鋪放參數(shù)對(duì)復(fù)合材料厚度方向力學(xué)行為影響

蔡立成，錢詩夢(mèng)，汪海晉，丁會(huì)明，徐強(qiáng),*

1. 浙江大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院 流體動(dòng)力與機(jī)電系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室浙江省先進(jìn)制造技術(shù)重點(diǎn)研究實(shí)驗(yàn)室，杭州 310027 2. 杭州艾美依航空制造裝備有限公司，杭州 311200

先進(jìn)復(fù)合材料憑借其高比剛度、比強(qiáng)度和設(shè)計(jì)靈活性，被廣泛應(yīng)用于航空領(lǐng)域[1-2]。航空復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的靜強(qiáng)度測(cè)試需要考慮所有臨界荷載情況和相關(guān)失效模式[3]。其中，復(fù)合材料厚度方向力學(xué)行為在薄壁結(jié)構(gòu)中往往被認(rèn)為是可以忽略的。但在大型葉片破壞實(shí)驗(yàn)中，Chen等[4-5]發(fā)現(xiàn)復(fù)合材料面外拉伸而引起的分層是葉片坍塌的主要失效形式之一。針對(duì)航空復(fù)合材料構(gòu)件，美國聯(lián)邦航空管理局也將復(fù)合材料的厚度方向性能作為基礎(chǔ)測(cè)試數(shù)據(jù)之一，應(yīng)用于尾槳葉片、固定翼等復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的模塊化測(cè)試之中[6]。因此，復(fù)合材料層合板厚度方向的力學(xué)行為需要進(jìn)行充分有效的評(píng)估[7-8]。

面外拉伸實(shí)驗(yàn)是進(jìn)行復(fù)合材料厚度方向力學(xué)性能對(duì)比測(cè)試的基本實(shí)驗(yàn)方法[9]。Ferguson[10]與Hara等[11-12]針對(duì)面外拉伸試驗(yàn)，探討了試件鋪層、外形與尺寸等對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，發(fā)現(xiàn)該實(shí)驗(yàn)方法存在明顯的尺寸效應(yīng)。Gǜerdal等[13]通過面外拉伸試驗(yàn)，研究了孔隙缺陷對(duì)復(fù)合材料厚度方向性能的影響，發(fā)現(xiàn)面外拉伸強(qiáng)度隨孔隙率升高線性下降。

由于復(fù)合材料層合板承受面外載荷的能力較弱，復(fù)合材料構(gòu)件往往在使用中會(huì)因無法承受面外載荷而過早失效[7]。所以為滿足復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與分析需求，在制造的過程中便需要保證復(fù)合材料厚度方向擁有最佳的力學(xué)性能。目前，自動(dòng)鋪放技術(shù)正逐步取代人工鋪放，成為大型復(fù)合材料構(gòu)件制造的主流方式，在航空航天飛行器,尤其是在大型飛機(jī)的復(fù)合材料主承力結(jié)構(gòu)制造中所占比重越來越大[14-15]。為保證制造質(zhì)量，鋪放工藝參數(shù)的把控尤為重要[16-17]。適宜的鋪放參數(shù)不僅能在鋪放時(shí)獲得良好的材料鋪貼質(zhì)量[18-20]，更能保證制造的復(fù)合材料構(gòu)件擁有良好的力學(xué)性能。

Stokes-Griffin[21-22]與Qureshi等[23]針對(duì)聚醚醚酮基碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，通過短梁剪切試驗(yàn)與搭接剪切試驗(yàn)揭示了鋪放溫度與速率的調(diào)控對(duì)材料層間剪切性能的影響作用。Clancy等[24]則借助楔形剝離試驗(yàn)，找到了可使聚醚醚酮基碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料獲得最佳剝離強(qiáng)度的鋪放速率。Lukaszewicz等[25]討論了鋪放溫度對(duì)熱固性復(fù)合材料剪切性能的影響，通過對(duì)不同鋪放溫度下制造的試件進(jìn)行短梁剪切試驗(yàn)與微觀形貌觀察，發(fā)現(xiàn)在其實(shí)驗(yàn)情況下，隨著鋪放溫度的升高，試件的孔隙率不斷下降，從而使試件的剪切強(qiáng)度獲得提升。段玉崗等[26]則進(jìn)行了鋪放壓力、預(yù)浸料加熱溫度和芯模溫度的三因素四水平正交試驗(yàn)，確定了以剪切強(qiáng)度為衡量指標(biāo)的最優(yōu)鋪放參數(shù)取值，在該鋪放工藝條件下制造的熱固性復(fù)合材料試件，其剪切強(qiáng)度比廠家提供的標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度高出8%。由此可見，適宜的鋪放工藝參數(shù)對(duì)提高熱塑性、熱固性復(fù)合材料的層間剪切與剝離強(qiáng)度均有所成效。然而，現(xiàn)有研究工作大多局限于揭示鋪放參數(shù)變化對(duì)復(fù)合材料面內(nèi)性能的影響規(guī)律，關(guān)于工藝參數(shù)對(duì)復(fù)合材料厚度方向性能的影響研究卻鮮有報(bào)道。

因此，為研究鋪放工藝參數(shù)與復(fù)合材料厚度方向力學(xué)性能關(guān)聯(lián)關(guān)系，本文在自行搭建的鋪放平臺(tái)上，通過改變鋪放壓力與鋪放溫度參數(shù)，制備不同鋪放工藝的復(fù)合材料試件并進(jìn)行面外拉伸試驗(yàn)，揭示鋪放工藝參數(shù)變化對(duì)復(fù)合材料厚度方向力學(xué)行為的影響規(guī)律。研究成果將為航空復(fù)合材料構(gòu)件厚度性能設(shè)計(jì)與自動(dòng)鋪放工藝參數(shù)選取提供試驗(yàn)依據(jù)和指導(dǎo)。

1 試件制備與試驗(yàn)設(shè)置

1.1 試件制備

試驗(yàn)件制備所用預(yù)浸料為T700/USN12500，環(huán)氧樹脂含量35%±2%，由山東威海光威復(fù)合材料公司提供，固化溫度為120 ℃。鋪放過程在自行設(shè)計(jì)搭建的鋪放平臺(tái)上進(jìn)行，見圖1。試驗(yàn)件制備為[0]36鋪層。試驗(yàn)為研究鋪放壓力與溫度對(duì)厚度方向性能影響的單因素試驗(yàn)，在試件制備過程中需要控制三個(gè)工藝參數(shù)：鋪放速率、鋪放壓力及鋪放溫度，表1為三者控制方式與范圍。

圖1 鋪放平臺(tái)示意圖Fig.1 Schematic diagram of prepreg laying platform

鋪放臺(tái)壓輥的鋪放壓力值P由氣缸氣壓表征。P的取值在工程常用取值范圍0.05～0.3 MPa[27]的基礎(chǔ)上進(jìn)行了一定的擴(kuò)展。試驗(yàn)所用預(yù)浸料為中低溫固化預(yù)浸料，選取鋪放溫度T的取值范圍為25～45 ℃。鋪放溫度控制如表2所示，調(diào)節(jié)加熱燈電壓改變加熱功率，即可實(shí)現(xiàn)鋪放溫度的調(diào)控，加熱燈的精度為±1 ℃。表3為不同鋪放工藝參數(shù)的具體分組。將鋪放壓力與鋪放溫度的交叉試驗(yàn)組P2/T1設(shè)為基準(zhǔn)組。

表1 鋪放臺(tái)參數(shù)Table 1 Laying table parameters

表2 鋪放溫度控制Table 2 Laying temperature control

真空袋固化壓力0.08 MPa，烘箱以5 ℃/min的速率升溫，至120 ℃后保溫120 min，保溫階段結(jié)束后隨爐冷卻，各分組的固化工藝相同。固化后的板件厚度為4 mm。

銑削直徑為24 mm的圓柱形試件。銑削時(shí)控制銑削參數(shù)盡可能地減少中上層銑削時(shí)試件加工缺陷的產(chǎn)生?？刂沏娤鬟M(jìn)給為0.5 mm/min，銑刀轉(zhuǎn)速為14 400 r/min，通過實(shí)驗(yàn)室多次實(shí)踐對(duì)比研究表明，該加工參數(shù)可保證所加工試件無影響實(shí)驗(yàn)的機(jī)加工缺陷產(chǎn)生。在對(duì)試件底部進(jìn)行銑削時(shí)，由于切削力與試件振動(dòng)的共同作用會(huì)使層合板底部產(chǎn)生分層，如圖2所示。將復(fù)合材料層合板與底板粘結(jié)，在銑削時(shí)可減小試件振動(dòng)，從而避免底部分層現(xiàn)象出現(xiàn)。銑削完畢后解除粘結(jié)，獲得符合研究需求的圓柱形試件。

表3 試驗(yàn)分組Table 3 Test groups

圖2 銑削對(duì)比示意圖Fig.2 Comparison diagram of milling methods

1.2 面外拉伸試驗(yàn)設(shè)置

試驗(yàn)基于試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)ASTM D7291[28]，對(duì)拉塊與試件粘結(jié)的可靠性以及夾具裝夾的對(duì)中性有嚴(yán)格的要求。粘結(jié)時(shí)通過固定試件與拉塊的相對(duì)位置，保證粘結(jié)過程中無滑移，粘結(jié)后拉塊與試件同軸。在靜力試驗(yàn)機(jī)INSTRON 5985中完成試件裝夾，見圖3。以0.1 mm/min的載荷進(jìn)行拉伸。本次試驗(yàn)所用的夾具由多銷釘連接，在每次試件安裝后依靠重力維持豎直狀態(tài)，確保加載過程中試驗(yàn)機(jī)施加在試件上的為單向力。在試件外表面上均布型號(hào)為BX120-1AA的4個(gè)應(yīng)變片，通過1/4橋回路與應(yīng)變采集系統(tǒng)四條通路相連采集應(yīng)變數(shù)據(jù)。通過微應(yīng)變500 με至1 500 με段計(jì)算各組厚度方向拉伸模量。

圖3 試件裝夾Fig.3 Specimen clamping

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 鋪放壓力對(duì)材料厚度方向力學(xué)行為的影響

2.1.1 力學(xué)性能

圖4(a)為壓力組各組試件加載所得面外拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線?？梢钥闯?，試件在拉伸過程中應(yīng)力-應(yīng)變呈現(xiàn)出良好的線性關(guān)系，脆性斷裂的微應(yīng)變均未超過3 500 με。計(jì)算P1～P6組模量分別為11.5、11.3、11.8、11.8、11.6、12.1 GPa， 波動(dòng)范圍僅為0.8 GPa，且相鄰兩組之間模量差不超過0.5 GPa，模量相近。可以認(rèn)為，鋪放壓力的改變對(duì)厚度方向拉伸模量無顯著影響。

在圖4(b)中繪制了鋪放壓力與面外拉伸強(qiáng)度的曲線圖，其中基準(zhǔn)組P2的平面外拉伸強(qiáng)度為37.5 MPa。由圖4(b)曲線可看出，在相同的鋪放溫度下，鋪放壓力的改變會(huì)對(duì)試件厚度方向拉伸強(qiáng)度產(chǎn)生顯著的影響。面外拉伸強(qiáng)度隨著鋪放壓力的增大，呈現(xiàn)出先增大后下降的趨勢(shì)，并在最大鋪放壓力組P6組呈現(xiàn)一定的回升。P3組取得實(shí)驗(yàn)組面外拉伸強(qiáng)度的最大值38.8 MPa，與基準(zhǔn)組相較強(qiáng)度提升了3.5%。在P1組中取得實(shí)驗(yàn)組最小值34.3 MPa，與基準(zhǔn)組相較強(qiáng)度下降達(dá)8.5%。P5組強(qiáng)度為35 MPa，強(qiáng)度下降6.7%。P6組中，面外拉伸強(qiáng)度獲得了一定提升，但與基準(zhǔn)強(qiáng)度相較仍下降了3.2%。

圖4 鋪放壓力組試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析Fig.4 Analysis of test data under different laying pressure

圖5為各壓力組試樣的橫截面光學(xué)顯微鏡照片，對(duì)比各組試樣金相圖可發(fā)現(xiàn)，隨鋪放壓力增大，P1～P3組的層間富樹脂區(qū)厚度逐漸減小并且厚度趨于均勻。結(jié)合圖4(b)曲線，此時(shí)P1～P3組面外拉伸強(qiáng)度呈現(xiàn)為上升趨勢(shì)。與此同時(shí)，對(duì)比P5與P3、P4組金相圖可發(fā)現(xiàn)，隨鋪放壓力的進(jìn)一步增大，層間樹脂被擠壓，發(fā)生相鄰層的纖維嵌合，形成層間樹脂囊(Resin-pocket)。結(jié)合Ghayoor等[29]對(duì)樹脂囊的研究，此類富樹脂區(qū)的出現(xiàn)會(huì)使復(fù)合材料強(qiáng)度下降。因此如圖4(b)面外拉伸強(qiáng)度曲線所示，P3～P5組面外拉伸強(qiáng)度呈現(xiàn)出降低的趨勢(shì)。由此可見，適宜的鋪放壓力能夠促進(jìn)層合板層間結(jié)合更加緊密，從而有效提升面外拉伸強(qiáng)度。而P6組作為鋪放壓力的最大組，在其金相圖中可觀察到，部分區(qū)域?qū)娱g界面趨于模糊，層與層趨于整體，這使得試件的厚度方向強(qiáng)度獲得了少量的提升。

圖5 鋪放壓力組金相圖Fig.5 Metallographic figures at different laying pressure

2.1.2 損傷失效

基于斷裂裂紋特征，試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)將試件的面外拉伸斷裂分為跨層斷裂(along multiple planes within gage section, MG)與單層斷裂(along a single plane within gage section, SG)兩類破壞模式[28]，如圖6(a)所示。然而作為兩類基于裂紋特征的失效破壞模式，二者同時(shí)存在于各個(gè)鋪放壓力組的試驗(yàn)試件中，組別間無顯著差異。因此在觀察各組試件斷裂裂紋的基礎(chǔ)上，同樣對(duì)試件內(nèi)部斷面也進(jìn)行了觀察對(duì)比。圖6(b)為斷裂試件的斷面示意圖。

從圖6(b)中可發(fā)現(xiàn)兩類未有文獻(xiàn)提及的面外拉伸內(nèi)部斷裂特征——斷面中發(fā)生的纖維斷裂以及纖維層的剝離?；趦深悆?nèi)部斷面特征將面外拉伸斷裂定義為兩類不同的斷裂失效模式，并且基于這兩類斷裂模式對(duì)各組斷裂試樣進(jìn)行對(duì)比觀察。圖7為鋪放壓力組試件斷面對(duì)比觀察圖。

觀察圖7可發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)組中唯有P3組試樣斷面處僅出現(xiàn)纖維斷裂失效，而未出現(xiàn)纖維層的剝離。結(jié)合圖4所示強(qiáng)度曲線與圖7所示金相圖對(duì)比，當(dāng)鋪放壓力為0.225 MPa時(shí)，復(fù)合材料試件的面外拉伸強(qiáng)度取得了6個(gè)壓力實(shí)驗(yàn)組中的最大值38.8 MPa，層間富樹脂區(qū)厚度與厚度均勻性也為實(shí)驗(yàn)組最佳。而觀察其余壓力各組的試件斷面會(huì)發(fā)現(xiàn)，除纖維斷裂外，均出現(xiàn)了纖維層的剝離，失效模式為纖維層剝離與纖維斷裂的組合失效。由此可分析得出，通過調(diào)節(jié)鋪放壓力，改善層間界面結(jié)合特性，不僅可提高材料厚度方向拉伸強(qiáng)度，斷裂時(shí)纖維層的剝離也將會(huì)受到抑制，從而使斷面失效模式呈現(xiàn)為單一的纖維斷裂失效。

圖6 斷裂特征示意圖Fig.6 Schematic diagram of fracture characteristics

圖7 鋪放壓力組試件斷面Fig.7 Fracture sections at different laying pressure

2.2 鋪放溫度對(duì)材料厚度方向力學(xué)行為影響

鋪放溫度由25 ℃升至45 ℃，分設(shè)5組，組號(hào)為T1～T5，基準(zhǔn)組為T1。進(jìn)行溫度組T4及T5組試件的鋪放過程中，可觀察到在紅外加熱燈加熱，壓輥壓實(shí)后，預(yù)浸料夾層中出現(xiàn)了明顯的氣泡，見圖8。鋪放溫度大于40 ℃時(shí)，鋪放時(shí)產(chǎn)生的氣泡隨鋪放溫度升高逐漸增多[30]。在自動(dòng)鋪放時(shí)滯留在預(yù)浸料夾層中的空氣在最終成件時(shí)將會(huì)形成孔隙[31]，影響構(gòu)件成型質(zhì)量。減少此類影響最直接有效的辦法是提高固化壓力，固化壓力增大有助于排出試件內(nèi)的氣體，從而減輕鋪放溫度增高產(chǎn)生的氣泡缺陷。然而固化壓力的改變將會(huì)影響最終試件的性能[32]。因此，在不改變固化工藝的前提下，T4、T5組鋪放時(shí)的氣泡可能將會(huì)以孔隙的形式存在于試件中，影響試件性能。

圖8 預(yù)浸料夾層氣泡Fig.8 Air bubbles between prepregs

2.2.1 力學(xué)性能

圖9(a)為溫度組試件加載斷裂的拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線。從圖中可看出，溫度組試件脆性斷裂時(shí)的微應(yīng)變也未超過3 500 με。計(jì)算鋪放溫度組T1～T5厚度方向模量分別為：11.3、11.5、11.3、11.7、11.2 GPa，波動(dòng)區(qū)間僅為0.5 GPa。鋪放溫度的變化對(duì)厚度方向模量無顯著影響。圖9(b)為溫度組面外拉伸強(qiáng)度曲線。

圖9 鋪放溫度組試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析Fig.9 Analysis of test data at different laying temperature

T1～T3組數(shù)據(jù)分散性良好，均在4%以內(nèi)。從圖9(b)曲線可以看出，隨鋪放溫度升高，數(shù)據(jù)的分散性不斷增大，T5組面外拉伸強(qiáng)度的數(shù)據(jù)分散性達(dá)10.2%。材料的面外拉伸強(qiáng)度隨鋪放溫度升高呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。在25～35 ℃的鋪放溫度區(qū)間中，厚度方向拉伸強(qiáng)度波動(dòng)僅為3.2%?；鶞?zhǔn)組T1的面外拉伸強(qiáng)度為37.5 MPa。T2組獲得鋪放溫度組的強(qiáng)度最大值38.2 MPa，較基準(zhǔn)提升僅為1.9%。隨鋪放溫度的持續(xù)升高，面外拉伸強(qiáng)度下降嚴(yán)重，其中T5組面外拉伸強(qiáng)度僅為30.3 MPa，強(qiáng)度較基準(zhǔn)下降達(dá)19.2%。40 ℃以上的鋪放溫度對(duì)復(fù)合材料面外拉伸強(qiáng)度與力學(xué)性能穩(wěn)定性產(chǎn)生了顯著的負(fù)面影響。圖10為鋪放溫度組試樣金相照片。

由圖10可見，T1～T3組層間富樹脂區(qū)與纖維分布無顯著差異，而隨鋪放溫度升高，試件孔隙率上升明顯。各溫度組試樣孔隙率如圖9(b)孔隙率曲線所示，T3組試樣孔隙率為0.8%，T4組孔隙率為2.3%，T5組孔隙率為4.5%。結(jié)合面外拉伸強(qiáng)度曲線可發(fā)現(xiàn)，隨鋪放溫度的升高，T3～T5 組上升的試件孔隙率與面外拉伸強(qiáng)度間呈現(xiàn)出良好的線性關(guān)系，這與Gǜerdal等[13]的研究結(jié)果相同，即復(fù)合材料層合板厚度方向拉伸強(qiáng)度隨孔隙率的升高線性下降。以上結(jié)果表明，鋪放溫度升高引起的孔隙率上升是導(dǎo)致復(fù)合材料的面外拉伸強(qiáng)度與厚度方向力學(xué)性能穩(wěn)定性下降的主因。

圖10 鋪放溫度組金相圖Fig.10 Metallographic figures at different laying temperature

2.2.2 損傷失效

孔隙的存在會(huì)對(duì)復(fù)合材料的力學(xué)性能產(chǎn)生削弱，尤其是對(duì)樹脂基體或者纖維樹脂界面結(jié)合起主導(dǎo)作用的復(fù)合材料性能[33]。與鋪放壓力組不同的是，溫度組試件跨層斷裂的裂紋擴(kuò)展特征發(fā)生了變化。圖11左圖為試件裂紋對(duì)比圖。

圖11 試件裂紋曲線及裂紋形成示意圖Fig.11 Crack curves of specimens and schematic diagram of crack curve formation

從圖11可看出，T1～T3組試件發(fā)生的跨層斷裂，其裂紋曲線光滑且具有規(guī)律性——裂紋波谷與波峰的位置位于纖維方向與垂直纖維方向附近，無法通過裂紋判斷斷裂擴(kuò)展，這也是標(biāo)準(zhǔn)的跨層裂紋特征。而在鋪放溫度較高的T4、T5組試件中，試件出現(xiàn)多裂紋的斷裂形態(tài)，部分裂紋的擴(kuò)展可在裂紋的交界處判斷而來。對(duì)比T1～T3與T4組試樣可以看出，T4組試件的斷裂是兩條裂紋的連接，裂紋快速擴(kuò)展且跨越了多層完成交匯，與T1～T3組相比裂紋擴(kuò)展失去了規(guī)律性。而在T5組試樣中，試件的斷裂由多條裂紋擴(kuò)展連接而成，且同樣失去了裂紋擴(kuò)展的規(guī)律性。結(jié)合圖9(b)孔隙率曲線，可以判斷，由于孔隙率的上升，裂紋的擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)受到了干擾。由此可以推斷，不規(guī)則裂紋的出現(xiàn)可能是由孔隙處的應(yīng)力集中導(dǎo)致的[34-35]。隨著紅外加熱燈溫度的升高，鋪放時(shí)滯留的空氣在復(fù)合材料成件的層間形成孔隙，試件在面外拉伸時(shí)的應(yīng)力集中狀態(tài)可能因此而發(fā)生改變。斷裂的始因從圓柱形試件自身的應(yīng)力集中[11]轉(zhuǎn)換為孔隙處的應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致裂紋的起始與擴(kuò)展產(chǎn)生了偏差，以至斷裂時(shí)形成不規(guī)則裂紋，改變了跨層斷裂的失效形態(tài)。

根據(jù)圖6(b)所示基于內(nèi)部斷面特征的失效模式，同樣也對(duì)溫度組試樣斷面失效特征進(jìn)行了對(duì)比分析，見圖12。在T1～T3組的斷面中可同時(shí)觀察到纖維斷裂以及纖維層剝離的現(xiàn)象；而在T4、T5這兩組試件的斷面中，僅有纖維層剝離現(xiàn)象出現(xiàn)，無纖維斷裂。結(jié)合圖9(b)強(qiáng)度與孔隙率曲線可分析出，鋪放溫度的升高而引起的孔隙率上升，使厚度方向拉伸強(qiáng)度下降，斷裂裂紋走勢(shì)改變，導(dǎo)致纖維斷裂發(fā)生的強(qiáng)度條件與試件斷裂條件均無法得到滿足，因此T4、T5組內(nèi)部斷面失效僅出現(xiàn)纖維層剝離。

圖12 鋪放溫度組試件斷面Fig.12 Fracture sections at different laying temperature

在斷面中可觀察到，T4和T5組的試件斷面均未出現(xiàn)纖維斷裂的現(xiàn)象，因此可以對(duì)孔隙處應(yīng)力集中產(chǎn)生的裂紋的擴(kuò)展方向做出以下推斷：裂紋在纖維方向上是沿纖維擴(kuò)展的，不進(jìn)行跨層，而孔隙之間的裂紋連接則是在非纖維方向上進(jìn)行的，需要進(jìn)行跨層。于是可推測(cè)試件不規(guī)則裂紋的形成過程為：40 ℃與45 ℃的鋪放溫度條件導(dǎo)致試件中出現(xiàn)不可忽略的孔隙，在對(duì)這類試件進(jìn)行厚度方向拉伸的過程中，孔隙處應(yīng)力集中引發(fā)某個(gè)孔隙處的裂紋萌生(圖11(a))，該裂紋在非纖維方向上跨層擴(kuò)展，與其余孔隙進(jìn)行連接(圖11(b))。裂紋的連接最終導(dǎo)致了試件多裂紋斷裂(圖11(c))，裂紋失去規(guī)律性。斷裂過程見圖11(a)～圖11(c)。

綜合厚度方向拉伸強(qiáng)度與斷面失效、裂紋擴(kuò)展特征來看，鋪放溫度的取值不宜過高，40 ℃以上的高溫不僅會(huì)降低復(fù)合材料厚度方向拉伸強(qiáng)度與性能穩(wěn)定性，更會(huì)增加復(fù)合材料斷裂失效的不確定性，這對(duì)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與分析都是相當(dāng)不利的。

3 結(jié) 論

1) 鋪放壓力與溫度的變化對(duì)復(fù)合材料厚度方向拉伸強(qiáng)度有顯著的影響，尤其是鋪放溫度，而對(duì)厚度方向模量影響不顯著。

2) 鋪放壓力由0.075 MPa升至0.45 MPa時(shí)，面外拉伸強(qiáng)度先升后降。隨鋪放壓力增大，層間樹脂區(qū)厚度變小，層間結(jié)合越加致密，厚度方向拉伸強(qiáng)度增大，并在鋪放壓力為0.225 MPa時(shí)取得試驗(yàn)組最大值，失效模式由纖維層剝離與纖維斷裂的組合模式過渡為纖維斷裂主導(dǎo)；鋪放壓力進(jìn)一步增大時(shí)，層間樹脂被擠壓為樹脂囊，面外拉伸強(qiáng)度下降，失效再度轉(zhuǎn)化為纖維層剝離與纖維斷裂的組合模式。

3) 鋪放溫度由25 ℃升至45 ℃時(shí)，面外拉伸強(qiáng)度先升后降，其中最優(yōu)鋪放溫度為30 ℃。在25～35 ℃的區(qū)間中，溫度對(duì)強(qiáng)度的影響較小，失效均為纖維斷裂與纖維層剝離的組合模式。當(dāng)鋪放溫度高于40 ℃時(shí)，孔隙隨溫度升高而增多，從而導(dǎo)致厚度方向強(qiáng)度及性能穩(wěn)定性嚴(yán)重下降，失效模式轉(zhuǎn)化為剝離主導(dǎo)，裂紋擴(kuò)展無規(guī)律性。

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