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复合材料层合板损伤模型的建构方法及其应用复合材料是一种具有良好性能和广泛应用的材料。
然而，在复合材料的使用过程中，由于不同载荷条件和作业环境的影响，往往会出现各种各样的损伤。
为了研究复合材料损伤的特征和演变规律，构建一个准确可靠的损伤模型显得尤为重要。
在复合材料的层合板结构中，由于材料层的叠加和粘结，导致了一个复杂的结构体系。
损伤的发生和演化是由于层与层之间的应力分布不均匀，导致局部应力过大而引起的。
因此，构建一个层合板的损伤模型，需要考虑到材料层的叠加效应和相互作用。
首先，建构层合板的损伤模型需要选取适当的力学模型。
一般来说，可以采用线性弹性模型或非线性模型进行分析。
线性弹性模型是一种较为简单的模型，但在材料的强度有限和变形较大时，其适用性较差。
非线性模型则可以更准确地描述材料在不同应变和应力水平下的力学性能，但计算复杂度较高。
根据具体研究目的和可行性，选择合适的模型进行建模。
其次，需要确定层合板内部的应力分布情况。
根据层合板的几何形状和受力情况，可以通过结构力学原理和有限元分析等方法计算得到不同位置的应力值。
考虑到复合材料的各向异性特性，需要对应力进行向量描述，同时考虑拉伸、剪切和压缩等各个方向的作用。
然后，在选定力学模型和确定应力分布后，需要考虑层合板中各层之间的力学联系。
层合板的损伤扩展是由于材料层间的界面错位、粘结破坏或层板剥落等原因引起的。
因此，需要在模型中加入合适的界面层，考虑不同层之间的相互作用和分离。
最后，将建构的层合板损伤模型应用于实际问题中。
通过对该模型的分析和计算，可以获得层合板在不同载荷下的应力分布、位移变化和损伤演化情况。
根据模型结果，可以预测层合板的强度、疲劳寿命和失效机制等，为实际应用提供参考依据。
综上所述，构建复合材料层合板的损伤模型是一项复杂而重要的工作。
通过选择合适的力学模型、确定应力分布、考虑层间界面和进行实际应用，可以使模型更准确，并为复合材料的设计和工程应用提供理论支持综合考虑应力水平下的力学性能、应力分布情况、层间力学联系以及实际应用，构建复合材料层合板的损伤模型是一项复杂而重要的工作。
复合材料破损模式及损伤评估方法研究复合材料作为目前发展最快的结构材料之一，其广泛应用于航空、航天、汽车、船舶、建筑和体育器材等领域。
其轻便、强度高、抗腐蚀等特性受到人们的青睐，但同时也存在着不易损伤检测和修复难的问题。
因此，破损模式和损伤评估方法的研究对复合材料的应用和发展有着重要的意义。
一、复合材料破损模式分析1. 纵向破裂纵向破裂指的是工程承受纵向载荷时，纤维沿纵向方向产生拉伸破裂的现象。
这种破损模式通常发生在直角或圆形截面的薄壁复合材料构件中。
2. 层间剥离层间剥离是指复合材料中不同层之间由于应力集中或者其它因素导致的剥离现象。
这种损伤可能在第一层或者在中间层发生，在非对称复合材料构件中表现得更为明显。
3. 面内剪切面内剪切是指在载荷作用下，双向纤维绕组或多向针织复合材料中发生的层间滑移现象。
这种损伤模式容易在双向和针织复合材料中出现。
4. 晶格破坏在一些高强度高温复合材料中，由于材料长时间的受热膨胀和收缩等因素，会产生晶格结构的临界结构转换和断裂，这种破损模式可能导致材料的劣化和性能降低。
二、复合材料损伤评估方法1. 红外成像红外成像技术是利用红外光谱的成像方式，来检测材料内部的热量分布、热辐射和热传输特性，以预测材料中的粘结、裂纹、孔洞和表面腐蚀等损伤程度。
2. 声发射检测声发射检测是利用材料的声学反射和回声特性，通过记录声波传播的时间、波形、频率和幅度来识别并评估材料损伤程度和剥离程度，以提供损伤评估和修复指导。
3. 超声波检测超声波检测是利用声波传播在材料内部的特性，通过检测声波的时间、波形、频率和幅度等参数，来避免材料表面的干扰，对材料内部的损伤程度进行评估和定位。
4. X射线检测X射线检测是利用电磁波的透射能力，对材料内部的非均匀结构进行检测和成像。
对材料中的异常区域、孔洞、裂缝、层间剥离、残余应力等缺陷进行识别和定位。
三、结论复合材料在应用过程中容易发生各种各样的损伤，这些损伤对于材料性能的损害和材料寿命的缩短都有着直接的影响。
ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ２０２１ꎬ４３(５):１２６２￣１２６６ＤＯＩ:１０ １６５７９/ｊ.ｉｓｓｎ.１００１ ９６６９ ２０２１ ０５ ０３５∗２０２００７１３收到初稿ꎬ２０２００９０５收到修改稿ꎮ∗∗贾云龙ꎬ男ꎬ１９９２年５月生ꎬ河南周口人ꎬ汉族ꎬ航天行云科技有限公司主管设计师ꎬ硕士ꎬ主要从事振动与强度研究ꎮ一种复合材料层合板分层扩展的修正内聚力模型∗ＡＣＯＲＲＥＣＴＥＤＣＯＨＥＳＩＶＥＺＯＮＥＭＯＤＥＬＩＮＴＨＥＩＮＴＥＲＬＡＭＩＮＡＲＦＲＡＣＴＵＲＥＯＦＣＯＭＰＯＳＩＴＥ贾云龙∗∗１㊀㊀徐㊀琳２㊀㊀项㊀斌１(１.航天行云科技有限公司ꎬ武汉４３００４０)(２.武汉理工大学高性能船舶技术教育部重点实验室ꎬ武汉４３００６３)ＪＩＡＹｕｎＬｏｎｇ１㊀ＸＵＬｉｎ２㊀ＸＩＡＮＧＢｉｎ１(１.ＬｅｏｂｉｔＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＣｏ.ꎬＬｔｄ.ꎬＷｕｈａｎ４３００４０ꎬＣｈｉｎａ)(２.ＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＨｉｇｈＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅＳｈｉｐＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆＭｉｎｉｓｔｒｙｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎꎬＷｕｈａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＷｕｈａｎ４３００６３ꎬＣｈｉｎａ)摘要㊀针对复合材料的分层现象ꎬ考虑初始断裂韧性和裂尖材料损伤的影响ꎬ提出了一种修正内聚力模型ꎬ并给出了内聚力模型参数确定的方法ꎮ根据相关试验ꎬ采用该方法ꎬ获得了考虑初始断裂韧性和裂尖材料损伤的内聚力模型ꎬ基于该内聚力模型对试验进行了仿真分析ꎮ结果表明ꎬ与仅考虑初始断裂韧性获取的内聚力模型相比ꎬ考虑初始断裂韧性和裂尖材料损伤的内聚力模型ꎬ可以更加准确地模拟复合材料的分层现象ꎮ关键词㊀复合材料㊀内聚力模型㊀裂纹扩展㊀数值仿真中图分类号㊀ＴＢ３３２Ａｂｓｔｒａｃｔ㊀Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｃｏｎｓｉｄｅｒｂｏｔｈｍａｔｅｒｉａｌｄａｍａｇｅｏｆｔｈｅｃｒａｃｋｔｉｐａｎｄｔｈｅｉｎｉｔｉａｌｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓꎬａｃｏｒｒｅｃｔｅｄｃｏｈｅｓｉｖｅｚｏｎｅｍｏｄｅｌ(ＣＺＭ)ｔｈａｔｃｏｎｓｉｄｅｒｓｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｍａｔｅｒｉａｌｄａｍａｇｅｏｆｔｈｅｉｎｉｔｉａｌｃｒａｃｋｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎｈａｓｂｅｅｎｐｒｏｐｏｓｅｄ.Ｔｈｅｃｏｒｒｅｃｔｅｄｃｏｈｅｓｉｖｅｚｏｎｅｍｏｄｅｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅｅｎｄｎｏｔｃｈｆｌｅｘｕｒｅ(ＥＮＦ)ｔｅｓｔｈａｓｂｅｅｎｉｍｐｌｅｍｅｎｔｅｄｉｎｔｈｅＡＢＡＱＵＳ/Ｓｔａｎｄａｒｄ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｉｔｉｓｎｅｃｅｓｓａｒｙｔｏｃｏｎｓｉｄｅｒｂｏｔｈｍａｔｅｒｉａｌｄａｍａｇｅｏｆｔｈｅｃｒａｃｋｔｉｐａｎｄｔｈｅｉｎｉｔｉａｌｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓꎬａｎｄｔｈｅｃｏｒｒｅｃｔｅｄｃｏｈｅｓｉｖｅｚｏｎｅｍｏｄｅｃａｎａｃｃｕｒａｔｅｌｙｓｉｍｕｌａｔｅｔｈｅｃｒａｃｋｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ㊀ＣｏｍｐｏｓｉｔｅꎻＣｏｈｅｓｉｖｅｚｏｎｅｍｏｄｅꎻＣｒａｃｋｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎꎻＦＥＭＣｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇａｕｔｈｏｒ:ＪＩＡＹｕｎＬｏｎｇꎬＥ￣ｍａｉｌ:ｗｈｕｔｊｉａｙｕｎｌｏｎｇ＠ｆｏｘｍａｉｌ.ｃｏｍꎬＴｅｌ:＋８６￣２７￣５９３９３３００Ｍａｎｕｓｃｒｉｐｔｒｅｃｅｉｖｅｄ２０２００７１３ꎬｉｎｒｅｖｉｓｅｄｆｏｒｍ２０２００９０５.㊀㊀引言复合材料结构由于具有高比模量㊁高比强度㊁优良的能量吸收性能㊁耐腐蚀性ꎬ越来越广泛地应用于船舶㊁航空航天等领域ꎮ层合复合材料结构㊁夹芯复合材料结构㊁胶接复合材料结构等受到了广泛关注[１￣８]ꎮ在复合材料结构的服役期间ꎬ材料界面的初始缺陷或应力奇异点ꎬ使复合材料结构的界面处极易产生分层破坏ꎬ导致复合材料结构的失效[９￣１３]ꎮ目前ꎬ内聚力模型(ＣＺＭ)广泛地用于研究复合材料分层的现象ꎮ内聚力模型使用界面应力与界面相对位移(Ｔｒａｃｔｉｏｎ￣Ｓｅｐａｒａｔｉｏｎ)描述复合材料的界面分层现象ꎮ通过选择合理的参数ꎬ内聚力模型可以很好地模拟复合材料的分层现象[１４￣１５]ꎮ对于复合材料ＩＩ型界面分层现象ꎬ１９８２年ＲｕｓｓｅｌｌＡＪ和ＳｔｒｅｅｔＫＮ利用端部缺口弯曲(ＥＮＦ)试验进行了研究[１６]ꎮ根据端部缺口弯曲试验ꎬ基于线弹性断裂力学的分析表明ꎬ随着预置的裂纹长度的变化ꎬＩＩ型裂纹的初始断裂韧性也随着变化[１７]ꎮ基于内聚力模型ꎬ对端部缺口弯曲试验的分析表明ꎬＩＩ型裂纹的初始断裂韧性和预置裂纹的长度无关[１８]ꎮ当裂纹扩展时ꎬ裂纹尖端附近材料产生损伤ꎬ这种损伤对于复合材料的分层现象不可忽视[１９][２０]２４４３￣２４５５ꎮ因此ꎬ没有考虑裂纹尖端附近材料损伤的线弹性断裂力学就不适用了ꎮ在研究复合材料ＩＩ型分层现象的端部缺口弯曲试验中ꎬ断裂韧性的准确计算ꎬ须考虑裂尖处的材料损伤ꎮ内聚力模型是一种简单有效考虑裂尖材料损伤的方法[２１]ꎮ基于端部缺口弯曲试验ꎬ文献[２２]４７３￣４８７对ＩＩ型裂纹进行了研究ꎮ文献[２３]１７４￣１８１采用内聚力模型对该试验进行了有限元模拟ꎬ指出双线性内聚力模型㊀第４３卷第５期贾云龙等:一种复合材料层合板分层扩展的修正内聚力模型１２６３㊀㊀不能模拟ＩＩ型裂纹的扩展ꎮ考虑到裂尖材料损伤和初始断裂韧性ꎬ提出了一种确定内聚力模型参数的方法ꎮ基于相关试验结果ꎬ采用该方法得到了考虑初始断裂韧性和裂尖材料损伤的内聚力模型ꎮ基于该内聚力模型ꎬ采用商业有限元软件Ａｂａｑｕｓꎬ对试验现象进行了仿真ꎮ结果表明ꎬ较其他方法得到的内聚力模型ꎬ该内聚力模型可以更准确地模拟复合材料结构的分层现象ꎮ１㊀理论基础１ １㊀内聚力模型在使用内聚力模型进行复合材料分层现象的研究中ꎬ双线性内聚力模型和梯形内聚力模型是比较常用的ꎬ如图１所示ꎮ图１㊀常用内聚力模型Ｆｉｇ.１㊀ＴｈｅｃｏｍｍｏｎｆｏｒｍｓｏｆＣＺＭ在初始加载阶段ꎬ内聚力τ与界面相对位移δ∗成线性关系ꎻ当内聚力τ等于内聚力强度τＣ时ꎬ界面材料的刚度随着界面相对位移的增加开始衰减ꎻ当界面的相对位移等于界面相对位移临界值δｆ时ꎬ界面材料彻底失效ꎬ刚度变为零ꎮ应力位移曲线所围成的面积等于断裂韧性ＧＩＩｃꎮ对于复合材料分层现象ꎬ断裂韧性通常随裂纹扩展而逐渐增加ꎬ可以用Ｒ曲线表示ꎬ如图２所示ꎮ结合内聚力模型ꎬ描述复合材料分层现象的Ｒ曲线可做如下[２３]１７４￣１８１ＧＩＩδ∗()＝ＧＩＩｃꎬｉｎｉ＋ʏδ∗０τδ()ｄδ(１)式中ꎬτ为裂尖材料损伤区的剪应力ꎻＧＩＩｃꎬｉｎｉ为界面材料的初始断裂韧性ꎻ裂尖位置的界面相对位移为δ∗ꎻδ是裂尖材料损伤区的界面相对位移ꎮ根据公式(１)即可得到内聚力模型[２４]τδ∗()＝∂ＧＩＩ∂δ∗(２)㊀㊀当试验获取ＧＩＩ￣δ∗曲线后ꎬ根据公式(２)就可得到描述复合材料分层现象的内聚力模型ꎮ图２㊀Ｒ曲线示意图Ｆｉｇ.２㊀ＡｓｃｈｅｍａｔｉｃｓｈａｐｅｏｆＲ￣ｃｕｒｖｅｂｅｈａｖｉｏｒ１ ２㊀ＥＮＦ试验端部缺口弯曲试件如图３所示ꎮ试件预置裂纹的长度为ａꎬ宽度为ｂꎬ长度为２Ｌꎮ试件材料为等厚度单向层合板ꎬ纤维方向沿试件长度方向ꎮＰ为试验加载载荷ꎬΔ为加载点处的位移ꎮ图３㊀端部缺口弯曲试件Ｆｉｇ.３㊀Ｔｈｅｅｎｄｎｏｔｃｈｅｄｆｌｅｘｕｒｅ(ＥＮＦ)ｓｐｅｃｉｍｅｎ为了考虑裂尖材料的损伤ꎬ文献[２０]２４４３￣２４５５[２５]８７７￣８９７提出了基于等效裂纹长度的修正梁理论(ＣＢＴＥ)ꎮ等效裂纹长度的公式如下[２６]ａｅ＝３８Ｅ１ｂｈ３ＣＣ３－２Ｌ３３(３)ＣＣ＝ΔＰ－３Ｌ１０Ｇ１３ｂｈ(４)式中ꎬａｅ为等效裂纹长度ꎬ其考虑到了裂尖材料损伤以及剪切变形ꎮＥ１㊁Ｇ１３是材料的弹性模量ꎮ基于等效裂纹长度ꎬ可得Ｇ＝３Ｐ２ａｅ２６４ｂＤ１(５)㊀㊀根据试验数据ꎬ采用上述公式(５)ꎬ可得界面材料的断裂韧性ꎮ同时ꎬ根据试验中记录的界面相对位移δ∗ꎬ即可得到ＧＩＩ￣δ∗曲线ꎮ从而ꎬ根据公式(２)得到内聚力模型ꎮ但是ꎬ直接根据公式(２)得到的内聚力模型忽略了初始断裂韧性ＧＩＩｃꎬｉｎｉꎬ导致内聚力模型τ￣δ∗曲线所围区域的面积为ＧＩＩｃꎬｓｓ－ＧＩＩｃꎬｉｎｉ()ꎮ为了考虑初始断裂韧性ＧＩＩｃꎬｉｎｉꎬ文献[２３]１７４￣１８１使内聚力强度τＣ保持不变ꎬ通过增加δｆꎬ使τ￣δ∗曲线所围成的面积为ＧＩＩｃꎬｓｓꎬ以此对内聚力模型进行了修正ꎮ㊀１２６４㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２１年㊀２㊀修正内聚力模型２ １㊀修正方法断裂韧性与界面相对位移的关系为ＦＧＩＩｃꎬδ∗()＝０(６)式中ꎬＧＩＩｃ为断裂韧性ꎻδ∗为界面相对位移ꎮ考虑到裂尖材料损伤λꎬ将式(６)改写如下ＦＧＩＩｃꎬδ∗ꎬλ()＝０(７)㊀㊀获取内聚力模型的难点在于如何考虑裂尖材料损伤的影响ꎮ基于等效裂纹长度概念ꎬ文献[２０]２４４３￣２４５５[２５]８７７￣８９７提出了修正梁理论(ＣＢＴＥ)ꎬ以考虑裂尖材料损伤λ对断裂韧性ＧＩＩｃ的影响ꎮ借用上述思路ꎬ假设可用等效界面相对位移ｃ考虑裂尖材料损伤λ对ＦＧＩＩｃꎬδ∗()＝０的影响ꎬ如下ＦＧＩＩｃꎬδ∗－ｃ()＝０(８)㊀㊀根据公式(７)ꎬ将试验实测能量释放率与界面相对位移ＧＩＩ￣δ∗曲线向右进行平移距离ｃꎬ即得到考虑裂尖材料损伤的ＧＩＩ￣δ∗曲线ꎬ如图４所示ꎮ图４㊀ＧＩＩ￣δ∗曲线的修正示意图Ｆｉｇ.４㊀ＴｈｅｓｃｈｅｍａｔｉｃｏｆｔｈｅｃｏｒｒｅｃｔｅｄＧＩＩ￣δ∗ｃｕｒｖｅ根据公式(２)对平移后的ＧＩＩ￣δ∗曲线进行微分ꎬ就可以得到考虑裂尖材料损伤的内聚力模型τ￣δ∗曲线ꎮ但是ꎬ根据公式(２)微分得到的内聚力模型τ￣δ∗曲线含有未知量ｃꎮ考虑到τ￣δ∗曲线所围成的面积须为ＧＩＩｃꎬｓｓꎬ依此得到ｃ的大小ꎬ从而确定内聚力模型ꎮ２ ２㊀修正结果对于端部缺口弯曲试验ꎬ文献[２２]４７３￣４８７中获取的ＧＩＩ￣δ∗试验拟合曲线如下ＧＩＩδ∗()＝－５６ ２δ∗２＋１５ ３δ∗＋０ ６９(９)㊀㊀由式(８)可得到的未修正τ￣δ∗曲线为τδ∗()＝－１１２ ４δ∗＋１５ ３(１０)㊀㊀根据本文的方法得到的τ￣δ∗曲线为τδ∗()＝－１１２ ４δ∗＋１９ ７(１１)㊀㊀根据文献[２３]１７４￣１８１的方法得到τ￣δ∗曲线为τδ∗()＝－６７ ７δ∗＋１５ ３(１２)㊀㊀上述τ￣δ∗曲线的对比ꎬ如图５所示ꎮ根据图５ꎬ当直接采用这些内聚力模型进行有限元图５㊀修正前后τ￣δ∗曲线对比Ｆｉｇ.５㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆτ￣δ∗ｃｕｒｖｅｓ仿真时ꎬ在δ∗＝０时ꎬ其应力位移关系的跳跃变化将导致数值求解的奇异性ꎮ为了克服在δ∗＝０处的数值求解困难ꎬ引入一个很大的初始刚度ＫＩＩꎬ如图６所示ꎮ图６㊀初始刚度示意图Ｆｉｇ.６㊀ＳｃｈｅｍａｔｉｃｏｆｔｈｅＩｎｉｔｉａｌｓｔｉｆｆｎｅｓｓ３㊀数值分析３ １㊀网格和边界条件基于２ ２节的内聚力模型ꎬ采用有限元软件Ａｂａｑｕｓꎬ对端部缺口弯曲试验进行仿真模拟ꎮ试件的材料参数如表１所示ꎮ表１㊀试件材料参数Ｔａｂ.１㊀Ｍａｔｅｒｉａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｕｎｉｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌｇｌａｓｓ/ｅｐｏｘｙ参数Ｐａｒａｍｅｔｅｒ值ＶａｌｕｅＥ１/ＭＰａ１８０００Ｅ２/ＭＰａ２２００Ｅ３/ＭＰａ２２００Ｇ１２/ＭＰａ１８００Ｇ１３/ＭＰａ１８００Ｇ２３/ＭＰａ１６００ν１２０ ２９ν１３０ ２９ν２３０ ３８试件尺寸如图７所示ꎬ宽度为２０ｍｍꎬ试验支座和加载压头的半径均为２ｍｍꎬ试验加载载荷为ＰꎬΔ为试验加载点处位移ꎮ仿真模型使用六面体单元(Ｃ３ＤＲ８)进行网格划分ꎻ胶层模型使用０厚度的内聚力单元(ＣＯＨ３Ｄ８)模拟ꎬ预置裂纹模型使用Ｓｅａｍ裂纹模型模拟ꎬ两个试验㊀第４３卷第５期贾云龙等:一种复合材料层合板分层扩展的修正内聚力模型１２６５㊀㊀图７㊀试件尺寸示意图Ｆｉｇ.７㊀ＴｈｅＥＮＦｓｐｅｃｉｍｅｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ支座与一个加载压头使用解析刚体模拟ꎮ在裂纹尖端处㊁支座区域与加载点区域ꎬ取０ ５ｍｍ网格尺寸ꎮ对于距离裂纹尖端㊁支座与加载点较远的区域ꎬ取１ｍｍ网格尺寸ꎮ沿试件的宽度方向ꎬ其网格的尺寸取１ｍｍꎮ网格的划分情况如图８所示ꎮ仿真时ꎬ开启几何非线性ꎮ图８㊀网格划分示意图Ｆｉｇ.８㊀ＦｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｔｅｓｔｅｄＥＮＦｓｐｅｃｉｍｅｎｓ３ ２㊀仿真结果及分析将仿真结果与试验结果进行对比ꎬ如图９所示ꎮ由图９可知ꎬ相较于文献[２３]１７４￣１８１中的内聚力模型ꎬ本文方法得到的内聚力模型ꎬ其仿真结果与试验结果的吻合度更高ꎮ文献[２３]１７４￣１８１的内聚力模型对初始断裂韧性ＧＩＩｃꎬｉｎｉ进行了考虑ꎬ修正前后ꎬ内聚力强度τＣ＝１５ ３０ＭＰａꎮ采用考虑裂纹尖端材料损伤和初始断裂韧性的方法获取的内聚力模型ꎬ其内聚力强度τＣ＝１９ ７２ＭＰａꎮ从仿真结果Ｐ￣Δ来看ꎬ考虑初始断裂韧性和裂尖材料损伤的内聚力模型可以更准确地对试验现象进行模拟ꎮ仿真ＧＩＩ￣δ∗曲线与试验ＧＩＩ￣δ∗曲线的对比ꎬ如图１０所示ꎮ对于仿真所得断裂韧性ＧＩＩ都是从零开始ꎬ随着界面相对位移δ∗的增加逐渐而增加ꎬ并最终趋于稳定值ꎮ试验实测断裂韧性ＧＩＩ是从０ ６９Ｎ/ｍｍ开始逐渐增加ꎬ这是由于在裂纹开始扩展之前ꎬ裂尖材料产生损伤ꎬ耗散了能量ꎮ因此ꎬ在使用内聚力模型进行仿真时ꎬ需在内聚力模型中考虑裂尖材料损伤的影响ꎮ根据图１０ꎬ采用本文方法得到ＧＩＩ￣δ∗曲线与文献[２３]１７４￣１８１的ＧＩＩ￣δ∗曲线存在较大差异ꎮ其原因是本文的内聚力模型考虑了初始断裂韧性和裂尖材料损图９㊀有限元计算值与试验值的比较Ｆｉｇ.９㊀ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌＰ￣Δ图１０㊀ＧＩＩ￣δ∗曲线的比较Ｆｉｇ.１０㊀ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆＧＩＩ￣δ∗ｃｕｒｖｅｓ伤ꎬ文献[２３]１７４￣１８１的内聚力模型仅考虑了初始断裂韧性ꎮ综上ꎬ较于仅考虑初始断裂韧性的内聚力模型ꎬ考虑初始断裂韧性和裂尖材料损伤影响的内聚力模型ꎬ可以更准确地模拟复合材料的分层现象ꎮ４㊀结论针对复合材料的分层现象ꎬ考虑初始断裂韧性和裂尖处材料的损伤ꎬ提出了一种修正内聚力模型ꎬ并对文献[２２]４７３￣４８７中的试验进行了仿真ꎮ主要结论如下:１)内聚力模型的能否准确模拟复合材料裂纹扩展现象取决于内聚力模型的获取方法ꎮ２)考虑初始断裂韧性和裂尖材料损伤ꎬ给出了一种内聚力模型的获取方法ꎮ３)仿真结果表明ꎬ计及初始断裂韧性和裂尖材料损伤的内聚力模型可以更准确地模拟复合材料分层现象ꎮ参考文献(Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ)[１]㊀蔡忠云ꎬ唐文勇ꎬ陈念众ꎬ等.复合材料船体层合板的极限强度分析[Ｊ].船舶力学ꎬ２００９(１):７２￣８１.ＣＡＩＺｈｏｎｇＹｕｎꎬＴＡＮＧＷｅｎＹｏｎｇꎬＣＨＥＮＮｉａｎＺｈｏｎｇꎬｅｔａｌ.Ｕｌｔｉｍａｔｅｓｔｒｅｎｇｔｈａｎａｌｙｓｉｓｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｄｓｈｉｐｐａｎｅｌｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００９(１):７２￣８１(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[２]㊀孙枭雄ꎬ任慧龙ꎬ唐㊀宇.轻质夹芯复合材料结构强度评估方法㊀１２６６㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２１年㊀研究[Ｃ].纪念船舶力学创刊二十周年学术会议ꎬ２０１７:４３５￣４５０.ＳＵＮＸｉａｏＸｉｏｎｇꎬＲＥＮＨｕｉＬｏｎｇꎬＴＡＮＧＹｕ.Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｎｓｔｒｅｎｇｔｈａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｓｆｏｒｌｉｇｈｔｅｎｓａｎｄｗｉｃｈｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ[Ｃ].ＡｃａｄｅｍｉｃＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｔｏＣｏｍｍｅｍｏｒａｔｅｔｈｅ２０ｔｈＡｎｎｉｖｅｒｓａｒｙｏｆｔｈｅＰｕｂｌｉｃａｔｉｏｎｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０１７:４３５￣４５０(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ). [３]㊀曾海艳ꎬ严仁军ꎬ徐㊀琳ꎬ等.弯曲载荷下复合材料夹芯 Ｌ 型接头强度和疲劳试验研究[Ｊ].船舶力学ꎬ２０１７ꎬ２１(１２):１５４０￣１５５０.ＺＥＮＧＨａｉＹａｎꎬＹＡＮＲｅｎＪｕｎꎬＸＵＬｉｎꎬｅｔａｌ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｓｔｒｅｎｇｔｈａｎｄｆａｔｉｇｕｅｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌ￣ｊｏｉｎｔｕｎｄｅｒｂｅｎｄｉｎｇ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０１７ꎬ２１(１２):１５４０￣１５５０(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[４]㊀王纬波ꎬ李永胜.复合材料板与钢板胶接㊁螺接与混合对接接头的力学特性研究[Ｊ].船舶力学ꎬ２０１１ꎬ１５(９):１０５２￣１０６４.ＷＡＮＧＷｅｉＢｏꎬＬＩＹｏｎｇＳｈｅｎｇ.Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｆａｄｈｅｓｉｖｅｌｙ￣ｂｏｎｄｅｄꎬｂｏｌｔｅｄａｎｄｈｙｂｒｉｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅ￣ｔｏ￣ｓｔｅｅｌｊｏｉｎｔｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０１１ꎬ１５(９):１０５２￣１０６４.[５]㊀胡明勇ꎬ王安稳ꎬ姜㊀伟ꎬ等.复合材料层合板的动力响应和横向应力分析[Ｊ].船舶力学ꎬ２００８(５):７７８￣７８４.ＨＵＭｉｎｇＹｏｎｇꎬＷＡＮＧＡｎＷｅｎꎬＪＩＡＮＧＷｅｉꎬｅｔａｌ.Ｄｙｎａｍｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅａｎｄｔｒａｎｓｖｅｒｓｅｓｔｒｅｓｓｅｓａｎａｌｙｓｉｓｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｄｐｌａｔｅｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００８(５):７７８￣７８４(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[６]㊀陈㊀悦ꎬ朱㊀锡ꎬ李华东ꎬ等.含分层缺陷复合材料夹芯梁力学特性及失效模式的试验研究[Ｊ].海军工程大学学报ꎬ２０１６(６):６５￣７０.ＣＨＥＮＹｕｅꎬＺＨＵＸｉꎬＬＩＨｕａＤｏｎｇꎬｅｔａｌ.Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｒａｎｄｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓａｎｄｗｉｃｈｃｏｌｕｍｎｓｗｉｔｈｆａｃｅ/ｃｏｒｅｄｅｂｏｎｄ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｖａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０１６(６):６５￣７０(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[７]㊀赵㊀洁ꎬ陆㊀华ꎬ王明春.筋条分层损伤复材加筋壁板的稳定性分析及修理[Ｊ].机械强度ꎬ２０１６ꎬ３８(４):８７１￣８７４.ＺＨＡＯＪｉｅꎬＬＵＨｕａꎬＷＡＮＧＭｉｎｇＣｈｕｎ.Ｓｔａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｒｅｐａｉｒｏｆｓｔｉｆｆｅｎｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｗａｌｌｓｌａｂｗｉｔｈａｄｅｌａｍｉｎａｔｏｎｇａｔｔｈｅｓｔｒｉｎｇｅｒｉｎｔｅｒｆａｃｅ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈꎬ２０１６ꎬ３８(４):８７１￣８７４(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[８]㊀刘㊀佶ꎬ许希武.Ｚ￣ｐｉｎ增强对自动铺丝复合材料Ｔ型接头拉脱㊁剪切性能影响的试验研究及数值模拟[Ｊ].机械强度ꎬ２０１７ꎬ３９(３):５２７￣５３３.ＬＩＵＪｉꎬＸＵＸｉＷｕ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｚ￣ｐｉｎｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｏｎｔｈｅｐｕｌｌ￣ｏｆｆａｎｄｓｈｅａｒｃａｒｒｙｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｆｉｂｅｒｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｏｍｐｏｓｉｔｅＴ￣ｊｏｉｎｔｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈꎬ２０１７ꎬ３９(３):５２７￣５３３(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[９]㊀马存旺ꎬ李志国ꎬ鲁国富ꎬ等.整体复合材料结构分层特性研究进展(一)[Ｊ].飞机设计ꎬ２０１４(５):３１￣３９.ＭＡＣｕｎＷａｎｇꎬＬＩＺｈｉＧｕｏꎬＬＵＧｕｏＦｕꎬｅｔａｌ.Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｎｄｅｌａｍｉａｎｔｉｏｎｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｉｎｔｅｇｒａｔｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ:ＰａｒｔＩ[Ｊ].ＡｉｒｃｒａｆｔＤｅｓｉｇｎꎬ２０１４(５):３１￣３９(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[１０]㊀ＯｄｅｓｓａＩꎬＦｒｏｓｔｉｇＹꎬＲａｂｉｎｏｖｉｔｃｈＯ.Ｍｏｄｅｌｉｎｇｏｆｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌｄｅｂｏｎｄｉｎｇｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎｉｎｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌｓ[Ｊ].ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｌｉｄｓａｎｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０１７(１４８/１４９):６７￣７８.[１１]㊀ＹａｚｄａｎｉＳꎬＲｕｓｔＷＪＨꎬＷｒｉｇｇｅｒｓＰ.Ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎｏｎｓｅｔａｎｄｇｒｏｗｔｈｉｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｈｅｌｌｓ[Ｊ].Ｃｏｍｐｕｔｅｒｓ＆Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０１８(１９５)(ＳｕｐｐｌｅｍｅｎｔＣ):１￣１５.[１２]㊀ＴｓａｉＭＹꎬＭｏｒｔｏｎＪ.Ａｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｎｏｎｌｉｎｅａｒｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓｉｎｓｉｎｇｌｅ￣ｌａｐｊｏｉｎｔｓ[Ｊ].ＭｅｃｈａｎｉｃｓｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓꎬ１９９５ꎬ２０(３):１８３￣１９４.[１３]㊀曹㊀勇ꎬ冯蕴雯ꎬ薛小锋ꎬ等.夹持力对填充孔复合材料层合板层间应力的影响分析[Ｊ].机械强度ꎬ２０１５ꎬ３７(５):９０４￣９０９.ＣＡＯＹｏｎｇꎬＦＥＮＧＹｕｎＷｅｎꎬＸＵＥＸｉａｏＦｅｎｇꎬｅｔａｌ.Ｉｍｐａｃｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｂｏｌｔ￣ｃｌａｍｐｉｎｇｆｏｒｃｅｔｏｆｉｌｌｅｄ￣ｈｏｌｅｌａｍｉｎａｔｅｓｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｓｔｒｅｓｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈꎬ２０１５ꎬ３７(５):９０４￣９０９(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[１４]㊀ＣａｖａｌｌｉＭＮꎬＴｈｏｕｌｅｓｓＭＤ.Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｄａｍａｇｅｎｕｃｌｅａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｏｆａｎａｄｈｅｓｉｖｅｊｏｉｎｔ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｄｈｅｓｉｏｎꎬ２００１ꎬ１６(１):７５￣９２.[１５]㊀胡波涛ꎬ柴亚南ꎬ陈向明ꎬ等.后屈曲复合材料加筋板筋条￣蒙皮界面失效表征[Ｊ].机械强度ꎬ２０１９ꎬ４１(６):１４７３￣１４７９.ＨＵＢｏＴａｏꎬＣＨＡＩＹａＮａｎꎬＣＨＥＮＸｉａｎｇＭｉｎｇꎬｅｔａｌ.Ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ￣ｓｋｉｎｉｎｔｅｒｆａｃｅｆａｉｌｕｒｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｔｉｆｆｅｎｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐａｎｅｌａｔｐｏｓｔ￣ｂｕｃｋｌｉｎｇｓｔａｇｅ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈꎬ２０１９ꎬ４１(６):１４７３￣１４７９(ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ).[１６]㊀ＲｕｓｓｅｌｌＡＪꎬＳｔｒｅｅｔＫＮ.Ｆａｃｔｏｒｓａｆｆｅｃｔｉｎｇｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｅｎｅｒｇｙｏｆｇｒａｐｈｉｔｅ/ｅｐｏｘｙｌａｍｉｎａｔｅｓ[Ｊ].ＰｒｏｇｒｅｓｓｉｎＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｏｆＣｏｍｐｏｓｉｔｅ(ＩＣＣＭ￣ＩＶ)ꎬ１９８２:２７９￣２８６. [１７]㊀ＢａｃｈｒａｃｈＷＥꎬＨｉｃｋｓＴＲꎬＨａｂａｓＺＳꎬｅｔａｌ.Ｍｉｘｅｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ￣ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｍｏｄｅｌｆｏｒｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｓｈｅａｒｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｅｒｏｓｐａｃｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ１９９１ꎬ４(１):１０８￣１２５. [１８]㊀ＯｕｙａｎｇＺꎬＬｉＧ.Ｎｏｎｌｉｎｅａｒｉｎｔｅｒｆａｃｅｓｈｅａｒｆｒａｃｔｕｒｅｏｆｅｎｄｎｏｔｃｈｅｄｆｌｅｘｕｒｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓ[Ｊ].ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｌｉｄｓａｎｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２００９ꎬ４６(１３):２６５９￣２６６８.[１９]㊀ＭｏｕｒａＭꎬＭｏｒａｉｓＡ.ＥｑｕｉｖａｌｅｎｔｃｒａｃｋｂａｓｅｄａｎａｌｙｓｅｓｏｆＥＮＦａｎｄＥＬＳｔｅｓｔｓ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００８ꎬ７５(９):２５８４￣２５９６.[２０]㊀ＢｌａｃｋｍａｎＢＲＫꎬＢｒｕｎｎｅｒＡＪꎬＷｉｌｌｉａｍｓＪＧ.ＭｏｄｅＩＩｆｒａｃｔｕｒｅｔｅｓｔｉｎｇｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ:Ａｎｅｗｌｏｏｋａｔａｎｏｌｄｐｒｏｂｌｅｍ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００６ꎬ７３(１６):２４４３￣２４５５.[２１]㊀ＭｏＳＮꎬＢｅｌｙｔｓｃｈｋｏＴ.Ｅｘｔｅｎｄｅｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｆｏｒｃｏｈｅｓｉｖｅｃｒａｃｋｇｒｏｗｔｈ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００２ꎬ６９(７):８１３￣８３３.[２２]㊀ＡｎｙｆａｎｔｉｓＫＮꎬＴｓｏｕｖａｌｉｓＮＧ.ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆＭｏｄｅＩＩｆｒａｃｔｕｒｅｉｎｆｉｂｒｏｕｓｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰｌａｓｔｉｃｓ＆Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ２０１１ꎬ３０(６):４７３￣４８７.[２３]㊀Ｈｅｉｄａｒｉ￣ＲａｒａｎｉＭꎬＧｈａｓｅｍｉＡＲ.ＡｐｐｒｏｐｒｉａｔｅｓｈａｐｅｏｆｃｏｈｅｓｉｖｅｚｏｎｅｍｏｄｅｌｆｏｒｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎｉｎＥＮＦｓｐｅｃｉｍｅｎｓｗｉｔｈＲ￣ｃｕｒｖｅｅｆｆｅｃｔｓ[Ｊ].ＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｎｄＡｐｐｌｉｅｄＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０１７(９０):１７４￣１８１.[２４]㊀ＳｕｏＺꎬＢａｏＧꎬＦａｎＢ.ＤｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎＲ￣ｃｕｒｖｅｐｈｅｎｏｍｅｎａｄｕｅｔｏｄａｍａｇｅ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆｔｈｅＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＰｈｙｓｉｃｓｏｆＳｏｌｉｄｓꎬ１９９２ꎬ４０(１):１￣１６.[２５]㊀ＢｌａｃｋｍａｎＢＲＫꎬＫｉｎｌｏｃｈＡＪꎬＰａｒａｓｃｈｉＭ.ＴｈｅｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｍｏｄｅＩＩａｄｈｅｓｉｖｅｆｒａｃｔｕｒｅｒｅｓｉｓｔａｎｃｅꎬＧＩＩＣｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌａｄｈｅｓｉｖｅｊｏｉｎｔｓ:Ａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｃｒａｃｋｌｅｎｇｔｈａｐｐｒｏａｃｈ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００５ꎬ７２(６):８７７￣８９７.[２６]㊀ＤｅＭｏｒａｉｓＡＢ.ＮｏｖｅｌｃｏｈｅｓｉｖｅｂｅａｍｍｏｄｅｌｆｏｒｔｈｅＥｎｄ￣ＮｏｔｃｈｅｄＦｌｅｘｕｒｅ(ＥＮＦ)ｓｐｅｃｉｍｅｎ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０１１ꎬ７８(１７):３０１７￣３０２９.。
缝合复合材料层板面内局部纤维弯曲模型及剪切强度预报李晨;许希武
【期刊名称】《固体力学学报》
【年(卷),期】2007(28)3
【摘要】提出了面内局部纤维弯曲模型,基于有限元法和周期性边界条件建立了缝合层板面内剪切强度分析方法,采用桥联模型和最大应力判据分析损伤扩展并获得面内剪切强度,预报结果与试验吻合较好,探讨了缝合参数对层合板面内剪切强度的影响规律,结果表明缝合削弱了层合板的面内剪切强度,缝合针距和行距越大对面内剪切强度越有利,较细的缝合线对面内剪切强度有利.
【总页数】6页(P287-292)
【关键词】缝合复合材料层板;面内剪切强度;纤维弯曲;有限元;桥联模型
【作者】李晨;许希武
【作者单位】南京航空航天大学航空宇航学院
【正文语种】中文
【中图分类】TB33
【相关文献】
1.缝合复合材料层合板面内拉伸强度的分析 [J], 徐建新;王春水;李强;蔡宇
2.缝合复合材料层板三维纤维弯曲模型及压缩强度预报 [J], 李晨;许希武
3.T700碳纤维复合材料层合板面内剪切过程的声发射特性 [J], 李伟;王骁;蒋鹏;黄远航;孙贺
4.基于Ls-Dyna软件2种材料模型的碳纤维复合材料层合板面内剪切有限元仿真[J], 孟宪明;钟正;程从前;曹铁山;赵杰;黄亚烽;吴瑶
5.缝合复合材料层板面内局部纤维弯曲模型及刚度预报 [J], 李晨;许希武
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复合材料层压板疲劳损伤演化模型的综述与评估
冯炜森;杨成鹏;贾斐
【期刊名称】《材料导报》
【年(卷),期】2024(38)9
【摘要】疲劳损伤演化模型是材料疲劳性能退化与寿命预测的重要基础。
本文对
复合材料层压板的疲劳损伤演化模型进行了全面综述,针对材料损伤演化三阶段(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ)特征将其磨损模型分为两类:Ⅰ-Ⅱ-Ⅲ三阶段模型和Ⅰ-Ⅱ两阶段模型。
提出了模型评估的五个基本标准,选取了八组不同加载条件下的疲劳损伤演化实验数据,
对表征能力较强的疲劳磨损模型进行了分析评估。
现有研究表明:绝大多数疲劳损
伤演化模型属于宏观唯象模型,模型中引入的疲劳影响因素少,对实验的依赖程度高;对于Ⅰ-Ⅱ两阶段损伤,两阶段磨损模型具有很高的拟合精度;相比而言,Ⅰ-Ⅱ-Ⅲ三
阶段磨损模型可准确模拟疲劳损伤演化全过程,比Ⅰ-Ⅱ两阶段磨损模型更具普适性,其中Mao、吴富强和Shiri的模型应用较为广泛。
为了克服唯象模型的不足,须考
虑不同影响因素下材料的微细观损伤形式和机理,进而发展基于物理机制的疲劳损
伤演化理论和模型。
【总页数】11页(P226-236)
【作者】冯炜森;杨成鹏;贾斐
【作者单位】西北工业大学力学与土木建筑学院;西安电子科技大学机电工程学院【正文语种】中文
【中图分类】TB332
【相关文献】
1.含分层损伤的复合材料层压板后屈曲及低周疲劳分层扩展有限元模拟研究
2.复合材料层压板损伤修复与评估
3.含冲击损伤的T300复合材料层压板的疲劳特性
4.低周疲劳过程损伤变量的复合分析法和三阶段损伤演化模型
5.复合材料层压板冲击损伤的无损检测与评估
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GLARE层板低速冲击的实验与模拟崔旭;李斌;王朔;薛红前;张震宇【摘要】研究玻璃纤维增强铝合金层合板（glass fiber reinforced aluminum laminates，GLARE）在落锤低速冲击下的材料行为，建立ABAQUS有限元模型进行模拟并对其进行实验验证。
针对纤维金属基体材料的特点，采用连续损伤模型（continuous damage model，CDM）分别给予落锤6.22 J、12.38 J和14.46 J的冲击能量，在ABAQUS中对模型设置相应的边界条件和载荷，得出落锤下落方向的速率-时间曲线和能量损耗曲线图。
考虑金属层与复材层间黏结层的作用，采用凝聚层（cohesive）将金属层和复合材料层粘接。
在仿真中观察层间的纤维和基体拉伸和压缩损伤状态及破坏情况，并与实验得出结果进行对比。
结果显示：有限元仿真可以准确模拟落锤冲击之后GLARE板背面的裂纹和鼓包的实效情况以及基体和纤维的损伤情况，很好地预测复合材料内部的损伤情况。
%The material behavior of glass fiber reinforced aluminum laminates (GLARE) under low-speed impact of a falling hammer was studied, and a finite element model of ABAQUS for simulation and experimental verification was built. According to the characteristics of fiber metal matrix materials, the continuous damage mechanics (CDM) model was adopted, and the impact energy values of the falling hammer were set as 6.22 J, 12.38 J and 14.46 J respectively. The corresponding boundary conditions and loads of the model in ABAQUS were confirmed to obtain the velocity-time curve and energy loss curve of the falling direction of the falling hammer. The cohesive layer between metal layer and composite layer was taken into consideration, and the ‘Cohesive Layer’ in ABAQUS was adopted tobond metal layer and composite material layer. The tensile and compressive damage states of fibers and matrix in simulation were observed and compared with the experimental results. The results show that the finite element simulation can accurately simulate the crack and bulge effect on the back of GLARE laminates after the impact, as well asthe damage situation of the matrix and fiber, so as to well predict the internal damage of the composite material.【期刊名称】《航空材料学报》【年(卷),期】2019(039)002【总页数】7页(P68-74)【关键词】纤维金属层板; GLARE层板; 低速冲击; 有限元模拟; 连续损伤模型;【作者】崔旭;李斌;王朔;薛红前;张震宇【作者单位】沈阳航空航天大学，沈阳 110000;沈阳航空航天大学，沈阳 110000;沈阳航空航天大学，沈阳 110000;西北工业大学，西安 710000;沈阳航空航天大学，沈阳 110000【正文语种】中文【中图分类】TB333纤维金属层板（fiber metal laminates，FML）是一种新型的金属基体复合材料，即以金属面板和纤维/树脂复合材料通过胶层黏合在一起[1]。
考虑剪切非线性的复合材料层合板渐进损伤数值模拟
贺利乐;李书宝;郑建校;邵献忠
【期刊名称】《复合材料科学与工程》
【年(卷),期】2024()1
【摘要】基于连续损伤力学的基本原理,建立了考虑剪切非线性的三维渐进损伤模型,分析预测复合材料层合板的力学行为、失效载荷以及失效机理。
选用高阶指数函数描述复合材料的剪切非线性行为,考虑复合材料刚度渐进和突然折减的组合方式来表征损伤过程中材料的刚度变化,编制了UMAT子程序,采用ABAQUS软件对带孔AS4/PEEK复合材料层合板进行渐进损伤失效分析。
本文提出的模型与传统不考虑剪切非线性的模型相比,仿真结果精度更高,与已报道试验对比误差值小于4%。
模拟结果显示,孔径越大,损伤发生前,圆孔附近的应力极限值越大,应力分布梯度越大,层合板承载能力越小。
当采取[±45]_(2S)铺层方式时,仿真应力与试验结果具有很好的一致性,也进一步验证了模型的适用性和准确性。
【总页数】9页(P45-53)
【作者】贺利乐;李书宝;郑建校;邵献忠
【作者单位】西安建筑科技大学
【正文语种】中文
【中图分类】TB332
【相关文献】
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三维渐进损伤的复合材料层合板低速冲击模型郭卫【摘要】为了有效反映复合材料层合板面内和层间的非线性损伤，建立了一个新型的损伤模型，该模型基于三维实体单元和内聚力单元可以有效分析复合材料层合板在低速冲击作用下的层内和层间非线性失效行为。
对于复合材料层合板面内损伤，以改进的Hashin失效准则作为起始损伤准则，提出了一种基于能量释放率的损伤变量指数渐进演化模型，既描述了复合材料损伤的渐进失效过程，又避免了材料刚度突然下降导致刚度矩阵奇异的不足，同时引入特征长度来降低结果对网格的依赖性，最终建立了单层板的渐进损伤非线性分析模型；针对层合板的层间损伤，采用内聚力单元来模拟，通过结合传统的应力失效准则和断裂力学中的能量释放率准则定义了界面损伤演化规律。
该损伤模型通过商用有限元软件ABAQUS/Explicit 的用户子程序VUMAT实现，并使用该模型对碳纤维增强环氧树脂复合材料层合板在横向低速冲击作用下的损伤和变形行为进行预测分析。
数值仿真的结果与试验结果进行了比较，吻合良好，验证了该模型的有效性。
%In order to effectively describe the progressively intralaminar and interlaminar damage for composite laminates , a three dimensional progressive damage model for composite laminates used for low-velocity impact is presented in this paper .Being applied to three di-mensional solid elements and cohesive elements , this nonlinear damage model can be used to analyze the dynamic performance of composite structure and its failure behavior .For the in-tralaminar damage , as a function of energy release rate , this damage model in an exponential function can describe progressive development of the damage;for interlaminar damage , dam-age evolutionwas described by the framework of the continuum mechanics through cohesive elements.Through coding user subroutine VUMAT of finite element software ABAQUS /ex-plicit, and applied the model to an example ,carbon fiber reinforced epoxy composite lami-nates under low velocity impact , the prediction for damage and deformation were good agree-ment with the experimental results .【期刊名称】《哈尔滨商业大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2014(000)004【总页数】6页(P455-460)【关键词】复合材料层合板;渐进损伤;分层损伤;低速冲击【作者】郭卫【作者单位】上海飞机设计研究院，上海201210【正文语种】中文【中图分类】TB332复合材料是由两种或两种以上不同性质或不同形态的原材料，通过复合工艺组合而成的一种材料，它既保持了原组分材料的主要特点，又具备了原组分材料所没有的新的性能.但由于其沿厚度方向的性能不连续、层间强度较低，使得其低速冲击损伤成为工程实际中十分关切并得到广泛研究的问题.在冲击载荷作用下，损伤破坏模式主要表现为纤维断裂、基体开裂、层与层之间的分层损伤等，其过程很复杂，没有解析解, 因而使用有限元法求解越来越显示出其优势.为了预测复合材料层合板在低速冲击载荷下的损伤扩展情况，虽然很多学者都对其进行过探索性试验，并且提出了很多分析模型来预测层合板的损伤情况.但是因为冲击响应的分析过程比较复杂，因而采用何种损伤和演化准则仍然没有统一的认识.Tan[1] 等的渐进损伤分析模型中采用基于壳单元理论进行应力求解，但是却无法较好的反映层合板三维效应和铺层之间的相互作用.Chang[2-3]等在研究T300/976复合材料层合板强度时，根据不同的失效模式将相应的材料弹性常数退化为零，认为层合板一旦发生失效就不可以继续承载，明显与实际不符，因而预测的强度偏小.Camanho[4]等在分析T300/914复合材料层合板接头拉伸强度时，将Tan[1]的参数退化方式扩展到三维，认为材料发生损伤后，其弹性常数退化到一定程度，因此退化系数需要大量的试验进行测定，另外由于层合板的弹性系数突然降低同时会造成刚度矩阵的奇异，很容易发生计算无法进行.为了解决这些问题，张彦[5-6]等使用ABAQUS建立了以基于应变Hashin 失效准则基础上的层内损伤，并通过结合传统的应力失效准则定义了损伤演化规律，但是由于文中提出的损伤演化规律没有考虑到能量释放率和损伤力学对于网格的依赖影响，因而对于预测的分层面积和实验值相差很大.本文基于有限元软件ABAQUS对复合材料层合板低速冲击，建立了一个有效反映复合材料层合板面内和层间的非线性损伤模型，该模型基于三维实体单元和内聚力单元可以有效分析层合板层内和层间失效行为.对于复合材料层合板面内损伤, 以改进的Hashin失效准则作为起始损伤准则，提出了一种基于能量释放率的损伤变量指数渐进演化模型，既描述了复合材料损伤的渐进失效过程，又避免了材料刚度突然下降导致刚度矩阵奇异的不足，同时引入特征长度来降低网格的依赖性，最终建立了单层板的渐进损伤非线性分析模型.该损伤模型通过商用有限元软件ABAQUS/Explicit 的用户子程序VUMAT实现，并使用该模型对复合材料层合板在横向低速冲击作用下的损伤和变形行为进行预测分析，数值仿真的结果与试验结果进行了比较，吻合良好, 验证了该模型的有效性.1 复合材料三维渐进损伤模型1.1 层合板面内渐进损伤模型本文中考虑的失效模式包括纤维断裂、纤维挤压、基体开裂和基体挤裂4种模式，每种失效模式可以看作是在结构损伤过程中当一种特定的应力分量组合达到特定值时的一种明显状态，因此本文采用被众多研究人员普遍认可的三维Hashin失效准则[7]，其具体形式：1) 纤维断裂(1)2) 纤维挤压(2)3) 基体开裂(3)4) 基体挤裂(4)其中：σi为单元的正应力，σij为单元的剪应力，Xt、Xc、Yt、Yc、S12、S23、S13分别为轴向拉伸、轴向压缩、横向拉伸、横向压缩和各方向剪切强度.只要单元内的各应力分量满足上述一个式子，即认为发生了该式子对应的破坏的模式.当复合材料积分点满足失效准则时，其材料积分点应力和刚度开始发生退化，进行应力更新.本文引入连续损伤变量来预测复合材料结构内部损伤的产生和演化，特征值dft表示纤维断裂，dfc表示纤维挤压，dmt表示基体开裂，dmc表示基体挤裂，这些损伤变量的定义域为[0,1]，当d=0时，表示没有损伤产生，当d=1时，表示材料完全破坏失效了.使用上面四个损伤变量定义全局损伤，对于纤维损伤使用df来表征，对于基体损伤使用dm来表征：df=1-(1-dft)(1-dfc)(5)dm=1-(1-dmt)(1-dmc)(6)当材料积分点满足失效准则时，其刚度矩阵可以根据下面方程计算:(7)(8)(9)(10)(11)(12)(13)(14)(15)当复合材料发生损伤，对于纤维增强复合材料损伤累积引起的材料非线性，本文提出使用非线性指数函数定义损伤演化规律的方法，使材料性能逐渐下降，该方法可以避免刚度矩阵退化过程中矩阵的奇异性，又可以通过控制能量释放率保证材料刚度的迅速折减，达到积分点损伤破坏的目的，最终保证计算的顺利有效进行.(16)(17)(18)(19)其中:Gft、Gfc、Gmt和Gmc材料临界断裂能，Lc是单元的特征长度，本文参考ABAQUS，在损伤材料点的应变软化区域引入单元特征长度来降低其对于网格的敏感性，减小其对于网格的依赖特性.1.2 层合板层间渐进损伤模型大量试验表明，层合板的分层损伤在铺设角度不同的两相邻子层之间的界面处产生并扩展，因此把内聚力单元引入到可能发生分层的位置可以有效的预测分层损伤的产生、损伤扩展直至最后分层的发生.定义内聚力单元的应力分量为t1、t2、t3，ε为求的内聚力单元名义应变，可以得到本文所使用的内聚力单元本构关系如下：(20)其中：kn、ks、kt分别是内聚力单元法向刚度和切向刚度.Alfano[8]对双线性本构、梯形本构、指数本构、和线性抛物线内聚力模型做了分析比较，综合看在静态载荷作用下的中，双线性准则无论对于计算的经济行还是准确性以及收敛特征都是很好的选择，因此本文选择双线性本构模型来进行复合材料层合板的层间渐进损伤分析，其双线性本构模型典型的相对位移-牵引力曲线如图1.图1 双线性本构模型典型曲线根据图1，可以给出初始破坏点对应的界面相对位移，如下：(21)其中：N为界面的法向强度，S、T为界面的剪切强度.混合模式下的内聚力单元损伤扩展判据采用由Benzeggaph和Kenane[9]提出的B-K准则，该准则考虑了不同裂纹模式下应变能释放率直接的耦合关系，其表达式如下：(22)其中:2 复合材料层合板低速冲击分析算例验证2.1 模型参数试验中层合板尺寸150×100 mm，厚度5.8 mm，铺层方向[454/04/-454/904]s 对称铺层其基本力学性能见表1，层间性能见表2，通过四个刚性压头固支形成一个125×75 mm的冲击区域.刚性冲头为半球形，前端直径为16 mm，质量为5kg[10].表1 单层板材料基本力学性能E11/GPaE22/GPaG12/G Paυ11 υ23XT/MPaXC/MPaYT/MPaYC/MPaSL/MPa1287.64.40.350.452 300153126199.878.4表2 层间强度及层间韧性层间强度t0n=t0s=t0t=26.0MPa断裂韧性GIC=0.28N/mm;GⅡC=GⅢC=0.79N/mm2.2 有限元模型建立为了降低边界约束对试验结果的影响，本文在对复合材料层合板低速冲击部分建立有限元模型时，建立了试验中所有部件，即刚性底座、四个刚性压头、试验层合板、以及刚性冲头四部分,层合板子层选择沙漏增强的C3D8R单元；层间选择内聚力(CHO3D8)单元，其余全部选择离散刚体.为了保证接触区域分析精度，划分网格中部60×60区域内进行细化，其余部分按比例划分；四个刚性压头施加预紧位移0.015 mm，低速冲击的有限元模型如图2所示.图2 复合材料层合板低速冲击有限元模型2.3 数值仿真结果及讨论本文主要对冲击能量为19.3 J试验进行分析，图3中显示了数值计算和试验中冲击接触力随时间的变化曲线，从图3中可以看出冲击接触力峰值和试验值吻合的很好[11].图3 冲击能量为19.3 J下的接触力时间曲线图4为其各子层的基体损伤形状以及各层间分层，由图4可知，各层间的分层形状基本呈现对称的双叶形，即花生状，主轴方向沿着下层纤维的铺设方向，且靠近冲击背部的界面分层面积要大于靠近冲击点处的界面分层面积；基体损伤通常沿着该层纤维方向的带状分布，越是靠近冲击背部，基体开裂的长度越大，但发现靠近底层的铺层基体的方向沿着方向，其原因是因为其处在和之间，铺层角度变化最大，并且其下方有大面积分层出现，改变了该层的应力分布所致.图5所示冲击层合板后使用C扫描得到的分层面积，图6所示是使用绘图软件描边得到的数值计算和试验对比结果，从图5中可以看出分层面积在其沿长度和宽度的两方向上最大尺寸吻合的很好，但是整个投影面积有一定的误差，其试验投影面积最大值为4 000 mm2，图6是其数值计算的所有分层的投影面积，其值为4 450.9 mm2，其误差为11.3%.45°(45°/0°)45°(0°/-45°)-45°(-45°/90°)90°(90°)-45°(90°/-45°)0°(-45°/0°)45°(0°/-45°)图4 各子层的基体损伤形状以及各层间分层形状图5 试验分层面积图6 试验与数值计算分层投影面积对比3 结论本文基于损伤力学理论，建立了一个反映复合材料层合板面内和层间的三维渐进损伤的非线性损伤模型，研究了复合材料层合板在低速冲击作用下的层内和层间冲击响应下的非线性失效行为，可以得到如下结论：对于复合材料层合板面内损伤, 本文以改进的Hashin失效准则作为起始损伤准则，提出了一种基于能量释放率的损伤变量指数渐进演化模型，既描述了复合材料损伤的渐进失效过程，又避免了材料刚度突然下降导致刚度矩阵奇异的不足，同时引入特征长度来降低网格的依赖性，最终建立了单层板的渐进损伤非线性分析模型.针对层合板的层间损伤, 本文采用内聚力单元来模拟，通过结合传统的应力失效准则和断裂力学中的能量释放率准则定义了界面损伤演化规律.对试验结果进行对比分析，发现在冲击过程中，层合板最先产生的损伤形式是基体开裂和层间分层，并且是其能量消耗的主要表现形式，冲击造成的基体损伤，其方向一般沿纤维方向，并且越是靠近背部基体损伤较为严重，冲击造成的层间分层主要发生在不同铺层之间，一般呈现双叶形，即花生形，并且主轴沿着下子层的纤维方向，这与试验观察到的现象是一致的.参考文献：[1] TAN S C. A progressive failure model for composite laminates containing openings[J]. Journal of Composite Materials, 1991, 25: 556-577.[2] CHANG F C K. A progressive damage model for laminated composites containing stress concentrations[J]. Journal of Composite Materials, 1987, 21: 834-855.[3] CHANG K, LIU S, CHANG F. Damage tolerance of laminated composites containing an open hole and subjected to tensile loadings[J]. Journal of Composite Materials, 1991, 25: 274-301.[4] CAMANHO P P, DAVILA C G. Mixed-mode decohesion finite elements for the simulation of delamination in composite material[R]. NASA/TM-2002-211737, 2002: 1-37.[5] 张彦, 朱平, 来新民, 等. 低速冲击作用下碳纤维复合材料铺层板的损伤分析[J]. 复合材料学报, 2006, 23(2): 150-157.[6] 张彦, 来新民, 朱平, 等. 复合材料铺层板低速冲击作用下损伤的有限元分析[J]. 上海交通大学学报, 2006, 40(8): 1348-1353.[7] HASHIN Z. Failure criteria for unidirectional fiber composites[J]. Journal of Applied Mechanics, 1980, 47: 329-335.[8] ALFANO G. On the influence of the shape of the interface law on the application of cohesive-zone models[J]. Composites Science and Technology, 2006, 66(6): 723-730。
