碳纖維增強復合材料層間斷裂韌度

謝宗蕻, 蔡書杰, 郭 奇, 李 想

（西北工業大學 航天學院，西安 710072）

碳纖維增強復合材料由于其高的比強度和比模量、耐高溫、耐疲勞等優點被廣泛應用于航空航天領域。據統計，復合材料的各種損傷破壞形式中，分層失效約占60%[1]，分層會導致復合材料承載力顯著下降，分層的擴展使得層合結構的剛度和強度迅速下降[2]。由于層間強度遠低于纖維強度，故層間強度是層板強度的弱環，低的層間強度和高的層間應力容易導致分層損傷，層合板抗分層的能力是由基體的韌性決定，提高基體的韌性可以改善層合板抗分層的能力，國內外復合材料已將層間斷裂韌度作為表征基體性能的重要指標，層間斷裂韌度問題是工程中的研究熱點。

目前針對Ⅰ型層間斷裂韌度主要采用雙懸臂梁實驗與理論計算或有限元模擬相結合的方法[3]，雙懸臂梁實驗方法是由Whitney等[4]于1982年提出用于復合材料Ⅰ型斷裂韌度的研究。陳海峰等[5]采用ABAQUS中子模型的方法模擬了復合材料層板Ⅰ型斷裂韌度實驗中裂紋的擴展，他們在裂紋尖端劃出一個區域作為子模型，單元密度高于全局模型，在保證精度的同時減少了單元規模，節省了計算時間和資源。矯桂瓊等[6]采用鉸鏈式雙懸臂梁試件研究了纖維橋連和試件厚度對復合材料層板斷裂韌度的影響。ENF實驗方法由Barrett和Foschi研究木質梁層間斷裂首次提出，Russell等[7]將此方法用于先進復合材料Ⅱ型層間斷裂韌度應變能釋放率的研究[7]。于志成[8]對復合材料Ⅱ型層間斷裂韌度實驗方法進行了研究，發現試件尺寸和加載速率對計算結果沒有影響。肖軍等[9]研究了單向層和多向層對復合材料層合板Ⅱ型斷裂韌度的影響。吳妙生等[10]對纖維增強復合材料斷裂韌度細觀機理進行了分析，研究了纖維材料和纖維走向、基體韌性對復合材料層板斷裂韌度的影響。侯大寅[11]從纖維增強復合材料的斷裂機理，分析了影響其斷裂韌度的主要因素。

目前國內關于熱壓罐和熱補儀固化方式對復合材料斷裂韌度的影響的研究結果鮮見報道。本工作采用DCB和ENF方法對碳纖維增強復合材料Ⅰ型和Ⅱ型層間斷裂韌度進行實驗研究，分析Ⅰ型和Ⅱ斷裂韌度裂紋擴展特性和載荷隨裂紋擴展的變化。同時，對熱壓罐固化和熱補儀固化的兩種不同類型試件的斷裂韌度進行對比分析。

1 實驗材料及方法

1.1 試件設計及實驗設備

根據 ASTM 5528（01）和 HB7403—1996 標準設計了Ⅰ型和Ⅱ層間斷裂韌度實驗試件，試件材料為 T300/CYCOM970，在 177 ℃ 環境下固化 2 h 制成。每種類型斷裂韌度實驗分別采用熱壓罐和熱補儀固化方式制造尺寸相同的兩組試件。Ⅰ型試件尺寸如圖 1（a）所示，試件長 140 mm，寬 20 mm，預制裂紋65 mm。層合板鋪層為[0]16，總厚度4 mm。Ⅱ型試件尺寸如圖 1（b）所示，試件長 140 mm，寬 25 mm，預制裂紋 40 mm。層合板鋪層為[0]12，總厚度 3 mm。

根據ASTM 5528（01）標準設計了Ⅰ型層間斷裂韌度實驗夾具，參見圖2（a）。根據HB7403—1996設計了Ⅱ型層間斷裂韌度實驗夾具，參見圖2（b）。

圖1 試件尺寸 （a）Ⅰ型斷裂韌度實驗試件尺寸;（b）Ⅱ型斷裂韌度實驗試件尺寸Fig.1 Specimen size （a）specimen size of mode I fracture toughness;（b）specimen size of mode Ⅱ fracture toughness

圖2 實驗夾具 （a）Ⅰ型斷裂韌度;（b）Ⅱ型層間斷裂韌度Fig.2 Test fixture （a）mode I fracture toughness;（b）mode Ⅱ fracture toughness

1.2 實驗方法

Ⅰ型層間斷裂韌度實驗首先在裂紋尖端位置做好標記，然后在試件前后兩側裂紋尖端附近及外延部分涂白色油漆，并在裂紋擴展方向向外量取5 mm，做好標記，在后面的 50 mm 內每隔 5 mm 劃一條細豎線，如圖3（a）所示。用細砂紙輕輕打磨試件表面，再用酒精清潔表面污漬，同樣的方法清理粘塊表面。然后在試件上下兩側涂液體膠水，粘貼夾具，并保證夾具的平行性和對中性。安裝光學顯微鏡，如圖3（b）所示。用位移控制方式施加載荷，加載速率為1～5 mm/min。連續記錄載荷位移曲線，記錄能較為明顯地看見裂紋尖端時的載荷，并停止加載，卸載。二次加載，通過體式顯微鏡及CCD攝像機對裂紋尖端位置做連續記錄，并觀察裂紋尖端擴展是否穩定。裂紋向外擴展約45 mm左右時，停止實驗，然后卸載。

Ⅱ型層間斷裂韌度實驗同樣在裂紋尖端位置做好標記，然后在試件前后兩側裂紋尖端附近及外延部分涂白色油漆，并在裂紋擴展方向向外量取5 mm，并做好標記，如圖4（a）所示。調整支座跨距2L為70 mm，使加載頭位于支座中間并與支座平行。如圖4（b）所示裝夾試件，試件的長度方向與支座和加載頭垂直。用位移控制方式施加載荷，加載速率為 1～2 mm/min，當裂紋擴展 5 mm 左右時，停止加載。調整支座跨距2L為100 mm，按有效裂紋長度 a = 25 mm 裝夾試件，并保證試件的長度方向與支座和加載頭垂直。施加載荷，記錄試件受載點處的載荷-撓度曲線。當載荷下降時，停止實驗。

圖3 Ⅰ型斷裂韌度實驗 （a）試件標記;（b）顯微鏡安裝Fig.3 Mode I fracture toughness test （a）specimen mark;（b）microscope installation

圖4 Ⅱ型斷裂韌度實驗 （a）試件標記;（b）試件安裝Fig.4 Mode Ⅱ fracture toughness test （a）specimen mark;（b）specimen installation

圖5 Ⅰ型斷裂韌度實驗載荷位移曲線Fig.5 Load displacement curve of mode I fracture toughness test

2 結果與分析

2.1 Ⅰ型層間斷裂韌度

2.1.1 Ⅰ型層間斷裂韌度實驗中裂紋擴展特點

從實驗結果看由載荷-位移曲線可知，裂紋擴展過程并不是非常穩定，載荷隨著位移以及裂紋長度的增加出現上下波動。這從實驗觀察中也得到印證，裂紋擴展并不完全是緩慢穩定進行的，時而會出現突然向前跳躍的現象，并且隨著裂紋擴展的增加更趨于不穩定。因此，依據ASTM D5528-01（07）標準，為促使DCB試件產生自然的Ⅰ型裂紋，在第一次裂紋擴展后，對試件卸載，然后進行二次加載是有必要的。從圖5中可以發現，采用熱壓罐固化的試件比采用熱補儀固化的試件承載能力要強，這是由于熱補儀采用加熱毯作為熱源，可能會導致溫度不均，溫度不均會影響復合材料固化過程及固化程度，并且固化過程只能提供真空壓力，不能保證復合材料層間有效壓實，容易產生空隙等缺陷，這些缺陷會導致試件的承載能力降低。

2.1.2 Ⅰ型層間斷裂韌度應變能釋放率計算

層間斷裂韌度的計算目前有修正梁理論法、柔度標定法和修正柔度標定法，本工作采用柔度標定法計算Ⅰ型層間斷裂韌度。基于測量數據，得到 lg（δi/Pi）～log（ai）的對應關系。采用最小二乘法對數據進行擬合，由擬合獲得的直線的斜率計算指數n，如圖6所示。則Ⅰ型層間斷裂韌度可計算如下：

圖6 擬合曲線Fig. 6 Fitting curve

式中：GIC為Ⅰ型層間斷裂韌度，N/mm；P為施加載荷，N；δ為對應P的試件受載點撓度，mm；a為有效裂紋長度，mm；b為試件的寬度，mm。

對每一組實驗數據，計算其平均值、標準差和離散系數（以百分比表示）如下：

從表1的數據可以看到采用熱壓罐固化的試件比采用熱補儀固化的試件Ⅰ型斷裂韌度要高43%，且采用熱壓罐固化的試件Ⅰ型斷裂韌度的離散系數較小，數據一致性較好。這是因為采用熱壓罐固化后，膠層與預浸料結合良好，孔隙率低。修補儀固化后，膠層與本體材料間存在少量孔隙等缺陷，孔隙率高，故斷裂韌度相比于熱壓罐固化的斷裂韌度要低。

表1 Ⅰ型層間斷裂韌性Table1 Fracture toughness of mode I

2.2 Ⅱ型層間斷裂韌度

2.2.1 Ⅱ型層間斷裂韌度實驗中裂紋擴展特點

測試時將試件安裝在三點彎夾具上，用位移控制方式施加載荷，記錄載荷位移曲線并觀察裂紋擴展情況。從實驗中可以觀察到，載荷起初線性增長，裂紋不擴展。當載荷接近臨界載荷時，裂紋前端有少許擴展，載荷位移曲線呈現非線性。當到達臨界載荷時，裂紋沿層間迅速擴展，載荷下降。從圖7可以看到，采用熱壓罐固化方式的試件比采用熱補儀固化方式的試件承載能力要高。

2.2.2 Ⅱ型層間斷裂韌度應變能釋放率計算

通過試驗機記錄裂紋擴展時的臨界載荷P，通過百分表記錄裂紋擴展時的壓頭位移δ。Ⅱ型層間斷裂韌度可按下式計算

式中：GⅡC為Ⅱ型層間斷裂韌度，N/mm；P為裂紋擴展臨界載荷，N；δ為對應P的試件受載點撓度，mm；a為有效裂紋長度，mm；W為試件的寬度，mm；2L=跨距，mm。平均值、標準差和離散系數的處理同I型斷裂韌度。

同樣的從表2的數據可以看到采用熱壓罐固化的試件比采用熱補儀固化的試件Ⅱ斷裂韌度要高19%，且采用熱壓罐固化的試件Ⅱ型斷裂韌度的離散系數較小，數據一致性較好。這說明采用熱壓罐固化方式比采用熱補儀固化方式材料的I和Ⅱ型斷裂韌度都要高。

圖7 Ⅱ型斷裂韌度試驗載荷位移曲線Fig.7 Load displacement curve of mode Ⅱ fracture toughness test

3 結論

（1）Ⅰ型斷裂韌度實驗中產生的裂紋擴展過程不穩定，載荷隨著位移以及裂紋長度的增加出現上下波動。在其他條件相同的情況下采用熱壓罐固化比采用熱補儀固化材料的承載能力大。

（2）Ⅱ型斷裂韌度實驗中裂紋起初不產生，當到達臨界載荷時裂紋迅速擴展，載荷下降，試件破壞。

（3）T300/CYCOM 970碳纖維增強復合材料采用熱壓罐固化Ⅰ型和Ⅱ型斷裂韌度分別為0.76 N/mm和2.10 N/mm，采用熱補儀固化Ⅰ型和Ⅱ型斷裂韌度分別為0.53 N/mm和1.77 N/mm。采用熱壓罐固化比采用熱補儀固化Ⅰ型斷裂韌度提高43%，Ⅱ型斷裂韌度提高19%。

表2 Ⅱ型層間斷裂韌度Table2 Fracture toughness of mode Ⅱ