劉思南,楊 濤,杜 宇 ,劉 暢，牛雪娟

(1. 天津市現(xiàn)代機電裝備技術重點實驗室, 天津 300387；2. 天津工業(yè)大學 機械工程學院, 天津 300387)

0 引言

自動鋪絲技術(Automated Fiber Placement，AFP)能獨立傳送并切斷預浸絲，利用鋪絲頭的加熱裝置和壓輥軟化預浸料并將其壓實，進而鋪放出軌跡可控、寬度可變的纖維鋪層，適于制造飛機機身和進氣道等復雜型面的復合材料構(gòu)件[1-4]。

鋪放復雜型面或變剛度構(gòu)件時，由于路徑交匯和軌跡偏離，不重合的絲束邊緣會產(chǎn)生空隙和重疊等內(nèi)嵌缺陷[5-6]。得益于鋪放路徑的優(yōu)化和相應CAD-CAM軟件的開發(fā)，自動鋪絲技術已能控制鋪放奇異點的位置和尺寸[7]。然而，具有一定寬度的預浸絲沿垂直于纖維方向被切斷后，不連續(xù)的絲束將產(chǎn)生局部異構(gòu)性，直接影響構(gòu)件的力學性能[8]。此外，鋪放變厚度構(gòu)件的過程中，不同厚度的部位之間會出現(xiàn)坡臺。例如翼梁結(jié)構(gòu)中的坡臺區(qū)域，除了外表面和中間的纖維層之外，其余鋪層都會隨著構(gòu)件厚度的變化而增減[9]，進而導致不同纖維方向的絲束中斷或拼接，產(chǎn)生空隙或重疊缺陷。

Croft等圍繞空隙、重疊、絲束扭曲等缺陷展開了拉伸、壓縮、層間剪切強度試驗和開孔力學性能試驗，試驗結(jié)果顯示沿試件長度方向的缺陷使得構(gòu)件的力學性能明顯下降[10]。有學者利用數(shù)值分析方法研究空隙和重疊缺陷對面內(nèi)剛度和層合板褶皺的影響,指出與削弱材料力學性能的空隙缺陷相比，重疊現(xiàn)象能提升材料的性能[11-12]。Falco等在試驗中發(fā)現(xiàn)，采用交錯原則鋪放，即相鄰鋪層的缺陷偏移一定距離，能明顯改善內(nèi)嵌缺陷對力學性能的影響[13]。

此外，復合材料需要成型固化后方能使用。固化過程中，溫度和壓力的變化會導致樹脂和纖維的流動[14]，進而影響含有內(nèi)嵌缺陷的復合材料構(gòu)件的力學性能和質(zhì)量。因此，有必要對自動鋪絲技術產(chǎn)生的內(nèi)嵌缺陷進行系統(tǒng)研究，進而優(yōu)化自動鋪絲構(gòu)件的鋪層設計，提高力學性能和產(chǎn)品質(zhì)量。

1 內(nèi)嵌缺陷試件的拉伸試驗

1.1 缺陷設計

本次試驗主要討論 0°和90°纖維方向的內(nèi)嵌缺陷對正交層合板構(gòu)件拉伸性能的影響。為分析極端情況下內(nèi)嵌缺陷對試件力學性能的影響，在試件中部垂直于拉伸載荷方向放置缺陷，位置如圖1(a)所示。0°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件按照[(90°/0°)5/90°]的順序進行鋪放，缺陷均位于0°纖維層內(nèi)，如圖1(b)所示；90°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件按照[(0°/90°)5/0°]的順序進行鋪放，缺陷均位于90°鋪層內(nèi)，如圖1(c)所示。

圖2為缺陷規(guī)格示意圖，由于所用的預浸絲寬度為6.35 mm，因此將缺陷寬度a設計為3.18 mm，即0.5倍絲寬。缺陷間距b分別為0、1.5、3.18、6.35、9.5、12.7 mm，即分別為絲寬的0、0.25、0.5、1、1.5、2倍。

試件編號及其對應的缺陷規(guī)格如表1所示，共計4組缺陷類型，24種缺陷規(guī)格。同時，對應每組內(nèi)嵌缺陷類型制備相應的完好試件作為基準試件，以進行拉伸性能對比。每種規(guī)格各制備3個試件進行拉伸試驗。

圖1 內(nèi)嵌缺陷試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of embedded defects

圖2 缺陷規(guī)格示意圖Fig.2 Diagram of specification of embedded defects

試件編號缺陷層纖維角度(°)缺陷類型缺陷寬度a/mm缺陷間距b/mm試件序號i0°Gb?i0空隙3．180～12．71～30°Ob?i0重疊3．180～12．71～390°Gb?i90空隙3．180～12．71～390°Ob?i90重疊3．180～12．71～3

1.2 層合板制備

此次試驗采用2絲束自動鋪絲機器人鋪放層合板。為確保試樣的均勻性，每組缺陷類型及其對應的完好試件均由同一批次的復合材料層合板制備而成。固化工藝為熱壓罐固化，并采用厚度1.5 mm不銹鋼板作為墊板，放置在層合板的上下表面。墊板能均勻傳遞固化過程中的溫度與壓力，促進樹脂流動，有利于得到更平整的層合板表面。

1.3 測試條件

試驗過程參照ASTM D3039進行。試驗平臺為Shimadzu AGS-X型試驗機，傳感器為50 kN，拉伸速率為2 mm/min。試件的尺寸為250 mm×25 mm×2 mm (長×寬×厚)。為避免夾頭夾持試件引起的應力集中，采用雙組分環(huán)氧樹脂粘合劑，將2 mm厚的鋁片粘合到樣品端部。

2 結(jié)果與討論

2.1 0°纖維方向

圖3為0°纖維方向空隙缺陷試件的載荷-位移曲線，編號“0°G B”表示該組缺陷類型對應的完好試件。拉伸載荷隨著夾頭位移的增加而升高，當達到破壞載荷時，試件發(fā)生斷裂或基體脫粘，喪失承載能力，進而導致拉伸載荷斷崖式下降。

(a)b=0

(b)b=9.5圖3 0°纖維方向空隙缺陷試件拉伸載荷-位移曲線Fig.3 Tensile load-displacement curves ofgap defect with fiber angle 0°

0°纖維方向空隙缺陷試件的拉伸強度如圖4所示。拉伸強度由試驗的極限載荷與試件橫截面積的比值計算。每個數(shù)據(jù)均為3個試件結(jié)果的平均值?？障堕g距為0時，拉伸強度僅為 29.36 MPa，隨著空隙間距增至12.7 mm時，拉伸強度升至293.14 MPa。試件的拉伸性能隨著缺陷間距的增大而顯著提升，但仍然遠低于完好試件。主要原因是0°纖維鋪層是拉伸試驗的主要承載層，絲束中斷區(qū)域?qū)υ嚰膹姸群蛻Ψ植籍a(chǎn)生了顯著的影響。微小的缺陷在受力情況下，一旦產(chǎn)生裂紋，跨層蔓延生長就會導致構(gòu)件的失效。

圖5為0°纖維方向重疊缺陷試件的載荷-位移曲線，其中“0°O B”為該組缺陷類型對應的完好試件編號。該組試驗的拉伸強度如圖6所示?？煽闯觯丿B缺陷試件的拉伸強度普遍高于空隙缺陷試件，重疊間距為0時，拉伸強度達到420.32 MPa。

圖4 0°纖維方向空隙缺陷試件拉伸強度Fig.4 Tensile strength of gap defect with fiber angle 0°

(a)b=0

(b)b=9.5圖5 0°纖維方向重疊缺陷試件拉伸載荷-位移曲線Fig.5 Tensile load-displacement curves ofoverlap defect with fiber angle 0°

圖6 0°纖維方向重疊缺陷試件拉伸強度Fig.6 Tensile strength of overlap defectwith fiber angle 0°

為分析內(nèi)嵌缺陷對試件拉伸性能的影響規(guī)律，將同一規(guī)格內(nèi)嵌缺陷試件的拉伸強度平均值與完好試件拉伸強度平均值的比值定義為拉伸強度比，以量化判定該規(guī)格的缺陷試件能達到完好試件拉伸強度的百分比。圖7為0°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件的拉伸強度比。當空隙間距為0時，拉伸強度比僅為4%。當間距增至9.5、12.7 mm時，拉伸強度比分別達到了38.6%、40.1%?？障度毕莸睦鞆姸缺入S著間距的增加而升高。當間距超過9.5 mm后，拉伸強度比增幅趨緩。而重疊缺陷的拉伸強度比明顯高于空隙缺陷，基本呈現(xiàn)出隨著缺陷間距增大而逐漸下降的趨勢。重疊間距為0時，拉伸強度比為最大值48.0%。主要原因是重疊缺陷能夠?qū)⒅袛嗟慕z束搭接，利于載荷傳遞。由于固化過程中墊板的使用，試件厚度并未隨著缺陷的分布而發(fā)生明顯變化。當缺陷間距為0時，重疊缺陷區(qū)域的預浸絲集中于一處，單位面積內(nèi)試件的纖維體積質(zhì)量分數(shù)增加，產(chǎn)生局部加強作用，弱化應力集中。

圖7 0°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件拉伸強度比Fig.7 Tensile strength ratio of embeddeddefects with fiber angle 0°

2.2 90°纖維方向

90°纖維方向空隙缺陷的載荷-位移曲線如圖8所示，其中編號“90°G B”表示該組缺陷類型對應的完好試件。該組試件的拉伸強度變化情況如圖9所示。固化過程中樹脂能夠填充空隙區(qū)，形成樹脂富集區(qū)，樹脂的流動也會影響90°纖維的分布。因此，隨著空隙間距的變化，試件的拉伸強度并未呈現(xiàn)明顯的規(guī)律。

圖10為90°纖維方向重疊缺陷試件的載荷-位移曲線，該組缺陷對應的完好試件編號為“90°O B”。相應的拉伸強度變化情況如圖11所示。試件的拉伸強度首先隨著缺陷間距的增加而下降，間距6.35 mm時達到最低，拉伸強度為632.31 MPa。隨后，隨著重疊間距的增加而升高，間距12.7 mm時達到最大值，拉伸強度為814.20 MPa。

(a)b=1.5

(b)b=12.7圖8 90°纖維方向空隙缺陷試件拉伸載荷-位移曲線Fig.8 Tensile load-displacement curves of gapdefect with fiber angle 90°

圖9 90°纖維方向空隙缺陷試件拉伸強度Fig.9 Tensile strength of gap defect with fiber angle 90°

圖12為90°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件的拉伸強度比?？障度毕莸睦鞆姸缺染S持在相對穩(wěn)定的水平，并未隨著空隙間距的變化而出現(xiàn)顯著的波動，拉伸強度比波動不超過10%。而重疊缺陷的拉伸強度比則隨著缺陷間距的增加呈現(xiàn)先遞減后遞增的趨勢。間距6.35 mm時，拉伸強度比達到最低80.3%，間距為1.5、12.7 mm時的拉伸強度比則分別達到101.6%和103.4%，略微超過完好試件。

由于纖維方向垂直于外加載荷方向，含有內(nèi)嵌缺陷的90°纖維層不是拉伸試驗的主要承載層，因此與0°纖維方向相比，90°纖維方向的內(nèi)嵌缺陷對試件拉伸性能的影響并不顯著。此外，與0°纖維缺陷的情況相反，空隙缺陷試件的拉伸強度普遍高于重疊試件。主要原因是預浸絲疊加導致重疊缺陷區(qū)域的厚度變化，進而相鄰的0°纖維鋪層產(chǎn)生面外褶皺。因此，缺陷區(qū)域容易產(chǎn)生應力集中，從而降低了試件的拉伸強度。

(a)b=1.5

(b)b=12.7圖10 90°纖維方向重疊缺陷試件拉伸載荷-位移曲線Fig.10 Tensile load-displacement curves of overlapdefect with fiber angle 90°

圖11 90°纖維方向重疊缺陷試件拉伸強度Fig.11 Tensile strength of overlap defect withfiber angle 90°

圖12 90°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件拉伸強度比Fig.12 Tensile strength ratio of embedded defectswith fiber angle 90°

2.3 破壞形貌分析

0°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件的典型破壞形貌如圖13(a)所示。由于試件在內(nèi)嵌缺陷附近斷裂，因此斷裂區(qū)域呈現(xiàn)明顯的階梯狀。此外，試件發(fā)生了明顯的層間損傷和纖維斷裂。拉伸試驗過程中，試件首先在內(nèi)嵌缺陷處產(chǎn)生裂紋，隨后裂紋在層內(nèi)擴展，形成了層間損傷。同時，裂紋還會跨層蔓延，直至在內(nèi)嵌缺陷附近產(chǎn)生明顯的纖維斷裂。

圖13(b)為90°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件的典型破壞形貌。由于90°纖維層不是主承載層，斷裂區(qū)域并未完全分布在內(nèi)嵌缺陷處。但在拉伸過程中，內(nèi)嵌缺陷處可能會首先產(chǎn)生裂紋，裂紋在層內(nèi)擴展形成層間損傷，裂紋跨層生長時產(chǎn)生纖維斷裂，直至試件失效。

(a)0°纖維方向內(nèi)嵌缺陷

(b)90°纖維方向內(nèi)嵌缺陷圖13 拉伸試驗破壞形貌Fig.13 Damage appearance of specimens withembedded defects

3 結(jié)論

(1)0°纖維方向內(nèi)嵌缺陷試件的拉伸性能明顯下降?？障度毕菰嚰睦鞆姸入S著缺陷間距的增大而顯著提升，空隙間距為0時的拉伸強度比僅為4%，當間距增至12.7 mm時，拉伸強度比達到40.1%；重疊缺陷試件的拉伸強度明顯高于空隙缺陷試件，呈現(xiàn)隨缺陷間距增大而逐漸下降的趨勢，重疊間距為0時的拉伸強度比達到最大值48.0%。

(2)90°纖維方向上，空隙缺陷對試件拉伸性能的影響并不顯著，不同缺陷間距的拉伸強度比波動范圍不超過10%；重疊缺陷試件的拉伸強度則隨著缺陷間距的增加呈現(xiàn)先減后增的趨勢，間距6.35 mm時的拉伸強度比為最低80.3%，間距1.5、12.7 mm時的拉伸強度比則分別達到101.6%、103.4%。

(3)通過破壞形貌分析，拉伸試驗中試件首先在內(nèi)嵌缺陷處產(chǎn)生裂紋，隨后裂紋在層內(nèi)擴展，形成層間損傷。同時，裂紋還會跨層蔓延，直至在內(nèi)嵌缺陷附近產(chǎn)生明顯的纖維斷裂，導致試件失效。

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