考慮纖維束彎曲的緞紋織物面內(nèi)壓縮行為分析

胡雪垚，郭偉國，郭 輝，劉洪權(quán)，張 楠，張曉瓊

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院，陜西 西安 710072；2.航空工業(yè)第一飛機設(shè)計研究院，陜西 西安 710089)

1 前 言

機織織造復(fù)合材料以其力學(xué)性能優(yōu)異，可設(shè)計性強和自動化程度高等優(yōu)點廣泛應(yīng)用于航空航天以及民用領(lǐng)域。其中，緞紋織物復(fù)合材料由于纖維束交織程度低，線性度較高，使其在面內(nèi)兩個纖維方向具有較好的力學(xué)性能。在實際應(yīng)用中，復(fù)合材料層板往往會受到動態(tài)的沖擊載荷，除了經(jīng)受與層合板垂直的法向載荷外，也會受到與層合板平行的面內(nèi)載荷作用，例如復(fù)合材料機翼和機身段的鳥撞、砂石沖擊，以及應(yīng)用于汽車外殼的層合復(fù)合材料受到的外來物碰撞等。

增強相纖維是復(fù)合材料中的主要承載部分，環(huán)氧樹脂材料主要起著支撐和粘結(jié)纖維束，并對沖擊載荷進行緩沖與傳遞的作用。當加載方向與纖維束方向一致時，材料的強度最高，而與纖維束方向垂直時，材料的強度最低。對于單向碳纖維增強環(huán)氧樹脂復(fù)合材料，與纖維束抗壓強度相比，界面的剪切強度相對較弱，因此在面內(nèi)壓縮載荷作用下，纖維束屈曲和分層是主要的損傷模式，并伴隨著基體內(nèi)部或界面處沿加載方向的裂紋擴展[1-4]。李晨[5]通過建立縫合復(fù)合材料單向板的三維有限元模型，研究了纖維束彎曲對復(fù)合材料拉伸和壓縮力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明，纖維的面內(nèi)和面外彎曲會導(dǎo)致材料的強度和模量產(chǎn)生不同程度的下降，并且彎曲程度越大，力學(xué)性能下降越快。而平面機織復(fù)合材料是通過至少兩組纖維束交織織造而成，纖維束之間由于相互交織必然會形成彎曲，且不同機織結(jié)構(gòu)形成的纖維束彎曲程度也有所不同。在面內(nèi)載荷作用下，彎曲的纖維束除受到與加載方向一致的拉壓載荷外，還會受到彎矩和剪切力的作用。在沖擊載荷作用下，載荷以應(yīng)力波的形式進行傳播[6]，其中彎曲波和剪切波的傳播速度低于拉壓沖擊載荷的波速，使得材料內(nèi)部的應(yīng)力波不斷反射和疊加，導(dǎo)致局部的應(yīng)力集中進而引發(fā)損傷破壞。因此，織物復(fù)合材料的單胞結(jié)構(gòu)，即纖維束的彎曲程度密切影響著其整體力學(xué)性能，基于纖維束的彎曲進行織物復(fù)合材料的面內(nèi)力學(xué)性能研究具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者已針對平面機織復(fù)合材料的力學(xué)性能進行了廣泛研究，包括彈性模量預(yù)測，強度特性以及損傷破壞分析等。Ishikawa和Chou[7-8]基于經(jīng)典層合板理論建立了三種平面機織復(fù)合材料的細觀力學(xué)模型，分別為馬賽克模型，纖維波狀模型和橋聯(lián)模型，利用平均化方法預(yù)測織物復(fù)合材料的面內(nèi)彈性模量。Naik等[9]基于Hetenyi[10]的彈性梁理論，考慮細觀纖維束之間的交織變形，將主要承載的軸向纖維束看作彎曲梁，而將橫向纖維束和純環(huán)氧樹脂區(qū)域作為對彎曲梁的彈性支撐體，建立了平紋織物復(fù)合材料面內(nèi)軸向壓縮的理論分析模型。彎曲梁在壓縮載荷作用下的損傷主要起始于兩個典型位置，一是彎曲起始段的剪切破壞，另一個是在彎曲段中間截面處由于彎曲和壓縮導(dǎo)致的破壞。Hosur等[11]研究了編織結(jié)構(gòu)對織物復(fù)合材料動態(tài)壓縮力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)與平紋織物復(fù)合材料相比，緞紋織物復(fù)合材料的強度和模量都相對較高，這是由于緞紋編織結(jié)構(gòu)的纖維束之間交織程度低，纖維束彎曲段所占比例較小，從而導(dǎo)致其面內(nèi)壓縮力學(xué)性能相對較好。另外，在動態(tài)載荷作用下，織物復(fù)合材料的破壞模式由準靜態(tài)作用下的整體剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)橐苑謱訛橹鱗11-12]，這是由于應(yīng)力波在材料內(nèi)部的不斷反射和相互疊加以及材料本身的應(yīng)變率效應(yīng)導(dǎo)致的。

對此，本研究基于四枚緞紋織物復(fù)合材料層板，通過對纖維束彎曲部分在面內(nèi)壓縮載荷作用下的力學(xué)性能分析，結(jié)合準靜態(tài)和Hopkinson桿動態(tài)壓縮實驗驗證，得出緞紋織物復(fù)合材料層板在不同應(yīng)變率下的面內(nèi)壓縮損傷破壞機理，研究了各種平面機織復(fù)合材料層板面內(nèi)的壓縮強度特性。

2 材料及試樣

本研究選用碳纖維/環(huán)氧樹脂(T300/3238 A)織物復(fù)合材料層板，鋪層順序為[(±45°)/(0°/90°)/(±45°)(0°/90°)/(± 45°)]4，單 層 厚 度 約 為0.23mm。其單胞結(jié)構(gòu)由4束經(jīng)向纖維和4束緯向纖維按圖1所示的方式交織形成，稱為四枚緞紋(4 HS)織物，其中纖維束寬為1.731mm，高為0.117mm，彎曲段纖維束曲率半徑約為5.56mm。立方體試樣經(jīng)由長條狀復(fù)合材料層板沿長軸方向切割而成，名義尺寸為10×10×4.6mm，試驗加載方向沿面內(nèi)90°方向，如圖2所示。

圖1 試樣鋪層順序及四枚緞紋織物細觀結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematics of stacking sequence and meso-structure of 4HS weave fabrics

圖2 試樣幾何尺寸及加載方向示意圖Fig.2 Schematic of specimen geometry and loading direction

3 彎曲梁中的應(yīng)力波傳播

為了分析復(fù)合材料層板中不同組分的變形特點，對比了純環(huán)氧樹脂、單向板和四枚緞紋織物復(fù)合材料在準靜態(tài)和動態(tài)壓縮作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖3所示。其中，單向板和純環(huán)氧樹脂的力學(xué)性能數(shù)據(jù)來自文獻[13-14]，四枚緞紋織物復(fù)合材料的數(shù)據(jù)為本研究實測結(jié)果。從圖可見，無論是在準靜態(tài)還是動態(tài)加載作用下，碳纖維單向板的破壞應(yīng)變均小于1%。而純環(huán)氧樹脂材料是一種粘彈性材料，其破壞應(yīng)變可以達到碳纖維增強復(fù)合材料層板的幾十倍，圖3中應(yīng)變軸的最大值并不代表環(huán)氧樹脂材料的實際破壞應(yīng)變。由文獻[14]得到的準靜態(tài)作用下純環(huán)氧樹脂的破壞應(yīng)力和破壞應(yīng)變分別為176MPa和38.4%，而在動態(tài)載荷作用下，由于有限的加載脈寬，材料并未達到應(yīng)變硬化階段，得到的屈服應(yīng)力(272MPa)和最大應(yīng)變(27.2%)只能作為參考。通過各種可控參數(shù)的設(shè)計，例如編織結(jié)構(gòu)、鋪層角度以及材料類型等，復(fù)合材料層板的力學(xué)性能介于增強纖維和環(huán)氧樹脂之間，例如本研究的四枚緞紋織物復(fù)合材料，既保留了面內(nèi)兩個方向的高強度和高模量，又適當?shù)靥岣吡瞬牧系钠茐膽?yīng)變?？紤]到碳纖維和環(huán)氧樹脂之間顯著的力學(xué)性能差異及實際測得的纖維束幾何尺寸，針對本研究的四枚緞紋織物復(fù)合材料，將沿加載方向的纖維束簡化為彎曲梁，而垂直于加載方向的纖維束則看作模量較小的彈性體，對彎曲梁起一定的支撐作用。

圖3 環(huán)氧樹脂、單向和緞紋織物復(fù)合材料壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Compressive stress-strain curves of epoxy，unidirectional and 4HS weave composites

基于對四枚緞紋織物細觀結(jié)構(gòu)的測量，纖維束的橫截面可近似為橢圓形，纖維束彎曲段尺寸約為3.4mm，是纖維束厚度0.117mm的近30倍，但是不到纖維束寬度1.731mm的兩倍，因此，可以將加載方向的纖維束看作是細長梁結(jié)構(gòu)，簡化模型如圖4所示。由于纖維束本身所具有的彎曲特性，為了分析應(yīng)力波在其中的傳播，利用均質(zhì)各向同性等截面的Timoshenko彈性梁基本理論進行分析，若不考慮外力，梁單元的動力學(xué)方程為[15-16]：

其中，M(x，t)表示在彎曲纖維束某一截面上的彎矩；Q(x，t)表示剪力；ω表示截面轉(zhuǎn)動的角速度，ρ為密度，I為截面對中性軸的軸慣性矩?？紤]到纖維束的截面尺寸較小，忽略其慣性轉(zhuǎn)動，從而得到梁的控制方程為：

其中，C0=E/ρ為彈性壓縮波波速，R=I/S0表示截面對中性軸的回轉(zhuǎn)半徑。對方程(2)求解得出彎曲波波速為：

其中，λ為波長?；谝痪S細長桿中波的傳播特性，并結(jié)合沖擊動力學(xué)知識可以推知，當撞擊物彈性撞擊靶板時，撞擊物長度的2倍即為最大沖擊載荷的作用波長。

圖4 纖維束彎曲段的幾何示意圖Fig.4 Geometry of fiber bundle at crimp region

基于圖4的簡化幾何模型進行受力分析，當試樣受到準靜態(tài)面內(nèi)壓縮載荷時，加載時間遠大于試樣最小特征時間(加載波在試樣內(nèi)部沿加載方向的傳播時間)，試樣的每個質(zhì)點有足夠的時間產(chǎn)生均勻變形，由于相同應(yīng)變下環(huán)氧樹脂內(nèi)的應(yīng)力遠小于纖維束內(nèi)的應(yīng)力，因此在準靜態(tài)加載作用下可忽略模型內(nèi)環(huán)氧樹脂的承載作用。而在加載方向彎曲纖維束的各個截面上，必然存在著彎矩M、平行于纖維束橫截面的剪力Q和垂直于纖維束橫截面的壓力N。對圖4中的彎曲段進行受力分析可知，在起始段截面A上，剪應(yīng)力最大，正應(yīng)力最小，彎矩為零，此區(qū)域容易引起纖維束的剪切破壞；而在截面B處，彎矩和正應(yīng)力最大，剪應(yīng)力為零，此區(qū)域會由于最大彎矩導(dǎo)致纖維束曲率增大從而引發(fā)彎曲纖維束的分層和開裂，或者由正應(yīng)力導(dǎo)致的纖維束壓縮斷裂。而在截面C處，是一個混合的變形及破壞模式。因此，在準靜態(tài)壓縮作用下，纖維束一方面容易在彎曲起始段產(chǎn)生剪切破壞，另一方面容易壓縮失穩(wěn)，且相對于纖維束的抗軸向壓縮性能，纖維束的抗彎性能較差，從而可以推知，加載方向纖維束彎曲段最容易發(fā)生剪切和彎曲破壞。

對于動態(tài)沖擊載荷的面內(nèi)壓縮受力分析，需考慮應(yīng)力波的作用。纖維束內(nèi)的壓縮波波速為C0=E/ρ，其中E是纖維束的壓縮模量，ρ是密度。剪切波波速可表示為Cs=G/ρ，其中G是纖維束的剪切模量。經(jīng)計算可知，壓縮波波速可達到剪切波波速的約3.45倍。式(3)給出了彎曲波波速的計算公式，若將四枚緞紋織物的纖維束截面近似為寬1.731mm高0.117mm的矩形，則可得到其回轉(zhuǎn)半徑R=(bh3/12)/bh≈0.034，從而得到彎曲波波速與壓縮波波速的關(guān)系：C=2πRC0/λ≈0.21C0/λ。由于C0是彈性波在纖維束中的傳播速度，一般為常數(shù)，因此彎曲波波速與波長呈反比關(guān)系，對于波長滿足λ＞0.21的彈性波，彎曲波波速低于彈性拉壓波波速。因此，通過公式計算可知，纖維束中的彎曲波波速C遠低于壓縮波波速C0。據(jù)應(yīng)力波的傳播特性，彈性波速的減小表明對沖擊能量或沖擊載荷的傳播速度降低，沖擊載荷不能迅速傳導(dǎo)，沖擊能量匯聚，導(dǎo)致應(yīng)力集中加劇進而引起損傷和破壞。當受到面內(nèi)沖擊載荷作用后，沿加載方向的纖維束內(nèi)壓縮波波速最高，而橫向纖維束在受載時，環(huán)氧樹脂起主導(dǎo)作用，復(fù)合材料的彈性模量接近于純環(huán)氧樹脂，因此，在彈性支撐區(qū)內(nèi)的壓縮波波速較低，從而導(dǎo)致加載方向纖維束區(qū)域和彈性支撐區(qū)域之間產(chǎn)生顯著的應(yīng)力差，進而引發(fā)分層損傷。如圖4的A點，當應(yīng)力波傳到纖維束的彎曲段后，彎曲波和剪切波以遠低于壓縮波的速度繼續(xù)傳播，此處纖維束截面上剪切應(yīng)力最大，纖維束極易發(fā)生剪切破壞。若彎曲的纖維束未發(fā)生損傷，仍處于彈性變形范圍內(nèi)，則壓縮波和彎曲波會導(dǎo)致纖維束彎曲段曲率增大，當超過纖維束與相鄰環(huán)氧樹脂界面處的拉伸強度，則導(dǎo)致分層出現(xiàn)。

綜上可知，與準靜態(tài)加載不同的是，動態(tài)壓縮載荷作用下，容易導(dǎo)致彎曲梁的快速失穩(wěn)，彎曲起始段容易發(fā)生剪切破壞(圖4的A點)，同時，由于加載方向纖維束及其周圍環(huán)氧樹脂之間的應(yīng)力差，會導(dǎo)致纖維束與環(huán)氧樹脂界面的脫粘，進而引發(fā)材料的開裂和分層。

4 驗證試驗

采用DNS-100型電子萬能試驗機和分離式Hopkinson壓桿裝置，針對四枚緞紋織物復(fù)合材料進行沿面內(nèi)方向的準靜態(tài)和動態(tài)壓縮試驗測試。在采用分離式Hopkinson壓桿裝置進行試驗時，為保障加載過程中應(yīng)變率恒定，加載均勻，除試樣幾何尺寸的選取外，采用了波形整形技術(shù)，延長了入射波的上升時間，以防止試樣在達到應(yīng)力平衡前發(fā)生破壞。圖5為典型試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和應(yīng)變率-應(yīng)變曲線，從圖可見，在初始變形階段應(yīng)變率迅速增加，當應(yīng)變達到1%時，應(yīng)變率基本恒定在400/s附近。

圖5 400/s下典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線和應(yīng)變率-應(yīng)變曲線圖Fig.5 Typical stress-strain curve and strain rate history at 400/s

圖6 為常溫下四枚緞紋織物復(fù)合材料在不同應(yīng)變率下的典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖。在準靜態(tài)作用下，應(yīng)力隨應(yīng)變基本呈線性增加，達到最大應(yīng)力后試樣發(fā)生突然破壞，完全失去承載能力。而在動態(tài)載荷作用下，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)一定的非線性，尤其是900/s應(yīng)變率以上時非線性更加明顯。隨著應(yīng)力的增大試樣內(nèi)部出現(xiàn)損傷并不斷累積，試樣整體剛度逐漸衰減直至達到最大應(yīng)力，之后材料出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，應(yīng)力隨應(yīng)變的增加緩慢減小直到破壞。在應(yīng)變率分別為0.001/s，400/s，900/s和1500/s時，材料的面內(nèi)壓縮強度分別為436，513，538和550MPa?？梢钥闯觯c準靜態(tài)壓縮強度相比，動態(tài)壓縮強度分別提升了17.7%，23.4%和26.1%。但在動態(tài)載荷作用下，隨著應(yīng)變率的增加，材料的壓縮強度變化不大，在本研究的應(yīng)變率范圍內(nèi)，動態(tài)強度的增加不超過7%。以上數(shù)據(jù)表明，本研究的四枚緞紋織物復(fù)合材料具有一定的應(yīng)變率敏感性，動態(tài)強度明顯高于準靜態(tài)強度，但高應(yīng)變率下材料的應(yīng)變率效應(yīng)不明顯。

圖6 不同應(yīng)變率下的典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖Fig.6 Typical stress-strain curves at different strain rates

5 結(jié)果與討論

圖7給出了四種典型復(fù)合材料的結(jié)構(gòu)示意圖，分別為正交鋪層(Cross-ply，CP)、平紋織物(Plain weave，PW)、四枚緞紋織物(4-harness satin weave，4HS)和八枚緞紋織物(8-harness satin weave，8 HS)復(fù)合材料，其中CP不含纖維束交織結(jié)構(gòu)，所有纖維束保持平直，此處該結(jié)構(gòu)示意圖僅作為對比參考。結(jié)合本研究第三節(jié)的受力分析可知，沿加載方向纖維束的彎曲段所占比例越大，其面內(nèi)壓縮強度越低，因此，平面機織復(fù)合材料因其單胞結(jié)構(gòu)不同，強度也有所不同。其中，PW復(fù)合材料纖維束彎曲段所占比例最高，而緞紋織物的纖維束線性度較高，尤其是8HS，從而可知，8HS面內(nèi)壓縮力學(xué)性能最好，4HS次之，而PW最差。圖8為典型平面機織復(fù)合材料在不同應(yīng)變率下面內(nèi)壓縮強度的試驗結(jié)果對比。其中，4HS復(fù)合材料的數(shù)據(jù)為本試驗結(jié)果，PW和8HS復(fù)合材料的數(shù)據(jù)分別來自參考文獻[12，17-18]。Hosur等[17]認為，8HS的單胞結(jié)構(gòu)弱化了編織的特性，且其單胞尺寸遠大于PW，由于在采用Hopkinson壓桿進行動態(tài)壓縮力學(xué)性能研究時，為保證試樣在破壞前達到應(yīng)力平衡，試樣的幾何尺寸不能太大，從而進一步放大了8HS內(nèi)纖維束平直段的主導(dǎo)地位。試驗結(jié)果表明，PW動態(tài)強度較靜態(tài)強度提高程度低于緞紋織物，這說明緞紋織物的應(yīng)變率效應(yīng)更加顯著。從圖8可見，8HS復(fù)合材料的面內(nèi)壓縮強度在高應(yīng)變率加載下明顯高于PW和4 HS復(fù)合材料，而PW復(fù)合材料由于纖維束交織程度最高，使得其面內(nèi)抗壓性能最差。此外，緞紋織物內(nèi)纖維束彎曲段所占比例較低，試樣動態(tài)損傷模式主要為分層，而PW的動態(tài)損傷模式為剪切和分層。

圖7 正交鋪層(CP)、平紋織物(PW)、四枚緞紋織物(4HS)和八枚緞紋織物(8HS)單胞結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Representative unit cells of cross-ply，plain weave，4-harness satin weave and 8-harness satin weave composites

圖8 不同應(yīng)變率下典型平面織物復(fù)合材料面內(nèi)壓縮強度的對比圖Fig.8 Comparison of in-plane compressive strength at different strain rates of typical woven fabrics

為了進一步分析細觀結(jié)構(gòu)對織物復(fù)合材料破壞模式的影響，針對本研究的4HS復(fù)合材料進行了損傷后的微觀分析，圖9，10分別為準靜態(tài)和動態(tài)載荷作用下試樣的損傷照片，對比發(fā)現(xiàn)，準靜態(tài)作用下材料的變形破壞模式與高應(yīng)變率作用下的完全不同。

在準靜態(tài)加載下，載荷作用的時間周期遠遠大于彈性波在試樣內(nèi)傳播一次所需的時間，因此試樣處于整體均勻受力，有足夠的時間產(chǎn)生整體變形，在與加載方向呈約45°的方向上受到分解的最大剪應(yīng)力，該剪應(yīng)力對纖維束和環(huán)氧樹脂有剪切和分離的效果，容易引起試樣的整體剪切破壞。圖9(a)為4HS復(fù)合材料的準靜態(tài)壓縮破壞照片，其主要破壞模式為沿試樣側(cè)面對角線分布的脆性剪切斷裂，同時伴隨有錯列分布的分層損傷，這是由于面外剪切應(yīng)力達到了沿加載方向纖維束的剪切強度。值得注意的是，剪切斷裂往往發(fā)生在纖維束的彎曲起始段，同時伴隨有相鄰橫向纖維束的開裂，裂紋主要沿著載荷方向進行擴展，部分分層呈一定的弧形，這些弧形分層是纖維束本身彎曲或受載彎曲所致，如圖9(b)所示。對于±45°方向的鋪層，其沿加載方向的壓縮載荷會產(chǎn)生纖維束內(nèi)部的軸向剪應(yīng)力，從而導(dǎo)致纖維束的軸向開裂。

圖9 0.001/s下的復(fù)合材料的(a)整體和(b)局部微觀損傷照片F(xiàn)ig.9 SEM micrographs of composites at strain rates of 0.001/s(a)global and(b)local damage

對于高應(yīng)變率加載，沖擊載荷以應(yīng)力波的形式傳播，應(yīng)力首先作用于加載端面并向試樣內(nèi)部進行傳遞，試樣的變形具有一定的局部性。由于應(yīng)力波在復(fù)合材料不同組分內(nèi)的傳播速度存在很大差異，且環(huán)氧樹脂材料本身對應(yīng)變率敏感，其破壞應(yīng)變也遠大于碳纖維材料，因此大變形導(dǎo)致的塑性破壞遠滯后于彈性波。在試樣產(chǎn)生損傷前，纖維和基體沿加載方向的應(yīng)變一致，而纖維和基體內(nèi)彈性波速以及模量的差異會使得纖維內(nèi)部的應(yīng)力遠大于基體，從而導(dǎo)致界面上的剪切應(yīng)力過大進而誘發(fā)裂紋形成，尤其是在試樣的自由邊界也就是試樣端部，容易引發(fā)微裂紋和邊緣分層，獨立裂紋的大量形核是動態(tài)加載下復(fù)合材料損傷模式的特點之一[19]。若在加載端面上，試樣與桿端界面的摩擦力以及試樣外側(cè)橫向約束力低于橫向載荷，會產(chǎn)生由加載端面向內(nèi)擴展的分層損傷模式，且越靠近試樣上下表面分層損傷越嚴重，如圖10(a)所示；而試樣端部靠近中間層位置則由于橫向約束作用導(dǎo)致局部壓潰，如圖10(b)所示。另一方面，由于緞紋織物復(fù)合材料的纖維束包含彎曲段和平直段，當沖擊載荷沿著纖維束傳播至纖維束彎曲起始段時，會突變?yōu)閴嚎s波和剪切波共同作用的模式。由于剪切波波速遠低于壓縮波波速，從而導(dǎo)致剪應(yīng)力匯聚；當動態(tài)剪切載荷超過纖維束的抗剪切能力，纖維束會首先在彎曲起始段發(fā)生剪切破壞，如圖10(c)所示。若纖維束剪切強度高于動態(tài)剪切載荷，則彎曲波和壓縮波會進一步使得纖維束彎曲段曲率增大，再加上纖維束交織點處纖維束和富樹脂區(qū)之間應(yīng)力波的反射和相互疊加，往往會引發(fā)纖維束彎曲段沿界面處的分層和開裂，如圖10(d)所示。因此，在動態(tài)加載作用下，四枚緞紋織物復(fù)合材料的主要破壞模式為分層，并伴隨有纖維束彎曲起始段(對應(yīng)圖3的A點)的剪切斷裂。

圖10 900/s下復(fù)合材料的(a)整體和(b-d)局部微觀損傷照片F(xiàn)ig.10 SEM micrographs of composites at strain rates of 900/s(a)global and(b-d)local damage

6 結(jié) 論

基于實際纖維束的彎曲幾何形狀，研究了面內(nèi)壓縮載荷作用下平面機織復(fù)合材料的細觀受力情況，并基于彎曲波理論分析了動態(tài)載荷作用下應(yīng)力波在彎曲纖維束中的傳播規(guī)律，結(jié)合四枚緞紋織物復(fù)合材料的準靜態(tài)和動態(tài)面內(nèi)壓縮試驗以及微觀損傷分析，得出以下結(jié)論：

1.對于平面機織復(fù)合材料，纖維束交織程度越高，其面內(nèi)沿加載方向的纖維束彎曲段所占比例也就越大，從而導(dǎo)致面內(nèi)壓縮強度越低，其中八枚緞紋織物比四枚緞紋和平紋織物復(fù)合材料的抗面內(nèi)壓縮強度高。

2.在準靜態(tài)載荷作用下，試樣整體產(chǎn)生均勻變形，材料強度取決于與加載方向呈約45°夾角的抗剪切能力。準靜態(tài)面內(nèi)壓縮的主要破壞模式為剪切面上的纖維束剪切斷裂和基體開裂。

3.在動態(tài)載荷作用下，載荷以應(yīng)力波形式傳播，試樣變形具有局部性，獨立裂紋大量形核進而導(dǎo)致分層損傷，裂紋往往由加載端面向內(nèi)部進行擴展，而在試樣內(nèi)部沿加載方向纖維束的彎曲起始段，纖維束的動態(tài)剪切破壞是主要破壞模式。