超高分子量聚乙烯纖維增強復合材料層合板層間斷裂韌性

肖鵬程, 鄧健*, 王增賢, 邵光冉, 彭佑壘, 盧天健*

(1.南京航空航天大學 航空航天結構力學及控制全國重點實驗室，南京 210016；2.南京航空航天大學 多功能輕量化材料與結構工信部重點實驗室，南京 210016)

采用高模量/高強度聚合物纖維作為增強材料的高分子復合材料，具有優(yōu)異的沖擊吸能性能，被廣泛應用于構建高性能裝甲等彈道防護結構[1]。其中，超高分子量聚乙烯(Ultra-high molecular weight polyethylene，UHMWPE)纖維是采用分子量在100 萬～500 萬的聚乙烯經凝膠紡絲后拉伸制成的一種纖維，擁有極高的比強度(3.20 MPa/kg)和比模量(103.09 MPa/kg)[2]。UHMWPE 纖維的比強度是碳纖維的1.6 倍、玻璃纖維的2.3 倍，其比模量也遠高于除碳纖維外的其他高性能纖維[3]。UHMWPE 纖維增強復合材料表現出優(yōu)越的抗沖擊性能及低密度特性，近年來成為抗沖擊及抗侵徹結構設計的優(yōu)選材料，被廣泛應用于構建輕質高性能裝甲[4-5]。

目前，UHMWPE 復合材料主要應用于抗沖擊及彈道防護。實際應用時，一般采用由預浸料壓制而成的UHMWPE 復合材料層合板?，F有研究表明，正交鋪層制得的UHMWPE 復合材料層合板的防彈性能遠優(yōu)于單向鋪層的層合板[6]，其制備工藝大致流程為[7]：將纖維排列在聚氨酯等熱塑性聚合物基體中，壓制成[0/90/0/90]正交鋪層的預浸料，然后將適度裁剪的預浸料重疊至預先設定厚度，置入熱壓機或熱壓罐中在給定壓力和溫度下成型，最終制成UHMWPE 纖維增強復合材料層合板。

沖擊載荷下，UHMWPE 復合材料層合板的主要破壞模式之一是層間斷裂[8-12]。UHMWPE 層合板在彈丸侵徹下的兩種主要破壞模式主要為初始穿透過程中的剪切堵塞及隨后出現的分層和背凸[9]。研究表明，沖擊載荷作用下，降低UHMWPE 層合板的層間強度可降低其后端面纖維的拉應力，使其能承受較大撓度而不發(fā)生拉伸破壞，從而有效提高其抗侵徹性能[10-11]。而對于任何體系的復合材料，想要充分發(fā)揮其優(yōu)越的力學性能及減重優(yōu)勢，了解增強纖維和基質系統(tǒng)的粘合特性是至關重要的。有鑒于此，防護結構設計需綜合考慮UHMWPE 層合板的沖擊韌性及其在沖擊過程中產生的背凸變形，因此需有效獲取其層間斷裂特性。彈丸侵徹下，考慮到I 型層間斷裂主導的分層破壞是UHMWPE 層合板產生背凸的主要原因[12]，而復合材料的I 型層間斷裂韌性(GIC)往往小于II型層間斷裂韌性(GIIC)[13]，故GIC的可靠識別對復合材料層合板設計尤為重要。

國內外針對UHMWPE 層合板的彈擊仿真計算大多采用與層間強度相關的失效準則模擬其層間響應[10-11,14]，缺少對其演化細節(jié)的描述；相應地，缺乏針對其層間性能及層間斷裂破壞機制的相關研究。采用基于連續(xù)介質力學的內聚力模型可預測UHMWPE 層合板層間裂紋的擴展過程，但該方法也需要GIC等層間斷裂特性作為輸入參數。雙懸臂梁(Double cantilever beam，DCB)試驗是研究復合材料I 型層間斷裂行為并測定其GIC的常用方法。ASTM D5528-13 標準[15]為GIC的測定提供了全面的測試方案和數據處理方法，一般適用于具有脆性聚合物基體的碳纖維和玻璃纖維增強層合板。由于DCB 試驗方法的簡便性，研究人員將其改進后應用于其他類型復合材料的層間試驗[16-19]。ASTM 標準中對層間斷裂韌性的數據處理方法適用于分層前沿的損傷區(qū)或非線性變形區(qū)相對于最小尺寸(通常為DCB 試驗的試件厚度)較小的試件，對大變形試件層間斷裂韌性的計算存在一定的局限性。J 積分方法在復合材料層間斷裂韌性試驗計算中的應用極具研究前景，近年來得到了相關領域研究人員的青睞[20]，在DCB 試件出現大變形表現出該方法的獨特優(yōu)勢[21]，但該方法對設備測量精度要求較高，需精準捕捉加載點的旋轉角，測量較復雜困難。

綜上，UHMWPE 復合材料層合板層間性能的準確表征意義重大，而目前已有的標準試驗方法并不完全適用于此類塑性較強的復合材料，導致該材料層間斷裂特性的研究較缺乏。本文在ASTM D5528-13 標準[15]的基礎上，考慮到UHMWPE 層合板在變形過程中會表現出較強塑性，不完全適用于標準中基于線彈性斷裂力學GIC計算方法，對傳統(tǒng)的DCB 試驗方法做出相應改進?；诟倪M的試驗方法，本文測得UHMWPE 層合板DCB 試件的載荷-張開位移曲線，結合試件變形過程獲得R 曲線，分析層間斷裂破壞機制及塑性對裂紋擴展的影響，同時還研究了DCB 試件厚度和中間分層界面的纖維鋪層方向對GIC的影響規(guī)律。研究結果為UHMWPE 層合板進一步的動態(tài)層間性能及其理論模型研究提供試驗參考和數據支撐，對輕質高性能防護結構設計具有重要的指導意義。

1 實驗設置

1.1 DCB 試件設計

基于ASTM D5528-13 標準[15]，本文設計的UHMWPE 層合板DCB 試件在預試驗中發(fā)生明顯的二次分層現象，即在預裂的中間層之外出現另一分層，這可能與測試過程中發(fā)生的互反曲效應有關[22-23]：由于寬度較大的梁在縱向和橫向具有不同的泊松比，其在彎曲載荷作用下會呈現馬鞍狀的彎曲，如圖1 所示。由于減小試件的寬度能夠削弱其互反曲效應，從而有效抑制二次分層現象的發(fā)生，故本文最終采用的DCB 試件具有ASTM 標準中建議的最小寬度(20 mm)，以確保足夠數量的纖維與基體形成聯(lián)結，從而實現層間斷裂韌性的有效測量。

圖1 彎曲載荷作用下板的互反彎曲變形[22]Fig.1 Anticlastic bending deformation of plates under bending load[22]

此外，由于UHMWPE 復合材料的纖維體積含量較高，UHMWPE 層合板沿厚度方向的抗彎剛度較弱且具有較強的塑性，厚度較小的DCB 試件在實驗過程中會出現大變形甚至試件臂發(fā)生斷裂。這種現象在界面極強的DCB 試件中較常見。例如，采用微細桿(Z-pin)技術增強層間強度的復合材料DCB 試件[24]，容易出現試件臂斷裂等非標準破壞模式。有鑒于此，有研究者在復合材料DCB 試件上下表面粘接金屬片，以提高其抗彎剛度，從而避免大變形及試件臂斷裂，然而該方法通常會由于金屬片與DCB 試件臂脫粘而失效，故需提出更直接的方法增強其抗彎剛度[25-26]。本文采用增加DCB 試件厚度的方法以增強其抗彎剛度，在ASTM 標準建議的5 mm 厚度基礎上，制備了10 mm 和20 mm 厚度的DCB 試件，研究獲取UHMWPE 復合材料層間斷裂韌性GIC的有效方法，考量試件厚度對GIC的影響規(guī)律。此外，本文對標準DCB 試件的另一重要改進是在其厚度方向增加了[±45]層，以便改進后的試件能夠承受因彎曲產生的剪切應力，進而有效避免試驗過程中試件因變形過大出現鉸折。

因此，本文選取DCB 試件的寬度b為20 mm，長度L為146 mm，預制裂紋a0為50 mm，鋪層設 置 分 別 為[[±45]12[0/90]8]s、[[±45]24[0/90]16]s和[[±45]48[0/90]32]s，厚度分別為5 mm、10 mm 和20 mm。此外，為研究中間分層界面纖維鋪層的影響，設置分層界面分別為0°/0°、0°/90° 及90°/90°纖維鋪層的3 種DCB 試件，如圖2 所示。

圖2 雙懸臂梁(DCB)試件的中間分層界面纖維鋪層：(a) 0°/0°；(b) 0°/90°；(c) 90°/90°Fig.2 Intermediate delamination interface fiber layup directions of double cantilever beam (DCB) specimen:(a) 0°/0°; (b) 0°/90°; (c) 90°/90°

1.2 試件制備

試件所采用的UHMWPE 預浸料由北京同益中新材料科技有限公司提供，商業(yè)等級為HA792。單層預浸料的厚度為0.25 mm，由兩層正交的0°和90°方向的UHMWPE 單向層組成，共4 層。UHMWPE 纖維的拉伸強度為3.8 GPa，纖維直徑為17 μm，體積分數為83%，以聚氨酯樹脂為基體。

本文基于UHMWPE 預浸料制備復合材料層合板，具體步驟如下：從UHMWPE 預浸料纖維布裁下尺寸為170 mm × 170 mm 的布片，按預定順序鋪層；在一端的中間層插入一片長度為80 mm，寬度略大于試件寬度，厚度為10 μm 的聚四氟乙烯(Teflon)薄膜，以制成預制裂紋；用透氣氈和高溫真空袋密封包裝，抽真空放入熱壓機(江蘇雙馬智能科技有限公司，AMS-100-1-PCD)，按照圖3 所示溫度-時間曲線及壓力-時間曲線(溫度132℃，壓力13.8 MPa，壓制60 min)壓制成UHMWPE 復合材料層合板，自然冷卻到室溫后取出；采用高速水切割加工，得到試驗所需的DCB 試件。

UHMWPE 層合板DCB 試件總長146 mm，寬20 mm，預制裂紋長66 mm。采用J272 膠膜(適用于金屬-塑料粘接的專用航空級熱塑性膠膜)，將試件在預制裂紋端與加載合頁粘接：由于UHMWPE的潤滑性極強，采用普通粘接劑的合頁在試驗過程中易發(fā)生脫落。

1.3 I 型層間斷裂試驗

如圖4 所示，標記DCB 試件的裂紋尖端位置(圖4(a))、粘貼加載合頁及刻度標尺條(圖4(b))，以便在測試過程中有效地追蹤裂紋長度。將3 種不同厚度的試件(5.2 mm、10.3 mm 和20.6 mm)分別標記為H5、H10、H20，如圖5 所示。由于UHMWPE 的潤滑性太強，通過粘貼加載合頁的H20 試件在試驗過程中容易出現脫粘，故采用如圖5(c)所示的U 形加載裝置對該試件施加足夠大的法向載荷，確保預制裂紋沿層間擴展。

圖4 (a) 帶層間預制裂紋的DCB 試件；(b) 粘貼刻度和加載合頁的DCB 試件Fig.4 (a) DCB specimen with interlaminar pre-crack; (b) DCB specimen with pasted scale and loaded hinge

圖5 厚度為5.2 mm (H5) (a)、10.3 mm (H10) (b)和20.6 mm (H20) (c)的DCB 試件Fig.5 DCB specimens with thickness of 5.2 mm (H5) (a), 10.3 mm (H10) (b) and 20.6 mm (H20) (c)

采用Instron 5943 材料試驗機，控制位移以1 mm/min 的加載速率進行加載，裂紋向外擴展約30 mm 時，停止實驗，卸載。實驗過程中，記錄載荷-加載點位移曲線，采用150 mm 微距鏡頭和三角架式單反相機拍攝試件的變形過程，如圖6 所示。

圖6 UHMWPE 復合材料I 型層間斷裂韌性試驗Fig.6 Mode I interlaminar fracture toughness test of UHMWPE composites

ASTM D5528-13 標準[15]推介3 種方法對GIC進行求解，即修正梁理論(Modified beam theory，MBT)方法：

柔度校正(Compliance calibration，CC)方法：

修正柔度校正(Modified compliance calibration，MCC)方法：

式中：P為試驗機施加的外載荷；δ 是試件加載點的位移；b是試件寬度；a是裂紋擴展長度(即從DCB 試件的加載點到分層前緣的距離)；C= δ/P是DCB 試件的柔度；h是DCB 試件的厚度；|?|是裂紋擴展長度修正系數，可通過柔度C與分層擴展長度a的曲線擬合得到，如圖7(a)所示；n為CC 方法所需的曲線擬合參數，計算公式為n=?x/?y，?x和 ?y的定義如圖7(b)所 示；A1為MCC 方法所需的曲線擬合參數，圖7(c)給出其定義。

圖7 ASTM D5528-13 標準[15]中3 種I 型層間斷裂韌性(GIC)計算方法的擬合參數：(a) 修正梁理論(MBT)；(b) 柔度校正(CC)；(c) 修正柔度校正(MCC)Fig.7 Fitting parameters of three mode I interlaminar fracture toughness (GIC) calculation methods in ASTM D5528-13[15]:(a) Modified beam theory (MBT); (b) Compliance correction (CC); (c) Modified compliance correction (MCC)

2 UHMWPE 復合材料層合板層間裂紋擴展過程

2.1 UHMWPE 復合材料層合板載荷-張開位移曲線

圖8 給出H5、H10 和H20 試件的載荷-加載點張開位移曲線。圖8(a)中的實線和點劃線分別代表H5 和H10 試件，加粗線為3 次重復試驗結果的平均值，圖8(b)為H20 試件的試驗結果，其中虛線代表試件中間分層界面纖維鋪層為0°/0°，點劃線代表0°/90°，實線代表90°/90°。

圖8 不同厚度DCB 試件的載荷-張開位移曲線Fig.8 Load-opening displacement curves of DCB specimens with different thicknesses

分析DCB 試件的變形過程和載荷-張開位移曲線(圖8)，發(fā)現層間裂紋從A 點開始擴展，最大載荷值明顯不對應于初始裂紋的擴展(B 點)：H5 試件在裂紋擴展了至少4 mm 后才達到最大載荷值；H10 試件在中間層裂紋擴展了約10 mm，且中間層的相鄰層出現明顯的裂紋后才達到最大載荷值；H20 試件則是在裂紋擴展了15～20 mm后達到最大載荷值，且伴隨著纖維橋聯(lián)、多裂紋及分層遷移等復雜的裂紋擴展模式，如圖9 所示。根據裂紋擴展過程和試件變形，可將載荷-張開位移曲線分為3 個階段：OA 段，載荷P隨張開位移δ 的增加而增加，裂紋尚未開始擴展，并隨著不同厚度試件的不同程度塑性變形，出現不同程度的抗彎剛度退化，導致載荷的增加呈現不同程度的非線性；AB 段，裂紋開始擴展，纖維橋聯(lián)區(qū)開始出現，H10 和H20 試件中出現多裂紋和分層遷移現象，導致載荷以低于OA 段的速率繼續(xù)增加，同時分層界面纖維橋聯(lián)區(qū)充分發(fā)展，直至達到最大載荷值；BC 段，裂紋繼續(xù)擴展，隨著不同厚度試件抗彎剛度退化程度的加深(DCB 試件懸臂進入塑性變形區(qū)域的增大)及層間界面擴展模式的變化，載荷隨張開位移的增加保持不變或出現下降的趨勢。此外，試驗過程中，本文所用UHMWPE 層合板的裂紋擴展是連續(xù)的，載荷-張開位移曲線相對光滑；與此相反，碳纖維、玻璃纖維等脆性基體復合材料呈現離散的裂紋擴展，導致其載荷-張開位移曲線呈鋸齒形。因此，針對脆性復合材料，往往需通過反復卸載后重新加載的方法避免脆性基體和纖維橋聯(lián)的影響，以獲取平滑的曲載荷-張開位移曲線[15,27]。就脆性復合材料而言，其DCB 試件的載荷達到最大值后，隨張開位移的增大迅速減?。河捎诖嘈詮秃喜牧螪CB試件的單臂可等效為彈性懸臂梁，隨著裂紋的擴展，臂長增加，只需較小的力便可得到足夠后續(xù)裂紋擴展的彎矩。與此明顯不同，本文所得的載荷-張開位移曲線在載荷達到最大值后存在明顯的平臺區(qū)，這主要歸因于UHMWPE 復合材料的強塑性行為及其較復雜的層間裂紋擴展模式。

圖9 中間界面為0°/0° (a)、0°/90° (b)和90°/90° (c)纖維鋪層方向的H20 試件裂紋擴展模式比較Fig.9 Comparison of crack growth modes of H20 specimens with intermediate interface fiber layup directions of 0°/0° (a), 0°/90° (b)and 90°/90° (c)

2.2 試件 厚度對UHMWPE 復合 材 料層合 板層間裂紋擴展的影響

值得注意的是，載荷-張開位移曲線在層間裂紋尚未開始擴展的OA 段便呈現非線性，在厚度較薄的H5 和H10 試件中尤為顯著，如圖8(a)所示，主因是聚氨酯基體、UHMWPE 纖維的強塑性及DCB 試件表層±45°鋪層引起的非線性特質[28]。目前，該現象在脆性基體復合材料中尚未發(fā)現[29-30]。

圖10 比較了不同厚度DCB 試件在層間裂紋擴展過程的變形。在裂紋尚未開始擴展的OA 段，隨著厚度的增加，試件的彎曲變形程度顯著變化，尤其是塑性變形減少，代表加載過程中彈性變形的線性段在OA 段的占比相應增加，可見：增加試件的厚度能夠有效提高其抗彎剛度，降低結構塑性對裂紋擴展的影響。此外，觀察試件的變形過程發(fā)現，H5 試件的裂紋擴展集中在中間層，未出現分層遷移和多裂紋等其他裂紋偏離行為，且無纖維橋聯(lián)現象，如圖10(a)所示；H10 試件在中間層界面出現明顯的纖維橋聯(lián)，如圖10(b)所示；H20 試件的不同分層界面鋪層導致其層間裂紋呈現復雜的擴展模式(圖9)，但未出現明顯的纖維橋聯(lián)。其中，H5 試件由于厚度較小，分層所需載荷較小，且試驗過程出現變形較大，裂紋尖端張開較大位移，使得橋聯(lián)的纖維隨裂紋擴展順利分開而未觀察到纖維橋聯(lián)現象；而H20 試件未觀察到明顯纖維橋聯(lián)的原因則在于其厚度較大，裂紋擴展需要較大載荷，出現裂紋遷移和多裂紋等復雜裂紋擴展模式。

圖10 試驗過程中DCB 試件的變形對比：(a) H5；(b) H10；(c) H20Fig.10 Deformation comparison of DCB specimens during the test:(a) H5; (b) H10; (c) H20

2.3 分 層界面鋪 層對UHMWPE 復合材 料層合板 層間裂紋擴展的影響

對比3 種纖維鋪層的H20 試件得到的載荷-張開位移曲線，發(fā)現0°/0°和0°/90°試件的峰值力相當，且隨著裂紋的擴展載荷未明顯下降，待試件完全張開后才迅速下降；90°/90° 試件的峰值力相對較小，隨裂紋的擴展呈現較明顯的下降趨勢。此外，比較3 種不同中間界面纖維鋪層H20 試件的裂紋擴展模式(圖9)可知，改變界面纖維鋪層方向會明顯改變層間裂紋的擴展路徑，這是導致載荷-張開位移曲線出現顯著差異的主因。

值得注意的是，中間界面纖維為0°/0°鋪層方向的H20 試件在裂紋擴展的起始位置便出現分層遷移(裂紋從預制裂紋的0°/0°界面遷移到正交鋪層預浸料中更易分層的相鄰0°/90°界面)，其主要原因為：UHMWPE 復合材料的樹脂含量極低，導致0°/0°界面的纖維出現嚴重的纖維橋聯(lián)及UHMWPE 層合板較弱的層間性能。對于中間界面纖維的鋪層方向為0°/90°或90°/90°的H20 試 件，層間裂紋能按照預期的路徑擴展，即沿著預制裂紋的0°/90°或90°/90°界面擴展。其中，0°/90°鋪層的試件由于預制裂紋界面與相鄰界面均為正交鋪層，裂紋擴展過程中會出現多裂紋行為，即在相鄰層間出現多條裂紋同時擴展的現象。鋪層方向為90°/90° 的試件中間分層界面未出現明顯的纖維橋聯(lián)和裂紋遷移，可得到較理想的中間界面裂紋擴展模式。

3 UHMWPE 復合材料層合板層間斷裂韌性

3.1 R 曲線

R 曲線(Resistance curve)是一種用于直觀分析DCB 裂紋擴展阻力的方法。本文基于修正梁理論(MBT)計算UHMWPE 層合板的I 型層間斷裂韌性GIC，由此得到的R 曲線如圖11 所示。

圖11 不同厚度DCB 試件的R 曲線Fig.11 R curves of DCB specimens with different thicknesses

3 種不同厚度UHMWPE 層合板的R 曲線有很大差異。H5 和H10 試件的GIC平均初始值分別為0.075 N/mm 和0.144 N/mm，且隨分層擴展長度的增加，這兩種厚度試件的能量耗散率繼續(xù)增大，彼此之間始終存在0.1 N/mm 的差距。H20 試件的GIC平均值約為0.06 N/mm，低于H5 和H10 試件的平均值，其中分層界面90°/90° 纖維鋪層試件的能量耗散率會逐漸趨于穩(wěn)定。

通過觀察試件變形情況可知(圖10)，H5 和H10 兩種試件的GIC平均值差異較大，這是由于后者相較于前者在中間層的界面出現明顯的纖維橋聯(lián)。就H20 試件而言，類似于其載荷-張開位移曲線，該厚度試件的中間分層界面纖維鋪層方向對測定的GIC值影響較小。如圖9 所示，H20 試件的層間裂紋會遷移到相鄰的0°/90°界面，或主要出現在試件中間的0°/90°和90°/90°界面，僅寬度方向的纖維出現橋聯(lián)，且不影響裂紋的進一步擴展。相較于較薄的H5 和H10 試件，H20 試件的GIC值較低，主要原因在于：H5 試件在加載過程中出現大變形，進而發(fā)生大區(qū)域的塑性變形及抗彎剛度下降，導致層間裂紋擴展較緩慢，故GIC的初始值偏大且持續(xù)增大；H10 試件在加載過程中存在一定的塑性變形及分層界面大量的纖維橋聯(lián)，導致其層間斷裂韌性遠高于其他兩種厚度試件。

圖12 給出了試件中間界面分層破壞后SEM圖像，進一步比較了H10 試件0°/0°界面和H20 試件90°/90°界面的破壞形貌，可見0°/0°界面有大量纖維拔出后殘余的基體碎屑，而90°/90°界面僅有少量90°方向表層纖維片段拔出，表明H10 試件0°/0°界面的嚴重纖維橋聯(lián)會增大其層間斷裂韌性。

圖12 UHMWPE 復合材料層合板層間界面破壞后的SEM 圖像Fig.12 SEM images of the damaged interlaminar interface of UHMWPE composite laminates

就脆性基體纖維增強復合材料而言，隨著裂紋的擴展，纖維橋聯(lián)最終達到穩(wěn)定狀態(tài)，即分層前緣處在擴展過程中新產生的橋聯(lián)纖維與橋聯(lián)區(qū)域末端在分層擴展中發(fā)生徹底失效的橋聯(lián)纖維之間滿足動態(tài)平衡，R 曲線相應得到一個穩(wěn)定值。不同于常規(guī)脆性復合材料，UHMWPE 層合板H5試件測得的能量耗散率隨裂紋擴展連續(xù)增大，R曲線(H5 試件)并未隨裂紋的擴展趨于穩(wěn)定，結合前文分析，主要歸因于試件在加載過程中出現大變形，導致其塑性變形區(qū)不斷增大，其能量耗散率未能達到一個穩(wěn)定值。試件厚度的增加有效減少了塑性區(qū)的影響，導致測得的層間斷裂韌性出現明顯差異，而中間界面纖維鋪層方向引致的纖維橋聯(lián)也對GIC有一定的影響，故需綜合考慮試件厚度及分層界面纖維鋪層的方向，以獲取有效的GIC。因此，針對廣泛應用于防護結構設計的正交鋪層UHMWPE 層合板，在保證試件厚度以避免塑性區(qū)對試驗結果造成不可忽略影響的前提下，采用中間界面纖維鋪層方向為90°/90°的H20試件能夠測得有效的層間斷裂韌性。

3.2 GIC計算方法對比

進一步分析不同計算方法對GIC值的影響?；贏STM D5528-13 標準[15]中建議的修正梁理論(MBT)方法、柔度校正(CC)法和修正柔度校正(MCC)法3 種計算方法，圖13 給出UHMWPE 層合板不同類型DCB 試件的R 曲線，圖14 則給出采用MBT、CC 和MCC 方法測定的平均初始層間斷裂韌性。

圖13 不同類型DCB 試件的R 曲線：不同計算方法的對比Fig.13 R curves of DCB specimens with different types:Comparison of different calculation methods

圖14 不同類型DCB 試件的平均初始層間斷裂韌性：不同計算方法的對比Fig.14 Average initial interlaminar fracture toughness of DCB specimens with different types:Comparison of different calculation methods

采用MBT、CC 和MCC 方法測定的結果呈現極強的一致性：3 種計算方法得到的R 曲線基本重合，平均初始層間斷裂韌性之間的相對差異不超過7%。測得結果之間如此小的差異與ASTM D5528-13 標準對該3 種不同計算方法的描述相符。因此，本文采用MBT 方法對UHMWPE 復合材料層間斷裂韌性的分析是可靠的，排除了因數據處理不當等原因引入GIC誤差的可能性。然而，需要注意的是，此處所采用的ASTM D5528-13 標準中3 種計算方法均是基于材料是線彈性的假設。對于較薄UHMWPE 復合材料層合板DCB 試件(H10 和H20 試件)，其明顯的塑性行為不可避免地造成了材料模量和試件臂剛度的退化，進而使得GIC的計算結果偏大。本文通過適當增加試件厚度以避免試件的塑性大變形，獲得有效的層間斷裂韌性值。

4 結 論

針對超高分子量聚乙烯(UHMWPE)纖維增強復合材料的I 型層間斷裂力學行為，本文在預制層合板鋪層及幾何形狀上對傳統(tǒng)的雙懸臂梁(DCB)試件進行了改進，基于改進方案對不同類型層合板DCB 試件進行了試驗，系統(tǒng)分析了不同試件厚度及中間分層界面纖維鋪層方向對層間斷裂試驗的影響，主要結論如下：

(1) 在裂紋擴展發(fā)生前后，UHMWPE 層合板試件均出現非線性力學響應，且采用基于斷裂力學的層間斷裂韌性計算方法得到的R 曲線與常規(guī)脆性復合材料的R 曲線有明顯差異；

(2) 增加DCB 試件的厚度能有效減少塑性變形的影響；20 mm 試件的3 種不同分層界面纖維鋪層方向導致不同程度的纖維橋聯(lián)，對試驗過程、試驗結果也有一定影響；

(3) 采用中間界面纖維鋪層為90°/90°且厚度為20 mm 的DCB 試件，可有效地開展UHMWPE復合材料的I 型層間斷裂試驗；

(4) 基于改進的DCB 試件，采用修正梁理論、柔度校正法和修正柔度校正法得到的層間斷裂韌性高度一致，表明本文采用修正梁理論對UHMWPE復合材料層間斷裂韌性進行分析的可靠性。

本文結果為UHMWPE 復合材料的層間性能及其理論模型研究提供了試驗參考和數據支撐。對于UHMWPE 復合材料這類強塑性材料，需進一步開展實驗及理論研究，以更好地理解其非線性的來源，并提出更準確的計算方法獲取其層間斷裂韌性。此外，考慮到UHMWPE 復合材料在高速沖擊防護領域的應用，還需針對加載速率對其層間斷裂韌性的影響開展深入的研究。