)環(huán)境下正交層合板疲勞破壞模式Fig.6 Fatigue failure mode of orthogonal laminate in RTD(a) and RTW(b) environment

圖7 RTD(a)和RTW(b)環(huán)境下正交層合板厚度方向損傷形貌Fig.7 Fatigue appearance in thickness direction of orthogonal laminate in RTD(a) and RTW(b) environment

3.3 有限元計(jì)算結(jié)果

由于時(shí)間原因，本工作選取了2種濕度環(huán)境(RTD，RTW)，4種應(yīng)力水平(87%，85%，79%，77%)進(jìn)行了疲勞壽命計(jì)算。疲勞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)線性擬合結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對(duì)比如圖8和表6所示。與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比，有限元模擬疲勞周次誤差在30%以內(nèi)，但對(duì)數(shù)壽命誤差小于3%。

表6 疲勞壽命模擬結(jié)果及誤差Table 6 Simulation results and errors of fatigue life

圖8 疲勞壽命模擬結(jié)果與線性擬合結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison between simulation and linear fitting results of fatigue life

由于復(fù)合材料本身實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分散性比較大，對(duì)數(shù)壽命的計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差還是比較小的。5個(gè)計(jì)算結(jié)果代表了2種濕度環(huán)境和4種應(yīng)力水平的組合，對(duì)于本工作的研究情況具有較強(qiáng)的代表性。可見，本工作的有限元模型可有效地模擬干態(tài)和飽和吸濕后碳纖維平紋布正交層合板的拉伸疲勞壽命。

3.4 纖維斷裂機(jī)理分析

由圖7可知，復(fù)合材料拉-拉疲勞破壞主要是纖維斷裂，因此，本工作主要通過纖維斷裂損傷討論正交層合板疲勞損傷機(jī)理。

RTD和RTW環(huán)境85%應(yīng)力水平下面內(nèi)和厚度方向纖維斷裂損傷演化如圖9和圖10所示。由圖中結(jié)果可見，RTD環(huán)境下纖維斷裂損傷起始于固支段和工作段的過渡處，之后向厚度方向和工作段中間區(qū)域擴(kuò)展，直至出現(xiàn)橫截面纖維斷裂損傷。RTW環(huán)境下纖維斷裂損傷起始于固支段和工作段的過渡處，之后主要向厚度方向進(jìn)行擴(kuò)展，直至出現(xiàn)橫截面纖維斷裂損傷。RTD環(huán)境下，纖維斷裂損傷區(qū)域?qū)?，損傷范圍大，而RTW環(huán)境下，纖維斷裂損傷區(qū)域窄，損傷范圍小。這些現(xiàn)象與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，進(jìn)一步說明了有限元模型的有效性。

圖9 RTD環(huán)境下面內(nèi)和厚度方向纖維斷裂損傷演化Fig.9 Fiber damage evolution in in-plane and thickness direction in RTD environment

圖10 RTW環(huán)境下面內(nèi)和厚度方向纖維斷裂損傷演化Fig.10 Fiber damage evolution in in-plane and thickness direction in RTW environment

綜上所述，RTD和RTW環(huán)境下層合板纖維斷裂損傷的擴(kuò)展路徑為：固支段和工作段的過渡處—沿著厚度和工作段中間方向擴(kuò)展—橫截面纖維斷裂損傷。RTD環(huán)境下層合板的損傷主要沿著厚度方向和工作段中間區(qū)域進(jìn)行擴(kuò)展，損傷區(qū)域?qū)?，損傷范圍大。RTW環(huán)境下層合板的損傷主要沿著厚度方向進(jìn)行擴(kuò)展，損傷區(qū)域窄，損傷范圍小。

4 結(jié)論

(1)飽和吸濕對(duì)層合板的靜力拉伸強(qiáng)度和剛度基本沒有影響，但對(duì)泊松比的影響較大。

(2)相同疲勞周次下，RTW的疲勞強(qiáng)度小于RTD的疲勞強(qiáng)度。疲勞壽命為106周次條件下，RTW的疲勞強(qiáng)度比RTD的疲勞強(qiáng)度下降了14%，遠(yuǎn)高于靜態(tài)拉伸強(qiáng)度4.3%的降幅。隨著疲勞周次的逐漸增加，RTW相比于RTD環(huán)境下疲勞強(qiáng)度下降的速度更快。

(3)RTD環(huán)境下層合板疲勞損傷以纖維斷裂損傷為主，分層損傷發(fā)生在多處，但無大面積分層現(xiàn)象；RTW環(huán)境下層合板疲勞損傷也以纖維斷裂損傷為主，同時(shí)在靠近層合板表面處出現(xiàn)了分層損傷，而非整個(gè)厚度。

(4)所建立的濕態(tài)環(huán)境下層合板疲勞壽命分析有限元模型，不僅能模擬濕態(tài)環(huán)境，同時(shí)也能模擬干態(tài)環(huán)境下層合板的疲勞壽命與損傷演化過程。

(5)飽和吸濕對(duì)層合板的拉伸疲勞纖維損傷演化過程影響很大。RTD環(huán)境下層合板的損傷主要沿著厚度方向和工作段中間區(qū)域進(jìn)行擴(kuò)展，損傷區(qū)域?qū)?，損傷范圍大；而RTW環(huán)境下層合板的損傷主要沿著厚度方向進(jìn)行擴(kuò)展，損傷區(qū)域窄，損傷范圍小。