復合材料0°/45°層間界面I型、II型和I/II混合型分層實驗研究

王雅娜, 陳新文, 龔 愉

（1.中國航發北京航空材料研究院，北京 100095；2.北京航空航天大學 宇航學院，北京 100191）

碳纖維增強樹脂基復合材料是碳纖維與樹脂基體通過物理和化學方法在宏觀尺度上組成的具有優異性能的材料，具有高強度、高模量的力學性能和抗化學腐蝕、低熱膨脹等優良的物理性能[1-2]。在飛機結構上碳纖維增強復合材料正逐步取代傳統金屬材料，不僅應用比例在逐漸提高，應用部位也從次承力結構發展到主承力結構。隨著復合材料結構服役環境的惡化，復合材料層間性能薄弱的缺點日益凸顯。復合材料結構在制造、維修、服役過程中容易發生分層，且分層一旦萌生極易擴展，造成結構的快速失效，因此分層一直是復合材料結構實際應用中重點關注的問題[3-4]。為了在工程應用中大量使用復合材料，必須深入了解其分層行為的特性，研究其分層擴展規律，以便在設計中揚長避短，提高復合材料的使用效率。

根據不同的受載形式，復合材料結構中的分層通常分為張開型（I型）、滑開型（II型）和撕開型（III型）三種基本類型[5]。復合材料中的分層往往被限制于層間，故復合材料分層模式往往是混合型的。研究表明實際復合材料結構中III型分層所占比重較小，因此現存的研究大都集中于I型、II型和I/II混合型分層[6]。作為一種特殊的斷裂行為，復合材料分層大都采用臨界應變能釋放率Gc作為層間斷裂韌度的表征量，這是由于復合材料分層前緣的應力場非常復雜，分層前緣張開位移振蕩并相互貫穿，具有病態解，應力強度因子K無顯示表達式，故很難通過對分層前緣應力場的分析來確定應力強度因子K[7-8]。

目前，復合材料層間斷裂韌度的評估大都采用單向板，大量相關的實驗與理論研究也大都圍繞單向板中的分層行為展開。然而，工程實際中的復合材料結構往往是多向層板，分層往往發生在具有不同鋪層角度的單層之間。大量研究表明發生在不同角度鋪層間界面的分層行為和斷裂韌度與單向板分層呈顯著差異[9-12]。此外，相同分層界面處，在不同分層模式下的分層行為和斷裂韌度值也差異明顯。研究表明碳纖維增強復合材料I型層間斷裂韌度主要取決于基體，數值大多在幾百J·m–2的量級，II型層間斷裂韌度的數值則可達到幾千J·m–2量級，I/II混合型層間斷裂韌度數值介于兩者之間，但斷裂韌度值與加載混合比（II型分層載荷所占比例）之間無線性關系[13-15]。因此，針對多向層板中典型分層界面處各種不同分層模式下分層行為的研究有助于全面理解復合材料分層行為，能為工程實際中復合材料結構設計提供指導。

本工作針對不同加載混合比下，T800/環氧復合材料0°/45°分層界面的層間斷裂韌度和分層擴展行為開展系統的研究，分別采用DCB、ENF和MMB實驗方案開展復合材料I型、II型和I/II混合型分層測試，獲得不同加載混合比下復合材料分層的斷裂韌度，研究分層擴展行為。鑒于無法通過窮盡所有加載混合比下的分層測試而獲得任意加載混合比下的層間斷裂韌度值，本工作對不同加載混合比下分層斷裂韌度的數據進行擬合，建立一個以加載混合比為自變量的0°/45°界面層間斷裂韌度的預測公式，利用該公式可對T800/環氧復合材料0°/45°分層界面在任意加載混合比下的層間斷裂韌度值進行預測。

1 實驗材料及方法

1.1 材料

試件采用CYTEC公司生產的T800/環氧（CYCOM X850）復合材料預浸料制備，纖維體積含量約為57.6%，單層厚度為0.188 mm，單層的力學性能為：E1= 195.3 GPa，E2= 8.58 GPa，G12=4.57 GPa，ν12= 0.337。

1.2 試件制備

復合材料分層試件的鋪層順序為（–45°/0°/45°）S（45°/0°/–45°）S//（0°/45°/–45°）S（0°/–45°/45°）S。在復合材料試件的鋪設過程，在試件中面嵌入長度為40 mm、厚度小于0.013 mm的不粘薄膜（聚四氟乙烯薄膜）作為預埋的分層，從而保證實驗過程中分層能沿設定的0°/45°界面擴展。隨后將上述預浸料放入熱壓罐，在6個標準大氣壓和120 ℃條件下進行固化后，將成型的層合板放置在實驗室環境下12 h以上，最后借助超聲C掃，在層合板的無缺陷部位切割出所需試件。

1.3 測試

對靜載作用下的I型、II型及其3種不同加載混合比（φ = 0.25，0.5，0.75）下的 I/II混合型分層行為開展實驗研究，每種加載情形下分別測試2個試件。實驗環境為常溫干態，試件在該環境下存放超過24 h后才開始實驗。實驗在MTS880電液伺服材料試驗機上進行，載荷傳感器量程為1500 N。實驗過程的載荷由試驗機傳感器記錄，加載位移由與夾頭相連的LVDT傳感器讀取。分層前緣位置通過帶工具顯微鏡（JXCE-DK）的電位移平臺來跟蹤。工具顯微鏡的放大倍數為50 × ，電位移平臺上的光柵尺分辨率為5 μm，兩者配合可以實現精度達0.01 mm的裂紋長度測量。為了增加光學測量圖像中裂紋與非裂紋區域的對比度，試樣的側面涂了一層白色涂改液。

I型分層實驗按ASTM D 5528—2013采用雙懸臂梁（DCB）的加載形式。加載速率控制為0.1 mm/min以保證分層緩慢、穩定地擴展。實驗過程中實時地記錄分層長度，及其對應的載荷和位移，以便獲得I型分層擴展過程中的R曲線。

II型分層實驗按ASTM D7905/D7905M—2014采用三點彎（ENF）的加載形式，加載壓頭和支座圓角的半徑均為5 mm，跨距2L為100 mm。實驗中無法獲得穩定的分層擴展過程，只能得到II型分層起始的斷裂韌度值。

I/II混合型分層實驗按ASTM D6671/D6671M—2013采用混合模式彎曲（MMB）的加載形式，為獲得緩慢的分層擴展過程，選取的加載速率為0.01 mm/min。過程中實時記錄載荷、位移、分層長度數據。

2 結果與分析

2.1 分層擴展過程中的載荷-位移響應

不同分層模式下，復合材料層板0°/45°分層界面分層擴展過程中的載荷-位移響應如圖1（a）～（e）所示。按照定義，加載混合比即為II型分層分量所占的比例，故DCB（純I型分層）實驗的加載混合比φ為0，ENF（純II型分層）實驗的加載混合比φ為1。由圖1可知，隨著加載混合比φ的增加，試件能承受的最大載荷顯著提高，說明II型分層載荷分量所占的比例越大，越不容易發生分層擴展。此外，隨著加載混合比的增加，試件在達到最大載荷前載荷-位移曲線呈現出的非線性也越來越明顯，這是由于II型分層分量所占比例越高，試件所承受的面內剪切變形越大，鑒于復合材料具有顯著的剪切非線性，因此試件載荷-位移曲線的非線性也越來越顯著。

2.2 分層擴展行為

5種加載混合比下的分層擴展實驗中，只有三種情形下具有穩定的分層擴展行為，分別是φ =0（DCB），φ = 0.25（MMB）和 φ = 0.5（MMB），而 φ =0.75（MMB）和 φ = 1（ENF）下無穩定的分層擴展行為，分層一旦起始就迅速失穩擴展，可見加載混合比越高，穩定的分層擴展行為越難以維持。

DCB實驗過程中分層擴展阻力（斷裂韌度）隨分層擴展距離a變化的曲線如圖2（a）所示，呈現為明顯的R阻力曲線的特征。DCB實驗中分層起始后，隨著位移型載荷的持續施加，分層穩定地向前擴展，分層擴展阻力逐漸上升。當分層長度達到一定值后，分層擴展阻力在某個穩定的數值附近波動。在測試過程中，分層擴展過程伴隨著顯著的纖維橋聯，如圖2（b）所示，這被認為是造成分層阻力持續上升的原因。然而，分層擴展阻力并不是隨著分層長度的增加而無限地提高，而是最終達到某個穩定值，這是由于纖維橋接的顯著影響只集中于分層后緣一段范圍內，超過這個橋接顯著影響區，橋接纖維的影響可以忽略，纖維橋接的影響最終會達到一種動態平衡，即飽和狀態。

在 φ = 0.25 和 φ = 0.5 的 MMB 實驗中，分層起始時分層擴展十分不穩定，當目測發現分層起始時，分層已經向前擴展了一段較長的距離，但是隨著分層長度的增加，分層擴展逐漸趨于穩定（見圖3和圖4）。上述兩種情形下的分層擴展阻力（斷裂韌度）隨分層擴展距離a變化的曲線分別如圖3（a）和圖4（a）所示，同樣具有R阻力曲線的特征。在整個分層擴展過程中，分層阻力隨分層擴展長度的增加呈逐漸上升的趨勢，并且當分層長度超過一定范圍后，分層擴展阻力同樣將在某個穩定的數值附近波動。在φ = 0.25 和 φ = 0.5 的 MMB 實驗中，同樣觀察到纖維橋聯的發生，如圖3（b）和圖4（b）所示，而通過對分層后界面的放大觀察，可見顯著的剪切塑形變形，上述兩種因素被認為是造成MMB實驗中分層擴展阻力行為的原因。

2.3 分層斷裂韌度預測公式

由圖2（a）～4（a）所示三種加載混合比下分層擴展的斷裂韌度可知，分層起始的斷裂韌度值隨加載混合比的增加而增加，而分層穩定擴展階段的斷裂韌度穩定值與加載混合比之間未呈現顯著的規律。事實上，相比于分層擴展過程中的斷裂韌度，分層起始時的斷裂韌度往往是工程中更關心的測量值。為了準確測得分層起始的斷裂韌度值，需要對分層起始狀態進行準確判斷。現存的研究中，判斷分層起始的方法主要有4種[13]：（1）以肉眼觀察判斷分層起始狀態；（2）以載荷-位移曲線最初偏離線性的數據點作為分層起始狀態；（3）載荷-位移曲線線性段斜率降低5%繪制直線與原載荷-位移曲線相交，若該交點在最大載荷出現之前，以該交點作為分層起始狀態，否則以最大載荷時作為分層起始狀態；（4）采用先進的聲學設備捕捉分層起始狀態。鑒于分層前緣的形狀從寬度方向看通常表現為中間凸起的拇指型，兩邊緣的分層要遲于中間位置，然而肉眼觀察只能判斷試件邊緣的分層狀態，因此使用第（1）種方法不能準確判斷分層起始狀態。方法（3）是一種借鑒于普通材料的方法，鑒于復合材料宏觀各向異性和細觀不均勻性等特點，上述兩種方法不具有較好的適用性。方法（4）是最精確的方法，但是聲學設備成本過高，使用過程較為復雜。最終權衡各種因素，方法（2）被認為具有較好的精度和可操作性，因此本研究中采用方法（2）判斷分層起始，由此計算得到的不同加載混合比下對應分層起始的斷裂韌度初始值如表1所示。

表1 不同加載混合比下對應分層起始的斷裂韌度初始值Table1 Initiation fracture toughness of delamination with different mixture ratios

由表1可知，隨著加載混合比φ的增加，分層起始的斷裂韌度值隨之增加，這是由于隨著II型分層比例的增加，分層界面的斷面粗糙度和微觀斷面面積隨之增加，進而將引起更大的分層阻力。為了描述斷裂韌度隨加載混合比的變化，目前工程上普遍采用B-K準則[16]?；贐-K準則描述的斷裂韌度隨加載混合比變化的函數關系，利用表1所示的不同加載混合比φ下的斷裂韌度初始值進行擬合，得到斷裂韌度隨加載混合比φ變化的擬合曲線，如圖5所示，相應的擬合公式如式（1）所示。

上述擬合函數確立了一個X850復合材料0°/45°分層界面任意加載混合比下分層起始斷裂韌度值的預測公式，利用該公式可以預測X850復合材料層壓板0°/45°分層界面在任意加載混合比下分層的斷裂韌度初始值。

3 結論

（1）具有 0°/45°分層界面的 T800/環氧復合材料多向層合板I型、II型和三種加載混合比下的I/II混合型分層試驗中，只有 φ = 0（DCB），φ =0.25（MMB）和 φ = 0.5（MMB）情形下存在穩定的分層擴展行為，且分層擴展過程表現為顯著的R阻力行為，該阻力行為與分層擴展過程中伴隨的纖維橋聯有關。

（2）隨著加載混合比的增加，試件在分層擴展前所能承受的最大載荷隨之增加，而穩定的分層擴展行為越難以維持。

（3）通過識別載荷-位移曲線上非線性點判斷分層起始是一種有效且相對簡單的方法，據此可得出較為準確的層間斷裂韌度初始值，且斷裂韌度初始值隨著加載混合比的增加而增加。

（4）基于B-K準則描述的斷裂韌度關于加載混合比的函數關系，利用不同加載混合比下的斷裂韌度初始值進行擬合，得到T800/環氧復合材料0°/45°分層界面的斷裂韌度預測公式，可為復合材料結構設計和數值模擬提供有用的斷裂韌度參數。