溫度對編織復(fù)合材料層合厚板沖擊性能的影響研究

葛辛辛，趙南，楊駿，屈毫拓，歐陽旭宇，張攀

（1.中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082；2.華中科技大學 船舶與海洋工程學院，武漢 430074）

復(fù)合材料因其具有高比剛度和高比強度的優(yōu)異力學性能、抗疲勞性、耐腐蝕和易成形等特性，在船舶與海洋工程領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1]。隨著以液體成形技術(shù)為代表的大尺度成形技術(shù)的成熟，還有以碳纖維和高性能乙烯基樹脂等為代表的基礎(chǔ)原材料成本的可控，復(fù)合材料船舶進入到快速發(fā)展的階段。雖然復(fù)合材料具有優(yōu)異的特性，但不可避免的沖擊事件可能導(dǎo)致的強度下降仍令人擔憂。海洋結(jié)構(gòu)物會在室溫和低溫環(huán)境下受到?jīng)_擊[2]，在低溫下材料的韌性相對于室溫條件發(fā)生變化，會造成不同的損傷機制。因此，有必要了解溫度對復(fù)合材料結(jié)構(gòu)沖擊性能的影響。

近年來，為了解編織復(fù)合材料的沖擊性能，國內(nèi)外學者們開展了大量研究。Grasso 等[3]研究了玻璃和碳纖維編織材料的沖擊響應(yīng)，同時給出了2 種復(fù)合材料低速沖擊損傷形態(tài)的主要特征。結(jié)果表明，相同沖擊能量水平下，碳纖維編織復(fù)合材料層合板內(nèi)部損傷區(qū)域的面積更小。Papa 等[4]研究了由碳纖維織物和乙烯基酯樹脂基體組成的編織復(fù)合材料低速沖擊損傷的形成機制，并利用常規(guī)C 掃描對損傷進行了檢測。Wang 等[5]比較了編織復(fù)合材料（CF/PPS）層合板在不同環(huán)境溫度下的沖擊行為，包括室溫（23 ℃）和高溫（95、125 ℃）。劉樂等[6]通過實驗和數(shù)值相結(jié)合的方法，對比平紋與斜紋編織復(fù)合材料的沖擊響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)斜紋編織復(fù)合材料有更高的沖擊力峰值、沖擊力震蕩時間以及吸收能量。Wang 等[7]為預(yù)測復(fù)合材料層合板在低速沖擊下的材料損傷，提出了一種三維漸進損傷的分析模型，通過Abaqus 對層合板低速沖擊進行了數(shù)值模擬。儲怡[8]建立的殼單元復(fù)合材料沖擊有限元模型，采用了Hashin 失效準則和基于斷裂能的材料損傷演化來模擬層內(nèi)損傷，采用內(nèi)聚力單元來模擬復(fù)合材料的層間損傷。沖擊后的復(fù)合材料層合板存在的損傷會誘發(fā)復(fù)合材料力學性能的下降和強度的損失[9]，嚴重威脅層合板結(jié)構(gòu)使用的安全性。朱煒垚等[10]通過實驗討論分析了沖擊能量和損傷面積與沖擊后剩余壓縮強度之間的關(guān)系，認為沖擊后層合板的損傷面積是層合板沖擊后壓縮（CAI）強度的決定性因素。肖琳[11]對復(fù)合材料層合板進行了沖擊后的壓縮實驗，發(fā)現(xiàn)沖擊損傷吸能是造成層合板剩余壓縮強度下降的主要原因。徐瑀童等[12]建立了從低速沖擊到?jīng)_擊后壓縮破壞的復(fù)合材料層合板全過程仿真分析模型，并與試驗結(jié)果對比，驗證了該模型的有效性。

目前，與編織復(fù)合材料材料沖擊性能相關(guān)的研究，大多集中在薄或中等厚度的層合板上，關(guān)于層合板厚板沖擊性能研究的相關(guān)文獻較少。此外，對于已發(fā)表的研究工作，關(guān)于編織復(fù)合材料性能受環(huán)境溫度影響的研究也相對有限。本文的主要目的是研究編織復(fù)合材料層合厚板在室溫和低溫下的沖擊行為和剩余強度，分析沖擊溫度對層合厚板沖擊性能的影響。

1 試驗方法

1.1 試件

編織復(fù)合材料層合厚板試樣由斜紋編織碳纖維增強體（T300-3K）和乙烯基樹脂基體（430LV）制成，該基體以其高性能、耐腐蝕和低滲透率等優(yōu)點廣泛應(yīng)用在船舶與海洋結(jié)構(gòu)物中。復(fù)合材料層合厚板的面內(nèi)尺寸為150 mm×100 mm，其平面幾何參數(shù)符合ASTM D7136 要求。層合板的鋪層方式為[(0/90)]60，單層名義厚度為0.22 mm。

1.2 低速沖擊試驗

沖擊試驗儀器為Instron CEAST 9350 落錘沖擊試驗機，如圖1 所示。沖頭為半球形，直徑為16 mm，沖頭總質(zhì)量為5.5 kg。層合板試件固定在中間有矩形孔的厚板上，在試件較長的一側(cè)應(yīng)安裝4 個帶橡膠夾頭，用來約束試件在受沖擊時的移動。試驗機自帶防回彈系統(tǒng)，以避免沖頭在第一次撞擊碰撞后的反彈行為，從而得到準確的試驗結(jié)果。其中環(huán)境試驗箱可將沖擊試件最低冷卻到–70 ℃，或最高加熱到150 ℃。

圖1 落錘沖擊試驗機Fig.1 Drop hammer test machine

分別采用AM4113T Dino-Lite 數(shù)碼顯微鏡和相控超聲波檢測系統(tǒng)（OmniScan? MX，OLYMPUS）觀察低速后試樣的表面和內(nèi)部損傷。數(shù)碼顯微鏡的最大放大倍率為250 倍，像素高達130 MP，且能通過DinoCapture 2.0 操作軟件對試件表面進行拍照，測量表面損傷面積以及裂紋長度（精度可達0.001 mm）等信息。相控超聲波檢測系統(tǒng)采用的探頭（1.5L64，OLYMPUS）頻率為1.5 MHz，陣元數(shù)為64。探頭向?qū)雍习逶嚇影l(fā)射超聲波脈沖，經(jīng)過缺陷或試件底面再反射回來被探頭接收，最后對回波的幅值等信息進行分析處理，實現(xiàn)內(nèi)部分層損傷信息的超聲成像。

1.3 沖擊后的壓縮試驗

沖擊后壓縮試驗采用的試驗儀器為自主搭建的壓縮機（如圖2 所示），依據(jù)ASTM D7137，在室溫環(huán)境條件下進行壓縮試驗。該壓縮機的最大載荷為1 000 kN，載荷精度為0.3%，最大位移量程為500 mm，位移精度為0.3%。在對層合厚板進行面內(nèi)壓縮試驗時，要先將層合板試樣安裝到壓縮試驗夾具中，使試樣端部與夾具的端部齊平，夾具的頂部和底部墊塊用來對齊和校準試樣。

圖2 壓縮試驗機Fig.2 Compression testing machine

2 結(jié)果和討論

2.1 低速沖擊響應(yīng)

2.1.1 沖擊響應(yīng)曲線

編織碳纖維復(fù)合材料層合厚板在室溫（24 ℃）和低溫（–20 ℃）環(huán)境下，受99 J 能量沖擊的力-位移曲線如圖3 所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，在99 J 沖擊能量下，不同溫度條件下，試件的沖擊力-位移曲線均具有良好的一致性，證明了試驗結(jié)果的可靠性。在99 J 沖擊能量下，沖擊力-位移響應(yīng)曲線表現(xiàn)為3 個不同的階段，即非線性加載、平臺和卸載階段。在加載階段，曲線的趨勢在總體上呈線性，反映這一階段層合板的剛度變化幾乎可以忽略不計。沖擊載荷在到達峰值點后突然下降，并在一個較高的平臺階段振蕩。沖擊力在平臺階段有突然的下降行為，這表明主要損傷（纖維斷裂失效）發(fā)生，平臺階段與纖維斷裂在經(jīng)向和緯向的逐漸拓展有關(guān)。由于更多纖維材料參與到斷裂破壞中去，平臺階段的范圍將逐漸擴大。沖頭速度最終降為0，此時基體裂紋和纖維斷裂受層合板阻礙不再萌生擴展。隨后沖頭開始回彈，曲線進入非線性卸載階段。在室溫（24 ℃）和低溫（–20 ℃）條件下，力-位移曲線都呈現(xiàn)出線性加載、平臺和非線性卸載3個階段，但低溫條件下平臺階段的長度要明顯小于室溫條件下的平臺階段長度，而平臺階段與纖維斷裂等主要損傷的拓展有關(guān)。這表明與室溫條件相比，低溫條件下編織復(fù)合材料層合厚板纖維斷裂等主要損傷的范圍要更小些。

圖3 沖擊力-位移曲線Fig.3 Impact force-displacement curve:a) room temperature;b) low temperature

能量-時間曲線能反映復(fù)合材料在低速沖擊下的典型性能，通過圖4 分析溫度對編織復(fù)合材料層合厚板吸能特性的影響。編織復(fù)合材料層合厚板能量吸收曲線的特征與沖擊響應(yīng)機制有關(guān)，在非線性加載和平臺階段，層合板發(fā)生變形和破壞，吸收能量非線性增加到峰值，此時沖頭受復(fù)合材料作用完全停止，沖頭的所有動能都轉(zhuǎn)移到復(fù)合材料層合板試樣上，圖4 中曲線的峰值就是層合板所受的沖擊能量。然后，部分吸收的能量轉(zhuǎn)換成沖頭的動能。最后，能量吸收達到一個相對穩(wěn)定的狀態(tài)，能量-時間曲線上的平臺代表復(fù)合材料層合板最終吸收的能量，主要通過損傷的產(chǎn)生和塑性變形來耗散。能量-時間曲線清楚地表明，復(fù)合材料試樣中吸收能量（耗散能量）小于初始的沖擊能量。初始的沖擊能量與試件耗散能量之間的差值為彈性應(yīng)變能，是引起沖頭與試件回彈的驅(qū)動力?；貜椀臎_頭會被落錘沖擊試驗機自帶的防回彈系統(tǒng)阻止，以避免對試樣的第二次沖擊。在99 J 沖擊能量下，室溫下層合板試件吸收的能量要高于室溫下的吸收能量（見表1）。

表1 層合板的吸收能量和凹坑面積Tab.1 Energy absorption and pit area of laminates

圖4 層合板吸能特性曲線Fig.4 Energy absorption characteristic curve of laminates:a) room temperature;b) low temperature

2.1.2 沖擊表觀和內(nèi)部損傷

為了識別低速沖擊后編織復(fù)合材料層合厚板的表觀失效模式，采用表觀目視檢測技術(shù)觀察層合板試樣沖擊表面和背面的損傷特征，如圖5 和圖6 所示。在不同溫度下，層合板試樣沖擊表面以纖維斷裂、劈絲和凹坑等損傷模式為主，凹坑的大小和深度以及裂紋的長度等差別并不明顯，且都有十字形裂紋產(chǎn)生。十字形裂紋出現(xiàn)在經(jīng)緯紗線交叉處，交叉點上的高應(yīng)力水平應(yīng)該是這種損失行為出現(xiàn)的根本原因。通過纖維光影顏色的變化，可以大致判斷凹坑變形的程度，室溫和低溫下凹坑面積的值見表1。在室溫下，層合板試樣沖擊背面2 根相鄰紗線發(fā)生了輕微的纖維斷裂，在纖維斷裂區(qū)域也發(fā)生了分層破壞。在低溫下，層合板背面未出現(xiàn)目視可見的損傷。在相同沖擊能量的條件下，室溫下沖擊后試件凹坑的面積和損傷程度要比低溫下的結(jié)果更大。

圖5 室溫下層合板表面的損傷形貌Fig.5 Damage morphology of the composite surface at room temperature:a) impact surface;b) impact back

圖6 低溫下層合板表面的損傷形貌Fig.6 Damage morphology of the laminate surface at low temperature:a) impact surface;b) impact bac

復(fù)合材料層合板內(nèi)部的基體損傷和分層損傷常被認為是內(nèi)部損傷的主要組成部分。通過超聲波掃描技術(shù)來確定低速沖擊后層合板試件內(nèi)部損傷的程度，白色區(qū)域的產(chǎn)生是因為未檢測到該區(qū)域的返回信號（表明內(nèi)部損傷程度很高），如圖7 所示。層合板試樣內(nèi)部都出現(xiàn)了圓形損傷，室溫下的內(nèi)部損傷面積更大。編織復(fù)合材料層合厚板結(jié)構(gòu)在經(jīng)緯方向具有相同的剛度，所以在2 個方向的內(nèi)部損傷拓展速度相近，形成近似圓形的內(nèi)部損傷區(qū)域。

圖7 層合板的內(nèi)部損傷圖像Fig.7 Image of damage inside laminates:a) room temperature;b) low temperature

在99 J 沖擊能量的情況下，室溫條件下的吸收能量和損傷程度都要高于低溫條件下的結(jié)果。這是因為層合板試樣中乙烯基體的屈服強度、極限強度和彈性模量都會隨著溫度的降低而降低[13]，意味著層合板試樣在低溫下的變形和損傷要比在室溫下更低，所以在低溫下試樣的吸收能量和損傷程度更小。該結(jié)果表明，從室溫（24 ℃）到低溫（–20 ℃）的溫度條件變化對編織復(fù)合材料層合厚板的沖擊性影響明顯。

2.2 沖擊后壓縮響應(yīng)

2.2.1 壓縮響應(yīng)曲線

在室溫和低溫環(huán)境下先對編織復(fù)合材料層合厚板進行低速沖擊試驗，然后在室溫條件下對不同溫度環(huán)境下沖擊后的層合厚板試樣進行面內(nèi)壓縮試驗。在壓縮過程中，隨著壓縮載荷的增加，試樣沖擊面凸起加重，發(fā)生局部微屈曲。到達一定載荷后，可以聽到斷斷續(xù)續(xù)的纖維斷裂響聲，微屈曲和分層沿壓縮載荷的垂直方向拓展。當壓縮載荷超過層合板最大承載能力之后，層合板試樣直接發(fā)生脆性斷裂，在發(fā)生破壞的同時伴隨有巨大的響聲。

壓縮載荷-位移曲線如圖8 所示。在初始階段，曲線斜率逐漸增大。當位移增大到一定程度后，曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點，斜率保持不變，曲線呈線性增加，直至試件最終破壞，壓縮載荷突然大幅度下降。載荷-位移曲線的斜率與試件的剛度直接相關(guān)。在加載的初始階段，由于自主搭建的壓縮機裝夾系統(tǒng)存在少量的裝配間隙，施加外載荷將會有位移響應(yīng)，從而表現(xiàn)出初始階段曲線斜率隨位移的增加而增大。一旦當外載荷引起的位移響應(yīng)超過裝配間隙，加載斜率將由結(jié)構(gòu)剛度所決定，不再隨位移的增加而改變。

圖8 層合板壓縮載荷-位移曲線Fig.8 Compressive load-displacement curve of laminates

通過對沖擊后層合板進行壓縮試驗，利用壓縮試驗機上測得層合板的壓縮破壞載荷，壓縮強度則可由式（1）計算得到。

式中：σCAI為壓縮強度；Pmax為失效前的最大載荷；A為層合板的橫剖面面積。

為充分了解沖擊時環(huán)境溫度對層合板壓縮強度的影響，本文還對無損編織復(fù)合材料層合厚板進行了壓縮試驗。無損層合板壓縮強度以及沖擊后層合板剩余壓縮強度的結(jié)果見表2。沖擊后層合厚板的壓縮強度明顯低于無損層合厚板的壓縮強度，表明沖擊損傷會導(dǎo)致層合厚板壓縮性能降低。室溫下的剩余壓縮強度遠小于低溫下的結(jié)果，這也是因為在低溫下乙烯基體的力學性能出現(xiàn)增強，表現(xiàn)出更強的剛度和強度，低溫下復(fù)合材料受沖擊后的損傷程度更低，其剩余壓縮強度也就更大。

表2 沖擊后層合板的壓縮強度Tab.2 Compressive strength of impacted laminates

2.2.2 壓縮失效模式

在完成沖擊后壓縮實驗之后，對編織復(fù)合材料層合厚板的壓縮失效模式進行觀察，失效層合板的前視圖（沖擊表面）、后視圖（沖擊背面）以及側(cè)視圖如圖9 和圖10 所示。對室溫和低溫環(huán)境下沖擊的層合板試樣進行壓縮后，均表現(xiàn)出災(zāi)難性的壓縮破壞。在壓縮載荷作用下，層合板的中間沖擊損傷區(qū)域最先出現(xiàn)裂紋，這些裂紋和分層沿垂直于加載方向傳播，幾乎拓展到試件的整個寬度，最終導(dǎo)致了壓縮破壞。在試件的前視圖和后視圖中，可以看到貫穿整個層合板寬度的裂紋；在試件的側(cè)視圖中，能觀察到非常清晰的層內(nèi)裂紋和分層，部分纖維被擠出，試件發(fā)生截斷式破壞。

圖9 室溫條件下沖擊后層合板的壓縮失效Fig.9 Compression failure diagram of impacted laminates at room temperature:a) front view;b) rear view;c) side view

圖10 低溫條件下沖擊后層合板的壓縮失效Fig.10 Compression failure diagram of impacted laminates at low temperature:a) front view;b) rear view;c) side view

沖擊后壓縮試驗的損傷模式，主要表現(xiàn)為沖擊表面和背面的纖維壓縮破壞、沿厚度方向大量的纖維斷裂以及分層損傷。層合板試樣出現(xiàn)橫貫試件中部的截斷式破壞，這可以根據(jù)圣維南原理來解釋。由于初始沖擊損傷缺陷的存在，導(dǎo)致試件在壓縮過程中局部應(yīng)力發(fā)生巨大變化，但是對距離缺陷較遠處的應(yīng)力影響微不足道，最終誘導(dǎo)裂紋在中間沖擊損傷區(qū)域拓展，并最終形成貫穿性的斷裂。該種壓縮失效模式的損傷特征為分層、壓剪裂紋和纖維斷裂。

3 結(jié)論

1）編織復(fù)合材料層合厚板的力-位移響應(yīng)包括非線性加載階段、平臺階段和卸載階段。編織復(fù)合材料層合厚板受低速沖擊后，會出現(xiàn)凹坑、表面裂紋和內(nèi)部分層等損傷形式。

2）編織復(fù)合材料層合厚板沖擊后，壓縮破壞模式為橫貫層合板中間沖擊損傷區(qū)域的截斷式破壞。沖擊損傷缺陷的存在，會導(dǎo)致試件在壓縮過程中局部應(yīng)力發(fā)生巨大變化，最終誘導(dǎo)裂紋在中間沖擊損傷區(qū)域拓展，并形成貫穿性的斷裂。

3）沖擊損傷會降低試件的剩余壓縮強度，沖擊時的環(huán)境溫度對試件的壓縮承載能力有較大的影響。在99 J 能量沖擊下，室溫條件下沖擊后層合厚板的壓縮強度下降33.68%，低溫條件下沖擊后試件的壓縮強度下降22.84%。

4）與室溫環(huán)境沖擊下的結(jié)果相比，編織復(fù)合材料層合厚板在低溫下的吸收能量和損傷程度更小，這都是由于復(fù)合材料層合板中的基體在低溫下出現(xiàn)強化行為。低溫下復(fù)合材料受沖擊后的損傷程度更小，其剩余壓縮強度也就更大。