田小永，張亞園，劉騰飛，李滌塵

（西安交通大學(xué)，西安 710049）

連續(xù)纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料（Continuous fiber reinforced thermoplastic composites，CFRTPCs）由于輕質(zhì)高強(qiáng)、抗疲勞、耐腐蝕等特點在現(xiàn)代航空航天等高端制造領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用，并在復(fù)合材料領(lǐng)域占有越來越重要的地位[1–3]。對于纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料來說，傳統(tǒng)的成型工藝先經(jīng)過浸漬、沉積、混編[4]等方法制備纖維預(yù)浸料，再通過模壓、拉擠[5]、鋪放[6]等工藝完成復(fù)合材料的成型工序。這些工藝存在的最大共性問題是需要開發(fā)昂貴的專用模具，且復(fù)合材料的制備工藝過程復(fù)雜，生產(chǎn)周期長，所需成本高，設(shè)計靈活性差，隨著航空航天等領(lǐng)域?qū)?fù)合材料的需求面越來越廣，這些問題極大地限制了復(fù)合材料的大范圍實際應(yīng)用。復(fù)合材料3D 打印技術(shù)的發(fā)展將復(fù)合材料成型與增材制造技術(shù)相結(jié)合，既充分發(fā)揮了連續(xù)纖維的增強(qiáng)作用，又具有3D 打印技術(shù)無模自由成形、可設(shè)計性強(qiáng)等工藝特點。與熱固性基體相比，熱塑性基體具有更高的耐熱性、更高的沖擊韌性、更短的加工周期以及可回收利用等特征而備受關(guān)注[7]。但熱塑性樹脂熔融黏度大（>1000Pa·s），熔體流動性能差，而纖維表面光滑、表面能低，且呈化學(xué)惰性，難以與樹脂產(chǎn)生有效的界面結(jié)合作用[8]，使得擠出成形過程難以提供足夠的高溫高壓條件來實現(xiàn)樹脂對纖維的完全浸潤，從而難以獲得較強(qiáng)的界面結(jié)合性能。纖維與樹脂基體之間的界面問題成為制約該技術(shù)獲得高性能復(fù)合材料的瓶頸。

對連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料3D 打印工藝中界面性能改善的研究主要集中在工藝調(diào)控、纖維表面改性、纖維預(yù)浸漬、熱壓后處理等方面。Tian 等[9]系統(tǒng)研究了3D 打印過程中各工藝參數(shù)的變化對復(fù)合材料界面和性能的影響，經(jīng)優(yōu)化后的CCF/PLA 復(fù)合材料改善了界面性能，纖維體積含量可達(dá)27%，最大彎曲強(qiáng)度和彎曲模量分別為335MPa和30GPa。Liu[10]和Li[11]等通過上漿法對纖維表面進(jìn)行改性，分別實現(xiàn)了CCF/PA6 和CCF/PLA 復(fù)合材料界面結(jié)合強(qiáng)度的改善，與纖維改性前相比，CCF/PA6 復(fù)合材料的層間剪切強(qiáng)度從18.04MPa 增加到25.65MPa，CCF/PLA 復(fù)合材料的拉伸強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度從80MPa 和59MPa 分別提升到了91MPa 和156MPa。Luo 等[12]利用等離子體處理技術(shù)對碳纖維表面進(jìn)行預(yù)處理，通過物理清潔和化學(xué)極性改性改善CF 和PEEK 界面的結(jié)合效果，實現(xiàn)了3D 打印CCF/PEEK 復(fù)合材料的層間剪切性能提高約70%至9.81MPa。Hu 等[13]為了改善FDM 復(fù)合材料的機(jī)械性能，利用螺桿擠出機(jī)和同軸擠壓模具進(jìn)行了適用于3D 打印的CCF/PLA 預(yù)浸絲制備，最終得到的復(fù)合材料彎曲強(qiáng)度和彎曲模量分別達(dá)到610MPa和40.13GPa。崔永輝等[14–15]針對連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料3D 打印工藝中纖維與樹脂界面結(jié)合較弱的問題，基于熔融浸漬工藝自制了連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性3D 打印絲材一體化設(shè)備，研究工藝參數(shù)對復(fù)合材料力學(xué)性能和界面結(jié)合性能的改善，得出CGF/PLA 復(fù)合材料拉伸強(qiáng)度和層間剪切強(qiáng)度分別為213.58MPa 和11.925MPa。Zhang 等[16]開發(fā)出纖維預(yù)浸漬裝置進(jìn)行CCF/PLA 預(yù)浸絲制備以用于復(fù)合材料3D 打印，得到的CCF/PLA 復(fù)合材料樣品拉伸強(qiáng)度和彎曲強(qiáng)度分別為148.7MPa 和164.5MPa，并通過熱壓后處理降低復(fù)合材料內(nèi)部孔隙等缺陷的影響。

對現(xiàn)有研究進(jìn)行分析可以發(fā)現(xiàn)，目前對3D 打印復(fù)合材料界面性能的改善主要從外界施壓和材料本身屬性兩個方面來提高樹脂對纖維的浸潤能力。僅通過3D 打印工藝參數(shù)的調(diào)控所提供的成型溫度和成型壓力有限，且纖維表面處理本質(zhì)上還是通過樹脂流體自然狀態(tài)下的擴(kuò)散作用，并沒有施加額外的壓力作用，因此纖維不能得到充分浸潤，復(fù)合材料內(nèi)部仍存在較多孔隙等缺陷，對于界面性能的改善有限；而對纖維進(jìn)行預(yù)浸漬及熱壓處理主要是通過外部施加強(qiáng)制作用，促進(jìn)樹脂對纖維的滲透能力，減少內(nèi)部孔隙的產(chǎn)生，為改善3D 打印復(fù)合材料界面結(jié)合提供了很好的解決思路，但現(xiàn)有纖維預(yù)浸漬工藝研究中對于預(yù)浸絲界面形成機(jī)理及制備工藝與浸漬質(zhì)量方面仍缺乏系統(tǒng)的研究，未建立起預(yù)浸絲制備、3D 打印工藝與復(fù)合材料性能之間的耦合影響關(guān)系，3D 打印復(fù)合材料界面浸漬性能不足，綜合性能有待進(jìn)一步提升。

本研究提出了一種連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性預(yù)浸絲材制備與3D 打印工藝，建立了預(yù)浸絲的預(yù)浸漬模型，開發(fā)了微螺桿擠出與浸漬模具結(jié)構(gòu)，提升樹脂對纖維的浸漬能力，以實現(xiàn)二者之間良好的浸漬界面結(jié)合性能。開展試驗研究，建立不同制備工藝參數(shù)對預(yù)浸絲性能的影響規(guī)律，并以預(yù)浸絲為原材料進(jìn)行復(fù)合材料3D 打印工藝參數(shù)優(yōu)化和動態(tài)力學(xué)性能評估。

預(yù)浸絲制備與3D 打印工藝與裝備

采用熔融浸漬工藝實現(xiàn)熱塑性樹脂對纖維增強(qiáng)體的浸潤實質(zhì)是熱塑性樹脂熔體滲透到纖維束內(nèi)部，并置換纖維束之間空氣的過程[17]?；谌廴诮n工藝原理，本文建立了如圖1所示的連續(xù)纖維束浸漬滲透模型，浸漬過程為：連續(xù)干纖維束以一定的初始纖維張緊力繞過交錯分布的輥系結(jié)構(gòu)，纖維束與浸漬輥表面形成一定的包覆角，包覆區(qū)域充滿熔融樹脂，當(dāng)纖維束被拉緊時，在纖維張力、熔體壓力、剪切作用等共同作用下會在接觸表面產(chǎn)生法向作用力從而形成局部高壓，該局部壓力能夠促使熔融樹脂向纖維束內(nèi)部滲透，完成浸漬后的纖維預(yù)浸絲束從一定直徑出口模被拉出。根據(jù)Darcy 定律，推導(dǎo)出本工藝所涉及的纖維浸漬程度與各工藝參數(shù)之間的關(guān)系如下：

圖1 熔融浸漬理論模型Fig.1 Theoretical model of melt impregnation

式中，Nimp為纖維浸漬程度；Lf為已浸漬的纖維厚度；Hf為纖維總厚度；K為滲透系數(shù)；P為浸漬壓力；θ為包覆角；R為浸漬輥半徑；W為纖維展開寬度；φ為纖維原始孔隙率；U為牽引速度；η為樹脂熔體黏度；nf為纖維根數(shù)；df為單根纖維直徑。

基于建立的熔融浸漬模型，設(shè)計并搭建了熔融浸漬連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性預(yù)浸絲制備裝置，完成連續(xù)碳纖維增強(qiáng)熱塑性預(yù)浸絲的制備，并以預(yù)浸絲為原材料，利用實驗室現(xiàn)有的連續(xù)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料3D 打印機(jī)（COMBOT–1，陜西斐帛科技有限公司），在實現(xiàn)預(yù)浸絲二次浸漬的同時進(jìn)行復(fù)合材料打印，具體流程如圖2所示。

圖2 連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性預(yù)浸絲制備及復(fù)合材料擠出成形過程Fig.2 Process of prepreg filaments preparation and composites extrusion

試驗材料及方法

1 原材料

在本研究中，基體材料選用PA12的顆粒料（Grilamid TR90，瑞士EMS，熔融溫度范圍為240～300℃，適用粒徑范圍為0.8～1.2mm，在80℃條件下烘干2h 去除水分），增強(qiáng)體材料選用日本東麗公司的T 系列碳纖維束（型號為T300–1K–50C，共1000 根）。

2 試驗方案

根據(jù)建立的熔融浸漬模型和基于Darcy 定律推導(dǎo)的浸漬程度表達(dá)式定性評估浸漬過程中各參數(shù)與樹脂浸漬纖維的浸漬程度之間的關(guān)系，而預(yù)浸絲打印成型的復(fù)合材料的性能由浸漬過程和打印過程共同決定。因此，采用控制單一變量法對螺桿轉(zhuǎn)速、牽引速度、包覆角大小、掃描間距、分層厚度5 個關(guān)鍵工藝參數(shù)進(jìn)行探究，按照表1中的不同工藝條件進(jìn)行預(yù)浸絲和復(fù)合材料試樣制備，其他工藝參數(shù)的確定參考之前的研究工作[18]，通過力學(xué)性能測試及試驗結(jié)果分析確定最優(yōu)的工藝參數(shù)組合。

表1 不同工藝參數(shù)條件Table 1 Different process parameters and conditions

對3D 打印復(fù)合材料進(jìn)行動態(tài)力學(xué)性能研究，主要探究纖維取向和沖擊能量對CFRTPCs 層合板抗沖擊性能的影響，設(shè)計了3 種纖維鋪層方式，如圖3所示。通過初步探索，最終采用3J、8J、13J、18J 4 種沖擊能量對層合板進(jìn)行落錘低速沖擊試驗。以優(yōu)化后的CCF/PA12 預(yù)浸絲為原材料，采用0.1mm 層厚進(jìn)行復(fù)合材料層合板3D 打印，共計40 層，對沖擊響應(yīng)特性和層合板損傷形貌進(jìn)行分析。

圖3 不同纖維角度分布層合板結(jié)構(gòu)Fig.3 Laminate structure with different fiber angles

3 性能表征

3.1 預(yù)浸絲束拉伸性能

浸漬工藝對預(yù)浸絲質(zhì)量的影響主要通過預(yù)浸絲的力學(xué)性能進(jìn)行評估。預(yù)浸絲的拉伸性能按照GB/T 3362—2017 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，拉伸試驗及試樣尺寸如圖4所示，測試速度為1mm/min；采用三滑輪張力傳感器（JZHL–3–100N，金諾）進(jìn)行預(yù)浸絲制備過程中的張力測定。

圖4 預(yù)浸絲拉伸試驗及試樣尺寸Fig.4 Tensile test and sample size of prepreg filament

3.2 復(fù)合材料力學(xué)性能

預(yù)浸絲3D 打印工藝參數(shù)的優(yōu)化通過標(biāo)準(zhǔn)試樣的力學(xué)性能來評估，包括縱向拉伸和層間剪切性能。其中復(fù)合材料的縱向拉伸性能按照GB/T1447—2005 標(biāo)準(zhǔn)測試，樣件尺寸為170mm×15mm×2mm；層間剪切（ILSS）性能按照J(rèn)C/T773—2010 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行測試，樣件尺寸為20mm×10mm×2mm。以上試驗采用多功能靜力學(xué)實驗機(jī)（CMT4304，深圳世紀(jì)天元公司）進(jìn)行測試，測試速度為2mm/min，每組測試5 個標(biāo)準(zhǔn)樣件，結(jié)果取平均值。3D 打印復(fù)合材料落錘低速沖擊性能按照ASTM D7136M—15 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，沖頭直徑16mm，考慮到實際樣品的制備成本和周期，最終選擇小尺寸層合板，樣件尺寸為60mm×60mm×4mm，利用低速落錘式?jīng)_擊試驗機(jī)（HIT230F，Zwick Roell）進(jìn)行測試，不同沖擊能量通過調(diào)節(jié)落錘下落高度獲得。

3.3 微觀結(jié)構(gòu)表征

選取纖維預(yù)浸單絲和樣件典型橫截面經(jīng)過噴金處理后利用SEM（SU–3500，日立）進(jìn)行微觀形貌的觀察，并利用微米X 射線三維成像系統(tǒng)（Y.CHEETAH，YXLON）對復(fù)合材料的內(nèi)部微觀形貌進(jìn)行檢測，掃描試樣尺寸為10mm×5mm×2mm。

結(jié)果與討論

1 浸漬工藝對預(yù)浸絲性能的影響

1.1 熔體擠出壓力對預(yù)浸絲性能的影響

熔融樹脂在微螺桿的轉(zhuǎn)動作用下從螺筒擠出進(jìn)入到浸漬模具內(nèi)，在保持其他條件一定的情況下，探究微螺桿轉(zhuǎn)速n的變化對樹脂擠出壓力的影響規(guī)律。

從圖5可以看到CCF/PA12 預(yù)浸絲的極限拉力和牽引張力隨螺桿轉(zhuǎn)速的增加而增加，當(dāng)螺桿轉(zhuǎn)速達(dá)到8r/min 時，極限拉力和纖維張力從2r/min 時的56.2N 和1.5N 分別增加到118.2N 和5.6N，分別增加了110.3%和273.3%，當(dāng)螺桿轉(zhuǎn)速超過8r/min 時，纖維張力值仍在增加，但預(yù)浸絲的極限拉力呈現(xiàn)輕微下降趨勢。

圖5 不同螺桿轉(zhuǎn)速下預(yù)浸絲拉伸試驗Fig.5 Tensile tests of prepreg under different screw speeds

在小螺桿轉(zhuǎn)速下，浸漬模具內(nèi)樹脂量極少，僅有少量纖維得到浸漬，由圖6（a）可見，預(yù)浸絲在發(fā)生破壞時產(chǎn)生了大量的纖維拔出，且可以看到拔出纖維表面光滑，纖維單絲之間幾乎沒有PA12 樹脂黏附，纖維與樹脂表現(xiàn)出弱的界面結(jié)合強(qiáng)度；隨著螺桿轉(zhuǎn)速的增加，有充足的樹脂熔體進(jìn)入到纖維束內(nèi)部，纖維與樹脂的浸漬效果得到明顯改善，從圖6（c）和（d）可知當(dāng)螺桿轉(zhuǎn)速超過8r/min 時，纖維預(yù)浸絲斷裂表面幾乎不再發(fā)生變化，表明纖維已經(jīng)實現(xiàn)充分浸漬，此時極限拉力下降的原因可能為：（1）樹脂從纖維入口溢出導(dǎo)致纖維絲斷裂；（2）樹脂在浸漬腔滯留時間過長導(dǎo)致部分樹脂老化。

圖6 不同螺桿轉(zhuǎn)速下1K–CCF/PA12 預(yù)浸絲拉伸斷裂模式Fig.6 Fracture patterns for 1K-CCF/PA12 prepreg filaments under different screw speeds

1.2 浸漬模具設(shè)計對預(yù)浸絲性能的影響

浸漬模具內(nèi)輥系結(jié)構(gòu)與間距的設(shè)計主要影響纖維與浸漬輥形成的包覆區(qū)域的大小，從而對樹脂在該區(qū)域?qū)w維的浸漬能力產(chǎn)生影響。因此，通過輥系之間距離的改變，探究由此形成的不同包覆角對預(yù)浸絲性能的影響規(guī)律。

圖7顯示了不同包覆角下CCF/PA12 預(yù)浸絲拉伸強(qiáng)度和平均直徑的變化曲線，其中0°包覆角表示浸漬模具內(nèi)沒有浸漬輥分布，纖維直接穿過浸漬模具與浸漬池中的樹脂接觸后被拉出，此時，CCF/PA12 預(yù)浸絲的拉伸強(qiáng)度和平均直徑分別為556.05MPa 和0.36mm。隨著包覆角的增加拉伸強(qiáng)度逐漸增大，在120°附近達(dá)到最大，此時拉伸強(qiáng)度為813.9MPa，與0°包覆角相比提升了46.4%。當(dāng)包覆角繼續(xù)增大時，預(yù)浸絲的拉伸強(qiáng)度呈現(xiàn)下降趨勢。包覆角在100°～145°范圍內(nèi)，預(yù)浸絲平均直徑基本保持不變，為0.43mm。

圖7 不同包覆角大小時1K–CCF/PA12 預(yù)浸絲拉伸試驗Fig.7 Tensile properties for 1K-CCF/PA12 prepreg filaments under different contact angles

當(dāng)包覆角過小時，纖維與輥之間形成的局部壓力較小，纖維與浸漬輥接觸的面積較小，在牽引速度一定時，每次僅能有小面積的纖維與樹脂接觸，纖維得不到充分浸漬；當(dāng)包覆角過大時，形成過大的局部壓力，干纖維與輥之間樹脂被擠出，纖維與輥直接接觸發(fā)生干摩擦，磨損嚴(yán)重，導(dǎo)致纖維斷裂現(xiàn)象明顯，反而降低預(yù)浸絲束的承載能力。

1.3 浸漬時間對預(yù)浸絲力學(xué)性能的影響

樹脂對纖維浸漬時間主要通過預(yù)浸絲在收絲過程中經(jīng)過?？诒焕龅目炻齺韺崿F(xiàn)，用牽引速度U來表示（mm/min）。圖8展示了不同牽引速度對CCF/PA12 預(yù)浸絲性能的影響規(guī)律，可以看到預(yù)浸絲拉伸強(qiáng)度與牽引速度成負(fù)相關(guān)，從100mm/min 時的820.63MPa 下降到了800mm/min 時的568.3MPa，下降了30.75%，預(yù)浸絲平均直徑在0.43～0.45mm 之間波動。隨著牽引速度的提高，纖維束在浸漬池內(nèi)停留的時間縮短，纖維來不及得到樹脂熔體的充分浸潤就被拉出，因此纖維束內(nèi)部樹脂分散不均勻現(xiàn)象增加，未浸漬區(qū)域隨之增多，最終表現(xiàn)為預(yù)浸絲受到拉伸作用時應(yīng)力傳遞不均勻而過早發(fā)生失效，導(dǎo)致預(yù)浸絲的拉伸強(qiáng)度降低。同時考慮制絲效率問題，對于1K 碳纖維最終采用400mm/min的牽引速度，此時CCF/PA12 預(yù)浸絲拉伸強(qiáng)度為813.9MPa。

圖8 不同牽引速度下預(yù)浸絲拉伸性能Fig.8 Tensile properties of prepreg filaments under different coiling speeds

2 預(yù)浸絲3D 打印工藝優(yōu)化

在本研究中，為了獲得盡可能高的纖維含量，在復(fù)合材料擠出成型時僅以預(yù)浸絲為原材料而不額外添加樹脂絲材，因此掃描間距H和分層厚度L之間存在一定的匹配關(guān)系，打印工藝參數(shù)的調(diào)控不同于干纖維打印時調(diào)控方式，而與預(yù)浸絲的直徑有關(guān)，根據(jù)體積相等原理，掃描間距、分層厚度和預(yù)浸絲直徑3 者之間理論上存在如下數(shù)量關(guān)系：

其中，Dm為預(yù)浸絲的直徑，mm；H為掃描間距，mm；L為分層厚度，mm。

2.1 分層厚度對復(fù)合材料層間剪切性能的影響

隨著分層厚度的減小，樣件的層間剪切強(qiáng)度值逐漸增大，當(dāng)H×L取1.5mm×0.1mm 時，復(fù)合材料的層間剪切強(qiáng)度達(dá)到40.95MPa，與0.4mm×0.4mm 相比提高了43.03%（圖9（a））。從圖9（b）可以看出試樣在承受層剪破壞時均出現(xiàn)一定程度的分層現(xiàn)象，且隨著分層厚度的減小，能夠承載的最大力在逐漸增加。

圖9 不同打印參數(shù)下復(fù)合材料層間剪切性能Fig.9 Interlaminar shear properties of specimens under different printing parameters

圖10 中，在H=0.4mm，L=0.4mm的參數(shù)組合下，較大的分層厚度導(dǎo)致層與層之間的黏結(jié)效果較差，且層內(nèi)的纖維與樹脂分布較為分散，內(nèi)部孔隙等缺陷較多，在受到外力作用時不能將應(yīng)力沿界面進(jìn)行有效傳遞，從而產(chǎn)生纖維拔出和明顯的分層等破壞模式，降低復(fù)合材料的力學(xué)性能。隨著層厚逐漸減小，試樣斷裂橫截面上纖維分布較均勻，復(fù)合材料層間結(jié)合性能得到改善。

圖10 不同打印參數(shù)下試樣典型橫截面微觀形貌Fig.10 Microstructures of typical cross section of samples under different printing parameters

2.2 掃描間距對復(fù)合材料拉伸性能的影響

掃描間距的變化主要影響的是預(yù)浸絲的線間分布，最終導(dǎo)致復(fù)合材料表面尺寸形狀的變化及性能之間的差異，從圖11（a）和（b）可看到對于H=0.5mm，L=0.3mm 來說，樣件出現(xiàn)明顯的不平現(xiàn)象，且表面有擠出的斷裂纖維與樹脂，在這組工藝參數(shù)下預(yù)浸絲出現(xiàn)線間搭接重疊問題，沒有匹配好預(yù)浸絲直徑與打印工藝參數(shù)間的關(guān)系，預(yù)浸絲的實際線間距大于0.5mm，實際打印過程中會造成預(yù)浸絲之間發(fā)生重疊；當(dāng)H×L的值取為1.5mm×0.1mm 時，樣件厚度均勻且表面平整光滑，如圖11（c）和（d）所示。

圖11 不同打印參數(shù)下試樣堆積微觀形貌Fig.11 Microstructures of sample stacking under different printing parameters

對兩種打印工藝下的試樣進(jìn)行縱向拉伸試驗，結(jié)果如圖12 所示，纖維搭接重疊導(dǎo)致樣件厚度不均，搭接部分纖維受擠壓磨損斷裂，降低承載能力，優(yōu)化前后的樣件拉伸強(qiáng)度分別為456MPa 和558MPa，拉伸模量分別為49.7GPa 和56GPa，優(yōu)化后試樣的拉伸強(qiáng)度和模量分別提升了22.37%和12.68%。

3 CCF/PA12 層合板落錘低速沖擊性能

3.1 層合板損傷形貌

圖13 直觀顯示了3 種不同纖維打印方向?qū)雍习逶诓煌瑳_擊能量下試樣沖擊表面的損傷形貌，可知沖擊能量越大，試樣表面損傷越明顯。在3J 的沖擊能量下，試樣表面幾乎無目視可見損傷，當(dāng)沖擊能量達(dá)到18J時，試樣發(fā)生完全的沖擊斷裂破壞。對比不同纖維鋪層層合板的損傷情況，第1 組試樣在各沖擊能量下?lián)p傷最嚴(yán)重，當(dāng)沖擊能量為13J 時，試樣已經(jīng)發(fā)生斷裂，裂紋沿著纖維打印方向迅速擴(kuò)展，導(dǎo)致整體完全失效；第2 組試樣在未完全破壞時，裂紋呈現(xiàn)“十字形”分布，在18J 沖擊能量下，層合板從沖擊點位置沿正交方向發(fā)生“十字形”纖維斷裂破壞；第3 組試樣在各沖擊能量下?lián)p傷最小，在小沖擊能量下，試樣產(chǎn)生小面積凹坑，凹坑周圍有少量裂紋無規(guī)則分布，在18J 沖擊能量下，試樣被完全穿透，穿透區(qū)域呈現(xiàn)明顯半球形，并伴隨纖維斷裂、基體開裂、分層等現(xiàn)象。

圖13 沖擊試樣損傷形貌Fig.13 Damage morphologies of impact specimen

3.2 力學(xué)響應(yīng)特性分析

圖14 顯示了3 種不同鋪層結(jié)構(gòu)層合板在不同沖擊能量下的載荷–位移曲線，可以看到，在載荷初始上升階段，3 種鋪層結(jié)構(gòu)層合板的載荷–位移曲線變化規(guī)律相似，力隨位移勻速上升，此階段層合板處于彈性變形階段；隨著位移進(jìn)一步增加，在小沖擊能量下，曲線分布比較平滑，此時，層合板內(nèi)部未產(chǎn)生大的損傷，產(chǎn)生的位移遠(yuǎn)小于樣件厚度，表明此時層合板內(nèi)部未產(chǎn)生大的損傷，如圖14（a）和（b）所示；而當(dāng)沖擊能量較大時，曲線出現(xiàn)較大波動，沖頭位移遠(yuǎn)大于層合板厚度值，表明此時沖擊能量超過層合板承載極限而發(fā)生失效，如圖14（c）和（d）所示。此外，與單向纖維鋪層相比，正交各向異性鋪層結(jié)構(gòu)對于層合板的抗沖擊性能無明顯提升，而在同一沖擊能量下，[0/45/90/–45]10鋪層層合板達(dá)到的峰值載荷值均大于單向和正交鋪層層合板，當(dāng)沖擊能量為13J 時，峰值載荷達(dá)到最大，為（4.63±0.36）kN，進(jìn)一步表明±45°纖維角度的排列能夠提高層合板的剛度和強(qiáng)度，進(jìn)而提高材料的抗沖擊性。

圖14 不同鋪層結(jié)構(gòu)層合板在不同沖擊能量下的載荷–位移曲線Fig.14 Load-displacement curves of laminates with different fiber orientation under different impact energies

4 討論

4.1 預(yù)浸絲浸漬行為對性能的影響分析

預(yù)浸纖維束的力學(xué)性能與纖維單絲和樹脂之間的黏結(jié)作用有關(guān)，同時預(yù)浸絲內(nèi)部的孔隙、纖維分布、微觀結(jié)構(gòu)也會對性能產(chǎn)生一定的影響。熱塑性樹脂由于其熔融黏度大，流動性能差等特點很難實現(xiàn)對纖維的充分浸潤，從前面的分析可知，改善預(yù)浸絲束浸漬程度主要有以下思路：降低樹脂黏度；增大浸漬壓力；延長浸潤時間。

在纖維預(yù)處理工藝中，微螺桿的主要目的是將樹脂熔體均勻地輸送到浸漬模具中并將其從浸漬輥內(nèi)推出，從而保證熔體在有限體積模具內(nèi)具有平穩(wěn)的壓力和流速，此外，螺桿轉(zhuǎn)動時帶動樹脂向前運動的過程中還會產(chǎn)生一定的剪切稀釋作用。浸漬模具內(nèi)浸漬輥的設(shè)計一方面為纖維的浸漬提供了局部高壓環(huán)境，另一方面，Van 等[19]通過對不同浸漬方式研究指出浸漬輥上開有的狹縫也能對樹脂熔體產(chǎn)生一定的剪切作用，在一定程度上起到降低黏度的作用，如圖15 所示。對浸漬過程工藝參數(shù)進(jìn)行調(diào)控，提升浸漬壓力和延長浸漬時間，使更多的樹脂滲透到纖維束內(nèi)部，且有充分的時間完成浸潤，這樣才能使纖維干絲之間盡可能充滿樹脂基體，置換內(nèi)部的孔隙，獲得良好的浸漬界面，預(yù)浸絲在承受拉伸作用時應(yīng)力通過均勻分布的樹脂在纖維絲之間有效傳遞，從而增大承載能力，表現(xiàn)出較高的拉伸強(qiáng)度值。

圖15 浸漬輥輔助纖維預(yù)浸漬原理Fig.15 Schematic diagram of pin-assisted fiber impregnation

4.2 預(yù)浸絲3D 打印復(fù)合材料孔隙的形成與演化

復(fù)合材料的性能是材料屬性、界面、孔隙缺陷等綜合作用的結(jié)果。預(yù)浸絲3D 打印復(fù)合材料的界面增強(qiáng)包括樹脂對纖維的浸漬程度和沉積過程中層間與線間的黏結(jié)強(qiáng)度兩方面，前者主要取決于預(yù)浸絲制備過程參數(shù)的調(diào)控及擠出成型過程樹脂對纖維的二次浸漬，后者主要與3D 打印工藝中線間距、層厚、溫度等參數(shù)相關(guān)。

復(fù)合材料3D 打印的逐層逐行堆積成型工藝特點決定了復(fù)合材料的整體性能與單根預(yù)浸絲的性能密切相關(guān)。在低浸漬質(zhì)量下，CCF/PA12 預(yù)浸絲內(nèi)部存在大面積纖維未浸漬區(qū)域，產(chǎn)生較多的孔隙缺陷，纖維與樹脂之間產(chǎn)生弱的結(jié)合界面，這些孔隙經(jīng)打印頭的二次浸漬后得到有限程度的減少，但絕大部分仍被帶入到成型的結(jié)構(gòu)內(nèi)部，經(jīng)層層累積及打印過程重新產(chǎn)生的孔隙最終導(dǎo)致復(fù)合材料整體較高的孔隙率。這些孔隙的存在極易造成應(yīng)力集中，降低結(jié)構(gòu)承載能力，使復(fù)合材料過早發(fā)生失效，表現(xiàn)為較弱的綜合性能；隨著預(yù)浸絲浸漬質(zhì)量的提高，樹脂置換掉纖維內(nèi)的絕大部分空氣，纖維得到較充分浸潤，復(fù)合材料的孔隙率從2.94%降到0.15%，且缺陷分布由大面積集中到小尺寸并呈分散分布，如圖16 所示。值得注意的是，由于該X 射線三維成像系統(tǒng)分辨率相對較低，約為5μm，導(dǎo)致一些較小的缺陷特征被忽略，樣件的實際孔隙率值應(yīng)略高于0.15%，但與現(xiàn)有工藝相比仍有了很大改進(jìn)[20–22]，進(jìn)一步說明本研究工藝極大降低了復(fù)合材料內(nèi)部缺陷，這對于復(fù)合材料力學(xué)性能的提升有重要促進(jìn)意義。

圖16 孔隙的形成與演化過程Fig.16 Formation and evolution of pores

結(jié)論

（1）本研究提出了一種連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合預(yù)浸絲材制備與3D 打印工藝，設(shè)計并搭建了熔融浸漬纖維預(yù)處理裝置，實現(xiàn)了1K–CCF/PA12 預(yù)浸絲制備，并以預(yù)浸絲為原材料進(jìn)行了復(fù)合材料3D 打印探究。

（2）對于1K–CCF/PA12 預(yù)浸絲制備過程來說，螺桿轉(zhuǎn)速為8r/min，包覆角為120°，牽引速度為400mm/min時，纖維和樹脂實現(xiàn)較為充分的浸漬，此時預(yù)浸絲的極限拉力和拉伸強(qiáng)度分別為118.2N 和813.9MPa。

（3）對于預(yù)浸絲3D 打印工藝來說，當(dāng)掃描間距為1.5mm，分層厚度為0.1mm，打印速度為400mm/min，1K–CCF/PA12 復(fù)合材料拉伸強(qiáng)度和模量分別為558MPa 和56GPa，層間剪切強(qiáng)度為40.95MPa。

（4）[0/45/90/–45]10鋪層方式層合板在受到?jīng)_擊載荷作用時，應(yīng)力沿著纖維分布方向向各個方向延伸，可增大層合板的應(yīng)力傳遞面積，提高層合板的剛度和強(qiáng)度，進(jìn)而提高材料的抗沖擊性。

（5）高浸漬質(zhì)量的預(yù)浸絲在優(yōu)化后的浸漬工藝下實現(xiàn)良好的浸漬界面結(jié)合性能，此時復(fù)合材料內(nèi)部孔隙率約為0.15%，該工藝對于實現(xiàn)連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料3D 打印工藝中纖維與樹脂充分浸漬、降低復(fù)合材料內(nèi)部孔隙缺陷具有重要意義。