戴云锋， 张典堂， 刘晓东， 赵军华， 孙 琎*

(1.江南大学 机械工程学院， 江苏 无锡 214122； 2.江南大学 纺织科学与工程学院， 江苏 无锡 214122)

复合材料因具有高比强度、高比刚度、轻质、耐腐蚀和抗疲劳等优点，广泛应用于汽车、航空航天、船舶、建筑和体育器材等领域[1-3]。传统的复合材料层合板由于只在面内存在增强纤维，而在层和层之间只能依靠基体来传递和承受面外载荷，所以存在易分层的缺点。不同于层合复合材料，2.5D机织复合材料通过在厚度方向上接结经纱增强了层间性能，相对于层合复合材料其结构整体性更强，剪切强度和冲击损伤容限更高[4-6]；2.5D机织复合材料又不同于三维正交机织复合材料接结经纱在厚度方向贯穿整个试件厚度，而是连接相邻的两层纱线且与厚度方向成一定角度，故在空间中仅视作半维。2.5D机织复合材料不仅具有织造工艺稳定、一次成型和可连续化生产的特点，还具有生产效率高、生产成本低以及可设计性强等优点，可满足大规模的工业生产需求[7]。

复合材料在一些复杂的工作环境中，受到其他物体的撞击，导致低速冲击损伤事件时有发生。这类损伤通常受冲击表面痕迹很小，目视难以发觉或勉强可检，损伤往往发生在材料内部。在后续使用过程中，冲击产生的基体裂纹等损伤会继续拓展，易造成应力集中从而导致如压缩强度、弯曲强度、弯曲刚度等材料性能降低[8]，所以对于材料抗冲击性能的研究是很有必要的[9-10]。损伤表征除了冲击损伤阻抗能力还有材料或结构在受到损伤后保证安全性的能力即损伤容限[11]。复合材料冲击损伤被检测和修复之前仍然能够承受相应的工作载荷，所以在发生低速冲击后还要进行压缩试验，测定冲击损伤对结构性能的影响。当前的研究主要是围绕2.5D机织复合材料抗冲击性能的研究。Kazemianfar等[12]对比了2D与3D机织复合材料的抗冲击性能，结果显示3D机织复合材料能吸收更多的冲击能量，且凹坑深度、分层及损伤面积更小。Bandaru等[13]对Kevlar/basalt新型混杂复合材料进行了低速冲击试验，发现该材料相较于单一增强组分复合材料能吸收更多的冲击能量，并进行了相关的数值模拟，结果与试验吻合较好。袁守忍等[14]研究了浅交直联、浅交弯联及深角联3种结构2.5D机织复合材料的抗冲击性能，发现浅交联相较于深角联抗冲击能力更强，吸收的冲击能量也更多。李明[15]研究了2.5D机织复合材料的剩余强度，在低速冲击后对已损伤试件进行二次加工制成拉伸试件，测得的剩余强度可能会受到二次加工及拉伸试件切割位置选择的影响。王柱成等[16]则考虑了温度对2.5D编织复合材料冲击及剩余强度的影响。当前，关于2.5D机织复合材料冲击及冲击后压缩性能的研究主要集中在主轴方向上展开[17]，但实际应用中含冲击损伤的部件在继续服役时，载荷往往作用于材料的各个方向而非仅限于经纬方向。此外，偏轴方向的试验研究也主要针对未损伤材料的拉伸、压缩和弯曲等性能而进行。杨彩云[18]对2.5D机织复合材料多种结构在30°，45°及60°偏轴角度进行了拉伸、压缩及弯曲试验，得到了材料性能随偏轴角度变化的星芒图。Zhang等[19]对2.5D机织复合材料30°及45°偏轴角度进行了3点弯试验。目前对于2.5D机织复合材料偏轴方向的冲击后压缩性能的报道相对较少。课题组针对2.5D机织复合材料受2种能量(26.8，80.0 J)冲击后沿0°及45°方向的压缩性能开展试验研究，分析2.5D机织复合材料在不同冲击能量下压缩性能随偏轴角变化的规律，旨在为2.5D机织复合材料在工程实践中得到更为合理而有效的应用提供数据支撑。

1 低速冲击试验

1.1 试验材料

试验采用的增强材料为某有限公司提供的2.5D碳纤维机织预制体，预制体厚度为4 mm，由纬纱、经纱和接结经纱3个纱线系统组成；在厚度方向上共有4层纬纱、3层接结经纱及3层经纱，接结经纱在厚度方向贯穿2层纬纱，且在纬纱方向与经纱排列比为1∶1。纱线均采用某公司生产的T700系列碳纤维，密度为1 800 kg/m3，3种纱线系统的区别是碳丝数量不同。基体采用低分子液体双酚A型环氧树脂E51与593型固化剂按照3∶1的比例调配而成，试验预制体及复合材料参数如表1所示。2.5D机织预制体结构如图1所示。

1.2 试样制备

本次试验采用树脂传递模塑成型(resin transfer molding， RTM)工艺制备2.5D机织复合材料。使用RTM工艺制备出的复合材料孔隙率低、纤维体积分数高，且制备的试样表面光滑，成型后只需做小的修边即可。制备具体流程为： 将预制体裁剪为300 mm×300 mm大小并在模具表面涂抹3～5遍足量的脱模剂，将预制体充分干燥并称质量后放入模具中密封紧固，使用RTM注射机将调配好的树脂在0.5 MPa压力下注入模具中，充分浸润织物后置于烘箱中进行后处理，待固化后进行脱模，最后按照ASTM D7136标准切割得到150.0 mm×100.0 mm×(4.0±0.1) mm的标准试件。试样偏轴角度包括0°和45°，切割示意图如图2所示。

表1 2.5D机织复合材料详细参数

图1 2.5D机织预制体结构Figure 1 Structure of 2.5D woven preform

图2 偏轴角试样切割示意图Figure 2 Cutting scheme of off-aixs angle sample

1.3 试验装置

低速冲击试验采用济南某仪器公司STLH-300落锤冲击试验机，仪器设计标准参照ASTM D7136。冲头采用半球形，直径为16 mm，落锤总质量为6.141 kg，力传感器量程为20 kN。试样置于尺寸为300 mm×300 mm并在中心留有125 mm×75 mm矩形镂空的支撑座上，通过支撑座定位孔调节冲击位置为试样正中心后，用4个气动橡胶压头压住试样的4角进行固定。通过改变落锤升降高度来调节冲击能量，本研究中总冲击能量分别为26.8和80.0 J，冲击能量与试样厚度比值为6.5和20.0 J/mm，每种冲击能量及偏轴角度试件共3件。试验开始后，将落锤提升至所需高度，冲击时沿两侧导轨做自由落体运动，并打开防二次冲击装置避免冲头再次落下对试件造成二次损伤。由于高度限制，在不增加配质量的情况下如要获得更高的冲击能量，需使用蓄能弹簧以达到目标能量。试验结束后落锤冲击试验系统会对冲头载荷及速度传感器采集的信息进行处理，并输出试验的载荷、位移、速度、加速度及能量等信息，经整理得到文中位移-载荷和时间-能量曲线，冲击试验仪器如图3所示。

图3 冲击试验仪器Figure 3 Drop-weight impact test apparatus

冲击后压缩试验采用INSTRON 3385H万能试验机，参照ASTM D7137标准设计特制夹具对试样进行夹持，加载速率为1.25 mm/min，试验机及夹具如图4所示。

图4 冲击后压缩试验设备及夹具Figure 4 CAI test apparatus and fixture

2 结果分析与讨论

2.1 低速冲击力学响应特性

低速冲击试验中，每种工况进行3次重复试验，发现试验结果重复性较好，下文中曲线数据为其中1次实验结果。课题组选用半球形冲头且给定的2种冲击能量对试样造成的损伤范围有限，可忽略试样在冲击时因偏轴角度不同引起的边界效应差异对冲击结果的影响，即不同偏轴角试样在相同冲击能量下产生的损伤基本相同。

图5所示为2种偏轴角度试样在不同冲击能量下的载荷-位移曲线。图6所示为2种偏轴角度试样在不同冲击能量下的能量-时间曲线。

图5 低速冲击载荷-位移关系Figure 5 Load-displacement relations under low-velocity impact

图6 低速冲击能量-时间关系Figure 6 Energy-time relations under low-velocity impact

从图5看出，2种偏轴角度试样在相同冲击能量下的载荷-位移曲线显示出大致相同的趋势，但45°试样相对0°试样峰值载荷更大且最大位移更小。在初始极小位移内(0.0～0.4 mm)，2种角度试样载荷增长速度相同，说明初始弯曲刚度相同。但随着冲头位移的增加，45°试样相较0°试样载荷增长更快，导致这一现象的原因是随着冲头位移的增加，载荷不断向外围传递，在冲击中心位置时45°试样比0°试样具有更长的接结经纱及经纱，使得45°试样具有更大的面内刚度。随着冲头位移的继续增加，载荷进入较为平稳的平台区阶段，试样开始出现损伤并不断累积；在26.8 J冲击能量下，峰值载荷出现在冲头回弹瞬间，说明冲击对试件造成的损伤相对较小；而在80.0 J冲击能量下，峰值载荷出现在位移约为10.0 mm处，说明试样此时出现了严重的结构损伤，导致试样总体承载能力下降，较小的回弹距离以及弹性回复能量也印证了这一点。

从图6中可以看出，在实际冲击能量相近的情况下(图中虚线对应能量值)，试样由于塑性变形和损伤耗散的能量也几乎相同。当冲击能量为80.0 J时，实际冲击能量出现了极小的偏差，这是因为在冲击能量较大而使用蓄能弹簧时，蓄能弹簧存在误差，导致冲头传递给试样的能量出现1.1 J的小幅偏差，进而试样耗散的能量也存在极小偏差，但是差值占总能量的比例极小。表2所示为4种低速冲击试验结果比较。

表2 低速冲击试验结果

2.2 冲击损伤分析

为了探究冲击对试样造成的损伤，使用专业照相机及光学显微镜在毫米尺度下拍摄了0°和45°试样分别在26.8和80.0 J冲击能量下的正反面损伤形貌，并使用反射式超声C扫描技术对含有冲击损伤的试样进行扫描。根据扫描结果可以观察出不同冲击能量下2种偏轴角度试件损伤区域的范围、形状和拓展方向，还可以使用图像软件估算冲击损伤面积。图7所示为26.8 J冲击能量下试样正反面损伤形貌。对于试样冲击正面凹坑深度可以使用千分表测量，具体数据见表3。

图7 26.8 J冲击能量下试样正反面损伤形貌Figure 7 Damage morphology of sample after low-velocity impact under 26.8 J impact energy

表3 材料损伤统计

由图7可以观察到2种偏轴角度试样在26.8 J能量冲击下，冲击正面区域基体都存在一些裂纹，而在冲击反面均存在较明显的基体开裂、纤维脱粘以及少量的纤维断裂。在试样反面还可以观察到2种试样纤维脱粘方向随着偏轴角度变化而变化，且都是沿着纬纱方向分布，这种现象在冲击能量为80.0 J时试样上更加明显。

由图8可以看出80.0 J冲击能量造成的冲击损伤更为严重。2种偏轴角度试样正面的凹坑都很明显，在凹坑周围存在明显的基体开裂和纤维脱粘，同时在凹坑深处还可以发现纤维断裂。2种试样反面均可观察到大量纤维沿经、纬方向发生拉伸断裂，断裂带总体呈“十字型”分布，这与经纬纱为主要承载对象有关。试样反面发生纤维脱粘的位置大部分集中在受冲击中心部位的两侧并沿纬纱方向延伸，形成这种现象及分布的原因是：在冲击过程中试样产生较大变形(由载荷-位移曲线可以看到位移最大可以达到16.861 mm)，较大的冲击力及变形导致位于冲击中心周围的纬纱直接发生断裂，而两侧较远位置还未发生断裂的纬纱在后续的冲击过程中也产生较大的离面位移，导致试样背面纬纱方向的接结经纱间的基体受到挤压，出现纤维脱粘现象。

图8 80.0 J冲击能量下试样正反面损伤形貌Figure 8 Damage morphology of sample after low-velocity impact under 80.0 J impact energy

从图9(a)和图9(b)可以看出，冲击能量为26.8 J时，0°与45°试样的冲击损伤面积较小；图9(c)和图9(d)为80.0 J冲击能量的扫描结果，在试样冲击位置出现的椭圆形白色区域表示试件上的凹坑及发生严重损伤的区域，椭圆形的长短轴分别对应经、纬向，即损伤沿经向延伸的距离略大于纬向，这与纬纱相对于经纱具有更大的细度，能承载更大的载荷有关。经估算，2种偏轴角度试样在同一冲击能量下的损伤面积和凹坑深度相近，相差在5%以内。

2.3 冲击后压缩性能分析

冲击后压缩试验依据ASTM D7137标准执行。对4组共12件有冲击损伤试样进行压缩性能测试，试验重复性较好，图10所示的载荷-位移曲线数据为其中一组试验结果。

图9 试样超声C扫描结果Figure 9 Ultrasonic C-scan images of sample

图10 冲击后压缩力学响应结果Figure 10 CAI mechanical response

2种偏轴角度试样经过不同冲击能量冲击后的压缩力学响应特征如图10所示。从图10可以发现偏轴角造成的影响非常显著。0°试样的载荷随位移的增加快速增长，达到峰值后迅速下降，试样随即失效，记录该峰值载荷用于计算压缩强度；45°试样则产生较大位移，载荷随位移的增加发生非线性增长，并逐渐趋于稳定，待试样压缩至设定的最大安全距离时，试验终止，并记录稳定后的载荷值用于压缩强度的测算。

为了更好地比较不同工况下的实验结果，课题组给出了冲击后压缩强度如表4所示，数据结果为3件试样的平均值，且各结果误差小于5%。可以看出，经2种冲击能量冲击后，0°试样的压缩强度均大于45°试样，0°试样压缩强度随冲击能量的增加下降较为明显，而45°试样压缩强度随冲击能量的增加下降幅度相对较小。图10(a)，图10(b)，图10(e)和图10(f)给出了0°和45°试样冲击后压缩的损伤形貌。同一偏轴角度试样在不同冲击能量下发生压缩损伤的位置并无明显变化，而不同偏轴角度试样的压缩损伤位置却有所不同。

表4 冲击后压缩试验结果

0°试样并没有在受冲击部位产生明显的压缩损伤，而是在靠近试样端部的位置发生压溃，损伤沿试样横向分布,属于ASTM D7137标准中LGM冲击后压缩失效形式。试验使用的夹具对试样中部的约束较强，当试样损伤较小时，可能会使端部发生压溃[20]。0°试样的载荷-位移曲线近似线性，其载荷随着位移的增加迅速增长，在位移分别达到1.335 mm(26.8 J )及1.037 mm(80.0 J)时发生压缩破坏，表现出一定的脆性特征。出现这种现象的原因是由于0°试样在承受压缩载荷时，纬纱为主要承载结构，载荷主要作用在纬纱的轴向上，由于碳纤维的轴向力学性能较强且一般表现出脆性特征，所以0°试样在冲击后压缩过程中表现出一定的脆性特征，且冲击后压缩强度较高。

从图10(d)和图10(h) 45°试样可以看出，45°试样表现出明显的非线性特征，且载荷随着位移的增大缓慢增长并逐渐趋于稳定，经2种能量冲击后的压缩位移均超过3.000 mm，表明材料在45°方向上存在较强的韧性。45°试样在承受压缩载荷时，载荷方向与经、纬纱方向呈45°夹角，纱线同时处于受压和受剪的状态，碳纤维的剪切性能较弱，无法承担过多载荷，因此富树脂区基体也承担了相当一部分载荷，而基体一般被视为粘弹性材料，所以45°试样在冲击后压缩过程中表现出一定的韧性特征，呈现出较低的压缩强度和较大的位移，受冲击部位周围发生基体压缩及剪切破坏。以上分析说明本次研究的2.5D机织复合材料的冲击后压缩力学性能受材料偏轴角度的影响较大。

由以上分析可以知道，不同偏轴角度试样冲击后压缩力学响应特征及损伤形貌相差较大是因为：一方面，2.5D机织复合材料的结构特征决定了其所受的冲击损伤具有方向性，即该材料受冲击时，沿各个方向的损伤程度是不同的，低速冲击损伤主要分布在冲击位置周围，具体形式包括基体开裂、沿纬纱方向分布的纤维脱粘以及沿经、纬纱方向分布的纤维断裂；另一方面，试样偏轴角度的不同导致其在冲击后压缩过程中的承载方式、受力状态和损伤机理亦不相同。

3 结论

1) 在低速冲击载荷作用下，2.5D机织复合材料所受损伤受其经、纬纱方向及分布影响较大。在26.8 J冲击能量下，试样冲击损伤主要以基体损伤为主；80.0 J冲击能量造成的损伤更为严重，试样正面凹坑更加明显，出现大量纤维断裂损伤，断裂带呈“十字型”分布。

2) 2.5D机织复合材料在冲击后压缩试验中沿不同方向表现出明显不同的力学响应特性，这是由材料本身的结构特点(经、纬纱方向与分布)以及低速冲击所产生的损伤沿不同方向具有差异性所导致。0°试样冲击后压缩强度较高，压缩变形量较小，应力-应变关系呈现出一定的脆性特征；45°试样冲击后压缩强度较低，存在较大的非线性变形，表现出一定的韧性特征。0°试样的冲击后压缩强度随冲击能量的增加相较45°试样下降更为明显。

3) 在研究2.5D机织复合材料冲击后压缩性能时，除主方向外，还需充分考虑材料沿其它方向的性能，以便做出更全面地表征，进一步提高其使用效能。据此，在选用2.5D机织复合材料设计结构件时，可根据构件的承载需要，特别是受冲击后沿不同方向的性能要求，合理设计材料的工艺参数和铺设角度，并对是否需要搭配其它材料使用做出有效评估。