蔡立成，钱诗梦，汪海晋，丁会明，徐强,*

1. 浙江大学 机械工程学院 流体动力与机电系统国家重点实验室浙江省先进制造技术重点研究实验室，杭州 310027 2. 杭州艾美依航空制造装备有限公司，杭州 311200

先进复合材料凭借其高比刚度、比强度和设计灵活性，被广泛应用于航空领域[1-2]。航空复合材料结构的静强度测试需要考虑所有临界荷载情况和相关失效模式[3]。其中，复合材料厚度方向力学行为在薄壁结构中往往被认为是可以忽略的。但在大型叶片破坏实验中，Chen等[4-5]发现复合材料面外拉伸而引起的分层是叶片坍塌的主要失效形式之一。针对航空复合材料构件，美国联邦航空管理局也将复合材料的厚度方向性能作为基础测试数据之一，应用于尾桨叶片、固定翼等复合材料结构的模块化测试之中[6]。因此，复合材料层合板厚度方向的力学行为需要进行充分有效的评估[7-8]。

面外拉伸实验是进行复合材料厚度方向力学性能对比测试的基本实验方法[9]。Ferguson[10]与Hara等[11-12]针对面外拉伸试验，探讨了试件铺层、外形与尺寸等对试验结果的影响，发现该实验方法存在明显的尺寸效应。Gǜerdal等[13]通过面外拉伸试验，研究了孔隙缺陷对复合材料厚度方向性能的影响，发现面外拉伸强度随孔隙率升高线性下降。

由于复合材料层合板承受面外载荷的能力较弱，复合材料构件往往在使用中会因无法承受面外载荷而过早失效[7]。所以为满足复合材料结构的设计与分析需求，在制造的过程中便需要保证复合材料厚度方向拥有最佳的力学性能。目前，自动铺放技术正逐步取代人工铺放，成为大型复合材料构件制造的主流方式，在航空航天飞行器,尤其是在大型飞机的复合材料主承力结构制造中所占比重越来越大[14-15]。为保证制造质量，铺放工艺参数的把控尤为重要[16-17]。适宜的铺放参数不仅能在铺放时获得良好的材料铺贴质量[18-20]，更能保证制造的复合材料构件拥有良好的力学性能。

Stokes-Griffin[21-22]与Qureshi等[23]针对聚醚醚酮基碳纤维增强复合材料，通过短梁剪切试验与搭接剪切试验揭示了铺放温度与速率的调控对材料层间剪切性能的影响作用。Clancy等[24]则借助楔形剥离试验，找到了可使聚醚醚酮基碳纤维增强复合材料获得最佳剥离强度的铺放速率。Lukaszewicz等[25]讨论了铺放温度对热固性复合材料剪切性能的影响，通过对不同铺放温度下制造的试件进行短梁剪切试验与微观形貌观察，发现在其实验情况下，随着铺放温度的升高，试件的孔隙率不断下降，从而使试件的剪切强度获得提升。段玉岗等[26]则进行了铺放压力、预浸料加热温度和芯模温度的三因素四水平正交试验，确定了以剪切强度为衡量指标的最优铺放参数取值，在该铺放工艺条件下制造的热固性复合材料试件，其剪切强度比厂家提供的标准强度高出8%。由此可见，适宜的铺放工艺参数对提高热塑性、热固性复合材料的层间剪切与剥离强度均有所成效。然而，现有研究工作大多局限于揭示铺放参数变化对复合材料面内性能的影响规律，关于工艺参数对复合材料厚度方向性能的影响研究却鲜有报道。

因此，为研究铺放工艺参数与复合材料厚度方向力学性能关联关系，本文在自行搭建的铺放平台上，通过改变铺放压力与铺放温度参数，制备不同铺放工艺的复合材料试件并进行面外拉伸试验，揭示铺放工艺参数变化对复合材料厚度方向力学行为的影响规律。研究成果将为航空复合材料构件厚度性能设计与自动铺放工艺参数选取提供试验依据和指导。

1 试件制备与试验设置

1.1 试件制备

试验件制备所用预浸料为T700/USN12500，环氧树脂含量35%±2%，由山东威海光威复合材料公司提供，固化温度为120 ℃。铺放过程在自行设计搭建的铺放平台上进行，见图1。试验件制备为[0]36铺层。试验为研究铺放压力与温度对厚度方向性能影响的单因素试验，在试件制备过程中需要控制三个工艺参数：铺放速率、铺放压力及铺放温度，表1为三者控制方式与范围。

图1 铺放平台示意图Fig.1 Schematic diagram of prepreg laying platform

铺放台压辊的铺放压力值P由气缸气压表征。P的取值在工程常用取值范围0.05～0.3 MPa[27]的基础上进行了一定的扩展。试验所用预浸料为中低温固化预浸料，选取铺放温度T的取值范围为25～45 ℃。铺放温度控制如表2所示，调节加热灯电压改变加热功率，即可实现铺放温度的调控，加热灯的精度为±1 ℃。表3为不同铺放工艺参数的具体分组。将铺放压力与铺放温度的交叉试验组P2/T1设为基准组。

表1 铺放台参数Table 1 Laying table parameters

表2 铺放温度控制Table 2 Laying temperature control

真空袋固化压力0.08 MPa，烘箱以5 ℃/min的速率升温，至120 ℃后保温120 min，保温阶段结束后随炉冷却，各分组的固化工艺相同。固化后的板件厚度为4 mm。

铣削直径为24 mm的圆柱形试件。铣削时控制铣削参数尽可能地减少中上层铣削时试件加工缺陷的产生。控制铣削进给为0.5 mm/min，铣刀转速为14 400 r/min，通过实验室多次实践对比研究表明，该加工参数可保证所加工试件无影响实验的机加工缺陷产生。在对试件底部进行铣削时，由于切削力与试件振动的共同作用会使层合板底部产生分层，如图2所示。将复合材料层合板与底板粘结，在铣削时可减小试件振动，从而避免底部分层现象出现。铣削完毕后解除粘结，获得符合研究需求的圆柱形试件。

表3 试验分组Table 3 Test groups

图2 铣削对比示意图Fig.2 Comparison diagram of milling methods

1.2 面外拉伸试验设置

试验基于试验标准ASTM D7291[28]，对拉块与试件粘结的可靠性以及夹具装夹的对中性有严格的要求。粘结时通过固定试件与拉块的相对位置，保证粘结过程中无滑移，粘结后拉块与试件同轴。在静力试验机INSTRON 5985中完成试件装夹，见图3。以0.1 mm/min的载荷进行拉伸。本次试验所用的夹具由多销钉连接，在每次试件安装后依靠重力维持竖直状态，确保加载过程中试验机施加在试件上的为单向力。在试件外表面上均布型号为BX120-1AA的4个应变片，通过1/4桥回路与应变采集系统四条通路相连采集应变数据。通过微应变500 με至1 500 με段计算各组厚度方向拉伸模量。

图3 试件装夹Fig.3 Specimen clamping

2 实验结果与分析

2.1 铺放压力对材料厚度方向力学行为的影响

2.1.1 力学性能

图4(a)为压力组各组试件加载所得面外拉伸应力-应变曲线。可以看出，试件在拉伸过程中应力-应变呈现出良好的线性关系，脆性断裂的微应变均未超过3 500 με。计算P1～P6组模量分别为11.5、11.3、11.8、11.8、11.6、12.1 GPa， 波动范围仅为0.8 GPa，且相邻两组之间模量差不超过0.5 GPa，模量相近。可以认为，铺放压力的改变对厚度方向拉伸模量无显著影响。

在图4(b)中绘制了铺放压力与面外拉伸强度的曲线图，其中基准组P2的平面外拉伸强度为37.5 MPa。由图4(b)曲线可看出，在相同的铺放温度下，铺放压力的改变会对试件厚度方向拉伸强度产生显著的影响。面外拉伸强度随着铺放压力的增大，呈现出先增大后下降的趋势，并在最大铺放压力组P6组呈现一定的回升。P3组取得实验组面外拉伸强度的最大值38.8 MPa，与基准组相较强度提升了3.5%。在P1组中取得实验组最小值34.3 MPa，与基准组相较强度下降达8.5%。P5组强度为35 MPa，强度下降6.7%。P6组中，面外拉伸强度获得了一定提升，但与基准强度相较仍下降了3.2%。

图4 铺放压力组试验数据分析Fig.4 Analysis of test data under different laying pressure

图5为各压力组试样的横截面光学显微镜照片，对比各组试样金相图可发现，随铺放压力增大，P1～P3组的层间富树脂区厚度逐渐减小并且厚度趋于均匀。结合图4(b)曲线，此时P1～P3组面外拉伸强度呈现为上升趋势。与此同时，对比P5与P3、P4组金相图可发现，随铺放压力的进一步增大，层间树脂被挤压，发生相邻层的纤维嵌合，形成层间树脂囊(Resin-pocket)。结合Ghayoor等[29]对树脂囊的研究，此类富树脂区的出现会使复合材料强度下降。因此如图4(b)面外拉伸强度曲线所示，P3～P5组面外拉伸强度呈现出降低的趋势。由此可见，适宜的铺放压力能够促进层合板层间结合更加紧密，从而有效提升面外拉伸强度。而P6组作为铺放压力的最大组，在其金相图中可观察到，部分区域层间界面趋于模糊，层与层趋于整体，这使得试件的厚度方向强度获得了少量的提升。

图5 铺放压力组金相图Fig.5 Metallographic figures at different laying pressure

2.1.2 损伤失效

基于断裂裂纹特征，试验标准将试件的面外拉伸断裂分为跨层断裂(along multiple planes within gage section, MG)与单层断裂(along a single plane within gage section, SG)两类破坏模式[28]，如图6(a)所示。然而作为两类基于裂纹特征的失效破坏模式，二者同时存在于各个铺放压力组的试验试件中，组别间无显著差异。因此在观察各组试件断裂裂纹的基础上，同样对试件内部断面也进行了观察对比。图6(b)为断裂试件的断面示意图。

从图6(b)中可发现两类未有文献提及的面外拉伸内部断裂特征——断面中发生的纤维断裂以及纤维层的剥离。基于两类内部断面特征将面外拉伸断裂定义为两类不同的断裂失效模式，并且基于这两类断裂模式对各组断裂试样进行对比观察。图7为铺放压力组试件断面对比观察图。

观察图7可发现，试验组中唯有P3组试样断面处仅出现纤维断裂失效，而未出现纤维层的剥离。结合图4所示强度曲线与图7所示金相图对比，当铺放压力为0.225 MPa时，复合材料试件的面外拉伸强度取得了6个压力实验组中的最大值38.8 MPa，层间富树脂区厚度与厚度均匀性也为实验组最佳。而观察其余压力各组的试件断面会发现，除纤维断裂外，均出现了纤维层的剥离，失效模式为纤维层剥离与纤维断裂的组合失效。由此可分析得出，通过调节铺放压力，改善层间界面结合特性，不仅可提高材料厚度方向拉伸强度，断裂时纤维层的剥离也将会受到抑制，从而使断面失效模式呈现为单一的纤维断裂失效。

图6 断裂特征示意图Fig.6 Schematic diagram of fracture characteristics

图7 铺放压力组试件断面Fig.7 Fracture sections at different laying pressure

2.2 铺放温度对材料厚度方向力学行为影响

铺放温度由25 ℃升至45 ℃，分设5组，组号为T1～T5，基准组为T1。进行温度组T4及T5组试件的铺放过程中，可观察到在红外加热灯加热，压辊压实后，预浸料夹层中出现了明显的气泡，见图8。铺放温度大于40 ℃时，铺放时产生的气泡随铺放温度升高逐渐增多[30]。在自动铺放时滞留在预浸料夹层中的空气在最终成件时将会形成孔隙[31]，影响构件成型质量。减少此类影响最直接有效的办法是提高固化压力，固化压力增大有助于排出试件内的气体，从而减轻铺放温度增高产生的气泡缺陷。然而固化压力的改变将会影响最终试件的性能[32]。因此，在不改变固化工艺的前提下，T4、T5组铺放时的气泡可能将会以孔隙的形式存在于试件中，影响试件性能。

图8 预浸料夹层气泡Fig.8 Air bubbles between prepregs

2.2.1 力学性能

图9(a)为温度组试件加载断裂的拉伸应力应变曲线。从图中可看出，温度组试件脆性断裂时的微应变也未超过3 500 με。计算铺放温度组T1～T5厚度方向模量分别为：11.3、11.5、11.3、11.7、11.2 GPa，波动区间仅为0.5 GPa。铺放温度的变化对厚度方向模量无显著影响。图9(b)为温度组面外拉伸强度曲线。

图9 铺放温度组试验数据分析Fig.9 Analysis of test data at different laying temperature

T1～T3组数据分散性良好，均在4%以内。从图9(b)曲线可以看出，随铺放温度升高，数据的分散性不断增大，T5组面外拉伸强度的数据分散性达10.2%。材料的面外拉伸强度随铺放温度升高呈现先增大后减小的趋势。在25～35 ℃的铺放温度区间中，厚度方向拉伸强度波动仅为3.2%。基准组T1的面外拉伸强度为37.5 MPa。T2组获得铺放温度组的强度最大值38.2 MPa，较基准提升仅为1.9%。随铺放温度的持续升高，面外拉伸强度下降严重，其中T5组面外拉伸强度仅为30.3 MPa，强度较基准下降达19.2%。40 ℃以上的铺放温度对复合材料面外拉伸强度与力学性能稳定性产生了显著的负面影响。图10为铺放温度组试样金相照片。

由图10可见，T1～T3组层间富树脂区与纤维分布无显著差异，而随铺放温度升高，试件孔隙率上升明显。各温度组试样孔隙率如图9(b)孔隙率曲线所示，T3组试样孔隙率为0.8%，T4组孔隙率为2.3%，T5组孔隙率为4.5%。结合面外拉伸强度曲线可发现，随铺放温度的升高，T3～T5 组上升的试件孔隙率与面外拉伸强度间呈现出良好的线性关系，这与Gǜerdal等[13]的研究结果相同，即复合材料层合板厚度方向拉伸强度随孔隙率的升高线性下降。以上结果表明，铺放温度升高引起的孔隙率上升是导致复合材料的面外拉伸强度与厚度方向力学性能稳定性下降的主因。

图10 铺放温度组金相图Fig.10 Metallographic figures at different laying temperature

2.2.2 损伤失效

孔隙的存在会对复合材料的力学性能产生削弱，尤其是对树脂基体或者纤维树脂界面结合起主导作用的复合材料性能[33]。与铺放压力组不同的是，温度组试件跨层断裂的裂纹扩展特征发生了变化。图11左图为试件裂纹对比图。

图11 试件裂纹曲线及裂纹形成示意图Fig.11 Crack curves of specimens and schematic diagram of crack curve formation

从图11可看出，T1～T3组试件发生的跨层断裂，其裂纹曲线光滑且具有规律性——裂纹波谷与波峰的位置位于纤维方向与垂直纤维方向附近，无法通过裂纹判断断裂扩展，这也是标准的跨层裂纹特征。而在铺放温度较高的T4、T5组试件中，试件出现多裂纹的断裂形态，部分裂纹的扩展可在裂纹的交界处判断而来。对比T1～T3与T4组试样可以看出，T4组试件的断裂是两条裂纹的连接，裂纹快速扩展且跨越了多层完成交汇，与T1～T3组相比裂纹扩展失去了规律性。而在T5组试样中，试件的断裂由多条裂纹扩展连接而成，且同样失去了裂纹扩展的规律性。结合图9(b)孔隙率曲线，可以判断，由于孔隙率的上升，裂纹的扩展状态受到了干扰。由此可以推断，不规则裂纹的出现可能是由孔隙处的应力集中导致的[34-35]。随着红外加热灯温度的升高，铺放时滞留的空气在复合材料成件的层间形成孔隙，试件在面外拉伸时的应力集中状态可能因此而发生改变。断裂的始因从圆柱形试件自身的应力集中[11]转换为孔隙处的应力集中，从而导致裂纹的起始与扩展产生了偏差，以至断裂时形成不规则裂纹，改变了跨层断裂的失效形态。

根据图6(b)所示基于内部断面特征的失效模式，同样也对温度组试样断面失效特征进行了对比分析，见图12。在T1～T3组的断面中可同时观察到纤维断裂以及纤维层剥离的现象；而在T4、T5这两组试件的断面中，仅有纤维层剥离现象出现，无纤维断裂。结合图9(b)强度与孔隙率曲线可分析出，铺放温度的升高而引起的孔隙率上升，使厚度方向拉伸强度下降，断裂裂纹走势改变，导致纤维断裂发生的强度条件与试件断裂条件均无法得到满足，因此T4、T5组内部断面失效仅出现纤维层剥离。

图12 铺放温度组试件断面Fig.12 Fracture sections at different laying temperature

在断面中可观察到，T4和T5组的试件断面均未出现纤维断裂的现象，因此可以对孔隙处应力集中产生的裂纹的扩展方向做出以下推断：裂纹在纤维方向上是沿纤维扩展的，不进行跨层，而孔隙之间的裂纹连接则是在非纤维方向上进行的，需要进行跨层。于是可推测试件不规则裂纹的形成过程为：40 ℃与45 ℃的铺放温度条件导致试件中出现不可忽略的孔隙，在对这类试件进行厚度方向拉伸的过程中，孔隙处应力集中引发某个孔隙处的裂纹萌生(图11(a))，该裂纹在非纤维方向上跨层扩展，与其余孔隙进行连接(图11(b))。裂纹的连接最终导致了试件多裂纹断裂(图11(c))，裂纹失去规律性。断裂过程见图11(a)～图11(c)。

综合厚度方向拉伸强度与断面失效、裂纹扩展特征来看，铺放温度的取值不宜过高，40 ℃以上的高温不仅会降低复合材料厚度方向拉伸强度与性能稳定性，更会增加复合材料断裂失效的不确定性，这对复合材料结构的设计与分析都是相当不利的。

3 结 论

1) 铺放压力与温度的变化对复合材料厚度方向拉伸强度有显著的影响，尤其是铺放温度，而对厚度方向模量影响不显著。

2) 铺放压力由0.075 MPa升至0.45 MPa时，面外拉伸强度先升后降。随铺放压力增大，层间树脂区厚度变小，层间结合越加致密，厚度方向拉伸强度增大，并在铺放压力为0.225 MPa时取得试验组最大值，失效模式由纤维层剥离与纤维断裂的组合模式过渡为纤维断裂主导；铺放压力进一步增大时，层间树脂被挤压为树脂囊，面外拉伸强度下降，失效再度转化为纤维层剥离与纤维断裂的组合模式。

3) 铺放温度由25 ℃升至45 ℃时，面外拉伸强度先升后降，其中最优铺放温度为30 ℃。在25～35 ℃的区间中，温度对强度的影响较小，失效均为纤维断裂与纤维层剥离的组合模式。当铺放温度高于40 ℃时，孔隙随温度升高而增多，从而导致厚度方向强度及性能稳定性严重下降，失效模式转化为剥离主导，裂纹扩展无规律性。

[21] STOKES-GRIFFIN C M, COMPSTON P. The effect of processing temperature and placement rate on the short beam strength of carbon fibre-PEEK manufactured using a laser tape placement process[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2015, 78: 274-283.