戴云鋒， 張典堂， 劉曉東， 趙軍華， 孫 琎*

(1.江南大學 機械工程學院， 江蘇 無錫 214122； 2.江南大學 紡織科學與工程學院， 江蘇 無錫 214122)

復合材料因具有高比強度、高比剛度、輕質、耐腐蝕和抗疲勞等優(yōu)點，廣泛應用于汽車、航空航天、船舶、建筑和體育器材等領域[1-3]。傳統(tǒng)的復合材料層合板由于只在面內存在增強纖維，而在層和層之間只能依靠基體來傳遞和承受面外載荷，所以存在易分層的缺點。不同于層合復合材料，2.5D機織復合材料通過在厚度方向上接結經紗增強了層間性能，相對于層合復合材料其結構整體性更強，剪切強度和沖擊損傷容限更高[4-6]；2.5D機織復合材料又不同于三維正交機織復合材料接結經紗在厚度方向貫穿整個試件厚度，而是連接相鄰的兩層紗線且與厚度方向成一定角度，故在空間中僅視作半維。2.5D機織復合材料不僅具有織造工藝穩(wěn)定、一次成型和可連續(xù)化生產的特點，還具有生產效率高、生產成本低以及可設計性強等優(yōu)點，可滿足大規(guī)模的工業(yè)生產需求[7]。

復合材料在一些復雜的工作環(huán)境中，受到其他物體的撞擊，導致低速沖擊損傷事件時有發(fā)生。這類損傷通常受沖擊表面痕跡很小，目視難以發(fā)覺或勉強可檢，損傷往往發(fā)生在材料內部。在后續(xù)使用過程中，沖擊產生的基體裂紋等損傷會繼續(xù)拓展，易造成應力集中從而導致如壓縮強度、彎曲強度、彎曲剛度等材料性能降低[8]，所以對于材料抗沖擊性能的研究是很有必要的[9-10]。損傷表征除了沖擊損傷阻抗能力還有材料或結構在受到損傷后保證安全性的能力即損傷容限[11]。復合材料沖擊損傷被檢測和修復之前仍然能夠承受相應的工作載荷，所以在發(fā)生低速沖擊后還要進行壓縮試驗，測定沖擊損傷對結構性能的影響。當前的研究主要是圍繞2.5D機織復合材料抗沖擊性能的研究。Kazemianfar等[12]對比了2D與3D機織復合材料的抗沖擊性能，結果顯示3D機織復合材料能吸收更多的沖擊能量，且凹坑深度、分層及損傷面積更小。Bandaru等[13]對Kevlar/basalt新型混雜復合材料進行了低速沖擊試驗，發(fā)現該材料相較于單一增強組分復合材料能吸收更多的沖擊能量，并進行了相關的數值模擬，結果與試驗吻合較好。袁守忍等[14]研究了淺交直聯(lián)、淺交彎聯(lián)及深角聯(lián)3種結構2.5D機織復合材料的抗沖擊性能，發(fā)現淺交聯(lián)相較于深角聯(lián)抗沖擊能力更強，吸收的沖擊能量也更多。李明[15]研究了2.5D機織復合材料的剩余強度，在低速沖擊后對已損傷試件進行二次加工制成拉伸試件，測得的剩余強度可能會受到二次加工及拉伸試件切割位置選擇的影響。王柱成等[16]則考慮了溫度對2.5D編織復合材料沖擊及剩余強度的影響。當前，關于2.5D機織復合材料沖擊及沖擊后壓縮性能的研究主要集中在主軸方向上展開[17]，但實際應用中含沖擊損傷的部件在繼續(xù)服役時，載荷往往作用于材料的各個方向而非僅限于經緯方向。此外，偏軸方向的試驗研究也主要針對未損傷材料的拉伸、壓縮和彎曲等性能而進行。楊彩云[18]對2.5D機織復合材料多種結構在30°，45°及60°偏軸角度進行了拉伸、壓縮及彎曲試驗，得到了材料性能隨偏軸角度變化的星芒圖。Zhang等[19]對2.5D機織復合材料30°及45°偏軸角度進行了3點彎試驗。目前對于2.5D機織復合材料偏軸方向的沖擊后壓縮性能的報道相對較少。課題組針對2.5D機織復合材料受2種能量(26.8，80.0 J)沖擊后沿0°及45°方向的壓縮性能開展試驗研究，分析2.5D機織復合材料在不同沖擊能量下壓縮性能隨偏軸角變化的規(guī)律，旨在為2.5D機織復合材料在工程實踐中得到更為合理而有效的應用提供數據支撐。

1 低速沖擊試驗

1.1 試驗材料

試驗采用的增強材料為某有限公司提供的2.5D碳纖維機織預制體，預制體厚度為4 mm，由緯紗、經紗和接結經紗3個紗線系統(tǒng)組成；在厚度方向上共有4層緯紗、3層接結經紗及3層經紗，接結經紗在厚度方向貫穿2層緯紗，且在緯紗方向與經紗排列比為1∶1。紗線均采用某公司生產的T700系列碳纖維，密度為1 800 kg/m3，3種紗線系統(tǒng)的區(qū)別是碳絲數量不同?；w采用低分子液體雙酚A型環(huán)氧樹脂E51與593型固化劑按照3∶1的比例調配而成，試驗預制體及復合材料參數如表1所示。2.5D機織預制體結構如圖1所示。

1.2 試樣制備

本次試驗采用樹脂傳遞模塑成型(resin transfer molding， RTM)工藝制備2.5D機織復合材料。使用RTM工藝制備出的復合材料孔隙率低、纖維體積分數高，且制備的試樣表面光滑，成型后只需做小的修邊即可。制備具體流程為： 將預制體裁剪為300 mm×300 mm大小并在模具表面涂抹3～5遍足量的脫模劑，將預制體充分干燥并稱質量后放入模具中密封緊固，使用RTM注射機將調配好的樹脂在0.5 MPa壓力下注入模具中，充分浸潤織物后置于烘箱中進行后處理，待固化后進行脫模，最后按照ASTM D7136標準切割得到150.0 mm×100.0 mm×(4.0±0.1) mm的標準試件。試樣偏軸角度包括0°和45°，切割示意圖如圖2所示。

表1 2.5D機織復合材料詳細參數

圖1 2.5D機織預制體結構Figure 1 Structure of 2.5D woven preform

圖2 偏軸角試樣切割示意圖Figure 2 Cutting scheme of off-aixs angle sample

1.3 試驗裝置

低速沖擊試驗采用濟南某儀器公司STLH-300落錘沖擊試驗機，儀器設計標準參照ASTM D7136。沖頭采用半球形，直徑為16 mm，落錘總質量為6.141 kg，力傳感器量程為20 kN。試樣置于尺寸為300 mm×300 mm并在中心留有125 mm×75 mm矩形鏤空的支撐座上，通過支撐座定位孔調節(jié)沖擊位置為試樣正中心后，用4個氣動橡膠壓頭壓住試樣的4角進行固定。通過改變落錘升降高度來調節(jié)沖擊能量，本研究中總沖擊能量分別為26.8和80.0 J，沖擊能量與試樣厚度比值為6.5和20.0 J/mm，每種沖擊能量及偏軸角度試件共3件。試驗開始后，將落錘提升至所需高度，沖擊時沿兩側導軌做自由落體運動，并打開防二次沖擊裝置避免沖頭再次落下對試件造成二次損傷。由于高度限制，在不增加配質量的情況下如要獲得更高的沖擊能量，需使用蓄能彈簧以達到目標能量。試驗結束后落錘沖擊試驗系統(tǒng)會對沖頭載荷及速度傳感器采集的信息進行處理，并輸出試驗的載荷、位移、速度、加速度及能量等信息，經整理得到文中位移-載荷和時間-能量曲線，沖擊試驗儀器如圖3所示。

圖3 沖擊試驗儀器Figure 3 Drop-weight impact test apparatus

沖擊后壓縮試驗采用INSTRON 3385H萬能試驗機，參照ASTM D7137標準設計特制夾具對試樣進行夾持，加載速率為1.25 mm/min，試驗機及夾具如圖4所示。

圖4 沖擊后壓縮試驗設備及夾具Figure 4 CAI test apparatus and fixture

2 結果分析與討論

2.1 低速沖擊力學響應特性

低速沖擊試驗中，每種工況進行3次重復試驗，發(fā)現試驗結果重復性較好，下文中曲線數據為其中1次實驗結果。課題組選用半球形沖頭且給定的2種沖擊能量對試樣造成的損傷范圍有限，可忽略試樣在沖擊時因偏軸角度不同引起的邊界效應差異對沖擊結果的影響，即不同偏軸角試樣在相同沖擊能量下產生的損傷基本相同。

圖5所示為2種偏軸角度試樣在不同沖擊能量下的載荷-位移曲線。圖6所示為2種偏軸角度試樣在不同沖擊能量下的能量-時間曲線。

圖5 低速沖擊載荷-位移關系Figure 5 Load-displacement relations under low-velocity impact

圖6 低速沖擊能量-時間關系Figure 6 Energy-time relations under low-velocity impact

從圖5看出，2種偏軸角度試樣在相同沖擊能量下的載荷-位移曲線顯示出大致相同的趨勢，但45°試樣相對0°試樣峰值載荷更大且最大位移更小。在初始極小位移內(0.0～0.4 mm)，2種角度試樣載荷增長速度相同，說明初始彎曲剛度相同。但隨著沖頭位移的增加，45°試樣相較0°試樣載荷增長更快，導致這一現象的原因是隨著沖頭位移的增加，載荷不斷向外圍傳遞，在沖擊中心位置時45°試樣比0°試樣具有更長的接結經紗及經紗，使得45°試樣具有更大的面內剛度。隨著沖頭位移的繼續(xù)增加，載荷進入較為平穩(wěn)的平臺區(qū)階段，試樣開始出現損傷并不斷累積；在26.8 J沖擊能量下，峰值載荷出現在沖頭回彈瞬間，說明沖擊對試件造成的損傷相對較??；而在80.0 J沖擊能量下，峰值載荷出現在位移約為10.0 mm處，說明試樣此時出現了嚴重的結構損傷，導致試樣總體承載能力下降，較小的回彈距離以及彈性回復能量也印證了這一點。

從圖6中可以看出，在實際沖擊能量相近的情況下(圖中虛線對應能量值)，試樣由于塑性變形和損傷耗散的能量也幾乎相同。當沖擊能量為80.0 J時，實際沖擊能量出現了極小的偏差，這是因為在沖擊能量較大而使用蓄能彈簧時，蓄能彈簧存在誤差，導致沖頭傳遞給試樣的能量出現1.1 J的小幅偏差，進而試樣耗散的能量也存在極小偏差，但是差值占總能量的比例極小。表2所示為4種低速沖擊試驗結果比較。

表2 低速沖擊試驗結果

2.2 沖擊損傷分析

為了探究沖擊對試樣造成的損傷，使用專業(yè)照相機及光學顯微鏡在毫米尺度下拍攝了0°和45°試樣分別在26.8和80.0 J沖擊能量下的正反面損傷形貌，并使用反射式超聲C掃描技術對含有沖擊損傷的試樣進行掃描。根據掃描結果可以觀察出不同沖擊能量下2種偏軸角度試件損傷區(qū)域的范圍、形狀和拓展方向，還可以使用圖像軟件估算沖擊損傷面積。圖7所示為26.8 J沖擊能量下試樣正反面損傷形貌。對于試樣沖擊正面凹坑深度可以使用千分表測量，具體數據見表3。

圖7 26.8 J沖擊能量下試樣正反面損傷形貌Figure 7 Damage morphology of sample after low-velocity impact under 26.8 J impact energy

表3 材料損傷統(tǒng)計

由圖7可以觀察到2種偏軸角度試樣在26.8 J能量沖擊下，沖擊正面區(qū)域基體都存在一些裂紋，而在沖擊反面均存在較明顯的基體開裂、纖維脫粘以及少量的纖維斷裂。在試樣反面還可以觀察到2種試樣纖維脫粘方向隨著偏軸角度變化而變化，且都是沿著緯紗方向分布，這種現象在沖擊能量為80.0 J時試樣上更加明顯。

由圖8可以看出80.0 J沖擊能量造成的沖擊損傷更為嚴重。2種偏軸角度試樣正面的凹坑都很明顯，在凹坑周圍存在明顯的基體開裂和纖維脫粘，同時在凹坑深處還可以發(fā)現纖維斷裂。2種試樣反面均可觀察到大量纖維沿經、緯方向發(fā)生拉伸斷裂，斷裂帶總體呈“十字型”分布，這與經緯紗為主要承載對象有關。試樣反面發(fā)生纖維脫粘的位置大部分集中在受沖擊中心部位的兩側并沿緯紗方向延伸，形成這種現象及分布的原因是：在沖擊過程中試樣產生較大變形(由載荷-位移曲線可以看到位移最大可以達到16.861 mm)，較大的沖擊力及變形導致位于沖擊中心周圍的緯紗直接發(fā)生斷裂，而兩側較遠位置還未發(fā)生斷裂的緯紗在后續(xù)的沖擊過程中也產生較大的離面位移，導致試樣背面緯紗方向的接結經紗間的基體受到擠壓，出現纖維脫粘現象。

圖8 80.0 J沖擊能量下試樣正反面損傷形貌Figure 8 Damage morphology of sample after low-velocity impact under 80.0 J impact energy

從圖9(a)和圖9(b)可以看出，沖擊能量為26.8 J時，0°與45°試樣的沖擊損傷面積較??；圖9(c)和圖9(d)為80.0 J沖擊能量的掃描結果，在試樣沖擊位置出現的橢圓形白色區(qū)域表示試件上的凹坑及發(fā)生嚴重損傷的區(qū)域，橢圓形的長短軸分別對應經、緯向，即損傷沿經向延伸的距離略大于緯向，這與緯紗相對于經紗具有更大的細度，能承載更大的載荷有關。經估算，2種偏軸角度試樣在同一沖擊能量下的損傷面積和凹坑深度相近，相差在5%以內。

2.3 沖擊后壓縮性能分析

沖擊后壓縮試驗依據ASTM D7137標準執(zhí)行。對4組共12件有沖擊損傷試樣進行壓縮性能測試，試驗重復性較好，圖10所示的載荷-位移曲線數據為其中一組試驗結果。

圖9 試樣超聲C掃描結果Figure 9 Ultrasonic C-scan images of sample

圖10 沖擊后壓縮力學響應結果Figure 10 CAI mechanical response

2種偏軸角度試樣經過不同沖擊能量沖擊后的壓縮力學響應特征如圖10所示。從圖10可以發(fā)現偏軸角造成的影響非常顯著。0°試樣的載荷隨位移的增加快速增長，達到峰值后迅速下降，試樣隨即失效，記錄該峰值載荷用于計算壓縮強度；45°試樣則產生較大位移，載荷隨位移的增加發(fā)生非線性增長，并逐漸趨于穩(wěn)定，待試樣壓縮至設定的最大安全距離時，試驗終止，并記錄穩(wěn)定后的載荷值用于壓縮強度的測算。

為了更好地比較不同工況下的實驗結果，課題組給出了沖擊后壓縮強度如表4所示，數據結果為3件試樣的平均值，且各結果誤差小于5%?？梢钥闯觯?種沖擊能量沖擊后，0°試樣的壓縮強度均大于45°試樣，0°試樣壓縮強度隨沖擊能量的增加下降較為明顯，而45°試樣壓縮強度隨沖擊能量的增加下降幅度相對較小。圖10(a)，圖10(b)，圖10(e)和圖10(f)給出了0°和45°試樣沖擊后壓縮的損傷形貌。同一偏軸角度試樣在不同沖擊能量下發(fā)生壓縮損傷的位置并無明顯變化，而不同偏軸角度試樣的壓縮損傷位置卻有所不同。

表4 沖擊后壓縮試驗結果

0°試樣并沒有在受沖擊部位產生明顯的壓縮損傷，而是在靠近試樣端部的位置發(fā)生壓潰，損傷沿試樣橫向分布,屬于ASTM D7137標準中LGM沖擊后壓縮失效形式。試驗使用的夾具對試樣中部的約束較強，當試樣損傷較小時，可能會使端部發(fā)生壓潰[20]。0°試樣的載荷-位移曲線近似線性，其載荷隨著位移的增加迅速增長，在位移分別達到1.335 mm(26.8 J )及1.037 mm(80.0 J)時發(fā)生壓縮破壞，表現出一定的脆性特征。出現這種現象的原因是由于0°試樣在承受壓縮載荷時，緯紗為主要承載結構，載荷主要作用在緯紗的軸向上，由于碳纖維的軸向力學性能較強且一般表現出脆性特征，所以0°試樣在沖擊后壓縮過程中表現出一定的脆性特征，且沖擊后壓縮強度較高。

從圖10(d)和圖10(h) 45°試樣可以看出，45°試樣表現出明顯的非線性特征，且載荷隨著位移的增大緩慢增長并逐漸趨于穩(wěn)定，經2種能量沖擊后的壓縮位移均超過3.000 mm，表明材料在45°方向上存在較強的韌性。45°試樣在承受壓縮載荷時，載荷方向與經、緯紗方向呈45°夾角，紗線同時處于受壓和受剪的狀態(tài)，碳纖維的剪切性能較弱，無法承擔過多載荷，因此富樹脂區(qū)基體也承擔了相當一部分載荷，而基體一般被視為粘彈性材料，所以45°試樣在沖擊后壓縮過程中表現出一定的韌性特征，呈現出較低的壓縮強度和較大的位移，受沖擊部位周圍發(fā)生基體壓縮及剪切破壞。以上分析說明本次研究的2.5D機織復合材料的沖擊后壓縮力學性能受材料偏軸角度的影響較大。

由以上分析可以知道，不同偏軸角度試樣沖擊后壓縮力學響應特征及損傷形貌相差較大是因為：一方面，2.5D機織復合材料的結構特征決定了其所受的沖擊損傷具有方向性，即該材料受沖擊時，沿各個方向的損傷程度是不同的，低速沖擊損傷主要分布在沖擊位置周圍，具體形式包括基體開裂、沿緯紗方向分布的纖維脫粘以及沿經、緯紗方向分布的纖維斷裂；另一方面，試樣偏軸角度的不同導致其在沖擊后壓縮過程中的承載方式、受力狀態(tài)和損傷機理亦不相同。

3 結論

1) 在低速沖擊載荷作用下，2.5D機織復合材料所受損傷受其經、緯紗方向及分布影響較大。在26.8 J沖擊能量下，試樣沖擊損傷主要以基體損傷為主；80.0 J沖擊能量造成的損傷更為嚴重，試樣正面凹坑更加明顯，出現大量纖維斷裂損傷，斷裂帶呈“十字型”分布。

2) 2.5D機織復合材料在沖擊后壓縮試驗中沿不同方向表現出明顯不同的力學響應特性，這是由材料本身的結構特點(經、緯紗方向與分布)以及低速沖擊所產生的損傷沿不同方向具有差異性所導致。0°試樣沖擊后壓縮強度較高，壓縮變形量較小，應力-應變關系呈現出一定的脆性特征；45°試樣沖擊后壓縮強度較低，存在較大的非線性變形，表現出一定的韌性特征。0°試樣的沖擊后壓縮強度隨沖擊能量的增加相較45°試樣下降更為明顯。

3) 在研究2.5D機織復合材料沖擊后壓縮性能時，除主方向外，還需充分考慮材料沿其它方向的性能，以便做出更全面地表征，進一步提高其使用效能。據此，在選用2.5D機織復合材料設計結構件時，可根據構件的承載需要，特別是受沖擊后沿不同方向的性能要求，合理設計材料的工藝參數和鋪設角度，并對是否需要搭配其它材料使用做出有效評估。