玻璃纤维－碳纤维混杂增强ＰＣＢＴ 复合材料层合板的制备及低速冲击性能［Ｊ］．复合材料学报，２０１５，３２（２）：４３５－４４３．Ｙａｎｇ　Ｂ，Ｚｈａｎｇ　Ｊ　Ｆ，Ｚｈｏｕ　Ｌ　Ｍ．Ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｌｏｗ－ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｉｍｐａｃｔ　ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ　ｏｆ　ｇｌａｓｓ　ｆｉｂｅｒ－ｃａｒｂｏｎ　ｆｉｂｅｒ　ｈｙｂｒｉｄ　ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ＰＣＢＴ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅ［Ｊ］．Ａｃｔａ　Ｍａｔｅｒｉａｅ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔａｅ　Ｓｉｎｉｃａ，２０１５，３２（２）：４３５－４４３．玻璃纤维－碳纤维混杂增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的制备及低速冲击性能杨斌１，章继峰＊１，周利民２（１．哈尔滨工程大学智能结构与先进复合材料实验室，哈尔滨１５０００１；２．香港理工大学机械工程系，香港）摘　要：　采用环状对苯二甲酸丁二醇酯（ＣＢＴ）预浸料，利用真空袋辅助热压工艺制备了玻璃纤维机织布－碳纤维机织布／聚环状对苯二甲酸丁二醇酯（ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ）混杂复合材料层合板。利用双悬臂梁（ＤＣＢ）和三点端部开口弯曲（３ＥＮＦ）试验对连续纤维增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的层间强度做出评估。同时，利用低速冲击试验结合Ａｂａｑｕｓ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ有限元仿真重点考察了混杂纤维增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的低速冲击性能。试验结果表明：尽管ＣＦ／ＰＣＢＴ复合材料层合板具有优异的层间性能，当冲击能量为１１４．３Ｊ时，由于ＣＦ自身的脆性，ＣＦ／ＰＣＢＴ复合材料层合板被完全穿透，而ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板只在表面形成凹痕。与纯ＣＦ增强ＰＣＢＴ复合材料层合板相比，铺层形式为［ＣＦ／ＧＦ／ＣＦ］２５的ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板的抗冲击损伤能力提高２倍。仿真得到的云图显示，冲击引起的应力在ＣＦ中的分布区域要明显大于在ＧＦ中的分布区域。关键词：　环状对苯二甲酸丁二醇酯；玻璃纤维；碳纤维；混杂复合材料层合板；低速冲击；有限元仿真中图分类号：　ＴＢ３３２　　　文献标志码：　Ａ　　　文章编号：　１０００－３８５１（２０１５）０２－０４３５－０９　　复合材料具有比强度和比模量高、可设计性强等优点，已被广泛应用于航空、航天及航海等实际工程领域中。但是，应用于这些领域的复合材料难免会遭受力学冲击，尤其是低速冲击［１］。在冲击载荷作用下，复合材料层合板内会产生目视不可检的损伤，这些损伤往往表面很小，而在内部和冲击内表面损伤严重，这些内部损伤会使复合材料结构的承载能力大幅下降，从而对结构的安全构成潜在的威胁。复合材料层合板在低速、低能冲击下的损伤破坏模式通常表现为基体开裂、基体挤压、纤维断裂、分层，因此冲击损伤使复合材料的强度和寿命大幅下降，严重影响材料的使用［２－４］。在众多的增强纤维材料中，碳纤维（ＣＦ）以其优良的性能在工程中得到了广泛的应用，不幸的是，ＣＦ增强树脂基复合材料的脆性大，在冲击载荷下呈明显的脆性破坏模式；同时，ＣＦ昂贵的价格也限制了其更广泛的应用。而与玻璃纤维（ＧＦ）混杂增强的树脂基复合材料可以有效改善单纯ＣＦ增强材料韧性差的缺陷，并且能够大幅度提高材料的经济性，因此，开展对ＣＦ及其混杂增强树脂基复合材料在低速冲击载荷下的响应研究很有价值。热固性树脂具有强度高、加工黏度小、尺寸稳定性好等优点。然而，随着树脂基复合材料的广泛应用，热固性树脂也出现了很多不可避免的缺点：热固性树脂在交联固化后，形成不溶、不熔的网状结构，不能进行二次加工，产品不可回收，而且产品韧性不好，反应时有副产物产生等。自２０世纪８０年代以来，热塑性树脂及其复合材料引起了人们很大的兴趣，对热塑性树脂的研究取得了很大进展。与热固性树脂相比，热塑性树脂的优点是韧性好，生成物是线型聚合物，产品可以进行二次加工；缺点是加工黏度大，难以制备高填充的复合材料，而且刚性差［５］。最近，热塑性树脂环状对苯二甲酸丁二醇酯（ＣＢＴ）的出现改变了热塑性树脂加工黏度大的现状。ＣＢＴ 树脂是一种环状预聚物，具有大环寡聚酯结构。加热融化时，变得像水一样（黏度约０．２Ｐａ·ｓ）；在锡类或钛类催化剂的作用下，ＣＢＴ 可以发生开环聚合反应而得到热塑性工程塑料———聚对苯二甲酸丁二醇酯（ＰＣＢＴ）［６］。由于ＣＢＴ熔融后低黏度的特征，可以采用类似于传统纤维增强热固性树脂复合材料的工艺来制备其纤维增强热塑性树脂基复合材料。且ＣＢＴ在１９０～２１０℃范围内的开环聚合反应温度低于产物ＰＣＢＴ的结晶温度，聚合反应可与ＰＣＢＴ的结晶过程同时进行［７－９］。因此可以选取低于ＰＣＢＴ熔点的温度使ＣＢＴ进行开环聚合，从而降低能耗。鉴于ＣＢＴ树脂的优异性能，国内外很多学者对其工艺性能进行了研究。国内张翼鹏等［１０］利用原位聚合法制备了连续ＧＦ增强ＰＣＢＴ基复合材料并对其性能做出了评价。国外Ａｇｉｒｒｅｇｏｍｅｚｋｏｒｔａ等［１１］和Ｐａｒｔｏｎ等［１２］分别采用真空注射（Ｉｎｊｅｃｔｉｏｎ　Ｍｏｌｄｉｎｇ）与树脂传递模塑成型（ＲＴＭ）工艺制备了ＧＦ增强ＰＣＢＴ树脂基热塑性复合材料；Ｍｏｈｄ等［１３］利用热压工艺也成功制备了ＧＦ增强ＰＣＢＴ树脂基复合材料。研究发现，由于ＣＢＴ具有极低的熔融黏度，纤维很容易被树脂浸润，在产品制备过程中表现出优良的工艺性。预浸料以其突出的工艺优点成为广泛应用于纤维增强复合材料设计与制造中的中间材料。然而，从现有的文献来看，很少有文献涉及到利用热塑性ＣＢＴ树脂预浸料来制备其纤维增强树脂基复合材料的工艺方法，对该材料低速冲击性能的研究也鲜见文献报道。本文中利用ＣＢＴ树脂的低熔体黏度优点，采用真空袋辅助热压预浸料工艺制备了ＣＦ增强ＰＣＢＴ树脂基复合材料，并对该材料体系在低速冲击载荷下的响应做出了评估。为了提高材料的抗冲击性能，利用上述工艺制备了ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ层间混杂复合材料。为了进一步探究混杂效应对复合材料冲击性能的影响，采用Ａｂａｑｕｓ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ软件对混杂复合材料进行了低速冲击数值仿真。１　试验与仿真方法１．１　单体及催化剂ＣＢＴ（ＣＢＴ－１００）树脂，购于美国Ｃｙｃｌｉｃｓ公司。催化剂为单丁基氯化锡氧化物（Ｃ４Ｈ１１ＣｌＯ２Ｓｎ），分子质量为２４５．２８，其中锡含量为４６ｗｔ％～５１ｗｔ％，该催化剂是一类酯类催化剂，适用于反应温度在２１０～２４０℃范围内的酯化或者缩聚反应，由上海诺泰化工有限公司提供。应该注意，为了防止水分对ＣＢＴ树脂开环聚合反应的影响，试验前ＣＢＴ树脂和催化剂应在１００℃真空干燥箱中干燥１０ｈ以除去材料中的水分。ＰＣＢＴ基体的基本力学参数列于表１［１４］。表１　ＰＣＢＴ基体的基本力学参数［１４］Ｔａｂｌｅ　１　Ｂａｓｉｃ　ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ＰＣＢＴ　ｍａｔｒｉｘ［１４］Ｍｏｄｕｌｕｓ／ＧＰａ　Ｓｔｒｅｎｇｔｈ／ＭＰａ　Ｆａｉｌｕｒｅ　ｓｔｒａｉｎ／％３．３２±０．２１　６０．３２±６．０８　１．７１±０．２１１．２　增强纤维采用了３种型号的纤维制备纤维增强ＰＣＢＴ树脂复合材料。单向ＧＦ型号为ＥＤＷ８００，面密度为８００ｇ／ｃｍ２。ＧＦ机织布与Ｔ３００ＣＦ机织布分别由九鼎新材料股份有限公司与日本东丽公司提供，表２为ＧＦ和ＣＦ机织布的宏观力学参数。同样，所有纤维材料在使用前需在１００℃的真空干燥箱中干燥１０ｈ。表２　ＧＦ和ＣＦ机织布的宏观力学参数Ｔａｂｌｅ　２　Ｍａｃｒｏｓｃｏｐｉｃ　ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ＧＦ　ａｎｄＣＦ　ｗｏｖｅｎ　ｆａｂｒｉｃＦｉｂｅｒ Ｄｅｎｓｉｔｙ／（ｇ·ｃｍ－３）Ｔｅｎｓｉｌｅｓｔｒｅｎｇｔｈ／ＭＰａＴｅｎｓｉｌｅｍｏｄｕｌｕｓ／ＧＰａＥｌｏｎｇａｔｉｏｎａｔ　ｂｒｅａｋ／％Ｔ３００　１．７６　３　５３０　２３０　１．５Ｅ－ｇｌａｓｓ　２．５４　３　４００　７２．５　４．８１．３　制备方法为了制备ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板，对纤维布进行２种不同的预处理：（１）用预浸渍法制备含有ＣＢＴ树脂的ＣＦ布。将浸渍槽中的ＣＢＴ树脂加热至１９０℃直至其完全融化；再将预先制备的ＣＦ布（４０ｍｍ×４０ｍｍ）缓慢匀速地通过浸渍槽以确保纤维布完全浸润；将浸渍后的ＣＦ／ＣＢＴ预浸料室温固化，备用。值得一提的是，在这个过程中，由于ＣＢＴ的低黏性，纤维很容易被完全浸润。（２）制备含有催化剂的ＧＦ布，为了保证催化剂和ＣＢＴ树脂在反应过程中充分接触，采用蒸发溶剂法将催化剂均匀粘附到ＧＦ布表面。具体过程为：将树脂含量为０．６ｗｔ％的催化剂粉末添加到２００ｍＬ异丙醇中加热至７０℃搅拌，直至浑浊溶液变澄清；将ＧＦ布浸润到所制备的混合溶液中，浸泡２ｈ后在１００℃条件下烘干。这样混合液中的异丙醇溶液被完全蒸发去除，催化剂附着在ＧＦ表面。根据所制备层合板的要求，本步骤中的纤维布也可以是ＣＦ机织布。制备了２种２５层纤维增强ＰＣＢＴ复合·４３６· 复合材料学报材料层合板。对于ＣＦ／ＰＣＢＴ复合材料层合板，在纤维布铺设过程中需将表面粘有催化剂的机织布与预浸料交替铺设，这样能保证ＣＢＴ树脂与催化剂充分接触。同样，对于铺层形式为［ＣＦ／ＧＦ／ＣＦ］２５的混杂复合材料层合板，交替铺设ＧＦ与ＣＦ更能保证材料沿厚度方向力学性能的对称性。采用真空袋辅助热压工艺制备纤维增强ＰＣＢＴ复合材料层合板，装置如图１所示。图１　真空袋辅助热压工艺装置Ｆｉｇ．１　Ｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｖａｃｕｕｍ　ｂａｇ　ａｓｓｉｓｔｅｄ　ｈｏｔ－ｐｒｅｓｓ　ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ反应在２３０℃的条件下进行，温度场由热压机提供，耐高温真空袋由聚酰亚胺膜（温度上限为３００℃）及高温密封胶制备。需要注意的是，在整个工艺工程中真空袋需始终保持真空状态以排除真空袋中的气泡；同时，热压机提供适当压力以辅助排出体系内部的气泡并挤出纤维内部多余树脂。复合材料固化温度曲线为阶梯型：２３０℃下固化１ｈ，降温至１９０℃后再固化１ｈ，自然冷却至室温后即可脱去真空袋，所制备层合板厚度为４．５ｍｍ，有效尺寸为３０ｍｍ×３０ｍｍ，如图１所示。通过该方法制得的复合材料层合板的纤维含量可达６８ｖｏｌ％，混杂复合材料层合板中ＣＦ 含量为２５ｖｏｌ％，ＧＦ 含量为４３ｖｏｌ％，混杂比为３７∶６３。１．４　Ⅰ型和Ⅱ型断裂韧性测定纤维增强树脂基复合材料的层间强度是衡量复合材料宏观力学性能的重要参数，并对复合材料的抗冲击性能有很大影响。层间强度的大小与树脂基体有很大关系，因此，为了评估ＰＣＢＴ基材料的层间性能，制备了１２层单向ＧＦ增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的双悬臂梁（ＤＣＢ）和三点端部开口弯曲试件（３ＥＮＦ）以测定材料的Ⅰ型和Ⅱ型断裂韧性。图２为断裂韧性测试试样。需要指出的是，２种试样的预裂纹长度为２５ｍｍ，通过层合板压制前在第６层与第７层ＧＦ布之间铺入聚酰亚胺薄膜得到，薄膜厚度小于０．０４ｍｍ。利用水切割设备将试样从制备的整体板上切割成指定尺寸，如图２（ａ）及图２（ｂ）所示。力学性能测试在万能试验机（Ｚｗｉｃｋ／Ｒｏｅｌｌ）上进行，每组试验分别测试了５个试样，试验参照ＧＢ／Ｔ　２８８９—２０１２［１５］和ＨＢ　７４０３—９６［１６］进行，试验速度为２ｍｍ／ｍｉｎ，ＤＣＢ试件一端粘贴有铰链，３ＥＮＦ试验中压头半径５ｍｍ，标距９０ｍｍ。图２　断裂韧性测试试样Ｆｉｇ．２　Ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ　ｕｓｅｄ　ｉｎ　ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ　ｔｅｓｔｓⅠ型和Ⅱ型断裂韧性计算公式分别为ＧⅠｃ ＝３Ｐｃδｃ２ｂａ（１）ＧⅡｃ ＝ ９ａ２ ０Ｐｃδｃ２ｂ ３８（ Ｌ３＋３ａ ） ３０ （２）式中：ａ０和ａ分别为初始预制裂纹的长度和试验中裂纹扩展的总长度；Ｐｃ和δｃ分别为裂纹长度对应的载荷和总张开位移；ｂ和Ｌ 分别为试样的宽度和长度。１．５　低速冲击试验为了模拟低能量物体对结构的冲击过程，采用Ｉｎｓｔｒｏｎ／９２５０ＨＶ落锤试验机对复合材料层合板进行了低速冲击试验研究。冲击试验中试件的夹持装置如图３所示。试验件尺寸为１００ｍｍ×１００ｍｍ，通过４个液压机夹在２块钢板之间，冲击部分形成了１个直径为５０ｍｍ 的圆形区域。参照ＨＢ　６７３９－９３《碳纤维复合材料层合板冲击试验方法》［１７］，落锤总质量为９．１４４　５ｋｇ，采用直径为１２ｍｍ的钢制半球形冲头，冲头轴线与板平面垂直。通过调整落锤的下落速度来控制冲击的能量，一次冲击完成后，冲头自动返回，从而确保不会发生二次冲击。针对不同的复合材料层合板选取了３种不同的冲击速度，分别为３、５、７ｍ／ｓ，每组试杨斌，等：玻璃纤维－碳纤维混杂增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的制备及低速冲击性能·４３７·图３　冲击试验中试件的夹持装置Ｆｉｇ．３　Ｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｈｏｌｄｅｒ　ｕｓｅｄ　ｉｎ　ｉｍｐａｃｔ　ｔｅｓｔｓ　验测试５个试件。１．６　低速冲击有限元仿真方法为了分析混杂复合材料层合板在冲击载荷下的损伤演变过程，利用Ａｂａｑｕｓ建立了用于预测复合材料层合板在低速冲击作用下损伤的三维有限元模型。同时，根据机织层合板的结构特点编写了用于判断材料失效的ＶＵＭＡＴ用户子程序。仿真过程中所需要的基本材料参数由复合材料层合板的基本力学试验测定，用于仿真试验的ＧＦ与ＣＦ机织布增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的弹性参数列于表３，强度参数列于表４。表３中，Ｅ１１为经向弹性模量；Ｅ２２为纬向弹性模量；Ｅ３３为沿厚度方向的弹性模量；Ｇ１２、Ｇ１３、Ｇ２３及μ１２、μ１３、μ２３分别为沿复合材料１２、１３、２３方向对应的剪切刚度和应变。表４中，Ｘｔ、Ｘｃ为经向拉伸、压缩强度；Ｙｔ、Ｙｃ为纬向拉伸、压缩强度；Ｚｔ、Ｚｃ为沿厚度方向拉伸、压缩强度；Ｓ１２、Ｓ１３、Ｓ２３为沿复合材料１２、１３、２３方向的剪切强度。在仿真失效准则选取上，考虑单元在冲击时的３个方向的拉压失效，具体来说是按照机织层合板的结构特点，根据式（３）～式（８），给出单元３个方向的失效判定因子：（１）经向纤维拉压破坏ｅ２ｆｔｊ＝ σ１１Ｘ （ ） ｔ２＋ σ１２Ｓ （ ） １２２＋ σ１３Ｓ （ ） １３２≥１ （３）ｅ２ｆｃｊ＝ σ１１Ｘ （ ） ｔ２≥１ （４）（２）纬向纤维拉压破坏ｅ２ｆｔｗ ＝ σ１１Ｙ （ ） ｔ２＋ σ１２Ｓ （ ） １２２＋ σ２３Ｓ （ ） ２３２≥１ （５）ｅ２ｆｃｗ ＝ σ２２Ｙ （ ） ｔ２≥１ （６）（３）ｚ向拉压破坏ｅ２ｄｔ＝ σ３３Ｚ （ ） ｔ２＋ σ２３Ｓ （ ） ２３２＋ σ１３Ｓ （ ） １３２≥１ （７）ｅ２ｄｃ ＝ σ２３Ｓ （ ） ２３２＋ σ１３Ｓ （ ） １３２≥１ （８）式中：ｅｆｔ为纤维拉伸破坏判定因子；ｅｆｃ为纤维压缩破坏判定因子；脚标ｊ和ｗ 分别表示经向和纬向；ｅｄｔ为ｚ向拉伸破坏判定因子；ｅｄｃ为ｚ向压缩破坏判定因子。当材料每个方向的判定因子大于１时即认为该单元失效，单元失效后对其对应的刚度进行折减，当该单元为经向和纬向纤维同时发生拉伸破坏时就会被删除。对于衰减刚度系数的选取，谢永刚［１８］通过采用三维Ｈａｓｈｉｎ准则利用Ａｂａｑｕｓ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ对复合材料螺栓连接进行数值模拟，发现采用Ｏｌｍｅｄｏ和Ｓａｎｔｉｕｓｔｅ［１９］提出的三维刚度衰减方案得到的计算结果精度要比采用其他失效准则的精度高。因此，利用这一结论，将Ｏｌｍｅｄｏ和Ｓａｎｔｉｕｓｔｅ［１９］提出的三维失效准则与材料刚度退化方案用于编写的ＶＵＭＡＴ子程序中，在该方案中，不同的损伤模式对应不同的刚度退化参数：表３　用于仿真试验的ＧＦ与ＣＦ机织布增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的弹性参数Ｔａｂｌｅ　３　Ｅｌａｓｔｉｃ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ＧＦ　ａｎｄ　ＣＦ　ｗｅａｖｅ　ｆａｂｒｉｃ　ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ＰＣＢＴ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅ　ｕｓｅｄ　ｉｎ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｔｅｓｔｓＭａｔｅｒｉａｌ　Ｅ１１／ＧＰａ　Ｅ２２／ＧＰａ　Ｅ３３／ＧＰａ　Ｇ１２／ＧＰａ　Ｇ１３／ＧＰａ　Ｇ２３／ＧＰａ μ１２ μ１３ μ２３ＧＦ／ＰＣＢＴ　２０．７３　２０．７３　１０．９　１．７８９　１．４３　１．４３　０．２５　０．５０　０．５０ＣＦ／ＰＣＢＴ　５５．７０　５５．７０　１５．９　３．５００　１．４３　１．４３　０．２０　０．３５　０．３５表４　用于仿真试验的ＧＦ与ＣＦ机织布增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的强度参数Ｔａｂｌｅ　４　Ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ＧＦ　ａｎｄ　ＣＦ　ｗｅａｖｅ　ｆａｂｒｉｃ　ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ＰＣＢＴ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅ　ｕｓｅｄ　ｉｎ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｔｅｓｔｓＭＰａ　Ｍａｔｅｒｉａｌ　Ｘｔ Ｘｃ Ｙｔ Ｙｃ Ｚｔ Ｚｃ Ｓ１２ Ｓ１３ Ｓ２３ＧＦ／ＰＣＢＴ　３５６．５３　３００　３２０．０　２８０　６０．３２　２３０　２５　１３　１３ＣＦ／ＰＣＢＴ　４００．８０　３５０　３８７．５　２８０　６０．３２　２３０　３２　１５　１５·４３８· 复合材料学报　　（１）经向纤维拉伸／压缩失效Ｅ′１１ ＝０．１４Ｅ１１，Ｅ′２２ ＝０．４Ｅ２２，Ｅ′３３ ＝０．４Ｅ３３，Ｇ′１２ ＝０．２５Ｇ１２，Ｇ′１３ ＝０．２５Ｇ１３，Ｇ′２３ ＝０．２Ｇ２３（２）纬向纤维拉伸／压缩失效Ｅ′２２ ＝０．１４Ｅ２２，Ｅ′１１ ＝０．４Ｅ１１，Ｅ′３３ ＝０．４Ｅ３３，Ｇ′１２ ＝０．２５Ｇ１２，Ｇ′１３ ＝０．２５Ｇ１３，Ｇ′２３ ＝０．２Ｇ２３（３）基体分层／压缩失效Ｅ′２２ ＝０．４Ｅ２２，Ｅ′３３ ＝０．４Ｅ３３，Ｇ′２３ ＝０．２Ｇ２３为了分析ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板在冲击载荷下板内的损伤演变过程，利用有限元分析软件Ａｂａｑｕｓ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ模拟了ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ复合材料层合板在低速冲击载荷下的响应。模拟采用以上刚度衰减理论，模型中设置冲头为刚体，层合板四边固支，复合材料层合板和冲头的单元类型为Ｃ３Ｄ８Ｒ。仿真时，在冲头上施加垂直于板的５ｍ／ｓ的速度。２　结果与讨论２．１　层间强度纤维增强热塑性复合材料的层间强度是衡量树脂基复合材料宏观力学性能尤其是低速冲击强度的重要指标。另外，纤维增强复合材料层合板的层间断裂韧性（Ｇｃ）与断裂行为对有限元仿真中材料参数的选取也有很大影响。Ｇｃ值反映的是裂纹扩展单位面积所耗散的能量，它通常包括３个方面：（１）基体断裂所需能量，由树脂的变形能力决定；（２）纤维从基体中的拔出，即界面的破坏；（３）纤维断裂。对于纤维增强ＰＣＢＴ 树脂基复合材料的层间断裂测试，通过对破坏试件的观察，可以判定纤维断裂所耗散的能量相对于基体断裂和界面破坏小很多，可忽略不计。因此，断裂韧性值主要由ＰＣＢＴ基体材料的性能以及纤维基体界面所决定。图４为ＤＣＢ和３ＥＮＦ测试得到的典型载荷－位移曲线和试件断口形貌。从图４（ａ）中可以看出，Ⅰ型裂纹在拉伸载荷达到８０Ｎ时开始扩展，此时拉伸位移为１５．７ｍｍ，当拉伸载荷达到最大值以后，随着拉伸位移的进一步增加，预制裂纹沿着特定路径迅速扩展，拉伸载荷逐渐减小。通过裂纹扩展曲线计算得出层合板的Ⅰ型断裂韧性为２．１ｋＪ／ｍ２。在图４（ｂ）中可以计算出Ⅱ型裂纹在弯曲挠度８ｍｍ，失效载荷４７０Ｎ时开始扩展，其断裂韧性值为１．２３ｋＪ／ｍ２。值得一提的是，３ＥＮＦ试验中，当载荷达到最大值后，Ⅱ型裂纹突然扩展，载荷随着变形增加迅速减小，表现出明显的脆性裂纹扩展特性。图４　ＤＣＢ和３ＥＮＦ测试得到的典型载荷－位移曲线和试件断口形貌Ｆｉｇ．４　Ｔｙｐｉｃａｌ　ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ　ｃｕｒｖｅｓ　ｏｂｔａｉｎｅｄ　ｂｙ　ＤＣＢ　ａｎｄ３ＥＮＦ　ｔｅｓｔｓ　ａｎｄ　ｓａｍｐｌｅ　ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｉｅｓ表５中列出了试验测定的ＧＦ／ＰＣＢＴ断裂韧性值，与表６中列出的以聚苯硫醚（ＰＰＳ）和聚醚酮（ＰＥＥＫ）［２０－２１］为基体的热塑性复合材料ＡＳ（丙烯腈）１／ＰＥＥＫ、ＡＳ４／ＰＰＳ与ＡＳ４／８１４（环氧树脂）复合材料的层间断裂韧性相比，ＧＦ／ＰＣＢＴ复合材料的Ⅰ型断裂韧性要高于ＡＳ１／ＰＥＥＫ 层合板的，而Ⅱ型断裂韧性介于ＡＳ１／ＰＥＥＫ 与ＡＳ４／ＰＰＳ之间。通过对比可以说明ＰＣＢＴ基复合材料具有很好的层间强度，这与加工工艺有很大关系：一方面是由于真空袋辅助可以及时排出材料内的空气，模压又可以进一步提高材料的密实性；另一方面归因表５　试验测定的ＧＦ／ＰＣＢＴ断裂韧性值Ｔａｂｌｅ　５　Ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ　ｖａｌｕｅｓ　ｏｆ　ＧＦ／ＰＣＢＴｃａｌｃｕｌａｔｅｄ　ｂｙ　ｔｅｓｔｓＭｏｄｅＦｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓ／（ｋＪ·ｍ－２）Ｆａｉｌｕｒｅｌｏａｄ／ＮＩｎｉｔｉａｌ　ｃｒａｃｋｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ／ｍｍＩ　２．１０±０．３１　７８．６２±８．７０　１５．７０±１．３７ＩＩ　１．２３±０．１０　４７０．６２±６．７９　７．９０±０．２９杨斌，等：玻璃纤维－碳纤维混杂增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的制备及低速冲击性能·４３９·表６　ＡＳ１／ＰＥＥＫ、ＡＳ４／ＰＰＳ与ＡＳ４／８１４复合材料层间断裂韧性Ｔａｂｌｅ　６　Ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ　ｏｆ　ＡＳ１／ＰＥＥＫ，ＡＳ４／ＰＰＳ　ａｎｄ　ＡＳ４／８１４ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓＭｏｄｅＩｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ／（ｋＪ·ｍ－２）ＡＳ１／ＰＥＥＫ　ＡＳ４／ＰＰＳ　ＡＳ４／８１４Ｉ　１．７５０　０．８２３　０．１８５ＩＩ　１．７６３　０．５２４　０．１６０于ＣＢＴ树脂优异的熔融填充能力。因此，所制备的层合板的空隙率大大减小，ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ 混杂复合材料层合板具有较好的层间强度。２．２　冲击试验图５为ＣＦ／ＰＣＢＴ复合材料层合板在３ｍ／ｓ和５ｍ／ｓ冲击速度（Ｖ）下的接触力－时间和能量－时间曲线。可以看出，当冲击速度为３ｍ／ｓ时，层合板没有被穿透，而是以６．５６ｋＮ的最大接触载荷在层图５　ＣＦ／ＰＣＢＴ复合材料层合板在３ｍ／ｓ和５ｍ／ｓ冲击速度下的接触力－时间和能量－时间曲线Ｆｉｇ．５　Ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ－ｔｉｍｅ　ａｎｄ　ｅｎｅｒｇｙ－ｔｉｍｅ　ｃｕｒｖｅｓ　ｏｆＣＦ／ＰＣＢＴ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ｕｎｄｅｒ　ｉｍｐａｃｔ　ｖｅｌｏｃｉｔｙｏｆ　３ｍ／ｓ　ａｎｄ　５ｍ／ｓ　合板表面形成了凹痕。由于层合板具有较好的层间强度，材料以较小层间分层和永久塑性变形（凹痕）的形式吸收了全部冲击能量。随着冲击能量的增加，当冲击速度达到５ｍ／ｓ，冲击能量为１１４．３１Ｊ时，冲击载荷超过ＣＦ的承载极限，层合板在局部载荷作用下被完全穿透，并以纤维断裂、基体破坏及层间分层的形式吸收了部分能量。由图５（ｂ）中的能量－时间曲线可以看出，冲击速度从初始的５ｍ／ｓ降为穿透后的１．５９ｍ／ｓ，利用动能定律可以计算出被吸收的能量约为１０２Ｊ。可见，尽管ＣＦ／ＰＣＢＴ复合材料层合板具有较好的层间强度，但是由于ＣＦ增强ＰＣＢＴ复合材料层合板脆性大，其抗低速冲击强度较低，在冲击载荷下的脆性破坏模式明显。２．３　冲击性能图６为ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板在５ｍ／ｓ和７ｍ／ｓ冲击速度下的接触力－时间和能量－时间曲线。从图６（ａ）中可以看出，当冲击速度为图６　ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板在５ｍ／ｓ和７ｍ／ｓ冲击速度下的接触力－时间和能量－时间曲线Ｆｉｇ．６　Ｃｏｎｔａｃｔ　ｆｏｒｃｅ－ｔｉｍｅ　ａｎｄ　ｅｎｅｒｇｙ－ｔｉｍｅ　ｃｕｒｖｅｓ　ｏｆＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ　ｈｙｂｒｉｄ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ｕｎｄｅｒ　ｉｍｐａｃｔｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｏｆ　５ｍ／ｓ　ａｎｄ　７ｍ／ｓ　·４４０· 复合材料学报５ｍ／ｓ时，接触力曲线表现出双峰行为，这是由于在冲击接触过程中，随着冲头位移的增加，表面ＣＦ首先发生脆性断裂而破坏；随后，冲头接触到ＧＦ层，由于ＧＦ具有很好的抗冲击韧性，在ＣＦ断裂失效后ＧＦ并未立即断裂失效，而是继续承受载荷，宏观上表现出接触力的又一个峰值。另一方面，相对于ＣＦ来说，ＧＦ具有较大的变形能力，因此，冲击载荷在二者中引起的应变不匹配，这就会在ＧＦ与ＣＦ层之间产生层间剪应力而导致材料大面积分层。由于材料具有较高的层间强度，材料以大面积分层为主要破坏模式完全吸收了１１４．３１Ｊ冲击能量。图７为ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板在不同冲击速度下的性能。从图７（ａ）中可以明显看出，混杂复合材料层合板在冲击速度为５ｍ／ｓ时表面ＣＦ断裂，而内部ＧＦ完好，材料没有被完全穿透，抗冲击损伤能力提高。但是，当冲击速度达到７ｍ／ｓ时，ＣＦ和ＧＦ发生完全断裂失效，层合板被冲头完全穿透，通过图７（ｂ）可以计算出此时的最大接触力为８．５ｋＮ，破坏图７　ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板在不同冲击速度下的性能Ｆｉｇ．７　Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ　ｏｆ　ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ　ｈｙｂｒｉｄ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｓ　ｕｎｄｅｒ　ｖａｒｉｏｕｓ　ｉｍｐａｃｔ　ｖｅｌｏｃｉｔｉｅｓ吸收的能量为２１６．２Ｊ。与纯ＣＦ机织布增强ＰＣＢＴ树脂基复合材料相比，所制备的混杂复合材料层合板的抗低速冲击性能显著提高。在承受相同的冲击条件下（能量１１４．３１Ｊ，冲击速度５ｍ／ｓ），ＣＦ增强ＰＣＢＴ复合材料层合板被穿透破坏，而ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板在承受冲击后具有很好的结构完整性，吸收的冲击能量从１０２Ｊ上升到１１４．３１Ｊ，提高了１２％。另外，ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板在７ｍ／ｓ的冲击速度下被穿透，所吸收的最大冲击能量为２１６．２Ｊ。可见，结构形式为［Ｃ／Ｇ／Ｃ］２５的混杂复合材料层合板的耐冲击性与ＣＦ／ＰＣＢＴ层合板的相比提高了２倍多。２．４　仿真结果图８（ａ）给出了低速冲击仿真中有限元模型。为图８　低速冲击仿真中有限元模型和ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板的Ｍｉｓｅｓ应力随时间的演化Ｆｉｇ．８　Ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｍｏｄｅｌ　ｉｎ　ｌｏｗ－ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｉｍｐａｃｔ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ａｎｄｓｔｒｅｓｓ　ｅｖｏｌｕｔｉｏｎ　ｏｆ　ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ　ｈｙｂｒｉｄ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅ　ｗｉｔｈ　ｔｉｍｅ杨斌，等：玻璃纤维－碳纤维混杂增强ＰＣＢＴ复合材料层合板的制备及低速冲击性能·４４１·了提升计算精确度，层合板中间部分网格加密。图８（ｂ）显示了ＧＦ－ＣＦ／ＰＣＢＴ混杂复合材料层合板的Ｍｉｓｅｓ应力随时间的演化。可以看到，随着接触时间的增加，板内应力由外向内传递，最外层ＣＦ受力严重。由于ＣＦ自身变形能力小，应力在ＣＦ中的传播速度要比在ＧＦ中大很多。从图８（ｂ）中可见，当接触时间ｔ＝７ｍｓ时，应力在ＧＦ中的分布区域要明显小于在ＣＦ中，这是由材料的应变不匹配造成的。３　结　论（１）由于环状对苯二甲酸丁二醇酯（ＣＢＴ）树脂具有良好的低黏度特性，通过真空袋辅助热压工艺，利用其开环聚合反应所制备的纤维增强聚环状对苯二甲酸丁二醇酯（ＰＣＢＴ）复合材料层合板具有良好的层间性能。（２）由于碳纤维（ＣＦ）自身脆性大，ＣＦ 增强ＰＣＢＴ基层合板抗冲击性能差；与之相比，被完全穿透时，混杂比为３７∶６３的层间混杂复合材料层合板吸收的能量提高２倍。（３）在相同的冲击条件下，ＣＦ／ＰＣＢＴ层合板被完全穿透，而玻璃纤维（ＧＦ）－ＣＦ／ＰＣＢＴ 复合材料层合板由于层间分层消耗大量冲击能量，只在材料表面出现凹槽，结构具有良好的冲击后完整性。（４）由Ａｂａｑｕｓ软件仿真结果可以看出，随着接触时间增加，由于材料应变不匹配，冲击在ＣＦ中形成的应力传播速度要明显大于在ＧＦ中的。参考文献：