三維六向編織SiCf/SiC復合材料的力學行為及其損傷機制

袁 瓊， 邱海鵬， 謝巍杰， 王 嶺， 王曉猛， 張典堂， 錢 坤

(1. 生態紡織教育部重點實驗室(江南大學)， 江蘇 無錫 214122； 2. 航空工業復合材料技術中心， 北京 101300)

連續碳化硅纖維增強碳化硅陶瓷基復合材料(SiCf/SiC) 具有類似金屬的斷裂行為，其對裂紋不敏感，無災難性損毀[1]，具有耐高溫、高比強度、抗氧化、抗燒蝕、耐沖擊、輕質等優點[2-3]，是應用于航空發動機熱端部件的理想材料[4]。三維六向編織結構是在三維四向編織的基礎上，沿編織成型方向和寬度方向添加不動紗而形成的一種整體近凈成形編織結構[5]。三維六向編織結構更為緊密，不僅改善了材料的縱向力學性能，還使其面內性能得以提高，更適用于承受復雜載荷的主承力部件，成為航空熱端部件的理想候選編織結構[6-8]。

近年來，國內外學者圍繞三維紡織SiCf/SiC陶瓷基復合材料，開展了不同載荷下的力學行為和破壞機制試驗研究。文獻[9-10]分別制備了二維(角聯鎖結構)與三維編織(三維四向)SiCf/SiC復合材料，結果發現由于具有較為完整的止裂網絡，三維編織結構的熱導率、抗彎強度和彈性模量均高于二維編織結構。文獻[11-12]著重考察了三維四向編織SiCf/SiC復合材料的高溫拉伸蠕變行為，結果表明試樣在1 300 ℃左右的長期試驗中表現出瞬時蠕變特性。胡曉安等[13]研究了三維編織(0°和90° 2個方向的纖維束交叉鋪層)SiCf/SiC復合材料的拉伸及彎曲損傷機制認為，裂紋分別沿著纖維束縱向層間、纖維束間界面擴展，并最終導致材料發生拉伸、彎曲失效。文獻[14-15]探究了預制體結構對三維編織SiCf/SiC復合材料力學性能的影響，結果表明三維五向編織結構在受力方向的拉伸及彎曲力學性能均優于三維四向編織結構。

目前局限于研究成本等問題，三維編織SiCf/SiC復合材料的力學性能表征仍處于探索階段。三維編織結構豐富且細觀結構復雜，在服役過程中往往是在多力多向作用下而導致的失效，然而目前研究主要集中于單一受力方向損傷的研究，而針對三維六向編織SiCf/SiC復合材料不同方向的力學行為及損傷機制鮮有報道。基于此，本文采用先驅體浸漬裂解(PIP)工藝制備三維六向編織SiCf/SiC復合材料，使用微計算機斷層掃描技術(Micro-CT) 對復合材料進行掃描，并在萬能試驗機上開展單軸拉伸及三點彎曲試驗，通過掃描電子顯微鏡(SEM)、超景深三維顯微鏡表征斷口形貌，討論并分析了其在不同受力情況及方向下的失效模式并闡明其損傷機制，以期為航空發動機熱端結構件的設計及實際工程應用提供理論參考。

1 試驗部分

1.1 預制體編織及復合材料制備

本文所用第2代SiC纖維(福建立亞新材有限公司)線密度為200 tex，密度為2.7 g/cm3，拉伸強度為3.5 GPa，拉伸模量為280 GPa，四向紗、五向紗及六向紗均使用此規格SiC纖維。采用行列式三維編織機，選用四步法1×1編織工藝，在宜興市新立織造有限公司完成SiC纖維三維六向預制體的織造。經過一個編織循環后，沿著縱向增加的編織物長度稱為“花節高度”，沿著橫向增加的編織物長度為“花節寬度”。最終預制體的花節高度為8.00 mm， 花節寬度為2.16 mm。預制體結構示意圖如圖1 所示。

圖1 三維六向編織預制體形態Fig.1 Three-dimensional six-directional braided preform shape

PIP工藝具有可低溫陶瓷化(800～1 200 ℃)制備形狀復雜異形構件的特點。聚碳硅烷先驅體裂解時產生的小分子會導致基體中產生裂紋、孔隙，因此，需要重復浸漬裂解以提高復合材料致密度[16-17]。PIP工藝制備SiCf/SiC復合材料步驟如下：1)通過化學氣相沉積工藝在SiC纖維三維六向編織預制體表面沉積熱解炭(PyC，丙烷作為碳源)界面層，沉積溫度為1 000 ℃， 界面層厚度為280 nm； 2)采用聚碳硅烷(軟化點為180～200 ℃，相對分子質量為1 000～2 000， 蘇州賽力菲公司)作為先驅體，將纖維預制體充分浸漬在液態聚碳硅烷溶液中，經10次浸漬-裂解循環(裂解溫度為1 200 ℃) 直至質量增加率小于2%，最終制備得到三維六向編織SiCf/SiC復合材料，其孔隙率為7.24%，纖維體積含量為53%，六向紗、五向紗和四向紗的纖維體積分數比例為1∶2.86∶9.22。 使用Diondo d2型Micro-CT設備對復合材料進行掃描，結果如圖2(a) 所示。使用VG studio Max軟件處理掃描數據，得到孔隙分布情況如圖2(b)所示。可知，三維六向編織SiCf/SiC復合材料內部以體積較大的孔隙為主，小孔隙較少。

圖2 三維六向編織SiCf/SiC復合材料形貌Fig.2 Three-dimensional six-directional braided preform shape. (a)SiCf/SiC composite;(b)Internal pores of SiCf/SiC composite

分別沿著三維方向編織復合材料的五向紗和六向紗方向切割，得到縱、橫向試樣進行性能測試。

1.2 測試與表征

1.2.1 復合材料單軸拉伸性能測試

參照GJB 6475—2008《連續纖維增強陶瓷基復合材料常溫拉伸性能試驗方法》，利用Instron3385 H型萬能試驗機進行測試，加載速率為1 mm/min。縱、橫向試樣各測試3次，結果取平均值，獲得應力-應變曲線、最大拉伸強度及拉伸模量。

1.2.2 復合材料三點彎曲性能測試

參照GB/T 6569—2006《精細陶瓷彎曲強度試驗方法》，利用Instron3385 H型萬能試驗機進行測試，加載速率為0.5 mm/min，測試跨距為50 mm。縱、橫向試樣各測試3次，結果取平均值，獲得應力-撓度曲線、最大彎曲強度及彎曲模量。三點彎曲強度σ3b、彎曲模量E的計算公式為：

式中：P為三點彎曲測試時的最大彎曲載荷，N；L為測試跨距，mm;W為測試試樣的寬度，mm;H為測試試樣的高度，mm；K為應力-撓度曲線斜率。

1.2.3 失效形貌觀察

采用VHX-5000型超景深三維數碼顯微鏡與SU1510型掃描電子顯微鏡對單軸拉伸、三點彎曲試驗中試樣的斷口形貌進行觀察。

2 結果與討論

2.1 拉伸力學行為及失效分析

2.1.1 拉伸力學行為

圖3示出三維六向編織SiCf/SiC復合材料的單軸拉伸應力-應變曲線。可知，縱、橫向試樣的拉伸應力-應變曲線存在明顯的區別。縱向試樣應力-應變曲線表現出明顯雙線性特征，可分為3個階段：第1階段應力在0～16 MPa之間，應力-應變曲線呈線性增長趨勢(試樣發生彈性變形)，三維六向編織SiCf/SiC復合材料的拉伸模量達到265.87 GPa；第2階段應力增至約16 MPa時，曲線斜率開始降低并表現出明顯的非線性特征，這預示著材料損傷的出現；第3階段當應力達到約170 MPa時，曲線斜率再次降低并呈準線性特征，這預示著材料的主承載單元發生變化，損傷開始在材料的各組成單元之間擴展轉移，直到達到最大強度后應力突降，曲線整體呈脆性斷裂特征。

圖3 三維六向編織SiCf/SiC復合材料縱向和橫向拉伸應力-應變曲線Fig.3 Three-dimensional six-directional braided SiCf/SiC composite longitudinal and transverse tensile stress-strain curves

橫向試樣應力-應變曲線則表現出明顯的非線性特征。初始階段，在0～7 MPa范圍內曲線呈線性增加，拉伸模量達到28.39 GPa；第2階段當應力增至約7 MPa后，曲線波動上升，預示了試樣損傷的出現；第3階段應力增加至21 MPa附近時，出現較大的過渡屈服平臺，當平臺持續較長一段時間后應力突降，材料失效，試樣整體呈明顯的假塑性斷裂特征[18]及較為顯著的能量耗散。

表1示出三維六向編織SiCf/SiC復合材料縱、橫向試樣拉伸強度、模量及斷裂應變值。可知，縱向試樣的平均拉伸強度(243.29 MPa)是橫向(23.45 MPa) 的10.37倍，平均拉伸模量(265.87 GPa)是橫向(28.39 GPa) 的9.36倍，平均斷裂應變(0.30%)與橫向(0.26%)所差無幾。

表1 三維六向編織SiCf/SiC復合材料拉伸力學性能Tab.1 Tensile mechanical properties of SiCf/SiC three-dimensional six-directional braided composites

2.1.2 拉伸失效模式

三維六向編織SiCf/SiC復合材料縱向單軸拉伸失效試樣損傷形貌如圖4所示。可知，縱向試樣的斷口整體呈Z字形。

圖4 縱向SiCf/SiC復合材料拉伸損傷形貌Fig.4 Longitudinal SiCf/SiC composite tensile damage morphology. (a) Ultra-depth of field images of front and side(×100); (b)Transverse matrix crack (×400); (c)Fiber extraction (×500); (d)Interface layer no debonding(×2 000); (e)Matrix debris (×2 500)

圖4(a)為利用超景深三維顯微鏡獲取的縱向試樣拉伸破壞形貌照片。可知，縱向試樣的失效模式包括橫向基體裂紋、纖維斷裂、四向紗剪切破壞。縱向拉伸時主要是五向紗及四向紗承擔載荷。裂紋起源于制備過程中產生的孔洞及微裂紋處，由于SiC纖維的抗拉強度遠大于SiC基體，因此，SiC基體首先開裂[19]，產生如圖4(a) 正面所示的橫向基體裂紋，并沿著六向紗近似呈Z字形擴展，形成了圖3中縱向應力-應變曲線的非線性段；基體裂紋飽和后載荷開始轉移到纖維上，五向紗產生縱向拉伸變形，傾斜的四向紗在轉動過程中受到基體的擠壓剪切力作用，形成了圖3中縱向應力-應變曲線的準線性階段；在達到最大應力值后纖維產生如圖4(a) 正面所示的斷裂，最終導致材料脆性斷裂失效，并形成圖4(a)側面所示的四向紗剪切破壞。

圖4(b)～(e)為利用SEM獲取的縱向試樣拉伸破壞形貌照片。由圖4(b)可知，破壞試樣存在橫向基體裂紋，這主要是由于六向紗的存在減緩了裂紋沿著編織軸向的擴展，而更多地沿著橫向擴展，使試樣斷裂區域變小且集中。圖4(c)、(d)、(e)中熱解炭界面層與纖維基體結合緊密，幾乎無四向纖維及五向纖維拔出，這是由于纖維與基體之間存在強結合力，導致微裂紋匯聚至界面層時并未發生偏轉，而是直接貫穿纖維，形成纖維及纖維束的脆性斷裂[20]，這可進一步從微觀角度說明縱向試樣在拉伸載荷下的脆性失效。

三維六向編織SiCf/SiC復合材料橫向單軸拉伸失效試樣損傷形貌如圖5所示。可知，橫向試樣的斷口整體平齊。

圖5 橫向SiCf/SiC復合材料拉伸損傷形貌Fig.5 Transverse SiCf/SiC composite tensile damage morphology. (a) Ultra-depth of field images of front and back(×100); (b)Axial matrix crack (×400); (c)Interfacial layer debonding and fiber debonding (×1 000); (d)Matrix fracture (×400); (e)Matrix debris (×2 500)

圖5(a)為利用超景深三維顯微鏡獲取的橫向試樣拉伸破壞形貌照片。可知，橫向試樣的失效模式包括軸向基體裂紋、基體脆斷、纖維抽拔。橫向拉伸時主要是六向紗與基體承力。試樣制備過程中產生的原始裂紋沿著編織軸向擴展，形成圖5(a)反面新的基體裂紋缺陷，隨著拉伸載荷的增大，微小裂紋逐漸匯集至界面層處，并在基體間發生偏轉，六向紗也在拉應力作用下逐漸張緊，形成圖3中橫向應力-應變曲線波動上升階段；在最大應力附近，基體同時承受橫向拉應力以及四向紗對其擠壓作用產生的剪切應力，使界面層滑移脫黏，最終導致基體逐漸失去對六向紗及四向紗的支撐作用，出現如圖5(a)正面所示的四向紗抽拔，形成圖3中橫向應力-應變曲線較大的屈服平臺，平臺持續一段時間后應力突降，形成圖5(a)反面基體連同六向紗的整體斷裂，最終導致橫向試樣韌性斷裂失效。

圖5(b)～(e)為利用SEM獲取的橫向試樣拉伸破壞照片。不同于縱向試樣，橫向試樣存在圖5(b)中由于剪切力引起的軸向基體裂紋，這是裂紋沿著四向紗內部擴展的結果。如圖5(c)所示，在纖維-界面層-基體單元體系中存在2種脫黏方式，即纖維與熱解炭界面層以及熱解炭界面層與基體之間的滑移脫黏，這種多重脫黏方式說明裂紋在纖維-界面層-基體單元的傳遞過程中發生了2次偏轉，消耗了更多的斷裂能[21]，裂紋尖端應力得以釋放使材料表現出較好的韌性，另外圖5(d)、(e)中基體存在較大的裂縫并伴有較長的裂紋偏轉路徑，纖維的表面及周圍存在較多的基體碎屑。這些現象都從微觀角度說明橫向試樣的韌性斷裂特征。

2.1.3 拉伸損傷機制

圖6示出三維六向編織SiCf/SiC復合材料在拉伸載荷作用下的縱向和橫向拉伸受力示意圖。試樣各點受到兩側均勻的拉伸應力而產生受力方向的拉伸變形，面內四向紗與基體相互擠壓產生剪切應力作用，即試樣的拉伸破壞為拉伸應力和剪切應力耦合的結果。

圖6 SiCf/SiC復合材料縱向和橫向拉伸受力圖Fig.6 Tensile force diagram of longitudinal (a) and transverse (b) direction of SiCf/SiC composite

不同取樣方向試樣的主承力紗不同，這也是造成縱向和橫向試樣力學行為及性能明顯差異的主要原因。拉伸載荷作用下縱向試樣強度遠大于橫向，這主要是由以下2個原因造成的：一方面，縱向拉伸時主要是五向紗與四向紗共同承擔載荷(見圖6(a))，而圖6(b)中橫向拉伸時纖維對承載的貢獻小，且僅有少數六向紗承擔載荷；另一方面，六向紗的分布特征致使縱向(4～5根/(10 mm))試樣標距區的主承力紗多于橫向(1～2根/(10 mm))試樣。另外由于橫向試樣僅有少量六向紗承受拉伸應力，從而缺少了纖維束網格對拉伸變形的約束作用，使得橫向試樣抵抗拉伸變形的能力較弱，導致縱向試樣的拉伸模量遠大于橫向試樣。

2.2 彎曲力學行為及失效分析

2.2.1 彎曲力學行為

圖7示出三維六向編織SiCf/SiC復合材料的三點彎曲應力-撓度曲線。可知，2種試樣均表現出明顯的假塑性斷裂特征。

圖7 三維六向編織SiCf/SiC復合材料縱向和橫向彎曲應力-撓度曲線Fig.7 Three-dimensional six-directional braided SiCf/SiC composite longitudinal and transverse bending stress-deflection curves

縱向試樣彎曲時應力-撓度曲線可分為3個階段：第1階段，應力在0～15 MPa范圍內試樣無損傷；第2階段，在15～380 MPa范圍內應力-撓度曲線斜率降低并呈非線性特征，預示著彎曲載荷下損傷的出現；第3階段，應力達到380 MPa后曲線在小撓度范圍內呈準線性特征，此時纖維彈性承載，在最大應力值附近存在小屈服平臺，應力在達到最大值后沒有發生突降，試樣最終在大撓度變形下韌性失效。

橫向試樣彎曲時曲線可分為3個階段：第1階段，應力在0～10 MPa范圍內曲線線性增加；第2階段，在10～90 MPa范圍內曲線斜率降低并波動上升，且在50和90 MPa時分別表現出小范圍的卸載現象，前者可能是由于基體裂紋的萌生與擴展，后者可能是由于基體裂紋飽和，載荷開始轉移到纖維上；第3階段，在最大應力附近存在屈服平臺，曲線在達到最大應力之后呈階梯式下降，呈假塑性斷裂特征。

表2示出三維六向編織SiCf/SiC復合材料縱、橫向試樣彎曲強度、模量及斷裂撓度。可知，復合材料縱向平均彎曲強度(469.76 MPa)是橫向(92.90 MPa)的5.06倍，另外三維四向編織SiCf/SiC復合材料室溫下的縱向彎曲強度(400 MPa)[22]低于三維六向編織結構，這歸因于五向紗的加入使得更多的纖維能均勻地承擔彎曲載荷。縱向試樣平均彎曲模量(117.31 GPa)是橫向試樣(80.81 GPa)的1.45倍，平均斷裂撓度(0.49 mm)是橫向試樣(0.30 mm)的1.63倍，這也說明在三點彎曲試驗中縱向試樣的韌性優于橫向試樣。

表2 三維六向編織SiCf/SiC復合材料彎曲力學性能Tab.2 Bending mechanical properties of three-dimensional six-directional braided SiCf/SiC composites

2.2.2 彎曲失效模式

三維六向編織SiCf/SiC復合材料縱向彎曲損傷形貌如圖8所示，其中圖8(a)為利用超景深三維顯微鏡獲取的縱向試樣三點彎曲破壞形貌照片。可知，縱向試樣的失效模式包括軸向基體裂紋、四向紗剪切破壞、纖維多簇級抽拔。材料在加載初期為線彈性無損階段，隨著彎曲載荷的增大，縱向試樣率先在下表面拉伸側發生破壞形成主控裂紋，裂紋沿著厚度方向由拉伸側向壓縮側逐漸擴展，在圖8(a)拉伸側形成與圖4縱向拉伸相似斷口。裂紋繼續擴展至中性面附近時，由于三維六向編織SiCf/SiC復合材料孔隙分布的隨機性及孔隙處較大的應力集中，裂紋擴展至孔隙處發生較大的偏轉，形成圖8(a)拉伸側四向紗的整體抽拔及軸向基體裂紋，對應圖7中縱向應力-撓度曲線的第2階段。在裂紋沿著厚度方向繼續擴展時，軸向基體裂紋也開始向五向紗和四向紗內部擴展，導致纖維與基體脫粘形成圖8(a) 壓縮側纖維的多簇級抽拔現象，對應圖7中縱向應力-撓度曲線中的小屈服平臺。這種多簇級抽拔方式延長了裂紋偏轉路徑和時間，可提高材料韌性，纖維的不同時承載還可有效提高材料強度。

圖8 縱向SiCf/SiC復合材料彎曲損傷形貌Fig.8 Longitudinal SiCf/SiC composite bending damage morphology. (a)Ultra-depth of field image on stretched side and compressed side (×100); (b)Step fracture (×300); (c)Fiber extraction (×150); (d)Fiber debonding (×2 500); (e)Fiber fragmentation (×400)

圖8(b)～(e)為利用SEM獲取的縱向試樣彎曲破壞形貌照片。從圖8(d)可知，脫黏主要發生在纖維與界面層之間。界面層松弛裂紋尖端應力使其發生偏轉和分叉，進而導致纖維的脫粘拔出，裂紋會沿著基體繼續擴展至其他纖維處，當裂紋擴展阻力小時纖維會先承載拔出，當裂紋擴展阻力大時纖維后承載拔出。裂紋的多重偏轉會導致纖維相繼抽拔進而在拉伸側形成如圖8(b)所示的纖維短拔臺階斷口，在壓縮側形成如圖8(c)所示纖維分次長抽拔的現象。這利于三維六向編織SiCf/SiC復合材料發揮補強增韌作用，部分抽拔出的纖維碎裂在試樣表面如圖8(e)所示。

三維六向編織SiCf/SiC復合材料橫向彎曲損傷形貌如圖9所示，其中圖9(a)為利用超景深三維顯微鏡獲取的橫向試樣三點彎曲破壞形貌照片。可知，橫向試樣的失效模式包括基體斷裂脫粘、四向紗剪切破壞、基體脆斷、纖維斷裂。復合材料的高溫制備環境使其纖維與基體之間熱膨脹系數失配，基體中會產生原生微裂紋。在橫向彎曲載荷作用下，基體開始萌生新裂紋并與原生裂紋匯聚，使得三維六向編織SiCf/SiC復合材料橫向試樣首先在拉伸側發生破壞，在圖9(a)拉伸側形成與圖5橫向拉伸相似的斷口，體現在圖7中橫向應力-撓度曲線中第2階段的非線性階段。隨著彎曲載荷增加，裂紋開始沿著厚度方向擴展。由于橫向試樣中主承擔彎曲載荷的六向紗少，因此，弱化了纖維對裂紋偏轉的阻擋作用，使得裂紋路徑幾乎為直線。當裂紋繼續擴展至壓縮側時，載荷開始轉移到六向紗及四向紗上，造成圖9(a) 壓縮側基體與纖維的脫粘，達到最大應力值后壓縮側纖維相繼脫粘斷裂，形成圖7橫向應力-撓度曲線階梯下降階段，材料最終韌性失效。斷裂后纖維與基體的結合程度高，其增韌效果不如縱向，體現在應力-撓度曲線上即橫向斷裂應變小于縱向斷裂應變。

圖9 橫向SiCf/SiC復合材料彎曲損傷形貌Fig.9 Transverse SiCf/SiC composite bending damage morphology. (a)Ultra-depth of field image on stretched side and compressed side (×100); (b)Crack growth (×2 000); (c)Broken base block (×600); (d)Debonding of interface layer (×2 000); (e)Fiber bundle pull out (×300)

圖9(b)～(e)為利用SEM獲取的橫向試樣彎曲破壞形貌照片。可知，四向紗及六向紗整體拔出且斷口平齊，纖維束內僅有少量纖維短拔，大部分纖維與基體結合緊密。這說明試樣整體界面結合強度較大，裂紋無法沿熱解炭界面層有效偏轉及傳遞載荷，導致僅在少數弱界面結合處發生界面脫粘，使得橫向試樣韌性和強度較低，這也形成了圖7中橫向應力-撓度曲線中屈服平臺較窄的現象。

2.2.3 彎曲損傷機制

圖10示出三維六向編織SiCf/SiC復合材料在彎曲載荷作用下的縱向和橫向彎曲受力示意圖。不同于拉伸受力，三點彎曲試驗中試樣上表面承受壓縮應力并向試樣中部擠壓，試樣下表面受到拉伸應力并向兩側擴展，且面內四向紗與基體相互擠壓形成剪切作用力，即三點彎曲載荷下試樣的破壞為壓縮、拉伸、剪切多力耦合作用的結果。

圖10 三點彎曲加載示意圖及SiCf/SiC復合材料縱向和橫向彎曲受力圖Fig.10 Three-point bending loading diagram (a) and bending force diagram of longitudinal (b) and transverse (c) direction of SiCf/SiC composite

對于縱向試樣，五向紗及四向紗垂直于壓輥承擔主要彎曲載荷，而對于橫向試樣，六向紗垂直于壓輥承擔主要彎曲載荷。如圖10(b)所示，縱向試樣在裂紋由拉伸側向彎曲側擴展過程中始終有五向紗及四向紗均勻承載，而圖10(c)中橫向試樣由于六向紗的分布特征僅能在一側有效承載，導致橫向試樣的纖維在彎曲破壞過程中無法有效承載，這也是縱向試樣彎曲強度大于橫向試樣的主要原因。另外對于縱向試樣，由于在垂直于壓輥的主承受彎曲載荷方向上能承擔彎曲載荷的五向紗及四向紗較多，載荷在沿著厚度方向傳播時應力得以較好的分配到纖維上，使得縱向試樣不易沿著厚度方向產生彎曲變形，導致縱向彎曲模量遠大于橫向試樣。

2.3 拉伸/彎曲強度關聯關系

相關研究[23-25]表明，陶瓷基復合材料的單軸拉伸強度與三點彎曲強度存在關聯關系為

式中:σt為拉伸強度,MPa；σb為彎曲強度，MPa；Vb為三點彎曲試樣體積,cm3；Vt為拉伸試樣標距段體積,cm3；m為材料的Weibull參數。

該式可用于估計陶瓷基復合材料的Weibull參數，使用此參數可以比較不同結構材料的強度分散性，其數值越大，材料強度分散性越小。另外按照本文試驗試樣尺寸，在已知三維六向編織SiCf/SiC復合材料三點彎曲強度的情況下，可以依據縱向及橫向試樣不同的m值推算出材料相應的拉伸強度，也可在已知拉伸強度的情況下估計材料的三點彎曲強度。SiCf/SiC復合材料的破壞成本較高，力學測試人員使用該方法評價SiCf/SiC復合材料的強度時可減少實驗量，節約成本。

經試驗及公式計算得到縱向和橫向試樣的拉伸強度與彎曲強度比值及m值如表3所示，計算時取平均強度值。可知，橫向試樣的Weibull參數僅為0.6，強度分散性大。而縱向試樣具有較大的Weibull參數5.3，其強度分布集中穩定性更高，這與吳守軍等[26]對三維編織Cf/SiC進行三點彎曲試驗統計所得結果一致。

表3 SiCf/SiC三維六向編織復合材料拉伸/彎曲關系Tab.3 Tension/bending relationship of SiCf/SiC three-dimensional six-directional braided composite

3 結 論

本文制備了三維六向編織SiCf/SiC復合材料，并使用微計算機斷層掃描技術(Micro-CT)獲得復合材料內部編織結構及孔隙分布，通過單軸拉伸、三點彎曲試驗，研究了SiCf/SiC三維六向編織復合材料在室溫下的力學性能及損傷機制，并使用掃描電子顯微鏡及超景深三維顯微鏡進行斷口形貌表征，得到以下主要結論。

1) 三維六向編織SiCf/SiC復合材料呈現明顯的各向異性特性，其縱向拉伸強度、拉伸模量、彎曲強度和彎曲模量分別是橫向對應指標的10.37、9.36、5.06和1.45倍。

2) 試樣的拉伸破壞為拉伸應力、剪切應力耦合作用的結果。縱向試樣裂紋沿著六向紗呈Z形擴展，導致材料脆性斷裂，而橫向試樣裂紋沿著編織軸向擴展，最終在較低的強度下發生韌性斷裂。

3) 三點彎曲載荷下的破壞為壓縮應力、拉伸應力、剪切應力多力耦合作用的結果。縱、橫向試樣裂紋沿著厚度方向由拉伸側向壓縮側擴展，并在兩側分別形成不同斷口形貌，最終導致縱、橫向試樣韌性斷裂失效，且縱向試樣的韌性優于橫向試樣。