Механика композитных материалов 3 1980

костей для углепластика, вызванное температурой разогрева. Получено, что изменение жесткости для стеклопластика не превышает 3 %, а для углепластика оно в пределах 1%. Следовательно, падение жесткости, связанное в основном с накоплением повреждений, отражает развитие усталостного разрушения. Интересно отметить, что повреждаемость для углепластика изменяется в пределах 0 ,1 —0 ,2 , а для стеклопластика — 0,2—0,5, в зависимости от наработанного числа циклов. Аналогичные данные представлены в работах [3, 4].

Изучение кинетики изменения жесткостей (см. рис. 2) показало, что наиболее интенсивно оно падает в течение первой тысячи циклов. В дальнейшем скорость падения модуля упругости уменьшается, а абсо­ лютная величина изменения жесткости возрастает и зависит от нарабо­ танного числа циклов. Поэтому для оценки работоспособности данных материалов использовали изменение жесткости за один цикл ДE/N. За­ висимость AE/N от выносливости Np в логарифмических координатах имеет вид прямых (рис. 4). Аналитически они описываются уравнением

Ig(AEjN) =a — b lg JVP,

откуда имеем:

NP=A{AE/N)-'. (1)

Здесь для углепластика коэффициенты равны: а = 7,1; Ь = 0,9; А = 2760;

с= 1; для стеклопластика: а = 7,5; Ь = 1,1; А = 1530; с= 0,9. Следовательно, для изученных композитных материалов можно прог­

нозировать выносливость по результатам кратковременных испытаний на усталость с определением изменения жесткости за один цикл с помо­

щью выражения (1 ).

При сравнении усталостных кривых углепластика, стеклопластика и эпоксидной смолы с наполнителями и без них (рис. 5) виден их одинако­ вый прямолинейный характер. Кривизна усталостных кривых, как из­ вестно [5 ], определяется температурой разогрева, влияние которой для изученных материалов незначительно. Усталостная прочность их раз­ лична как по абсолютным, так и по относительным величинам. Для угле­ пластика усталостная прочность при базе испытания 1 0 6 циклов равна 35 кгс/мм2, а коэффициент нагружения [6 ] у = аа/оР = 0,47. Аналогичные

тика в 13—14 раз больше, чем эпоксидной смолы ЭД-20. Таким образом, усталостная прочность данного стеклопластика примерно равна сопро­ тивляемости циклическому нагружению стекловолокнистого материала (см. [6 ]) АГ-4-С, а углепластика — выше, чем аналогичного материала с полиамидным наполнителем, для которого у = 0,25 при 107 циклах (см. [7]).

Для клеевых соединений планера, работающих в условиях перемен­ ного деформирования, используются эпоксидная смола с наполнителями в виде ZnO и стеклянных микросфер диаметром 3—4 мкм. Усталостные кривые для этих материалов представлены на рис. 5 (кривые 4, 5). Уста­ лостная прочность при базе испытаний 10б циклов для ЭД-20 +микро­ сферы и ЭД-20+ 20% ZnO равна 1 , 0 и 1 , 2 кге/мм2, а у = 0,4 и 0,27 соот­ ветственно. Тот факт, что плотность эпоксидной смолы с микросферамн почти вдвое меньше, указывает на целесообразность ее использования.

Для стеклопластика изучалось влияние масштабного фактора на усталостную прочность (см. табл.). Полученные данные показывают, что при увеличении момента сопротивления путем повышения толщины об­ разца почти втрое статическая прочность при изгибе уменьшается па 10%, а усталостная — на 45%• Увеличение момента сопротивления в 28 раз приводит к уменьшению статической прочности уже на 70%. По­ скольку высота и ширина по-разному влияют на прочность при изгибе [8 ] и, как следствие, на усталостную прочность, необходимы исследова­ ния влияния масштабного фактора на сопротивляемость циклическому деформированию по более широкой программе.

Экспериментально установлено, что усталостное разрушение изучен­ ных эпоксидных смол происходит от напряжений растяжения, что согла­ суется с тем, что предел прочности на растяжение в два-три раза меньше прочности на сжатие [3]. Появление микротрещин в зоне максимальных напряжении растяжения из-за хрупкости материала приводит к мгновен­ ному разрушению всего образца.

Известно [9], что разрушение стеклопластика при циклическом де­ формировании может произойти от разрыва растянутых волокон, вслед­ ствие сдвига или достижения предела прочности на сжатие. Испытания стеклопластика с эпоксидной матрицей, армированного стеклоровингом. на консольный изгиб показали, что он более чувствителен к цикличе­ скому сжатию, так как предел прочности на растяжение волокнистых стеклопластиков в два-три раза больше, чем на сжатие [10]. При фрактографическом изучении поверхностей разрушения установлено, что после некоторого числа циклов деформирования (примерно 70% выносли­ вости) со стороны сжимающих напряжений появляется зона с повреж-

По теории наибольших касательных напряжений связующее перейдет в пластическое состояние при кольцевых напряжениях, равных:

От

Так, например, по уравнению (6 ) сжимающее напряжение, при котором произойдет потеря упругих свойств связующего в эпоксидном стекло­ пластике (До = 4000 МПа; £ а= 90 000 МПа; ца= 0,22, цс = 0,3, F&= 0,7 и

сг = 150 МПа), будет равно: cr=*Q-g-~300 МПа. Однако прочность этого

композита при двухосном сжатии в трансверсальной плоскости состав­ ляет 1200—1300 МПа, что значительно превышает расчетные напря­ жения. __

Для РАСО с i / R x 0,1, где t и R — толщина и радиус оболочки, свя­ От *2 /

R

= 60 МПа. Но подобные оболочки также могут выдерживать значи­ тельно большие давления [1, 2]. Следовательно, в материале стенки РАСО кольцевые напряжения, возникающие от действия внешнего дав­ ления, могут существенно превышать предел текучести связующего. Од­ нако его выдавливания (экструзии между волокнами) не происходит из-за наличия сил сцепления связующего с поверхностью наполнителя. В результате этого радиально ориентированные волокна растягиваются. При достижении предела прочности происходит разрыв волокон. Дейст­ вительно, однонаправленный стеклопластик имеет чрезвычайно разви­ тую поверхность контакта составляющих компонентов, и связующее, на­ ходящееся в виде тонкой пленки, обволакивающей волокна, способно передавать значительные растягивающие напряжения.

Если справедлива рассмотренная схема нагружения композитного материала стенки РАСО, то исходная прочность арматуры должна са­ мым непосредственным образом влиять на прочность композита при двухосном сжатии в трансверсальной плоскости. Учитывая также, что прочность стеклянных волокон существенно зависит от их диаметра, можно предположить, что прочность стеклопластика будет зависеть и от диаметра армирующих волокон.

Были изготовлены однонаправленные призматические стеклопластпковые образцы на основе связующего ЭДТ-10 и стеклянных волокон раз­ личного диаметра (10, 13, 16 и 20 мкм) и различной исходной прочности (2500, 3000, 4000 и 4700 МПа). Испытания проводили в специальном устройстве на двухосное сжатие [8 ].

Из приведенных на рис. 1 данных видно, что прочность композита при двухосном сжатии растет с увеличением исходной прочности стек­ лянных волокон и с уменьшением их диаметра.

Поскольку одновременно с изменением прочности наполнителя ме­ нялся и его модуль упругости, могло оказаться, что на прочность компо­ зита влияет также модуль Юнга стекловолокна. Для проверки этого предположения были испытаны на двухосное сжатие композиты на ос­ нове волокон примерно с одинаковой исходной прочностью, по с заве­ домо различным модулем упругости. Прочность этих стеклопластиков оказалась практически одинаковой. Следовательно, модуль упругости стеклянных волокон не оказывает влияния на прочность композита, и поэтому критерий максимальных удлинений вряд ли применим для объ­ яснения механизма разрушения однонаправленного стеклопластика при двухосном сжатии в трансверсальной плоскости.

Исследуя влияние диаметра армирующих волокон на прочность композита, необходимо отметить, что, помимо повышенной прочности

тонких волокон, опреде­ ленную роль в данном случае могла сыграть и степень развитости по­ верхности контакта ком­ понентов. В стеклоплас­ тике на основе армирую­ щих волокон меньшего диаметра создаются более благоприятные условия для передачи связующим растягивающих напряже­ ний на стекловолокна. Та­ ким образом, проведен­ ные эксперименты под­ тверждают предположе­ ние о том, что арматура в композитном материале стенки РАСО подвержена растягивающим нагруз­ кам.

Вследствие столь не­ обычной нетрадиционной

схемы нагружения стеклопластика правильный выбор композита может оказаться решающим для реализации преимуществ радиального арми­ рования.

Впоследние годы для создания высокопрочных композитов были предложены некоторые теоретические соотношения между упругопроч­ ностными и геометрическими параметрами исходных компонентов.

Вчастности, в работе [9] предложена довольно простая система условий монолитности, полученная для простейшей модели однонаправ­ ленного стеклопластика. Позднее были получены условия монолитности для более широкого круга стеклопластиков при различных видах дефор­ маций [10—12]. Однако эти рекомендации вряд ли применимы для созда­ ния высокопрочного при двухосном сжатии в трансверсальной плоскости стеклопластика, так как связующее в композитном материале РАСО ра­ ботает в пластической области.

На прочность стеклопластика в той пли иной степени влияют все ос­ новные упругопрочностные свойства исходных компонентов, а также условия их взаимодействия на границе раздела. По этой причине оценка одновременного влияния основных переменных параметров на прочность однонаправленного стеклопластика при двухосном сжатии в трансвер­ сальной плоскости имеет первостепенное значение, так как позволяет выделить из многих параметров главные. Для такого исследования был применен математический метод активного планирования эксперимента.

В связи с большим числом переменных исследование проводили с ис­ пользованием дробного факторного эксперимента (ДФЭ) типа А= = 2'1 - 1 = 24 - 1 = 23, где N — число строк в матрице; п — число перемен­ ных параметров в матрице. В качестве выходного параметра служила прочность однонаправленного стеклопластика при двухосном сжатии в трансверсальной плоскости оХ!), входными параметрами были исходная прочность арматуры аа. когезионная прочность связующего стс и его уд­ линение ес, а также адгезионная прочность связующего к стеклянному волокну ТадгЭти переменные параметры, на наш взгляд, должны в ос­ новном определять прочность композита при двухосном сжатии.

При построении матрицы планирования определен основной уровень и шаг варьирования для каждого параметра (табл. 1). Варьирование

прочности арматуры осуществлялось за счет использования стеклянных волокон с одинаковым модулем упругости, но с различной прочностью при растяжении. Адгезионная прочность связующего к стекловолокну изменялась путем использования наполнителей, обработанных замасливателями «парафиновая эмульсия» и кремнийорганическим № 80. Были выбраны также четыре типа связующих, два из которых обладали при­ мерно одинаковой когезионной прочностью, но имели существенно раз­ личное удлинение, два других — примерно одинаковое удлинение, но различную когезионную прочность.

На основании результатов многофакторного эксперимента получено следующее уравнение регрессии:

Оху = Ю072,62 + 88,25тадг+838,63<7а + 57,81ас + 125,75ес +

"Ь 53,75таДг *(Та~Ь 4 1тадг 65,875тадг£с»

где^аХу — приведенная прочность композита при двухосном сжатии; 0 а, 0 с — приведенная прочность арматуры и связующего соответственно; Тадг — приведенная адгезионная прочность связующего к стекловолокну; ei — приведенное относительное удлинение связующего. Из уравнения видно, что на прочность однонаправленного стеклопластика при двухос­ ном сжатии в трансверсальной плоскости наибольшее влияние оказы­ вает исходная прочность стеклянного волокна, в то время как влияние переменных параметров, характеризующих упругопрочностные свойства связующего и его адгезию к стеклу, незначительно.

Поскольку уровень варьирования каждого переменного выбирался различный, для наглядности был оценен удельный вклад каждого фак­ тора в прочность композита с учетом его шага варьирования и коэффи­ циента значимости в уравнении регрессии. Степень влияния переменных параметров на прочность стеклопластика неодинакова. Так, удельным вклад в прочность сга равен 95,04%, ес — 2,03%, тадг — 1,07% п 0 С— 0,45%.

В дальнейшем при проведении однофакторных экспериментов, в ко­ торых диапазон варьирования переменных параметров был значительно расширен, эта зависимость сохранилась. Так, например, прочность композитов при двухосном сжатии на основе связующих с резко различ­

одинаковой (табл. 2). В обоих случаях Использовался один и тот же стеклонаполнитель.

В последние годы очень остро встала проблема реализации высокой исходной прочности наполнителя в композите. Согласно условиям моно­ литности существующие в настоящее время связующие и аппретирую­ щие составы далеки от тех требований, которые предъявляют к ним но­ вые виды высокопрочных армирующих волокон [10—12]. Следствием этого является низкий коэффициент использования арматуры в компо­ зите. Однако, как оказалось, этот вывод не распространяется на обо­ лочки с радиальной схемой армирования. При изготовлении РАСО в принципе могут быть использованы армирующие волокна с очень вы­ сокой исходной прочностью, при этом связующее не обязательно должно иметь высокие упругопрочностные характеристики. В этом плане ра­ диально армированные оболочки имеют преимущество перед всеми дру­ гими известными конструкциями из армированных пластиков.

В настоящее время все более широко начинают применяться новые виды волокнистых наполнителей и в частности углеродные и органиче­ ские волокна. Поэтому представляло интерес оценить возможность при­ менения этих видов волокон в качестве наполнителя композитного мате­ риала, работающего в условиях двухосного сжатия. Были изготовлены и испытаны на двухосное сжатие однонаправленные композиты на основе углеродных и органических волокон. Из приведенных на рис. 2 данных видно, что органические волокна (которые до последнего времени при­ менялись в основном для изготовления конструкций, работающих в условиях растяжения) могут найти применение при создании радиально армированных оболочек, работающих в условиях всестороннего сжатия.

Таким образом, для создания высокопрочного при двухосном сжатии композитного материала оболочки с радиальной схемой армирования необходимы волокнистые наполнители с высокой исходной прочностью при растяжении. Несмотря на то, что в последние годы наметилась тен­ денция перехода на армирующие волокна повышенного диаметра, при изготовлении радиально армированных оболочек предпочтительнее ис­ пользовать волокна малого диаметра. Высокую реализацию исходной прочности арматуры в композитном материале стенки оболочки с ради­ альной ориентацией наполнителя в принципе обеспечивает даже самое дешевое и доступное связующее, причем его адгезионная прочность к на­ полнителю не оказывает существенного влияния на прочность компо­ зита. Однако для создания оболочки с высокой несущей способностью этих условий недостаточно.

До сих пор рассматривалась лишь одна возможная причина разру­ шения оболочки — разрушение от потери несущей способности мате­ риала при действии кольцевых сжимающих напряжений. Но оболочка, загруженная внешним давлением, может разрушиться и от потери устой­ чивости. Критическое давление, вызывающее потерю устойчивости обо­ лочки, будет существенным образом зависеть от модуля упругости мате­ риала в тангенциальном направлении. Для случая РАСО — это модуль упругости Е однонаправленного стеклопластика в поперечном направ­ лении. Для высоконаполненного композита можно записать [8 ]: E = EC/FC, где Ес — модуль упругости связующего; Fс — относительное содержа­ ние связующего в композите.

Следовательно, для создания радиально армированных оболочек с повышенной жесткостью желательно использование высоконаполненных армированных пластиков на основе высокомодульных связующих. Од­ нако наиболее эффективным методом повышения жесткости оболочки представляется традиционный способ увеличения устойчивости оболо­ чечных конструкций. Имеется в виду использование различных подкреп­ ляющих элементов (ребер, колец жесткости и т. д.). Перспективным в