Введение

Композиционные материалы, без сомнения, можно отнести к категории наиболее востребованных продуктов современного промышленного производства. В первую очередь их применяют в высокотехнологичных отраслях, в том числе авиационно-космической [1].

Рост объемов применения полимерных композиционных материалов (ПКМ) нового поколения в конструкциях авиационной техники (АТ) актуализирует и выводит на первый план обеспечение ее безопасности, надежности и экономической эффективности. При этом значительно увеличивается объем работ, связанных с ее обслуживанием и ремонтом. Одной из причин роста является особенность ПКМ – их высокая «чувствительность» (снижение показателей прочности) к ударным воздействиям, характерным для эксплуатации АТ в различных климатических условиях [2–28]. Следует отметить, что отсутствуют статистические данные по изменению свойств ПКМ нового поколения при эксплуатации в составе конструкции АТ, что делает невозможным прогнозирование поведения ПКМ при их эксплуатации. При этом сведения об изменении механических свойств ПКМ нового поколения в реальных условиях эксплуатации представляют большой интерес для специалистов различного профиля [29, 30]

С учетом вышеизложенного проведены работы по исследованию свойств ряда ПКМ авиационного назначения с механическими повреждениями в различных климатических условиях. В работах [16–18, 25] представлены результаты, которые показали, что в монолитных образцах с механическими повреждениями коэффициент диффузии и предельное влагонасыщение возрастают на 20–70%. При этом после экспонирования в течение 6–18 мес в четырех климатических зонах разрушающее напряжение при сжатии уменьшается на 5–7%. Проведенные исследования также показали, что на начальном этапе экспонирования пяти марок ПКМ среднее изменение коэффициента диффузии влаги в 5 раз больше, а после 18 мес экспонирования – в 3 раза превышает изменение предела прочности при сжатии.

На основе этих исследований разработан стандарт организации СТО 1-595-591-483–2015 «Климатические испытания ПКМ с регламентированными повреждениями при ударе» [24].

Большой практический интерес, наряду с оценкой повреждений элементов конструкции АТ в результате механических ударных нагрузок, представляет определение состояния поврежденных конструкций из ПКМ после восстановительного ремонта с оценкой их климатической стойкости.

Ремонт является одним из четырех важнейших элементов, влияющих на повышение эксплуатационной надежности АТ и, как следствие, на увеличение ее эффективности. В этой связи исследованы механические характеристики и показатели влагопереноса монолитных и трехслойных сотовых образцов на основе углепластика ВКУ-30К.Р14535 в исходном состоянии, после механического ударного повреждения и после ремонта с учетом климатического воздействия.

Материалы и методы

Для проведения исследований изготовлены монолитные образцы из углепластика ВКУ-30К.Р14535, чей вид и габаритные размеры регламентируются требованиями, указанными в ГОСТ 33496–2015 «Испытания на сопротивление повреждению при ударе падающим грузом», а также ГОСТ 33495–2015 (ASTM D7136/D7136М) «Механические испытания на сжатие после удара». Образцы выполнены длиной 150±0,25 мм, шириной 100±0,25 мм, толщиной 4,5±0,25 мм с квазиизотропной схемой армирования [45°/0°/-45°/90°]₃₂ (рис. 1, а). Углепластик изготовлен из клеевого препрега марки КМКУ-3м.150.Р14535.45 (ТУ1-595-14-1304–2012).

Рис. 1. Внешний вид монолитных образцов из углепластика ВКУ-30К.Р14535 (а) и трехслойных сотовых образцов (б)

Изготовлены также трехслойные сотовые образцы (рис. 1, б) с обшивкой из клеевых препрегов КМКУ-3м.150.Р14535.45 и КМКС-4м.175.Т64.55 (ТУ1-595-14-1065–2009) и алюминиевого сотового заполнителя АМг2-Н-2,5-30 (01-11-10) (ОСТ1 00728–75). Препрег КМКС-4м.175.Т64.55 является защитным слоем между углеродным наполнителем и алюминиевым сотовым заполнителем – для исключения разрушения углеродных волокон от соприкосновения их с сотовым заполнителем при формовании и защиты их от коррозии в процессе эксплуатации. Вид и габаритные размеры трехслойных сотовых образцов регламентируются требованиями, указанными в ГОСТ 33496–2015 «Испытания на сопротивление повреждению при ударе падающим грузом» и ГОСТ Р 56809–2015 «Определение предела прочности на сжатие параллельно плоскости «сэндвич»-конструкций». Образцы выполнены длиной 150±0,25 мм, шириной 100±0,25 мм, толщиной 12,8±0,25 мм, обшивки в них имеют квазиизотропную схему армирования [45°/0°/-45°/90°]₈[0°/0°]₂. Сотовый заполнитель уложен таким образом, что клеевые полосы параллельны направлению основы тканого наполнителя в обшивках. Анализ работ [3–8, 31–37] показывает, что наиболее распространенные и информативные повреждения в результате ударного воздействия – вмятины и пробоины. В монолитных конструкциях вмятина сопровождается наличием сколов, забоин и расслоением по толщине конструкции. В трехслойных сотовых конструкциях вмятина сопровождается помимо вышесказанного повреждением сотового заполнителя и его отслоением от обшивки. Пробоина в монолитных и трехслойных сотовых конструкциях включает все вышесказанное, а также частичное разрушение армирующего волокна. В трехслойных сотовых конструкциях пробоина сопровождается повреждением верхней обшивки и сотового заполнителя. С учетом вышеизложенного подобрана энергия удара, соответствующая для монолитных и трехслойных сотовых образцов дефектам типа вмятина и пробоина:

* Е_а – энергия, поглощенная образцом в процессе удара (ГОСТ 33496–2015).

Путем ударного воздействия свободно падающим грузом нанесены искусственные повреждения на монолитные и трехслойные сотовые образцы по ГОСТ 33496–2015 (рис. 2).

По результатам эхо-импульсного контроля монолитных образцов установлено (рис. 3, а), что энергия удара 14,5 Дж вызывает повреждение поверхности площадью S=1142 мм², а при 39,0 Дж – S=5430 мм². По результатам импендансного контроля трехслойных сотовых образцов установлено (рис. 3, б), что энергия удара 7,5 Дж вызывает повреждение их поверхности площадью S=572 мм², а при 15,0 Дж – S=961 мм².

После определения границ повреждения в образцах и c учетом отечественного и зарубежного опыта проведен их ремонт препреговым способом при повышенной температуре методом вакуумного формования, с использованием материалов, аналогичных материалам для исходных образцов. Схемы ремонта монолитных и трехслойных сотовых образцов представлены на рис. 4 и 5. Зону повреждения образцов по периметру обрабатывали со скосом. С учетом результатов, полученных при анализе научно-технической литературы [35–37], и габаритных размеров ремонтируемых образцов угол скоса для монолитных образцов выбран 22 градуса по периметру зоны разрушения (рис. 6, а), а для трехслойных сотовых образцов 3 градуса (рис. 6, б). Формирование скоса в зоне ремонта проводили на фрезерном станке с ЧПУ. Толщина ремонтных накладок из ПКМ составляла для монолитных образцов 2 мм, а для трехслойных сотовых образцов 1 мм. Перед проведением ремонта поверхность образцов, подлежащих склеиванию с ремонтной вставкой и ремонтными накладками, зашкуривали наждачной бумагой до значения шероховатости соответствующей 6 классу шероховатости. На рис. 7 представлены отремонтированные монолитные и трехслойные сотовые образцы.

Рис. 2. Внешний вид образцов с ударным повреждением:

а, б – соответственно лицевая и тыльная сторона монолитных образцов (слева направо: пробоина, вмятина); в, г – трехслойный сотовый образец с вмятиной ипробоиной соответственно
(Е_а – энергия удара)

Рис. 3. Ультразвуковой контроль монолитных и трехслойных сотовых образцов после ударного воздействия:

а – C-сканы монолитных образцов; б – размеченная граница повреждений трехслойных
сотовых образцов (Е_а – энергия удара)

Рис. 4. Схема проведения ремонта монолитных образцов:

1 – ремонтируемая конструкция; 2 – слои клеевого препрега, формирующие ремонтную
заплату; 3 – слои клеевого препрега, формирующие ремонтную накладку; 4 – клеевая пленка

Рис. 5. Схема проведения ремонта трехслойных сотовых образцов:

1 – ремонтируемая верхняя обшивка; 2 – сотовый заполнитель; 3 – нижняя обшивка;
4 – ремонтная вставка сотового заполнителя; 5 – два слоя клеевого препрега марки КМКС;
6 – полимерная паста – синтактик; 7 – клеевая пленка; 8 – слои клеевого препрега, формирующие заплату; 9 – слои клеевого препрега, формирующие накладку

Рис. 6. Вид монолитных (а) и трехслойных сотовых образцов (б) с подготовленной зоной ремонта (Е_а – энергия удара)

Рис. 7. Вид монолитных (а) и трехслойных сотовых образцов (б) после ремонта (слева направо: вмятина, пробоина)

Для проведения климатических испытаний исходные, подвергнутые удару и отремонтированные монолитные и трехслойные сотовые образцы выставлены на натурные климатические испытания в условиях умеренного теплого климата (рис. 8).

Рис. 8. Стенд с образцами в условиях умеренного теплого климата

Для сравнительной оценки состояния монолитных и трехслойных сотовых образцов в работе использовали следующие методы:

– механические испытания на сжатие после удара (ГОСТ 33495–2015);

– механические испытания на сжатие (ГОСТ 25.602–80);

– испытания на сопротивление повреждению при ударе падающим грузом (ГОСТ 33496–2015);

– ультразвуковые исследования монолитных образцов из ПКМ (ТР1.2.2215–2011);

– ультразвуковые исследования трехслойных сотовых образцов (ПИ1.2.841–2016);

– измерение характеристик влагонасыщения (СТО1-595-591-483–2015).

Результаты и обсуждение

На рис. 9 представлены результаты влияния натурных климатических испытаний на предел прочности при сжатии и наибольшую нагрузку, предшествующую разрушению образца. Видно, что предел прочности при сжатии экспонированных образцов снижается на 44%, а наибольшая нагрузка, предшествующая его разрушению снижается на 22% по отношению к значениям в исходном состоянии.

На рис. 10 представлены результаты влияния энергии удара на прочность при сжатии углепластика ВКУ-30К.Р14535. Испытания проводились при повышенной температуре (150°С). Видно, что после ударного воздействия с энергией 14,5 Дж предел прочности при сжатии монолитных образцов снизился на 49% от значения в исходном состоянии, а после воздействия с энергией 39,0 Дж – на 65%. Следует также отметить, что после экспозиции в течение 3 мес в условиях умеренного теплого климата предел прочности при сжатии монолитных образцов снизился на 60 и 69% от исходных значений соответственно.

Рис. 9. Диаграмма влияния натурных климатических испытаний на предел прочности при сжатии (■) и наибольшую нагрузку (■), предшествующую разрушению образца по ГОСТ 25.602–80, при температуре 150°С

Рис. 10. Диаграмма предела прочности при сжатии (при температуре 150°С) образцов (■) и наибольшей нагрузки (■), предшествующей их разрушению по ГОСТ 33495–2015, при энергии удара 14,5 (а) и 39,0 Дж (б)

После ремонта прочность при сжатии монолитных образцов составила соответственно 207 и 165 МПа. Однако следует отметить, что монолитные образцы после ремонта представляют собой неоднородные клеесборные конструкции, поэтому следует оценивать качество проводимого ремонта не по значению предела прочности при сжатии после удара, а по их наибольшей нагрузке, предшествующей разрушению образца. После ремонта процент сохранения наибольшей нагрузки, предшествующей разрушению образца, составил от исходного значения 112 и 93% соответственно.

Для исследования влияния энергии удара на влагонасыщение проведено моделирование влагопереноса в ПКМ с использованием варианта одномерного закона Фика с постоянными граничными условиями, аналогично моделированию, проведенному в работе [26].

На рис. 11 представлен пример графического представления кинетики сорбции и десорбции влаги в монолитных и трехслойных сотовых образцах после 3 мес климатических испытаний в условиях умеренного теплого климата на стадиях предварительной сушки, увлажнения при относительной влажности 96±2% и последующей сушки при температуре 60°С.

Рис. 11. Кинетика сорбции и десорбции влаги на стадиях предварительной сушки, увлажнения и последующей сушки монолитных (а) и трехслойных сотовых образцов (б); точки – экспериментальные значения; кривые – модель по закону Фика, аналогичная модели в работе [26]: при энергии удара 0,5Е_а (1); 1,25Е_а (2); Е_а (3); 2Е_а (4); без удара (5)

Рис. 12. Влияние энергии удара (Е_а) на коэффициент диффузии влаги монолитных (а)
и трехслойных сотовых образцов (б) после выдержки в условиях умеренного теплого климата
в течение 3 (■) и 6 мес (■)

Результаты измерений показателей влагопереноса (рис. 12) подтверждают общую закономерность, установленную в работах [16–18, 25]: с увеличением энергии механического удара возрастает коэффициент диффузии влаги в ПКМ. В частности, этот показатель возрастает в 2 раза в монолитных образцах размером 150×100 мм после ударных повреждений с энергией 14,5 Дж. При более высокой энергии удара (39,0 Дж) этот показатель возрастает в 5 раз.

Заключения

1. Экспериментально обоснована выбранная технология ремонта монолитных и трехслойных сотовых образцов после калиброванных ударных повреждений.

2. Изучено влияние энергии удара на прочностные показатели и характеристики влагопереноса монолитных образцов в поврежденном состоянии и после ремонта. Коэффициент диффузии влаги монолитных образцов после ремонта снижается на 16% при энергии удара 0,5E_a и на 33% при энергии удара 1,25E_a – по сравнению с исходным состоянием (с ударным повреждением) после 3 мес натурной экспозиции, и снижается на 52% при энергии удара 0,5E_a и на 71% при энергии удара 1,25E_a – по сравнению с исходным состоянием (с ударным повреждением) после 6 мес натурной экспозиции в условиях умеренного теплого климата.

3. Изучено влияние энергии удара на трехслойные сотовые образцы на характеристики влагопереноса в поврежденном состоянии и после ремонта. Коэффициенты диффузии влаги трехслойных сотовых образцов после ремонта снижаются на 57% при энергии удара E_a и на 55% при энергии удара 2E_a – по сравнению с исходным состоянием (с ударным повреждением) после 3 мес натурной экспозиции, и снижаются на 84% при энергии удара E_a и 92% при энергии удара 2E_a – по сравнению с исходным состоянием (с ударным повреждением) после 6 мес натурной экспозиции в условиях умеренного теплого климата.

4. Показано, что климатическое воздействие в условиях умеренного теплого климата продолжительностью 3 мес оказывает дополнительное влияния на снижение прочностных показателей в исходном и поврежденном состоянии исследованных образцов. Показано, что климатическое воздействие в условиях умеренного теплого климата продолжительностью 3 и 6 мес оказывает дополнительное влияния на увеличение показателей влагопереноса в поврежденном состоянии и уменьшение их после ремонта.

5. Полученные результаты характеристик влагопереноса могут быть использованы для оценки ремонтопригодности изделий из углепластика и ПКМ в целом.

Исследования в данном направлении будут продолжены. Полученные результаты могут быть рекомендованы для восстановления эксплуатационной надежности конструкций из ПКМ для АТ.

Исследование выполнено при финансовой поддержке РФФИ в рамках научного проекта №18-29-18029.