纖維／織物增強復合材料層壓板彎曲性能及破壞機理實驗研究

田 亮，羅 宇，梁 嫄，汪 海

（1.上海交通大學 船舶海洋與建筑工程學院，上海 200240；2.上海交通大學 航空航天學院，上海 200240）

在結構件的設計制造中，復合材料多制成層壓板結構。層壓板的彎曲強度是設計所關注的關鍵參數，NASA（美國國家航空航天局）把彎曲性能作為檢驗復合材料原材料性能的重要指標之一，因此對其彎曲強度進行研究具有重要的意義[1－3]。

Seung-Chul Lee等[4]研究了鋪層順序及鋪層角對碳纖維增強復合材料彎曲性能的影響，指出準各向同性鋪層比正交鋪層具有更大的承載能力。N.V.De Carvalho等[5]通過四點彎曲實驗研究了兩種不同類型的二維編織結構（斜紋和緞紋）層壓板的壓縮破壞機理，指出編織結構和幾何構形對破壞的起始位置和影響區域有重要影響。V.L.Tagarielli等[6]通過三點彎曲實驗研究了復合材料泡沫夾心梁的初始破壞模式、后屈服變形機理以及梁的極限強度。N.Carbajal等[7]研究了不同跨度和試樣厚度對碳纖維增強樹脂基復合材料彎曲性能的影響。J.P.Nunes等[8]研究了樹脂基各向異性復合材料圓盤在三點加載條件下的彎曲性能，指出纖維鋪層角、鋪層順序、表面狀態和模壓溫度對彎曲性能有較大的影響。S.Sánchez-Sáez等[9]研究了碳纖維增強環氧樹脂層合板在3種溫度（20、－60、－150℃）下的動態和靜態彎曲強度，指出動態測試下的彎曲強度低于靜態測試下的強度。周少榮等[10]研究了室溫及高溫條件下跨厚比對C／C復合材料層合板彎曲性能的影響，研究表明溫度對C／C復合材料層合板的臨界跨厚比的影響較小。韓帥、李嘉祿、王波等[11－14]針對不同類型的三維編織復合材料的彎曲性能進行了實驗研究，并分析了影響彎曲性能的各種因素。賈麗霞、宋艷江等[15－17]分別研究了溫度對不同類型聚合物基復合材料彎曲性能的影響。王林山、孫樂等[18－21]分別考察了制備工藝和不同的浸滲體（浸滲銅，浸滲銅、鋁及抗氧化涂層）對C／C復合材料彎曲性能的影響。

上述研究多是針對某一特定類型的復合材料，而對不同增強方式的復合材料彎曲性能的對比實驗研究卻少見報道，對我國企業自主研發生產的復合材料的力學性能的研究還很不充分，一定程度上制約了國產復合材料研發及工藝水平的進一步提升。本文基于ASTM D7264（聚合物基復合材料彎曲性能試驗方法）[22]，對江蘇恒神有限公司生產的纖維增強和織物增強復合材料層壓板的彎曲性能進行了研究，并分析了增強方式對彎曲性能以及破壞機理的影響，得到了一系列有價值的實驗成果，為國產復合材料力學性能的進一步研究和設計以及生產工藝的改進提供了一定的實驗依據。

1 實驗

1.1 材料和試件

實驗材料采用江蘇恒神公司自主生產的纖維增強和織物增強單向層壓板，采用手工鋪層、真空保壓20 min、熱壓罐固化成型工藝生產。試樣代號和材料體系的部分性能參數見表1（表中[0]14表示0°方向鋪14層，k＝1000，S表示緞紋，T表示斜紋）。纖維增強層壓板包括4種：F-1和F-2具有相同的樹脂型號HRM，含量均為36%，但纖維類型不同，F-1的纖維型號為HF10A，每束纖維絲數為12000，F-2的纖維型號為T700，每束纖維絲數為24000；F-3和F-4樹脂型號為HRE，含量為35%，F-3的纖維型號和每束絲數等同于F-1，F-4的纖維型號和每束絲數等同于F-2?？椢镌鰪妼訅喊灏?種：W-1和 W-2具有相同的樹脂類型HRM，含量為42%，W-1為5枚2飛緯面緞紋編織結構（見圖1），單層質量面密度為285g／m2；W-2和W-3均為2×2斜紋編織結構（見圖2），單層質量面密度均為200g／m2。W-1和 W-2與F-1具有相同的樹脂和纖維類型，但增強方式不同。

圖1 緞紋編織結構

圖2 2×2斜紋編織結構

表1 復合材料性能參數（來自生產商）

根據ASTM D7264標準加工試驗件，采用水潤滑的金剛石刀具從制備好的預浸料層壓板上切割下符合尺寸要求的試件，并用不同等級的砂布打磨邊緣。纖維增強層壓板制備的樣板厚度為3.92mm，編織增強層壓板制備的樣板厚度為4mm。標準試件寬度為13 mm，至少應為2個單胞，標準的跨距與厚度比為32∶1，試件長度約超出跨距20%。纖維增強和織物增強的層壓板試樣見圖3。

圖3 實驗件

1.2 實驗裝置

本次實驗采用上海交通大學民機結構強度實驗室的MTS CMT5105電子萬能試驗機，力傳感器為10 kN，正式實驗之前試驗機已經過校準。位移傳感器為瑞士產SYLVAC電子位移傳感器，量程為13mm，精度為0.001mm。夾具采用自行設計加工的三點彎曲夾具，按照ASTM D7264標準要求，加載頭和支座具有直徑為6.00mm的圓柱接觸面，表面粗糙度和硬度均達到標準規定的要求。將電子位移傳感器置于試件跨距中央下方，電子觸頭接觸試件跨距中點，用于采集試件在受載彎曲變形時的位移數據，數據采集頻率為2Hz。三點彎曲試驗裝置見圖4。

圖4 三點彎曲實驗裝置

1.3 實驗方法

彎曲性能測試采用三點彎曲法，按照ASTM D7264實驗標準，調整支撐跨距與試件厚度比32∶1，將試件居中放在支座上，保證試件兩端與兩側支座中心線等距。電子位移傳感器觸頭與試件底面中央接觸，并固定在合適的位置，正式實驗前將位移值清零。試驗機采用位移控制方式，加載速度為1mm／s，連續加載直到試件破壞，位移傳感器自動記錄試樣彎曲變形數據，載荷－位移曲線及載荷－撓度曲線由MTS操作軟件自動記錄并繪制。在實驗室環境下進行實驗，室溫為20℃，相對濕度為42%。試驗件共7批次，每批次為6件。記錄實驗數據。

1.3.1 彎曲應力σ計算

式中，P為實驗載荷值（N）；L為支持跨距（mm）；b為試件寬度（mm）；h為試件厚度（mm）。

由試件破壞前的最大載荷值即可得彎曲強度值。

1.3.2 根據測量的撓度值計算對應的應變ε

式中δ為跨中撓度值（mm）。

1.3.3 彎曲彈性模量計算

弦線彎曲模量是應力范圍和相應應變范圍比值。推薦應變范圍是0.002，起點為0.001，終點是0.003。弦線彎曲模量Ef的計算如下：

式中，Δσ為適當應變范圍內2個應變點之間彎曲應力之差（MPa）；Δε為適當應變范圍內2個應變點之間應變之差（名義取0.002）。

2 實驗結果及分析

2.1 彎曲強度和彎曲模量比較

由式（1）—式（3）對不同批次試樣測得的實驗數據進行計算，得到纖維增強層壓板和織物增強層壓板的彎曲強度和彎曲模量對比分別見圖5和圖6。圖中CV表示偏差相對值。

圖5 彎曲強度比較

圖6 彎曲模量比較

由圖5可看出，不管樹脂和纖維類型如何，纖維增強層壓板彎曲強度明顯大于織物增強層壓板彎曲強度（對比F組和W組數據可知），說明增強方式對材料彎曲強度有顯著影響。F-1和F-2具有相同的樹脂類型和不同的纖維類型，但彎曲強度基本相同，這表明相同樹脂和增強方式條件下，纖維HF10A的增強效果基本等同于纖維T700。F-3和F-4表現出與之類似的趨勢。F-1彎曲強度大于F-3彎曲強度，說明在相同類型纖維條件下，HRM樹脂的增強效果要好于HRE樹脂。同樣F-2和F-4的對比也證明了這一點。對于織物的增強層壓板，W-1和 W-2的彎曲強度基本類似，說明在相同樹脂和纖維類型下，緞紋和斜紋形式對材料彎曲強度影響不大。W-1和 W-2的彎曲強度值大于W-3，說明樹脂HRM增強效果好于樹脂HRG。由圖6可看出，纖維增強層壓板彎曲模量遠大于織物增強層壓板，但在相同增強方式下卻表現出與彎曲強度相反的趨勢。對比F-1和F-3以及F-2和F-4發現，在相同纖維類型條件下，樹脂HRE對彎曲模量的增強效果要好于樹脂HRM。總體看來，不同的增強方式對于彎曲模量的影響要大于對彎曲強度的影響。

2.2 載荷響應曲線

在實驗過程中，載荷－撓度曲線和載荷－位移曲線分別由電子位移傳感器和MTS電子萬能試驗機力傳感器系統自動采集數據并記錄。纖維增強層壓板和織物增強層壓板的彎曲撓度／位移受載響應曲線分別見圖7和圖8。

圖7 載荷－撓度曲線

圖8 載荷－位移曲線

纖維增強層壓板和織物增強層壓板的載荷－撓度及載荷－位移曲線的變化趨勢基本類似。由曲線變化趨勢可知，試件在彎曲變形過程中，試驗機壓頭勻速壓下，試件跨中撓度增大，載荷呈線性增加，不同增強方式的材料在破壞前均呈線彈性。達到破壞載荷后，纖維增強試件載荷呈階梯狀下降，并伴隨有連續劈啪的響聲，加載到一定程度，載荷下降緩慢，呈現“假塑性”特征。這是由于材料逐層破壞，具有一定的后續承載能力?？椢镌鰪妼訅喊暹_到破壞載荷后，試件呈脆性斷裂，載荷直線下降，斷口貫穿試件厚度方向。由F-1和F-2，F-3和F-4比較發現，纖維 HF10A增強性能基本等同于纖維 T700；由F-1和F-3，F-2和F-4比較發現，HRM樹脂層壓板相比HRE樹脂層壓板具有更大的變形能力。對于織物增強層壓板，W-2試件具有最大的變形能力和承載能力，與 W-1對比發現，在樹脂和纖維類型相同的情況下，斜紋織物增強比緞紋織物增強層壓板具有更大的變形能力和承載能力。比較W-2和W-3發現，同樣纖維和增強方式下，樹脂HRM的增強效果優于樹脂HRG?？傮w來看，不論樹脂和纖維類型，織物增強層壓板相比纖維增強層壓板具有更大的彎曲變形能力，但其承載能力較低。

2.3 試件破壞情況

復合材料受彎曲載荷作用時，既有壓縮應力，又有拉伸應力和剪切應力，材料內部局部區域內還存在有擠壓應力，除增強纖維承受載荷外，樹脂基體也承受纖維之間的剪應力，應力狀態比較復雜。織物增強方式層壓板由于纖維束之間相互交織，其編織結構的不同使得層壓板的彎曲下的應力分布更為復雜。圖9給出了纖維增強層壓板和織物增強層壓板受彎曲載荷的典型破壞模式。從圖中可看出，不同增強方式的試件上表面中部均受到加載頭的集中載荷作用，表層纖維因受到壓應力作用產生局部微屈曲變形甚至斷裂。但由于增強方式的不同，這兩種類型的層壓板呈現出不同的破壞模式，纖維增強方式層壓板在表面形成微裂紋后，同時裂紋沿厚度方面向兩端擴展形成局部分層，這是由于材料的樹脂基體受到較大的壓應力使得纖維和基體界面發生脫粘造成分層，由于應力分布不均勻，靠近中性面附近應力較小，而上下兩面應力較大，各層呈逐層破壞，這在載荷－位移曲線上表現為階梯狀，材料并不是瞬時破壞，而是呈現出一定的后承載能力。在試件的底面，由于受到拉應力的作用，纖維發生斷裂，形成毛刺狀的形貌，纖維斷裂伴隨著與基體界面的脫粘，在靠近下表面的區域也會發生分層現象。同時由于層壓板僅在縱向有纖維分布，在橫向沒有增強纖維，在受壓載荷下，纖維和樹脂由于粘接不均勻，會向兩自由面發生“擠出”現象，從而形成凸起，這也使得材料更易產生分層現象。對于織物增強形式的層壓板，持續加載直到極限值，材料各層同時破壞，斷口較平齊，破壞過程中沒有明顯的分層現象，材料表現為明顯的脆性斷裂，載荷呈直線下降，無后續承載能力，沒有纖維和樹脂受擠壓而形成的“凸起”現象。這是因為織物增強形式的層合板在橫向存在與縱向相互交織分布的纖維束，在彎曲載荷作用下，橫向和縱向纖維均受到彎曲、壓縮、拉伸等應力作用，并且纖維之間由于相互交織存在剪切作用力，應力分布相比纖維增強層壓板要復雜得多，纖維和基體更易發生斷裂，使得對于相同類型的樹脂和纖維（通過試件 W-1，W-2與F-1的對比），織物增強層壓板相比纖維增強層壓板具有較低的承載能力。

圖9 各試件破壞形式

3 結論

（1）通過實驗可知，纖維、樹脂和增強方式均對材料的彎曲性能有較大的影響。兩種增強形式的層壓板在破壞前均呈線彈性特征，但由于增強方式的不同材料呈現出不同的破壞模式。該研究結果可用于質量控制和材料體系的篩選，同時也為國產復合材料的破壞模式研究和相關結構件的強度設計提供了實驗依據。

（2）織物增強復合材料與纖維增強復合材料相比，具有更大的彎曲變形能力，但其彎曲強度較小。纖維增強復合材料中，F-1和F-2，F-3和F-4的受載時響應曲線類似，說明同類型、同含量樹脂下，T700和HF10纖維的增強效果基本相同。織物增強層壓板W-2與 W-1相比，具有更大的變形能力和受載能力，說明相同類型樹脂和纖維下，斜紋織物增強比緞紋織物增強具有更大的變形能力，但其彎曲強度和彎曲模量卻基本類似。通過對比W-1，W-2和F-1發現，相同樹脂和纖維類型條件下，纖維增強層壓板相比織物增強層壓板具有更大的承載能力，這表明不同的增強方式對于材料的彎曲性能有重要影響。

（3）纖維增強復合材料層合板彎曲破壞具有明顯的分層現象并有纖維和樹脂的“擠出”現象，呈逐層破壞，載荷曲線呈階梯下降狀，單層破壞后材料仍有一定的受載能力?？椢镌鰪姀秃喜牧铣拭黠@的脆斷模式，載荷加到極限值各層基本同時破壞，沒有后續承載能力，載荷曲線呈直線狀下降，斷口貫穿整個厚度方向，斷口較平齊。

（References）

[1]Jones R M.Mechanics of composite materials[M].Philadelphia，Pennsylvania：Taylor ＆Francis，1999.

[2]Idicula M，Boudenne A.Thermo-physical properties of natural fibre reinforced polyester composites[J].Composites Science and Technology，2006，66：2719-2725.

[3]上官倩芡，蔡泖華.碳纖維及其復合材料的發展及應用[J].上海師范大學學報：自然科學版，2008，37（3）：275-278.

[4]Lee Seungchul，Jeong S T，Park J N.A study on mechanical properties of carbon fiber reinforced plastics by three-point bending testing and transverse static response[J].Journal of Materials Processing Technology，2008，201：761-764.

[5]De Carvalho N V，Pinho S T，Robinson P.An experimental study of failure initiation and propagation in 2Dwoven composites under compression[J].Composites Science and Technology，2011，71：1316-1325.

[6]Tagarielli V L，Fleck N A，Deshpande V S.Collapse of clamped and simply supported composite sandwich beams in three-point bending[J].Composites：Part B，2004，35：523-534.

[7]Carbajal N，Mujika F.Determination of compressive strength of unidirectional composites by three-point bending tests[J].Polymer Testing，2009，28：150-156.

[8]Nunes J P，Pouzada A S，Bernardo C A.The use of a three-point support flexural test to predict the stiffness of anisotropic composite plates in bending[J].Polymer Testing，2002，21：27-33.

[9]Sánchez-Sáez S，Barbero E，Navarro C.Analysis of the dynamic flexural behaviour of composite beams at low temperature[J].Composites Science and Technology，2007，67：2616-2632.

[10]周少榮，喬生儒.C／C復合材料高溫彎曲力學性能研究[J].材料工程，2001（6）：16-19.

[11]韓帥，段躍新，李超，等.不同針織結構經編碳纖維復合材料彎曲性能[J].復合材料學報，2011，28（5）：52-56.

[12]李嘉祿，焦亞男，孫其永.縫合連接三維編織復合材料彎曲性能試驗研究[J].固體火箭技術，2009，32（1）：90-94.

[13]王波，矯桂瓊，陶亮，等.三維編織T300／QY9512彎曲性能的實驗研究[J].西北工業大學學報，2003，21（5）：552-555.

[14]李典森，盧子興，李嘉祿.三維編織T300／環氧復合材料的彎曲性能及破壞機理[J].航空材料學報，2009，29（5）：82-86.

[15]賈麗霞，康平.三種樹脂基復合材料在不同溫度下的性能研究[J].纖維復合材料，2004（3）：18-19..

[16]宋艷江，章剛，朱鵬，等.玻璃纖維改性熱塑性聚酰亞胺復合材料彎曲性能（Ⅱ）：高溫力學性能[J].南京工業大學學報：自然科學版，2008，30（3）：44-46.

[17]王文燕，姜亞明，劉良森.緯編雙軸向多層襯紗織物增強復合材料的彎曲性能研究[J].玻璃鋼／復合材料，2009（1）：51-53.

[18]王林山，熊翔.多孔體制備工藝對C／C-SiC復合材料彎曲性能的影響[J].中國有色金屬學報，2003，13（5）：1196-1201.

[19]孫樂，李紅，任慕蘇，等.C／C-Cu復合材料的彎曲性能[J].宇航材料工藝，2010（10）：71-75.

[20]虞紅燕，石小磊.浸滲銅、鋁對碳／碳復合材料彎曲性能的影響[J].機械工程材料，2007，31（11）：61-64.

[21]曾燮榕，李賀軍.MoSi2－SiC抗氧化涂層對碳／碳復合材料彎曲性能的影響[J].復合材料學報，2000，17（2）：46-49.

[22]ASTM.Standard D7264Standard test method for flexural properties of polymer composite materials[S].Philadelphia：American Society for Testing and Materials，1993.