復(fù)合材料0°/45°層間界面I型、II型和I/II混合型分層實(shí)驗(yàn)研究

王雅娜, 陳新文, 龔 愉

（1.中國(guó)航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095；2.北京航空航天大學(xué) 宇航學(xué)院，北京 100191）

碳纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料是碳纖維與樹(shù)脂基體通過(guò)物理和化學(xué)方法在宏觀尺度上組成的具有優(yōu)異性能的材料，具有高強(qiáng)度、高模量的力學(xué)性能和抗化學(xué)腐蝕、低熱膨脹等優(yōu)良的物理性能[1-2]。在飛機(jī)結(jié)構(gòu)上碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料正逐步取代傳統(tǒng)金屬材料，不僅應(yīng)用比例在逐漸提高，應(yīng)用部位也從次承力結(jié)構(gòu)發(fā)展到主承力結(jié)構(gòu)。隨著復(fù)合材料結(jié)構(gòu)服役環(huán)境的惡化，復(fù)合材料層間性能薄弱的缺點(diǎn)日益凸顯。復(fù)合材料結(jié)構(gòu)在制造、維修、服役過(guò)程中容易發(fā)生分層，且分層一旦萌生極易擴(kuò)展，造成結(jié)構(gòu)的快速失效，因此分層一直是復(fù)合材料結(jié)構(gòu)實(shí)際應(yīng)用中重點(diǎn)關(guān)注的問(wèn)題[3-4]。為了在工程應(yīng)用中大量使用復(fù)合材料，必須深入了解其分層行為的特性，研究其分層擴(kuò)展規(guī)律，以便在設(shè)計(jì)中揚(yáng)長(zhǎng)避短，提高復(fù)合材料的使用效率。

根據(jù)不同的受載形式，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)中的分層通常分為張開(kāi)型（I型）、滑開(kāi)型（II型）和撕開(kāi)型（III型）三種基本類型[5]。復(fù)合材料中的分層往往被限制于層間，故復(fù)合材料分層模式往往是混合型的。研究表明實(shí)際復(fù)合材料結(jié)構(gòu)中III型分層所占比重較小，因此現(xiàn)存的研究大都集中于I型、II型和I/II混合型分層[6]。作為一種特殊的斷裂行為，復(fù)合材料分層大都采用臨界應(yīng)變能釋放率Gc作為層間斷裂韌度的表征量，這是由于復(fù)合材料分層前緣的應(yīng)力場(chǎng)非常復(fù)雜，分層前緣張開(kāi)位移振蕩并相互貫穿，具有病態(tài)解，應(yīng)力強(qiáng)度因子K無(wú)顯示表達(dá)式，故很難通過(guò)對(duì)分層前緣應(yīng)力場(chǎng)的分析來(lái)確定應(yīng)力強(qiáng)度因子K[7-8]。

目前，復(fù)合材料層間斷裂韌度的評(píng)估大都采用單向板，大量相關(guān)的實(shí)驗(yàn)與理論研究也大都圍繞單向板中的分層行為展開(kāi)。然而，工程實(shí)際中的復(fù)合材料結(jié)構(gòu)往往是多向?qū)影澹謱油l(fā)生在具有不同鋪層角度的單層之間。大量研究表明發(fā)生在不同角度鋪層間界面的分層行為和斷裂韌度與單向板分層呈顯著差異[9-12]。此外，相同分層界面處，在不同分層模式下的分層行為和斷裂韌度值也差異明顯。研究表明碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料I型層間斷裂韌度主要取決于基體，數(shù)值大多在幾百J·m–2的量級(jí)，II型層間斷裂韌度的數(shù)值則可達(dá)到幾千J·m–2量級(jí)，I/II混合型層間斷裂韌度數(shù)值介于兩者之間，但斷裂韌度值與加載混合比（II型分層載荷所占比例）之間無(wú)線性關(guān)系[13-15]。因此，針對(duì)多向?qū)影逯械湫头謱咏缑嫣幐鞣N不同分層模式下分層行為的研究有助于全面理解復(fù)合材料分層行為，能為工程實(shí)際中復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

本工作針對(duì)不同加載混合比下，T800/環(huán)氧復(fù)合材料0°/45°分層界面的層間斷裂韌度和分層擴(kuò)展行為開(kāi)展系統(tǒng)的研究，分別采用DCB、ENF和MMB實(shí)驗(yàn)方案開(kāi)展復(fù)合材料I型、II型和I/II混合型分層測(cè)試，獲得不同加載混合比下復(fù)合材料分層的斷裂韌度，研究分層擴(kuò)展行為。鑒于無(wú)法通過(guò)窮盡所有加載混合比下的分層測(cè)試而獲得任意加載混合比下的層間斷裂韌度值，本工作對(duì)不同加載混合比下分層斷裂韌度的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，建立一個(gè)以加載混合比為自變量的0°/45°界面層間斷裂韌度的預(yù)測(cè)公式，利用該公式可對(duì)T800/環(huán)氧復(fù)合材料0°/45°分層界面在任意加載混合比下的層間斷裂韌度值進(jìn)行預(yù)測(cè)。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

1.1 材料

試件采用CYTEC公司生產(chǎn)的T800/環(huán)氧（CYCOM X850）復(fù)合材料預(yù)浸料制備，纖維體積含量約為57.6%，單層厚度為0.188 mm，單層的力學(xué)性能為：E1= 195.3 GPa，E2= 8.58 GPa，G12=4.57 GPa，ν12= 0.337。

1.2 試件制備

復(fù)合材料分層試件的鋪層順序?yàn)椋èC45°/0°/45°）S（45°/0°/–45°）S//（0°/45°/–45°）S（0°/–45°/45°）S。在復(fù)合材料試件的鋪設(shè)過(guò)程，在試件中面嵌入長(zhǎng)度為40 mm、厚度小于0.013 mm的不粘薄膜（聚四氟乙烯薄膜）作為預(yù)埋的分層，從而保證實(shí)驗(yàn)過(guò)程中分層能沿設(shè)定的0°/45°界面擴(kuò)展。隨后將上述預(yù)浸料放入熱壓罐，在6個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓和120 ℃條件下進(jìn)行固化后，將成型的層合板放置在實(shí)驗(yàn)室環(huán)境下12 h以上，最后借助超聲C掃，在層合板的無(wú)缺陷部位切割出所需試件。

1.3 測(cè)試

對(duì)靜載作用下的I型、II型及其3種不同加載混合比（φ = 0.25，0.5，0.75）下的 I/II混合型分層行為開(kāi)展實(shí)驗(yàn)研究，每種加載情形下分別測(cè)試2個(gè)試件。實(shí)驗(yàn)環(huán)境為常溫干態(tài)，試件在該環(huán)境下存放超過(guò)24 h后才開(kāi)始實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)在MTS880電液伺服材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，載荷傳感器量程為1500 N。實(shí)驗(yàn)過(guò)程的載荷由試驗(yàn)機(jī)傳感器記錄，加載位移由與夾頭相連的LVDT傳感器讀取。分層前緣位置通過(guò)帶工具顯微鏡（JXCE-DK）的電位移平臺(tái)來(lái)跟蹤。工具顯微鏡的放大倍數(shù)為50 × ，電位移平臺(tái)上的光柵尺分辨率為5 μm，兩者配合可以實(shí)現(xiàn)精度達(dá)0.01 mm的裂紋長(zhǎng)度測(cè)量。為了增加光學(xué)測(cè)量圖像中裂紋與非裂紋區(qū)域的對(duì)比度，試樣的側(cè)面涂了一層白色涂改液。

I型分層實(shí)驗(yàn)按ASTM D 5528—2013采用雙懸臂梁（DCB）的加載形式。加載速率控制為0.1 mm/min以保證分層緩慢、穩(wěn)定地?cái)U(kuò)展。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中實(shí)時(shí)地記錄分層長(zhǎng)度，及其對(duì)應(yīng)的載荷和位移，以便獲得I型分層擴(kuò)展過(guò)程中的R曲線。

II型分層實(shí)驗(yàn)按ASTM D7905/D7905M—2014采用三點(diǎn)彎（ENF）的加載形式，加載壓頭和支座圓角的半徑均為5 mm，跨距2L為100 mm。實(shí)驗(yàn)中無(wú)法獲得穩(wěn)定的分層擴(kuò)展過(guò)程，只能得到II型分層起始的斷裂韌度值。

I/II混合型分層實(shí)驗(yàn)按ASTM D6671/D6671M—2013采用混合模式彎曲（MMB）的加載形式，為獲得緩慢的分層擴(kuò)展過(guò)程，選取的加載速率為0.01 mm/min。過(guò)程中實(shí)時(shí)記錄載荷、位移、分層長(zhǎng)度數(shù)據(jù)。

2 結(jié)果與分析

2.1 分層擴(kuò)展過(guò)程中的載荷-位移響應(yīng)

不同分層模式下，復(fù)合材料層板0°/45°分層界面分層擴(kuò)展過(guò)程中的載荷-位移響應(yīng)如圖1（a）～（e）所示。按照定義，加載混合比即為II型分層分量所占的比例，故DCB（純I型分層）實(shí)驗(yàn)的加載混合比φ為0，ENF（純II型分層）實(shí)驗(yàn)的加載混合比φ為1。由圖1可知，隨著加載混合比φ的增加，試件能承受的最大載荷顯著提高，說(shuō)明II型分層載荷分量所占的比例越大，越不容易發(fā)生分層擴(kuò)展。此外，隨著加載混合比的增加，試件在達(dá)到最大載荷前載荷-位移曲線呈現(xiàn)出的非線性也越來(lái)越明顯，這是由于II型分層分量所占比例越高，試件所承受的面內(nèi)剪切變形越大，鑒于復(fù)合材料具有顯著的剪切非線性，因此試件載荷-位移曲線的非線性也越來(lái)越顯著。

2.2 分層擴(kuò)展行為

5種加載混合比下的分層擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)中，只有三種情形下具有穩(wěn)定的分層擴(kuò)展行為，分別是φ =0（DCB），φ = 0.25（MMB）和 φ = 0.5（MMB），而 φ =0.75（MMB）和 φ = 1（ENF）下無(wú)穩(wěn)定的分層擴(kuò)展行為，分層一旦起始就迅速失穩(wěn)擴(kuò)展，可見(jiàn)加載混合比越高，穩(wěn)定的分層擴(kuò)展行為越難以維持。

DCB實(shí)驗(yàn)過(guò)程中分層擴(kuò)展阻力（斷裂韌度）隨分層擴(kuò)展距離a變化的曲線如圖2（a）所示，呈現(xiàn)為明顯的R阻力曲線的特征。DCB實(shí)驗(yàn)中分層起始后，隨著位移型載荷的持續(xù)施加，分層穩(wěn)定地向前擴(kuò)展，分層擴(kuò)展阻力逐漸上升。當(dāng)分層長(zhǎng)度達(dá)到一定值后，分層擴(kuò)展阻力在某個(gè)穩(wěn)定的數(shù)值附近波動(dòng)。在測(cè)試過(guò)程中，分層擴(kuò)展過(guò)程伴隨著顯著的纖維橋聯(lián)，如圖2（b）所示，這被認(rèn)為是造成分層阻力持續(xù)上升的原因。然而，分層擴(kuò)展阻力并不是隨著分層長(zhǎng)度的增加而無(wú)限地提高，而是最終達(dá)到某個(gè)穩(wěn)定值，這是由于纖維橋接的顯著影響只集中于分層后緣一段范圍內(nèi)，超過(guò)這個(gè)橋接顯著影響區(qū)，橋接纖維的影響可以忽略，纖維橋接的影響最終會(huì)達(dá)到一種動(dòng)態(tài)平衡，即飽和狀態(tài)。

在 φ = 0.25 和 φ = 0.5 的 MMB 實(shí)驗(yàn)中，分層起始時(shí)分層擴(kuò)展十分不穩(wěn)定，當(dāng)目測(cè)發(fā)現(xiàn)分層起始時(shí)，分層已經(jīng)向前擴(kuò)展了一段較長(zhǎng)的距離，但是隨著分層長(zhǎng)度的增加，分層擴(kuò)展逐漸趨于穩(wěn)定（見(jiàn)圖3和圖4）。上述兩種情形下的分層擴(kuò)展阻力（斷裂韌度）隨分層擴(kuò)展距離a變化的曲線分別如圖3（a）和圖4（a）所示，同樣具有R阻力曲線的特征。在整個(gè)分層擴(kuò)展過(guò)程中，分層阻力隨分層擴(kuò)展長(zhǎng)度的增加呈逐漸上升的趨勢(shì)，并且當(dāng)分層長(zhǎng)度超過(guò)一定范圍后，分層擴(kuò)展阻力同樣將在某個(gè)穩(wěn)定的數(shù)值附近波動(dòng)。在φ = 0.25 和 φ = 0.5 的 MMB 實(shí)驗(yàn)中，同樣觀察到纖維橋聯(lián)的發(fā)生，如圖3（b）和圖4（b）所示，而通過(guò)對(duì)分層后界面的放大觀察，可見(jiàn)顯著的剪切塑形變形，上述兩種因素被認(rèn)為是造成MMB實(shí)驗(yàn)中分層擴(kuò)展阻力行為的原因。

2.3 分層斷裂韌度預(yù)測(cè)公式

由圖2（a）～4（a）所示三種加載混合比下分層擴(kuò)展的斷裂韌度可知，分層起始的斷裂韌度值隨加載混合比的增加而增加，而分層穩(wěn)定擴(kuò)展階段的斷裂韌度穩(wěn)定值與加載混合比之間未呈現(xiàn)顯著的規(guī)律。事實(shí)上，相比于分層擴(kuò)展過(guò)程中的斷裂韌度，分層起始時(shí)的斷裂韌度往往是工程中更關(guān)心的測(cè)量值。為了準(zhǔn)確測(cè)得分層起始的斷裂韌度值，需要對(duì)分層起始狀態(tài)進(jìn)行準(zhǔn)確判斷。現(xiàn)存的研究中，判斷分層起始的方法主要有4種[13]：（1）以肉眼觀察判斷分層起始狀態(tài)；（2）以載荷-位移曲線最初偏離線性的數(shù)據(jù)點(diǎn)作為分層起始狀態(tài)；（3）載荷-位移曲線線性段斜率降低5%繪制直線與原載荷-位移曲線相交，若該交點(diǎn)在最大載荷出現(xiàn)之前，以該交點(diǎn)作為分層起始狀態(tài)，否則以最大載荷時(shí)作為分層起始狀態(tài)；（4）采用先進(jìn)的聲學(xué)設(shè)備捕捉分層起始狀態(tài)。鑒于分層前緣的形狀從寬度方向看通常表現(xiàn)為中間凸起的拇指型，兩邊緣的分層要遲于中間位置，然而肉眼觀察只能判斷試件邊緣的分層狀態(tài)，因此使用第（1）種方法不能準(zhǔn)確判斷分層起始狀態(tài)。方法（3）是一種借鑒于普通材料的方法，鑒于復(fù)合材料宏觀各向異性和細(xì)觀不均勻性等特點(diǎn)，上述兩種方法不具有較好的適用性。方法（4）是最精確的方法，但是聲學(xué)設(shè)備成本過(guò)高，使用過(guò)程較為復(fù)雜。最終權(quán)衡各種因素，方法（2）被認(rèn)為具有較好的精度和可操作性，因此本研究中采用方法（2）判斷分層起始，由此計(jì)算得到的不同加載混合比下對(duì)應(yīng)分層起始的斷裂韌度初始值如表1所示。

表1 不同加載混合比下對(duì)應(yīng)分層起始的斷裂韌度初始值Table1 Initiation fracture toughness of delamination with different mixture ratios

由表1可知，隨著加載混合比φ的增加，分層起始的斷裂韌度值隨之增加，這是由于隨著II型分層比例的增加，分層界面的斷面粗糙度和微觀斷面面積隨之增加，進(jìn)而將引起更大的分層阻力。為了描述斷裂韌度隨加載混合比的變化，目前工程上普遍采用B-K準(zhǔn)則[16]?；贐-K準(zhǔn)則描述的斷裂韌度隨加載混合比變化的函數(shù)關(guān)系，利用表1所示的不同加載混合比φ下的斷裂韌度初始值進(jìn)行擬合，得到斷裂韌度隨加載混合比φ變化的擬合曲線，如圖5所示，相應(yīng)的擬合公式如式（1）所示。

上述擬合函數(shù)確立了一個(gè)X850復(fù)合材料0°/45°分層界面任意加載混合比下分層起始斷裂韌度值的預(yù)測(cè)公式，利用該公式可以預(yù)測(cè)X850復(fù)合材料層壓板0°/45°分層界面在任意加載混合比下分層的斷裂韌度初始值。

3 結(jié)論

（1）具有 0°/45°分層界面的 T800/環(huán)氧復(fù)合材料多向?qū)雍习錓型、II型和三種加載混合比下的I/II混合型分層試驗(yàn)中，只有 φ = 0（DCB），φ =0.25（MMB）和 φ = 0.5（MMB）情形下存在穩(wěn)定的分層擴(kuò)展行為，且分層擴(kuò)展過(guò)程表現(xiàn)為顯著的R阻力行為，該阻力行為與分層擴(kuò)展過(guò)程中伴隨的纖維橋聯(lián)有關(guān)。

（2）隨著加載混合比的增加，試件在分層擴(kuò)展前所能承受的最大載荷隨之增加，而穩(wěn)定的分層擴(kuò)展行為越難以維持。

（3）通過(guò)識(shí)別載荷-位移曲線上非線性點(diǎn)判斷分層起始是一種有效且相對(duì)簡(jiǎn)單的方法，據(jù)此可得出較為準(zhǔn)確的層間斷裂韌度初始值，且斷裂韌度初始值隨著加載混合比的增加而增加。

（4）基于B-K準(zhǔn)則描述的斷裂韌度關(guān)于加載混合比的函數(shù)關(guān)系，利用不同加載混合比下的斷裂韌度初始值進(jìn)行擬合，得到T800/環(huán)氧復(fù)合材料0°/45°分層界面的斷裂韌度預(yù)測(cè)公式，可為復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和數(shù)值模擬提供有用的斷裂韌度參數(shù)。