鄭吉良， 孫 勇， 彭明軍

(昆明理工大學 材料科學與工程學院，昆明650093)

纖維增強樹脂基體復合材料具有強度高、抗蠕變與高回彈性等優(yōu)點，已被廣泛應用于航空、航天、石油與建筑等各個行業(yè)［1～3］。研究表明，該類復合材料力學性能很大程度上依賴于纖維在基體中的埋深長度、基體對纖維包裹厚度以及纖維與基體間界面黏結(jié)強度。何先成等［4］自制CCF300級碳纖維U-3160 織物增強環(huán)氧樹脂復合材料，分析碳纖維含量對復合材料形狀記憶性能的影響。錢鑫等［5］研究了碳纖維表面化學結(jié)構(gòu)對其增強環(huán)氧樹脂基復合材料性能的影響。黃麗等［6］對連續(xù)碳纖維增強ABS 熱塑性樹脂復合材料力學性能、熱性能、動態(tài)黏彈性及微觀形貌進行研究，并分析該復合材料制備工藝對界面性能的影響。Yuan等［7］制備了有機無溶劑聚丙烯酸納米乳液作為碳纖維上漿劑，通過碳纖維/PES 樹脂復合材料揭示范德華力在界面處起到的作用。盧杰等［8］研究了纖維含量和纖維長度對酚醛泡沫壓縮性能影響規(guī)律，對比了不同的增強形式纖維增強酚醛泡沫復合材料的壓縮性能與保溫性能。Pyo 等［9］研究了單向纖維增強金屬基復合材料在橫向載荷下，界面從完好無損到漸漸受損情況下彈塑性損傷模型。Liu 等［10］利用乙烯基酯乳液型上漿劑使得碳纖維/乙烯基酯的材料層間剪切強度提高了21%。纖維長徑比影響因素一直是纖維增強復合材料力學領(lǐng)域研究的重點，國內(nèi)外學者都建立了纖維長徑比理論模型［11～16］。Schaller［17］研究了碳纖維增強Mg-2%Si(質(zhì)量分數(shù))基復合材料界面性質(zhì)，發(fā)現(xiàn)長碳纖維與鎂界面結(jié)合得相當牢靠，該材料彈性模量是普通鋼材或鋁合金的4 倍。Singletary等［18］與Schuller 等［19］應用斷裂理論對纖維拔出實驗與微滴脫粘實驗破壞過程進行模擬分析，并能很好符合與解釋實驗數(shù)據(jù)。

上述纖維增強基體復合材料力學性能理論計算模型，大部分都假設界面應力沿著纖維軸向均勻分布而得出一個應力值，此值只能是實際界面應力值的一個均值。而特定工況下，纖維界面的應力并不是均勻分布，并不能反映纖維界面應力真實分布。因此本文作者采用界面應力沿著纖維軸向非均勻分布理論模型計算復合材料力學性能。由于單向玻璃纖維與樹脂基體為脆性材料，取單向玻璃纖維與樹脂基體的彈性參數(shù)，著重考察單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度與樹脂對單向玻璃纖維包裹厚度對該類復合材料界面應力分布方式的影響;同時研究單向玻璃纖維與樹脂基體界面黏結(jié)強度分布形式對該類復合材料破壞方式的影響。

1 實驗材料及實驗過程

按照GB/T 1447—2013《纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》規(guī)定設計實驗樣品與實驗。單向玻璃纖維布為雙層，纖維布長為1160mm，寬為900mm。ARALDITELY 1564 SP 樹脂的用量為775g，RSTONE 3486 BLUE CI 胺類固化劑用量為230g，曼尼希堿用量為60g。應用真空灌注方法對單向玻璃纖維布進行注膠，并在真空保壓狀態(tài)下80℃恒溫固化8h，制備玻璃纖維含量約70%的面板實驗樣品。采用日本島津SHIMADZU Model AG-JS萬能材料試驗機給定2mm/min 加載速率進行拉伸實驗，試件拉伸過程及破壞形式見圖1。試件失效瞬間，會聽見斷裂聲音，同時試件出現(xiàn)發(fā)白現(xiàn)象，即單向玻璃纖維與樹脂基體脫粘。試件在夾持端部附近發(fā)生破壞，試件中段位置尚未達到材料強度極限。獲得試件應力-應變曲線，并與模擬計算獲得應力-應變曲線進行比較。

圖1 試件拉伸過程及破壞形式 (a)試件拉伸過程;(b)試件破壞方式Fig.1 Tensile process and damage forms for test sample(a)tensile process for test sample;(b)damage forms for test sample

2 單向玻璃纖維增強樹脂基體復合材料拉伸破壞有限元分析

2.1 有限元模型

本工作在商用有限元軟件ANSYS 靜力分析模塊中，建立圓柱纖維嵌入同心圓柱基體中的軸對稱Whitney 和Riley 平面模型。有限元模型與網(wǎng)格見圖2。圖2a 中左側(cè)白體為單向玻璃纖維，右側(cè)黑體為樹脂基體。網(wǎng)格采用四邊形殼單元，應用網(wǎng)格自動劃分方法，生成純四邊形網(wǎng)格，見圖2b。

圖2 Whitney 和Riley 軸對稱平面模型及網(wǎng)格(a)平面模型;(b)網(wǎng)格Fig.2 The axis symmetric plane model and mesh element for Whitney and Riley (a)plane model;(b)mesh element

考察試件模擬計算與實驗獲得的應力-應變對比曲線時，根據(jù)試件中單向玻璃纖維體積分數(shù)約70%工況，取單向玻璃纖維半徑為rf=2.5μm，樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度為rm=0.5μm，單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度lf=100μm;單向玻璃纖維彈性模量Ef=64GPa，泊松比νf=0.2，樹脂基體彈性模量Em=3GPa，泊松比νm=0.35［20］。單向玻璃纖維含量較高工況下，根據(jù)單向玻璃纖維斷裂是試件徹底失效主要原因的理論，對圖2 中有限元模型進行邊界條件設置。樹脂基體上下端與單向玻璃纖維下表面給定法向無摩擦約束，單向玻璃纖維與樹脂基體界面結(jié)合完好，單向玻璃纖維y 軸為對稱軸，單向玻璃纖維上表面給定拉應力載荷，觀察單向玻璃纖維最大等效應力的變化，以單向玻璃纖維最大等效應力達到單向玻璃纖維本體破壞應力為收斂最后一步，取單向玻璃纖維上表面拉應力值折算的拉力F1與樹脂基體上表面法向無摩擦約束的支反力F2，使F1與F2相加，并除以圖2 中模型上表面整體面積，得到應力-應變曲線應力值，取收斂最后一步時圖2 中模型等效應變最大值，作為應力-應變曲線中應變值。

考察單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度變化對單向玻璃纖維界面力學性能分布影響時，rf=2.5μm，rm=0.2rf;考察樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度變化對界面力學性能分布影響時，rf=2.5μm，lf=12rf。樹脂基體上下端與單向玻璃纖維下表面給定法向無摩擦約束，單向玻璃纖維與樹脂基體界面結(jié)合完好，y 軸為對稱軸，單向玻璃纖維上表面給定拉應力載荷P=1MPa。

2.2 結(jié)果分析

模擬計算獲得試件應力-應變曲線與實驗獲得試件應力-應變曲線對比圖，見圖3。

圖3 模擬與實驗應力-應變對比曲線Fig.3 The stress-strain curve for the experiment results compared with the simulation results

本工作模擬計算獲得試件應力-應變曲線與實驗獲得應力-應變對比曲線開始部分吻合較好，說明有限元模型的準確性。同時模擬計算獲得試件斷裂瞬間最大應力明顯大于實驗獲得的最大應力，主要原因是現(xiàn)實中單向玻璃纖維與樹脂基體界面結(jié)合并不是全部完好或者試件存在有缺陷單向玻璃纖維，因此模擬計算獲得試件最大應力大于實驗獲得的最大應力。

考察單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度對試件界面應力分布影響時，得到導致界面破壞不僅是平行于界面剪應力集中，而且還存在垂直于界面正應力集中。樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度一定，單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度變化時，從單向玻璃纖維界面剪應力沿單向玻璃纖維y 軸方向分布(見圖4)可以看出:剪應力在界面上端出現(xiàn)應力集中，隨之快速減小，之后趨于穩(wěn)定值，但剪應力在界面下端迅速增大，又出現(xiàn)剪應力集中。從單向玻璃纖維界面正應力沿單向玻璃纖維y 軸方向分布(見圖5)可以看出:在單向玻璃纖維界面上端存在正應力集中現(xiàn)象，與單向玻璃纖維x 軸正方向同向，使界面產(chǎn)生剝離，離開單向玻璃纖維界面上端附近后，正應力絕對值快速減小并趨于穩(wěn)定，但在下端又形成正應力集中，與單向玻璃纖維x 軸負方向相同，即為壓應力。隨著單向玻璃纖維埋深長度加深，單向玻璃纖維界面上下端應力絕對值隨之減少(見圖4 與5)，但單向玻璃纖維上下端界面正應力類型未發(fā)生轉(zhuǎn)變，并且這種減小趨勢隨單向玻璃纖維埋深長度加深而趨向平穩(wěn)(見圖6 與7)。根據(jù)圖4 ～7 綜合分析可知:樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度一定與試件承載沿著單向玻璃纖維排布方向拉伸載荷工況下，單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度應保持最佳的范圍內(nèi)，高過一定值后增強作用幾乎不再增加，過低又不能保證復合材料足夠力學性能。

圖4 纖維埋深變化時界面剪應力沿纖維y 軸正方向分布Fig.4 The distribution of interfacial shear stress along positive y axis of fiber while fiber embedded length varied

圖5 纖維埋深變化時界面正應力沿纖維y 軸正方向分布Fig.5 The distribution of interfacial normal stress along positive y axis of fiber while fiber embedded length varied

圖6 界面剪應力最大值與纖維埋深變化的關(guān)系Fig.6 The relationship between maximum interfacial shear stress and fiber embedded length

圖7 界面等效應力最大值與纖維埋深變化的關(guān)系Fig.7 The relationship between maximum interfacial equivalent stress and fiber embedded length

單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度一定，樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度變化時，從單向玻璃纖維界面剪應力沿單向玻璃纖維y 軸方向分布(見圖8)可以看出:剪應力在界面上端出現(xiàn)應力集中，隨之快速減小并趨于穩(wěn)定值，但剪應力在界面下端迅速的增大，又出現(xiàn)剪應力集中。從單向玻璃纖維界面正應力沿單向玻璃纖維y 軸方向分布(見圖9)可以看出:單向玻璃纖維界面上端存在正應力集中，與單向玻璃纖維x 軸正方向同向，使界面產(chǎn)生剝離，離開單向玻璃纖維上端點附近后，單向玻璃纖維界面正應力絕對值迅速減小，但單向玻璃纖維界面下端又形成應力集中，卻與單向玻璃纖維x 軸負方向相同，即為壓應力;隨著樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度增大，單向玻璃纖維界面上下端的應力絕對值逐漸地減小(見圖8 與9)，并且這種減少趨勢也隨包裹厚度的增加而趨于平穩(wěn)(見圖10 與11)，同樣單向玻璃纖維上下端界面正應力類型未發(fā)生轉(zhuǎn)變。根據(jù)圖8 ～11 綜合分析可知:單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度一定與試件承載沿著單向玻璃纖維排布方向拉力載荷工況下，樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度應保持最佳的范圍內(nèi)，低于一定值后增強作用幾乎不再增加，過高又不能保證該復合材料足夠力學性能。

圖8 基體包裹厚度變化時界面剪應力沿纖維y 軸正方向分布Fig.8 The distribution of interfacial shear stress along positive y axis of fiber while matrix wrapped thickness varied

圖9 基體包裹厚度變化時界面正應力沿纖維y 軸方向分布Fig.9 The distribution of interfacial normal stress along positive y axis of fiber while matrix wrapped thickness varied

圖10 界面剪應力最大值與基體包裹厚度變化關(guān)系Fig.10 The relationship between maximum interfacial shear stress and matrix wrapped thickness

圖11 界面等效應力最大值與基體包裹厚度變化關(guān)系Fig.11 The relationship between maximum interfacial equivalent stress of fiber and matrix wrapped thickness

綜上所述，單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度與樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度應保持在一個最佳范圍，高過一定值后幾乎起不到增強作用，過低又不能保證復合材料足夠力學性能。同時上述單向玻璃纖維界面應力絕對值在單向玻璃纖維上下端部最大，對試件在夾持端的附近斷裂給予很好解釋，說明有限元模型準確性。

單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度與樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度兩種因素共同作用工況下，單向玻璃纖維界面剪切應力與等效應力最大值分布三維圖，見圖12 與13。由圖可知:隨著單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度增加，樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度對試件力學性能影響將變得微弱。

圖12 纖維埋深與基體包裹厚度同時變化時纖維界面剪切應力分布圖Fig.12 The distribution of interfacial shear stress of fiber while fiber embedded length and matrix wrapped thickness varied together

圖13 纖維埋深長度與基體包裹厚度同時變化時纖維界面等效應力最大值分布圖Fig.13 The distribution of interfacial equivalent stress of fiber while fiber embedded length and matrix wrapped thickness together

3 單向玻璃纖維與樹脂基體界面結(jié)合強度對試件破壞方式影響分析

3.1 有限元模型

根據(jù)試件拉伸實驗破壞現(xiàn)象可知:試件斷裂位置出現(xiàn)在夾持端的附近，有的試件斷裂位置出現(xiàn)在上端夾持部位附近，有的試件斷裂位置出現(xiàn)在下端夾持部位附近;同時試件斷裂位置出現(xiàn)在上端夾持部位附近時，試件下端夾持部位附近無明顯單向玻璃纖維與樹脂基體界面脫粘發(fā)白現(xiàn)象，然而試件斷裂位置出現(xiàn)在下端夾持部位附近時，試件上端夾持部位附近出現(xiàn)明顯單向玻璃纖維與樹脂基體界面脫粘發(fā)白現(xiàn)象。本工作在商用有限元軟件ANSYS 靜力分析模塊中，建立圓柱纖維嵌入同心圓柱基體中軸對稱Whitney 和Riley 平面模型，模擬研究拉伸實驗中試件不同破壞現(xiàn)象機理，有限元模型與網(wǎng)格見圖14。圖14a 整體分為兩部分:左側(cè)部分為單向玻璃纖維，右側(cè)部分為樹脂基體。為了探討單向玻璃纖維與樹脂基體界面結(jié)合強度對試件破壞機理影響，把單向玻璃纖維分割成三部分:上、下端部與中間部分，上下端部為圖14a 中紅色區(qū)域，中間部分為圖14a 中白色部分。根據(jù)前面分析得到單向玻璃纖維上下端界面應力集中范圍，給定單向玻璃纖維上下端界面應力集中范圍為5μm 長度。網(wǎng)格采用四邊形殼單元，應用網(wǎng)格自動劃分方法，生成純四邊形網(wǎng)格，見圖14b。

圖14 Whitney 和Riley 軸對稱平面模型及網(wǎng)格(a)平面模型;(b)網(wǎng)格Fig.14 The axis-symmetric plane model and mesh element for Whitney and Riley(a)plane model;(b)mesh element

考察單向玻璃纖維與樹脂基體界面結(jié)合強度系數(shù)對試件拉伸破壞方式影響時，給定rf=2. 5μm，rm=0.2rf，lf=12rf;Ef=64GPa，υf=0.2;Em=3GPa，υm=0.35;樹脂上下端與單向玻璃纖維下表面給定法向無摩擦約束，根據(jù)公式［K］{x}= {F}，通過改變剛度矩陣常量［K］大小，來改變單向玻璃纖維與樹脂界面結(jié)合強度，單向玻璃纖維y 軸為對稱軸，單向玻璃纖維上表面給定拉應力載荷P =1MPa。

3.2 結(jié)果分析

改變單向玻璃纖維與樹脂基體中間部分界面結(jié)合強度系數(shù)，得到單向玻璃纖維界面正應力與剪切應力沿單向玻璃纖維y 軸方向分布曲線，見圖15 與16。由圖可知:單向玻璃纖維與樹脂基體中間部分界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］對單向玻璃纖維界面應力分布影響很小。說明拉力載荷不能通過界面最大程度傳遞到單向玻璃纖維中部，充分發(fā)揮單向玻璃纖維增強效應，圖1 中試件破壞位置在試件上下端夾持部位附近，而試件中間部分完好的破壞現(xiàn)象，由此可以得到進一步解釋。

圖15 不同纖維與基體中間段結(jié)合強度系數(shù)下界面正應力沿纖維y 軸方向分布情況Fig.15 The distribution of interfacial normal stress along y axis of fiber under different adhesion coefficient between the fiber and resin in the middle

圖16 不同纖維與基體中間段結(jié)合強度系數(shù)下界面剪切應力沿纖維y 軸方向分布情況Fig.16 The distribution of interfacial shear stress along y axis of fiber under different adhesion coefficient between the fiber and resin in the middle

改變單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合強度常量［K］，得到單向玻璃纖維界面正應力與剪應力沿單向玻璃纖維y 軸方向分布曲線，見圖17 與18。由圖17 可知:隨著單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］增大，單向玻璃纖維界面上端正應力絕對值逐漸增大，單向玻璃纖維界面下端正應力絕對值逐漸減小，并且單向玻璃纖維界面上端正應力由分離力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?。由于單向玻璃纖維界面應力絕對值在單向玻璃纖維上端最大，拉力載荷將通過界面最大程度傳遞到單向玻璃纖維上端部，達到單向玻璃纖維能夠承受臨界應力值，單向玻璃纖維在上端部發(fā)生斷裂而使試件失效。圖1 中的試件在上端夾持部位附近斷裂失效時，單向玻璃纖維下端部夾持部位附近沒有出現(xiàn)明顯發(fā)白脫粘現(xiàn)象，主要原因就在于單向玻璃纖維下端界面本身為壓應力，因此下端界面很難出現(xiàn)脫粘發(fā)白現(xiàn)象。由圖18 可知:隨著單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］增加，單向玻璃纖維界面上端剪應力值逐漸增大，單向玻璃纖維界面下端剪切應力值大小逐漸減小。改變單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］，得到單向玻璃纖維界面剪切應力與等效應力最大值變化曲線，見圖19 與20。由圖可知:隨著單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］的增加，單向玻璃纖維界面剪切應力與等效應力最大值為先迅速增大，之后變得平緩。單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值迅速增大階段，原因是隨著單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］增加，界面上端分離力絕對值逐漸降低，致使通過界面?zhèn)鬟f到單向玻璃纖維上端載荷增加，因此單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值曲線出現(xiàn)迅速增加趨勢;單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值平緩階段，原因是隨著單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合剛度矩陣［K］增加，界面上端正應力已轉(zhuǎn)化為壓應力，外載荷一定工況下，通過界面?zhèn)鬟f到單向玻璃纖維上端載荷達到極限值，因此單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值曲線出現(xiàn)平緩階段。

圖17 不同纖維與基體上端結(jié)合強度系數(shù)下界面正應力沿纖維y 軸方向分布情況Fig.17 The distribution of interfacial normal stress along y axis of fiber under different adhesion coefficient between the fiber and resin at the top

圖18 不同纖維與基體上端結(jié)合強度系數(shù)下界面剪切應力沿纖維y 軸方向分布情況Fig.18 The distribution of interfacial shear stress along y axis of fiber under different adhesion coefficient between the fiber and resin at the top

圖19 界面剪切應力最大值和纖維與基體上端結(jié)合強度系數(shù)變化關(guān)系Fig.19 The relationship between maximum interfacial shear stress and the varied adhesion coefficient between the fiber and resin at the top

圖20 纖維界面等效應力最大值和纖維與基體上端結(jié)合強度系數(shù)變化關(guān)系Fig.20 The relationship between maximum interfacial equivalent stress of fiber and the varied adhesion coefficient between the fiber and resin at the top

改變單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］，得到單向玻璃纖維界面正應力與剪應力沿玻璃纖維y 方向分布曲線，見圖21 與22。由圖21 可知:隨著單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］增大，單向玻璃纖維界面上端正應力絕對值逐漸減小，單向玻璃纖維界面下端正應力絕對值逐漸增大，單向玻璃纖維界面正應力絕對值最后在單向玻璃纖維界面下端最大，同時單向玻璃纖維界面下端正應力由壓應力逐漸變?yōu)榉蛛x力。由單向玻璃纖維界面上下端正應力變化趨勢可知:由于單向玻璃纖維界面正應力絕對值最后在單向玻璃纖維界面下端最大，因此試件斷裂位置將出現(xiàn)在試件下端夾持部位附近，同時單向玻璃纖維界面上端正應力為分離力，試件斷裂瞬間，試件上端加持部位附近出現(xiàn)脫粘發(fā)白現(xiàn)象，這是對圖1 中左邊第一個試件破壞方式的很好解釋。由圖22 可知:隨著單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］增大，單向玻璃纖維界面上端剪應力值逐漸減小，單向玻璃纖維界面下端剪應力值逐漸增大。改變單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］，得到單向玻璃纖維界面剪切應力與等效應力最大值變化曲線，見圖23 與24。由圖可知:隨著單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］增加，單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值為先迅速減小，達到最小值后，又逐漸增大，最后變?yōu)槠骄徑档挖厔?。單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值迅速減小階段，原因是單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合的剛度矩陣常量［K］很低時，單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值出現(xiàn)在單向玻璃纖維界面的上端，隨著單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］增加，通過界面?zhèn)鬟f到單向玻璃纖維下端部分載荷增加，因而單向玻璃纖維界面上端剪應力與等效應力最大值迅速降低，單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值曲線出現(xiàn)迅速降低現(xiàn)象。單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值逐漸增大階段，原因是隨著單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合剛度矩陣常量［K］繼續(xù)增大時，單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值出現(xiàn)在單向玻璃纖維界面下端，同時通過界面?zhèn)鬟f到單向玻璃纖維下端拉力載荷逐漸增加，因此出現(xiàn)單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值出現(xiàn)逐漸上升現(xiàn)象。單向玻璃纖維界面剪應力與等效應力最大值平緩降低階段，原因是隨著單向玻璃纖維與樹脂基體下端結(jié)合強度常量［K］繼續(xù)增大，單向玻璃纖維界面下端壓應力轉(zhuǎn)變?yōu)榉蛛x力，使拉力載荷通過界面?zhèn)鬟f到單向玻璃纖維下端能力降低，因此曲線出現(xiàn)平緩下滑趨勢。

圖21 不同纖維與基體下端結(jié)合強度系數(shù)下界面正應力沿纖維y 軸方向分布情況Fig.21 The distribution of interfacial normal stress along y axis of fiber under different adhesion coefficient between the fiber and resin at the bottom

圖22 不同纖維與基體下端結(jié)合強度系數(shù)下界面剪切應力沿纖維y 軸方向分布情況Fig.22 The distribution of interfacial shear stress along y axis of fiber under different adhesion coefficient between the fiber and resin at the bottom

圖23 界面剪切應力最大值和纖維與基體下端結(jié)合強度系數(shù)變化關(guān)系Fig.23 The relationship between maximum interfacial shear stress and the varied adhesion coefficient between the fiber and resin at the bottom

圖24 纖維界面等效應力最大值和纖維與基體下端結(jié)合強度系數(shù)變化關(guān)系Fig.24 The relationship between maximum interfacial equivalent stress of fiber and the varied adhesion coefficient varied between the fiber and the resin at the bottom

綜上所述，單向玻璃纖維與樹脂基體界面上下端結(jié)合強度分布方式對試件破壞方式有重要影響。隨著纖維與基體上端界面結(jié)合強度增加，纖維界面上下端正應力轉(zhuǎn)化為壓應力。隨著纖維與基體下端界面結(jié)合強度增加，纖維界面上下端正應力轉(zhuǎn)化為分離力。

4 結(jié)論

(1)單向玻璃纖維增強樹脂基體復合材料中纖維含量較高與承載沿著單向玻璃纖維排布方向拉力載荷工況下，隨著拉力載荷增大，纖維首先發(fā)生斷裂，同時由于纖維含量較高，纖維斷裂瞬間，樹脂基體承載的載荷很大，因而纖維斷裂瞬間，樹脂基體也隨之斷裂，致使試件達到最大破壞應力而失效。

(2)導致單向玻璃纖維與樹脂基體界面破壞不僅是平行界面剪應力集中，而且還存在垂直界面正應力集中。

(3)單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度與樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度應保持在最佳的范圍內(nèi)。單向玻璃纖維在樹脂基體中的埋深長度高過一定值后增強作用幾乎不再增加，過低又不能保證復合材料足夠力學性能。樹脂基體對單向玻璃纖維包裹厚度低于一定值后增強作用幾乎不再增加，過高又不能保證復合材料足夠力學性能。

(4)單向玻璃纖維與樹脂基體界面結(jié)合強度分布形式對試件破壞方式有重要影響。單向玻璃纖維與樹脂基體中間部分界面結(jié)合強度對單向玻璃纖維界面應力分布方式影響很小。隨著單向玻璃纖維與樹脂基體上端界面結(jié)合強度增加，單向玻璃纖維界面上下端正應力轉(zhuǎn)化為壓應力。隨著單向玻璃纖維與樹脂基體下端界面結(jié)合強度增加，單向玻璃纖維界面上下端正應力轉(zhuǎn)化為分離力。

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