温度-荷载耦合作用下玻璃纤维增强复合材料-泡沫夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型界面断裂试验

温度-荷载耦合作用下玻璃纤维增强复合材料-泡沫夹层结构
Ⅰ-Ⅱ混合型界面断裂试验
孙国庆;马亚利;霍瑞丽;刘伟庆;王璐
【摘要】复合材料夹层结构在长期的使用过程中发现界面剥离是夹层结构失效的常见模式之一,因此十分有必要研究不同温度条件下,玻璃纤维增强复合材料(GFRP)-聚氨酯泡沫夹层结构的Ⅰ-Ⅱ混合型界面断裂韧性.本项研究采用单臂弯曲试验(SLB)的方法测量GFRP-聚氨酯泡沫夹层结构的荷载-挠度曲线和裂纹扩展长度.试验结果表明:随着温度的升高,裂纹沿着界面扩展,芯材无破坏现象,极限承载力呈下降趋势.通过计算应变能释放率发现,随着温度的升高应变能释放率峰值呈上升趋势.运用界面裂纹扩展准则判定裂纹扩展符合理论要求.
【期刊名称】《南京工业大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2019(041)002
【总页数】8页(P179-186)
【关键词】复合材料;夹层结构;单臂弯曲试验(SLB);应变能释放率;裂纹扩展准则【作者】孙国庆;马亚利;霍瑞丽;刘伟庆;王璐
【作者单位】南京工业大学土木工程学院,江苏南京211800;南京工业大学土木工程学院,江苏南京211800;南京工业大学土木工程学院,江苏南京211800;南京工业大学土木工程学院,江苏南京211800;南京工业大学土木工程学院,江苏南京211800
【正文语种】中文
【中图分类】TB332
复合材料一般是指由两种或者两种以上的单一材料,通过物理方法或者化学方法复合而成的一种新型材料。

复合材料最早运用于航空航天工程,并且因其比强度高、质量轻、耐高温、耐腐蚀、耐疲劳、可设计性强等优异的性能被推广应用于工程领域。

在过去的20年中,复合材料夹层结构作为受力构件已广泛地应用于土木工程领域[1-4]。

复合材料夹层结构至少由3层材料构成,即由强度高且弹性模量大的上下面板材料以及轻质高强且厚度较大的芯层材料组成。

一般情况下,复合材料夹层结构与钢筋混凝土梁的受力方式类似,夹层结构上面板作用类似于钢筋混凝土梁的上部受压钢筋以承受压力作用为主,在计算夹层结构承载力时可简化为上面板全截面受压;夹层结构下面板作用类似于钢筋混凝土梁的下部受拉钢筋以承受拉力作用为主,在计算夹层结构承载力时可简化为下面板全截面受拉;夹层结构芯材作用类似于钢筋混凝土梁中和轴附近的斜截面受剪区以承受剪力作用为主,在计算夹层结构承载力时可简化为斜截面受剪。

尽管复合材料夹层结构性能优异,但复合材料夹层结构本身的缺陷阻碍了其进一步的推广应用。

国内外对复合材料夹层结构的研究[5-6]显示复合材料夹层结构在制造和使用过程中存在的缺陷主要有:①复合材料面板缺陷,②面板与芯材界面之间的黏结缺陷,③芯材缺陷。

其中由于面板与芯材界面之间存在的黏结缺陷容易引发夹层结构界面连接问题[7]。

在土木工程领域的实际应用中发现:复合材料夹层结构在制造和使用过程中不仅要承受力学荷载,而且由于构件长期处于温度变化的环境中(包括极端环境),还要承受温度对构件带来的影响。

由于面板与芯材的热膨胀系数相差很大,所以环境温差会使面板与芯材的界面黏结强度降低,致使构件原生的气孔、孔隙、微细裂缝等发生扩展,致使界面剥离,加速复合材料夹层结构的失效[8]。

因此，研究温度-荷载耦合作用下复合材料夹层结构的界面断裂具有重大的实际工程意义。

夹层结构界面剥离也被称作脱层,是指不同材料的界面黏结层处发生断裂,从而导致夹层结构的强度和刚度降低,引起局部应力集中,同时剥离边缘产生奇异应力场,致使界面剥离进一步扩展,最终导致结构破坏[9]。

夹层结构的界面问题决定了其本身的性能,因此复合材料夹层结构界面剥离问题作为复合材料领域研究的焦点,国内外科研机构开展了大量的研究工作并且获得了丰富的研究成果。

Avilés等[10]对不同的复合材料夹层结构进行了测压试验,试验中的复合材料夹层结构试件均以玻璃纤维增强复合材料(GFRP)为面板的原材料、而芯材则分别选用新型合成材料聚氨酯硬质泡沫和生长于美洲热带森林的巴尔沙木这两种不同的轻质材料为芯材的原材料。

试验研究表明:大多数构件在界面剥离区域发生局部屈曲,同时裂缝长度随着荷载的增加而快速增长,并且沿着垂直于所施加荷载的方向向面板边缘扩展。

通过对剥离界面的分析发现,界面剥离区域随着芯材密度的增加而减小,并且试件压缩强度随着界面剥离区域的扩大和芯材密度的增加呈加速下降趋势。

邵晟阳等[11]和Liu等[12]分别以GFRP层合板和垂直桁架式的夹层板为对象,研究在温度影响下的拉伸和压缩破坏形态,结果表明随着温度的升高构件的强度和刚度均呈不同程度的下降趋势。

但以上研究均只考虑单一的荷载或者温度对复合材料夹层结构的性能影响,不符合工程实际应用环境。

Wang等[13]提出了温度对GFRP-泡沫夹芯管轴压破坏模式有重大的影响,并分析了破坏模式以及极限荷载与温度之间的关系。

2005—2011年,文献[14-19]研究了层合结构在低温作用下的Ⅰ型(张开型)、Ⅱ型(滑移型)和混合型界面断裂模式的剥离情况,分析了温度对不同模式下剥离的影响,提出伴随着试验温度的不断降低层合结构的界面应变能释放率反而逐步升高。

该科研团队又进一步研究了层合结构在低温作用下的Ⅱ、Ⅲ型(撕裂型)疲劳荷载以及混合型疲劳荷载下的界面剥离机制。

研究表明:低温-疲劳荷载下的分层生长率远低于常温情况下的分层生长率,但是应变能释放率却随着温度的降低而升高。

文献[14-19]的研究主要侧重于层合板在低温环
境下的界面剥离,并且研究分析了不同断裂模式下的界面剥离机制,但未涉及复合材
料夹层结构在温度-荷载耦合作用下的剥离情况,不符合一般土木工程中夹层结构的实际使用环境。

陈浩等[20]通过温度-荷载耦合作用下GFRP-泡沫夹层结构I型断
裂试验研究发现：随着温度升高GFRP-泡沫夹层结构的力学性能呈下降趋势,并且
当温度升高并达到玻璃化转变温度时,I型裂纹扩展变的极其不稳定。

同时,夹层结
构的界面应变能释放率随着温度的升高而增大,并运用应变能释放率断裂准则论证
了裂纹扩展符合理论要求。

马亚利等[21]通过温度-荷载耦合作用下GFRP-泡沫夹
层结构Ⅱ型界面断裂试验研究分析,得出随着温度升高界面应变能释放率呈下降趋势,结构极限承载力逐渐减小,并且裂纹扩展越来越不稳定。

陈浩等[20]和马亚利等[21]对复合材料夹层结构界面剥离的研究充分考虑了构件的实际服役环境,并对Ⅰ型、Ⅱ型界面断裂做了完善的理论和试验研究。

但对温度荷载耦合作用下界面断裂模式研究不全面,在实际工程中,复合材料夹层结构往往不会发生单一的Ⅰ型或者Ⅱ
型界面断裂,常见的是Ⅰ型和Ⅱ型并存的断裂模式,因此对复合材料夹层结构进行Ⅰ-Ⅱ混合型界面断裂的研究是十分必要的。

本文对GFRP-泡沫复合材料夹层结构试
件进行单臂弯曲试验(SLB),根据试验结果分析夹层结构的Ⅰ-Ⅱ混合型界面断裂行为,计算夹层结构的Ⅰ-Ⅱ混合型界面应变能释放率,并判定不同温度下测得的应变能释放率是否满足界面裂纹扩展准则。

1 试验
1.1 材料特性
本文SLB试验所制备的GFRP-泡沫复合材料夹层结构试件由面板纤维-玻璃纤维布、胶黏剂-乙烯基酯树脂(热固性树脂)和芯材-聚氨酯泡沫3相材料组成。

夹层结构面板制作所用玻璃纤维布选用双轴向E型无碱玻璃纤维布,由常州颖源化工有限公司
生产,面密度为800 g/m2;夹层结构芯材制作所用泡沫选用聚氨酯硬质泡沫,由无锡市科招聚氨酯材料有限公司生产,密度为100 kg/m3;夹层结构所用胶黏剂选用HS-
2100型间苯二甲酸不饱和聚酯树脂,由常州华科树脂有限公司生产[20];以过氧化甲乙酮作为引发剂，促进剂主要以异辛酸鉻和苯乙烯为原料。

表1为所用玻璃纤维
和聚氨酯泡沫的基本性能参数以及基体材料的性能参数[22]。

表2为乙烯基酯树脂980的物理特性[22]。

表1 材料性能参数Table 1 Material properties材料纵向弹性模量/GPa纵向泊
松比剪切弹性模量/GPa热膨胀系数/(10-5 m·K-1)密度/(kg·m-3)厚度/mm玻璃
纤维0°/90°73.0000.2030.20.552 5500.120乙烯基酯树脂
9803.0000.353.26.001 1000.667聚氨酯泡沫 0.015 0.3037.5010050.000
表2 乙烯基酯树脂980物理特性Table 2 Physical properties of 980 vinyl ester resin混合度(主剂为固化剂)混合黏度/(MPa·s) 2∶120 000
对本文SLB试验中夹层结构试件芯材不同温度下的力学性能进行测定,严格按照材
料性能测定标准《硬质泡沫塑料拉伸性能试验方法》(GB 9641—1988)[23] 和《硬质泡沫塑料压缩性能的测定》 (GB/T 8813—2008)[24],取标准立方体试块测
得其在不同温度下的力学性能,如表3所示[25]。

GFRP层合板拉伸和压缩试验根据规范《纤维增强塑料拉伸性能试验方法》(GB/T 1447—2005)[26]、《Standard Test Method for Tensile Properties of Polymer Matrix Composite Materials》(ASTM D3039/D 3039M—2007)[27] 和《纤维增强塑料压缩性能试验方法》(GB/T 1448—2005)[28] 进行,其中压缩试块尺寸取10 mm×10 mm×30 mm,测
得其在不同温度下的力学性能,如表4所示[25]。

本文夹层结构试件采用的芯材-聚氨酯泡沫和面板-GFRP片材的玻璃化转变温度分别为69.36和85.38 ℃[22]。

表3 泡沫力学性能参数Table 3 Material properties of foams MPa温度/℃压缩强度压缩模量拉伸强度拉伸模量
300.4412.050.3012.59500.358.290.2911.85700.347.140.279.2990
0.306.210.188.49
表4 GFRP力学性能参数Table 4 Material properties of GFRP MPa温度/℃压
缩强度压缩模量拉伸强度拉伸模量
30167.216.87306.413.2550157.156.33298.812.487093.084.90280.810.39907 9.124.71240.07.84
1.2 试件设计
对于夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型断裂,根据《Standard Test Method for Mixed Mode I-Mode II Interlaminar Fracture Toughness of Unidirectional Fiber Reinforced Polymer Matrix Composites》(ASTM.D6671/D 6671 M—2006)[29],采用单臂弯曲试验(SLB),试件尺寸如图1(a)所示。

本文所设计的GFRP-泡沫夹层结构试件采用手糊工艺进行制备,具体方法如下:夹层结构的芯材选用密度
为100 kg/m3的聚氨酯泡沫材料,清除泡沫芯材上表面杂物后涂抹树脂,芯材表面
树脂厚度要整体均匀,并采用沿泡沫芯材长度方向的一端平铺一层长度为50 mm、厚度为13 μm聚四氟乙烯薄膜的方法[21],来设置加载装置的支撑点和模拟夹层结构制作过程中造成的界面黏结缺陷,然后在泡沫芯材的上表面将两层事先裁剪好的0°/90°玻璃纤维布拉直铺平来制作上面板[25],每层玻璃纤维布均匀涂抹树脂并平
整面层,通过观察和检验树脂完全固化后将其翻面,在泡沫芯材的下表面按照同样的
方法但不铺设聚四氟乙烯薄膜直接铺设两层0°/90°玻璃纤维布制作下面板,在25 ℃的标准环境下进行养护并固化成型且在养护前半段时间辅以热风养护。

夹层结构成型后,按图1(a)所示的详细尺寸加工SLB试验试件,注意细部处理和表面光洁,试验的构件如图1(b)所示,4种温度下的夹层结构SLB试验试件同取5个。

图1 SLB试验试件Fig.1 Single leg bending specimen
1.3 试验装置及步骤
对GFRP-泡沫夹层结构在30、50、70、90 ℃下进行SLB剥离试验。

试验中,加载装置采用CMT5205型微机控制电子万能试验机,最大荷载200 kN;加热装置为
GDX300型号试验机高低温箱,温度量程为-70～350 ℃(图2)。

由于试件整体达到热平衡需要一段时间,因此在温度箱内放入参考件,并在参考试件中心埋入WZPT-10型热电偶,将热电偶与TS-MD814-01-23-HL型智能巡检仪连接,对试件进行温度监控,本文认为参考试件和加载试件的温度相同。

图2 试验装置Fig.2 Test device
SLB试验中,支座宽度为60 mm、跨度为230 mm,使用宽度为60 mm的加载头在试件跨中施加竖向荷载,加载过程中试件始终保持水平,试验装置如图3所示。

在试件侧面粘贴标记刻度尺以观测裂纹的扩展情况。

在温度箱中放入已安装好热电偶的参考试件,对试件进行加载前先升温至指定温度,待温度检测仪显示稳定后恒温30 min,因此可以认为试件的整体温度已达到指定温度,并开始施加荷载。

试验采用位移控制的加载方式,加载速度为2 mm/min。

试验过程中,荷载与跨中挠度将由试验设备进行跟踪采集,并配备智能摄像机全程对裂纹扩展行为进行录制。

图3 SLB加载装置Fig.3 Test set-up of SLB tests
2 结果及分析
2.1 破坏形态
通过GFRP-泡沫夹层结构试件的SLB试验发现:当温度为30 ℃时,界面裂纹扩展易出现失稳现象,首先加载初期裂纹不扩展,但随后当荷载达到某一值后,界面裂纹迅速撕裂,裂纹扩展失稳;当温度逐渐上升,界面裂纹扩展趋于稳定;当温度达到90 ℃时,界面裂纹扩展稳定,此时聚氨酯泡沫和玻璃纤维增强树脂均达到了玻璃化转变温度,界面裂纹缓慢连续扩展;在不同温度下,裂纹均沿着界面扩展,且芯材未发生剪切破坏,夹层结构SLB试验试件一般破坏模式如图4所示。

图4 试件破坏模式图Fig.4 Failure mode of specimens
2.2 荷载-挠度曲线
图5 SLB试件荷载-跨中挠度曲线Fig.5 Load-deflection curves of SLB
specimens
图5给出了GFRP-泡沫复合材料夹层结构在4种不同温度条件下SLB试验的荷载-跨中挠度曲线。

图5结果表明:相同挠度下,随着温度的升高,荷载呈逐步下降趋势,
且温度越高,构件的承载能力越低。

相对于试件在30 ℃作用下的最大荷载,在50、70和90 ℃环境下试件最大荷载分别下降了15.3%、33.3%和44.6%。

同时,极限荷载随着温度的升高,有向右偏移的趋势。

SLB试件的刚度也随着温度的升高而逐
渐降低,且破坏模式由脆性破坏转变为塑性破坏。

2.3 荷载-裂纹长度曲线
图6给出了本文SLB试验中夹层结构试件的荷载-裂纹扩展长度曲线。

此处裂纹长度a取预裂纹长度40 mm和测出的扩展长度之和。

试件加载过程中,当温度为30 ℃时,裂纹扩展很不稳定,在最大荷载处出现裂纹,并迅速扩展。

当温度为50和70 ℃时,由于SLB试件刚度变小,聚氨酯泡沫逐渐达到玻璃化转变温度,裂纹扩展不稳定情况有所改善。

当温度达到90 ℃时,裂纹扩展较为稳定,这是因为聚氨酯泡沫和玻璃
纤维增强树脂均达到了玻璃化转变温度,树脂开始由玻璃态向高弹态转变,从而增加
了GFRP面板与泡沫芯材之间的黏性。

同时SLB试件刚度的减小也是造成此现象
的因素。

图6中曲线表明:当温度上升时,达到相同裂纹的荷载逐渐下降,说明GFRP 面板和泡沫芯材的界面黏结性能下降,当达到玻璃化转变温度90 ℃时,下降更加明显。

与Ⅰ型和Ⅱ型界面剥离形态不同的是当温度达到玻璃化转变温度时,加载过程
中并未出现芯材破坏的现象。

图6 SLB试件的荷载-裂纹长度曲线Fig.6 Loading-crack length curve of SLB specimens
2.4 应变能释放率计算
为避免GFRP-泡沫复合材料夹层结构在实际工程应用中因发生Ⅰ-Ⅱ混合型界面裂纹扩展而破坏,因此夹层结构在使用前需通过理论计算确定夹层结构界面裂纹扩展
力即界面应变能释放率,且界面应变能释放率会随着裂纹的扩展而变化。

以经典板理论[30]为基础对SLB试验数据进行分析并计算Ⅰ-Ⅱ混合型界面应变能释放率(GⅠ-Ⅱ),此方法用到真实观测值的跨中挠度(δ)、荷载(P)及相应的裂纹扩展长度a,图7为SLB试件计算模型。

图7 SLB测试的坐标系和命名定义Fig.7 Coordinate system and nomenclature definition for the SLB test
上面层未发生裂纹的单位宽度有效弯曲刚度(DT)为
(1)
式中:Ef为面层弹性模量,t为面层厚度。

对于上下面层相同的夹层结构,其单位宽度抗弯刚度D为
(2)
式中:Ec为芯层的弹性模量,h为芯层的厚度。

应用经典板理论可求得SLB试件的柔度(C)为
(3)
式中:b为试件的宽度,L为试件跨度的一半,R=D/DT为夹层结构刚度和上表面有效刚度的比值。

应变能释放率(GⅠ-Ⅱ)可通过对柔度求导得到[31],如式(4)所示。

(4)
将式(3)代入式(4)得
(5)
柔度为跨中挠度和荷载的比值,即C=δ/P,将式(3)代入式(5)得
(6)
图8为GFRP-泡沫复合材料夹层结构在4种不同温度下的Ⅰ-Ⅱ混合型界面应变能释放率随裂纹扩展长度的变化情况。

图8中结果表明:在温度50、70和90 ℃时,随着温度的升高,应变能释放率逐渐增加,且增长的速率也随着温度的上升而加快;当温度为30 ℃时,由于裂纹扩展不稳定,伴有撕裂行为,故其应变能释放率迅速达到峰值后急剧下降;当温度为50和70 ℃时,裂纹扩展不稳定现象逐步改善;当温度升至90 ℃时,虽然裂纹扩展较为稳定,但其各组分材料达到玻璃态转变温度并且树脂由玻璃态向高弹态转变,界面应变能释放率随裂纹长度变化不稳定。

除温度为30 ℃时之外,其余温度条件下,夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型界面应变释放率随裂纹扩展长度的变化情况与Ⅰ型界面剥离相似,峰值呈上升趋势。

因此,不同温度下SLB试件刚度以及GFRP面板和聚氨酯泡沫的玻璃化转变温度是影响应变能释放率的主要因素。

图8 应变能释放率-裂纹长度曲线Fig.8 Curves of strain energy release vs crack length
3 界面裂纹扩展准则
复合材料夹层结构的界面裂纹扩展行为与断裂力学中的裂纹扩展行为类似,本文根据断裂力学的方法来研究复合材料夹层结构的界面裂纹扩展行为,采用临界应变能释放率作为GFRP-泡沫复合材料夹层结构的界面裂纹扩展准则。

根据断裂力学,当裂纹应变能释放率达到或超过材料的临界应变能释放率时,裂纹将发生扩展,因此界面裂纹扩展准则为
Gi≥Gic(i=Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ)
(7)
式中:Gi为i型裂纹应变能释放率；Gic为材料的i型临界应变能释放率,i=Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ分别表示Ⅰ型、Ⅱ型、Ⅲ型裂纹。

对于Ⅰ-Ⅱ混合型裂纹,采用界面裂纹线性扩展准则作为判断依据,即
(8)
式中:GⅠ和GⅡ分别为Ⅰ-Ⅱ混合型裂纹的Ⅰ型裂纹和Ⅱ型裂纹应变能释放率，GIc 和GIIc分别为其Ⅰ型裂纹和Ⅱ型裂纹临界应变能释放率。

一般情况下,本文研究的复合材料夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型断裂问题应当精确计算出应变能释放率的相应分量,即I型裂纹应变能释放率GⅠ、Ⅱ型裂纹应变能释放率
GⅡ。

一般需要使用基于虚裂纹闭合技术的有限元方法来计算应变能释放率,虽然可以得出精确解,但计算工作量十分巨大,使用十分不便。

但在夹层结构SLB试验中发现,Ⅰ-Ⅱ混合型应变能释放率中的Ⅰ型裂纹应变能释放率GⅠ和Ⅱ型裂纹应变能释放率GⅡ存在一个比值关系[32],且以Ⅰ型裂纹应变能释放率为主。

本文所进行的SLB试验发现,夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型界面应变释放率随裂纹扩展长度的变化情况与Ⅰ型界面剥离相似,验证了夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型断裂以Ⅰ型断裂为主。

对于夹层结构SLB试件,基于虚裂纹闭合技术有限元法,GⅠ、GⅡ和GⅠ-Ⅱ的关系为
GⅡ=0.25GⅠ
(9)
GⅠ-Ⅱ=GⅠ+GⅡ
(10)
将式(9)和(10)联立,可求得GⅠ和GⅡ。

由于临界应变能释放率GIc和GIIc是材料的固有特性,取决于材料的成分和组织结构,与材料的形状和尺寸无关,故可对同一批次制备的相同材料的GFRP-泡沫复合材料夹层结构分别进行双悬臂梁试验(DCB)和
端部开口弯曲试验(ENF)试验从而获得该结构的Ⅰ型和Ⅱ型临界应变能释放率。

陈浩等[20]和马亚利等[21]采用和本文相同的GFRP-泡沫复合材料夹层结构构件分别进行了DCB和ENF试验,测得了GFRP-泡沫夹层结构的纯Ⅰ型和纯Ⅱ型临界应变
能释放率GIc和GIIc。

利用式(6)、(9)和(10)计算出应变能释放率GⅠ和GⅡ(此处取裂纹长度为50 mm处的应变能释放率),计算结果如表5所示,可以看出每一温度下试验所测得的应变能释放率均满足界面裂纹扩展准则,裂纹失稳破坏,符合理论要求。

表5 Ⅰ-Ⅱ混合型裂纹扩展判断Table 5 Judgment o f Ⅰ-Ⅱ hybrid crack propagation温度/℃GⅠ/(N·m-1)GⅡ/(N·m-1)GIc/(N·m-1)GIIc/(N·m-
1)GⅠ/GIc+GⅡ/GIIc 30150.5037.639.591 37215.72 5067.8616.9722.431 2623.04 7083.1720.7927.387783.06 90129.7032.4220.257096.45
4 结论
1)通过对GFRP-泡沫复合材料夹层结构试件SLB试验的分析研究,发现温度影响夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型界面断裂行为。

当温度为30 ℃时,界面裂纹扩展极其不稳定,瞬时撕裂,且温度越高,这种现象越不明显并且裂纹扩展趋于稳定,这是由于SLB试件刚度的减小而导致的;当温度达到90 ℃时,界面裂纹缓慢连续扩展。

这是因为达到GFRP玻璃化转变温度后,树脂转为玻璃态并向高弹态转变,因此增加了GFRP面板
与泡沫芯材之间的黏性。

GFRP-泡沫复合材料夹层结构在不同温度下的SLB试验,
裂纹均沿着界面扩展,芯材无破坏现象。

2)通过分析荷载-挠度曲线发现,当温度逐渐升高时,荷载呈现下降趋势,且GFRP-泡
沫复合材料夹层结构的刚度也逐渐减小。

3)通过分析荷载-裂纹长度曲线发现,当温度上升时,达到相同裂纹所需的荷载逐渐下降,说明GFRP面板和泡沫芯材间的界面黏结性能下降,当达到玻璃化转变温度90 ℃时,下降更加明显。

GFRP-泡沫复合材料夹层结构Ⅰ-Ⅱ混合型断裂以Ⅰ型断裂为主。

4)通过研究应变能释放率与裂纹扩展长度之间的关系,发现不同温度条件下影响夹层结构界面应变能释放率的主要因素有芯材-聚氨酯泡沫和面板-GFRP片材的玻璃化转变温度以及夹层结构试件的刚度。

5)运用界面裂纹扩展准则判定每一温度下试验所测得的应变能释放率均满足界面裂纹扩展准则,符合理论要求。

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