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连续玄武岩纤维/环氧树脂复合材料的润湿渗透剂表面改性及其非线性蠕变性能

张颜锋, 朱四荣, 别依诺, 陆士平, 贺攀

张颜锋, 朱四荣, 别依诺, 等. 连续玄武岩纤维/环氧树脂复合材料的润湿渗透剂表面改性及其非线性蠕变性能[J]. 复合材料学报, 2024, 41(4): 1798-1808. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20230825.002
引用本文: 张颜锋, 朱四荣, 别依诺, 等. 连续玄武岩纤维/环氧树脂复合材料的润湿渗透剂表面改性及其非线性蠕变性能[J]. 复合材料学报, 2024, 41(4): 1798-1808. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20230825.002
ZHANG Yanfeng, ZHU Sirong, BIE Yinuo, et al. Study on the surface modification of wetting penetrant and nonlinear creep of continuous basalt fiber/epoxy resin composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41(4): 1798-1808. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20230825.002
Citation: ZHANG Yanfeng, ZHU Sirong, BIE Yinuo, et al. Study on the surface modification of wetting penetrant and nonlinear creep of continuous basalt fiber/epoxy resin composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41(4): 1798-1808. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20230825.002

连续玄武岩纤维/环氧树脂复合材料的润湿渗透剂表面改性及其非线性蠕变性能

基金项目: 国家自然科学基金(12202325)
详细信息
    通讯作者:

    朱四荣,博士,教授,博士生导师,研究方向为复合材料结构设计及复合材料长期力学性能研究 E-mail: zhusirong@whut.edu.cn

  • 中图分类号: TB332

Study on the surface modification of wetting penetrant and nonlinear creep of continuous basalt fiber/epoxy resin composites

Funds: National Natural Science Foundation of China (12202325)
  • 摘要: 采用润湿渗透剂协同硅烷偶联剂对玄武岩纤维(BF)进行表面改性,并缠绕成型制备了玄武岩纤维/环氧树脂(BF/EP)复合材料。采用万能材料试验机测定了BF/EP的弯曲性能及在不同应力水平下测定了BF/EP复合材料240 min的蠕变性能,借助场发射扫描电子显微镜(FESEM)观察了纤维及弯曲断裂断口的表面形貌,并分析了纤维表面改性对各项力学性能的影响。结果表明:采用润湿渗透剂协同硅烷偶联剂对BF进行表面改性后,BF/EP弯曲性能得到有效改善,层间剪切强度得到提高,FESEM形貌显示BF的协同改性提高了纤维与树脂之间的界面性能;在多种应力水平下的短期蠕变实验中,均表现出蠕变柔量增量的显著降低。使用改进Findley模型可描述BF/EP复合材料在低于其断裂应力水平下的蠕变性能,以此可进行其在不同应力水平下的蠕变性能预测。

     

    Abstract: The surface modification of basalt fiber (BF) was carried out by using a wetting and penetrating agent in conjunction with a silane coupling agent, followed by winding and molding to prepare basalt fiber/epoxy resin (BF/EP) composite materials. The bending performance of BF/EP was determined using a universal material testing machine, and the creep properties of BF/EP composite materials were measured at different stress levels for 240 min. The surface morphology of the fiber and the bending fracture surface were observed by field emission scanning electron microscopy (FESEM), and the effect of fiber surface modification on various mechanical properties was analyzed. The results show that the surface modification of BF using a wetting and penetrating agent in combination with a silane coupling agent is an effective approach to enhance the bending performance and interlaminar shear strength of BF/EP composites. The FESEM morphology analysis reveals that this synergistic modification of BF enhances the interfacial properties between the fiber and the resin, which contributes to the improved mechanical properties of the composite material. Moreover, the short-term creep experiments conducted at various stress levels indicate a significant reduction in creep compliance increment, which suggests that the modified BF/EP composite material has better creep resistance. The improved Findley model provides a useful tool to predict the creep properties of BF/EP composites at different stress levels, which can help optimize their design and performance in practical applications.

     

  • 碳纤维增强聚合物复合材料(CFRP)具有高强、质轻、抗疲劳性能好和施工方便等优点,目前不仅被广泛应用于钢筋混凝土结构的加固中,同时也用在砌体结构的加固中[1-6]。CFRP加固砌体结构是通过CFRP与砌体材料界面间的粘结力,使两种材料组合在一起协同工作并传递荷载。因此,CFRP与砌体材料之间良好的粘结性能是保证CFRP与砌体结构共同受力变形的基础[7-8]。关于CFRP加固砌体结构,国内外学者做了大量研究,而关于CFRP-砌体界面性能只有少部分学者进行了研究并提出不同的界面粘结-滑移模型,这些模型基本上能准确模拟粘结界面的受力情况[9],但对于冻融环境下界面粘结-滑移模型未见公开报道。在冻融环境中,粘土砖的性能会随着时间的推移有所退化,在一定程度上会影响界面粘结性能,最终引起不可避免的耐久性问题[10-12]。因此,对冻融循环作用下CFRP与粘土砖之间粘结性能进行相应研究具有十分重要的意义。

    通过简单可靠的单剪试验探究了冻融循环作用下CFRP-粘土砖界面在外力作用的破坏过程及破坏形态,得到了界面剥离承载力在循环作用下的变化规律,通过试验测得的应变得到了冻融循环过程中剪应力的发展及分布规律,并给出了考虑冻融循环影响的界面粘结-滑移关系。

    试验所使用碳纤维增强聚合物复合材料(CFRP)和树脂均为上海滠口实业有限公司生产,其主要性能如表1所示。试验所使用粘土砖的抗压强度平均值为9.28 MPa,吸水率约为17.58%,平均密度约为1 700 kg/m3。试验所用胶粘剂为SKO-碳纤维浸渍胶,其主要性能如表2所示。

    表  1  碳纤维增强聚合物复合材料(CFRP)的性能
    Table  1.  Properties of carbon fiber reinforced polymer(CFRP)
    SampleTensile
    strength/MPa
    Modulus/
    GPa
    Elongation/
    %
    Thickness/
    mm
    CFRP ≥3 500 220 1.458 0.111
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    表  2  粘结树脂的性能
    Table  2.  Properties of impregnation resin
    Tensile shear strength/MPaTensile strength/GPaCompressive strength/MPaBending strength/MPaPositive tensile bond strength/MPaModulus/MPaElongation/%
    24.2940.1273.6272.954.442 605.72.45
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    本试验选用的粘土砖尺寸为235 mm×115 mm×55 mm,CFRP片材粘贴在粘土砖的一个表面(如图1所示),CFRP粘贴尺寸设计为6种规格,试件的具体参数如表3所示。

    图  1  单剪试验试件
    Figure  1.  Single shear specimens
    表  3  CFRP-粘土砖单剪试验试件参数
    Table  3.  Specimen parameters of CFRP-clay brick specimens for single shear test
    CFRP size(Length×width)/mmNumber of CFRP-clay brick specimen
    0 cycle20 cycles40 cycles60 cycles80 cycles
    80×50 5 5 5 5 5
    100×80 5 5 5 5 5
    80×80 5 5 5 5 5
    100×80 5 5 5 5 5
    80×100 5 5 5 5 5
    100×100 5 5 5 5 5
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    参照CECS 146—2003[13]中相关要求将CFRP粘贴在粘土砖表面。为防止粘土砖出现局部拉剪破坏,粘结CFRP时在加载端留出30 mm非粘结区,制作完成的试件如图1所示,标准试件示意图如图2所示。

    图  2  CFRP-粘土砖试件示意图
    Figure  2.  Diagram of CFRP-clay bricks specimen

    冻融循环试验参照GB/T 2542—2012[14]进行。将试件清理干净,在鼓风干燥箱内烘干达到质量要求后,将其在20℃的水中浸泡24 h后取出拭干水分,在冷冻箱内温度降至−15℃时开始计时。每次冷冻时间为3 h,融化2 h,控制冷冻温度为(−17±2)℃,融化水的温度控制在(15±2)℃。冻融循环次数分别取0次、20次、40次、60次和80次。

    所有试件的单剪试验均在济南恒思盛大仪器有限公司生产的WDW-50微机控制电子万能试验机上通过自制单剪试验盒进行(如图3(a)所示),通过电脑控制加载速度,由荷载传感器输出CFRP与粘土砖的粘结荷载,CFRP的应变值通过江苏东华DH3816静态应变测试系统采集(如图3(b)所示)。为了使CFRP片材在加载过程中受力均匀,在试件加载端片材上下各粘贴一层30 mm长的CFRP加强片,加强片与试件同宽。加载过程采用位移控制,加载速率为0.5 mm/min。在CFRP试件拉伸前,先施加约为破坏荷载5%的预拉荷载(约为0.4 kN),检查夹具、拉力机和应变采集系统运行是否正常。

    图  3  CFRP-粘土砖试件纵向拉伸试验系统
    Figure  3.  Longitudinal tensile test system for CFRP-brick specimens

    试验发现,在经过若干次冻融循环后,CFRP-烧结粘土试件界面发生了较为明显的变化,以粘贴长度×宽度为80 mm×50 mm的单剪试件为例,图4为不同冻融循环作用下CFRP-烧结粘土砖界面破坏情况。可知,室温下试件破坏发生后,CFRP片材上粘有大颗粒粘土砖碎屑(如图4(a)所示);冻融20次和40次的试件破坏后,CFRP片材上粘有的粘土砖颗粒较小(如图4(b)所示);冻融60次后,其中2个试件破坏面较40次严重,界面上粘有大量粘土砖颗粒(如图4(c)所示),另1个试件与冻融40次的形态基本相同;冻融80次后,试件破坏发生在粘土砖,界面发生剪切破坏(如图4(d)所示),说明冻融循环作用对界面粘结性能有不利影响。

    图  4  不同冻融循环作用下CFRP-烧结粘土砖界面破坏情况
    Figure  4.  Interface failure modes of CFRP-sintered clay brick under different freeze-thaw cycles

    表4为粘贴长度×宽度为80 mm×50 mm的CFRP-粘土砖单剪试件试验结果。可以看出,随着冻融次数的增加,界面承载力逐渐降低,60次冻融后减小了约12%,表明冻融循环作用对CFRP-粘土砖的界面承载力有着不利影响。因此,当使用CFRP对粘土砖结构进行加固时,如果是在北方寒冷地区应适当考虑界面粘结折减系数。

    表  4  CFRP-粘土砖界面承载力平均值和降低幅度
    Table  4.  Average interfacial bearing capacity and reduction of CFRP-brick specimens
    CFRP size(Length×width)/mmInterfacial baring capacity/kNDecrease of bearing capacity/%
    0 cycle20 cycles40 cycles60 cycles80 cycles0 cycle20 cycles40 cycles60 cycles80 cycles
    80×50 7.63 7.52 6.85 5.93 5.34 1.44 10.22 22.28 30.01
    100×50 7.95 7.88 7.07 6.95 6.43 0.88 11.07 12.58 19.12
    120×50 8.12 8.15 7.26 7.06 6.65 –0.37 10.59 13.05 18.10
    80×80 12.40 12.00 11.40 11.00 10.30 3.23 8.06 11.29 16.94
    100×80 13.00 12.80 12.30 11.60 10.50 1.54 5.38 10.77 19.23
    120×80 13.50 13.20 12.50 11.70 11.00 2.22 7.41 13.33 18.52
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    从试验及文献分析可知,造成界面承载力降低的原因主要有两点:(1)冻融作用导致粘土砖自身材料强度降低而引起CFRP-粘土砖试件粘结强度降低;(2) CFRP-粘土砖之间的胶体面层的粘结性能退化。由于CFRP的特殊构造,其聚合物基体的孔径较小,冻融循环作用下,其孔隙中的水不会冻结[15]。因此,可能是胶体吸水后,在冻融作用下,当溶胀和温度应力共同作用时,界面产生微裂纹,从而导致介质水在界面上冻结产生应力。

    由于本次试验在CFRP-粘土砖试件加载端预留了30 mm非粘结区,所有CFRP-粘土砖试件均是CFRP与粘土砖之间发生界面剥离而破坏的,没有发生CFRP布的撕裂破坏,也没有发生粘土砖的拉剪破坏。

    所有CFRP-粘土砖试件剥离破坏是由纤维布传递荷载到粘土砖,从而使粘土砖内部产生的微小裂缝逐渐发展导致的。对于没有经过冻融循环的CFRP-粘土砖试件,其破坏过程是初始加载时除了碳纤维布开始绷紧外,试件并无明显变化,加载端的应变基本呈线性增加;当荷载增加至剥离荷载的40%左右时,可以听到“噼啪声”,加载端附近的应变迅速增加,粘土砖内部微裂缝逐渐开展,试件开始发生局部粘结破坏,总的粘结面积开始减少;随着荷载的进一步增大,应变急速增加,剥离深度也在加大,距离加载端较远处应变片的应变也逐渐增大,说明剥离逐渐向自由端发展。当剩余的粘结面积不足以抵抗荷载时,破坏瞬间发生。而在冻融循环作用下,破坏具有相似性,只是由于粘土砖与胶层之间的界面被削弱、粘土砖材料本身强度降低,开裂速度较未经循环试件更迅速,破坏更突然。

    粘土砖为多孔材料,在水冻作用下,粘土砖内部孔隙中的水分子会出现冻结现象,造成孔隙体积膨胀,从而使粘土砖内部出现较大的微孔隙损伤和拉应力,使砖体的缝隙和节理出现加深和扩大;当粘土砖处于融化状态时,粘土砖内部微孔隙会出现迁移现象。当粘土砖在不同温度下进行反复冻结和溶解时,张力使孔隙壁的损伤不断加剧,最终造成砖体损伤。这种损伤反映到CFRP-粘土砖的粘结上,便会出现粘结退化现象。

    图5为不同冻融循环作用下粘土砖孔隙度变化。图6为不同冻融循环作用下粘土砖弛豫时间T2谱分布。从图5可以看出,随着冻融循环次数的增加,粘土砖的孔隙度逐渐增大。由图6可知,随着冻融循环次数的增加,T2谱的峰值向右移动,说明大孔径比例增加,冻融使冻胀力逐渐大于颗粒间的粘聚力,造成砖样的孔隙发育和扩展程度加剧。

    图  5  不同冻融循环作用下粘土砖孔隙度变化曲线
    Figure  5.  Change curve of clay brick porosity under different freezing-thawing cycles
    图  6  不同冻融循环作用下粘土砖的弛豫时间T2谱分布
    Figure  6.  Relaxztion time T2 distribution of clay bricks under different freezing-thawing cycles

    由CFRP-粘土砖单剪试验结果分析可知,冻融作用下,粘结界面破坏模式的变化与粘土砖微观变化是相统一的(如图4所示)。从单剪试件的破坏过程可以看出,不同冻融次数下,CFRP-粘土砖试件破坏后,粘土砖的表层破坏模式不尽相同。未经冻融的CFRP-粘土砖试件以CFRP粘结区域内靠近加载端部位的粘土砖剪切破坏为主。剪切破坏面被拉出的近似三角形粘土砖块与CFRP粘结较好,其余部位CFRP粘有大量被拉下的粘土砖碎屑与颗粒,破坏面一般在粘土砖基层一侧,深度约为2~5 mm。经过冻融循环的CFRP-粘土砖试件在冻融次数较低时,破坏模式与未受冻融的CFRP-粘土砖试件基本一致,冻融达到40次后,在加载端出现三角破坏区的概率随之减小,破坏以界面剥离破坏为主;当冻融时间达到60次时,所有试件均为剥离破坏,加载端不再出现三角破坏区,在CFRP上粘下的粘土砖层越来越均匀;当冻融时间达到80次时,在加载端出现类似三角区域的破坏情况,说明粘土砖的强度减弱。

    图7为CFRP-粘土砖界面承载力随冻融循环次数的变化曲线。由表4图7可知,随着冻融循环次数的增加,CFRP-粘土砖界面承载力总体呈下降趋势,而后期的下降速度要快于前期。同时,还可以看到,在CFRP的粘结宽度及冻融循环次数相同的情况下,当粘结长度从80 mm增加至120 mm时,CFRP-粘土砖界面承载力增加的幅度并不大,但当粘结宽度从50 mm增加到80 mm时,CFRP-粘土砖界面承载力却提高了60%~70%,说明CFRP的粘结宽度是影响界面承载力的主要因素之一,与以混凝土为基材的复合材料结果相似[16-18]

    图  7  CFRP-粘土砖的界面承载力曲线
    Figure  7.  Interfacial capacity curves of CFRP-clay bricks

    在不考虑相关几何参数因素对试件界面粘结性能的影响下,通过界面粘结强度平均值来考察界面在冻融循环作用下的劣化情况,界面粘结强度平均值计算如下:

    τf=PuA (1)

    式中:τf为试件平均粘结强度(MPa);Pu为CFRP-粘土砖界面承载力(kN);A为粘结面积(mm2)。

    图8为CFRP-粘土砖界面平均粘结强度曲线。可知,平均粘结强度曲线根据长度和宽度组合分为三组,同一长度不同宽度的图形在位置上比较接近,再次证明粘结宽度对承载力的贡献较大,即只要保证粘结长度足够,CFRP-粘土砖试件的平均粘结强度基本和粘结宽度呈正相关关系。

    图  8  CFRP-粘土砖界面平均粘结强度曲线
    Figure  8.  Average bonding strength curves of CFRP-clay brick interface

    由于试验无法得到粘结界面上任意点的应变值,因此在计算中以两个相邻应变片之间的平均剪应力作为界面剪应力。由于CFRP非常薄,可以假定CFRP在轴向力方向上的应力σf在横截面内是均匀分布的,并假定相邻两应变片间的应变线性分布,现取长度为微元长度dx的CFRP单元作为对象进行研究,CFRP-烧结粘土砖界面单元体剪应力分布如图9所示。

    图  9  CFRP-粘土砖界面单元体剪应力分布
    Figure  9.  Shear stress distribution of CFRP-clay brick interface

    由力的平衡条件可以得到粘结剪应力的计算公式为

    τ(x)=dFbfdx=dσfdxtf=Eftfdεxdx=Eftfεi+1εiΔxi (2)

    式中:F为界面承载力;bftfEfεi分别为CFRP片材的宽度、厚度、弹性模量和应变。

    由于各个试件剪应力的分布具有一定相似性,因此以粘贴长度×宽度为80 mm×50 mm的单剪试件为例,其不同冻融循环作用下的剪应力分布如图10所示。可知,当荷载较小时,剪应力的峰值出现在加载端,而粘结剪应力只分布在距加载端20 mm左右的范围内;当荷载逐渐增加时,加载端附近的剪应力也随之逐渐增加,增加到峰值后剪应力开始向远端传递,此时的剪应力集中分布在一定区域内,区域外剪应力几乎为零,这一区域即为有效粘结区域,该区域的长度称为“有效粘结长度”,本试验中有效粘结长度基本保持不变,大约为60~80 mm,且其不随CFRP粘结尺寸及冻融循环次数而变化,说明随着荷载的增加,有效粘结区域在破坏过程中会以近似不变的长度由加载端向自由端平行移动,从而使剥离区域逐渐增加,直至试件破坏,与CFRP-混凝土试件的研究结果一致[19-20]

    图  10  不同冻融循环作用下CFRP-粘土砖界面剪应力分布
    Figure  10.  Shear stress distribution of CFRP-clay brick under different freeze-thaw cycles

    为建立准确可靠的粘结-滑移曲线,需要进一步了解界面剥离机制及破坏过程中粘结剪应力与滑移值的变化情况,即ττmaxss0曲线。其中,滑移值为CFRP与粘土砖的位移差,计算如下:

    s(x)=s(0)+x0ε(u)du (3)

    式中:s(0)为最大剪应力对应的滑移值;s(x)为CFRP上任一点滑移值;ε为应变值。

    关于粘结-滑移关系,目前国内外学者对纤维增强聚合物复合材料(FRP)-混凝土界面深入研究较多,而对于FRP-粘土砖的研究鲜见报道。粘结-滑移模型的提出有试验方法、有限元模拟方法、理论推导方法等,图11为几种典型粘结-滑移关系模型曲线。由图11(a)可以看到,直角三角形模型属于早期模型,把界面近似看做弹性体,缺点是忽略了界面在加载后期的软化行为;由图11(b)~11(d)可知,粘结-滑移关系模型均为两阶段曲线模型,曲线由上升段和下降段组成,目前对CFRP-混凝土界面的研究大多采用该类型曲线模型。通过对比发现,图11(d)的Popovics模型比较适合本试验数据,如下式:

    图  11  几种典型粘结-滑移关系模型曲线
    Figure  11.  Typical bond-slip relationship curves of CFRP-clay brick interface
    ττmax (4)

    通过式(4)拟合效果较好(拟合系数n=3.032),可以较准确地表示CFRP-粘土砖面粘结-滑移的有关特征,如图12所示。可以看出,CFRP-粘土砖界面粘结-滑移曲线分为上升段和下降段,上升段为强化阶段,下降段为软化阶段。开始加载时,界面粘结剪应力和滑移均不大,粘结-滑移曲线近似呈线性关系,试件处于弹性状态;随着粘结剪应力逐步增大,粘结-滑移曲线表现出非线性,此时滑移量增加速度较剪应力增加速度要快,当界面逐渐达到最大剪应力,界面的粘结不足以抵抗剪应力时,试件开始出现滑移;当粘结剪应力增大至最大后,曲线进入下降段,此时剪应力下降速度和滑移量增加的速度均较快,且滑移量增加的速度越来越大,当粘结应力几乎为零时,滑移量达到最大值,此时CFRP和粘土砖在界面处完全剥离。对比Popovics曲线和实验数据可以发现,Popovics模型可以较好地描述CFRP-粘土砖界面粘结-滑移关系,上升段试验数据点几乎与Popovics模型曲线重合,下降段的试验数据分布于Popovics模型曲线两侧,但偏差较小,表明采用Popovics模型来描述CFRP-粘土砖界面的粘结-滑移本构关系是较准确的。

    图  12  CFRP-粘土砖界面粘结-滑移关系
    Figure  12.  Bond-slip relationship curves of CFRP-clay brick interface

    分析了冻融循环作用和粘结尺寸对CFRP-粘土砖界面承载力及粘结强度的影响,通过试验数据和理论比较,建立了考虑冻融循环影响下的CFRP-粘土砖界面粘结-滑移模型。

    (1)在冻融循环作用下,CFRP-粘土砖界面的破坏模式是由剪切破坏转变为粘结剥离破坏,剥离是从CFRP加载端开始逐渐向自由端发展。相对于长度,CFRP的宽度对试件界面承载力影响更为显著。

    (2)随着冻融循环次数的增加,CFRP-粘土砖界面承载力总体呈下降趋势,而后期的下降速度要快于前期。

    (3) CFRP-粘土砖界面粘结剪应力分布曲线具有相似性,当荷载水平逐渐增加,剪应力也随之逐渐增大,并从加载端向自由端传递,且所有剪应力集中分布在一定的“有效粘结区域”内,而区域外的剪应力几乎为零,有效粘结区域的长度约为60~80 mm,且与冻融循环次数无关。

    (4) CFRP-粘土砖界面粘结-滑移关系有明显的上升段和下降段,上升段为强化阶段,下降段为软化阶段,Popovics模型可以很好地描述CFRP-粘土砖的界面粘结-滑移关系。

  • 图  1   壬基酚聚氧乙烯醚的结构

    Figure  1.   Structure diagram of nonylphenol polyoxyethylene ether

    图  2   润湿渗透剂协同硅烷偶联剂上浆剂对玄武岩纤维(BF)改性效果对比示意图

    Figure  2.   Comparison diagram of modification effect of wetting penetrant combined with silane coupling agent sizing agent on basalt fiber (BF)

    图  3   BF表面微观形貌

    Figure  3.   Surface morphology of BF

    KH-560-BF—BF modified by KH-560; WA-KH-560/570-BF—BF modified by wetting agent-KH-560/570

    图  4   BF/环氧树脂(EP)复合材料弯曲断口形貌

    Figure  4.   Morphologies of bending fracture of BF/epoxy resin (EP) composites

    KH-560-BF/EP—BF/EP made of BF modified by KH-560;WA-KH-560/570-BF/EP—BF/EP made of BF modified by wetting agent-KH-560/570

    图  5   BF/EP复合材料层间剪切破坏试样

    Figure  5.   Inter-laminar shear failure samples of BF/EP composites

    图  6   BF/EP复合材料蠕变柔量增量在各应力水平下随时间的变化曲线

    Figure  6.   Curves of creep compliance increment of BF/EP composites at various stress levels vs time

    图  7   BF/EP复合材料拟合曲线h(σ)

    Figure  7.   Fitting curves of BF/EP composites h(σ)

    图  8   BF/EP复合材料蠕变模型与试验结果对比

    Figure  8.   Comparison of creep model and test results of BF/EP composites

    图  9   BF/EP复合材料35%应力水平下预测曲线与试验结果对比

    Figure  9.   Comparison of prediction curve and test results of BF/EP composites at 35% stress level

    表  1   硅烷偶联剂改性法(对照组)的上浆剂成分

    Table  1   Sizing agent composition of silane coupling agent modified method (control group)

    Type of reagentMass fraction/wt%
    Silane coupling agent (KH-560)0.50
    Glacial acetic acid0.05
    Epoxy emulsion6.00
    Film-forming additive0.30
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    表  2   润湿渗透剂/硅烷偶联剂协同改性法的上浆剂成分

    Table  2   Sizing agent composition of wetting penetrant/silane coupling agent synergistic modification method

    Type of reagentMass fraction/wt%
    Silane coupling agent (KH-560)0.30
    Silane coupling agent (KH-570)0.20
    Glacial acetic acid0.08
    Epoxy emulsion6.00
    Film-forming additive0.30
    Wetting agent0.50
    Lubricant0.20
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    表  3   BF丝束及其浸胶纱的拉伸性能

    Table  3   Tensile properties of BF tow and its resin-impregnated yarn

    SampleP/(N·tex−1)σt/MPaEt/GPa
    KH-560-BF0.5702722.889.1
    WA-KH-560/570-BF0.6742938.292.0
    Notes: P—Tensile strength of BF bundle; σt—Tensile strength of BF resin-impregnated yarn; Et—Tensile modulus of BF resin-impregnated yarn.
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    表  4   BF/EP复合材料弯曲性能

    Table  4   Banding property of BF/EP composites

    Sampleσf /MPaEf /GPa
    KH-560-BF/EP 837.526.6
    WA-KH-560/570-BF/EP1157.032.2
    Notes: σf—Flexural strength; Ef—Flexural modulus.
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    表  5   BF/EP复合材料层间剪切强度

    Table  5   Inter-laminar shear strength of BF/EP composites

    Sampleτs/MPa
    KH-560-BF/EP39.0
    WA-KH-560/570-BF/EP49.9
    Note: τs—Interlaminar shear strength.
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    表  6   不同应力水平下BF/EP复合材料的蠕变柔量增量(240 min)

    Table  6   Creep compliance increment of BF/EP composites at various stress levels (240 min)

    Stress level Creep compliance increment/(10−12 Pa−1)
    KH-560-BF/EP WA-KH-560/570-BF/EP
    20% 1.882 0.675
    30% 1.842 0.765
    40% 2.375 1.210
    45% 2.420 1.490
    50% 3.140 1.870
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    表  7   不同应力水平下h(σ)的拟合值

    Table  7   Fitting values of h(σ) at different stress levels

    Stress level h(σ)
    KH-560-BF/EP WA-KH-560/570-BF/EP
    20% 1 1
    30% 1.01 1.18
    40% 1.28 1.82
    45% 1.32 2.19
    50% 1.69 2.71
    Note: h(σ)—Functions related to stress level.
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    表  8   BF/EP复合材料不同应力水平的拟合优度R2

    Table  8   Goodness-of-fit R2 of BF/EP composites at different stress levels

    Stress level R2
    KH-560-BF/EP WA-KH-560/570-BF/EP
    20% 0.998 0.997
    30% 0.994 0.994
    40% 0.999 0.999
    45% 0.997 0.994
    50% 0.999 0.988
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    表  9   BF/EP复合材料蠕变柔量增量预测值误差(240 min)

    Table  9   Predicted value error of creep compliance increment in BF/EP composites (240 min)

    SampleJt/(10−13 Pa−1)Jc/(10−13 Pa−1)Deviation/%
    KH-560-BF/EP20.7020.500.90
    WA-KH-560/570-BF/EP 9.53 9.742.18
    Notes: Jt—Experimental value of creep compliance; Jc—Calculated value of creep compliance.
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  • [1]

    LIU C B, FAN X Q, ZHU M H. Regulating the grinding performance of grindstones via using basalt fibers[J]. Tribology International,2022,173:107611. DOI: 10.1016/j.triboint.2022.107611

    [2]

    KATOUZIAN M, VLASE S, MARIN M, et al. Modeling study of the creep behavior of carbon-fiber-reinforced composites: A review[J]. Polymers,2023,15(1):194. DOI: 10.3390/polym15010194

    [3] 叶国锐, 晏义伍, 曹海琳. 氧化石墨烯改性玄武岩纤维及其增强环氧树脂复合材料性能[J]. 复合材料学报, 2014, 31(6):1402-1408. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20141202.001

    YE Guorui, YAN Yiwu, CAO Hailin. Basalt fiber modified with graphene oxide and properties of its reinforced epoxy composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2014,31(6):1402-1408(in Chinese). DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20141202.001

    [4]

    SAMAREH-MOUSAVI S S, TAHERI-BEHROOZ F. A novel creep-fatigue stiffness degradation model for composite materials[J]. Composite Structures,2020,237:111955. DOI: 10.1016/j.compstruct.2020.111955

    [5] 靳婷婷, 申士杰, 李静, 等. 低温等离子处理对玄武岩纤维表面及复合材料性能的影响[J]. 玻璃钢/复合材料, 2015, 6(6):29-35.

    JIN Tingting, SHEN Shijie, LI Jing, et al. Impact on the surface of basalt fiber and composite material properties of low-temperature plasma treatment[J]. Fiber Reinforced Plastics/Composites,2015,6(6):29-35(in Chinese).

    [6] 别依诺, 朱四荣, 贺攀, 等. 纳米SiO2-硅烷协同改性对玄武岩纤维/环氧树脂复合材料力学性能及蠕变性能的影响[J]. 复合材料学报, 2022, 39(8):3723-3732.

    BIE Yinuo, ZHU Sirong, HE Pan, et al. Effect of nano-SiO2 particles-silane synergistic modification on mechanical properties and creep properties of basalt fiber/epoxy composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2022,39(8):3723-3732(in Chinese).

    [7]

    BERARDI V P, PERRELLA M, ARMENTANI E, et al. Experimental investigation and numerical modeling of creep response of glass fiber reinforced polymer composites[J]. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures,2021,44(4):1085-1095.

    [8] 王晓东, 云斯宁, 张太宏, 等. 硅烷偶联剂表面改性玄武岩纤维增强复合材料研究进展[J]. 材料导报, 2017, 31(5):77-83.

    WANG Xiaodong, YUN Sining, ZHANG Taihong, et al. Advances in basalt fiber-reinforced composites modified by silane coupling agents[J]. Materials Reports,2017,31(5):77-83(in Chinese).

    [9] 张运华, 姚丽萍, 徐仕进, 等. 表面处理玄武岩纤维增强水泥基复合材料力学性能[J]. 复合材料学报, 2017, 34(5):1159-1166. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20170302.003

    ZHANG Yunhua, YAO Liping, XU Shijin, et al. Mechanical properties of cement matrix composites reinforced with surface treated basalt fibers[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2017,34(5):1159-1166(in Chinese). DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20170302.003

    [10]

    BEHERA S, GAUTAM R K, MOHAN S. Polylactic acid and polyhydroxybutyrate coating on hemp fiber: Its effect on hemp fiber reinforced epoxy composites performance[J]. Journal of Composite Materials,2022,56(6):929-939. DOI: 10.1177/00219983211066991

    [11]

    ZANKER H, RAJABIPOUR A, HUANG D S, et al. Creep analysis of bamboo composite for structural applications[J]. Polymers,2023,15(3):711. DOI: 10.3390/polym15030711

    [12]

    OĞUZ Z A, ERKLIĞ A. Evaluation of the hydrothermal aging effect on the buckling behavior of hybrid glass/aramid/epoxy composite plates: Comparison of distilled water and seawater[J]. Polymer Composites,2022,43(7):4463-4477. DOI: 10.1002/pc.26705

    [13]

    WANG Z T, LUO H J, ZHANG J, et al. Water-soluble polysiloxane sizing for improved heat resistance of basalt fiber[J]. Materials Chemistry and Physics,2021,272:125024. DOI: 10.1016/j.matchemphys.2021.125024

    [14]

    IBRAHIM N A, EID B M, EL-ZAIRY E M, et al. Development of eco-friendly colored/multifunctionalized cellulose/polyester blended fabrics using plasma preactivation and subsequent coloration/multifunctionalization in single stage[J]. Polymer Bulletin, 2023, 80(11): 12353-12372.

    [15]

    LI M, XING F, LI T S, et al. Multiscale interfacial enhancement of surface grown carbon nanotubes carbon fiber composites[J]. Polymer Composites, 2023, 44(5): 2766-2777.

    [16]

    TAMRAKAR S, GANESH R, SOCKALINGAM S, et al. Strain rate-dependent large deformation inelastic behavior of an epoxy resin[J]. Journal of Composite Materials,2020,54(1):71-87. DOI: 10.1177/0021998319859054

    [17] 梁娜, 朱四荣, 陈建中. 一种新的聚合物基复合材料应力松弛经验模型[J]. 复合材料学报, 2017, 34(10):2205-2210. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20170302.008

    LIANG Na, ZHU Sirong, CHEN Jianzhong. A new empirical model for stress relaxation of polymer matrix[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2017,34(10):2205-2210(in Chinese). DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20170302.008

    [18] 贾彩霞, 王乾, 任荣, 等. 超高分子量聚乙烯(UHMWPE)纤维表面处理对UHMWPE/环氧树脂复合材料界面性能的影响机制[J]. 复合材料学报, 2020, 37(3): 573-580.

    JIA Caixia, WANG Qian, REN Rong, et al. Influence mechanism of ultra high molecular weight polyethylene (UHMWPE) fiber surface modification on interfacial performance of UHMWPE/epoxy composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2020, 37(3): 573-580(in Chinese).

    [19] 栗越, 张京发, 易顺民, 等. 改性芳纶纤维增强木粉/高密度聚乙烯复合材料的力学性能[J]. 复合材料学报, 2019, 36(3):638-645. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20180530.006

    LI Yue, ZHANG Jingfa, YI Shunmin, et al. Mechanical properties of modified aramid fiber reinforced wood flour/high density polyethylene composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2019,36(3):638-645(in Chinese). DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20180530.006

    [20] 黄灵丽, 侯锐钢, 刘育建. 弯曲应力/混酸溶液共同作用对FRP性能的影响[J]. 热固性树脂, 2020, 35(6): 33-37.

    HUANG Lingli, HOU Ruigang, LIU Yujian. Synergetic effects of flexural stress and mixed acid solution on the properties of FRP[J]. Thermosetting Resin, 2020, 35(6): 33-37(in Chinese).

    [21]

    ZHANG S F, XING T Z, ZHU H B, et al. Experimental identification of statistical correlation between mechanical properties of FRP composite[J]. Materials,2020,13(3):674. DOI: 10.3390/ma13030674

    [22] 马燕, 刘秀, 罗利, 等. 双轴拉伸下高聚物的时间-应力等效原理试验研究[J]. 材料导报, 2019, 33(24):4188-4192.

    MA Yan, LIU Xiu, LUO Li, et al. Time-stress superposition principle of polymers under biaxial tension: Experimental study[J]. Materials Reports,2019,33(24):4188-4192(in Chinese).

    [23]

    KRAUKLIS A E, AKULICHEV A G, GAGANI A I, et al. Time-temperature-plasticization superposition principle: Predicting creep of a plasticized epoxy[J]. Polymers,2019,11(11):1848. DOI: 10.3390/polym11111848

    [24] 中国国家标准化管理委员会. 玄武岩纤维无捻粗纱: GB/T 25045—2010[S]. 北京: 中国标准出版社, 2010.

    Standardization Administration of the People's Republic of China. Basalt fiber roving: GB/T 25045—2010[S]. Beijing: China Standards Press, 2010(in Chinese).

    [25] 中国国家标准化管理委员会. 玻璃纤维无捻粗纱浸胶纱试样的制作和拉伸强度的测定: GB/T 20310—2006[S]. 北京: 中国标准出版社, 2006.

    Standardization Administration of the People's Republic of China. Textile glass—Rovings—Manufacture of test specimens and determination of tensile strength of impregnated rovings: GB/T 20310—2006[S]. Beijing: China Standards Press, 2006(in Chinese).

    [26] 中国国家标准化管理委员会. 纤维增强塑料弯曲性能试验方法: GB/T 1449—2005[S]. 北京: 中国标准出版社, 2005.

    Standardization Administration of the People's Republic of China. Fibre-reinforced plastic composites—Determination of flexural properties: GB/T 1449—2005[S]. Beijing: China Standards Press, 2005(in Chinese)

    [27] 中国国家标准化管理委员会. 纤维缠绕增强塑料环形试样力学性能试验方法: GB/T 1458—2008[S]. 北京: 中国标准出版社, 2008.

    Standardization Administration of the People's Republic of China. Test method for mechanical properties of ring of filament-winding reinforced plastics: GB/T 1458—2008[S]. Beijing: China Standards Press, 2008(in Chinese).

    [28]

    The British Standards Institution. GRP tanks and vessels for use above ground—Part 3: Design and workmanship: EN 13121-3—2016[S]. London: BSI Standards Limited, 2016.

    [29]

    FINDLEY W N, DAVIS F A. Creep and relaxation of nonlinear viscoelastic materials[M]. New York: Courier Corporation, 2013.

    [30]

    TOMLINS P E, READ B E. Creep and physical ageing of polypropylene: A comparison of models[J]. Polymer,1998,39(2):355-367. DOI: 10.1016/S0032-3861(97)00258-9

  • 目的 

    由于玄武岩纤维(BF)的表面惰性和环氧树脂(EP)基体的粘弹性,BF及其复合材料的力学性能达不到理论预期,长期性能预测繁琐。本文使用润湿渗透剂协同硅烷偶联剂对玄武岩纤维(BF)进行表面改性,使得玄武岩纤维/环氧树脂(BF/EP)复合材料的弯曲性能得到有效改善,层间剪切强度得到提高,抗蠕变性能得到提升。使用改进Findley模型可描述BF/EP复合材料的在低于其断裂应力水平下的蠕变性能,以此可进行其在不同应力水平下的蠕变性能预测。

    方法 

    在原有硅烷偶联剂KH-560改性方法的基础上进行改进,使用润湿渗透剂协同硅烷偶联剂改性玄武岩纤维表面,将改性的多束玄武岩纤维加工为合股纱,然后将其经树脂浸润制备复合材料。采用万能材料试验机测定BF的拉伸性能和BF/EP复合材料的弯曲性能和层间剪切强度,借助FESEM观察BF表面及BF/EP复合材料弯曲断裂断口的形貌,采用万能材料试验机在不同应力水平下测定BF/EP复合材料240min的蠕变性能,并分别与原表面改性方法对比,全面分析润湿渗透剂协同硅烷偶联剂进行表面改性后对BF力学性能及BF/EP复合材料力学性能和蠕变性能的影响。借助Findely等根据若干材料的蠕变行为,提出的幂律关系,参考Struik模型,得到改进Findley模型。使用该模型对BF/EP复合材料240min的蠕变实验数据进行拟合,并验证其预测结果的有效性。

    结果 

    对比原改性方法,引入壬基酚聚氧乙烯醚润湿渗透剂后,BF及其复合材料的性能主要在以下几方面有所增强:①BF丝束强度提高了18.2%,浸胶纱的拉伸强度和弹性模量分别提高了7.9%和3.3%;②BF表面形貌图显示,上浆剂涂覆改性玄武岩纤维更均匀,改性玄武岩表面平整度更高,上浆剂成膜后不均匀分布产生的团状堆积减少;③BF/EP复合材料弯曲断口形貌图显示,拔出纤维以及纤维拔出后留下的孔洞减少,拔出纤维表面粘有的树脂颗粒增多,表现出纤维与树脂间结合性的提高;④BF/EP复合材料的弯曲强度由837.5MPa提高到1157.0MPa,弯曲模量由26.6GPa提高到32.2GPa,二者分别增强了38.1%和21.1%;⑤240min蠕变性能测试结果显示,在各应力水平作用下,蠕变柔量及蠕变柔量增量明显降低;⑥改进Findley模型对两组BF/EP复合材料在各应力水平下的蠕变实验结果拟合优度均大于0.98,在35%应力水平下的蠕变行为预测误差分别为0.9%、2.18%。

    结论 

    引入壬基酚聚氧乙烯醚润湿渗透剂后,可改善上浆剂的表面张力,进而提高上浆剂的稳定性与均匀性,对玄武岩纤维复合材料的各项力学性能具有积极作用。此外,因壬基酚聚氧乙烯醚润的多氧原子长链特征,空间体积较大,可延缓甚至阻止环氧乳液的团聚、沉淀等不稳定现象,大幅提高上浆剂涂覆改性玄武岩纤维的均匀程度,改性玄武岩表面平整度高,应力集中缺陷明显减少,对玄武岩纤维复合材料的层间剪切强度具有积极作用。使用改进Findley模型可以很好地描述和预测BF/EP复合材料在各应力水平下的蠕变行为。

  • 玄武岩纤维(BF)作为一种天然材料,生产过程低碳环保,有着优异的力学性能和化学稳定性,具有广阔的发展前景。但由于玄武岩纤维表面呈惰性,其与树脂基体间的应力传递受到限制,使得复合材料制品无法发挥纤维的优良特性,目前,纤维表面改性的主要方法有物理法和化学法。物理改性方法存在产业化难度大、改性效果不稳定等缺点,而化学方法容易对纤维结构造成不可逆的损伤。

    本文使用润湿渗透剂协同硅烷偶联剂对玄武岩纤维进行表面改性,此改性方法是在纤维生产过程中完成,无需繁琐的操作和特殊仪器,同时避免了酸蚀等方法对纤维表面的损伤,适合工厂规模化生产;且上浆剂的组分与润湿渗透剂不存在化学反应,加入润湿渗透剂的上浆剂在72h内仍然无絮凝、无沉淀,稳定性能良好。在此基础上制备了BF/EP复合材料,分析表面改性对BF丝束微观形貌及对BF/EP复合材料断面形貌、弯曲性能与蠕变性能的影响。经润湿渗透剂/硅烷偶联剂改性后的试样与硅烷偶联剂改性后的试样对比,润湿渗透剂纤维表面改性方法显示出了较好的界面增强效果。弯曲强度提高了39%,弯曲模量提高了28%,层间剪切强度提高了27.9%。建立改进Findley非线性蠕变模型,描述不同应力水平下的BF/EP复合材料的蠕变性能,可对低于蠕变断裂应力水平下不同应力水平的蠕变性能指标做出较为准确的预测。

    Curves of creep compliance increment of BF/EP composites at different stress levels vs. time

图(9)  /  表(9)
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出版历程
  • 收稿日期:  2023-06-11
  • 修回日期:  2023-08-07
  • 录用日期:  2023-08-13
  • 网络出版日期:  2023-08-27
  • 刊出日期:  2024-03-31

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