朱露露，閻建華，顧海麟

（1.東華大學(xué)a.紡織面料技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.紡織學(xué)院；c.研究院，上海 201620；2.上海汽車集團(tuán)股份有限公司，上海 200041）

二維三軸編織鋪層復(fù)合材料開(kāi)孔前后彎曲性能

朱露露1a，1b，閻建華1c，顧海麟2

（1.東華大學(xué)a.紡織面料技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.紡織學(xué)院；c.研究院，上海 201620；2.上海汽車集團(tuán)股份有限公司，上海 200041）

采用普通機(jī)械方式對(duì)不同層數(shù)二維三軸編織鋪層復(fù)合材料進(jìn)行開(kāi)孔，并對(duì)開(kāi)孔前后材料的彎曲性能進(jìn)行研究.結(jié)果表明：當(dāng)孔直徑與試樣的寬度比為1∶3.88時(shí)，鋪層數(shù)為一、二、三的編織復(fù)合材料開(kāi)孔后最大彎曲載荷和彎曲強(qiáng)度較開(kāi)孔前分別下降了1／3左右；彎曲彈性模量分別下降了1／2左右.開(kāi)孔前后試樣的最大彎曲載荷和彎曲彈性模量都隨著鋪層數(shù)的增加而增加，但當(dāng)鋪層數(shù)達(dá)到一定層數(shù)后，對(duì)彎曲性能的改變量減小.材料彎曲破壞試驗(yàn)中表現(xiàn)的主要破壞模式為壓縮破壞.開(kāi)孔對(duì)周圍的影響主要為距孔邊緣1～2 mm范圍.

二維三軸編織鋪層復(fù)合材料；編織鋪層；開(kāi)孔結(jié)構(gòu)；彎曲試驗(yàn)

復(fù)合材料具有比強(qiáng)度與比剛度高、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等許多優(yōu)點(diǎn).二維和三維編織復(fù)合材料在航空、航天和民用方面得到一定的應(yīng)用［1］.在新能源汽車上采用復(fù)合材料替代傳統(tǒng)的鋼材，可以減輕汽車質(zhì)量20%～50%.近些年，國(guó)內(nèi)外對(duì)三維編織復(fù)合材料的力學(xué)性能進(jìn)行了一系列的研究.文獻(xiàn)［2］引入材料初始缺陷，預(yù)測(cè)了二維三軸編織復(fù)合材料的彈性性能，討論了編織角和纖維束彎曲對(duì)材料性能的影響.文獻(xiàn)［3-4］采用層合板理論、修正的“米”字模型理論和有限元模型等方法，預(yù)測(cè)二維三軸編織復(fù)合材料力學(xué)性能，并通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證.文獻(xiàn)［5］提出一種平行四邊形單胞，采用彈簧元離散建立了有限元模型預(yù)測(cè)材料彈性常數(shù).文獻(xiàn)［6］在“米”字形單胞模型的基礎(chǔ)上增加了4條平行編織方向的邊界線，建立了二維三軸編織復(fù)合材料的幾何模型，并以此建立了單胞實(shí)體模型和有限元模型，預(yù)測(cè)材料的彈性常數(shù).文獻(xiàn)［7］通過(guò)微元內(nèi)的受力狀況預(yù)測(cè)了機(jī)織布復(fù)合材料的破壞.文獻(xiàn)［8］通過(guò)基于單胞的有限元模型，預(yù)測(cè)二維三軸碳纖維編織復(fù)合材料的壓縮強(qiáng)度和峰后壓縮.文獻(xiàn)［9-10］通過(guò)有限元方法模擬了單層三軸編織復(fù)合材料的微元破壞.文獻(xiàn)［11］建立了二維編織復(fù)合材料的細(xì)觀單胞幾何模型，采用均勻化理論及有限元方法對(duì)材料彈性常數(shù)進(jìn)行了預(yù)測(cè)，得到與試驗(yàn)一致的結(jié)果，并詳細(xì)探討了編織參數(shù)對(duì)材料彈性常數(shù)的影響.文獻(xiàn)［12］基于均勻應(yīng)變假設(shè)和截面連續(xù)性條件，建立了一種分析三向編織復(fù)合材料彈性性能的理論預(yù)測(cè)方法.

在復(fù)合材料的實(shí)際應(yīng)用中，復(fù)合材料零部件需要與其他零部件連接，其中機(jī)械連接是連接方法中最普遍的一種，機(jī)械連接需要開(kāi)孔，而開(kāi)孔會(huì)直接影響復(fù)合材料零部件的性能.目前，關(guān)于二維三軸編織鋪層復(fù)合材料開(kāi)孔前后力學(xué)性能的對(duì)比研究較少.開(kāi)孔方式不同，對(duì)零件造成的損傷也不同，普通機(jī)械方式開(kāi)孔在實(shí)際應(yīng)用中簡(jiǎn)單、方便，為此，本文在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上探討不同層數(shù)二維三軸編織鋪層復(fù)合材料采用普通機(jī)械方式開(kāi)孔前后的彎曲性能，以及試樣在彎曲時(shí)的破壞機(jī)理，以期為二維三軸編織鋪層復(fù)合材料的設(shè)計(jì)提供依據(jù).

1 試 驗(yàn)

1.1 材料

試驗(yàn)材料：TORAYCA?T700S-12K型碳纖維，密度為1.80 g／cm3；常熟佳發(fā)有限公司的JC-02A型環(huán)氧樹(shù)脂和JC-02B型改性酸酐固化劑.

1.2 制作工藝

1.2.1 二維三軸編織工藝

二維三軸編織鋪層復(fù)合材料在三維編織機(jī)上編織完成，編織方法為1×1四步法.在三維編織機(jī)上織造不同編織角和不同纖維體積分?jǐn)?shù)的樣品.

1.2.2 復(fù)合材料固化工藝

采用真空輔助樹(shù)脂傳遞模塑（vacuum assisted resin transfer molding，VARTM）工藝制備復(fù)合材料.首先將JC-02A型環(huán)氧樹(shù)脂與JC-02B型改性酸酐按質(zhì)量比為100∶85進(jìn)行混合，在一定的壓強(qiáng)條件下將配制的樹(shù)脂吸入模具內(nèi)浸潤(rùn)預(yù)制件.最后，將復(fù)合材料放置在一定溫度下進(jìn)行完全固化.

1.3 彎曲性能測(cè)試

1.3.1 試樣制作

根據(jù)文獻(xiàn)［13］確定彎曲試驗(yàn)的跨厚比為16∶1.開(kāi)孔方式為普通鉆頭開(kāi)孔，孔的直徑為6.45 mm，其中鉆頭的直徑為6.3 mm.所測(cè)試件實(shí)際外形尺寸為測(cè)量工作段內(nèi)任意5點(diǎn)的寬度和厚度，取其算術(shù)平均值.復(fù)合材料試樣的具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示.每組試驗(yàn)測(cè)試3個(gè)試樣，取平均值.

表1 復(fù)合材料試樣的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure parameters of composites specimens

1.3.2 測(cè)試過(guò)程

彎曲性能試驗(yàn)在CMT 5204型電子多功能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，如圖1所示.其中，脈沖數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)獲取上千個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，每次試驗(yàn)的彎曲載荷、時(shí)間和彎曲位移都被記錄并儲(chǔ)存.本試驗(yàn)中，彎曲加載力方向?yàn)榇怪庇跇悠?，試?yàn)速度設(shè)定為2 mm／min.對(duì)于機(jī)械開(kāi)孔后的三維編織復(fù)合材料試件，彎曲性能試驗(yàn)中加載桿施加載荷時(shí)，加載點(diǎn)位于開(kāi)孔處的中心線處，如圖2所示.所有試驗(yàn)均在室溫下進(jìn)行.

圖1 三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)Fig.1 Three-point bending experiment

圖2 開(kāi)孔試件的加載簡(jiǎn)圖Fig.2 Load schematic on the open-hole specimen

根據(jù)力學(xué)分析，可得式（1）～（3）.

其中：σf為彎曲強(qiáng)度（MPa）；p為破壞載荷（N）；l為跨距（mm）；h為試樣厚度（mm）；b為試樣寬度（mm）；Ef為彎曲模量（GPa）；ΔP為載荷-撓度曲線上初始直線段的載荷增量（N）；ΔS為與載荷增量ΔP對(duì)應(yīng)的跨距中點(diǎn)處的撓度增量（mm）；ε為應(yīng)變（%）；S為試樣跨距中點(diǎn)處的撓度（mm）.

2 結(jié)果與討論

2.1 二維三軸編織鋪層復(fù)合材料機(jī)械開(kāi)孔破壞分析

開(kāi)孔后試樣的表面形態(tài)如圖3所示.由圖3（a）可以看出，在二維三軸編織鋪層復(fù)合材料試件上的鉆頭入口處，開(kāi)孔表面呈現(xiàn)較整齊的孔邊，沒(méi)有出現(xiàn)明顯的纖維劈裂現(xiàn)象，孔周圍未發(fā)現(xiàn)裂紋.二維三軸編織鋪層復(fù)合材料經(jīng)機(jī)械鉆頭開(kāi)孔后，鉆頭出口端孔周圍也沒(méi)有發(fā)生明顯的纖維劈裂現(xiàn)象，如圖3（b）所示.

圖3 孔的表面形態(tài)Fig.3 Surface of hole

材料開(kāi)孔處沿試樣長(zhǎng)度方向的剖面圖如圖4所示.由圖4可以看出，剖面表面較光滑平整，沒(méi)有產(chǎn)生明顯的裂紋或分層破壞，由此可以推斷機(jī)械開(kāi)孔對(duì)二維三軸編織鋪層復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的損傷較小.

圖4 開(kāi)孔后試樣的剖面圖Fig.4 Longitudinal section of the specimen after opening hole

2.2 彎曲性能測(cè)試分析

編織鋪層復(fù)合材料開(kāi)孔前后的彎曲性能測(cè)試結(jié)果如表2所示.由表2可以看出，隨著鋪層數(shù)的增加，試樣可承受的最大載荷即破壞載荷p隨之增大，但當(dāng)鋪層數(shù)達(dá)到一定的數(shù)量，可承受的最大彎曲載荷的增加量減少.開(kāi)孔后鋪層數(shù)為一、二、三的編織復(fù)合材料的最大彎曲載荷較開(kāi)孔前分別下降了31.14%，42.91%和36.85%，二層試樣下降幅度較大.這是因?yàn)樵趶澢囼?yàn)時(shí)，鋪層數(shù)為二層的試樣內(nèi)部由于剪切力的作用，兩編織片之間的樹(shù)脂發(fā)生開(kāi)裂.總體而言，當(dāng)孔的直徑為試樣寬度的1／3.88時(shí)，開(kāi)孔后的試樣可承受的最大載荷與未開(kāi)孔的試樣相比下降1／3左右.

表2 編織鋪層復(fù)合材料的彎曲性能Table 2 Bending property of laminated braided composite

另外，由表2還可看出，隨著鋪層數(shù)的增加，未開(kāi)孔試樣的彎曲彈性模量也隨之增大，這表明隨著鋪層數(shù)的增加，材料在彈性極限內(nèi)抵抗彎曲變形的能力也隨之增大.而開(kāi)孔后試樣的彈性模量先上升后下降.開(kāi)孔后鋪層數(shù)為一、二、三層的編織復(fù)合材料試樣的彈性模量較開(kāi)孔前分別下降了29.61%，43.54%，61.17%，由此可以得出，當(dāng)孔的直徑為試樣寬度的1／3.88時(shí)，開(kāi)孔后試樣的彎曲彈性模量與未開(kāi)孔的試樣相比下降1／2左右.

2.3 彎曲載荷-位移曲線分析

在孔的直徑與試樣的寬度比為1∶3.88時(shí)，二維三軸編織鋪層復(fù)合材料開(kāi)孔前后的彎曲載荷-位移圖如圖5所示.由圖5可以看出，材料的彎曲載荷-位移圖可大致分為線性和非線性兩個(gè)區(qū)域.在線性區(qū)域，鋪層數(shù)為一層的材料開(kāi)孔前后差異較大，鋪層數(shù)為二和三層的試樣開(kāi)孔前后的變化曲線類似.在非線性區(qū)域，試樣的彎曲載荷-位移曲線均有很大的差異，這說(shuō)明鋪層數(shù)為二和三層的試樣具有相似的彈性變形和不同的彎曲破壞過(guò)程，因?yàn)椴牧隙际菍盈B結(jié)構(gòu)差異性很小，它們的彈性變形是相似的，但鋪層數(shù)的不同導(dǎo)致其厚度有差異，使得它們的彎曲破壞過(guò)程出現(xiàn)差別.而一層編織復(fù)合材料與二層、三層編織復(fù)合材料在線性區(qū)和非線性區(qū)都有很大差異，這是因?yàn)槎雍腿龑泳幙棌?fù)合材料為層疊結(jié)構(gòu)，其表面凹凸不平，層疊后凹凸表面咬合，使得一方面層間抱合緊密、不易分層，另一方面纖維體積分?jǐn)?shù)增加，這些都會(huì)使得編織鋪層復(fù)合材料的彎曲模量與強(qiáng)度提高，因而彎曲破壞過(guò)程產(chǎn)生差異.

圖5 試樣的彎曲載荷-位移圖Fig.5 Bending load-displacement curve of the specimens

由圖5還可以看出，在達(dá)到最大載荷后，試樣1的載荷下降較平緩，這是因?yàn)樵趶澢囼?yàn)中它的損傷是漸近的.試樣2和3的載荷分別在不同的彎曲變形下出現(xiàn)明顯的載荷下降，在達(dá)到最大載荷時(shí)，材料的上下表面均發(fā)生破壞，這表明在未開(kāi)孔鋪層材料的整體性發(fā)生破壞時(shí)，兩者的力學(xué)性能發(fā)生較大的變化.試樣1-O，2-O和3-O的載荷下降均較平緩，原因可能是在開(kāi)孔時(shí)材料的整體性受到了破壞，所以在彎曲破壞過(guò)程中不會(huì)像未開(kāi)孔材料那樣出現(xiàn)明顯的載荷下降.

2.4 表面和截面形態(tài)分析

試樣3彎曲破壞后受壓面的表面情況如圖6所示.由圖6可以看出，左邊的試樣開(kāi)孔，而右邊的試樣不開(kāi)孔，且這兩種試樣的彎曲破壞僅發(fā)生在加載頭附近區(qū)域，受壓面發(fā)生起皺，在起皺區(qū)域附近有較多的樹(shù)脂裂紋，且僅存在于加載點(diǎn)處纖維束之間的樹(shù)脂區(qū).在試驗(yàn)過(guò)程中可以觀察到，壓縮面的部分纖維束隨著樹(shù)脂的起皺而斷裂，拉伸面為表面樹(shù)脂先被拉斷，然后發(fā)生纖維束的斷裂.

圖6 試樣彎曲破壞后的表面圖Fig.6 The specimen surface after bending test

試樣彎曲破壞后沿圖6所示中心線切開(kāi)的縱向截面如圖7所示.由圖7（a）和7（b）可以看出，在加載區(qū)附近樹(shù)脂破壞較嚴(yán)重，在加載處纖維的斷裂較嚴(yán)重，且試樣1-O纖維的斷裂比試樣1嚴(yán)重，這是由于試樣1-O的彎曲位移較大所致.由圖7（c）和7（d）可以看出，加載區(qū)附近裂紋不僅存在于加載點(diǎn)處纖維束之間的樹(shù)脂區(qū)，而且試樣2的兩相鄰編織片之間也有裂縫.這是因?yàn)樵趶澢鷷r(shí)，樣品厚度方向中心層面所受到的剪應(yīng)力最大，在二層鋪層編織復(fù)合材料中，其中心層面正是兩層之間的樹(shù)脂，而樹(shù)脂的強(qiáng)度不足以抵抗彎曲過(guò)程中產(chǎn)生的剪應(yīng)力，所以兩編織層片間的樹(shù)脂發(fā)生開(kāi)裂，且裂紋沿縱向擴(kuò)展.由圖7（e）和7（f）可以看出，受壓面的破壞較嚴(yán)重，但是沒(méi)有發(fā)生兩相鄰編織層之間的開(kāi)裂，這是因?yàn)槿龑訌?fù)合時(shí)，樣品厚度方向中心面位于第二層中，而不是在編織片間的樹(shù)脂中.在施加彎曲載荷時(shí)，所有試樣的主要破壞模式均表現(xiàn)為壓縮破壞，且初始破壞為壓縮面的樹(shù)脂起皺.

圖7 試樣的縱向截面圖Fig.7 Longitudinal section of the specimens

開(kāi)孔試樣加載處直接受力區(qū)域如圖8所示.由圖8可以看出，開(kāi)孔后由于孔的位置沒(méi)有纖維，所以加載處直接施加到試樣的彎曲載荷由孔兩邊的A區(qū)域承擔(dān).將試樣1-O，2-O，3-O在距離孔邊緣分別為1，2，3 mm處平行于中心線截開(kāi)，得其縱向截面圖如圖9所示.

圖8 加載處開(kāi)孔試樣的直接受力區(qū)域Fig.8 The force area of opening hole type

圖9 距孔邊緣不同距離處試樣的縱向截面圖Fig.9 Longitudinal section of the specimens with different distance away from the hole edge

由圖9可以看出，在施加彎曲載荷時(shí)，所有編織鋪層復(fù)合材料在開(kāi)孔附近處縱向截面的破壞程度最大.由圖9（a）可以看出，試樣1-O孔附近縱向截面的纖維斷裂嚴(yán)重，隨著與孔邊緣的距離增大，縱向截面中纖維的斷裂有所下降.由圖9（b）可以看出，試樣2-O相鄰兩編織片間有裂縫，且受壓面的纖維斷裂，但隨著縱向截面與孔邊緣的距離增大，裂縫消失，由此可見(jiàn)，鋪層數(shù)為二層的編織鋪層復(fù)合材料在彎曲破壞時(shí)雖然出現(xiàn)分層現(xiàn)象，但不是每個(gè)縱向截面都會(huì)分層，只出現(xiàn)部分區(qū)域分層.由圖9（c）可以看到，試樣3-O在距離孔邊緣1 mm處有很明顯的層間裂縫，在距離孔邊緣2 mm處裂縫隱約可見(jiàn)，在距離孔邊緣3 mm處裂縫消失，這是由于在機(jī)械開(kāi)孔過(guò)程中孔附近的層間受到損傷，且施加彎曲載荷時(shí)孔邊會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中和剪切力的作用.由圖9（c）可以看出，距離孔邊緣1 mm處縱向截面中兩相鄰編織片之間有裂縫，但在圖7試樣3的截面并沒(méi)有發(fā)現(xiàn)兩相鄰編織片之間的裂縫，由此可見(jiàn)，開(kāi)孔過(guò)程對(duì)孔周圍造成損傷，孔附近材料整體性遭到破壞，使得彎曲試驗(yàn)中相鄰兩編織片層疊時(shí)凹凸表面產(chǎn)生的機(jī)械鎖結(jié)，以及兩層片間樹(shù)脂的強(qiáng)度，不足以克服兩編織片間的剪切應(yīng)力和孔周圍產(chǎn)生的應(yīng)力集中.由圖9還可以看出，在開(kāi)孔試樣中，孔周圍的破壞集中距離孔邊緣1～2 mm范圍內(nèi).

3 結(jié) 語(yǔ)

本文采用普通機(jī)械方式開(kāi)孔，當(dāng)孔的直徑與試樣的寬度比為1∶3.88時(shí)，二維三軸編織鋪層復(fù)合材料開(kāi)孔前后的彎曲性能具有以下幾點(diǎn)特征：

（1）開(kāi)孔前后的二維三軸編織復(fù)合材料的彎曲性能對(duì)比.鋪層數(shù)為一、二、三的編織復(fù)合材料開(kāi)孔后的最大彎曲載荷較開(kāi)孔前分別下降了31.14%，42.91%，36.85%；彎曲強(qiáng)度分別下降了30.64%，42.91%，28.53%；彈性模量分別下降了29.61%，43.54%，61.17%.

（2）二維三軸編織復(fù)合材料可承受的最大載荷和彈性模量都隨著鋪層數(shù)的增加而增大，但當(dāng)鋪層數(shù)達(dá)到一定數(shù)量之后，對(duì)彎曲性能的改變量減小.

（3）在彎曲試驗(yàn)中，試樣受壓面發(fā)生起皺，起皺區(qū)域附近有較多的樹(shù)脂裂紋，受壓面的纖維束斷裂較嚴(yán)重，并且在鋪層數(shù)為二層的編織復(fù)合材料中，由于受到剪切力的作用，兩相鄰編織片之間有裂紋產(chǎn)生與擴(kuò)展.

（4）在施加彎曲載荷時(shí)，材料的主要破壞模式為壓縮破壞，其初始破壞為壓縮面的樹(shù)脂起皺.

（5）在本文試驗(yàn)中，開(kāi)孔對(duì)復(fù)合材料周圍的影響范圍為距孔邊緣1～2 mm.

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Bending Properties of 2-D Triaxial Braded Laminated Composites with and without Open-Holes

ZHULu-lu1a，1b，YANJian-hua1c，GUHai-lin2

（a.Key Laboratory of Textile Science ＆Technology，Ministry of Education；b.College of Textiles；c.Research Institute，1.Donghua University，Shanghai 201620，China；2.SAIC Motor Corporation Limited，Shanghai 200041，China）

The bending properties of 2-D triaxial braid laminated composites with different layers，with and without open-holes，were investigated.The holes were opened by ordinary mechanical machinery.The results show that while the ratio of hole diameter to specimen width is 1∶3.88，the maximum bending load and bending strength of 2-D triaxial braid laminated composites drop by a third and their bending elastic modulus drop by a half，while compared with 2-D triaxial braid laminated composites without open-holes.No matter with or without holes，the maximum bending load and bending elastic modulus increase with the increasing of layers，but when the layers reach a certain number，the change in the bending performance drops.When bending load is applied，the main failure mode is compression failure.The influence area of open-holes is within 1-2 mm from the edge of hole.

2-D triaxial braid laminated composites； braid laminates； open-hole structure；bending experiment

V 258＋.3

A

2014-06-11

上海市科技成果轉(zhuǎn)化和產(chǎn)業(yè)化資助項(xiàng)目（12521102400）；上海市教委上海高校知識(shí)服務(wù)平臺(tái)資助項(xiàng)目（ZF1215）

朱露露（1989—），女，江蘇東臺(tái)人，碩士研究生，研究方向?yàn)榫幙棌?fù)合材料.E-mail：2120140＠m(xù)ail.dhu.edu.cn

閻建華（聯(lián)系人），男，研究員，E-mail：jh＿yan＠dhu.edu.cn

1671-0444（2015）05-0589-07