阮芳濤，徐珍珍，候大寅，邢 劍，鮑力民

(1.安徽工程大學(xué)紡織服裝學(xué)院，安徽 蕪湖 241000；2. 日本信州大學(xué)纖維學(xué)部，日本 長(zhǎng)野 386-8567)

0 前言

先進(jìn)纖維增強(qiáng)樹(shù)脂復(fù)合材料是由高性能增強(qiáng)纖維和基體樹(shù)脂通過(guò)一定的工藝方法復(fù)合而成。具有質(zhì)輕、高強(qiáng)、良好的可設(shè)計(jì)性、耐腐蝕、抗振動(dòng)等優(yōu)點(diǎn)，易于制造一次整體成型的復(fù)雜零件。作為結(jié)構(gòu)材料已在航空航天、船舶機(jī)械、建筑醫(yī)療等領(lǐng)域得到深入研究和廣泛應(yīng)用[1-4]。由于連續(xù)纖維在復(fù)合材料中是處于取向排列結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致其力學(xué)性能具有各向異性的特點(diǎn)。在單向纖維增強(qiáng)復(fù)合材料中，沿著纖維方向，材料充分利用了纖維的高強(qiáng)度高模量的特性，使得復(fù)合材料在纖維排列方向上的拉伸強(qiáng)度和拉伸模量很高，但在纖維軸向壓縮方向上，受到纖維屈曲失穩(wěn)等破壞機(jī)理的影響，其抗壓縮破壞性能較差[5-7]。以CF增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料為例，其壓縮強(qiáng)度通常為拉伸強(qiáng)度的50 %～60 %[8-9]，凱夫拉49纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料的的壓縮強(qiáng)度僅為拉伸強(qiáng)度的15 %[10]。而且，當(dāng)復(fù)合材料在彎曲載荷作用下，材料的上表面承受壓縮應(yīng)力，下表面承受拉伸應(yīng)力，當(dāng)試樣所受彎曲載荷達(dá)到一定程度時(shí)，試樣的受壓面首先發(fā)生破壞，同時(shí)纖維也發(fā)生彎曲變形甚至斷裂[11]，因此，在復(fù)合材料承受彎曲載荷時(shí)，壓縮強(qiáng)度也成為了限制復(fù)合材料彎曲性能的重要因素。

目前，提高復(fù)合材料壓縮性能的方法主要有纖維表面改性、采用高模量樹(shù)脂基體和纖維混雜等方法[12-16]。這些方法對(duì)成本和品質(zhì)的影響較大，但提高的效果并不是很顯著，不能充分發(fā)揮復(fù)合材料的高減重效率的優(yōu)勢(shì)。近些年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)三維多向編織復(fù)合材料領(lǐng)域開(kāi)展了廣泛的研究[17-19]。三維編織能夠提高復(fù)合材料的壓縮性能，嚴(yán)實(shí)等[20]針對(duì)三維四向編織復(fù)合材料，研究了材料的抗壓力學(xué)性能和失效機(jī)制，發(fā)現(xiàn)編織角度對(duì)材料的壓縮破壞模式有較大的影響。Shivakumar等[21]研究了紗線結(jié)構(gòu)的變化對(duì)三維編織復(fù)合材料抗壓性能和失效機(jī)理的影響，發(fā)現(xiàn)軸向紗比偏軸紗的排布對(duì)壓縮強(qiáng)度的影響更大。三維編織中最主要的形式是三維四向編織結(jié)構(gòu)，在三維四向編織結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上引入軸向紗以增強(qiáng)軸向的力學(xué)性能則可以形成三維五向、六向、七向等編織結(jié)構(gòu)，針對(duì)不同的應(yīng)用條件和載荷狀況采用不同的編織結(jié)構(gòu)形式[22]。但是，三維多向編織復(fù)合材料壓縮性能的提高是以降低偏向紗在拉伸方向的性能為代價(jià)，在復(fù)合材料內(nèi)部剩余較多編織空隙，無(wú)軸紗占據(jù)，使復(fù)合材料中的有效纖維含有率降低，限制了三維編織材料力學(xué)性能的大幅度提高。在前期研究過(guò)程中，筆者基于單方向纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料的結(jié)構(gòu)特征和單軸壓縮的纖維屈曲破壞模式，采用超高相對(duì)分子質(zhì)量聚乙烯(PE-UHMW)纖維為增強(qiáng)纖維，PBO纖維為包覆纖維，采用操作簡(jiǎn)單的單向纏繞包覆方式實(shí)現(xiàn)，并利用真空輔助樹(shù)脂轉(zhuǎn)移成型(RTM)的方法制備出單向復(fù)合材料，并對(duì)其進(jìn)行軸向壓縮性能測(cè)試，結(jié)果表明，在不降低復(fù)合材料其他力學(xué)性能的前提下，利用包纏纖維束制備成纖維增強(qiáng)復(fù)合材料后，復(fù)合材料壓縮強(qiáng)度和壓縮模量均得以提高，同時(shí)通過(guò)改變包覆纖維的排列角度和包覆預(yù)張力可以調(diào)控復(fù)合材料的壓縮破壞損傷模式。

本文研究了包覆纖維PBO-CF對(duì)環(huán)氧樹(shù)脂彎曲性能和彎曲破壞模式的影響。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 主要原料

環(huán)氧樹(shù)脂，Dena-tile XNR 6815, 日本長(zhǎng)瀨化學(xué)株式會(huì)社；

環(huán)氧樹(shù)脂硬化劑，XNH 6815，日本長(zhǎng)瀨化學(xué)株式會(huì)社；

CF，T-300B，日本東麗公司；

PBO纖維，ZYLON(HM)，日本東洋紡公司。

1.2 主要設(shè)備及儀器

長(zhǎng)絲纖維包覆機(jī)器，自制；

真空輔助樹(shù)脂轉(zhuǎn)移成型系統(tǒng)，自制；

電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，AUTO GRAPH-20KND，日本島津制作所；

光學(xué)電子顯微鏡，KEYENCE VHX-6000，日本基恩士公司；

掃描電子顯微鏡(SEM)，日立 - 4800，日本日立公司。

1.3 樣品制備

包覆纖維束的制備：將CF束從繞有PBO長(zhǎng)絲的中空?qǐng)A柱按照5 m/min的速率通過(guò)，同時(shí)圓柱按照60 r/min的速率旋轉(zhuǎn)，可得到長(zhǎng)絲纏繞的纖維束；通過(guò)調(diào)節(jié)纖維束的通過(guò)速度，可以改變纖維束上長(zhǎng)絲的纏繞密度，改變中空?qǐng)A柱旋轉(zhuǎn)的摩擦力，可以控制長(zhǎng)絲纏繞的張力，具體的纏繞參數(shù)可見(jiàn)于文獻(xiàn)[23]3 128。本文提出了2種纏繞方式，一種為如圖1(a)所示的單向旋轉(zhuǎn)纏繞方式，PBO只按照一個(gè)方向?qū)w維束進(jìn)行包覆;另一種為改進(jìn)的雙向旋轉(zhuǎn)纏繞方式，如圖1(b)PBO同時(shí)在2個(gè)方向上對(duì)增強(qiáng)纖維束進(jìn)行包覆纏繞。

(a)單向旋轉(zhuǎn) (b)雙向旋轉(zhuǎn)圖1 包覆纖維的纏繞方式Fig.1 Winding mode of cover filament

環(huán)氧樹(shù)脂/包覆CF復(fù)合材料的制備：選用旋轉(zhuǎn)法將長(zhǎng)絲包覆纖維束制備成單向的纖維布，采用真空輔助樹(shù)脂轉(zhuǎn)移成型法進(jìn)行成型制備成復(fù)合材料；單方向CF增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合材料簡(jiǎn)稱(chēng)為CFRP，PBO長(zhǎng)絲單向纏繞CF增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合材料簡(jiǎn)稱(chēng)為SCCF/CFRP，PBO長(zhǎng)絲雙向纏繞CF增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合材料簡(jiǎn)稱(chēng)為DCCF/CFRP，復(fù)合材料中CF的體積含量均為40 %；采用切割機(jī)將復(fù)合材料切割成測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)的尺寸。

1.4 性能測(cè)試與結(jié)構(gòu)表征

三點(diǎn)彎曲性能測(cè)試：用萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)采用三點(diǎn)彎曲法，按JIS-K 7074測(cè)試材料的彎曲強(qiáng)度和彎曲模量，支點(diǎn)間的距離為80 mm，樣品的尺寸為100 mm×15 mm×2 mm，利用電子萬(wàn)能測(cè)試儀進(jìn)行測(cè)試，測(cè)試速率為5 mm/min，每次測(cè)量的試樣為5個(gè)，結(jié)果取平均值；

破壞斷面觀察：利用光學(xué)電子顯微鏡對(duì)復(fù)合材料破壞表面進(jìn)行初步觀察，再將破壞面進(jìn)行噴金處理，采用SEM對(duì)試樣的斷面進(jìn)行微觀形貌觀察并拍照，加速電壓為10 kV，工作距離為11 mm。

2 結(jié)果與討論

2.1 纖維包覆對(duì)復(fù)合材料彎曲性能的影響

(a)彎曲強(qiáng)度 (b)彎曲模量圖3 纖維包覆對(duì)彎曲強(qiáng)度和彎曲模量的影響Fig.3 Effect of filament covering on bending strength and modulus

1—DCCF/CFRP 2—SCCF/CFRP 3—CFRP圖2 三點(diǎn)彎曲測(cè)試載荷 - 撓度曲線Fig.2 Load deflection curve of three point bending test

圖2為CFRP、SCCF/CFRP、DCCF/CFRP的彎曲載荷 - 位移曲線，纖維包覆對(duì)復(fù)合材料的彎曲強(qiáng)度和彎曲模量有很大影響，和CFRP相比，SCCF/CFRP和DCCF/CFRP的抗彎極限載荷高于CFRP，同時(shí)載荷 - 撓度曲線比CFRP試件更為陡峭，材料的抵抗變形的能力更強(qiáng)，即剛度更大。3類(lèi)試樣的載荷和位移間具有良好的線性關(guān)系，CFRP、SCCF/CFRP試樣表現(xiàn)出明顯的脆性斷裂特征，DCCF/CFRP試樣的載荷 - 撓度曲線在斷裂后期變緩，具有韌性破壞斷裂特征。在復(fù)合材料承受彎曲載荷時(shí)，由于材料中弱界面和微裂紋的存在，局部出現(xiàn)應(yīng)力集中的現(xiàn)象，當(dāng)某些纖維的微裂紋尖端具有集中能量時(shí)，會(huì)使得裂紋進(jìn)一步擴(kuò)大，如果這種能量足夠大時(shí)，將使得材料的應(yīng)力強(qiáng)度因子達(dá)到臨界值，裂紋失去穩(wěn)定擴(kuò)展，導(dǎo)致纖維的連鎖斷裂，使復(fù)合材料呈脆性破壞。對(duì)于單向纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，其編織結(jié)構(gòu)中纖維分布取向變化較小，其裂紋的擴(kuò)展主要是沿著垂直纖維分布方向，對(duì)于纖維包覆復(fù)合材料來(lái)說(shuō)，一方面，包覆長(zhǎng)絲可以改變裂紋的擴(kuò)展方向，增大材料的應(yīng)力強(qiáng)度因子；另一方面，包覆的長(zhǎng)絲有助于阻止斷裂裂紋在垂直方向上的擴(kuò)展。因此，纖維包覆會(huì)導(dǎo)致單方向復(fù)合材料的彎曲強(qiáng)度和彎曲模量增加。

如圖3所示為按照J(rèn)IS K7074標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算得到試樣的彎曲強(qiáng)度和彎曲模量。從圖3可以看出，PBO長(zhǎng)絲纏繞可以提升CF增強(qiáng)復(fù)合材料的彎曲強(qiáng)度，而且長(zhǎng)絲雙向纏繞的提升效果要比單向纏繞的提升效果好。其中單向旋轉(zhuǎn)纏繞方式可提升20 %，雙向旋轉(zhuǎn)纏繞方式可提升36 %。在彎曲實(shí)驗(yàn)中，首先在復(fù)合材料的上表層發(fā)生壓縮破壞，隨后發(fā)生彎曲整體破壞。因此，該材料的彎曲性能是由材料上表層的壓縮性能所限制。

本文中的單向纏繞和雙向纏繞的間距均為4 mm，可以排除纏繞間距的影響因素[23]3 130后，由圖4的屈曲示意圖可知，雙向旋轉(zhuǎn)纏繞方式進(jìn)一步的提升效果是由于PBO長(zhǎng)絲在纖維束相同位置的兩側(cè)可以進(jìn)一步限制CF的屈曲破壞，當(dāng)壓縮力作用于CF束達(dá)到臨界屈曲力時(shí)，CF開(kāi)始產(chǎn)生屈曲，和長(zhǎng)絲單向纏繞相比，雙向纏繞的CF的壓縮屈曲力可以由相對(duì)稱(chēng)的PBO長(zhǎng)絲產(chǎn)生的拉伸力相抵消，使其臨界屈曲力增大, 從而使得其彎曲強(qiáng)度得以提升。

(a)單向旋轉(zhuǎn) (b)雙向旋轉(zhuǎn)圖4 包覆方式對(duì)纖維屈曲的影響Fig.4 Expected fiber buckling model

顯微照片：(a)CFRP (b)SCCF/CFRPSEM照片：(c)CFRP (d)SCCF/CFRP (e)DCCF/CFRP (f)DCCF/CFRP圖6 試樣彎曲破壞斷面照片F(xiàn)ig.6 Bending failure section of specimens

從圖3可以看出，纖維包覆能夠提高彎曲模量，SCCF/CFRP和DCCF/CFRP都有所提升，但提升效果并不好。由于模量是在材料的變形初期測(cè)定的，處于在屈曲變形的初期，由圖5的屈曲破壞模型分析可以推測(cè)，在未經(jīng)過(guò)長(zhǎng)絲纏繞的CF束在受力時(shí)，產(chǎn)生屈曲的過(guò)程中是由單根的纖維屈曲而產(chǎn)生的，在長(zhǎng)絲纏繞后，CF的屈曲產(chǎn)生過(guò)程轉(zhuǎn)變?yōu)槔w維束的整體屈曲，因此提高了CF束的整體抵抗小變形的能力，因此材料的彎曲模量得以提高。而在這個(gè)過(guò)程中，單向纏繞和雙向纏繞的作用區(qū)別不大。

(a)單根CFRP (b)SCCF/CFRP的纖維束圖5 屈曲破壞模型Fig.5 Buckling failure model

2.2 纖維包覆對(duì)彎曲破壞的影響

纖維包覆對(duì)復(fù)合材料的彎曲斷裂特征不僅表現(xiàn)在彎曲載荷 - 位移曲線上，也表現(xiàn)在破壞形貌上。由圖6(a)和(b)的彎曲破壞斷口形貌可知，CFRP和SCCF/CFRP都屬于壓潰破壞，在拉伸面沒(méi)有發(fā)生破壞，斷口呈現(xiàn)無(wú)規(guī)則角度，伴隨著大量纖維束斷裂和纖維分層，裂紋迅速在纖維束間擴(kuò)展并向基體延伸，導(dǎo)致纖維與樹(shù)脂基體剝離，裂紋沿層間向基體延伸，形成微區(qū)層間脫黏，最終導(dǎo)致局部失效破壞。PBO長(zhǎng)絲纏繞之后，其壓潰破壞現(xiàn)象更為明顯。圖6(c)、(d)為CFRP和SCCF/CFRP試樣的壓縮破壞部分的放大圖，可以看出其壓縮破壞方式略微有所不同，CFRP中的破壞方式是單根纖維的屈曲破壞，SCCF/CFRP的破壞是纖維束的整體屈曲破壞方式，印證了圖5的屈曲破壞模型，同時(shí)也能解釋長(zhǎng)絲纏繞可以提高復(fù)合材料彎曲模量的原因。

在纖維增強(qiáng)樹(shù)脂復(fù)合材料中，是以高強(qiáng)高模的纖維材料起主要承載作用，提供結(jié)構(gòu)剛度、強(qiáng)度并控制其基本性能，基體樹(shù)脂材料起支撐和固定纖維，其中纖維與樹(shù)脂的界面在這個(gè)過(guò)程中起到了很關(guān)鍵的作用，界面將施加于基體材料的載荷傳遞到作為增強(qiáng)體的纖維，并分散和傳遞纖維間的載荷，改變界面狀況也會(huì)影響損傷破壞模式。圖6(e)、(f) 為DCCF/CFRP的壓縮破壞SEM照片。從圖6(e)中可以看出，在復(fù)合材料彎曲斷面中，PBO與環(huán)氧樹(shù)脂間存在大量的縫隙，PBO纖維從樹(shù)脂中剝離，并且從圖6(f)還能看出，PBO纖維中呈現(xiàn)單根纖維的拔出現(xiàn)象，這表明PBO纖維和環(huán)氧樹(shù)脂間的界面性能較弱。DCCF/CFRP試樣的破壞是CF纖維束和界面基體的剪切破壞和PBO纖維的拔出，由于破壞過(guò)程中存在PBO纖維的拔出現(xiàn)象，應(yīng)力在界面處會(huì)有所松弛，使得材料的損傷破壞過(guò)程表現(xiàn)出一定的韌性破壞。由于本研究中的PBO纖維并未做表面處理，環(huán)氧樹(shù)脂和纖維間的黏結(jié)性較弱，如果能改善PBO纖維的表面性能，有望進(jìn)一步提高復(fù)合材料的彎曲和壓縮性能。

3 結(jié)論

(1)長(zhǎng)絲纏繞可以提升CF復(fù)合材料的彎曲性能，其中單向旋轉(zhuǎn)纏繞方式可以提升20 %，雙向旋轉(zhuǎn)纏繞方式可以提升36 %；

(2)長(zhǎng)絲纏繞可以提升CF復(fù)合材料的彎曲性能，在長(zhǎng)絲纏繞的CF中沒(méi)有發(fā)現(xiàn)單根纖維的屈曲，但是CFRP中是發(fā)現(xiàn)了單根纖維的屈曲，是一束纖維的整體壓縮屈曲造成了破壞；

(3)PBO纖維和環(huán)氧樹(shù)脂的界面性能較差，阻礙了長(zhǎng)絲纏繞增強(qiáng)纖維束復(fù)合材料彎曲性能的進(jìn)一步提升。

參考文獻(xiàn)：

[1] BAJRACHARYA R M, MANALO A C, KARUNASENA W, et al.An Overview of Mechanical Properties and Durability of Glass-fibre Rreinforced Recycled Mixed Plastic Waste Composites[J]. Materials & Design, 2014, 62(10):98-112.

[2] FALKE J.Recent Developments in Composite Bridge Building in Germany[C]//Composite Construction in Steel and Concrete II. Koeln, Germany: American Society of Civil Engineers, 2015：378-382.

[3] PICKERING K L, EFENDY M G A, LE T M. A Review of Recent Developments in Natural Fibre Composites and their Mechanical Performance[J]. Composites Part A: Applied Science & Manufacturing, 2016, 83(1):98-112.

[4] SREENIVASAN S, SULAIMAN S, BAHARUDIM B T H T, et al. Recent Developments of Kenaf Fibre Reinforced Thermoset Composites: Review[J]. Materials Research Innovations, 2013, 17(S2):2-11.

[5] TSAMPAS S A, GREENHALGH E S, ANKERSEN J, et al.Compressive Failure of HybridMultidirectional Fibre-reinforced Composites[J].Composites Part A: Applied Science & Manufacturing, 2015, 71(1):40-58.

[6] LEMANSKI S L, SUTCLIFFE M P F. Compressive Failure of Finite Size Unidirectional Composite Laminates with a Region of Fibre Waviness[J].Composites Part A: Applied Science & Manufacturing, 2012, 43(3):435-444.

[7] MUJIKA F. Stress and Displacement Fields in Tensile Tests of Multidirectional Laminates with Flexible Clamped Ends[J]. Journal of Composite Materials, 2013, 47(28):3 467-3 486.

[8] ISHIKAWA T.Recent Developments of the SiC Fiber Nicalon and Its Composites, Including Properties of the SiC Fiber Hi-Nicalon for Ultra-high Temperature[J].Compo-sites Science & Technology, 1994, 51(2):135-144.

[9] WEETON J W, PETERS D M, THOMAS K L. Engineers’ Guide to Composite Materials[M]. Engineers Guide to Composite Materials, 1987:247-248.

[10] YU Z, AIT-KADI A, BRISSON J. Nylon/Kevlar Composites I: Mechanical Properties[J].Polymer Engineering & Science, 2010, 31(16):1 222-1 227.

[11] BOZKURT ?mer Y. Hybridization Effects on Tensile and Bending Behavior of Aramid Basalt Fiber Reinforced Epoxy Composites[J].Polymer Composites, 2017, 38(6):1 144-1 150.

[12] SHAHS Z H, CHOUDHRY S R, KHANL A. Investigation of Compressive Properties of 3D Fiber Reinforced Polymeric (FRP) Composites Through Combined End and Shear Loading[J]. Journal of Mechanical Enginee-ring Research, 2015, 7(4):34-48.

[13] JUMAHAT A, SOUTIS C, JONES F R, et al.Improved Compressive Properties of a Unidirectional CFRP Laminate Using Nanosilica Particles[J].Advanced Composites Letters, 2010, 19(6):218-221.

[14] SAKATA K, BEN G.Fabrication Method and Compressive Properties of CFRP Isogrid Cylindrical Shells[J].Advanced Composite Materials, 2012, 21(5/6):445-457.

[15] LEOPOLD C, SCHUTT M, LIEBIG W V, et al.Compression Fracture of CFRP Laminates Containing Stress Intensifications[J].Materials, 2017, 10(9):1 039-1 048.

[16] RUAN F T, BAO L M. Mechanical Enhancement of UHMWPE Fibers by Coating with Carbon Nanoparticles[J].Fibers & Polymers, 2014, 15(4):723-728.

[17] SALEH M N, YUDHANTO A, POTLURI P, et al. Characterising the Loading Direction Sensitivity of 3D Woven Composites: Effect of Z-binder Architecture[J].Composites Part A, 2016, 90(1):577-588.

[18] DAI S, CUNNINGHAM P R, MARSHALL S, et al.Influence of Fibre Architecture on the Tensile, Compressive and Flexural Behaviour of 3D Woven Composites[J].Composites Part A: Applied Science & Manufacturing, 2015, 69(1):195-207.

[19] BEHERA B K, DASH B P. Mechanical Behavior of 3D Woven Composites[J].Materials & Design, 2015, 67(1):261-271.

[20] 嚴(yán) 實(shí), 吳林志, 孫雨果.三維四向編織復(fù)合材料壓縮力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)研究[J].材料工程, 2007, 7(1):59-62.

YAN S, WU L Z, SUN Y G.Experimental Investigation Compressive Mechanical Properties of 3D 4-Directional Braided Composites[J]. Journal of Materials Enginee-ring, 2007, 7(1):59-62.

[21] SHIVAKUMAR K N, PANDURANGA R, SKUJINS J, et al.Assessment of Mode-II Fracture Tests for Unidirectional Fiber Reinforced Composite Laminates[J].Journal of Reinforced Plastics & Composites, 2015, 34(23):1 905-1 925.

[22] 張 迪, 鄭錫濤, 孫 穎, 等.三維編織與層合復(fù)合材料力學(xué)性能對(duì)比試驗(yàn)[J].航空材料學(xué)報(bào), 2015, 35(3):89-96.

ZHANG D, ZHENG X T, SUN Y.Comparative Investigation of Mechanical Properties between 3D Braided and Laminated Composites[J].Journal of Aeronautical Materials, 2015, 35(3):89-96.

[23] RUAN F T, BAO L M. Improved Longitudinal Compression Performance of a Unidirectional Fiber-reinforced Composite with a Filament Covering[J].Polymer Composites, 2016, 37(11):3 127-3 133.