基于可生物降解聚合物和磷酸盐相的复合材料，用于骨组织再生 Oana Maria Caramidaru, Celina Maria Damian, Gianina Popescu-Pelin, Mihaela Bacalum, Roberta Moisa, Cornelia-Ioana Ilie, Sorin-Ion Jinga, Cristina Busuioc

《Journal of Composites Science》：Composite Materials Based on Bioresorbable Polymers and Phosphate Phases for Bone Tissue Regeneration Oana Maria Caramidaru, Celina Maria Damian, Gianina Popescu-Pelin, Mihaela Bacalum, Roberta Moisa, Cornelia-Ioana Ilie, Sorin-Ion Jinga and Cristina Busuioc

　　摘要：结合伪编织介观结构复合材料（MAC）和单向（UD）子层的混合复合材料层压板通过自动化纤维（AFP）放置技术制造，具有吸引力，因为它们结合了MAC增强的韧性和UD更高的刚性，同时减少了制造时间。MAC是通过改进的AFP工艺制造的，该工艺包括使用单向纤维束跳过某些位置来创建类似编织的架构，并在架构中引入浅的波纹角度和复杂的纤维角度分布。先前关于混合MAC层压板的研究表明，它们在高速和低速冲击下具有更高的抗冲击损伤能力/韧性。本研究对通过AFP制造的厚度为4.55毫米的T800-SC-24k碳/环氧层压板的开孔拉伸（OHT）和开孔压缩（OHC）响应进行了实验研究。比较了两种混合层压板配置：一种是以UD为核心，外表面为伪编织MAC子层；另一种是以UD为核心，外表面为常规UD各向同性控制层压板。其中一种混合层压板具有类似的平面编织结构，而另一种具有复杂的3D编织结构。与控制层压板相比，混合层压板在OHT强度上仅增加了7%，而在孔周围的正载荷方向应变上减少了高达16%。尽管MAC子层的介观结构复杂，但在OHT和OHC下的失效主要受UD核心的控制，因为UD核心主导了承载能力和失效机制。结果表明，混合层压板在平面内的OHT/OHC性能得到了保持或提升，同时之前已经显示出更好的抗冲击损伤能力。

1. 引言
先进的复合材料，如碳纤维增强聚合物（CFRPs），由于其高比强度和刚性、耐腐蚀性和轻质特性，在航空航天、汽车和海洋工业中越来越受到应用。这些CFRPs的抗拉强度归功于高强纤维，而在压缩中，基体和纤维-基体界面提供了强度并防止纤维屈曲。通常，CFRPs层压板的抗压强度比抗拉强度低30-40%[1]。对于结构设计要求（如机械连接（接头、螺栓和铆钉）、动力和液压管线以及燃料流动）来说，存在孔或缺口是不可避免的。这些孔作为应力集中点，会导致过早失效，并显著降低结构的承载能力，无论是拉伸还是压缩。因此，这些CFRPs层压板的开孔拉伸（OHT）和开孔压缩（OHC）强度是复合材料结构中的限制设计参数。层压板的堆叠顺序被认为是控制失效机制和强度的主要因素。已经进行了多项研究来确定堆叠顺序[2,3,4,5,6,7]和纤维结构[8,9,10,11,12,13]对CFRPs层压板开孔强度的影响。例如，Hallett等人[4]发现，不同层布置顺序的IM7/8552层压板在OHT强度上存在28%的变化，他们发现将0°层放置在中间平面附近，将±45°层放置在表面可以最大化强度。Oz等人[7]和Yu等人[14]进一步表明，层布置和非标准纤维角度可以显著影响OHT和OHC实验中的失效起始和强度。Almeida等人[15]对使用+/-45°非波纹碳纤维织物的纤维导向变刚度复合材料进行了数值和实验研究，比较了沿载荷方向和主应力方向放置纤维的无缺口和有缺口设计，以及通过新颖优化框架局部优化纤维路径的设计。沿主应力方向放置纤维的设计使缺口强度提高了40%，而优化设计的缺口强度比无缺口单向设计提高了105%。

自动化纤维放置（AFP）是一种广泛用于高速可靠制造单向复合材料结构的技术。在AFP中，使用机械臂将预浸纤维束以规定的位置和方向沉积在表面上以构建复合材料结构。AFP提供了更大的工艺灵活性，允许在复杂表面上铺设纤维，实现平面内方向控制以提供曲线纤维取向（平面内可变刚度），并易于使用非标准角度。Nagelsmit[16,17]引入了一种称为高级放置层（AP-PLY）的新纤维结构，通过改变纤维束放置顺序并在AFP铺设过程中加入纤维束跳过步骤来创建这种结构。这种方法产生了具有类似编织交错的复杂伪编织介观结构复合材料（MAC）架构，同时保持了AFP的加工性。实验研究表明，与单向各向同性控制层压板相比，AS4/8552 AP-PLY层压板在受到15-40 J冲击和冲击后的压缩时表现出更好的性能，包括减少分层和残余强度提高5-10%。Kok等人[18]对不同AP-PLY配置的准静态拉伸行为进行了进一步表征，发现其刚度与传统层压板相当，而强度则取决于特定的铺设架构；值得注意的是，各向同性AP-PLY层压板显示出更高的强度，而交叉层AP-PLY层压板的强度较低。在采用 split Hopkinson 压力棒和30 s^-1应变率的动态拉伸研究中，Kok等人[19]报告AP-PLY层压板与传统控制层压板具有相似的刚度，但抗损伤能力有所提高。Huang等人[20]研究了通过连续碳-聚酰胺3D打印在紧凑拉伸条件下制造的0/90交叉层和伪编织AP-PLY架构，发现AP-PLY设计的断裂起始载荷略高，纤维拔出长度较短。

尽管之前的文献[16,17,18,19,20,21,22,23,24]提高了对AP-PLY在各种静态、动态和抗损伤情况下性能的理解，但这些研究通常评估的是完全编织的AP-PLY层压板，而不是混合层压板，且尚未评估其开孔响应。结合伪编织MAC和UD子层的混合层压板具有优势，因为它们结合了MAC增强的韧性和UD更高的刚性，同时减少了制造时间。当前的研究通过研究包含单向和MAC子层的混合层压板来解决这一空白，并考虑了它们在OHT和OHC下的响应，这是文献中尚未报道的内容。我们之前的研究在76.2-121.92 m/s的高速度冲击范围内，将两种24层混合配置（MAC子层与单向子层结合）与单向各向同性控制层压板进行了比较。结果显示，与各向同性控制层压板相比，混合层压板的背面损伤显著减少了45%，背面偏转减少了19.5%，穿透速度提高了5.5%[25]。同样，在使用25.4毫米半球形冲击器的15-55 J低速度冲击下，两种24层厚的混合配置与各向同性控制层压板进行了比较[26]。混合层压板表现出更高的抗损伤能力，临界分层载荷提高了37%，并且在55 J冲击后的残余压缩强度提高了26%。此外，由于纤维架构的原因，伪编织MAC子层显示出更容易检测到几乎看不见的冲击损伤（BVID），因为表面损伤容易观察到。在本工作中，将[26]中相同的24层厚混合配置的OHT和OHC响应与控制UD各向同性层压板进行了比较。采用二维数字图像相关（DIC）来观察层压板中的应变局部化和表面损伤。本文的结构如下：第2节描述了制造工艺和层压板的架构；第3节介绍了实验设置；第4节讨论了OHT和OHC响应的结果和讨论。

2. 混合层压板的自动化纤维放置制造
AFP制造利用带有纤维束放置头的机械臂。该头可以旋转并以指定角度放置多条复合材料预浸纤维束。在传统的UD层铺设过程中，头会将纤维束相邻放置，直到达到指定尺寸。例如，在八束AFP头铺设传统单向（UD）层时，纤维束掩模或序列为[11111111]，其中活性通道（‘1’）放置纤维束。对于一层，AFP头可能需要多次行程才能完全覆盖所需尺寸。通过沿所需方向旋转头来放置不同的纤维角度。通过这种方式，根据所需的堆叠顺序从底部向上堆叠层压板以获得所需的层压板。MAC子层是通过特殊的AFP工艺制造的，在此过程中，有意跳过某些纤维束以产生间隙，然后在后续行程中填充这些间隙，从而形成伪编织MAC架构[17,24,25,26]。所形成的架构使用直线UD纤维束在AFP中产生出平面外的波纹，同时通过调节铺设过程中的纤维角度和放置顺序来实现。虽然传统的完全编织架构由所有纤维束编织而成并具有波纹，但伪编织架构由编织和非编织纤维束组成。

在MAC子层中，使用一组m个纤维角度[θ1,θ2, …, θm]，并且只有某些纤维束掩模或序列是活跃的。例如，在八束AFP头中，纤维束1和5 [10001000]是活跃的，而不活跃的通道（‘0’）则不放置纤维束。不活跃的通道在后续行程中使用。通过调整铺设参数（图1），如纤维角度设置、放置顺序（即交织程度）、角度偏移（即纤维角度分布）和纤维束宽度（即异质性的长度尺度），可以在架构中产生空间变化，从而形成复杂的异质介观结构，其中每根纤维束可以多次穿过所有层，提供厚度方向的增强，以提高抗分层能力。图1显示了[45°, 90°, ?45°, 0°] MAC子层构建的AFP符号和示意图。第一个角度45°使用纤维束掩模[10001000]放置。因此，第一和第四根纤维束以45°角放置。这一过程一直持续到覆盖层压板的长度和宽度，使得纤维束以45°角放置，每次放置之间有三根纤维束的间隙。接下来，在第二行程中，使用相同的纤维束掩模和三根纤维束的间隙放置第二个角度90°的纤维束。然而，在某些位置，90°的纤维束将放置在之前放置的45°纤维束之上。在AFP铺设过程中施加热量和压力时，纤维束会粘附在芯轴或之前放置的纤维束上。这导致90°的纤维束在45°纤维束上形成波纹状图案。在第三行程中，?45°的纤维束将在某些位置覆盖之前放置的45°和90°纤维束。最后，放置第四个角度，并遵循类似的顺序。这样完成了四个纤维角度的一组，每次行程有三根纤维束的间隙。图1展示了同一子层在第四次行程后的AFP制造图像，尽管实际的层压板尺寸比示意图大。对于下一组行程，纤维束掩模改为[01000100]，并按照新的纤维束掩模顺序再次放置四个角度。在第二和第五次行程中放置第二和第五根纤维束，覆盖第一次行程中跳过的区域。类似地，第三（在第八次行程后）和第四（在第十二次行程后）的纤维束掩模分别移动一位，最终在第十六次行程后完成整个层压板的铺设。

由于这种添加性铺设过程，AFP头放置的纤维束会粘附在基底或下方的纤维束上，因此不能完全交织在一起，从而形成类似伪编织的架构。波纹是纤维束之间间隙和连续行程角度的结果。随着层压板的进一步构建，随着复杂性的增加，波纹的数量也会增加。尽管架构复杂，但在平面的任何空间位置，厚度方向的纤维角度总是包含相同的m个纤维角度分布，尽管堆叠顺序不同。MAC拖曳放置程序也使用了与制造传统UD亚层压板相同数量的预浸料拖曳材料，只是铺设顺序有所改变。有关制造过程的更多详细信息可以在[24,25,26]中找到。在这项研究中，制造了三种不同的24层层压板配置，其亚层压板的堆叠顺序如图2所示。这三种配置与之前在低速冲击研究中使用的配置相同[26]。一种准各向同性[45/90/?45/0]3s UD层压板作为对照组，与两种具有MAC-UD-MAC结构的混合层压板TWTW-1和TWTW-2进行了比较。TWTW-1和TWTW-2由内部的UD准各向同性[45/90/?45/0]s组成，外部则有不同的MAC亚层压板。TWTW-1包含一个4层MAC亚层压板([45/90/?45/0]MAC)，而TWTW-2包含两个2层MAC亚层压板([45/?45]MAC和[0/90]MAC)。表1列出了这些不同的MAC亚层压板及其相应的AFP符号。[0/?45/90/45]MAC、[?45/45]MAC和[90/0]MAC是上述不同MAC亚层压板的精确镜像，确保了层压板的对称性。这些亚层压板是通过采用相反的纤维方向和活性通道顺序制造的。2层MAC亚层压板([45/?45]MAC和[0/90]MAC)形成了类似平纹织物的结构，而4层MAC亚层压板([45/90/?45/0]MAC)形成了复杂的3D编织结构，这将在本节的后面讨论。图2. 制造出的面板的亚层压板表示。表1. MAC亚层压板堆叠顺序缩写和AFP符号。这些层压板在南卡罗来纳大学McNair航空航天中心的基于龙门架的AFP机器上使用Toray T800SC-24K-10E/P2362W-19、0.25英寸（6.35毫米）宽的碳/环氧裂片带制造而成。然后这些面板在350华氏度（177摄氏度）的标称温度和90 psi（0.62 MPa）的压力下在高压釜中固化。所有面板都制造成45英寸×33英寸的尺寸，固化后的厚度为4.55 ± 0.2毫米。此外，制造后的C扫描确保所有面板的孔隙率低于2%。图3显示了三种层压板配置的小部分的厚度方向的波动显微图像。每张图像都以相同的放大倍数显示，突出了拖曳放置策略如何影响拖曳的直线度、波动性和整体层压板的微观结构。图像中的亮特征对应于0°方向的层。对照层压板展示了一种典型的UD结构，其特征是直线、平行且均匀间隔的层，具有整体均匀的微观结构。相比之下，TWTW-1和TWTW-2展示了AFP拖曳跳过放置策略的效果。这两种层压板的UD核心都有0°方向的层，没有波动，但显示出明显的层波动，表现为MAC亚层压板中拖曳高度和局部曲率的周期性变化。这是由于这些结构中故意的拖曳跳过和间隙填充方法造成的，从而形成了受控的、类似编织的拓扑结构。如图3c所示，TWTW-2的[0/90]MAC亚层压板呈梯形，振幅为0.18毫米，周期为12.7毫米，这是由于使用了更宽的拖曳带（6.35毫米），而在使用较窄拖曳带（2.3毫米）的平纹织物中观察到的形状是正弦波形的[27]。因此，MAC的褶皱角度较低（约6°），而传统的平纹织物约为12°[27]。TWTW-1配置中的4层[45/90/?45/0]MAC亚层压板的波动幅度较大，为0.35毫米，从第一层到第四层的0°方向层都存在波动。应当注意的是，这些波动在亚层压板中是一致的，并且在中心是对称的，这证明了制造方法的重复性，能够获得一致的波动和结构。此外，[45/90/?45/0]MAC亚层压板的波动和几何形状取决于切割位置，因此没有明确的周期。图3. (a) 对照组，(b) WTW-1和(c) WTW-2层压板配置的横截面显微图像，标记了亚层压板的位置。MAC结构在平面内和垂直于平面的方向上具有空间变化的不连续纤维取向。此外，某些MAC结构的组合可能没有完全重复的纤维取向，这使得确定重复单元格（RUC）变得具有挑战性。为了根据平面内空间坐标θ(x, y)确定堆叠顺序和纤维取向，开发了一个Python脚本在ABAQUS中模拟AFP铺设过程，包括拖曳跳过，并将3D结构转换为2D等效层压板。该脚本在ABAQUS中生成一个壳体模型，并根据指定的拖曳取向对其进行划分。接下来，使用ABAQUS中的复合铺设功能来实现拖曳取向，模拟AFP铺设过程。应用了一个粗网格，并将ABAQUS输入文件写入数据库。另一个Python脚本在标准Python编译器中解析输入文件，确定网格中每个元素的堆叠顺序。这些信息用于在不同的厚度或层中生成纤维取向图。此外，使用固化的层属性和经典层压理论[28]，为每个元素确定ABD矩阵。ABD组件是堆叠顺序f([θ1, θ2, θ3, …, θn](x,y)的函数，可以根据制造参数在每个元素中有所不同。利用不同ABD矩阵组分的分布来确定RUC。为了简化，在这里RUC被定义为ABD组件大致相同的平面内区域。图4显示了三种配置中每个固化4层亚层压板的平面内纤维角度分布图。选择了一个101.6 × 38.1毫米（4英寸×1.5英寸）的区域进行展示，中心有一个直径为6.35毫米（0.25英寸）的开口孔。在制造过程中使用了所有直连续的拖曳；任何可见的不连续性都表明在那些位置有波动。还显示了制造出的层压板的实际表面，可以看到工具侧（第1层）的纤维角度分布也具有相似性。MAC配置在平面内和垂直于平面的方向上都有纤维角度的变化，这提供了大量的界面，可能导致裂纹偏转和能量耗散增加。TWTW-2具有2层[45/?45]MAC和[0/90]MAC结构，显示出类似2D平纹织物的简单重复类型分布。另一方面，TWTW-1的4层[45/90/?45/0]MAC具有复杂的结构，纤维角度变化较大。特别是第2层和第3层非常复杂，因为一些拖曳在所有四层中都波动。4层结构类似于3D角度互锁编织结构。应当注意的是，所选的MAC结构仅反映了MAC设计空间中少数几种不同的选择，而MAC设计空间中包含大量可能的组合。此外，可以观察到，与对照组不同，根据开口孔的位置，混合层压板周围的局部纤维角度分布可能有很大差异。因此，研究混合层压板的OHT和OHC响应非常重要，以确保结构的复杂性不会降低其相对于对照组的OHT/OHC性能。图4. 对照组、TWTW-1和TWTW-2亚层压板的平面内纤维角度分布。使用表2中显示的T800SC-12k/P2362W-19层压板材料供应商提供的属性，为4层亚层压板和24层亚层压板计算了ABD矩阵[27]。层厚度是恒定的，在层压板的任何位置（x,y），45°、90°、?45°和0°的纤维取向数量在厚度上都是相同的。因此，无论平面内坐标如何，ABD矩阵都是恒定的，对于亚层压板和层压板级别的所有配置都是一样的。这表明在不同设计之间的拉伸/压缩下应该期望有相似的响应，因为刚度是相同的。此外，在层压板级别，由于准各向同性的堆叠顺序，A11 = A22，且由于层压板平衡，A16 = A26 = 0。应当注意的是，这里的程序没有考虑ABD计算中的垂直于平面的波动。表2. 用于ABD矩阵计算的材料属性。B矩阵和D矩阵显示了不同配置之间的差异，也是混合MAC配置的平面内空间坐标的函数。图5绘制了TWTW-1和TWTW-2 4层亚层压板的B11耦合刚度分量的变化。在TWTW-1中，平面内的变化从负值到正值很大，没有明显的重复模式；相反，选择了一个在该区域内平均属性的近似模式作为RUC，其大小为25.4毫米×25.4毫米（1英寸×1英寸）。在TWTW-2中，可以看到一个标准的重复模式，可以作为RUC，其大小为12.7毫米×12.7毫米（0.5英寸×0.5英寸）。图5还显示了RUC的放大图像，并验证了在整个RUC上平均的ABD矩阵组件与不同RUC以及整个亚层压板几乎相同，这表明RUC足以描述该结构。还应当注意的是，当考虑整个24层层压板进行ABD分析时，由于层压板对称，所有三种配置的B耦合刚度矩阵组件都为零。有关ABD矩阵分布和计算的更多详细信息可以在[26]中找到。图5. (a) WTW-1的[45/90/?45/0]MAC亚层压板和(b) WTW-2的[45/?45]MAC [0/90]MAC亚层压板的B11分布和选定的RUC。3. 实验设置 3.1. 样品细节样品尺寸根据ASTM标准[29,30]选择；使用数字Vernier卡尺在三个不同位置记录每个样品的厚度、宽度和孔直径，最小刻度为0.01毫米。样品的宽度为38.1 ± 0.25毫米[1.50 ± 0.01英寸]，长度为304.8 ± 0.76毫米[12.0 ± 0.03英寸]。样品中心有一个直径为6.35 ± 0.07毫米[0.250 ± 0.003英寸]的孔，如图6所示。为每种设计的OHT和OHC测试准备了五个样品。图6. 样品几何形状。3.2. OHT测试设置OHT测试根据ASTM D5766 [29]在MTS 810（MTS Systems Corporation，Eden Prairie，MN，USA）上进行，使用250 kN的loadcell，设置如图7所示。样品垂直位于两个楔形夹具之间。测试在准静态条件下进行，采用位移控制，加载率为1.27毫米/分钟[0.05英寸/分钟]，应用于横梁。OHT强度使用净截面应力计算，即载荷除以净截面面积，其中F是破坏载荷，d是孔直径，w和h分别是样品的宽度和厚度。图7. OHT实验设置。3.3. OHC测试设置OHC测试根据ASTM D6484 [30]在MTS 510（MTS Systems Corporation，Eden Prairie，MN，USA）上进行，使用100 kN的loadcell，如图8a所示。图8b显示了用于实验的Wyoming WTF-OH开口孔压缩测试夹具的特写。可以通过矩形槽看到孔周围的斑点样品。前端和后端由多部分夹具支撑，这些夹具通过4个扭矩为7牛顿的螺栓固定在一起；这防止了样品在加载过程中的弯曲。样品的末端与夹具的顶面和底面齐平。夹具在MTS机器的压缩板中心对齐。测试在准静态条件下进行，采用位移控制，加载率为1.01毫米/分钟[0.04英寸/分钟]，应用于横梁。测试进行到观察到>30%的载荷下降为止。图8. (a) OHC实验装置以及(b)放置在OHC夹具中的样品。3.4. DIC细节 每个样品的一侧在白色基底上使用喷漆随机分布黑色斑点。使用配备55毫米尼康镜头的5MP PointGrey相机（Point Grey Research Inc., Richmond, BC, Canada）和白光照明来捕获2D-DIC图像。表3提供了两种测试所使用的DIC参数的总结。图像使用Correlated Solutions Vic-Snap 9捕获，分析则通过Correlated Solutions VIC 2D 7软件进行。负载数据来自MTS荷载传感器，应变数据则从DIC关注区域内的材料中获取。通过同时启动加载和图像捕捉来手动实现DIC图像与荷载传感器的同步。DIC的采集和处理参数是根据每个测试的预期应变水平和成像配置来选择的。图像采集速率的选择是为了确保相对于失效应变具有足够的时间分辨率，而子集和应变过滤器的大小则根据光学放大倍数进行调整，以保持一致的空间分辨率和斑点跟踪质量。表3. DIC参数。4. 结果与讨论 4.1. OHT 各种配置下代表性样品的归一化应力-应变曲线如图9a所示。应力值是通过MTS力除以净截面面积获得的，而应变值则是使用VIC-2D中的伸长计选项通过DIC获得的。应力值是使用对照组配置的平均OHT强度进行归一化的。所有三种配置都表现出相似的初始响应和突然的脆性最终失效。这与ABD分析的结果一致，该分析预测了类似的未受损平面刚度（A11）。混合MAC层压板的浅压痕角度并未影响刚度。WTW-2的最终失效应变（约1%）略低于WTW-1和对照组（约1.1%）。对照组样品在加载过程中斜率略有下降（软化），而两种混合配置在最终失效前都没有变化（线性）。这种斜率的变化通常表明样品发生了损伤/失效，从而导致刚度降低，这与文献[31]中的报道类似。然而，两种混合配置都没有出现这种斜率变化，可能是因为它们的结构原因。编织式结构可能抑制了分层前沿的进展，从而防止了大的分层和有效刚度的变化。图9. (a) 代表性应力-应变曲线；(b) 归一化的OHT强度分布。图9b显示了五种样品的归一化OHT强度以及所有三种配置的平均值和标准差。WTW-1的平均OHT强度略高7%，而WTW-2与对照组相当。总体而言，OHT强度似乎是由纤维失效驱动的，由于所有三种配置都具有相同的内部UD核心，因此它们表现出相似的OHT特性。进行了单向ANOVA分析来评估层压板配置对OHT强度的影响，结果显示有统计学上的显著差异（F = 9.67, p = 0.003）。事后Tukey诚实显著差异分析显示WTW-1与对照组（p = 0.009）和WTW-2（p = 0.0049）有显著差异，而对照组和WTW-2之间没有统计学上的显著差异（p = 0.94）。这些结果表明WTW-1的结构导致了与对照组或WTW-2不同的机械响应。WTW-1和WTW-2的OHT强度变化更为明显，标准差也更大，这可能是由于孔相对于MAC结构中局部纤维角度分布的位置所致。所有样品的预测试和后测试图像显示，孔的位置与归一化OHT强度相关，详见附录A.2。WTW-1的RUC为25.4 × 25.4毫米，而WTW-2的RUC为12.7 × 12.7毫米，这两者都大于孔的直径6.35毫米。因此，孔在RUC中的空间位置可能影响混合层压板的响应，不同样品在孔周围的局部纤维角度分布不同。传统的编织层压板通常表现出较低的未缺口强度和类似于或高于准各向同性单向层压板的缺口强度。然而，伪编织MAC亚层压板中的浅压痕角度对OHT强度有净正面影响，表现出相似或略高的强度，并且具有线性响应直至最终失效。这些结果与一项关于类似MAC层压板未缺口拉伸响应的研究[18]的趋势一致。该研究[18]调查了未缺口全[0/45/90/?45]sMAC层压板（无混合化）与基准传统UD层压板的响应。在拉伸作用下，初始模量与基准相同，显示出软化行为，而MAC层压板在失效前呈线性。此外，MAC层压板的未缺口强度提高了7%，与本研究的结果一致。图10显示了代表性OHT样品的失效模式的后测试图像。所有样品的失效都起源于孔周围，并表现出MGM（多模态量规中间）失效，其中层压板在各个亚层中表现出多种失效模式，并伴有广泛的分裂和分层。对照组层压板显示出与文献中观察到的准各向同性层压板类似的失效模式。[31,32]中提到，失效通过基体裂纹、纤维主导的断裂、纤维拔出和分层等相互作用序列发生，这些过程都由孔周围的高应力集中和多轴应力状态驱动。这些机制在从孔到边缘的狭窄带中局部化，并最终形成贯穿厚度的断裂，导致最终失效。每个纤维角度在孔附近的应力集中会有不同的正应力和剪切应力组合。通常情况下，初始损伤表现为轴线外层的基体裂纹，从孔边缘开始并向宽度方向传播。随着基体裂纹的增加，层与层之间的剪切和分层被促进。分层也沿着样品的宽度方向传播，主要局限于靠近表面的层。基体裂纹和分层损伤机制也导致了整体刚度响应的软化，这在图9a中的对照组样品中可以观察到。最终，与加载方向对齐的0°层中的纤维失效控制了层压板的极限强度，并导致了拔出失效机制。在对照组样品的失效剖面（图10）中，可以观察到纤维主导的拔出失效和以横向裂缝形式出现的基体主导的分层失效，以及从损伤区域开始的大量纤维拔出。图10. OHT样品的后测试失效图像。WTW-1显示出不同的表面失效模式，在某些情况下可以看到水平裂缝，在其他情况下则沿着±45°方向。WTW-2样品的表面损伤集中在孔周围的±45°锥形区域，受到相邻纤维束的限制。WTW-1的最终OHT强度略有提高，同时表现出比对照组和WTW-2更少的表面损伤。两种混合层压板的表面都有MAC亚层，孔周围的纤维方向不同以及结构中的压痕阻止了分层的进一步发展。这一点从应力-应变曲线中可以看出，曲线斜率没有变化，并且在最终失效前呈现线性上升。MAC混合层压板也具有与对照组配置相似的UD核心，由于所有配置都具有相同的内部UD核心，因此它们表现出相似的OHT特性。进行了单向ANOVA分析来评估层压板配置对OHT强度的影响，结果表明有统计学上的显著差异（F = 9.67, p = 0.003）。事后Tukey诚实显著差异分析显示WTW-1与对照组（p = 0.009）和WTW-2（p = 0.0049）有显著差异，而对照组和WTW-2之间没有统计学上的显著差异（p = 0.94）。这些结果表明WTW-1的结构导致了与对照组或WTW-2不同的机械响应。WTW-1和WTW-2的OHT强度变化更为明显，标准差也更大，这可能是由于孔相对于MAC结构中局部纤维角度的位置所致。通过所有样品的预测试和后测试图像，孔位置与局部表面纤维方向的相关性可以与归一化OHT强度相关联，详见附录A.2。WTW-1的RUC为25.4 × 25.4毫米，而WTW-2的RUC为12.7 × 12.7毫米，两者都大于孔的直径6.35毫米。因此，孔在RUC中的空间位置可能影响混合层压板的响应，不同样品在孔周围的局部纤维角度分布不同。传统的编织层压板通常表现出较低的未缺口强度和相似或更高的缺口强度。然而，伪编织MAC亚层压板中的浅压痕角度对OHT强度有净正面影响，表现出相似或略高的强度，并且直到最终失效都呈线性响应。这些结果与一项关于类似MAC层压板未缺口拉伸响应的研究[18]的趋势一致。[18]研究调查了未缺口全[0/45/90/?45]sMAC层压板（无混合化）与基准传统UD层压板的响应。在拉伸作用下，初始模量与基准相同，表现出软化行为，而MAC层压板在失效前呈线性。此外，MAC层压板的未缺口强度提高了7%，与本研究的结果一致。图10显示了代表性OHT样品的后测试图像，显示了失效模式。所有样品的失效都起源于孔周围，并展示了MGM（多模态量规中间）失效，层压板在各个亚层中表现出多种模式的失效，并伴有广泛的分裂和分层。对照组层压板显示出与文献中观察到的准各向同性层压板类似的失效模式，具有亚层级缩放[31,32]。失效通过基体裂纹、纤维主导的断裂、纤维拔出和分层等相互作用的序列发生，所有这些过程都由孔周围的高应力集中和多轴应力状态驱动。这些机制集中在从开放孔到边缘的狭窄带中，并最终连接形成贯穿厚度的断裂，导致最终失效。每个纤维角度在孔附近的应力集中会有不同的正应力和剪切应力组合。通常，初始损伤表现为轴线外层和90°层的基体裂纹，从孔边缘开始并向宽度方向传播。随着基体裂纹的增加，层与层之间的剪切和分层得到促进。分层也沿着样品的宽度方向传播，主要局限于靠近表面的层。基体裂纹和分层损伤机制 also 导致了整体刚度响应的软化，这在图9a中的对照组样品中可以观察到。最后，0°层中与加载方向对齐的纤维失效控制了层压板的极限强度，并导致了拔出失效机制。在对照组样品的失效轮廓（图10）中，可以观察到以纤维主导的拔出失效和以横向裂纹形式出现的基体主导的分层失效，以及来自损伤区域的大量纤维拔出。图10. OHT样品的后测试失效图像。WTW-1显示出不同的表面失效模式，在某些情况下可以看到水平裂缝，在其他情况下则沿着±45°方向。WTW-2样品的表面损伤局限于孔周围的±45°锥形区域，受到相邻纤维束的限制。WTW-1配置的最终OHT强度略有提高，同时表现出比对照组和WTW-2更少的表面损伤。两种混合层压板的表面都有MAC亚层，孔周围的纤维方向不同以及结构中的压痕阻止了分层的进一步发展。这一点从应力-应变曲线中可以看出，曲线斜率没有变化，并且在最终失效前呈现线性上升。MAC混合层压板也具有与对照组配置相似的UD核心，由于最终失效依赖于0°层的强度，所有配置都表现出相似的拔出型最终失效和相似的开口孔强度。图11显示了在50%、70%和90%归一化应力下代表性样品沿长度/加载方向（εyy）的DIC应变场（对应于图9a中的0.5、0.7和0.9归一化应力）。所有三种配置都使用VIC-2D中的相同等高线范围和颜色映射进行绘制。εyy拉伸应变在孔附近垂直于加载方向的地方最高。孔上方和下方的应变沿加载方向最低。随着加载的进行，样品孔边缘的应变浓度逐渐增加。因此，孔明显标志着样品中的一个脆弱点，也是失效起始的位置。对照组层压板在孔周围显示出更高的应变浓度，有两个清晰定义的U形臂垂直于加载方向分支出来，该区域以外的应变相对均匀。另一方面，混合层压板WTW-1和WTW-2的应变分布在更大的区域内，这是由于纤维方向的变化所致。这表明混合层压板更有效地将应变重新分布在更广泛的区域。图11. 在50%、70%和90%归一化应力下的εyy应变。图12显示了在相同50%、70%和90%归一化应力值下，垂直于加载方向的εxx应变场。分布趋势与εyy相似，垂直于加载方向的应变幅度更大。在所有配置中都观察到X形分布。与εyy应变类似，混合层压板中的高应变分布在更广泛的区域内。有趣的是，在WTW-1和WTW-2的自由边缘观察到了非常高的应变幅度，甚至高于孔附近，这可能是由于这些位置存在某些纤维方向所致。此外，在WTW-1的边缘也观察到了非常低的应变区域（约0.14%）。纤维方向及其对应变的影响将在本节的后续部分进一步讨论。图12. 在50%、70%和90%归一化应力下的εxx应变。图13展示了在50%、70%和90%归一化应力水平下代表性样品的剪切应变εxy分布。随着加载的进行，这些分布的幅度稳步增加，正负分量都表现出相似的幅度。这些分布在所有配置中关于孔中心是对称的。图13. 在50%、70%和90%归一化应力下的εxy应变。为了进行详细分析，评估了从孔到自由边缘横跨表面的εyy应变分布，如图14a中的X-X’所示。图14b按照每种配置的名义远场值对εyy应变分布进行了归一化。在整个加载过程中，应变浓度几乎保持恒定，并显示了70%归一化应力水平的情况。相比之下，对照组层压板在孔附近的应变高16%。这可能是由于编织式交错结构能够将应变重新分布在更广泛的区域，从而降低了缺口敏感性。远离孔的地方，应变浓度降低，在距离孔半径d/W=0.5处，应变浓度开始趋于一致。在距离孔一个直径（d/W=1）处，所有配置的应变浓度相同。图14. (a) 带有标示应变提取位置的代表性样品图像。(b) 沿着该线的εyy应变分布。此外，分析了在90%归一化应力下WTW-1情况下的εxx应变分布与孔周围表面纤维角度的比较，如图15所示。几乎无应变的区域对应于相对于加载方向的90°纤维束。由于纤维沿x方向排列整齐，这些纤维束在受到载荷作用时能够显著抵抗横向收缩，因此这些部位的应变可以忽略不计。高应变集中区域对应于倾斜45°的纤维束相互重叠的位置，也可能表明在自由边缘发生了局部分层现象。图15展示了在90%归一化应力下，纤维角度分布以及沿孔洞方向的εxx应变分布情况。

4.2 OHC
代表性OHC试样的归一化应力-应变曲线显示在图16a中。应力是通过五个试样中平均OHC强度进行归一化的。所有配置的曲线相似，仅在峰值应力附近观察到轻微差异。MAC混合层压板在最终失效前在峰值应力处出现一个小平台，而对照层压板则表现出脆性失效，并在最终失效时出现急剧的载荷下降。图16b显示了每个试样测试的OHC强度分布以及每种配置的平均值和标准差。由于夹具防止了试样的弯曲，并且所有三种配置都具有相同数量的0°纤维，因此它们的极限OHC强度相似。与对照层压板相比，WTW-1和WTW-2的标准差和变异系数更高。这可能是由于孔洞周围纤维角度的多样性造成的。即使在具有更标准重复结构的WTW-2中，孔洞的位置也可能不同，从而导致结果的变化。

图16：(a) 代表性试样的OHC归一化应力-应变曲线；(b) 归一化OHC强度分布。
代表性OHC试样的失效表面轮廓显示在图17中。根据文献[2,6,13,33]，对照层压板的损伤发展预计会遵循与OHT相似的趋势。0°层承受了大部分压缩载荷，基体裂纹预计会在孔洞附近的45°层开始形成。90°层也会产生横向基体裂纹并引发剪切驱动的层间分层。0°层最终开始屈曲并形成皱褶带，加速了分层的传播。这些皱褶带最初是稳定的，但随着载荷的增加，它们会导致不稳定的纤维弯曲，最终导致失效。所有测试都显示失效起源于孔洞周围。对照层压板和WTW-2试样主要表现出LGM（横向测量中间）失效模式；层压板在孔洞中心横向失效，且受屈曲/起皱主导。WTW-1试样表现出MGM（多模测量中间）失效模式，即在孔洞处发生压缩失效，但在各个子层中显示出多处失效。这些试样中可以看到许多裂纹变形，且不同测试间的失效模式有较大差异。这是因为损伤的传播取决于孔洞周围的局部纤维角度分布。使用所有试样的测试后图像，孔洞位置与局部表面纤维取向的相关性通过附录A.2显示。

WTW-1与其他两种配置相比表现出明显的更大损伤区域。尽管具有MAC子层的混合层压板的表面失效模式不同，但所有三种配置的最终失效都受UD核心控制，导致OHC强度相似。

图17：代表性OHC试样的测试后图像。
图18展示了在50%、70%和90%归一化应力下，代表性OHC试样沿长度/加载方向的DIC εyy应变场。所有三种配置都使用相同的等高线范围和VIC-2D颜色图进行绘制，其中应变场分布不均匀。与OHT类似，εyy应变在垂直于加载方向的方向上最大，在孔洞上方和下方最小。在所有应力水平下，三种配置的应变大小和分布都相似。WTW-1显示的应变更高，且分布更广泛。εxx和εxy应变等高线在附录A.1中呈现并进行了讨论。

图18：50%、70%和90%归一化应力下的εyy应变等高线。
εxx和εxy应变等高线已添加到附录A.1中，显示了所有三种配置的相似轮廓。

5. 结论
对采用AFP制造工艺生产的24层T800-SC-24k碳/环氧层压板的OHT（压缩载荷下的韧性）和OHC（拉伸载荷下的韧性）响应进行了实验研究。比较了两种混合层压板配置：一种是UD核心外表面覆盖伪编织MAC子层的结构（WTW-2），另一种是具有复杂3D编织类型结构的（WTW-1）。所有三种配置都包含相同比例的45°、90°、-45°和0°纤维取向。然而，关键区别在于纤维取向的排列或分布。WTW-2具有简单、组织良好的增强结构，[+45/?45]MAC和[0/90]MAC纤维束像平纹织物一样交织，形成12.7毫米×12.7毫米的RUC（纤维束单元）。相比之下，WTW-1具有更复杂的增强结构，采用3D角度互锁类型的结构，包含[45/90/?45/0]MAC纤维束贯穿四个层，形成25.4毫米×25.4毫米的RUC。MAC子层的这种独特结构导致层内和层厚方向上的纤维角度出现复杂的不连续变化。根据开孔位置的不同，混合层压板周围局部纤维角度分布可能会有很大差异。因此，研究混合层压板的OHT和OHC响应非常重要，以确保结构的复杂性不会降低相对于对照层的OHT/OHC性能。

从分析和实验数据得出的主要结论如下：
尽管MAC子层的结构复杂，但在OHT和OHC作用下的混合层压板的失效主要受UD核心控制，UD核心决定了载荷承载能力和失效机制。
WTW-1的平均OHT强度比对照层压板高出7%，而WTW-2与对照层压板相当。两种混合层压板的OHT强度标准差都比对照层压板高。
在OHT作用下，对照层压板在孔洞附近的加载方向应变比混合层压板高16%。这可能是由于交织编织结构能够将应变（从而应力）分布在更大的区域内，减少了缺口敏感性。
所有三种配置的OHC强度相似。
先前的研究表明，MAC混合层压板在低速和高速冲击下的损伤容忍度和抗损伤能力。当前研究展示了在具有开口孔作为应力集中点的准静态条件下的性能。结果表明，这些混合MAC层压板在广泛的载荷条件下表现相似或略优于对照层压板。