李 濤，陳光耀，鈄李昕，王秋成，蘇楚奇

(1.西安航空職業(yè)技術學院 汽車工程學院，陜西 西安 710089；2.武漢理工大學 現代汽車零部件技術湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430070；3.武漢理工大學 汽車零部件技術湖北省協同創(chuàng)新中心，湖北 武漢 430070；4.浙江工業(yè)大學 機械工程學院，浙江 杭州 310014)

二氧化碳排放是汽車中尾氣排放的溫室氣體之一。在汽車工業(yè)中，為了減少二氧化碳的排放量，一個最有效的方法就是改善汽車的燃油經濟性。而改善燃油經濟性最有效的方法是使用輕質材料。為了實現這個目標并且不犧牲安全性的最佳方法是在車身中使用碳纖維復合材料，因為聚合物復合材料比鋼等金屬材料具有更高的比強度、比剛度和比吸能[1]。

纖維織物提供了實現復雜形狀制造的可能性以及纖維增強復合材料優(yōu)越的力學性能，使其應用具有巨大的潛力。在研究中，通過拉伸、彎曲和簡支梁沖擊實驗和計算，對比了[(0,90)]和[(±45)]纖維方向的層狀織物復合材料的性能。通過對比不同角度的纖維鋪層方式對二維編織復合材料機械性能的影響，來優(yōu)化二維編織復合材料車身覆蓋件的鋪層設計。

1 材料的選擇

車身覆蓋件的材料選擇受各種條件影響，如成本、強度、剛度和耐沖擊性等。考慮到平面正交織物纖維復合材料的耐沖擊性優(yōu)于單向復合材料[2]，相比于其他樹脂，環(huán)氧樹脂在拉伸強度、拉伸模量、斷裂應變和比能量吸收等方面性能更好。試樣材料選用了某國產6 K 240 g/m2平面正交織物碳纖維布，基體樹脂采用IN-2環(huán)氧導流樹脂，AT30固化劑，樹脂與固化劑的混合比例為100：30，固化時間為24 h。利用真空輔助樹脂擴散成型工藝[3](vacuum assisted resin infusion molding, VARIM)制成二維編織碳纖維復合材料層合板，密度為1.45 g/cm3，工藝示意圖如圖1所示。采用機械加工的方法，自無缺陷層合板中切割取樣。

圖1 VARIM工藝示意圖

2 拉伸性能試驗

根據GB /T 1447-2005《纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》，試樣尺寸為250 mm×25 mm×3.5 mm，端部加強片材料采用與試樣相同材料，尺寸為50 mm×25 mm×2 mm[4]，試驗設備采用INSTRON 8801型數字伺服試驗機，拉伸位移增量為2 mm/min，連續(xù)加載至試樣失效，記錄試樣最大載荷。拉伸試驗結果如圖2所示，計算結果如表1所示。

圖2 拉伸試驗結果

試樣拉伸性能最大載荷F/kN拉伸強度σt/MPa拉伸模量E1=E2/GPa面內剪切性能剪切強度τLT/MPa剪切模量G12/GPa泊松比υ[(0,90)]849.265651.0[(±45)]816.121522.3107.57.10.05

碳纖維增強復合材料中增強材料碳纖維是脆性破壞，環(huán)氧樹脂基體是塑性破壞。彈性模量大小依次為：增強材料碳纖維>碳纖維增強復合材料>環(huán)氧樹脂基體。二維編織碳纖維復合材料[(0,90)]試樣應力-應變曲線主要分為3個階段，如圖2(a)所示。

第一階段AB段為線彈性變形階段，該階段碳纖維與環(huán)氧樹脂共同承受載荷。在第二階段與第一階段的過渡點B處有拐點，可認為該點為基體發(fā)生屈服的應力點。第二階段BC段屬于塑性變形階段，該階段的纖維變形仍為彈性變形，但基體發(fā)生塑形變形，由于試樣纖維體積分數較高，且纖維的模量遠遠高于基體，因此第二階段的應力-應變曲線主要取決于纖維的力學性能，可將其看作近似直線。第三階段為碳纖維復合材料層合板達到C點強度極限，試樣發(fā)生斷裂，基體的拉伸強度遠小于纖維，在拉伸過程中，基體首先發(fā)生破壞，隨著載荷增加，試樣損傷開始逐步積累，當載荷達到碳纖維復合材料的極限強度時，試樣發(fā)生斷裂失效。圖2(b)顯示了[(±45)]試樣相似的應力應變變化趨勢，但是應力上升相較于[(0，90)]更為緩慢，當試樣達到彈性屈服點后，應力逐漸趨于平緩。圖3為[(0,90)]試樣和[(±45)]試樣單軸拉伸典型破壞形態(tài)。[(0,90)]發(fā)生明顯的纖維斷裂，基體開裂，與界面脫粘。[(±45)]試樣表面并未有明顯的纖維斷裂現象，但是內部發(fā)生了基體開裂，分層，界面脫粘的破壞形式。

圖3 試件單軸拉伸典型破壞形態(tài)

由于平面編織復合材料橫向纖維限制了泊松比的收縮，其泊松比接近于零，在研究計算中取泊松比為0.05。拉伸強度按式(1)計算：

(1)

式中：σt為拉伸強度；F為最大載荷；b為試樣寬度；d為試樣厚度。

拉伸彈性模量按式(2)計算

(2)

式中：Et為拉伸彈性模量；L0為測量標距；ΔF為載荷-變形曲線初始直線段的載荷增量；ΔL為與載荷增量ΔF對應的標距L0內的變形增量。

正交纖維增強塑料板，剪應力方向與平板縱軸(L軸)和橫軸(T軸)平行的剪切應變力狀態(tài)。剪切強度按式(3)計算:

(3)

式中：τLT為縱橫剪切強度；F45max為[(±45)]試樣破壞時的最大載荷。

已知[(0,90)]橫縱方向拉伸模量E1，E2和泊松比υ，[(±45)]的拉伸模量E45，剪切模量按式(4)計算：

(4)

式中：G12為剪切模量。

3 彎曲性能試驗

根據GB/T 1449-2005《纖維增強塑料彎曲性能試驗方法》，碳纖維/環(huán)氧樹脂復合材料三點彎曲試驗的試樣尺寸為80 mm×15 mm×1.5 mm[5]，[(0,90)]試樣和[(±45)]試樣各5組。三點彎曲試驗設備采用瑞格爾微機控制電子萬能試驗機，型號為RGM-X200，測量精度0.001 N，試樣支座跨距為64 mm，加載上壓頭進給量為2 mm/min，對試樣連續(xù)加載，直到達到最大載荷，且載荷從最大載荷下降30%停止試驗。三點彎曲試驗[6-8]如圖4所示。二維編織復合材料層合板試樣三點彎曲位移-載荷曲線如圖5所示。試樣彎曲性能如表2所示。

圖4 三點彎曲試驗圖

圖5 試樣三點彎曲位移-載荷曲線

試樣最大載荷P/N彎曲強度σf/MPa破壞撓度/mm彎曲彈性模量Ef/GPa[(0,90)]399.4283.05.824.8[(±45)]349.5140.8-7.2

從圖5可以看出，試樣所發(fā)生的變形隨著負載的增加而增大，在達到最大彎曲載荷之后，[(0,90)]載荷迅速下降至失效，而[(±45)]試樣隨著變形量增大而負載逐漸減小。彎曲初期[(0,90)]試樣和[(±45)]試樣的彎曲曲線均表現較好的線性，而在達到一定位移時，曲線發(fā)生非線性變化。這是因為在彎曲初期，二維編織復合材料層合板作為一個整體承受外來載荷，纖維與基體同時發(fā)生彈性變形，試樣上表面承受擠壓作用，下表面呈現拉伸作用，彎曲曲線呈現較好的線性。在彈性形變達到一定值時，試樣上表面區(qū)域壓應力增大，擠壓方向的纖維相互擠壓導致纖維/基體界面發(fā)生破壞，下表面區(qū)域拉應力也增大，拉伸方向的纖維發(fā)生滑移導致纖維/基體也發(fā)生破壞，纖維與基體不再同時發(fā)生彈性形變，曲線呈現非線性。

復合材料層合板試樣承受彎曲載荷達到最大載荷時，由于二維編織復合材料的主要失效模式為纖維斷裂，材料發(fā)生彎曲破壞時，可聽見纖維斷裂聲，由于[(0,90)]試樣在上壓頭作用下導致大量纖維斷裂，強度迅速下降至失效。[(±45)]試樣由于纖維經紗、緯紗均為45°斜向分布，承擔彎曲載荷貢獻小，隨著上壓頭位移的增加，材料逐漸發(fā)生卸載，曲線緩慢下降，說明材料在逐漸積累損傷破壞。

由表2可見，[(0,90)]試樣的彎曲強度遠大于[(±45)]試樣。因為在彎曲過程中，承受載荷的纖維是沿試樣長度方向分布，[(0,90)]試樣中0°纖維沿著長度方向承受主要載荷，下表面纖維受到拉伸作用，達到纖維拉伸極限值時，纖維發(fā)生斷裂。

圖6 試樣典型彎曲破壞形態(tài)

圖6為[(0,90)]試樣和[(±45)]試樣典型彎曲破壞形態(tài)。從圖6中可以看出，[(0,90)]試樣破壞的主要表現為表面泛白，纖維與基體脫離，隨著載荷增加纖維發(fā)生斷裂；[(±45)]試樣破壞主要表現為表面泛白更加明顯，纖維與基體脫離，但纖維斷裂并不明顯。[(±45)]試樣纖維呈現45°，經紗緯紗處于相互垂直狀態(tài)，在試樣承載彎曲載荷時，層內拉伸壓縮應力處于相互垂直狀態(tài)，試樣只呈現了基體與纖維脫離失效，但纖維并未達到極限強度發(fā)生斷裂。

彎曲強度按式(5)計算：

(5)

式中：σf為彎曲強度；P為試樣承受的最大載荷；l為試樣支座跨距。

彎曲彈性模量按式(6)計算：

(6)

式中：Ef為彎曲彈性模量；ΔP為載荷撓度曲線上初始直線段的載荷增量；ΔS為與載荷增量ΔP對應的跨距終點處的撓度增量。

4 簡支梁沖擊性能試驗

根據GB/T 1043.1-2008/ISO 179-1：2000《塑料 簡支梁沖擊性能的測定 第1部分：非儀器化沖擊試驗》，碳纖維/環(huán)氧樹脂復合材料簡支梁無缺口沖擊試驗的試樣尺寸為80 mm×10 mm×1.5 mm[9]， [(0,90)]試樣和[(±45)]試樣各5組，試驗設備采用CEAST9050擺錘式沖擊試驗機，擺錘沖擊能量為5 J，沖擊速度為2.9 m/s，將試樣兩端水平放置在支撐物上，釋放擺錘向試樣中間撞擊一次，使試樣受到沖擊時產生應力集中而迅速破壞。記錄沖擊能量，并計算沖擊強度，計算結果如表3所示。簡支梁沖擊試驗如圖7所示，試驗結果如圖8所示。

圖7 簡支梁沖擊試驗圖

圖8 不同鋪層角度試樣沖擊試驗結果

試樣平均吸收能量Ec/J平均沖擊強度acu/kJ/m2[(0,90)]30.95463.6[(±45)]30.69346.2

對鋪層方向[(0,90)]3試樣和[(±45)]3試樣分別進行了簡支梁沖擊試驗。從圖8中可以發(fā)現，隨著試樣中點位移的增加，載荷呈現鋸齒狀增加。當位移達到7.28 mm時，[(0,90)]3試樣載荷達到最大值125.3 N，隨之發(fā)生突變，載荷迅速下降至17 N，這是因為試樣中部收到沖擊載荷，使試樣中部應力集中達到強度極限，發(fā)生明顯斷裂失效導致承載能力下降，此時的失效模式主要為徑向纖維斷裂。隨著位移量的增加，[(0,90)]3試樣的承載能力稍有提高，這是因為纖維斷裂后，斷裂纖維周邊開始重新分配應力，提高了其承載能力。當位移量達到約20 mm時，試樣完全失效，試樣被擺錘撞擊脫離支座，接觸載荷降低至0 N。

相較于[(0,90)]3試樣，[(±45)]3試樣載荷較為平穩(wěn)上升，在14.8 mm位置時，載荷達到最大值46.9 N，但之后載荷并未發(fā)生明顯突變，而是呈現逐步下降的趨勢。這是因為[(±45)]3試樣在沖擊過程中未發(fā)生大面積劇烈破壞，隨著位移量的增加，試樣逐步累計損傷導致載荷下降。

圖9為不同鋪層角度試樣的沖擊失效形式。圖9(a)為[(0,90)]3試樣整體斷裂失效，斷口較為整齊，并未有明顯纖維拔出。圖9(b)和圖9(c)為[(±45)]3試樣失效模式，試樣發(fā)生彎曲變形，沿厚度方向并未發(fā)生明顯裂痕，受到沖擊擺錘沖擊的一側表面發(fā)生局部基體泛白與纖維壓縮失效。

圖9 不同鋪層角度試樣沖擊失效形式

在整個沖擊試驗過程中，載荷-位移曲線所包含的面積即試樣沖擊過程中所吸收的能量。根據試樣吸收能量計算沖擊強度，試樣沖擊強度acu按式(7)計算：

(7)

式中：Ec為破壞試樣所吸收的修正能量。

利用試樣單位截面積所消耗的沖擊功計算得到的沖擊強度評價試樣耐沖擊韌性，沖擊強度值越高，說明試樣的耐沖擊性能越好[10-11]。試樣的沖擊性能如表3所示。

通過表3發(fā)現，[(0,90)]3試樣的吸收能量及沖擊強度均大于[(±45)]3試樣，說明[(0,90)]3試樣的耐沖擊性能較好。簡支梁無缺口沖擊試驗表明，鋪層角度明顯地影響了二維編織復合材料層合板的吸能效果與耐沖擊性。

5 結論

為了探究二維編織復合材料應用于車身覆蓋件上的可行性，針對制備的二維編織復合材料試樣進行了不同鋪層角度的拉伸、彎曲和簡支梁沖擊試驗。

試驗結果表明，二維編織復合材料不同的鋪層角度明顯地影響其拉伸、彎曲及抗沖擊等機械性能。[(0,90)]試樣的拉伸強度、彎曲強度、能量吸收及沖擊強度均明顯優(yōu)于相同層數的[(±45)]試樣，[(0,90)]試樣典型失效模式為整體斷裂，[(±45)]試樣典型失效模式為內部發(fā)生基體開裂和界面脫粘等層間剝離失效。根據該方案進行鋪層設計的車身覆蓋件，在具有較高的力學性能的同時還實現了汽車輕量化。