基于內(nèi)聯(lián)三維網(wǎng)絡(luò)復(fù)合材料自修復(fù)實驗及數(shù)值模擬①

申艷嬌,楊素君,楊　濤,牛雪娟,杜　宇

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

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基于內(nèi)聯(lián)三維網(wǎng)絡(luò)復(fù)合材料自修復(fù)實驗及數(shù)值模擬①

申艷嬌1,2,楊素君2,楊濤1,2,牛雪娟2,杜宇2

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

通過用熱塑性樹脂纖維EMAA將鋪層好的預(yù)浸料沿厚度方向進行縫合及平面方向進行編入，建立起內(nèi)聯(lián)三維自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)，固化成型之后加工成雙懸臂梁(DCB)試件。根據(jù)ASTM D5528—01標(biāo)準測試了試件的Ⅰ型層間斷裂韌性。實驗結(jié)果表明，內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)層合板的Ⅰ型層間斷裂韌性比無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)層合板提高了約116%，自修復(fù)后，試件斷裂韌性得到很好的恢復(fù)，修復(fù)效率約為164%。同時，在基于粘聚區(qū)的界面單元法基礎(chǔ)上,建立了模擬修復(fù)劑及樹脂基體的雙分區(qū)粘聚區(qū)模型，通過有限元分析方法研究了無修復(fù)劑試件、含內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件及自修復(fù)后試件的分層裂紋擴展過程，數(shù)值結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，更好地解釋了含內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件的層間增韌及自修復(fù)機理。

智能復(fù)合材料；Ⅰ型層間斷裂韌性；自修復(fù)；分區(qū)粘聚區(qū)模型

0　引言

纖維增強聚合物基復(fù)合材料很容易發(fā)生分層損傷和基體開裂，從而降低復(fù)合材料系統(tǒng)的機械性能和結(jié)構(gòu)完整性。近年來，各國學(xué)者開展了智能復(fù)合材料的研究，通過自修復(fù)延長復(fù)合材料的使用壽命[1-2]?，F(xiàn)有自修復(fù)復(fù)合材料主要有中空纖維型[3-4]、微膠囊型[5-6]、熱可逆交聯(lián)反應(yīng)型[7]、熱塑性自修復(fù)型[8-9]等。其中，熱塑性自修復(fù)型不需要加入催化劑，可實現(xiàn)同一位置的多次修復(fù)，同時可提高層間斷裂韌性，有很好的應(yīng)用前景。

EMAA(ethylene-co-meth acrylic acid) 聚乙烯是一種可修復(fù)的熱塑性材料，最近常被用來加熱激活后修復(fù)環(huán)氧樹脂的裂縫、脫層和環(huán)氧樹脂層合板的沖擊損壞[10-11]。EMAA適用于環(huán)氧樹脂中的分散顆粒的形式或者環(huán)氧樹脂層合板中的顆粒或纖維網(wǎng)[10]。通過加熱激活聚乙烯和環(huán)氧樹脂基相之間的羥基酸的縮合反應(yīng)，從而激發(fā)自修復(fù)[11]。具有內(nèi)聯(lián)三維自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)的新型自修復(fù)復(fù)合材料[12]，通過熱塑性絲束建立起三維通道,可實現(xiàn)自修復(fù)聚合物到層間或?qū)觾?nèi)多損傷位置的傳遞；同時，通過網(wǎng)絡(luò)提供源源不斷的修復(fù)劑來修補復(fù)合材料內(nèi)損傷，極大提高了修復(fù)效率。

本文通過對有無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)復(fù)合材料試件進行雙懸臂梁實驗，研究修復(fù)劑網(wǎng)絡(luò)存在對層間斷裂韌性的影響，并對其自修復(fù)效率進行評價。同時，應(yīng)用有限元分析方法研究了無修復(fù)劑試件、含內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件及自修復(fù)后試件雙懸臂梁實驗的分層裂紋擴展過程，建立了比較合理的分區(qū)粘聚區(qū)模型，數(shù)值結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合。

1　實驗方法

1.1DCB試件制備

本文所用材料為炭纖維/環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料預(yù)浸料VTM264(Advanced Composites Group)。用直徑為1.5 mm的EMAA修復(fù)劑纖維將鋪層順序為[90°/0°]3S的預(yù)浸料沿厚度方向進行縫合及平面方向進行編入，建立內(nèi)聯(lián)三維自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)?？p合后，在縫合網(wǎng)絡(luò)上下面再各鋪設(shè)一層預(yù)浸料，以防止在高溫固化及加熱自修復(fù)過程中EMAA修復(fù)劑的流失(圖1)。同時，制作無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)與上述鋪層相同的復(fù)合材料層合板作為對比。在層合板鋪層過程中，將厚0.02 mm的Teflon薄膜放入中間界面以形成50 mm的預(yù)裂紋。帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)DCB試件幾何尺寸表征見圖2。其中，EMAA修復(fù)劑縫線在中間平面的密度為1針/cm2,相當(dāng)于面積分數(shù)為1.8%。

1.2層間斷裂韌性測試及自修復(fù)評價

按照ASTM D5528—01標(biāo)準，對有無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)復(fù)合材料試件分別進行雙懸臂梁實驗，測試其Ⅰ型層間斷裂韌性。圖3為加載過程，在試件的端部以2 mm/min的速度進行加載，試件側(cè)面標(biāo)記讀數(shù)刻度，從預(yù)裂紋尖端開始每5 mm標(biāo)記一個刻度，記錄每一個增量下所對應(yīng)的載荷、張口位移及裂紋長度數(shù)值。雙懸臂梁實驗后，將帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)的分層損傷試件加熱到150 ℃持續(xù)1 h，使其進行自修復(fù)；然后，在室溫下對其進行壓縮固化；之后，對此試件再次進行雙懸臂梁實驗。

圖1　內(nèi)聯(lián)三維自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)示意圖

(a) 側(cè)視圖

(b) 第二層視圖

(c) 中間層視圖

圖4為試驗采集的DCB試件載荷-位移曲線。其中，曲線1、2、3分別表示無修復(fù)劑參考試件、帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件修復(fù)前和修復(fù)后的DCB實驗結(jié)果。由圖4可見，各試件在加載初始階段，載荷均呈線性增加，隨后裂紋擴展，載荷下降。此外，在同一開口位移下，帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件比無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件需要更高的斷裂載荷，即帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件裂紋擴展需要更高的斷裂能。

Ⅰ型應(yīng)變能釋放率根據(jù)Hashemi等推導(dǎo)的修正梁理論[13]計算。圖5為無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件和帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件修復(fù)前后裂紋擴展的I型層間斷裂韌性值統(tǒng)計，每組5個試件。

圖4　DCB試驗載荷-位移曲線

圖5　未縫合試件及縫合試件修復(fù)前后Ⅰ型層間斷裂韌性

通過對每組試件的計算結(jié)果取平均值，可得有無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件使裂紋擴展的I型層間斷裂值，計算結(jié)果見表1。

表1　有、無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件I型層間斷裂韌性

結(jié)果表明，含內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)層合板裂紋擴展的斷裂韌性值與無內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)層合板相比，提高約116%。在中間平面EMAA修復(fù)劑面積分數(shù)為1.8%的內(nèi)聯(lián)三維網(wǎng)絡(luò)復(fù)合材料修復(fù)效率(試件自修復(fù)后與自修復(fù)前的層間斷裂韌性之比)為 164%，說明EMAA內(nèi)聯(lián)修復(fù)網(wǎng)絡(luò)在自修復(fù)后比初始條件下提供了更高的層間韌性。

圖6(a)、(b)分別為帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)復(fù)合材料試件修復(fù)前和修復(fù)后的分層斷裂面形貌照片。

(a) 修復(fù)前斷裂面

(b) 修復(fù)后斷裂面

由于層合板鋪層順序為[90°/0°]3S，所以縫合層合板經(jīng)固化成型后，分層斷裂面上的EMAA纖維被擠成近似橢圓形。經(jīng)過熱激勵后，修復(fù)劑通過內(nèi)聯(lián)網(wǎng)絡(luò)通道流到分層斷裂面，使修復(fù)劑面積大大增加，仍近似為橢圓形。通過對一系列不同直徑的EMAA纖維在自修復(fù)前后的橫截面進行測量，計算得其橫截面積在修復(fù)前后相對于其初始橫截面積(1.77 mm2)分別增大了約5.8倍和24.5倍[12]，且橫截面長高比分別約為2.5和1.3。

2　自修復(fù)實驗的數(shù)值模擬

2.1分區(qū)粘聚區(qū)模型

在基于粘聚區(qū)的界面單元法的基礎(chǔ)上，建立起模擬修復(fù)劑和模擬環(huán)氧樹脂基體的雙分區(qū)粘聚區(qū)模型。建模時按照實際試件將2種粘聚層布置在可能發(fā)生分層損傷的位置，通過2種粘聚單元的失效來模擬界面損傷的萌生與分層的擴展。

本文采用雙線性本構(gòu)關(guān)系[14-15]定義損傷起始與演化，它是研究復(fù)合材料層間粘聚區(qū)模型中最常用的一種本構(gòu)關(guān)系，圖7為Ⅰ型分層的雙線性本構(gòu)模型。

從圖7可見，界面在純拉伸載荷作用下的分層(Ⅰ型)過程中具有線性加載和線性退化2個基本特征：

式中K為界面初始剛度；δ0、δf分別為界面發(fā)生初始損傷和完全破壞時的相對位移；D為與界面相對位移相關(guān)的損傷變量。

圖7　Ⅰ型分層的雙線性本構(gòu)模型

初始損傷對應(yīng)于材料開始退化，當(dāng)指定變量滿足于定義的初始臨界損傷準則，則此時退化開始。本文采用二次名義應(yīng)力準則來確定初始損傷[14-15]：

(2)

式中Nmax為粘聚單元的法向拉伸強度；Tmax、Smax分別為垂直于裂紋面的2個剪切強度。

本文采用基于能量的損傷演化規(guī)律。由式(1)可看出，當(dāng)D=0時，表示材料沒有損傷；當(dāng)D=1時，表示材料發(fā)生破壞，界面單元被刪除，分層裂紋產(chǎn)生。

實驗表明，具有高粘結(jié)性的熱塑性修復(fù)劑可通過內(nèi)聯(lián)三維網(wǎng)絡(luò)通道流到分層裂紋區(qū)域，從而使修復(fù)劑在分層斷裂面上的面積大大增加，見圖6，這也是帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件層間增韌的最主要原因。所以，在有限元仿真中，僅考慮由于修復(fù)劑面積變化而引起的層間行為，即在分層斷裂面上建立一種模擬修復(fù)劑的粘聚層Ⅰ和另一種模擬環(huán)氧樹脂基的粘聚層Ⅱ，如圖8所示。粘聚層Ⅰ離散的分布在模擬分層問題的粘聚層Ⅱ中，兩粘聚層對應(yīng)于各自的本構(gòu)模型，即建立起雙分區(qū)粘聚層模型。

圖8　分區(qū)粘聚區(qū)示意圖

2.2有限元建模及仿真

本文所用的VTM264復(fù)合材料單向帶材料性能見表2。當(dāng)一個熱塑性樹脂薄層均勻的粘合層合板，則這一薄層的的層間斷裂行為就會被層合板所限制。Wang[16]的研究表明，粘聚層的斷裂韌性可表示為

(3)

式中th和εf分別為粘聚層材料的厚度和失效應(yīng)變。

表2　VTM264材料性能

EMAA在室溫下的拉伸強度約為16 MPa[17]，由式(3)可估算被限制在層合板中厚為0.15 mm(從縫合層合板的顯微圖像中測得)的EMAA粘聚層的斷裂韌性約為2.25 kJ/m2。

復(fù)合材料層合板采用八節(jié)點六面體實體單元(C3D8I)進行模擬，EMAA修復(fù)劑及層合板界面層均采用零厚度八節(jié)點粘接元(COH3D8)。界面層和層合板之間采用“tie”綁定約束，以建立橫截面積較精確的分區(qū)模型；同時，將界面層單獨劃分網(wǎng)格，減小計算量，縮短計算時間。

為簡化模型，建模時將橢圓形修復(fù)劑區(qū)域按長高比及修復(fù)劑橫截面積近似為長方形，且對應(yīng)實驗試件將其均勻地分散在模擬環(huán)氧樹脂基的粘聚層中。自修復(fù)前DCB試件下臂及中間粘聚層的有限元建模及網(wǎng)格劃分情況如圖9(a)所示。其中，粘聚層Ⅰ模擬EMAA修復(fù)劑，粘聚層Ⅱ模擬環(huán)氧樹脂基。

(a) 修復(fù)前

雙懸臂梁實驗后，熱固性環(huán)氧樹脂失效，而具有高粘性的熱塑性修復(fù)劑EMAA經(jīng)過熱激勵使分層界面再次粘合，達到修復(fù)作用。因此，自修復(fù)后試件中間層只有模擬修復(fù)劑的粘聚層存在，離散的分布在試件中間面。自修復(fù)后，DCB試件下臂及中間粘聚層的有限元網(wǎng)格劃分情況如圖9(b)所示，粘聚層Ⅰ模擬EMAA修復(fù)劑。

3　實驗結(jié)果

圖10為DCB試件數(shù)值分析與實驗結(jié)果的載荷-位移曲線。

(a) 無修復(fù)劑試件

(b) 帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件修復(fù)前

(c) 帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件修復(fù)后

圖10(a)為無自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)DCB試件數(shù)值分析與實驗結(jié)果的載荷-位移曲線。由于在實驗時裂紋每擴展5 mm就停下來記錄，所以導(dǎo)致實驗曲線出現(xiàn)一定程度的跳躍。從圖10(a)可看出，有限元仿真得到的載荷位移曲線與實驗得到的曲線基本吻合，且各階段分層擴展過程一致。

圖10(b)為帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)復(fù)合材料試件在自修復(fù)前的實驗與仿真載荷位移曲線，圖中第一個載荷峰值出現(xiàn)在預(yù)裂紋前端，第二個到第7個載荷峰值出現(xiàn)在修復(fù)劑縫合處。由圖10(b)可見，修復(fù)劑處斷裂載荷出現(xiàn)明顯的增加，即說明修復(fù)劑有明顯的增韌作用。仿真結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，明顯表現(xiàn)出了帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件的層間力學(xué)特征，較準確地反映了修復(fù)劑的增韌作用。

如圖6(b)所示，自修復(fù)后的試件，分層斷裂面上EMAA修復(fù)劑的橫截面積在靠近試件預(yù)裂紋一端較小，中間位置較大。這是由于修復(fù)劑的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)所致，如圖2所示，在靠近預(yù)裂紋一端修，復(fù)劑只能通過一側(cè)的網(wǎng)絡(luò)通道流到分層裂紋面，而在中間部位，修復(fù)劑可從兩側(cè)流入，修復(fù)效果較好。在建模時，假設(shè)所有模擬修復(fù)劑的粘聚層面積均等。所以圖10(c)有限元仿真結(jié)果與實驗結(jié)果在數(shù)值上表現(xiàn)出一定的差異性，但總體趨勢基本吻合，明顯反映了修復(fù)后試件的層間力學(xué)特性。

4　結(jié)論

(1)通過熱塑性纖維構(gòu)建的內(nèi)聯(lián)修復(fù)網(wǎng)絡(luò)層合板，裂紋擴展的斷裂韌性值與無內(nèi)聯(lián)修復(fù)網(wǎng)絡(luò)層合板相比，提高約116%。

(2)通過熱激活EMAA內(nèi)聯(lián)修復(fù)網(wǎng)絡(luò)的自修復(fù)，自修復(fù)后，試件斷裂韌性得到很好的恢復(fù)，修復(fù)效率約為164%。說明EMAA內(nèi)聯(lián)修復(fù)網(wǎng)絡(luò)在自修復(fù)后比初始條件下提供了更高的層間韌性。

(3)針對帶自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件結(jié)構(gòu)特征，建立了模擬修復(fù)劑及樹脂基體的雙分區(qū)粘聚區(qū)模型，通過對雙懸臂梁實驗的有限元模擬結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比，驗證了分區(qū)粘聚區(qū)模型的適用性。

(4)通過有限元分析方法研究了無修復(fù)劑試件、含內(nèi)聯(lián)自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)試件及自修復(fù)后試件的分層裂紋擴展過程，數(shù)值結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，可用其代替實驗來進行層間力學(xué)性能分析及自修復(fù)效率評價，同時可為自修復(fù)網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供依據(jù)。

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(編輯：薛永利)

Experiment and numerical simulation of composites with inter-connected three dimensional mendable polymer networks

SHEN Yan-jiao1,2, YANG Su-jun2,YANG Tao1,2, NIU Xue-juan2, DU Yu2

(1. Advanced Mechatronics Equipment Technology Tianjin Area Major Laboratory, Tianjin300387，China;2. School of Mechanical Engineering, Tianjin Polytechnic University, Tianjin300387, China)

Composite prepreg was stitched in the through-thickness and plane direction to create a 3D self-healing network of EMAA fibres. Then the composite laminates were cured and cut into double cantilever beam (DCB) specimens. The mode Ⅰinterlaminar fracture toughness was measured according to ASTM D5528—01 standard. The experimental results show that the stitched EMAA fibres increase the mode I interlaminar fracture toughness (by ～116%) of the laminate, and the laminates using mendable polymer stitching have high recovery in the delamination fracture toughness (～164% compared to the original material). In addition, based on the interface element method of the cohesive zone, the cohesive zone model with two partitions was established to simulate the healing agent and the epoxy resin. The propagation of cracks for the specimens was analyzed by using the finite element method including before and after self-healing. The numerical results are well in agreement with the experimental results and the toughening and self-healing mechanism of the laminates with three dimensional mendable polymer networks is explained by numerical analysis.

functional composites；Ⅰinterlaminar fracture toughness；self-healing；cohesive zone models with partition

2015-04-10；

2015-05-09。

國家自然科學(xué)基金(11372220)；教育部留學(xué)回國人員科研啟動基金 。

申艷嬌(1988—)，女，碩士生，研究方向為復(fù)合材料力學(xué)。E-mail:syanjiao2012@163.com

楊濤(1970—)，男，教授。E-mail:yangtao@tjpu.edu.cn

V258

A

1006-2793(2016)03-0401-06

10.7673/j.issn.1006-2793.2016.03.021