孫 穎，張鶴江，郝 露，陳 利

（1.天津工業(yè)大學(xué)先進(jìn)紡織復(fù)合材料省部共建重點實驗室，天津 300387；2.天津工業(yè)大學(xué)復(fù)合材料研究所，天津300387）

碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料的動態(tài)壓縮性能

孫 穎1，2，張鶴江1，2，郝 露1，2，陳 利1，2

（1.天津工業(yè)大學(xué)先進(jìn)紡織復(fù)合材料省部共建重點實驗室，天津 300387；2.天津工業(yè)大學(xué)復(fù)合材料研究所，天津300387）

利用置換法三維織物非織造技術(shù)結(jié)合樹脂傳遞模塑（RTM）工藝，制備了碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料和三維正交復(fù)合材料.采用島津萬能材料試驗機和分離式霍普金森壓桿（SHPB）測試系統(tǒng)，對復(fù)合材料進(jìn)行了面內(nèi)和厚度方向的準(zhǔn)靜態(tài)及動態(tài)壓縮性能試驗，研究了碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料不同應(yīng)變率下的壓縮應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系以及破壞模式.對比分析結(jié)果表明：無論面內(nèi)還是厚度方向，碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料的壓縮性能都是應(yīng)變率敏感的，并且其破壞應(yīng)力和應(yīng)變的應(yīng)變率敏感程度大于三維正交復(fù)合材料；在面內(nèi)和厚度方向準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷作用下，面內(nèi)±45°紗線有效地抑制了面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料剪切帶的形成和擴(kuò)展，使得脆性破壞形貌更加均勻；隨著應(yīng)變率增加，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料面內(nèi)方向以剪切破壞為主，斷口比三維正交復(fù)合材料粗糙，厚度方向二者破壞模式相同.

碳/環(huán)氧復(fù)合材料；面內(nèi)準(zhǔn)各向；三維正交；應(yīng)變率效應(yīng)；動態(tài)壓縮

三維正交復(fù)合材料克服了層合復(fù)合材料易分層的缺點，具有更高的損傷容限，在航空航天、國防以及民用領(lǐng)域得到越來越廣泛的重視[1-4].三維正交復(fù)合材料具有明顯的各向異性，抵抗剪切變形的能力較差，工程應(yīng)用時具有一定的局限性[5].在三維正交織物面內(nèi)±45°方向引入紗線，形成面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物，即由45°、90°、0°和-45°紗層交替疊合，再由z向紗將多層紗線捆綁形成的整體織物，其增強復(fù)合材料簡稱面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料.與準(zhǔn)各向同性層合板相比，貫穿厚度方向的z向紗增強了材料的層間性能；與三維正交復(fù)合材料相比，面內(nèi)±45°紗線使得材料面內(nèi)性能更趨近于各向同性.因此，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料抗剪切和扭轉(zhuǎn)性能良好，在航空航天領(lǐng)域有著更好的應(yīng)用前景.復(fù)合材料在服役過程中不可避免地要承受沖擊等動態(tài)載荷作用，研究不同應(yīng)變率下復(fù)合材料的力學(xué)性能有著重要的應(yīng)用價值[6-7].Kara等[8]研究了玻璃/聚酯準(zhǔn)各向同性層合板準(zhǔn)靜態(tài)以及高應(yīng)變率下的壓縮行為，結(jié)果表明材料面內(nèi)和厚度方向壓縮破壞應(yīng)力及模量對應(yīng)變率敏感，且面內(nèi)的敏感程度比厚度方向高.Pankow等[9-10]研究了玻璃/環(huán)氧三維正交復(fù)合材料面內(nèi)和厚度方向的動態(tài)壓縮性能，發(fā)現(xiàn)材料面內(nèi)應(yīng)變率敏感程度高于厚度方向.沈玲燕等[11]研究了玻璃/環(huán)氧三維正交復(fù)合材料面內(nèi)和厚度方向的動態(tài)和靜態(tài)壓縮力學(xué)性能，結(jié)果表明，動、靜態(tài)壓縮載荷作用下材料表現(xiàn)出明顯的各向異性、非線性和應(yīng)變率敏感性.以上研究工作都為面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物復(fù)合材料動態(tài)力學(xué)性能的研究提供了參考.本文采用置換法三維織物非織造技術(shù)結(jié)合樹脂傳遞模塑（resin transfer molding，RTM）工藝制備碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料和三維正交復(fù)合材料.采用島津萬能材料試驗機和分離式霍普金森壓桿（SHPB）測試系統(tǒng)進(jìn)行面內(nèi)y方向和厚度方向的準(zhǔn)靜態(tài)及動態(tài)壓縮試驗，并進(jìn)行對比分析.

1 實驗部分

1.1 原料與設(shè)備

所用原料包括：碳纖維，規(guī)格為T700-12K，密度為1.76 g/cm3，日本東麗公司產(chǎn)品；TDE86環(huán)氧樹脂，天津晶東化學(xué)有限公司產(chǎn)品；固化劑甲基四氫苯酐，江蘇常熟佳發(fā)化學(xué)有限公司產(chǎn)品.

所用設(shè)備包括：AG-250KNE型萬能材料試驗機，日本島津公司制造；分離式霍普金森壓桿（SHPB）測試系統(tǒng)，壓桿直徑為37 mm，中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)制造.

1.2 試樣制備

Yasui等[12]專利提出的置換法是一種三維正交織物的非織造成型方法，本文基于置換法，設(shè)計面內(nèi)±45°紗線的引入方式，織造碳纖維面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物和三維正交織物.其中，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物結(jié)構(gòu)如圖1所示.置換法主要是在底板上按設(shè)計的間距排布直徑約1 mm的空心管陣列，如圖2所示.沿x方向在空心管陣列間引入紗線，形成第1層紗線（0°紗）層；然后，沿y方向引入紗線，形成與第1層紗線垂直的第2層紗線（90°紗）層；以上動作交錯反復(fù)進(jìn)行，達(dá)到織物厚度要求后，用一組z向紗沿y方向置換空心管，對上下表面形成捆綁得到三維正交織物.本文通過設(shè)計面內(nèi)紗線的引入方式，面內(nèi)引入±45°紗線，制備面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物.

圖1 面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure of quasi-isotropic in-plane 3D fabric

圖2 空心管排列示意圖Fig.2 Array of thin tubes

選用應(yīng)變率不敏感的碳纖維作為復(fù)合材料的增強體[13-14]，纖維體積分?jǐn)?shù)按50%設(shè)計.面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物面內(nèi)紗線層按-45°/90°/0°/45°順序循環(huán)引入，5組共20層；三維正交織物面內(nèi)紗線層按0°/90°順序循環(huán)引入.2種三維織物如圖3所示.

圖3 碳纖維面內(nèi)準(zhǔn)各向三維織物與三維正交織物Fig.3 Photo of quasi-isotropic in-plane 3D fabric and 3D orthogonal fabric with carbon fiber

利用樹脂傳遞模塑（RTM）工藝制備復(fù)合材料板，如圖4所示，復(fù)合材料板的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示.準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實驗試樣為10 mm×10 mm×10 mm的立方體，動態(tài)壓縮測試并無相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，結(jié)合設(shè)備和模具等相關(guān)條件，實驗試樣確定為20 mm×20 mm×10 mm的長方體.

圖4 碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料Fig.4 Carbon/epoxy quasi-isotropic in-plane 3D composites

表1 復(fù)合材料板結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structure parameters of composites plates

1.3 動態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實驗

利用島津萬能材料試驗機進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實驗，利用分離式霍普金森壓桿（SHPB）測試系統(tǒng)進(jìn)行動態(tài)壓縮實驗，示意圖如圖5所示.分離式霍普金森壓桿（SHPB）測試系統(tǒng)的入射桿和透射桿的直徑為37 mm，長度為2 m，子彈長度為0.8 m，被測試樣置于輸入桿與輸出桿之間，通過控制氣壓實現(xiàn)不同應(yīng)變率加載.

圖5 分離式霍普金森壓桿測試系統(tǒng)示意圖Fig.5 Schematic of split Hopkinson pressure bar system

SHPB實驗原理基于細(xì)長桿中彈性應(yīng)力波理論，建立在一維應(yīng)力假定和應(yīng)力均勻的假定基礎(chǔ)上.導(dǎo)出應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變率之間的方程如下[15]：

式中：σs為試樣的應(yīng)力；εs為試樣的應(yīng)變；ε˙s為試樣的應(yīng)變率；εr為壓桿的反射應(yīng)變；εi為壓桿的透射應(yīng)變；A為壓桿的橫截面積；As為試樣的初始橫截面積；E為壓桿的初始模量；ls為試件初始長度；c為在壓桿中的傳播速度.加載方向如圖6所示，其中準(zhǔn)靜態(tài)加載速率為2 mm/min，設(shè)計3種應(yīng)變率測試動態(tài)壓縮性能.所有實驗重復(fù)進(jìn)行5次.

圖6 加載示意圖Fig.6 Schematic of loading directions

2 結(jié)果與分析

2.1 面內(nèi)方向

在準(zhǔn)靜態(tài)和350、450、600 s-13種應(yīng)變率壓縮載荷作用下，面內(nèi)y方向上2種材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖7所示，準(zhǔn)靜態(tài)及動態(tài)壓縮性能如表2所示.

圖7 面內(nèi)壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.7 Compression stress-strain curves as loaded in-plane

結(jié)合圖7和表2可以看出，準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷作用下，2種復(fù)合材料面內(nèi)y方向的最大應(yīng)力幾乎相同，碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料破壞應(yīng)變比三維正交復(fù)合材料高50%，壓縮模量低23%，說明±45°紗對應(yīng)變和模量產(chǎn)生了較大影響.分析原因，可能是承受壓縮載荷時，面內(nèi)的±45°紗承受到的力非垂直作用，產(chǎn)生的變形較大.隨著應(yīng)變率的提高，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料和三維正交復(fù)合材料的最大應(yīng)力和壓縮模量增大，破壞應(yīng)變減小，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng).面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料應(yīng)變的變化幅度大于三維正交復(fù)合材料.對比發(fā)現(xiàn)，在應(yīng)變率600 s-1條件下，二者的最大應(yīng)力及破壞應(yīng)變、壓縮模量非常接近.這表明隨著應(yīng)變率的提高，能夠減弱甚至消除面內(nèi)±45°紗對材料面內(nèi)壓縮性能的影響.

表2 2種材料面內(nèi)方向準(zhǔn)靜態(tài)及動態(tài)壓縮性能Tab.2 Quasi-static and dynamic compression properties of two composites loaded in-plane

碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料和三維正交復(fù)合材料面內(nèi)y方向不同應(yīng)變率壓縮載荷作用下的破壞形貌如圖8所示.

圖8 面內(nèi)壓縮破壞模式Fig.8 Failure modes as loaded in-plane

由圖8可以看出，準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷作用下，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料沿受載荷方向尺寸不斷變小，厚度方向堆積膨脹，由于樹脂開裂和纖維斷裂導(dǎo)致材料失效，由于面內(nèi)±45°紗的存在，載荷傳遞更加分散，破壞比較均勻；而三維正交復(fù)合材料則呈現(xiàn)出明顯的剪切破壞，斷口從承壓上表面邊緣沿對角線延伸到下表面，這主要是由于材料受壓縮載荷發(fā)生失穩(wěn)，纖維與樹脂沿應(yīng)力集中區(qū)產(chǎn)生斷裂造成的，表明面內(nèi)±45°紗的引入，提高了復(fù)合材料抗剪切破壞的能力.

隨著壓縮應(yīng)變率的提高，三維正交復(fù)合材料與準(zhǔn)靜態(tài)相比并沒有發(fā)生明顯轉(zhuǎn)變，呈剪切破壞，纖維受到動態(tài)載荷沖擊直接發(fā)生剪切斷裂，斷口相對整齊.而面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料表現(xiàn)出剪切斷裂破壞，這與其準(zhǔn)靜態(tài)的破壞模式不同，纖維多呈扭折斷裂，斷口粗糙不勻，破壞程度比同應(yīng)變率下的三維正交復(fù)合材料嚴(yán)重.一方面，高應(yīng)變率下，載荷加載速度很快，面內(nèi)±45°紗沒有足夠的時間將載荷分散，材料的破壞模式與準(zhǔn)靜態(tài)下的均勻破壞截然不同；另外，由于面內(nèi)±45°紗承受的載荷為45°方向，紗線性能沒有完全發(fā)揮，容易發(fā)生扭折斷裂，導(dǎo)致斷口更加粗糙，破壞程度更嚴(yán)重.

2.2 厚度方向

準(zhǔn)靜態(tài)和400、600、800 s-13種應(yīng)變率壓縮載荷作用下，厚度方向上2種材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖9所示，準(zhǔn)靜態(tài)及動態(tài)壓縮性能如表3所示.

圖9 厚度方向壓縮應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.9 Compression stress-strain curves as loaded through-thickness

表3 2種材料厚度方向準(zhǔn)靜態(tài)及動態(tài)壓縮性能Tab.3 Quasi-static and dynamic compression properties of two composites loaded through-thickness

由表3可以看出，準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷作用下，碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料厚度方向最大壓縮應(yīng)力比三維正交復(fù)合材料降低了20%，壓縮模量降低了約37%，可能與其體積分?jǐn)?shù)較低有關(guān)，而破壞應(yīng)變相差不大.隨著應(yīng)變率的提高，2種材料的最大應(yīng)力和壓縮模量隨之增加，破壞應(yīng)變不斷減小，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率相關(guān)性.碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料的最大壓縮應(yīng)力增加幅度大于三維正交復(fù)合材料，應(yīng)變率為800 s-1時面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料最大壓縮應(yīng)力比準(zhǔn)靜態(tài)下提高了40%，而三維正交復(fù)合材料提高了9%.由此表明，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料厚度方向壓縮性能的應(yīng)變率敏感程度大于三維正交復(fù)合材料.

碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料和三維正交復(fù)合材料厚度方向不同應(yīng)變率下的壓縮破壞形貌如圖10所示.

圖10 厚度方向壓縮破壞模式Fig.10 Failure modes as loaded through-thickness

由圖10可以看出，準(zhǔn)靜態(tài)下，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料沿面內(nèi)方向發(fā)生多重劈裂，邊緣處面內(nèi)0°和90°紗線被擠出，面內(nèi)±45°紗線與0°、90°紗線一起對z向紗構(gòu)成擠壓，不易產(chǎn)生滑移和傾斜，穩(wěn)定性較好.而三維正交復(fù)合材料為剪切破壞，主要是由于壓縮作用下z向紗形成一條剪切帶，進(jìn)而斷裂導(dǎo)致材料最終失穩(wěn)破壞.當(dāng)應(yīng)變率為400 s-1時，2種復(fù)合材料都僅僅發(fā)生了輕微破壞，邊緣處樹脂被壓碎，少量紗線被擠壓.當(dāng)應(yīng)變率為600 s-1和800 s-1時，2種材料的主要破壞模式相近，即z向紗在沖擊作用下發(fā)生斷裂，導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)分為多個不規(guī)則小塊，其中包含了材料的剪切破壞和面內(nèi)紗線的擠出.因此，可以得出面內(nèi)±45°紗線對復(fù)合材料厚度方向上的動態(tài)壓縮破壞模式?jīng)]有顯著影響.

3 結(jié)論

（1）無論是面內(nèi)y方向還是厚度方向上，碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料的壓縮性能均是應(yīng)變率敏感的.隨著應(yīng)變率增加，材料的最大應(yīng)力和壓縮模量增加，而破壞應(yīng)變減小.由于加入面內(nèi)±45°紗層，面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料應(yīng)變率敏感程度大于三維正交復(fù)合材料.另外，隨著應(yīng)變率的提高，面內(nèi)±45°紗對材料面內(nèi)壓縮性能的影響逐漸被削弱.

（2）無論是面內(nèi)y方向還是厚度方向上，準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷作用下，與三維正交復(fù)合材料的剪切破壞不同，碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料±45°紗線抑制了剪切帶的形成和擴(kuò)展，脆性破壞形貌更均勻.

（3）3種不同應(yīng)變率動態(tài)壓縮載荷作用下，面內(nèi)y方向上，碳/環(huán)氧面內(nèi)準(zhǔn)各向三維復(fù)合材料以剪切破壞為主，纖維多呈扭折斷裂，比三維正交復(fù)合材料斷口粗糙.而厚度方向上二者破壞模式相同.

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Dynamic compression of carbon/epoxy quasi-isotropic in-plane 3D composites

SUN Ying1，2，ZHANG He-jiang1，2，HAO Lu1，2，CHEN Li1，2
（1.Key Laboratory of Advanced Textile Composites of Tianjin and Ministry of Education，Tianjin Polytechnic University，Tianjin 300387，China；2.Institute of Composite Materials，Tianjin Polytechnic University，Tianjin 300387，China）

Carbon/epoxy quasi-isotropic in-plane 3D composites and 3D orthogonal composites were made by non-woven manufacture technique for 3D fabric and resin transfer molding（RTM）process.The in-plane and throughthickness compression properties at different strain rates of carbon/epoxy quasi-isotropic in-plane 3D composites and 3D orthogonal composites were tested using SHIMADZU universal material testing machine and SHPB measurement system．The compression stress-strain relationships，failure modes under quasi-static and high strain rates were investigated.The results show that the compression performance of carbon/epoxy quasi-isotropic in-plane 3D composites is strain rate dependent in the directions of in-plane and through-thickness.The compression properties of the composites are more strain-rate sensitive than those of 3D orthogonal composites. Under quasi-static loading，the production and spread of shear bonds are restrained by±45°fibers in quasiisotropic in-plane 3D composites and the brittle failure mode is more uniform.With the increase of strain rate，the failure modes of the composites are shear in the in-plane direction and the fracture is more rough than 3D orthogonal composites，the failure modes of the two composites are the same in the through-thickness direction.

carbon/epoxy composites；quasi-isotropic in-plane；3D orthogonal；strain rate effect；dynamic compression

TB332

A

1671－024X（2015）02－0006－05

2014-12-31

國家自然科學(xué)基金青年基金資助項目（11102133）

孫 穎（1974—），女，教授，研究方向為紡織結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的制備與性能研究.E-mail：sunying@tjpu.edu.cn