Spannungsüberwachungsfähigkeit von magnetostriktivem Fe

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 22421 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Viele Techniken zur strukturellen Gesundheitsüberwachung (SHM) wurden zur Schadenserkennung in Laminaten aus gewebtem glasfaserverstärktem Polymer (GFRP) untersucht. In jüngster Zeit haben die mit Sensoren integrierten GFK-Verbundwerkstoffe Aufmerksamkeit erregt, da das Verbundmaterial während des Betriebs Informationen über den Strukturzustand übermitteln kann. Magnetostriktive Materialien gelten als mögliche Kandidaten für die Umsetzung kontaktloser SHM-Techniken unter Ausnutzung des Villari-Effekts, die theoretische Modellierung zur Korrelation einer magnetostriktiven Reaktion mit strukturellen Bedingungen ist jedoch ein kritischer Punkt. In dieser Studie wurde das analytische Verfahren unter Berücksichtigung der Materialmechanik und des Elektromagnetismus vorgeschlagen, um die magnetische Induktion durch den Villari-Effekt magnetostriktiver GFK-Laminate unter Biegung zu modellieren. Anschließend wurden die magnetostriktiven Fe-Co-Faser/GFRP-Verbundwerkstoffe entwickelt und Vierpunkt-Biegetests durchgeführt, um die Fähigkeit der hergestellten Verbundwerkstoffe zur Spannungsüberwachung zu bewerten. Das Verhalten der magnetischen Flussdichte entsprach der Biegespannungsschwankung. Die maximale Änderung der magnetischen Flussdichte betrug 70,7 mT bei einer Spitzenbiegespannung von 158 MPa. Die analytischen Lösungen zeigten eine angemessene Übereinstimmung mit den experimentellen Ergebnissen. Die angelegte Spannung und die gemessene magnetische Flussdichte wurden durch die theoretischen Modelle korreliert. Somit deuten diese Ergebnisse auf einen wichtigen Schritt bei der Verwirklichung der neuartigen kontaktlosen SHM-Technik unter Verwendung magnetostriktiver Materialien hin.

Geflochtene Laminate aus glasfaserverstärktem Polymer (GFK) zeichnen sich durch thermische Isolierung, elektrische Isolierung und hervorragende mechanische Eigenschaften aus und sind gute Materialien für supraleitende Geräte zur Verwendung im Fusionsreaktor, wie dem International Thermonuclear Experimental Reactor (ITER)1. Allerdings ist die Anwendung von FRP-Laminaten aufgrund ihrer komplexen Schadens- und Fehlermorphologien, beispielsweise interlaminarem Versagen, wahrscheinlich begrenzt2,3. Daher war es erforderlich, den Schadenszustand zu beurteilen und die verbleibende Lebensdauer für einen sicheren Betrieb vorherzusagen4.

Eine strukturelle Gesundheitsüberwachung (Structural Health Monitoring, SHM) ist erforderlich, um Sicherheitsprotokolle für diese Strukturkomponenten während des Betriebs aufrechtzuerhalten5. Viele Forscher haben verschiedene SHM-Techniken untersucht, beispielsweise die Frequenzmethode6, Lambwellen7 und akustische Emission8. Es wurde jedoch keine vielseitige Technik für alle Bedingungen, Situationen und Anwendungen geschaffen, da jede entwickelte Technik ihre eigenen Vorteile, Einschränkungen und Anwendungsbereiche hat9. Gegenwärtig gelten die mit Sensoren eingebetteten Verbundwerkstoffe allgemein als eine der SHM-Technologien, da das Verbundmaterial selbst Informationen über den strukturellen Zustand liefern kann. Faseroptische Sensoren in Verbundstrukturen haben aufgrund ihrer besonderen Vorteile Beachtung gefunden10. Sánchez et al.11 haben den gesamten Herstellungsprozess von kohlenstofffaserverstärktem Polymer (CFRP), eingebettet mit optischen Fasersensoren, überwacht und das verteilte Restdehnungsprofil bewertet. Die Machbarkeit von GFK mit einem optischen Rückstreureflektometer basierend auf Rayleigh-Streuung wurde untersucht12. Okabe et al.13 haben gezeigt, dass die Sensorfähigkeit von gechirpten Faser-Bragg-Gittern zur Identifizierung von Rissstellen in CFRP-Laminaten geeignet ist. Die Messung des elektrischen Widerstands wurde untersucht, da der Schaden und der elektrische Widerstand in CFK-Verbundwerkstoffen gekoppelt sein können14. Der Aufprallschaden an kontinuierlichen Kohlefaser-/Epoxidharz-Verbundlaminaten wurde durch Messung des elektrischen Widerstands bewertet, und die Empfindlichkeit der Technik war effektiver als die von Ultraschallmethoden15. Die Korrelation zwischen dem interlaminaren Scherverhalten und den elektrischen Widerstandsreaktionen von gewebten CFRP-Verbundlaminaten in einer kryogenen Umgebung wurde numerisch und experimentell diskutiert16,17. Takeda und Narita18 haben über die Überwachung der Rissausbreitung von geklebten CFRP-Verbundverbindungen mit Kohlenstoffnanoröhren/Epoxidharz-Klebeschicht unter Belastung im Modus I berichtet. Piezoelektrische Materialien können sowohl als passive als auch als aktive Sensoren verwendet werden, die mit einer Verbundstruktur verbunden sind19. Mit piezoelektrischer Keramik eingebettete CFK-Verbundwerkstoffe wurden charakterisiert, um die Echtzeit-SHM-Fähigkeit zu diskutieren20,21. Hwang et al.22 haben ein piezoelektrisches GFK-Verbundlaminat charakterisiert, das eine Mischung aus piezoelektrischem Pulver und Epoxidharz für einen Aufprallsensor enthält. Intelligente gewebte faserverstärkte Polymer-Verbundlaminate (FRP), die aus gewebtem piezoelektrischem Stoff bestehen, der als Sensor und Verstärkung fungiert, haben einen direkten Zusammenhang zwischen der aufgebrachten Last und dem Sensorsignal gezeigt23. Wang et al.24 haben den neuartigen Polarisationsprozess der piezoelektrischen CFK-Verbundwerkstoffe vorgeschlagen und die piezoelektrischen Eigenschaften charakterisiert.

Magnetostriktive Materialien wurden für Sensor- oder Energiegewinnungsanwendungen eingesetzt, indem sie den Villari-Effekt ausnutzten, der allgemein als Änderung der Magnetisierung ferromagnetischer Materialien unter Belastung beschrieben wird25. Im Gegensatz zu anderen Verbundwerkstoffen mit eingebettetem SHM-Sensor wird daher erwartet, dass magnetostriktive FRP-Verbundwerkstoffe die berührungslose Überwachung der FRP-Strukturen ermöglichen, da die durch magnetostriktive Materialien verursachte Magnetfeldänderung als Spannungsänderung mithilfe einer Spule oder einer Hall-Sonde erfasst werden kann. Terfenol-D (Tb1−xDyxFe2) ist als riesiges magnetostriktives Material bekannt. Kubicka et al.26,27 haben über die Herstellung und Charakterisierung von CFRP mit eingebetteten Terfenol-D-Partikeln berichtet. Darüber hinaus haben andere Forscher magnetostriktive Polymerverbundwerkstoffe für SHM-Anwendungen untersucht28,29,30,31. Die Fe-Co-Legierung (Fe29Co71) weist Duktilität und gute Bearbeitbarkeit auf; Daher wurden Fe-Co-Drähte in Epoxidharz implantiert, um ursprüngliche magnetostriktive Epoxid-Verbundmaterialien zu entwickeln, die das hohe Aspektverhältnis von Fe-Co-Drähten nutzen32,33,34,35. Die Studien haben hauptsächlich die magnetostriktive Reaktion auf Druckspannung untersucht. Kürzlich haben Katabira et al.36,37 FRP-Verbundwerkstoffe mit eingebetteten Fe-Co-Drähten entwickelt und die Auswirkungen des Verbunddesigns auf die Selbsterkennungsfähigkeit unter Biegebelastung untersucht. Bei der Verbundkonstruktion mit Fe-Co-Draht lässt sich die Magnetisierungsrichtung aufgrund der starken säulenförmigen Kristalle leicht steuern, und diese Funktion ermöglicht es, die Anwendung eines Vormagnetisierungsfelds überflüssig zu machen. Abbildung 1 zeigt das magnetostriktive Verhalten und das Spannungsüberwachungsverfahren eines GFRP-Verbundwerkstoffs mit eingebetteten Fe-Co-Fasern (Fe-Co-Faser/GFRP-Verbundwerkstoff) unter Biegebelastung P. Biegespannung \(\sigma_{{\text{f}}}\) erzeugt den Spannungstensor \(\sigma_{ij}^{{\text{f}}}\) in Fe-Co-Fasern, der die magnetische Flussdichte \({\varvec{B}}^{{\text{f}} induziert }}\) durch den Villari-Effekt. Anschließend wird um den Verbundwerkstoff ein Magnetfeld induziert, das in Abb. 1 als magnetische Flussdichte \({\varvec{B}}^{{\text{e}}}\) in der Luft ausgedrückt wird. Die hochgestellten Zeichen f und e stellen die Mengen innerhalb bzw. außerhalb der Fe-Co-Fasern dar. Eines der kritischen Probleme der kontaktlosen Bewertung ist die Schätzung der magnetischen Flussdichte in Fe-Co-Fasern anhand der überwachten magnetischen Flussdichte um magnetostriktive FRP-Verbundwerkstoffe. Die Korrelation zwischen magnetischen Reaktionen und strukturellen Bedingungen muss auch auf der Grundlage eines theoretischen Modells der Verbundstruktur berücksichtigt werden. Allerdings sind Literaturstudien zu diesen Themen spärlich und nicht schlüssig.

Magnetostriktives Verhalten und Spannungsüberwachungsverfahren eines Fe-Co-Faser/GFK-Verbundwerkstoffs unter Biegebelastung.

In dieser Studie wurde ein analytisches Verfahren vorgeschlagen, das auf der Mechanik von Materialien und Elektromagnetismus basiert, um einen Ansatz zum Verständnis der Korrelation zwischen magnetostriktiven Reaktionen und strukturellen Bedingungen unter Biegung zu entwickeln. Anschließend wurden die Fe-Co-Faser/GFK-Verbundwerkstoffe hergestellt. Es wurden Vierpunkt-Biegetests durchgeführt, um die Fähigkeit zur Spannungsselbsterkennung zu untersuchen, wobei der Villari-Effekt der magnetostriktiven GFK-Verbundwerkstoffe genutzt wurde. Drei Hall-Sonden wurden eingeführt, um die Änderung der Magnetfeldverteilung um die Proben herum während Vierpunkt-Biegetests zu bewerten.

Die Grundgleichungen für magnetostriktives Material werden hier erläutert. Betrachten Sie das Koordinatensystem o-xyz. Die z-Achse fällt mit der leichten Achse der Magnetisierung zusammen. Die konstitutiven Gleichungen sind gegeben durch

wobei \(\varepsilon_{xx}^{{\text{f}}}\), \(\varepsilon_{yy}^{{\text{f}}}\), \(\varepsilon_{zz}^{ {\text{f}}}\), \(\varepsilon_{yz}^{{\text{f}}} = \varepsilon_{zy}^{{\text{f}}}\), \(\ varepsilon_{zx}^{{\text{f}}} = \varepsilon_{xz}^{{\text{f}}}\), \(\varepsilon_{xy}^{{\text{f}}} = \varepsilon_{yx}^{{\text{f}}}\) sind die Komponenten des Verzerrungstensors, \(\sigma_{xx}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_ {yy}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_{zz}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_{yz}^{{\text{f }}} = \sigma_{zy}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_{zx}^{{\text{f}}} = \sigma_{xz}^{{\text {f}}}\), \(\sigma_{xy}^{{\text{f}}} = \sigma_{yx}^{{\text{f}}}\) sind die Komponenten des Spannungstensors , \(H_{x}^{{\text{f}}}\), \(H_{y}^{{\text{f}}}\) und \(H_{z}^{{\ text{f}}}\) sind die Komponenten des magnetischen Feldintensitätsvektors, \(B_{x}^{{\text{f}}}\), \(B_{y}^{{\text{f }}}\) und \(B_{z}^{{\text{f}}}\) sind die Komponenten des magnetischen Flussdichtevektors \(s_{11}^{{\text{f}} }\), \(s_{33}^{{\text{f}}}\), \(s_{44}^{{\text{f}}}\), \(s_{66}^{ {\text{f}}}\), \(s_{12}^{{\text{f}}}\), \(s_{13}^{{\text{f}}}\) sind die elastische Nachgiebigkeit bei konstantem Magnetfeld, \(d_{15}^{{\prime}{\text{f}}}\), \(d_{31}^{{\prime}{\text{f}}} \), und \(d_{33}^{{\prime}{\text{f}}}\) sind die magnetoelastischen Konstanten, und \(\mu_{11}^{{\text{f}}}\ ) und \(\mu_{33}^{{\text{f}}}\) sind jeweils die magnetischen Permeabilitäten bei konstanter Spannung. Normalerweise werden Fe-Co-Fasern durch Ziehen hergestellt. Es wird angenommen, dass die leichte Achse der Magnetisierung entlang der Längsrichtung verläuft und dass der longitudinale (33) magnetostriktive Verformungsmodus dominant ist. Daher sind die Konstanten \(d_{15}^{{\prime}{\text{f}}}\), \(d_{31}^{{\prime}{\text{f}}}\), und \(d_{33}^{{\prime}{\text{f}}}\) sind

wobei \(d_{15}^{{\text{f}}}\), \(d_{31}^{{\text{f}}}\) und \(d_{33}^{{\ text{f}}}\) sind die piezomagnetischen Konstanten und \(m_{33}^{{\text{f}}}\) ist die magnetoelastische Konstante zweiter Ordnung. Hier konzentrieren wir uns auf die Fe-Co-Faser und betrachten ein eindimensionales Modell, da das magnetostriktive Verhalten in z-Richtung dominant ist. Die konstitutiven Gl. (1) und (2) aus Fe-Co-Fasern

Hier wird davon ausgegangen, dass die Komponente des Magnetfeldintensitätsvektors weggelassen wird, da an der Probe kein Vormagnetisierungsfeld angelegt wurde38.

Abbildung 2a zeigt die Fe-Co-Faser der Länge L und des Durchmessers d. Die magnetische Flussdichte wird aufgrund der Normalspannung entlang der Längenrichtung (z-) (leichte Achse) induziert. Dann wird angenommen, dass die Fe-Co-Faser (Abb. 2a) an beiden Enden zwei magnetische Ladungen ± q aufweist (Abb. 2b). Es wird angenommen, dass die magnetische Ladung aufgrund des Villari-Effekts gleich dem Betrag des magnetischen Flusses in z-Richtung \({\phi_{z}^{\text{f}}}\) durch die Querrichtung der magnetostriktiven Faser ist. Abschnitt, d. h.

wobei S = πd2/4 die Querschnittsfläche der Fe-Co-Faser ist. Betrachten wir nun das Koordinatensystem o-xyz, wie in Abb. 2c dargestellt, dessen Ursprung im Zentrum der magnetischen Ladungen liegt. Die magnetischen Flussdichten am beliebigen Punkt A(0, y, 0) im Raum, die durch die magnetische Ladung + q und − q induziert werden, sind jeweils gegeben durch:

Dabei ist r der Abstand zwischen der magnetischen Ladung und dem beliebigen Punkt A. Hier kann die z-Komponente der magnetischen Flussdichte am beliebigen Punkt A(0, y, 0), dargestellt in Abb. 2d, ausgedrückt werden als:

(a) Die Fe-Co-Faser und die magnetische Flussdichte, (b) die magnetischen Ladungen, (c) die durch zwei magnetische Ladungen am Punkt A induzierte magnetische Flussdichte und (d) die Z-Komponente der durch induzierten magnetischen Flussdichte magnetische Ladungen am Punkt A.

Deshalb haben wir

Aus Gl. (10) wird die magnetische Flussdichte \(B_{z}^{{\text{f}}}\) in der Fe-Co-Faser durch die Messung der magnetischen Flussdichte \(B_{z}^{ {\text{e}}} \left( {0,y,0} \right)\). Dabei wird davon ausgegangen, dass sich die geschätzte magnetische Flussdichte gleichmäßig zwischen den magnetischen Ladungen verteilt. Der Wert von \(B_{z}^{{\text{e}}}\) ändert sich mit einer externen Last. Daher können wir anhand der obigen Analyse die Spannung in der Fe-Co-Faser vorhersagen, indem wir die Variation der magnetischen Induktion durch die magnetostriktive Faser überwachen.

Als nächstes betrachten wir einen einfach unterstützten fünfschichtigen Verbundträger mit der Dicke h, der Breite b mit vier GFRP-Schichten und einer magnetostriktiven Schicht unter dem Biegemoment M (Z), wie in Abb. 3a dargestellt. Der Ursprung des globalen Koordinatensystems O-XYZ liegt in der Mitte der oberen Oberfläche des Verbundträgers, die X-Achse verläuft in Breitenrichtung und die Y- und Z-Achse verlaufen in Dicken- und Längenrichtung , jeweils. Das Biegemoment M(Z) wird durch die Biegelast P induziert. Der Einfachheit halber wurde angenommen, dass die magnetostriktive Schicht aus n Fe-Co-Fasern und einer Epoxidmatrix besteht; wobei n die Anzahl der Fe-Co-Fasern ist. Die magnetostriktive Schicht ist die zweite Schicht des Verbundstrahls. Die Position der neutralen Ebene YN ist aufgrund der asymmetrischen Struktur nicht die Mitte des Verbundträgers, was wie folgt ausgedrückt werden kann:

wobei (E33)i und Ai = bhi der Elastizitätsmodul bzw. die Querschnittsfläche der i-ten Schicht sind und hi die Dicke der i-ten Schicht ist. Die Elastizitätsmodule der magnetostriktiven Schicht und der GFK-Schicht betragen (E33)2 = 1/\(s_{33}^{{\text{M}}}\) und (E33)1 = (E33)3 = (E33) 4 = (E33)5 = 1/\(s_{33}^{{\text{G}}}\). Die hochgestellten Zeichen M und G bezeichnen die magnetostriktive Schicht bzw. die GFRP-Schicht. Wenn der Abstand zwischen der neutralen Ebene und der Mittelebene der j-ten Schicht Y′ = Yj − YN beträgt, kann die Normalspannung in der j-ten Schicht ausgedrückt werden als:

wobei das Trägheitsmoment der Querschnittsfläche der i-ten Schicht gegeben ist durch:

Bild eines fünfschichtigen Verbundträgers mit vier GFK-Schichten und einer magnetostriktiven Schicht; (a) Übersicht, Kantenansicht und Querschnittsansicht und (b) magnetostriktive Schicht.

Insbesondere wird die Spannung in der magnetostriktiven Schicht wie folgt ermittelt:

Wir konzentrieren uns auf die magnetostriktive Schicht, wie in Abb. 3b dargestellt. Die Dehnungstensorkomponente \(\varepsilon_{ZZ}^{{\text{m}}}\) für die Epoxidmatrix ist gegeben durch

wobei \(\sigma_{ZZ}^{{\text{m}}}\) die Spannungstensorkomponente und \(s_{33}^{{\text{m}}}\) die elastische Nachgiebigkeit von ist die Epoxidmatrix. Das hochgestellte m bezeichnet die Epoxidmatrix. Wenn Fe-Co-Faser und Epoxidmatrix perfekt verbunden sind, beträgt die Spannung der magnetostriktiven Faser:

Daher kann die durchschnittliche Spannung \(\sigma_{ZZ}^{0}\), die auf die Querschnittsfläche der magnetostriktiven Schicht wirkt, angegeben werden durch

wobei vf = nπd/4b der Volumenanteil der Fe-Co-Faser ist. In diesem Zustand beträgt der Elastizitätsmodul der magnetostriktiven Schicht \(\left( {E_{33} } \right)_{2} = v^{{\text{f}}} /s_{33}^{{ \text{f}}} + \left( {1 - v^{{\text{f}}} } \right)/s_{33}^{{\text{m}}}\). Im globalen Koordinatensystem O-XYZ ist der Ursprung des Koordinatensystems o-xyz (0, Y2, 0) und die x-, y- und z-Achsen verlaufen parallel zu den X-, Y-, bzw. Z-Achsen. Wenn die durchschnittliche Spannung \(\sigma_{ZZ}^{0}\) in Gl. (17) ist gleich der Normalspannung \(\left( {\sigma_{ZZ} } \right)_{2}\) in Gl. (14) unter Verwendung der Gl. (4), (15) und unter Berücksichtigung der Bedingung (16) kann die auf die Fe-Co-Fasern wirkende Spannung wie folgt ermittelt werden:

Durch Ersetzen von Gl. (18) in Gl. (5) kann die magnetische Flussdichte \(B_{Z}^{{\text{f}}}\) in der Fe-Co-Faser des Verbundträgers unter Biegemoment berechnet werden, was es uns ermöglicht, das Äußere zu korrelieren Last zur inversen magnetostriktiven Reaktion. Tabelle 1 listet die in dieser Studie verwendeten Materialeigenschaften auf.

Abschließend wurde die magnetische Flussdichte von Fe-Co-Fasern unter maximaler Biegespannung diskutiert. Abbildung 4a zeigt das Biegemomentdiagramm des Vierpunkt-Biegetests, wobei die blaue Linie das allgemeine Biegemomentdiagramm bezeichnet. Das Biegemoment ist gegeben durch:

(a) Biegemomentdiagramm des Vierpunkt-Biegetests und (b) Schematische Ansicht des Vierpunkt-Biegetests und der Fe-Co-Fasermagnetisierung.

Die Normalspannung für Fe-Co-Fasern hängt vom Biegemoment ab. Daher ist der Betrag der Magnetisierung der Fe-Co-Fasern in der Probe auf der Koordinate Z unterschiedlich, wie in Abb. 4b dargestellt. Um die Berechnung zu vereinfachen, wurde dann die korrigierte Länge L′ so eingeführt, dass sich der Gesamtbetrag der Magnetisierung nicht ändert und das Biegemoment konstant ist. Mit anderen Worten: In Abb. 4a ist die von der roten Linie umgebene Fläche gleich der von der blauen Linie umgebenen Fläche. Daher wurde die korrigierte Länge erhalten als

Ersetzen von L durch L in Gleichung. (10) wurde die magnetische Flussdichte der Fe-Co-Faser, \(B_{Z}^{{\text{f}}}\, unter Verwendung der experimentellen Werte |Y|, \(B_{Z} ^{{\text{e}}} \left( {0, Y,0} \right)\) und YA = Y2 – Y.

Die Proben wurden unter Verwendung von GFRP-Prepregs (EGP-87 LA18BR, SPIC Corporation, Japan) mit Leinwandbindung und magnetostriktiven Fe-Co-Fasern (K-MP70, Tohoku Steel Co. Ltd., Japan) mit 100 μm Durchmesser und der Zusammensetzung hergestellt Bei den Fe-Co-Fasern handelte es sich um Fe29Co71. Abbildung 5 zeigt die Mikrostruktur der Fe-Co-Faser. Die Sättigungsmagnetisierung Ms, die Restmagnetisierung Mr und die Koerzitivkraft Hc der Fe-Co-Faser betrugen 1,44 MA/m, 0,31 MA/m bzw. 6,24 kA/m. Abbildung 6 zeigt das Schema der Probenvorbereitung. Das rechtwinklige kartesische Koordinatensystem O-XYZ wird so eingeführt, dass der Ursprung des Systems in der Mitte der oberen Oberfläche liegt und die X-, Y- und Z-Achsen in der Richtung der Breite, Dicke und Breite der Probe liegen Länge bzw. Vier GFK-Prepregs und Fe-Co-Fasern wurden laminiert und anschließend 2 Stunden lang bei 130 °C ausgehärtet. Die Fe-Co-Fasern befanden sich auf der zweiten Schicht des Laminats und der Abstand von der oberen Oberfläche, Y2, betrug 0,1875 mm. Die Anzahl der Fe-Co-Fasern, n, betrug 5, 10, 20 und 37. Die Fe-Co-Fasern waren in der Mitte der Laminatbreite eng beieinander angeordnet, da die gemessene magnetische Flussdichte abnimmt, wenn die Fe-Co-Fasern dies tun gleichmäßig verteilt. Nach dem Aushärten wurde ein Laminat geschnitten und poliert, sodass die Länge l, die Breite b und die Dicke h der Probe jeweils 40, 7,5 und 0,65 mm betrugen. Die Kettrichtung des GFK-Prepregs und die Längsrichtung der Fe-Co-Fasern verlaufen parallel zur Z-Achse und die Füllrichtung verläuft parallel zur X-Achse. Daher kann davon ausgegangen werden, dass es sich bei den vorbereiteten Proben um einen fünfschichtigen Verbundwerkstoff handelt, bei dem sich die magnetostriktive Schicht auf der zweiten Schicht befindet.

Mikrostruktur einer Fe-Co-Faser mit 100 μm Durchmesser.

Schema der Probenvorbereitung.

Vierpunkt-Biegetests wurden mit Autograph (AG-50kNXD, Shimadzu Corporation, Japan) durchgeführt. Abbildung 7a zeigt den Versuchsaufbau des Vierpunkt-Biegeversuchs. Die Last- und Stützweiten betrugen L1 = 12 bzw. L2 = 34 mm. Drei Hall-Sonden (HG-302C, Asahi Kasei Microdevices Corporation, Japan) wurden über den Proben positioniert, um die Änderung der magnetischen Flussdichte \(B_{Z}^{{\text{e}}}\) in Längsrichtung (Z) zu messen -)Richtung wie in Abb. 7b gezeigt. Der Abstand zwischen der Probenoberfläche und der Mitte der Hall-Sonde, |Y|, betrug 5, 9 bzw. 13 mm (dargestellt in Abb. 7c). Abbildung 7d zeigt ein Vierpunkt-Biegetestprogramm. Die Proben wurden unter Spannungskontrolle mit einer Rate von 5 MPa/s belastet, die maximale Belastung betrug etwa 150 MPa. Vierpunkt-Biegetests wurden durchgeführt, um die Reproduzierbarkeit inverser magnetostriktiver Reaktionen entsprechend einer Biegelast ohne Vormagnetisierungsfeld zu bewerten. Alle analogen Signale, nämlich Last P und Lastpunktverschiebung δ von Autograph sowie Spannung V von Hall-Sonden, wurden gleichzeitig vom Datenlogger (NR-500-Serie, KEYENCE Corporation, Japan) erfasst. Die magnetische Flussdichte \(B_{Z}^{{\text{e}}}\) wurde berechnet, indem die gemessene Spannung einer Hall-Sonde mit dem Koeffizienten 0,8 mT/mV multipliziert wurde, der aus dem Datenblatt von erhalten wurde die Hall-Sonde.

(a) Versuchsaufbau eines Vierpunkt-Biegetests, (b) Skizze der durch äußere Biegebelastung verursachten magnetischen Flussdichteverteilung, (c) Position der Hall-Sonden zur Messung der magnetischen Flussdichteverteilung und (d) Vierpunkt Biegetestprogramm.

Die Biegespannung an der Bodenfläche σf = σZZ(0, h, 0) und die magnetische Flussdichte ändern sich \(B_{Z}^{{\text{e}}} \left( {0, Y,0} \ rechts)\) sind in Abb. 8 als Funktion der Zeit t für die Probe mit 37 Fe-Co-Fasern aufgetragen. Das Verhalten der magnetischen Flussdichte entsprach der Biegespannungsschwankung. Wie erwartet nahm die Variation der magnetischen Flussdichteänderung mit zunehmendem Abstand zwischen der Probenoberfläche und dem Zentrum der Hall-Sonde ab. Am Ende eines Zyklus betrug die Biegespannung nahezu 0 MPa; Die magnetische Flussdichte kehrte jedoch nicht auf den Ausgangswert zurück. Dieses Ergebnis ist verständlich, da die Restmagnetisierung der Fe-Co-Faser das Verhalten beeinflusst. Die Restmagnetisierung wird ein wichtiges Problem für Sensoranwendungen sein; Es wurde jedoch ein reproduzierbares Verhalten der Änderung der magnetischen Flussdichte unter der Biegebeanspruchung beobachtet. Ähnliche Ergebnisse wurden für Proben mit 5, 10 und 20 Fe-Co-Fasern erhalten. Diese Ergebnisse deuten darauf hin, dass Fe-Co-Faser/GFK-Verbundwerkstoffe die Biegespannung überwachen können. Tabelle 2 zeigt die maximale Änderung der magnetischen Flussdichte \(B_{{Z,{\text{max}}}}^{{\text{e}}}\) aller Proben. Hier wurde die maximale Änderung der magnetischen Flussdichte berechnet, indem die Differenz zwischen dem Spitzenwert und dem Wert am Ende des Zyklus herangezogen wurde. Das Ergebnis der Probe mit 37 Fe-Co-Fasern war die größte aller Proben.

Biegespannung und magnetische Flussdichte ändern sich im Laufe der Zeit für die Probe mit 37 Fe-Co-Fasern.

Tabelle 3 listet die berechneten Werte der magnetischen Flussdichte der Fe-Co-Faser \(B_{Z}^{{\text{f}}} \left( {0,Y_{2} ,0} \right) = B_ auf. {z}^{{\text{f}}} \left( {0,0,0} \right)\) nach Gl. (10) und magnetische Ladung q nach Gl. (6) unter maximaler Biegebeanspruchung. Hier wurden n Fe-Co-Fasern, die in der Mitte der Breite der magnetostriktiven Schicht eng beieinander liegen, als eine Fe-Co-Faser mit der Länge L′ und der Querschnittsfläche S = πnd2/4 angenommen, und die einzelne Faser befand sich bei das Zentrum der magnetostriktiven Schicht (Einzelmagnetstabmodell). Die magnetischen Ladungen + q und − q liegen bei (0, Y2, L′/2) bzw. (0, Y2, − L′/2). Abbildung 9 zeigt das Schema einer modellierten einzelnen Fe-Co-Faser und eines beliebigen Punkts A. Abbildung 10 zeigt eine grafische Darstellung der Änderung der magnetischen Flussdichte in der Luft, wobei der Abstand zwischen der Probenoberfläche und dem Zentrum der Hall-Sonde die berechneten Werte zeigt experimentelle Daten für alle Proben. Die Punkte sind die Durchschnittswerte, die aus den experimentellen Daten bei |Y|= 5, 9 und 13 mm erhalten wurden. Die gestrichelten Linien wurden dargestellt, indem die Werte in Tabelle 3 durch Gleichung ersetzt wurden. (10). Der Trend ist zwischen der Berechnung und dem Experiment hinreichend ähnlich. Dieses Ergebnis impliziert, dass das vorgeschlagene Modell nützlich ist und dass die magnetische Flussdichte der Fe-Co-Faser während des Vierpunkt-Biegetests vorhergesagt werden kann, indem die Variation der magnetischen Induktion um die Fe-Co-Faser/GFRP-Verbundwerkstoffe mit einem Hall überwacht wird Sonde. Die magnetischen Ladungen q in Tabelle 3 werden später besprochen.

Schematische Darstellung einer modellierten Fe-Co-Faser und eines beliebigen Punkts A.

Änderung der magnetischen Flussdichte im Verhältnis zum Abstand zwischen der Probenoberfläche und der Mitte der Hall-Sonde.

Abbildung 11a zeigt das Schema zur Schätzung der magnetostriktiven Reaktion der Fe-Co-Fasern unter dem Biegemoment aus der Biegelast (Berechnung 1) und der gemessenen magnetischen Flussdichte (Berechnung 2). Abbildung 11b zeigt den magnetischen Fluss gegenüber der Anzahl der Fe-Co-Fasern. Die gestrichelte Linie bezeichnet die berechneten Daten \({\phi_{z}^{\text{f}}}\) basierend auf dem Verbundstrahlmodell bestehend aus einer magnetostriktiven Schicht und vier GFK-Schichten. Der magnetische Fluss nimmt mit zunehmender Anzahl der Fe-Co-Fasern zu. Die Linie stellt die gute Übereinstimmung mit den Punkten q aus Tabelle 3 dar, wenn die magnetoelastische Konstante \(d^{\prime\rm{f}}_{33}\) mit 900 × 10−12 m/A angenommen wird. Wenn die ausgeübte Biegespannung mithilfe einer Spule oder einer Hall-Sonde beurteilt wird, ist die Größe des magnetischen Flusses wichtig, da sie die Schwierigkeit der Überwachung der magnetischen Flussdichte im Raum beeinflusst. Dieses Ergebnis impliziert die Gültigkeit des Verbundbalkenmodells und des Einzelmagnetstabmodells zur Korrelation der externen Biegelast in Bezug auf die magnetostriktive Reaktion. Mit anderen Worten wurde das analytische Verfahren vorgeschlagen, um die Biegespannung σf anhand der magnetischen Flussdichte Be im Raum zu überwachen, wie in Abb. 1 dargestellt.

(a) Schema zur Schätzung des magnetischen Flusses in Fe-Co-Fasern und (b) magnetischer Fluss im Verhältnis zur Anzahl der Fe-Co-Fasern.

Diese Studie konzentrierte sich auf die Etablierung neuartiger Modelle zur Korrelation einer inversen magnetostriktiven Reaktion und einer Biegespannung. Es wurde angenommen, dass die Fe-Co-Faser an beiden Enden zwei magnetische Ladungen aufweist und dass die magnetischen Ladungen praktisch das Magnetfeld in der Luft induzieren. Der fünfschichtige Verbundträger mit vier GFK-Schichten und einer magnetostriktiven Schicht wurde unter Biegung betrachtet. Die magnetostriktive Schicht bestand aus n Fe-Co-Fasern und einer Epoxidmatrix. Um das Analyseverfahren unter Verwendung der vorgeschlagenen Modelle zu entwickeln, stellten wir die Fe-Co-Faser/GFK-Verbundwerkstoffe her und führten Vierpunkt-Biegetests durch. Die Fähigkeit zur Stressüberwachung wurde ebenfalls untersucht. Die magnetostriktive Reaktion der Fe-Co-Faser/GFK-Verbundwerkstoffe wurde unter Verwendung der Verbundbalken- und Einzelmagnetstabmodelle berechnet, die den Villari-Effekt berücksichtigen. Während der Vierpunkt-Biegetests wurde die magnetische Flussdichte außerhalb der Fe-Co-Faser/GFK-Verbundprobe mithilfe von drei Hall-Sonden mit unterschiedlichen Abständen von der Probenoberfläche überwacht. Das Verhalten der magnetischen Flussdichte entsprach der Biegespannungsschwankung. Die maximale Änderung der magnetischen Flussdichte betrug 70,7 mT bei einer Spitzenbiegespannung von 158 MPa. Die Verbundstrahl- und Einzelmagnetstabmodelle sagten auch die Verteilungen der magnetischen Flussdichte um die verschiedenen magnetostriktiven Verbundwerkstoffe mit unterschiedlicher Anzahl von Fe-Co-Fasern vorher, die gut mit den experimentellen Ergebnissen übereinstimmten. Darüber hinaus wurde die magnetoelastische Konstante vorhergesagt und die Beziehung zwischen der Biegespannung (oder Last) und dem magnetischen Fluss erfolgreich ermittelt. Diese Studie kann genutzt werden, um die kontaktlose SHM-Technik unter Verwendung magnetostriktiver Materialien zu realisieren, da das theoretische Verfahren die Vorhersage einer Biegespannung in einer Struktur durch Überwachung der magnetischen Flussdichte im freien Raum ermöglicht.

Die Spannungsüberwachungsmethode ist ein wichtiger Schritt zur Realisierung der Schadens-/Brucherkennung. In der zukünftigen Arbeit wird der Zusammenhang zwischen einer inversen magnetostriktiven Reaktion und dem Bruchverhalten von Fe-Co-Faser/GFK-Verbundwerkstoffen ausführlich diskutiert.

Die während der aktuellen Studie verwendeten und/oder analysierten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

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Die Autoren danken Tohoku Steel Co. Ltd. für die Bereitstellung der Fe-Co-Fasern.

Die Arbeit wurde durch die Forschungsstipendien der Japan Society for the Promotion of Science (JSPS) für junge Wissenschaftler unter der Fördernummer 20J21413 unterstützt. Die Autoren danken der Unterstützung dieser Arbeit durch JSPS, Grant-in-Aid for Scientific Research (A) unter der Grant-Nr. 22H00183.

Abteilung für Materialverarbeitung, Graduate School of Engineering, Tohoku University, Aoba-Yama 6-6-02, Sendai, 980-8579, Japan

Kenichi Katabira

Department of Frontier Sciences for Advanced Environment, Graduate School of Environmental Studies, Tohoku University, Aoba-Yama 6-6-02, Sendai, 980-8579, Japan

Tomoki Miyashita & Fumio Narita

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KK: Untersuchung, Validierung, formale Analyse, Schreiben – Originalentwurf, Finanzierungseinwerbung; TM: Untersuchung, Visualisierung; FN: Konzeptualisierung, Schreiben – Überprüfen und Bearbeiten, Überwachung, Projektverwaltung, Finanzierungseinwerbung.

Korrespondenz mit Kenichi Katabira oder Fumio Narita.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Katabira, K., Miyashita, T. & Narita, F. Spannungsüberwachungsfähigkeit magnetostriktiver Fe-Co-Faser/Glasfaser-verstärkter Polymerverbundwerkstoffe unter Vierpunktbiegung. Sci Rep 12, 22421 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-25792-0

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Eingegangen: 17. August 2022

Angenommen: 05. Dezember 2022

Veröffentlicht: 27. Dezember 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-25792-0

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