疊層縫合碳纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料低速?zèng)_擊及沖擊后剩余壓縮力學(xué)性能

顧 姝,蔡長(zhǎng)春,余 歡,徐志鋒,王振軍

（南昌航空大學(xué) 輕合金加工科學(xué)與技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室,南昌 330063）

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（FRP）因密度小、比強(qiáng)度高、比模量大、各項(xiàng)力學(xué)性能優(yōu)異而被廣泛應(yīng)用，其中碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（CFRP）以其高強(qiáng)高模、耐高溫、可多維編織、熱力學(xué)性能優(yōu)良等特點(diǎn)脫穎而出，廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域，但其特殊的使用環(huán)境中存在如飛鳥、冰雹等外來(lái)物體的沖擊，對(duì)復(fù)合材料造成一定程度的損傷，降低其力學(xué)性能，縮短其使用壽命，影響飛行安全。因此，對(duì)于復(fù)合材料沖擊損傷特性的研究具有重要意義[1]。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者研究了纖維增強(qiáng)復(fù)合材料在沖擊后的損傷狀態(tài)和力學(xué)性能。張志遠(yuǎn)等[2]以T700 碳纖維環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料層合板為研究對(duì)象，進(jìn)行三種不同能量的沖擊實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在同一能量下，越靠近沖擊側(cè)的子層，分層損傷程度越小，而隨著沖擊能量的增加，各種損傷類型的損傷面積也變大。Liu 等[3]使用樹脂浸漬法制備了由碳纖維單向?qū)雍途幙棇咏M成的混合復(fù)合材料層壓板，并對(duì)不同疊層的試樣進(jìn)行了落錘沖擊實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明，試樣疊層通過(guò)改變整體彎曲剛度來(lái)影響復(fù)合材料層合板的沖擊響應(yīng)。袁守忍等[4]研究了淺交直聯(lián)、淺交彎聯(lián)以及深角聯(lián)三種結(jié)構(gòu)的2.5D 機(jī)織復(fù)合材料抗沖擊性能，發(fā)現(xiàn)受沖擊損傷最小的是深角聯(lián)，其次是淺交直聯(lián)，淺交彎聯(lián)受損傷最大，吸收能量也最多。Behzad 等[5]對(duì)比了2D 與3D 機(jī)織復(fù)合材料的抗沖擊性能，發(fā)現(xiàn)3D 機(jī)織復(fù)合材料能吸收更多的沖擊能量，且凹坑深度、分層及損傷面積更小。Kumar 等[6]通過(guò)改變SiC 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，制備了SiC/Al復(fù)合材料，并對(duì)其進(jìn)行了沖擊實(shí)驗(yàn)和磨損實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)SiC 體積分?jǐn)?shù)為9%的復(fù)合材料沖擊強(qiáng)度和比磨損率比基體合金的高。李海龍等[7]研究了環(huán)氧樹脂/碳纖維布/鋁復(fù)合材料的抗沖擊性能，發(fā)現(xiàn)含有四層碳纖維布的復(fù)合材料的沖擊強(qiáng)度比純環(huán)氧樹脂的沖擊強(qiáng)度高了34 倍。

不同程度的沖擊能量會(huì)使復(fù)合材料造成不同的損傷模式。低速?zèng)_擊（low-velocity impact，LVI）造成的損傷往往出現(xiàn)在復(fù)合材料的內(nèi)部，表面難以目視檢查或勉強(qiáng)可檢，在后續(xù)使用過(guò)程中，這些損傷會(huì)繼續(xù)拓展，導(dǎo)致如壓縮強(qiáng)度、彎曲強(qiáng)度、彎曲剛度等性能降低。因此，復(fù)合材料的沖擊后壓縮(compression-after-impact，CAI) 強(qiáng)度測(cè)試成為評(píng)估復(fù)合材料剩余承載能力的主要方法之一[8-9]。

馬少華等[10]研究了含低速?zèng)_擊損傷的平面編織復(fù)合材料層壓板的壓縮失效行為，發(fā)現(xiàn)表面凹坑深度隨著沖擊能量的增大而增大，并在40 J 附近發(fā)現(xiàn)拐點(diǎn)。崔海坡等[11]對(duì)兩種不同鋪層參數(shù)的T300/BMP316 復(fù)合材料層合板進(jìn)行了CAI 實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明，在受同樣能量沖擊后，不同鋪層參數(shù)的層合板CAI 強(qiáng)度差別很大，但對(duì)沖擊損傷投影面積幾乎沒有影響。林智育等[12]對(duì)比了T300QY8911和T300/5405 兩種復(fù)合材料層壓板的CAI 強(qiáng)度，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著沖擊能量的增加，CAI 強(qiáng)度隨之減小，而在相同的沖擊能量作用下，隨著沖擊點(diǎn)背面支持剛度的增加，CAI 強(qiáng)度隨之增加。趙巧莉等[13]對(duì)碳纖維平紋機(jī)織復(fù)合材料的LVI 及CAI 性能進(jìn)行了預(yù)測(cè)仿真及實(shí)驗(yàn)，對(duì)比發(fā)現(xiàn)層合板受到的沖擊能量越大，呈現(xiàn)出的層間損傷越大。戴云鋒等[14]研究了2.5D 機(jī)織復(fù)合材料受不同能量沖擊后沿0°及45°方向的壓縮性能，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：在同一能量下，材料沿45°方向的CAI 強(qiáng)度均低于0°方向，而隨著沖擊能量的增加，0°試件的壓縮強(qiáng)度下降更為明顯。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)于纖維增強(qiáng)復(fù)合材料低速?zèng)_擊損傷及沖擊后壓縮強(qiáng)度的研究報(bào)道主要集中在樹脂基復(fù)合材料，在鋁基復(fù)合材料方面的研究相對(duì)較少。

由于單向和層合結(jié)構(gòu)的纖維增強(qiáng)復(fù)合材料缺少厚度方向的鋪設(shè)，受到?jīng)_擊載荷時(shí)極易發(fā)生分層開裂的現(xiàn)象，而采用三維編織工藝制備的復(fù)合材料則避免了這一缺點(diǎn)，提高了整體性能[15]。嚴(yán)實(shí)等[16]以三維五向碳纖維/環(huán)氧樹脂編織復(fù)合材料為研究對(duì)象，針對(duì)不同編織角度進(jìn)行了LVI 實(shí)驗(yàn)及其CAI強(qiáng)度測(cè)試，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，編織角越大，其抗沖擊性能越強(qiáng)，CAI 強(qiáng)度越低。相較于三維五向結(jié)構(gòu)，疊層縫合結(jié)構(gòu)不僅能制得異形薄壁曲面，也可以將不能一次編織成形的立體織物進(jìn)行縫合連接，從而得到復(fù)雜的整體結(jié)構(gòu)[17-18]。近年來(lái)許多研究工作者對(duì)疊層縫合結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的各項(xiàng)力學(xué)性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，陳衛(wèi)軍等[19]、蘭澤宇等[20]、馮景鵬等[21]對(duì)疊層縫合碳纖維增強(qiáng)鋁基（Cf/Al）復(fù)合材料進(jìn)行了一系列的靜態(tài)拉伸、彎曲、壓縮及剪切實(shí)驗(yàn)，并對(duì)其破壞特征和斷口形貌進(jìn)行觀測(cè)，完成了對(duì)疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料基礎(chǔ)性能的研究，但并未研究材料的沖擊性能及CAI 性能。

本工作以鋁合金ZL301 為基體，碳纖維疊層縫合結(jié)構(gòu)織物為增強(qiáng)體，采用真空壓力浸滲法制備疊層縫合結(jié)構(gòu)碳纖維增強(qiáng)鋁基（Cf/Al）復(fù)合材料，對(duì)其施加不同能量進(jìn)行LVI 實(shí)驗(yàn)，采用光學(xué)顯微鏡和工業(yè)數(shù)字X 射線成像系統(tǒng)判斷其損傷模式。對(duì)含沖擊損傷的Cf/Al 復(fù)合材料進(jìn)行CAI 實(shí)驗(yàn)，利用SEM 觀察其斷口形貌，探討損傷失效機(jī)制，分析沖擊能量與剩余強(qiáng)度之間的關(guān)系。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

增強(qiáng)體材料為日本東麗公司所研制的碳纖維M40J，基體材料為鋁鎂系合金ZL301，將碳纖維編織成體積分?jǐn)?shù)50%的疊層縫合結(jié)構(gòu)預(yù)制體。疊層縫合結(jié)構(gòu)是將三上一下結(jié)構(gòu)的斜紋機(jī)織布按所需厚度進(jìn)行鋪層，再用Z向纖維進(jìn)行縫合而得到的完整結(jié)構(gòu)，編織工藝參數(shù)如表1 所示。M40J 碳纖維的主要性能參數(shù)如表2 所示，ZL301 的主要化學(xué)成分如表3 所示。

表1 疊層縫合編織工藝參數(shù)Table 1 Technological parameters of laminated stitching and knitting

表2 M40J 碳纖維的性能參數(shù)Table 2 Property parameters of M40J carbon fibers

表3 ZL301 合金成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）Table 3 Composition of ZL301 alloy（mass fraction/%）

1.2 材料制備

將預(yù)制體放置在石墨模具中，蓋緊壓實(shí)固定，然后裝入不銹鋼模具中，焊接成形。制造完成后在模具底部開孔并焊接一根不銹鋼圓管作為升液管，如圖1 所示，然后對(duì)整個(gè)裝置進(jìn)行氣密性檢驗(yàn)，確保該裝置的密封性。

圖1 封裝示意圖Fig.1 Schematic diagram of packaging

采用真空壓力浸滲法制備疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料，具體步驟為：將提純后的熔融鋁液和封裝好的預(yù)制體分別放在設(shè)備的不同位置，蓋好爐蓋密封設(shè)備，抽真空后充入氬氣進(jìn)行洗氣，然后將設(shè)備加熱至560 ℃，保溫180 min 后放掉氬氣，再次抽真空，最后升起坩堝，使得升液管下端被鋁液浸沒，形成“液封”，通過(guò)控制氣壓至8 MPa 形成鋁液對(duì)纖維預(yù)制體的反重力填充，保壓20 min 后關(guān)閉設(shè)備，待冷卻至室溫后去除不銹鋼外殼及石墨模具即可得到疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料板。

1.3 低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)

按照ASTM D7136/D7136M—2012 進(jìn)行低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)，利用電火花線切割機(jī)將疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料加工成150 mm×100 mm× 5.5 mm的試樣。采用Instron Dynatup 9250 HⅤ型落錘加載試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)，半球錘頭直徑為12.7 mm，質(zhì)量為7.26 kg，定位精度為0.1 mm，最高沖擊速度為20 m/s，最高沖擊能量為826 J。該試驗(yàn)機(jī)的沖擊能量是由落錘自身重力和設(shè)備頂部彈簧提供的，由于本實(shí)驗(yàn)所需沖擊能量較低，可通過(guò)落錘上升的高度由自身重力勢(shì)能轉(zhuǎn)化為沖擊能量。實(shí)驗(yàn)時(shí)將試樣固定在裝置底部，保證錘頭位于試樣中央，落錘上升至0.21 m、0.33 m 和0.43 m，對(duì)應(yīng)沖擊能量為15 J、23 J 和30 J，然后釋放落錘，使其自由落體擊打試樣，同時(shí)采用自動(dòng)裝置防止二次沖擊。沖擊過(guò)程中傳感器采集錘頭的能量、位移、接觸載荷等數(shù)據(jù)。沖擊實(shí)驗(yàn)完成后，采用光學(xué)顯微鏡（OM）觀察試樣的表面損傷形貌，并利用工業(yè)數(shù)字X 射線成像系統(tǒng)（TITAN E320）進(jìn)行直接數(shù)字化X 射線（directdigit radiography，DR）無(wú)損檢測(cè)。

1.4 沖擊后壓縮實(shí)驗(yàn)

對(duì)沖擊后的試樣進(jìn)行壓縮測(cè)試，為防止試樣在壓縮載荷下失穩(wěn)，采用如圖2 所示的防失穩(wěn)夾具，參照ASTM D7137/D7137M—2012 設(shè)計(jì)夾具，夾具內(nèi)部通過(guò)螺栓調(diào)節(jié)松緊，根據(jù)試樣的尺寸進(jìn)行設(shè)置，保證為試樣提供合適的邊界條件。實(shí)驗(yàn)在WDW-E100D 電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試樣夾持狀態(tài)如圖3 所示，加載方向沿預(yù)制體的經(jīng)紗方向，加載速率為0.5 mm/min，同時(shí)記錄載荷-位移曲線，直到試樣失效停止測(cè)試。試樣的剩余壓縮強(qiáng)度σCAI根據(jù)式（1）計(jì)算：

圖2 夾具示意圖Fig.2 Schematic diagram of fixture

圖3 沖擊后壓縮實(shí)驗(yàn)夾持狀態(tài)Fig.3 Clamping state of compression after impact test

式中：P為壓縮破壞載荷，N；b和h為試樣的寬度和厚度，mm。

壓縮實(shí)驗(yàn)完成后，采用光學(xué)顯微鏡（OM）和場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡（SEM）對(duì)試樣表面損傷及斷口形貌進(jìn)行觀察。

2 結(jié)果及討論

2.1 低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)

2.1.1 損傷形貌

圖4 為疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料經(jīng)過(guò)不同能量沖擊后的正反面損傷形貌及實(shí)時(shí)DR 成像。在試樣正面均出現(xiàn)了圓形凹坑，凹坑周圍均有因剪切作用產(chǎn)生的基體變形及開裂現(xiàn)象，背面出現(xiàn)局部“鼓包”并產(chǎn)生了沿經(jīng)紗方向的裂紋，裂紋的長(zhǎng)度隨著沖擊能量的增加而增長(zhǎng)，這是由于疊層縫合Cf/Al復(fù)合材料的經(jīng)紗股數(shù)比緯紗股數(shù)多，在沖擊載荷作用下，緯紗率先斷裂，從而導(dǎo)致裂紋沿經(jīng)向擴(kuò)展。隨著沖擊能量的增加，疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料的宏觀損傷程度越發(fā)嚴(yán)重。當(dāng)沖擊能量為15 J 時(shí)，試樣背面僅出現(xiàn)基體開裂現(xiàn)象，當(dāng)沖擊能量達(dá)到23 J 時(shí)，試樣背面產(chǎn)生了纖維拔出并伴隨少量纖維斷裂的現(xiàn)象，當(dāng)沖擊能量達(dá)到30 J 時(shí)，試樣背面受拉伸應(yīng)力造成大量纖維發(fā)生斷裂，但損傷并未產(chǎn)生穿透，沒有形成整體性斷裂（圖4（c-3））。

2.1.2 低速?zèng)_擊損傷機(jī)理

圖5 為疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料在不同能量沖擊下的時(shí)間-載荷曲線、時(shí)間-能量曲線和位移-載荷曲線。從圖5(a)時(shí)間-載荷曲線可以看出：在施加載荷初期，由于錘頭剛接觸到試樣，基體合金先受到擠壓，產(chǎn)生形變，出現(xiàn)裂紋，表現(xiàn)為載荷下降。隨著時(shí)間推移，錘頭繼續(xù)下壓，碳纖維開始承受沖擊載荷，纖維與基體界面開始出現(xiàn)脫粘現(xiàn)象，隨著載荷的增加，當(dāng)大于纖維承載極限時(shí)，纖維將從基體中拔出并斷裂。當(dāng)載荷越來(lái)越大，曲線逐漸產(chǎn)生波動(dòng)，表明此時(shí)試樣內(nèi)部已經(jīng)產(chǎn)生纖維斷裂等一系列損傷，在30 J 沖擊能量下波動(dòng)幅度更為明顯。當(dāng)載荷達(dá)到峰值后，曲線開始平穩(wěn)下降，隨著時(shí)間的增加，錘頭與試樣分離。從圖5(b) 時(shí)間-能量曲線可以看出：錘頭剛接觸到試樣時(shí)，吸收能量較少，曲線緩慢上升，隨著錘頭的下壓，接觸面積變大，吸收能量變快，經(jīng)過(guò)大約5 ms，能量吸收達(dá)到穩(wěn)定；但由于纖維拔出斷裂等損傷現(xiàn)象的出現(xiàn)消耗了一部分能量，導(dǎo)致實(shí)測(cè)能量值較設(shè)定值略低。從圖5(c)位移-載荷曲線可以看出：不同能量下，隨著位移的增加，載荷變化趨勢(shì)相同，且均以波動(dòng)的形式增大。在載荷到達(dá)峰值后發(fā)生“斷崖式”下降，表明試樣內(nèi)部結(jié)構(gòu)已被破壞，不再具備吸收沖擊能量的能力。隨著施加的沖擊能量的增加，試樣受到的載荷增大，最大位移量也增大。

2.2 沖擊后壓縮實(shí)驗(yàn)

2.2.1 剩余壓縮強(qiáng)度

圖6 為疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料經(jīng)過(guò)不同能量沖擊后的剩余壓縮強(qiáng)度σCAI。由圖6 看出，在15 J 沖擊能量下，疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料的剩余壓縮強(qiáng)度為70.0 MPa，在23 J 沖擊能量下，其剩余壓縮強(qiáng)度為61.2 MPa，在30 J 沖擊能量下，其剩余壓縮強(qiáng)度為56.1 MPa。可見沖擊損傷對(duì)疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料剩余壓縮強(qiáng)度值的影響較為明顯，沖擊能量越大，剩余壓縮強(qiáng)度越低。其中在15 J 沖擊能量下的剩余壓縮強(qiáng)度最高，比在30 J 沖擊能量下的剩余壓縮強(qiáng)度高出24.8%，這是因?yàn)?5 J 沖擊能量造成的損傷面積更小，表面也僅是基體開裂等輕微損傷，剩余承載力更好。

圖6 不同沖擊能量下疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料的剩余壓縮強(qiáng)度Fig.6 Residual compressive strength of Cf/Al composites with laminated stitch under different impact energy levels

2.2.2 損傷形貌

圖7 為疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料CAI 實(shí)驗(yàn)后的破壞形貌示意圖。由圖7 可以看出，雖然有著不同程度的沖擊損傷，但是壓縮破壞均由受沖擊裂紋端部橫向擴(kuò)展到試樣邊緣。局部破壞如圖8 所示，試樣均有翹曲，這是由于沖擊使得試樣背面鼓起。15 J沖擊能量作用下的試樣，受到壓縮載荷后產(chǎn)生彎曲變形，沖擊面的鋁合金因擠壓產(chǎn)生折痕，少量發(fā)生開裂現(xiàn)象，側(cè)面未出現(xiàn)明顯彎曲，但邊緣處有少量纖維絲拔出，如圖8(a)所示。23 J 沖擊能量作用下的試樣，因沖擊損傷較嚴(yán)重，基體與纖維結(jié)合強(qiáng)度減弱，在受到壓縮載荷后基體與纖維均被壓潰斷裂，沖擊面出現(xiàn)了連續(xù)的沿緯紗方向的橫向裂紋，從側(cè)面看基體與纖維受剪切作用變形，呈現(xiàn)出明顯的層狀彎曲，如圖8(b)所示。30 J 沖擊能量作用下的試樣，因沖擊產(chǎn)生的裂紋更長(zhǎng)，損傷面積更大，導(dǎo)致壓縮產(chǎn)生的橫向裂紋靠近試樣上端，并伴隨著纖維拔出及斷裂等現(xiàn)象，從側(cè)面看基體和纖維均已斷裂，出現(xiàn)了約45°的斜向裂紋，并有部分纖維絲拔出，如圖8(c)所示。通過(guò)對(duì)比三種不同的CAI 損傷形貌，發(fā)現(xiàn)承受的沖擊能量越大，剩余承載力越差，CAI 破壞程度越嚴(yán)重。

圖7 疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料CAI 實(shí)驗(yàn)后的破壞形貌示意圖（a）沖擊能量15 J；（b）沖擊能量23 J；（c）沖擊能量30 JFig.7 Failure morphology diagrams of Cf/Al composites with laminated stitch after CAI tests（a）impact energy 15 J；（b）impact energy 23 J；（c）impact energy 30 J

圖8 疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料CAI 破壞形貌及局部放大圖（a）沖擊能量15 J；（b）沖擊能量23 J；（c）沖擊能量30 JFig.8 CAI failure morphologies and local enlarged drawings of Cf/Al composites with laminated stitch（a）impact energy 15 J；（b）impact energy 23 J；（c）impact energy 30 J

圖9 為疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料CAI 斷口微觀形貌。由圖9 可以看出，斷口處纖維呈現(xiàn)出參差不齊的狀態(tài)，存在大量雜亂且斷裂程度不一的經(jīng)向纖維，單根纖維大多呈現(xiàn)出剪切破壞的現(xiàn)象。致密的復(fù)合材料在進(jìn)行壓縮時(shí)，經(jīng)紗在剪切力的作用下向緯向和Z向產(chǎn)生偏移，纖維束與基體合金剝離開，導(dǎo)致纖維束間出現(xiàn)空隙，空隙的大小與沖擊能量的大小成反比，沖擊能量越小，復(fù)合材料內(nèi)部的損傷越小，所受到的壓縮載荷越大，經(jīng)紗偏移量越大，纖維束間空隙越大。在15 J 沖擊能量作用下，復(fù)合材料壓縮斷口處纖維束與基體合金的剝離明顯，纖維束間空隙較大（圖9(a)）。在23 J 沖擊能量作用下，復(fù)合材料的壓縮斷口處纖維束間雖然仍有較大空隙，但斷口相對(duì)平整，這是因?yàn)檩^大的沖擊損傷使部分纖維與基體已經(jīng)脫粘，甚至產(chǎn)生裂紋，界面結(jié)合強(qiáng)度大大被減弱，界面失效后纖維與基體更易于被剪切折斷（圖9(b)）。在30 J 沖擊能量作用下復(fù)合材料的壓縮斷口較為平齊，纖維束與基體合金的剝離不明顯，這是因?yàn)閺?fù)合材料在進(jìn)行經(jīng)向壓縮前存在嚴(yán)重的內(nèi)部損傷，部分纖維產(chǎn)生裂紋，在壓縮載荷的作用下裂紋擴(kuò)展至整個(gè)平面導(dǎo)致復(fù)合材料破壞失效（圖9(c)）。

圖9 疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料CAI 斷口微觀形貌（a）沖擊能量15 J；（b）沖擊能量23 J；（c）沖擊能量30 J；（1）低倍；（2）高倍Fig.9 Micromorphologies of CAI fracture of Cf/Al composites with laminated stitch（a）impact energy 15 J；（b）impact energy 23 J；（c）impact energy 30 J；（1）low magnification；（2）high magnification

2.2.3 CAI 失效機(jī)制

圖10 為疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料在受到不同能量沖擊后進(jìn)行經(jīng)向壓縮的位移-載荷曲線。從圖10 可以看出，在初始階段，三條曲線均呈非線性特征。隨著載荷的增加，三條曲線均進(jìn)入線性階段，最后曲線急劇下降，此時(shí)載荷已到達(dá)復(fù)合材料的壓縮承載極限，材料開始卸載，隨著纖維斷裂等損傷大量出現(xiàn)，曲線開始快速下降，表明材料已被破壞，無(wú)法承載。結(jié)合三條曲線可以看出，沖擊能量越大，壓縮極限載荷越小。不同的是，在15 J 和23 J 沖擊能量作用下復(fù)合材料的壓縮曲線均呈現(xiàn)脆性斷裂的特征，這是因?yàn)闆_擊能量較小，造成的損傷不嚴(yán)重，在壓縮載荷作用下纖維與基體需要承受更多的力，在界面產(chǎn)生損傷前，纖維與基體承受的力達(dá)到了其壓縮載荷極限，所以材料發(fā)生脆性斷裂。而在30 J 沖擊能量作用下復(fù)合材料的部分纖維已經(jīng)斷裂，并且界面損傷嚴(yán)重，局部已經(jīng)失效，無(wú)法有效傳遞載荷，導(dǎo)致纖維承載效果下降，基體必須承受更多載荷，因此加劇了基體的塑性變形，在位移-載荷曲線上呈現(xiàn)斜率下降的現(xiàn)象。由于纖維和基體無(wú)法共同承載，導(dǎo)致纖維沿界面剪切破壞。

圖10 不同沖擊能量下疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料的CAI 位移-載荷曲線Fig.10 CAI displacement-load curves of Cf/Al composites with laminated stitch under different energy levels

3 結(jié) 論

（1）疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料受到低速?zèng)_擊后，在沖擊正面產(chǎn)生圓形凹坑，背面鼓起并產(chǎn)生明顯的裂紋，隨著沖擊能量的增加，裂紋沿經(jīng)紗方向擴(kuò)展，復(fù)合材料的損傷模式主要表現(xiàn)為基體開裂、纖維拔出及斷裂。

（2）沖擊損傷對(duì)疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料的沖擊后壓縮（CAI）強(qiáng)度有著較大的影響，在15 J、23 J、30 J 的沖擊能量下，復(fù)合材料的剩余壓縮強(qiáng)度分別為70.0 MPa、61.2 MPa、56.1 MPa，其中在30 J 沖擊能量下復(fù)合材料的剩余壓縮強(qiáng)度比在15 J 沖擊能量下的低24.8%。

（3）疊層縫合Cf/Al 復(fù)合材料經(jīng)過(guò)CAI 實(shí)驗(yàn)后沖擊面產(chǎn)生了沿緯紗方向的裂紋，且裂紋隨沖擊能量的增加由沖擊裂紋端部逐漸橫向擴(kuò)展到試樣邊緣。壓縮斷口處紗線結(jié)構(gòu)破壞嚴(yán)重程度隨沖擊能量的增加而加重，纖維呈現(xiàn)出剪切斷裂后參差不齊的形貌。