開孔三維機織復合材料的拉伸性能

孫曉倫，陳 利，張一帆，李默涵

(1.天津工業大學 先進紡織復合材料教育部重點實驗室，天津 300387；2.天津工業大學 紡織科學與工程學院，天津 300387)

三維機織結構是一種整體性好、近凈成型性能優且易于實現自動化制備的立體織物結構形式。三維機織復合材料克服了層合復合材料抗沖擊性能差、易分層等缺點，廣泛應用于航空航天及國防等領域[1-3]。復合材料結構件在實際使用過程中往往需要通過與其他結構件裝配，以滿足結構和功能的要求，裝配過程大都需要在復合材料構件上通過機械鉆孔的方法開孔或開口，而復合材料對損傷非常敏感，在含損傷狀態下剩余強度會降低，孔邊易形成應力集中區。盡管三維機織復合材料由于其整體結構的優點會改善這一現象；但同樣會對其性能造成較大的影響[4-5]，因此，研究含孔三維機織復合材料的力學性能及失效機制可為其開孔結構設計提供依據，并對其應用起到積極的推動作用。

國內外研究人員已經對層合復合材料開孔后的性能、孔邊應力分布以及失效模式等開展了大量的研究工作。Castanié等[6]利用高速攝像機，記錄了開孔復合材料層壓板在壓縮載荷下失效擴展的過程，分析了層合板鋪層順序以及連接螺栓擰緊力矩等因素對其極限強度和破壞模式的影響。Sket等[7]利用X射線技術定量研究了開孔±45°鋪層復合材料的拉伸變形及破壞機制，指出拉伸破壞主要表現為沿著2個剪切方向發生破壞，沿著纖維方向發生劈裂，并且沿著±45°方向有分層現象。Almeida等[8]通過優化纖維的取向和分布，研究纖維取向對層合板開孔性能的影響規律，并觀察分析其破壞機制。關志東等[9-10]對開孔層合復合材料在拉伸和壓縮載荷下的損傷擴展、損傷模式等進行了研究，并利用有限元方法對其強度進行了預報，計算結果與實驗結果吻合較好。李汝鵬等[11]利用漸進損傷分析方法對層合板開孔拉伸過程中損傷的產生、擴展以及失效進行了仿真，并結合三維Hashin對其初始失效進行了預報，形成了材料損傷后剛度的折減方法。Ma等[12]提出一種預測開孔層合板破壞過程的漸進損傷分析方法，準確預測了裂紋拓展和最大載荷。

近年來，隨著三維紡織復合材料應用領域的不斷擴大[13-15]，研究人員對開孔三維紡織復合材料的力學行為進行了研究。Dai等[16]對開孔三向正交復合材料拉伸性能進行研究發現，開孔后的拉伸強度比開孔前下降17%以內，證明了三向正交結構的拉伸強度對于開孔不是很敏感。梁雙強等[17]對三維編織復合材料的開孔性能進行了實驗研究和性能預報，研究發現，無增強紗結構可保留更高的壓縮強度，失效形式均為剪切失效且無分層現象。Xu等[18]利用X射線技術對比了開孔層合復合材料和三向正交復合材料的拉伸性能，研究發現，層合復合材料在開孔拉伸過程中有分層現象，而三向正交復合材料則沒有，三向正交復合材料開孔失效形式主要表現為纖維斷裂、基體開裂以及纖維脫黏。Guo等[19]采用實驗和數值仿真相結合的方法對不同開孔形狀的角聯鎖織物經向拉伸性能進行研究發現，不同開孔形狀主要影響初始應力集中和損傷拓展，對材料的剛度和拉伸強度影響不大。

本文主要針對開孔三維機織復合材料的拉伸性能進行研究，利用非接觸全場應變測試系統(DIC)獲取材料拉伸過程中的全場應變分布，討論三維機織復合材料開孔試樣的孔邊應變分布規律，利用顯微成像技術，獲取其失效后破壞區域的狀態，對比開孔前后及不同孔徑的三維機織復合材料的損傷形貌，揭示其損傷機制。

1 實驗部分

1.1 實驗材料及試樣制備

復合材料增強體采用的是山西鋼科碳材料有限公司的TG800HX-12K和TG800HXC-6K碳纖維，基體采用的是天津晶東化學復合材料有限公司的TDE-86環氧樹脂。所采用材料的性能參數如表1所示。

表1 碳纖維性能參數Tab.1 Performance parameters of carbon fiber

本文所采用的三維機織復合材料增強體結構共包含3個紗線系統，襯經紗、接結經紗和緯紗，其交織狀態如圖1所示。襯經紗和緯紗在結構中基本呈直線排列，接結經紗上下運動將相鄰的緯紗層連接形成整體結構。襯經紗和緯紗采用12 K×2(合股)碳纖維，接結經紗采用6 K碳纖維。織物預制體是利用天津工業大學復合材料研究院自主研發的三維織機織造而成，采用樹脂傳遞模塑成型工藝(RTM)制備了三維機織復合材料。三維機織復合材料參數如表2所示。

圖1 三維機織結構示意圖Fig.1 Sketch diagram of 3-D woven composites

表2 預制體與復合材料參數Tab.2 Parameter of woven fabrics and composites

將制得的三維機織復合材料分別按照ASTM D3039/D3039M—2014《聚合物基復合材料的拉伸性能標準試驗方法》和ASTM D5766/D5766M—2011《聚合物基復合材料的開孔拉伸性能標準試驗方法》的要求，在試樣兩端粘貼加強片，沿著試樣經紗方向裁切試樣，為表示方便，本文中未開孔試樣用3DNT表示，不同孔徑的開孔拉伸試樣用3DOHTi(i為6,10,14)表示，3DNT試樣尺寸為250 mm×25 mm×h，3DOHTi試樣尺寸為300 mm×36 mm×h，開孔試樣的孔徑分別為6、10和14 mm。每種規格的試樣為5件。實驗前對試樣進行噴斑處理，使用黑白漆在試樣上表面制斑，形成均勻分布的散斑。

1.2 實驗設備

日本島津(SHIMADZU)公司的AG-250KNE材料試驗機；德國GOM公司的DIC測量系統；日本KEYENCE公司的3D 輪廓測量儀。

1.3 拉伸性能測試

參照ASTM D3039/D3039M—2014對未開孔試樣進行拉伸實驗，加載速度為2 mm/min；參照ASTM D5766/D5766M—2011對開孔試樣進行拉伸實驗，加載速度為2 mm/min。圖2示出開孔試樣拉伸實驗過程，DIC測量系統記錄整個實驗過程，獲得試樣在實驗過程中的全場應變分布云圖。

圖2 開孔三維機織復合材料拉伸實驗過程Fig.2 Tensile test process of 3-D woven composites with holes

為能夠更準確地描述開孔試樣的拉伸性能，定義了2種拉伸強度，分別為全截面拉伸強度Fg和凈截面拉伸強度Fn，對應的截面面積分別為A和An，2種截面如圖3所示。2種強度計算公式分別為：

圖3 開孔試樣截面圖Fig.3 Cross section of open specimen

Fg=Pm/A

(1)

Fn=Pm/An

(2)

式中，Pm為試樣拉伸破壞前最大載荷，N。對應的試樣截面面積可表示為:

A=wh

(3)

An=(w-D)h

(4)

式中：w為試樣寬度，mm；h為試樣厚度，mm；D為開孔直徑，mm。

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2 結果與討論

2.1 開孔三維機織復合材料拉伸力學行為

圖4示出三維機織復合材料的拉伸應力-應變曲線。可以看出，4條曲線基本呈線性變化，這主要是由織物結構本身特點造成的，作為主要承擔載荷的襯經紗在結構中保持伸直狀態，而接結經紗主要起到連接的作用。3種不同孔徑開孔試樣的拉伸應力-應變曲線的斜率基本一致，表明開孔及孔徑大小對材料的拉伸模量幾乎沒有影響，這是因為開孔加工僅僅破壞了試樣的完整性，但試樣的材料屬性沒有發生變化，抵抗變形的能力不會發生改變。

圖4 三維機織復合材料拉伸的應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of tensile tests of 3-D woven composites

圖5示出試樣的平均最大應變。可見，未開孔試樣的平均最大應變為1.43%，而孔徑為6、10和14 mm 開孔試樣的平均最大應變分別下降到0.92%、0.82%和0.64%，與3DNT相比下降幅度分別為35.7%、42.7%和55.2%。平均最大應變下降不僅與截面面積減小相關，而且跟孔附近的應力集中區也密切相關。

圖5 三維機織復合材料的平均最大應變Fig.5 Maximum tensile strain of 3-D woven composites

圖6 三維機織復合材料拉伸應變云圖Fig.6 Tensile strain contours of 3-D woven composites

2.2 開孔三維機織復合材料拉伸強度和模量

圖7示出三維機織復合材料的拉伸模量和拉伸強度。可以看出，三維機織復合材料開孔前后的拉伸模量基本沒有變化，開孔后拉伸模量仍然保持在60 GPa左右，這說明開孔后并沒有造成材料抵抗變形能力下降，即紗線交織細觀結構未發生變化，開孔對材料抵抗變形的能力沒有影響，但開孔對材料的拉伸強度產生明顯的影響，引起承載性能顯著下降。圖7中分別給出了全截面拉伸強度和凈截面拉伸強度。可以看出：未開孔試樣的平均拉伸強度為873.9 MPa；而3種開孔試樣的全截面拉伸強度分別為562.8、484.7和421.3 MPa，分別下降了35.6%、44.5%和51.8%；3種開孔試樣的凈截面拉伸強度分別為675.3、671.1和689.2 MPa，均在680 MPa左右，相比于未開孔試樣，平均拉伸強度下降了約22.4%，這證明除去開孔位置不能夠承受外載，開孔會導致三維織物中連續纖維發生斷裂，引起整體結構承載能力的下降。另外，由于結構中僅有沿0°方向和90°方向的紗線，0°方向的紗線被切斷后開孔承載能力明顯下降。

圖7 三維機織復合材料拉伸強度及模量Fig.7 Tensile strength and tensile modulus of 3-D woven composites

2.3 開孔三維機織復合材料拉伸失效機制

圖8示出4種試樣的斷裂形貌。圖中標注的失效區域分別為紗線抽拔、紗線斷裂、樹脂開裂和界面脫黏的失效方式。圖8(a)示出3DNT的拉伸斷口破壞形貌，由于試樣表面為平直的緯紗，緯紗間隙為樹脂填充，導致基體與纖維之間的界面破壞而發生開裂，這與試樣的全場應變分布狀態吻合。從斷口形貌來看，斷口較為平整。其中：接結經紗主要發生脆性斷裂；襯經紗主要為紗線斷裂和抽拔破壞。這說明斷口處的襯經紗受力均勻，橫截面內的碳纖維幾乎被同時拉斷，緯紗主要表現為與基體的界面脫黏破壞。

圖8 三維機織復合材料的斷口形態Fig.8 Fracture morphology of 3-D woven composites

圖8(b)～(d)分別給出了3種孔徑試樣的斷裂形貌。可以看出，開孔試樣的斷裂不一定位于開孔的中心線位置，但是斷裂均發生在開孔區域，符合2.1節所述應變集中位于孔周圍。3種開孔尺寸的試樣正反面都產生了較為明顯的裂紋，對應于試樣表面的應變集中區域，也說明在拉伸過程中富樹脂區域首先產生較大的應變，并且率先發生破裂。從宏觀斷口發現，不同開孔尺寸試樣斷口的宏觀形貌近似，主要破壞模式均表現為襯經紗的斷裂并伴隨著部分紗線的抽拔、接結經紗斷裂以及層間開裂等。

從圖8(b)可以看到，3DOHT6的破壞形式主要為襯經紗的斷裂和抽拔破壞，而且紗線拔出的長度接近開孔直徑。由于3DOHT6失效應變最大，在遠離孔中心位置仍發生較大的基體開裂現象，這種現象在3DOHT10和3D0HT14中明顯減弱；在靠近孔邊緣位置，孔邊有少量纖維發生了劈裂，并且孔邊有裂紋產生，遠離孔位置基本保持完好；3DOHT6試樣較其他孔徑試樣在開孔邊緣和開孔位置破壞損傷更為顯著，因為其開孔邊緣處受力面積較小。3DOHT6試樣從斷面位置看，右半部分發生破壞的位置基本位于孔的中間，因此，試樣右半部分損傷程度更為嚴重。在試樣拉伸過程中，纖維發生了抽拔和斷裂破壞，樹脂基體發生了碎裂，接結經紗發生了斷裂，導致三維機織復合材料層間也發生了明顯的分裂，并且試樣的上下表面局部有纖維劈裂現象。

從圖8(c)可以發現，3DOHT10的主要失效方式也是襯經紗的斷裂，并且在試樣寬度邊緣有明顯的紗線拔出現象。3DOHT10的界面脫黏和分層現象較3DOHT6有所減弱，左右兩部分斷口的破壞現象接近，且越靠近斷口處破壞更為嚴重。相比于3DOHT6，3DOHT10的斷口位置更靠近孔的中間位置。從圖8(d)可以觀察到，3DOHT14的斷口較為整齊，紗線抽拔破壞失效現象減弱，開孔斷口的位置更接近孔的中心線，這也是由于孔徑增大后，試樣承載有效面積減小造成的。從試樣側面觀察，側面的經紗與樹脂的脫黏破壞明顯，但分層破壞并不明顯。

三維機織復合材料開孔后，孔位置處經緯紗不再連續，而且隨著孔徑增加，完整的單胞數量也逐漸下降，因此，試樣在拉伸過程中的損傷程度逐漸減弱，損傷所釋放的應變能隨之下降，宏觀上所造成的破壞程度也逐漸減小。同時，孔徑增大，也會導致試樣的極限應變下降。

3 結 論

通過研究開孔三維機織復合材料拉伸性能，利用非接觸全場應變測試系統分析了開孔試樣拉伸過程中孔邊以及全場應變分布狀態，并利用光學顯微圖像技術獲得試樣破壞后的形貌，討論了不同孔徑下拉伸的破壞形貌，揭示了開孔三維機織復合材料拉伸的破壞機制。

1) 三維機織復合材料開孔前后的拉伸應力-應變曲線都具有線性特點，這主要是由于結構中襯經紗承擔主要載荷，其保持伸直狀態。

2) 開孔改變了試樣表面應變分布狀態，應變集中區從均勻分布變為在孔左右兩側集中分布，并且開孔尺寸對試樣應變分布的影響是十分明顯的。

3) 三維機織復合材料開孔及開孔尺寸對拉伸模量沒有影響，即孔對三維機織復合材料抵抗變形的能力沒有影響。開孔后全截面拉伸強度下降顯著，下降幅度與開孔尺寸呈正相關，但不同孔徑試樣的凈截面拉伸強度基本一致，相對于未開孔試樣下降約22.4%，證明交織結構不完整會導致承載能力進一步下降。

4) 開孔三維機織復合材料拉伸破壞均表現為連接部分的紗線斷裂并伴隨有紗線的抽拔以及樹脂的開裂。拉伸斷裂位于開孔區域，隨著孔徑的增加，失效應變下降，斷口趨于齊整，斷裂破壞程度降低，斷口的位置越接近孔的中心線。

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