Capacité de surveillance des contraintes du Fe magnétostrictif

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 22421 (2022) Citer cet article

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De nombreuses techniques de surveillance de la santé structurelle (SHM) ont été étudiées pour la détection des dommages dans les stratifiés tissés en polymère renforcé de fibres de verre (GFRP). Récemment, les composites GFRP intégrés à des capteurs ont retenu l'attention car le matériau composite peut transmettre des informations sur l'état structurel pendant le fonctionnement. Les matériaux magnétostrictifs sont considérés comme des candidats possibles pour réaliser les techniques SHM sans contact en exploitant l'effet Villari, mais la modélisation théorique pour corréler une réponse magnétostrictive avec les conditions structurelles est un problème critique. Dans cette étude, la procédure analytique prenant en compte la mécanique des matériaux et l'électromagnétisme a été proposée pour modéliser l'induction magnétique par l'effet Villari des stratifiés magnétostrictifs GFRP sous flexion. Les composites magnétostrictifs Fe-Co fibre/GFRP ont ensuite été développés, et les tests de flexion à quatre points ont été effectués pour évaluer la capacité de surveillance des contraintes des composites fabriqués. Le comportement de la densité de flux magnétique correspondait à la fluctuation de la contrainte de flexion. Le changement maximal de densité de flux magnétique était de 70,7 mT soumis à la contrainte de flexion maximale de 158 MPa. Les solutions analytiques ont montré un accord raisonnable avec les résultats expérimentaux. La contrainte appliquée et la densité de flux magnétique mesurée ont été corrélées par les modèles théoriques. Ainsi, ces résultats suggèrent une étape importante dans la réalisation de la nouvelle technique SHM sans contact utilisant des matériaux magnétostrictifs.

Les stratifiés de polymère renforcé de fibres de verre tissées (GFRP) présentent les caractéristiques d'isolation thermique, d'isolation électrique et d'excellentes propriétés mécaniques, et sont de bons matériaux pour les dispositifs supraconducteurs à utiliser dans le réacteur de fusion, tel que le réacteur thermonucléaire expérimental international (ITER)1. Cependant, l'application des stratifiés FRP est susceptible d'être limitée en raison de leurs dommages complexes et de leurs morphologies de défaillance, par exemple, la défaillance interlaminaire2,3. Par conséquent, il a été nécessaire d'évaluer l'état des dommages et de prévoir la durée de vie restante pour un fonctionnement sûr4.

La surveillance de la santé structurelle (SHM) est nécessaire pour maintenir les protocoles de sécurité pour ces composants structurels pendant le service5. De nombreux chercheurs ont étudié diverses techniques SHM, par exemple la méthode des fréquences6, les ondes de Lamb7 et l'émission acoustique8. Cependant, une technique polyvalente pour toutes les conditions, situations et applications n'a pas été créée car chaque technique développée a ses propres avantages, limites et champ d'application9. Actuellement, les composites intégrés avec des capteurs ont été largement reconnus comme l'une des technologies SHM puisque le matériau composite peut informer par lui-même la santé structurelle. Les capteurs à fibre optique dans les structures composites ont retenu l'attention en raison de leurs avantages distinctifs10. Sánchez et al.11 ont surveillé le processus de fabrication complet du polymère renforcé de fibres de carbone (CFRP) intégré avec des capteurs à fibre optique et ont évalué le profil de déformation résiduelle distribuée. La faisabilité du GFRP avec un réflectomètre à rétrodiffusion optique basé sur la diffusion de Rayleigh a été explorée12. Okabe et al.13 ont démontré que la capacité de détection du réseau de Bragg à fibre chirpée permet d'identifier les emplacements des fissures dans les stratifiés CFRP. La mesure de la résistance électrique a été étudiée car les dommages et la résistance électrique dans les composites CFRP peuvent être couplés14. Les dommages d'impact sur les stratifiés continus en fibre de carbone/composite époxy ont été évalués par mesure de la résistance électrique, et la sensibilité de la technique était plus efficace que celle des méthodes ultrasonores15. La corrélation entre le comportement de cisaillement interlaminaire et les réponses de résistance électrique des stratifiés composites CFRP tissés dans un environnement cryogénique a été discutée numériquement et expérimentalement16,17. Takeda et Narita18 ont rapporté la surveillance de la propagation des fissures des joints composites CFRP collés avec une couche adhésive de nanotubes de carbone/époxy sous une charge de mode I. Les matériaux piézoélectriques peuvent être utilisés comme capteurs passifs et actifs liés à une structure composite19. Les composites CFRP incorporés dans des céramiques piézoélectriques ont été caractérisés pour discuter de la capacité SHM en temps réel20,21. Hwang et al.22 ont caractérisé un stratifié composite piézoélectrique en GFRP comprenant un mélange de poudre piézoélectrique et de résine époxy pour un capteur d'impact. Les stratifiés composites intelligents tissés en polymère renforcé de fibres (FRP) composés d'un tissu piézoélectrique tissé, qui agit comme un capteur et un renfort, ont montré une relation directe entre la charge appliquée et le signal du capteur23. Wang et al.24 ont suggéré le nouveau processus de polarisation des composites CFRP piézoélectriques et caractérisé la propriété piézoélectrique.

Des matériaux magnétostrictifs ont été utilisés pour des applications de capteurs ou de récupération d'énergie en exploitant l'effet Villari, qui est généralement décrit comme le changement de magnétisation des matériaux ferromagnétiques lorsqu'ils sont soumis à une contrainte appliquée25. Par conséquent, contrairement à d'autres composites intégrés avec un capteur SHM, les composites FRP magnétostrictifs devraient réaliser la surveillance sans contact des structures FRP car le changement de champ magnétique causé par les matériaux magnétostrictifs peut être capté sous forme de changement de tension à l'aide d'une bobine ou d'une sonde Hall. Le terfenol-D (Tb1−xDyxFe2) est connu comme un matériau magnétostrictif géant. Kubicka et al.26,27 ont rapporté la préparation et la caractérisation de CFRP incorporé avec des particules de Terfenol-D. De plus, d'autres chercheurs ont étudié les composites polymères magnétostrictifs pour les applications SHM28,29,30,31. L'alliage Fe-Co (Fe29Co71) présente une ductilité et une bonne maniabilité ; par conséquent, des fils Fe – Co ont été implantés dans de la résine époxy pour inventer des matériaux composites époxy magnétostrictifs originaux utilisant le rapport d'aspect élevé des fils Fe – Co32,33,34,35. Les études ont principalement porté sur la réponse magnétostrictive à la contrainte de compression. Dernièrement, Katabira et al.36,37 ont développé des composites FRP incorporés avec des fils Fe-Co et ont étudié les effets de la conception composite sur la capacité d'auto-détection sous charge de flexion. La conception composite utilisant un fil Fe-Co est facile à contrôler la direction de magnétisation en raison des cristaux colonnaires puissants, et cette caractéristique a la possibilité d'éliminer le besoin d'appliquer un champ magnétique de polarisation. La figure 1 montre le comportement magnétostrictif et la procédure de surveillance des contraintes du composite GFRP intégré avec des fibres Fe-Co (composite fibre Fe-Co/GFRP) sous une charge de flexion P. Contrainte de flexion \(\sigma_{{\text{f}}}\) génère un tenseur de contrainte \(\sigma_{ij}^{{\text{f}}}\) dans les fibres Fe-Co, ce qui induit une densité de flux magnétique \({\varvec{B}}^{{\text{f} }}\) par l'effet Villari. Un champ magnétique est alors induit autour du composite, qui est exprimé en densité de flux magnétique \({\varvec{B}}^{{\text{e}}}\) dans l'air sur la Fig. 1. Les exposants f et e représentent respectivement les quantités à l'intérieur et à l'extérieur des fibres Fe-Co. L'un des problèmes critiques de l'évaluation sans contact est l'estimation de la densité de flux magnétique dans les fibres Fe – Co à partir de la densité de flux magnétique surveillée autour des composites FRP magnétostrictifs. La corrélation entre les réponses magnétiques et les conditions structurelles doit également être considérée sur la base d'un modèle théorique de la structure composite. Cependant, les études bibliographiques sur ces questions sont rares et peu concluantes.

Comportement magnétostrictif et procédure de surveillance des contraintes du composite fibre Fe – Co / GFRP sous charge de flexion.

Dans cette étude, une procédure analytique basée sur la mécanique des matériaux et l'électromagnétisme a été proposée pour concevoir une approche permettant de comprendre la corrélation entre les réponses magnétostrictives et les conditions structurelles en flexion. Ensuite, les composites fibre Fe-Co/GFRP ont été fabriqués. Des tests de flexion à quatre points ont été menés pour étudier la capacité d'auto-détection de contrainte, en utilisant l'effet Villari des composites GFRP magnétostrictifs. Trois sondes Hall ont été introduites pour évaluer le changement de la distribution du champ magnétique autour des éprouvettes lors des essais de flexion en quatre points.

Les équations de base pour le matériau magnétostrictif sont décrites ici. Considérons le système de coordonnées o-xyz. L'axe z coïncide avec l'axe facile de l'aimantation. Les équations constitutives sont données par

où \(\varepsilon_{xx}^{{\text{f}}}\), \(\varepsilon_{yy}^{{\text{f}}}\), \(\varepsilon_{zz}^{ {\text{f}}}\), \(\varepsilon_{yz}^{{\text{f}}} = \varepsilon_{zy}^{{\text{f}}}\), \(\ varepsilon_{zx}^{{\text{f}}} = \varepsilon_{xz}^{{\text{f}}}\), \(\varepsilon_{xy}^{{\text{f}}} = \varepsilon_{yx}^{{\text{f}}}\) sont les composantes du tenseur de déformation, \(\sigma_{xx}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_ {yy}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_{zz}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_{yz}^{{\text{f }}} = \sigma_{zy}^{{\text{f}}}\), \(\sigma_{zx}^{{\text{f}}} = \sigma_{xz}^{{\text {f}}}\), \(\sigma_{xy}^{{\text{f}}} = \sigma_{yx}^{{\text{f}}}\) sont les composantes du tenseur des contraintes , \(H_{x}^{{\text{f}}}\), \(H_{y}^{{\text{f}}}\) et \(H_{z}^{{\ text{f}}}\) sont les composantes du vecteur d'intensité du champ magnétique, \(B_{x}^{{\text{f}}}\), \(B_{y}^{{\text{f }}}\), et \(B_{z}^{{\text{f}}}\) sont les composantes du vecteur de densité de flux magnétique, \(s_{11}^{{\text{f}} }\), \(s_{33}^{{\text{f}}}\), \(s_{44}^{{\text{f}}}\), \(s_{66}^{ {\text{f}}}\), \(s_{12}^{{\text{f}}}\), \(s_{13}^{{\text{f}}}\) sont les compliances élastiques à champ magnétique constant, \(d_{15}^{{\prime}{\text{f}}}\), \(d_{31}^{{\prime}{\text{f}}} \), et \(d_{33}^{{\prime}{\text{f}}}\) sont les constantes magnétoélastiques, et \(\mu_{11}^{{\text{f}}}\ ) et \(\mu_{33}^{{\text{f}}}\) sont respectivement les perméabilités magnétiques à contrainte constante. Habituellement, la fibre Fe-Co est fabriquée par étirage. On suppose que l'axe facile de l'aimantation est dans le sens de la longueur et que le mode de déformation magnétostrictif longitudinal (33) est dominant. Par conséquent, les constantes \(d_{15}^{{\prime}{\text{f}}}\), \(d_{31}^{{\prime}{\text{f}}}\), et \(d_{33}^{{\prime}{\text{f}}}\) sont

où \(d_{15}^{{\text{f}}}\), \(d_{31}^{{\text{f}}}\) et \(d_{33}^{{\ text{f}}}\) sont les constantes piézomagnétiques et \(m_{33}^{{\text{f}}}\) est la constante magnétoélastique du second ordre. Ici, nous nous concentrons sur la fibre Fe – Co et considérons un modèle unidimensionnel car le comportement magnétostrictif dans la direction z est dominant. Les équations constitutives. (1) et (2) de la fibre Fe-Co deviennent

Ici, on suppose que la composante du vecteur d'intensité du champ magnétique est omise parce qu'un champ magnétique de polarisation n'a pas été appliqué sur l'échantillon38.

La figure 2a montre la fibre Fe – Co de longueur L et de diamètre d. La densité de flux magnétique est induite en raison de la contrainte normale le long de la direction de la longueur (z-) (axe facile). Ensuite, la fibre Fe – Co (Fig. 2a) est supposée avoir deux charges magnétiques, ± q, aux deux extrémités (Fig. 2b). La charge magnétique due à l'effet Villari est supposée être égale à la quantité de flux magnétique dans la direction z \({\phi_{z}^{\text{f}}}\) à travers la fibre magnétostrictive. section, c'est-à-dire

où S = πd2/4 est la section transversale de la fibre Fe-Co. Considérons maintenant le système de coordonnées, o-xyz, comme indiqué sur la figure 2c, dont l'origine est positionnée au centre des charges magnétiques. Les densités de flux magnétique au point arbitraire A(0, y, 0) dans l'espace induites par la charge magnétique + q et - q sont, respectivement, données par :

où r est la distance entre la charge magnétique et le point arbitraire A. Ici, la composante z de la densité de flux magnétique au point arbitraire A(0, y, 0), illustrée à la Fig. 2d, peut être exprimée comme suit :

où

(a) La fibre Fe-Co et la densité de flux magnétique, (b) les charges magnétiques, (c) la densité de flux magnétique induite par deux charges magnétiques au point A, et (d) la composante z de la densité de flux magnétique induite par charges magnétiques au point A.

Par conséquent, nous avons

De l'éq. (10), la densité de flux magnétique \(B_{z}^{{\text{f}}}\) dans la fibre Fe-Co sera estimée par la mesure de la densité de flux magnétique \(B_{z}^{ {\text{e}}} \left({0,y,0} \right)\). Ici, on suppose que la densité de flux magnétique estimée se répartit uniformément entre les charges magnétiques. La valeur de \(B_{z}^{{\text{e}}}\) change avec une charge externe. Par conséquent, à partir de l'analyse ci-dessus, nous pouvons prédire la contrainte dans la fibre Fe – Co en surveillant la variation de l'induction magnétique à travers la fibre magnétostrictive.

Ensuite, nous considérons une poutre composite à cinq couches simplement supportée d'épaisseur h, de largeur b avec quatre couches de GFRP et une couche magnétostrictive sous le moment de flexion M (Z) comme indiqué sur la figure 3a. L'origine du système de coordonnées global, O-XYZ, est au centre de la surface supérieure de la poutre composite, l'axe X est dans le sens de la largeur et les axes Y et Z sont dans le sens de l'épaisseur et de la longueur. , respectivement. Le moment de flexion M(Z) est induit par la charge de flexion, P. Pour simplifier, il a été supposé que la couche magnétostrictive est constituée de n fibres Fe-Co et d'une matrice époxy ; où n est le nombre de fibres Fe-Co. La couche magnétostrictive est la seconde couche de la poutre composite. La position du plan neutre YN n'est pas le centre de la poutre mixte en raison de la structure asymétrique, qui peut être exprimée par :

où (E33)i et Ai = bhi sont respectivement le module d'Young et l'aire de la section transversale de la ième couche, et hi est l'épaisseur de la ième couche. Les modules de Young de la couche magnétostrictive et de la couche GFRP sont (E33)2 = 1/\(s_{33}^{{\text{M}}}\) et (E33)1 = (E33)3 = (E33) 4 = (E33)5 = 1/\(s_{33}^{{\text{G}}}\), respectivement. Les exposants M et G désignent respectivement la couche magnétostrictive et la couche GFRP. Si la distance entre le plan neutre et le plan médian de la jème couche est Y′ = Yj − YN, la contrainte normale dans la jème couche peut être exprimée comme suit :

où le moment d'inertie de l'aire de la section transversale de la ième couche est donné par :

Image d'une poutre composite à cinq couches avec quatre couches de GFRP et une couche magnétostrictive ; (a) vue d'ensemble, vue de bord et vue en coupe, et (b) couche magnétostrictive.

En particulier, la contrainte dans la couche magnétostrictive est obtenue comme suit :

Nous nous concentrons sur la couche magnétostrictive comme le montre la figure 3b. La composante du tenseur de déformation \(\varepsilon_{ZZ}^{{\text{m}}}\) pour la matrice époxy est donnée par

où \(\sigma_{ZZ}^{{\text{m}}}\) est la composante du tenseur des contraintes, et \(s_{33}^{{\text{m}}}\) est la conformité élastique de la matrice époxy. L'exposant m désigne la matrice époxy. Lorsque la fibre Fe-Co et la matrice époxy sont parfaitement liées, la déformation de la fibre magnétostrictive est :

Par conséquent, la contrainte moyenne \(\sigma_{ZZ}^{0}\) agissant sur la section transversale de la couche magnétostrictive peut être donnée par

où vf = nπd/4b est la fraction volumique de la fibre Fe–Co. Dans cette condition, le module d'Young de la couche magnétostrictive est \(\left( {E_{33} } \right)_{2} = v^{{\text{f}}} /s_{33}^{{ \text{f}}} + \left( {1 - v^{{\text{f}}} } \right)/s_{33}^{{\text{m}}}\). Dans le système de coordonnées global, O-XYZ, l'origine du système de coordonnées o-xyz est (0, Y2, 0) et les axes x, y et z sont parallèles aux axes X, Y, et axes Z, respectivement. Lorsque la contrainte moyenne \(\sigma_{ZZ}^{0}\) dans l'Eq. (17) est égal à la contrainte normale \(\left( {\sigma_{ZZ} } \right)_{2}\) dans l'équation. (14) en utilisant les Éqs. (4), (15) et compte tenu de la condition (16), la contrainte agissant sur les fibres Fe-Co peut être obtenue comme suit :

Par substitution de l'Eq. (18) en éq. (5), la densité de flux magnétique \(B_{Z}^{{\text{f}}}\) dans la fibre Fe-Co de la poutre composite sous moment de flexion peut être calculée, ce qui nous permet de corréler le charge à la réponse magnétostrictive inverse. Le tableau 1 répertorie les propriétés des matériaux utilisés dans cette étude.

Enfin, la densité de flux magnétique de la fibre Fe – Co sous contrainte de flexion maximale a été discutée. La figure 4a montre le diagramme du moment de flexion du test de flexion à quatre points, dans lequel la ligne bleue désigne le diagramme général du moment de flexion. Le moment de flexion est donné par :

( a ) Diagramme du moment de flexion du test de flexion à quatre points, et ( b ) Vue schématique du test de flexion à quatre points et de l'aimantation des fibres Fe – Co.

La contrainte normale pour les fibres Fe-Co dépend du moment de flexion. Par conséquent, la quantité d'aimantation des fibres Fe – Co dans l'échantillon est différente sur la coordonnée Z, comme indiqué sur la figure 4b. Pour simplifier le calcul, la longueur corrigée, L ', a ensuite été introduite de sorte que la quantité totale de l'aimantation ne change pas et que le moment de flexion soit constant. En d'autres termes, sur la figure 4a, la zone entourée par la ligne rouge est égale à la zone entourée par la ligne bleue. Par conséquent, la longueur corrigée a été obtenue comme

Remplacer L' par L dans l'Eq. (10), la densité de flux magnétique de la fibre Fe-Co, \(B_{Z}^{{\text{f}}}\), a été calculée en utilisant les valeurs expérimentales, |Y|, \(B_{Z} ^{{\text{e}}} \left( {0, Y,0} \right)\), et YA = Y2 – Y.

Les spécimens ont été fabriqués à l'aide de préimprégnés GFRP (EGP-87 LA18BR, SPIC Corporation, Japon) avec une armure toile et des fibres Fe-Co magnétostrictives (K-MP70, Tohoku Steel Co. Ltd., Japon) avec des diamètres de 100 μm, et la composition des fibres Fe-Co était Fe29Co71. La figure 5 montre la microstructure de la fibre Fe-Co. L'aimantation à saturation de la fibre Fe-Co, Ms, l'aimantation résiduelle, Mr, et la coercivité, Hc, étaient respectivement de 1,44 MA/m, 0,31 MA/m et 6,24 kA/m. La figure 6 montre le schéma de préparation de l'échantillon. Le système de coordonnées cartésiennes rectangulaires O-XYZ est introduit de telle sorte que l'origine du système soit au centre de la surface supérieure et que les axes X, Y et Z soient dans la direction de la largeur, de l'épaisseur et de la largeur de l'échantillon. longueur, respectivement. Quatre préimprégnés de GFRP et des fibres Fe-Co ont été stratifiés suivis d'un durcissement pendant 2 h à 130 ºC. Les fibres Fe-Co étaient situées sur la deuxième couche du stratifié et la distance de la surface supérieure, Y2, était de 0,1875 mm. Le nombre de fibres Fe – Co, n , était de 5, 10, 20 et 37. Les fibres Fe – Co étaient étroitement espacées au centre de la largeur du stratifié car la densité de flux magnétique mesurée diminuera si les fibres Fe – Co sont Espacé équitablement. Après durcissement, un stratifié a été coupé et poli de sorte que la longueur, l, la largeur, b, et l'épaisseur, h, de l'échantillon soient respectivement de 40, 7,5 et 0,65 mm. La direction de chaîne du préimprégné GFRP et la direction longitudinale des fibres Fe – Co sont parallèles à l'axe Z, et la direction de remplissage est parallèle à l'axe X. Par conséquent, les échantillons préparés peuvent être supposés être un composite à cinq couches dont la couche magnétostrictive est située sur la deuxième couche.

Microstructure de fibre Fe – Co de 100 μm de diamètre.

Schéma de préparation des échantillons.

Des tests de flexion à quatre points ont été effectués à l'aide d'Autograph (AG-50kNXD, Shimadzu Corporation, Japon). La figure 7a montre la configuration expérimentale du test de flexion à quatre points. Les portées de charge et de support étaient L1 = 12 et L2 = 34 mm, respectivement. Trois sondes Hall (HG-302C, Asahi Kasei Microdevices Corporation, Japon) ont été positionnées au-dessus des spécimens pour mesurer le changement de densité de flux magnétique \(B_{Z}^{{\text{e}}}\) dans le sens longitudinal (Z -)direction comme illustré à la Fig. 7b. La distance entre la surface de l'échantillon et le centre de la sonde Hall, | Y |, était de 5, 9 et 13 mm, respectivement (illustré à la Fig. 7c). La figure 7d montre un programme d'essai de flexion en quatre points. Les spécimens ont été chargés sous contrôle de contrainte à un taux de 5 MPa/s, et la charge maximale était d'environ 150 MPa. Des tests de flexion à quatre points ont été effectués pour évaluer la reproductibilité des réponses magnétostrictives inverses correspondant à une charge de flexion sans champ magnétique de polarisation. Tous les signaux analogiques, qui sont la charge, P, et le déplacement du point de charge, δ, d'Autograph, et la tension, V, des sondes Hall ont été collectés simultanément par l'enregistreur de données (série NR-500, KEYENCE Corporation, Japon). La densité de flux magnétique, \(B_{Z}^{{\text{e}}}\), a été calculée en multipliant la tension mesurée à partir d'une sonde Hall avec le coefficient, 0,8 mT/mV, obtenu à partir de la fiche technique de la sonde Hall.

(a) Configuration expérimentale du test de flexion à quatre points, (b) croquis de la distribution de la densité de flux magnétique causée par la charge de flexion externe, (c) la position des sondes Hall pour la mesure de la distribution de la densité de flux magnétique, et (d) quatre points programme d'essais de flexion.

La contrainte de flexion à la surface inférieure σf = σZZ(0, h, 0) et la densité de flux magnétique changent \(B_{Z}^{{\text{e}}} \left( {0, Y,0} \ à droite)\) sont tracées sur la Fig. 8 en fonction du temps t pour l'échantillon à 37 fibres Fe-Co. Le comportement de la densité de flux magnétique correspondait à la fluctuation de la contrainte de flexion. Comme prévu, la variation du changement de densité de flux magnétique a diminué avec une augmentation de la distance entre la surface de l'échantillon et le centre de la sonde Hall. A la fin d'un cycle, la contrainte de flexion devient presque 0 MPa ; cependant, la densité de flux magnétique n'est pas revenue à la valeur initiale. Ce résultat peut être compris puisque l'aimantation résiduelle de la fibre Fe-Co affecte le comportement. L'aimantation résiduelle sera un problème important pour les applications de capteurs ; cependant, le comportement reproductible du changement de densité de flux magnétique a été observé sous la contrainte de flexion. Des résultats similaires ont été obtenus pour les échantillons avec 5, 10 et 20 fibres Fe-Co. Ces résultats indiquent que les composites fibre Fe-Co/GFRP peuvent surveiller la contrainte de flexion. Le tableau 2 montre la variation maximale de la densité de flux magnétique \(B_{{Z,{\text{max}}}}^{{\text{e}}}\) de tous les spécimens. Ici, la variation maximale de la densité de flux magnétique a été calculée en prenant la différence entre la valeur de crête et la valeur de fin de cycle. Le résultat de l'échantillon avec 37 fibres Fe-Co était le plus grand de tous les échantillons.

La contrainte de flexion et la densité de flux magnétique changent en fonction du temps pour l'échantillon avec 37 fibres Fe – Co.

Le tableau 3 répertorie les valeurs calculées de la densité de flux magnétique de la fibre Fe – Co \(B_{Z}^{{\text{f}}} \left({0,Y_{2} ,0} \right) = B_ {z}^{{\text{f}}} \left( {0,0,0} \right)\) par Eq. (10) et charge magnétique q par Eq. (6) sous contrainte maximale de flexion. Ici, n fibres Fe – Co étroitement espacées au centre de la largeur de la couche magnétostrictive ont été supposées comme une fibre Fe – Co avec une longueur, L ′, et une section transversale, S = πnd2 / 4, et la fibre unique était située à le centre de la couche magnétostrictive (modèle monotige magnétique). Les charges magnétiques, + q et − q, sont placées respectivement en (0, Y2, L′/2) et (0, Y2, − L′/2). La figure 9 montre le schéma d'une seule fibre Fe-Co modélisée et du point arbitraire A. La figure 10 donne un tracé du changement de densité de flux magnétique dans l'air avec la distance entre la surface de l'échantillon et le centre de la sonde Hall montrant les valeurs calculées et données expérimentales pour tous les spécimens. Les points sont les valeurs moyennes obtenues par les données expérimentales à |Y|= 5, 9 et 13 mm. Les lignes en pointillés ont été tracées en remplaçant les valeurs du tableau 3 par l'équation. (dix). La tendance est suffisamment similaire entre le calcul et l'expérience. Ce résultat implique que le modèle suggéré est utile et que la densité de flux magnétique de la fibre Fe – Co peut être prédite pendant le test de flexion à quatre points en surveillant la variation de l'induction magnétique autour des composites fibre Fe – Co / GFRP avec un Hall sonde. Les charges magnétiques q dans le tableau 3 seront discutées plus tard.

Schéma de la fibre Fe-Co modélisée et du point arbitraire A.

Changement de densité de flux magnétique en fonction de la distance entre la surface de l'échantillon et le centre de la sonde Hall.

La figure 11a illustre le schéma d'estimation de la réponse magnétostrictive des fibres Fe – Co sous le moment de flexion à partir de la charge de flexion (Calcul 1) et de la densité de flux magnétique mesurée (Calcul 2). La figure 11b montre le flux magnétique en fonction du nombre de fibres Fe-Co. La ligne pointillée indique les données calculées \({\phi_{z}^{\text{f}}}\) basées sur le modèle de faisceau composite composé d'une couche magnétostrictive et de quatre couches GFRP. Le flux magnétique augmente avec l'augmentation du nombre de fibres Fe-Co. La ligne représente le bon accord avec les points q du tableau 3 lorsque la constante magnétoélastique \(d^{\prime\rm{f}}_{33}\) est supposée égale à 900 × 10−12 m/A. Lorsque la contrainte de flexion appliquée est évaluée à l'aide d'une bobine ou d'une sonde Hall, la quantité de flux magnétique est importante car elle affecte la difficulté de surveiller la densité de flux magnétique dans l'espace. Ce résultat implique la validité du modèle de poutre composite et du modèle de tige magnétique unique pour corréler la charge de flexion externe par rapport à la réponse magnétostrictive. En d'autres termes, la procédure analytique a été proposée pour surveiller la contrainte de flexion σf à partir de la densité de flux magnétique Be dans l'espace, comme le montre la Fig. 1.

( a ) Schéma d'estimation du flux magnétique dans les fibres Fe – Co, et ( b ) flux magnétique en fonction du nombre de fibres Fe – Co.

Cette étude s'est concentrée sur l'établissement de nouveaux modèles pour corréler une réponse magnétostrictive inverse et une contrainte de flexion. On a supposé que la fibre Fe – Co avait deux charges magnétiques aux deux extrémités, et les charges magnétiques induisaient pratiquement le champ magnétique dans l'air. La poutre composite à cinq couches avec quatre couches de GFRP et une couche magnétostrictive a été considérée sous flexion. La couche magnétostrictive était constituée de n fibres Fe-Co et d'une matrice époxy. Pour concevoir la procédure analytique à l'aide des modèles proposés, nous avons fabriqué les composites fibre Fe-Co/GFRP et effectué des tests de flexion à quatre points. La capacité de surveillance du stress a également été étudiée. La réponse magnétostrictive des composites fibre Fe – Co / GFRP a été calculée en utilisant les modèles de faisceau composite et de tige magnétique unique, qui prennent en compte l'effet Villari. Au cours des essais de flexion en quatre points, la densité de flux magnétique à l'extérieur de l'échantillon composite fibre Fe – Co / GFRP a été surveillée, à l'aide de trois sondes Hall à différentes distances de la surface de l'échantillon. Le comportement de la densité de flux magnétique correspondait à la fluctuation de la contrainte de flexion. Le changement maximal de densité de flux magnétique était de 70,7 mT soumis à la contrainte de flexion maximale de 158 MPa. Les modèles de faisceau composite et de tige magnétique unique ont également prédit les distributions de la densité de flux magnétique autour des divers composites magnétostrictifs avec différents nombres de fibres Fe – Co, qui étaient en bon accord avec les résultats expérimentaux. De plus, la constante magnétoélastique a été prédite et la relation entre la contrainte de flexion (ou charge) et le flux magnétique a été obtenue avec succès. Cette étude peut être exploitée pour réaliser la technique SHM sans contact utilisant les matériaux magnétostrictifs car la procédure théorique permet de prédire une contrainte de flexion dans une structure en surveillant la densité de flux magnétique dans l'espace libre.

La méthode de surveillance des contraintes est une étape importante pour la réalisation de la détection des dommages/fractures. Dans les travaux futurs, la relation entre une réponse magnétostrictive inverse et le comportement à la rupture des composites Fe-Co fibre/GFRP sera discutée en détail.

Les ensembles de données utilisés et/ou analysés au cours de la présente étude sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Les auteurs tiennent à remercier Tohoku Steel Co. Ltd. pour avoir fourni les fibres Fe-Co.

Le travail a été soutenu par les bourses de recherche de la Société japonaise pour la promotion de la science (JSPS) pour les jeunes scientifiques sous le numéro de subvention 20J21413. Les auteurs tiennent à remercier le soutien de ce travail par JSPS, Grant-in-Aid for Scientific Research (A) sous Grant No. 22H00183.

Département de traitement des matériaux, École supérieure d'ingénierie, Université de Tohoku, Aoba-Yama 6-6-02, Sendai, 980-8579, Japon

Kenichi Katabira

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

Tomoki Miyashita & Fumio Narita

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KK : Enquête, Validation, Analyse formelle, Rédaction - Ébauche originale, Acquisition de financement ; TM : Recherche, Visualisation ; FN : Conceptualisation, Rédaction – Révision & Édition, Supervision, Administration de projet, Acquisition de financement.

Correspondance à Kenichi Katabira ou Fumio Narita.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Katabira, K., Miyashita, T. & Narita, F. Capacité de surveillance des contraintes des composites polymères magnétostrictifs renforcés de fibres Fe – Co / fibres de verre sous flexion en quatre points. Sci Rep 12, 22421 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-25792-0

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Reçu : 17 août 2022

Accepté : 05 décembre 2022

Publié: 27 décembre 2022

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

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