Kapton膜材低温单轴循环拉伸力学性能研究

刘 岩， 刘 俨 震

(长安大学 建筑工程学院，陕西 西安 710061)

0 引 言

为满足我国探月工程和各项深空探测任务需要，空间可展天线结构的应用越来越多.由于航天运载工具的空间限制，以及大口径导致结构质量、体积、成本等方面的高昂代价，传统机械展开结构存在若干不利之处[1-3].为解决这一矛盾，并实现空间可展结构的大型化与轻量化，充气薄膜天线已成为未来深空可展天线的发展方向之一[4-5].

当可展天线结构沿空间轨道运行时，其相对太阳和地球的位置、方向不断变化，周期性地经受太阳直射和进入地球阴影区[6-7].其经历的温度变化可达-180～180 ℃.这样周期性的温度变化会使得反射面膜材应力呈变动状态，必然会使得反射面膜材产生残余变形，致使膜材的预张力降低.而对于充气可展开膜结构而言，预张力是膜面成形并具备整体刚度的必要条件，预张力的损失会导致结构存在安全隐患，轻者会在膜面的局部出现褶皱，重者会使膜面刚度受损而导致整体失效.研究Kapton膜材在循环荷载作用下的刚度及强度变化规律，是确定膜材强度设计值、膜结构裁剪缩小率、张力调节装置等的重要前提.而Kapton膜材是美国杜邦公司生产的一种具有明显黏弹性的高分子聚合物膜材，具有优良的化学稳定性、耐高温性、坚韧性、耐磨性、阻燃性、电绝缘性等.其诞生至今短短几十年，广泛应用于空间可展结构中.目前国内外对于膜材在循环应力作用下的研究多集中在建筑织物材料及飞艇蒙皮材料方面.罗仁安等[8]基于双轴试验，研究了PVC膜材的应力-应变关系、残余应变、滞回曲线.张营营等[9]对PTFE/GF和PVC/PES膜材的单轴拉伸破坏、循环加载变形及力学性能进行了研究.陈建稳等[10]对全新飞艇蒙皮膜材Uretek3216L进行了单轴循环拉伸试验，探讨了膜材的本构关系及弹性模量随循环次数的变化规律.陈务军等[11]考察了ETFE及PTFE膜材的单轴反复加载性能，提出了相应的拟合公式.与上述传统的建筑膜材相比，Kapton膜材的力学性能研究仍旧相对落后，研究成果较少，且研究主要围绕在Kapton膜材的化学制备、制作工艺等方面[12-14]，关于Kapton膜材在不同温度工况下力学性能的研究较为缺乏，尤其是在循环应力作用下的力学性能研究尚未看到相关报道，难以满足其在航空航天工程中的应用.

为了深入研究Kapton膜材的材料特性，进一步积累材料数据，本文对Kapton膜材进行低温单轴循环拉伸试验，探讨经循环拉伸后膜材的力学性能变化规律，为这类新型膜材在充气可展结构中的实际应用提供参考.

1 单轴循环拉伸试验

1.1 试件尺寸

参照塑料薄膜拉伸试验国家及地方推荐标准[15-16]，分别沿Kapton膜材MD(长度方向)和TD(垂直方向)裁切长条状试样(如图1～2所示)，试样总长为150 mm，宽25 mm，厚25 μm，夹持端长25 mm，有效拉伸区域为100 mm×25 mm，夹持端采用2 mm厚的铝片进行加固.

1.2 试验设备及加载制度

试验采用配有手动楔形夹具、高低温环境箱的电子红外拉伸试验机(见图3(a)、(b))，最大荷载为5 kN.低温试验共计5种温度工况，分别为20、0、-10、-40、-70 ℃.试验通过液氮将环境箱中的温度调至预设温度(见图3(c)).试验开始时夹紧试样，使试样纵向中心线通过夹具夹持面形心，确保试样处于轴心受拉状态.将膜材试样放置于环境箱，静置达到目标温度后，保持20 min，开启试验机进行试样拉伸，配置引伸计测量标线间的应变.拉伸初始时刻，首先对膜材进行预张拉，预张力大小约为3 N；进入正式加载阶段时，试验采用三角波加载，循环加载5次，拉伸速率为10 mm/min，最大拉应力为对应温度下1/4单轴单调拉伸强度[17]；卸载时最小控制应力为1 MPa，具体数据见表1.考虑到Kapton膜材力学性能的离散性，各组工况均选取5个试件.

表1 不同温度下的最大拉应力

2 结果讨论

2.1 应力-应变曲线

Kapton膜材在MD、TD方向各温度下单轴循环加载的应力-应变曲线如图4、5所示，各温度工况结果取5个试件的平均值.

由应力-应变曲线可得，各温度工况下的第1次加载曲线具有明显的非线性特征，试件第1次卸载后的应变大于相同加载应力(1 MPa)作用时对应的应变，因为试件产生了不可恢复的残余应变.以-40 ℃工况为例，其初次加卸载的残余应变均值，MD方向为0.073%，TD方向为0.118%；随着循环次数的增加，滞回曲线所围成的面积在逐渐减小，残余应变的增加量也在逐步减小，第5次卸载完成后残余应变的增加量MD方向为0.010%，TD方向为0.026%.随着温度的降低，残余应变逐渐减小，5次循环后MD方向试件的残余应变均值由0.232%降至0.163%，TD方向试件的残余应变均值由0.303%降至0.217%，可见温度对Kapton膜材的残余应变有显著影响.分析认为，膜材在较低温度环境下逐步被低温硬化，在微观上表现为分子热运动随着温度的降低逐步减弱，分子间的连接键逐步增强，此时膜材的抗拉强度增大，但同时膜材的韧性则会降低，脆性增强.因此最终会导致Kapton膜材在循环拉伸结束后，材料的残余应变随着温度的降低而减小.以20 ℃工况下MD和TD方向的单轴循环拉伸结果为例，选取不同循环阶段的加载上升段去除残余应变，得到两组应力-应变曲线(如图6所示)，分析循环次数对Kapton膜材非线性特征的影响.由图6可知，随着循环次数的增加，膜材的非线性特征逐渐减弱，而线性特征逐渐增强，这是由于随着循环次数的增加膜材内部分子链在应力方向上发生取向作用，内部损伤也逐步达到饱和状态.同时任一加载曲线与卸载曲线均不重合，进一步表明Kapton膜材具有明显的黏弹性和黏塑性特征.

2.2 弹性模量

为评价循环次数和温度对Kapton膜材弹性特性的影响，对加载阶段应力-应变曲线的割线(加载曲线的最低点和最高点的连线)斜率进行求解，将割线斜率近似等效为循环加载过程的弹性模量E，取5组试件试验结果的平均值[18-22]进行分析.

2.2.1 循环次数对弹性模量的影响 取0 ℃ 工况下的试验结果进行分析，并由式(1)计算弹性模量增幅，各循环次数对应的弹性模量及其增幅如表2所示.

表2 单轴循环加载下弹性模量及其增幅

(1)

其中f为增幅，Ei为第i次循环时的弹性模量.

由表2可得，随着循环次数的增加，MD和TD方向上的弹性模量均得到提高.第5次循环同第1次循环的弹性模量相比，MD方向增大了264 MPa，TD方向增大了175 MPa，增幅分别为11.37%和8.75%.相邻循环间的增幅f的最大值在第2次循环时出现，MD和TD方向的增幅分别为67.42%和77.14%.随着循环次数的增大，相邻循环间弹性模量的增幅逐步减小，趋于平缓.这是因为Kapton膜材在循环应力的作用下分子链产生运动，且伸直程度增加，宏观上表现为弹性模量的增加，当分子链和外力平衡后，相对运动减弱，因此随着循环次数的增加，弹性模量的增幅逐渐下降.通过拟合式(2)、(3)分别对MD和TD方向单轴循环加载弹性模量进行预测，得MD方向经过10次循环加载后弹性模量增幅为0.97%，TD方向经过10次循环加载后弹性模量增幅为0.57%，表明Kapton膜材在循环加载至少10次后弹性模量可以认为达到稳定状态.

EMD=exp[7.877-0.092/(n-0.276)]

(2)

ETD=exp[7.693-0.038/(n-0.590)]

(3)

其中n表示循环次数.

2.2.2 温度对弹性模量的影响 取各温度下第5次循环加载的弹性模量进行分析，各温度下弹性模量分布如图7所示.

从图7可得，随着温度的降低，MD和TD方向单轴循环加载下弹性模量均大幅提高，-70 ℃时单轴循环加载下弹性模量同20 ℃时的相比，MD方向增大744 MPa，TD方向增大801 MPa，分别提高了31.51%和39.02%.可见温度的变化对MD和TD方向的弹性模量影响效果较为一致，但MD方向的弹性模量始终大于TD方向的弹性模量，分析认为该差异是Kapton膜材在制备过程中的牵引、固化等制作工艺和膜材微观分子链择优取向[23]的共同作用所致.温度对弹性模量有着显著的影响，随着温度的降低，膜材内部原子间距减小，原子间的结合力增强，导致弹性模量提高.拟合式(4)、(5)分别表示低温对Kapton膜材MD和TD方向单轴循环加载下弹性模量的影响.

EMD=-0.025t2-9.60t+2 563.02

(4)

ETD=0.05t2-6.26t+2 164.91

(5)

其中t表示温度工况.

2.3 棘轮应变

棘轮应变表示材料在承受循环荷载作用时所产生的渐进变形，即材料在非对称应力控制循环加载下产生的累积塑性变形，其对结构的形状和受力等有影响，是实际工程中需要考虑的重要问题之一[24].Kapton膜材在单轴循环拉伸过程中，最大加载应力作用下的变形明显大于最小加载应力下的变形，即加载完成时的变形大于卸载完成时的变形(如图8所示)，这表明棘轮应变与材料所受应力状态有关.本文主要讨论温度对棘轮应变的影响，第5次循环加载完成后Kapton膜材的最大棘轮应变εmax和最小棘轮应变εmin随温度的变化规律如图9所示.

从图9可以看出，Kapton膜材单轴循环拉伸的最大棘轮应变εmax和最小棘轮应变εmin都随着温度的降低而减小，MD方向εmax的变化范围在1.54%～1.82%，均值为1.70%，εmin的变化范围在0.16%～0.23%，均值为0.20%；TD方向εmax的变化范围在1.68%～1.97%，均值为1.82%，εmin的变化范围在0.22%～0.30%，均值为0.26%，且温度对MD和TD方向的棘轮应变影响趋势是相近的.

2.4 滞回环面积

Kapton膜材具有黏弹塑性特征，在循环荷载作用下，由于黏滞效应导致产生能量耗散，同一循环阶段加载曲线同卸载曲线所围成的面积称为滞回环面积，其大小较为直接地反映出能量耗散的情况，是分析结构在承受循环荷载过程中刚度退化、变形特征和能量耗散问题的重要依据，其计算原理见图10.

不同温度下Kapton膜材滞回环面积与循环次数的关系如图11所示，从图中可以看出滞回环面积A随着循环次数的增加而减小，尤其是第1次循环至第2次循环的下降幅度最大，各温度下MD和TD方向的平均下降幅度分别为41.03%和40.19%；此外随着循环次数的增加，滞回环面积的减小幅度逐渐降低并趋于稳定，第5次循环完成后，MD和TD方向的平均下降幅度仅为4.59%和6.61%.这表明随着循环次数的增加，Kapton膜材主要产生可恢复的弹性应变能，而塑性应变能则逐步减小.不同温度工况下，相同循环阶段的滞回环面积随着温度的降低总体呈现减小趋势.首次循环过程中，将-70 ℃工况下的滞回环面积同20 ℃工况下的滞回环面积进行比较发现，MD方向上减小幅度为62.5%，TD方向上减小幅度为51.9%，可见温度对Kapton膜材的耗能性有着显著的影响，认为随着温度降低，在原有能量耗散的基础上，Kapton膜材内部分子热运动进一步减弱，对能量的消耗降低，在宏观上表现为膜材塑性变形性能的降低.

3 结 论

(1)Kapton膜材在循环加卸载完成后，产生了不可恢复的残余应变；膜材的残余应变受温度影响显著，残余应变随温度的降低而减小；循环次数对Kapton膜材非线性特征存在影响，随着循环次数的增加，膜材非线性特征逐渐减弱，而线性特征逐渐增强，同时任一加载曲线与卸载曲线均不重合，这表明Kapton膜材具有明显的黏弹性和黏塑性特征.

(2)随着循环次数的增加，MD和TD方向弹性模量均大幅提高，但相邻循环间弹性模量的增幅逐步减小，趋于平缓.通过建立拟合公式对Kapton膜材单轴循环加载弹性模量进行预测，认为Kapton膜材单轴循环加载弹性模量在第10次循环后达到稳定.

(3)随着温度的降低，MD和TD方向单轴循环加载下弹性模量均大幅提高.其原因为随着温度的降低，膜材内部原子间距减小，原子间的结合力增强，致使弹性模量提高.通过建立拟合公式来表示Kapton膜材单轴循环加载过程中低温和弹性模量之间的关系.

(4)随着温度的降低，Kapton膜材单轴循环拉伸的最大棘轮应变和最小棘轮应变都减小.随着循环次数的增加，Kapton膜材滞回环面积逐渐减小，主要产生可恢复的弹性应变能，而塑性应变能则逐渐减小.温度的降低使得膜材内部分子热运动减弱，Kapton膜材的耗能性降低，宏观上表现为膜材塑性性能降低，滞回环面积随温度的降低而减小.