复合材料0°/45°层间界面I型、II型和I/II混合型分层实验研究

王雅娜, 陈新文, 龚 愉

（1.中国航发北京航空材料研究院，北京 100095；2.北京航空航天大学 宇航学院，北京 100191）

碳纤维增强树脂基复合材料是碳纤维与树脂基体通过物理和化学方法在宏观尺度上组成的具有优异性能的材料，具有高强度、高模量的力学性能和抗化学腐蚀、低热膨胀等优良的物理性能[1-2]。在飞机结构上碳纤维增强复合材料正逐步取代传统金属材料，不仅应用比例在逐渐提高，应用部位也从次承力结构发展到主承力结构。随着复合材料结构服役环境的恶化，复合材料层间性能薄弱的缺点日益凸显。复合材料结构在制造、维修、服役过程中容易发生分层，且分层一旦萌生极易扩展，造成结构的快速失效，因此分层一直是复合材料结构实际应用中重点关注的问题[3-4]。为了在工程应用中大量使用复合材料，必须深入了解其分层行为的特性，研究其分层扩展规律，以便在设计中扬长避短，提高复合材料的使用效率。

根据不同的受载形式，复合材料结构中的分层通常分为张开型（I型）、滑开型（II型）和撕开型（III型）三种基本类型[5]。复合材料中的分层往往被限制于层间，故复合材料分层模式往往是混合型的。研究表明实际复合材料结构中III型分层所占比重较小，因此现存的研究大都集中于I型、II型和I/II混合型分层[6]。作为一种特殊的断裂行为，复合材料分层大都采用临界应变能释放率Gc作为层间断裂韧度的表征量，这是由于复合材料分层前缘的应力场非常复杂，分层前缘张开位移振荡并相互贯穿，具有病态解，应力强度因子K无显示表达式，故很难通过对分层前缘应力场的分析来确定应力强度因子K[7-8]。

目前，复合材料层间断裂韧度的评估大都采用单向板，大量相关的实验与理论研究也大都围绕单向板中的分层行为展开。然而，工程实际中的复合材料结构往往是多向层板，分层往往发生在具有不同铺层角度的单层之间。大量研究表明发生在不同角度铺层间界面的分层行为和断裂韧度与单向板分层呈显著差异[9-12]。此外，相同分层界面处，在不同分层模式下的分层行为和断裂韧度值也差异明显。研究表明碳纤维增强复合材料I型层间断裂韧度主要取决于基体，数值大多在几百J·m–2的量级，II型层间断裂韧度的数值则可达到几千J·m–2量级，I/II混合型层间断裂韧度数值介于两者之间，但断裂韧度值与加载混合比（II型分层载荷所占比例）之间无线性关系[13-15]。因此，针对多向层板中典型分层界面处各种不同分层模式下分层行为的研究有助于全面理解复合材料分层行为，能为工程实际中复合材料结构设计提供指导。

本工作针对不同加载混合比下，T800/环氧复合材料0°/45°分层界面的层间断裂韧度和分层扩展行为开展系统的研究，分别采用DCB、ENF和MMB实验方案开展复合材料I型、II型和I/II混合型分层测试，获得不同加载混合比下复合材料分层的断裂韧度，研究分层扩展行为。鉴于无法通过穷尽所有加载混合比下的分层测试而获得任意加载混合比下的层间断裂韧度值，本工作对不同加载混合比下分层断裂韧度的数据进行拟合，建立一个以加载混合比为自变量的0°/45°界面层间断裂韧度的预测公式，利用该公式可对T800/环氧复合材料0°/45°分层界面在任意加载混合比下的层间断裂韧度值进行预测。

1 实验材料及方法

1.1 材料

试件采用CYTEC公司生产的T800/环氧（CYCOM X850）复合材料预浸料制备，纤维体积含量约为57.6%，单层厚度为0.188 mm，单层的力学性能为：E1= 195.3 GPa，E2= 8.58 GPa，G12=4.57 GPa，ν12= 0.337。

1.2 试件制备

复合材料分层试件的铺层顺序为（–45°/0°/45°）S（45°/0°/–45°）S//（0°/45°/–45°）S（0°/–45°/45°）S。在复合材料试件的铺设过程，在试件中面嵌入长度为40 mm、厚度小于0.013 mm的不粘薄膜（聚四氟乙烯薄膜）作为预埋的分层，从而保证实验过程中分层能沿设定的0°/45°界面扩展。随后将上述预浸料放入热压罐，在6个标准大气压和120 ℃条件下进行固化后，将成型的层合板放置在实验室环境下12 h以上，最后借助超声C扫，在层合板的无缺陷部位切割出所需试件。

1.3 测试

对静载作用下的I型、II型及其3种不同加载混合比（φ = 0.25，0.5，0.75）下的 I/II混合型分层行为开展实验研究，每种加载情形下分别测试2个试件。实验环境为常温干态，试件在该环境下存放超过24 h后才开始实验。实验在MTS880电液伺服材料试验机上进行，载荷传感器量程为1500 N。实验过程的载荷由试验机传感器记录，加载位移由与夹头相连的LVDT传感器读取。分层前缘位置通过带工具显微镜（JXCE-DK）的电位移平台来跟踪。工具显微镜的放大倍数为50 × ，电位移平台上的光栅尺分辨率为5 μm，两者配合可以实现精度达0.01 mm的裂纹长度测量。为了增加光学测量图像中裂纹与非裂纹区域的对比度，试样的侧面涂了一层白色涂改液。

I型分层实验按ASTM D 5528—2013采用双悬臂梁（DCB）的加载形式。加载速率控制为0.1 mm/min以保证分层缓慢、稳定地扩展。实验过程中实时地记录分层长度，及其对应的载荷和位移，以便获得I型分层扩展过程中的R曲线。

II型分层实验按ASTM D7905/D7905M—2014采用三点弯（ENF）的加载形式，加载压头和支座圆角的半径均为5 mm，跨距2L为100 mm。实验中无法获得稳定的分层扩展过程，只能得到II型分层起始的断裂韧度值。

I/II混合型分层实验按ASTM D6671/D6671M—2013采用混合模式弯曲（MMB）的加载形式，为获得缓慢的分层扩展过程，选取的加载速率为0.01 mm/min。过程中实时记录载荷、位移、分层长度数据。

2 结果与分析

2.1 分层扩展过程中的载荷-位移响应

不同分层模式下，复合材料层板0°/45°分层界面分层扩展过程中的载荷-位移响应如图1（a）～（e）所示。按照定义，加载混合比即为II型分层分量所占的比例，故DCB（纯I型分层）实验的加载混合比φ为0，ENF（纯II型分层）实验的加载混合比φ为1。由图1可知，随着加载混合比φ的增加，试件能承受的最大载荷显著提高，说明II型分层载荷分量所占的比例越大，越不容易发生分层扩展。此外，随着加载混合比的增加，试件在达到最大载荷前载荷-位移曲线呈现出的非线性也越来越明显，这是由于II型分层分量所占比例越高，试件所承受的面内剪切变形越大，鉴于复合材料具有显著的剪切非线性，因此试件载荷-位移曲线的非线性也越来越显著。

2.2 分层扩展行为

5种加载混合比下的分层扩展实验中，只有三种情形下具有稳定的分层扩展行为，分别是φ =0（DCB），φ = 0.25（MMB）和 φ = 0.5（MMB），而 φ =0.75（MMB）和 φ = 1（ENF）下无稳定的分层扩展行为，分层一旦起始就迅速失稳扩展，可见加载混合比越高，稳定的分层扩展行为越难以维持。

DCB实验过程中分层扩展阻力（断裂韧度）随分层扩展距离a变化的曲线如图2（a）所示，呈现为明显的R阻力曲线的特征。DCB实验中分层起始后，随着位移型载荷的持续施加，分层稳定地向前扩展，分层扩展阻力逐渐上升。当分层长度达到一定值后，分层扩展阻力在某个稳定的数值附近波动。在测试过程中，分层扩展过程伴随着显著的纤维桥联，如图2（b）所示，这被认为是造成分层阻力持续上升的原因。然而，分层扩展阻力并不是随着分层长度的增加而无限地提高，而是最终达到某个稳定值，这是由于纤维桥接的显著影响只集中于分层后缘一段范围内，超过这个桥接显著影响区，桥接纤维的影响可以忽略，纤维桥接的影响最终会达到一种动态平衡，即饱和状态。

在 φ = 0.25 和 φ = 0.5 的 MMB 实验中，分层起始时分层扩展十分不稳定，当目测发现分层起始时，分层已经向前扩展了一段较长的距离，但是随着分层长度的增加，分层扩展逐渐趋于稳定（见图3和图4）。上述两种情形下的分层扩展阻力（断裂韧度）随分层扩展距离a变化的曲线分别如图3（a）和图4（a）所示，同样具有R阻力曲线的特征。在整个分层扩展过程中，分层阻力随分层扩展长度的增加呈逐渐上升的趋势，并且当分层长度超过一定范围后，分层扩展阻力同样将在某个稳定的数值附近波动。在φ = 0.25 和 φ = 0.5 的 MMB 实验中，同样观察到纤维桥联的发生，如图3（b）和图4（b）所示，而通过对分层后界面的放大观察，可见显著的剪切塑形变形，上述两种因素被认为是造成MMB实验中分层扩展阻力行为的原因。

2.3 分层断裂韧度预测公式

由图2（a）～4（a）所示三种加载混合比下分层扩展的断裂韧度可知，分层起始的断裂韧度值随加载混合比的增加而增加，而分层稳定扩展阶段的断裂韧度稳定值与加载混合比之间未呈现显著的规律。事实上，相比于分层扩展过程中的断裂韧度，分层起始时的断裂韧度往往是工程中更关心的测量值。为了准确测得分层起始的断裂韧度值，需要对分层起始状态进行准确判断。现存的研究中，判断分层起始的方法主要有4种[13]：（1）以肉眼观察判断分层起始状态；（2）以载荷-位移曲线最初偏离线性的数据点作为分层起始状态；（3）载荷-位移曲线线性段斜率降低5%绘制直线与原载荷-位移曲线相交，若该交点在最大载荷出现之前，以该交点作为分层起始状态，否则以最大载荷时作为分层起始状态；（4）采用先进的声学设备捕捉分层起始状态。鉴于分层前缘的形状从宽度方向看通常表现为中间凸起的拇指型，两边缘的分层要迟于中间位置，然而肉眼观察只能判断试件边缘的分层状态，因此使用第（1）种方法不能准确判断分层起始状态。方法（3）是一种借鉴于普通材料的方法，鉴于复合材料宏观各向异性和细观不均匀性等特点，上述两种方法不具有较好的适用性。方法（4）是最精确的方法，但是声学设备成本过高，使用过程较为复杂。最终权衡各种因素，方法（2）被认为具有较好的精度和可操作性，因此本研究中采用方法（2）判断分层起始，由此计算得到的不同加载混合比下对应分层起始的断裂韧度初始值如表1所示。

表1 不同加载混合比下对应分层起始的断裂韧度初始值Table1 Initiation fracture toughness of delamination with different mixture ratios

由表1可知，随着加载混合比φ的增加，分层起始的断裂韧度值随之增加，这是由于随着II型分层比例的增加，分层界面的断面粗糙度和微观断面面积随之增加，进而将引起更大的分层阻力。为了描述断裂韧度随加载混合比的变化，目前工程上普遍采用B-K准则[16]。基于B-K准则描述的断裂韧度随加载混合比变化的函数关系，利用表1所示的不同加载混合比φ下的断裂韧度初始值进行拟合，得到断裂韧度随加载混合比φ变化的拟合曲线，如图5所示，相应的拟合公式如式（1）所示。

上述拟合函数确立了一个X850复合材料0°/45°分层界面任意加载混合比下分层起始断裂韧度值的预测公式，利用该公式可以预测X850复合材料层压板0°/45°分层界面在任意加载混合比下分层的断裂韧度初始值。

3 结论

（1）具有 0°/45°分层界面的 T800/环氧复合材料多向层合板I型、II型和三种加载混合比下的I/II混合型分层试验中，只有 φ = 0（DCB），φ =0.25（MMB）和 φ = 0.5（MMB）情形下存在稳定的分层扩展行为，且分层扩展过程表现为显著的R阻力行为，该阻力行为与分层扩展过程中伴随的纤维桥联有关。

（2）随着加载混合比的增加，试件在分层扩展前所能承受的最大载荷随之增加，而稳定的分层扩展行为越难以维持。

（3）通过识别载荷-位移曲线上非线性点判断分层起始是一种有效且相对简单的方法，据此可得出较为准确的层间断裂韧度初始值，且断裂韧度初始值随着加载混合比的增加而增加。

（4）基于B-K准则描述的断裂韧度关于加载混合比的函数关系，利用不同加载混合比下的断裂韧度初始值进行拟合，得到T800/环氧复合材料0°/45°分层界面的断裂韧度预测公式，可为复合材料结构设计和数值模拟提供有用的断裂韧度参数。