謝宗蕻, 蔡書杰, 郭 奇, 李 想

（西北工業(yè)大學(xué) 航天學(xué)院，西安 710072）

碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料由于其高的比強(qiáng)度和比模量、耐高溫、耐疲勞等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域。據(jù)統(tǒng)計(jì)，復(fù)合材料的各種損傷破壞形式中，分層失效約占60%[1]，分層會(huì)導(dǎo)致復(fù)合材料承載力顯著下降，分層的擴(kuò)展使得層合結(jié)構(gòu)的剛度和強(qiáng)度迅速下降[2]。由于層間強(qiáng)度遠(yuǎn)低于纖維強(qiáng)度，故層間強(qiáng)度是層板強(qiáng)度的弱環(huán)，低的層間強(qiáng)度和高的層間應(yīng)力容易導(dǎo)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(nèi)外復(fù)合材料已將層間斷裂韌度作為表征基體性能的重要指標(biāo)，層間斷裂韌度問題是工程中的研究熱點(diǎn)。

目前針對(duì)Ⅰ型層間斷裂韌度主要采用雙懸臂梁實(shí)驗(yàn)與理論計(jì)算或有限元模擬相結(jié)合的方法[3]，雙懸臂梁實(shí)驗(yàn)方法是由Whitney等[4]于1982年提出用于復(fù)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(fù)合材料層板Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中裂紋的擴(kuò)展，他們?cè)诹鸭y尖端劃出一個(gè)區(qū)域作為子模型，單元密度高于全局模型，在保證精度的同時(shí)減少了單元規(guī)模，節(jié)省了計(jì)算時(shí)間和資源。矯桂瓊等[6]采用鉸鏈?zhǔn)诫p懸臂梁試件研究了纖維橋連和試件厚度對(duì)復(fù)合材料層板斷裂韌度的影響。ENF實(shí)驗(yàn)方法由Barrett和Foschi研究木質(zhì)梁層間斷裂首次提出，Russell等[7]將此方法用于先進(jìn)復(fù)合材料Ⅱ型層間斷裂韌度應(yīng)變能釋放率的研究[7]。于志成[8]對(duì)復(fù)合材料Ⅱ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)試件尺寸和加載速率對(duì)計(jì)算結(jié)果沒有影響。肖軍等[9]研究了單向?qū)雍投嘞驅(qū)訉?duì)復(fù)合材料層合板Ⅱ型斷裂韌度的影響。吳妙生等[10]對(duì)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料斷裂韌度細(xì)觀機(jī)理進(jìn)行了分析，研究了纖維材料和纖維走向、基體韌性對(duì)復(fù)合材料層板斷裂韌度的影響。侯大寅[11]從纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的斷裂機(jī)理，分析了影響其斷裂韌度的主要因素。

目前國內(nèi)關(guān)于熱壓罐和熱補(bǔ)儀固化方式對(duì)復(fù)合材料斷裂韌度的影響的研究結(jié)果鮮見報(bào)道。本工作采用DCB和ENF方法對(duì)碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料Ⅰ型和Ⅱ型層間斷裂韌度進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，分析Ⅰ型和Ⅱ斷裂韌度裂紋擴(kuò)展特性和載荷隨裂紋擴(kuò)展的變化。同時(shí)，對(duì)熱壓罐固化和熱補(bǔ)儀固化的兩種不同類型試件的斷裂韌度進(jìn)行對(duì)比分析。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

1.1 試件設(shè)計(jì)及實(shí)驗(yàn)設(shè)備

根據(jù) ASTM 5528（01）和 HB7403—1996 標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)了Ⅰ型和Ⅱ?qū)娱g斷裂韌度實(shí)驗(yàn)試件，試件材料為 T300/CYCOM970，在 177 ℃ 環(huán)境下固化 2 h 制成。每種類型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)分別采用熱壓罐和熱補(bǔ)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(zhǎng) 140 mm，寬 20 mm，預(yù)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(zhǎng) 140 mm，寬 25 mm，預(yù)制裂紋 40 mm。層合板鋪層為[0]12，總厚度 3 mm。

根據(jù)ASTM 5528（01）標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)了Ⅰ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)夾具，參見圖2（a）。根據(jù)HB7403—1996設(shè)計(jì)了Ⅱ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)夾具，參見圖2（b）。

圖1 試件尺寸 （a）Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)試件尺寸;（b）Ⅱ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)方法

Ⅰ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)首先在裂紋尖端位置做好標(biāo)記，然后在試件前后兩側(cè)裂紋尖端附近及外延部分涂白色油漆，并在裂紋擴(kuò)展方向向外量取5 mm，做好標(biāo)記，在后面的 50 mm 內(nèi)每隔 5 mm 劃一條細(xì)豎線，如圖3（a）所示。用細(xì)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(cè)涂液體膠水，粘貼夾具，并保證夾具的平行性和對(duì)中性。安裝光學(xué)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(xù)記錄載荷位移曲線，記錄能較為明顯地看見裂紋尖端時(shí)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(jī)對(duì)裂紋尖端位置做連續(xù)記錄，并觀察裂紋尖端擴(kuò)展是否穩(wěn)定。裂紋向外擴(kuò)展約45 mm左右時(shí)，停止實(shí)驗(yàn)，然后卸載。

Ⅱ型層間斷裂韌度實(shí)驗(yàn)同樣在裂紋尖端位置做好標(biāo)記，然后在試件前后兩側(cè)裂紋尖端附近及外延部分涂白色油漆，并在裂紋擴(kuò)展方向向外量取5 mm，并做好標(biāo)記，如圖4（a）所示。調(diào)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(zhǎng)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(dāng)裂紋擴(kuò)展 5 mm 左右時(shí)，停止加載。調(diào)整支座跨距2L為100 mm，按有效裂紋長(zhǎng)度 a = 25 mm 裝夾試件，并保證試件的長(zhǎng)度方向與支座和加載頭垂直。施加載荷，記錄試件受載點(diǎn)處的載荷-撓度曲線。當(dāng)載荷下降時(shí)，停止實(shí)驗(yàn)。

圖3 Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn) （a）試件標(biāo)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(shí)驗(yàn) （a）試件標(biāo)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(shí)驗(yàn)載荷位移曲線Fig.5 Load displacement curve of mode I fracture toughness test

2 結(jié)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(shí)驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展特點(diǎn)

從實(shí)驗(yàn)結(jié)果看由載荷-位移曲線可知，裂紋擴(kuò)展過程并不是非常穩(wěn)定，載荷隨著位移以及裂紋長(zhǎng)度的增加出現(xiàn)上下波動(dòng)。這從實(shí)驗(yàn)觀察中也得到印證，裂紋擴(kuò)展并不完全是緩慢穩(wěn)定進(jìn)行的，時(shí)而會(huì)出現(xiàn)突然向前跳躍的現(xiàn)象，并且隨著裂紋擴(kuò)展的增加更趨于不穩(wěn)定。因此，依據(jù)ASTM D5528-01（07）標(biāo)準(zhǔn)，為促使DCB試件產(chǎn)生自然的Ⅰ型裂紋，在第一次裂紋擴(kuò)展后，對(duì)試件卸載，然后進(jìn)行二次加載是有必要的。從圖5中可以發(fā)現(xiàn)，采用熱壓罐固化的試件比采用熱補(bǔ)儀固化的試件承載能力要強(qiáng)，這是由于熱補(bǔ)儀采用加熱毯作為熱源，可能會(huì)導(dǎo)致溫度不均，溫度不均會(huì)影響復(fù)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(fù)合材料層間有效壓實(shí)，容易產(chǎn)生空隙等缺陷，這些缺陷會(huì)導(dǎo)致試件的承載能力降低。

2.1.2 Ⅰ型層間斷裂韌度應(yīng)變能釋放率計(jì)算

層間斷裂韌度的計(jì)算目前有修正梁理論法、柔度標(biāo)定法和修正柔度標(biāo)定法，本工作采用柔度標(biāo)定法計(jì)算Ⅰ型層間斷裂韌度?；跍y(cè)量數(shù)據(jù)，得到 lg（δi/Pi）～log（ai）的對(duì)應(yīng)關(guān)系。采用最小二乘法對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，由擬合獲得的直線的斜率計(jì)算指數(shù)n，如圖6所示。則Ⅰ型層間斷裂韌度可計(jì)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(duì)應(yīng)P的試件受載點(diǎn)撓度，mm；a為有效裂紋長(zhǎng)度，mm；b為試件的寬度，mm。

對(duì)每一組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，計(jì)算其平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和離散系數(shù)（以百分比表示）如下：

從表1的數(shù)據(jù)可以看到采用熱壓罐固化的試件比采用熱補(bǔ)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(shù)較小，數(shù)據(jù)一致性較好。這是因?yàn)椴捎脽釅汗薰袒?，膠層與預(yù)浸料結(jié)合良好，孔隙率低。修補(bǔ)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(shí)驗(yàn)中裂紋擴(kuò)展特點(diǎn)

測(cè)試時(shí)將試件安裝在三點(diǎn)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(kuò)展情況。從實(shí)驗(yàn)中可以觀察到，載荷起初線性增長(zhǎng)，裂紋不擴(kuò)展。當(dāng)載荷接近臨界載荷時(shí)，裂紋前端有少許擴(kuò)展，載荷位移曲線呈現(xiàn)非線性。當(dāng)?shù)竭_(dá)臨界載荷時(shí)，裂紋沿層間迅速擴(kuò)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(bǔ)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(yīng)變能釋放率計(jì)算

通過試驗(yàn)機(jī)記錄裂紋擴(kuò)展時(shí)的臨界載荷P，通過百分表記錄裂紋擴(kuò)展時(shí)的壓頭位移δ。Ⅱ型層間斷裂韌度可按下式計(jì)算

式中：GⅡC為Ⅱ型層間斷裂韌度，N/mm；P為裂紋擴(kuò)展臨界載荷，N；δ為對(duì)應(yīng)P的試件受載點(diǎn)撓度，mm；a為有效裂紋長(zhǎng)度，mm；W為試件的寬度，mm；2L=跨距，mm。平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和離散系數(shù)的處理同I型斷裂韌度。

同樣的從表2的數(shù)據(jù)可以看到采用熱壓罐固化的試件比采用熱補(bǔ)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(shù)較小，數(shù)據(jù)一致性較好。這說明采用熱壓罐固化方式比采用熱補(bǔ)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(yàn)載荷位移曲線Fig.7 Load displacement curve of mode Ⅱ fracture toughness test

3 結(jié)論

（1）Ⅰ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中產(chǎn)生的裂紋擴(kuò)展過程不穩(wěn)定，載荷隨著位移以及裂紋長(zhǎng)度的增加出現(xiàn)上下波動(dòng)。在其他條件相同的情況下采用熱壓罐固化比采用熱補(bǔ)儀固化材料的承載能力大。

（2）Ⅱ型斷裂韌度實(shí)驗(yàn)中裂紋起初不產(chǎn)生，當(dāng)?shù)竭_(dá)臨界載荷時(shí)裂紋迅速擴(kuò)展，載荷下降，試件破壞。

（3）T300/CYCOM 970碳纖維增強(qiáng)復(fù)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(bǔ)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(bǔ)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