Z-pin增強樹脂基復(fù)合材料單搭接頭彎曲性能

董曉陽，李 勇，李 吻，張向陽，肖 軍

(南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 210016)

Z-pin增強樹脂基復(fù)合材料單搭接頭彎曲性能

董曉陽，李 勇，李 吻，張向陽，肖 軍

(南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 210016)

為了研究Z-pin對單搭接頭彎曲性能的影響，制備了不同參數(shù)Z-pin增強單搭接頭試樣，研究了Z-pin單搭接頭在三點彎曲載荷下連接性能。結(jié)果表明：Z-pin(直徑0.5mm)體積分?jǐn)?shù)從0%～1.5%時，彎曲載荷隨Z-pin體積分?jǐn)?shù)的增加而增加，體積分?jǐn)?shù)在1.5%～3.0%范圍內(nèi)時，試樣的彎曲載荷隨Z-pin體積分?jǐn)?shù)的增加而下降， Z-pin體積分?jǐn)?shù)為1.5%時達(dá)到最大值1303.2N；Z-pin直徑為0.3～0.7mm時(體積分?jǐn)?shù)1.5%)，峰值載荷隨著直徑的增加而增加，0.7mm增強接頭的彎曲載荷比0.3mm增強接頭高出27.9%。Z-pin植入角度對單搭接頭彎曲性能影響不大。另外，隨著搭接長度的增加，單搭接頭的彎曲性能提高。

復(fù)合材料；Z-pin增強；單搭接頭；彎曲

20世紀(jì)80年代以來，復(fù)合材料在航空航天領(lǐng)域得到快速應(yīng)用[1]，與此同時，復(fù)合材料連接技術(shù)也得到快速發(fā)展。為了滿足航空航天領(lǐng)域?qū)p重性的要求，開始在飛行器次承力復(fù)合材料結(jié)構(gòu)中應(yīng)用膠接技術(shù)。隨著復(fù)合材料的發(fā)展和連接要求的提高，至今已有多種飛機(jī)上下蒙皮和翼梁及翼肋之間采用膠接技術(shù)連接飛機(jī)復(fù)合材料構(gòu)件[2]。復(fù)合材料膠接連接技術(shù)已經(jīng)成為航空航天工業(yè)高強度、減重性以及低成本連接技術(shù)中最重要的連接技術(shù)[3]，特別在直升機(jī)制造、裝配領(lǐng)域，膠接是實現(xiàn)直升機(jī)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的整體化的重要途徑和手段[4]。

飛行器、軍艦等在服役過程中要承受復(fù)雜彎曲載荷，比如復(fù)合材料機(jī)翼在飛行時遭受爬升力產(chǎn)生的彎曲載荷；船體防水隔板復(fù)合材料承受海水壓力產(chǎn)生彎曲載荷，復(fù)合材料連接位置成為發(fā)生彎曲破壞的關(guān)鍵位置[5]。Grant等[6]研究了車身制造過程中膠接接頭在彎曲載荷下的連接性能，研究結(jié)果表明搭接末端剝離應(yīng)力導(dǎo)致單搭接頭失效。Ozel，Liu等[7,8]利用三維有限元方法分析了彎曲載荷下膠層搭接長度方向的應(yīng)力分布。Murat等[9]研究表明隨著搭接長度增加，單搭接頭承載彎曲載荷能力增加。Ozel等[10]研究了搭接長度及膠層厚度對單搭接頭彎曲性能影響。Lee等[11]研究了表面粗糙度對搭接接頭在彎曲載荷下層間性能的影響。雖然膠接技術(shù)在一定程度上解決了航空航天飛行器的減重性問題，但膠接結(jié)構(gòu)在彎曲載荷下抗剝離性能低的缺點阻礙了其在航空航天飛行器、軍艦復(fù)合材料主承力結(jié)構(gòu)件上的應(yīng)用。李嘉祿等[12]將三維增強縫合技術(shù)用于增強復(fù)合材料接頭，通過增強接頭的膠接剝離強度提高了單搭接頭的彎曲性能。

Z-pin技術(shù)是從不連續(xù)縫合技術(shù)中發(fā)展起來的一種操作簡便、成本低廉的復(fù)合材料三維增強技術(shù)。Denis等[13]研究了Z-pin增強復(fù)合材料的層間韌性及Z-pin剪切失效機(jī)理；Robinson等[14]利用Z-pin增強復(fù)合材料，研究了Z-pin對復(fù)合材料Ⅰ型層間韌性的影響。黨旭丹等[15]采用有限元方法研究了Z-pin增強泡沫夾層結(jié)構(gòu)的拉伸模量。王曉旭等[16]研究了Z-pin從復(fù)合材料基體中拔出強度。但目前關(guān)于Z-pin增強單搭接頭彎曲性能的研究鮮見報道。

本工作利用Z-pin增強樹脂基復(fù)合材料單搭接頭，研究搭接長度及不同Z-pin參數(shù)對單搭接頭彎曲性能的影響，為復(fù)合材料Z-pin連接技術(shù)的工程應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1 實驗

1.1 實驗設(shè)計

為了研究搭接長度及Z-pin參數(shù)對單搭接頭彎曲性能的影響，制備了11組試樣(每組5個)進(jìn)行三點彎曲實驗，試樣的具體參數(shù)設(shè)計列于表1。

表1 Z-pin增強單搭接頭彎曲試樣的參數(shù)設(shè)計Table 1 The parameters of single lap joint specimens

試樣尺寸設(shè)計參考標(biāo)準(zhǔn)ASTM D 7264/D 7264-07《聚合物基復(fù)合材料彎曲性能標(biāo)準(zhǔn)實驗方法》，單搭接頭的幾何尺寸如圖1所示，試樣總長l為187mm，被連接件厚度h為2mm，搭接長度l0分別為10，20，30，40mm，試樣寬度w為25mm。

圖1 單搭接頭彎曲試樣尺寸Fig.1 The dimensions of single lap joint specimen

1.2 試樣制備及實驗方法

1.2.1 實驗材料

USN12500/T300單向炭纖維增強環(huán)氧FW-125樹脂預(yù)浸料(光威公司，樹脂質(zhì)量分?jǐn)?shù)33%)，炭纖維T300/環(huán)氧FW-125 Z-pin。實驗設(shè)備：Z-pin專用拉擠機(jī)；Z-pin專用超聲植入機(jī)；平板熱壓機(jī)XLB-50Z；三思力學(xué)實驗機(jī)CMT 5105。

1.2.2 試樣制備

連接件采用USN12500/T300單向炭纖維預(yù)浸料人工鋪疊而成，鋪疊順序為[0/90]5s。通過自行設(shè)計Z-pin拉擠裝置制備不同規(guī)格T300/FW-125體系Z-pin。通過自動植入控制系統(tǒng)在預(yù)載體泡沫上分別植入2.6mm×2.6mm(直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)3.0%)、3.6mm×3.6mm(直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%)、6.3mm×6.3mm(直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)0.5%)、2.2mm×2.2mm(直徑0.3mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%)、5mm×5mm(直徑0.7mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%)點陣Z-pin(如圖2所示)。

圖2 泡沫預(yù)載體Fig.2 Foam pre-carrier

在超聲輔助條件下將泡沫預(yù)載體上的Z-pin植入到搭接區(qū)域。在平板熱壓機(jī)上進(jìn)行固化，2℃/min升溫至80℃，保溫0.5h，繼續(xù)升溫至130℃并逐步加壓至12MPa，保溫2h，隨爐冷卻至室溫。固化后試樣按圖1所示尺寸加工。

1.2.3 實驗方法

在三思力學(xué)性能試驗機(jī)上完成三點彎曲實驗(參考標(biāo)準(zhǔn)ASTM D 7264/D 7264—07)，加載速率為2mm/min，實驗跨距為64mm，實驗裝置如圖3所示。

將不同搭接長度、Z-pin參數(shù)及無Z-pin單搭接頭試樣的三點彎曲實驗結(jié)果列于表2。

圖3 彎曲實驗裝置Fig.3 The device of bending experiment

GroupOverlaplength/mmVolumefraction/%Diameter/mmAngle/(°)Bendingload/NTest1Test2Test3Test4Test5Averagebendingload/NScatter/%1300.50.59011141070999.1108510561064.84.02301.50.590130112801280132613241303.21.73303.00.590128112801252124112661264.51.44301.50.390112911351118114211221129.21.05301.50.790144714791466144613821444.02.56301.50.550126312801299131913071293.71.77301.50.5130128412901279125412481271.11.48101.50.590734.6746.1770.2708.9734.8738.923.09201.50.590110212791119121512281188.76.310401.50.590189218711821178517171817.33.81130---944.5942.8998.1946.31015969.333.5

2 實驗結(jié)果及討論

2.1 Z-pin體積分?jǐn)?shù)對接頭彎曲性能的影響

分析表2中1，2，3組及11組的數(shù)據(jù)可知，在Z-pin直徑為0.5mm的情況下，體積分?jǐn)?shù)為0.5%，1.5%，3.0%的單搭接頭的失效載荷比無Z-pin增強的接頭試樣分別高出了9.8%，34.4%，30.5%，圖4為彎曲載荷與Z-pin體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系曲線。

圖4 接頭彎曲載荷與Z-pin體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系曲線Fig.4 The bending load curves of single lap joint with different Z-pin volume fraction

圖4表明，與無Z-pin試樣相比，Z-pin增強單搭接頭的彎曲性能明顯增強，原因是Z-pin在兩連接件之間形成橋聯(lián)作用：在彎曲載荷下，試樣上連接件被壓縮，下連接件被拉伸，Z-pin增強單搭接頭開始受到垂直方向載荷FⅠ，水平方向FⅡ(圖5(a))；在垂直載荷FⅠ的作用下，搭接界面產(chǎn)生剝離，同時水平方向FⅡ在層間產(chǎn)生剪切作用，單搭接頭區(qū)域復(fù)合材料產(chǎn)生分層破壞，增強Z-pin發(fā)生彈性變形(圖5(b))；Z-pin徑向產(chǎn)生剪切應(yīng)力，剪切應(yīng)力使Z-pin徑向受損導(dǎo)致Z-pin自身抗剪強度下降，同時Z-pin軸向拔出應(yīng)力使得Z-pin沿軸向受損，Z-pin發(fā)生混合破壞(圖5(c))。未破壞的Z-pin軸向應(yīng)力小于Z-pin與復(fù)合材料基體界面結(jié)合力，留在復(fù)合材料基體內(nèi)，部分?jǐn)嗔咽軗pZ-pin自身抗拉強度大于Z-pin與復(fù)合材料基體界面結(jié)合力，Z-pin與連接件界面首先發(fā)生破壞，Z-pin拔出，并與界面相對運動產(chǎn)生摩擦力；使得界面發(fā)生首次破壞后通過Z-pin橋聯(lián)作用可繼續(xù)承載，Z-pin在復(fù)合材料內(nèi)受到軸向拔出應(yīng)力及徑向剪切應(yīng)力，通過自身強度及摩擦力增強單搭接頭彎曲承載能力(圖5(d))。

圖5 Z-pin剪切-拔出混合失效模式(a)載荷加載；(b)Z-pin變形; (c)Z-pin剪切失效；(d)Z-pin拔出失效Fig.5 Shearing-pulling out mixed fracture mode of Z-pin(a)load initiation；(b)Z-pin deformation； (c)Z-pin shearing fracture；(d)Z-pin pulling out fracture

搭接區(qū)域Z-pin承受徑向剪切力及軸向拔出力，發(fā)生剪切-拔出混合失效，單位體積分?jǐn)?shù)Z-pin受力：

(1)

式中：F為Z-pin受到的合力，N；FΙ為Ι型軸向力，N；FΙΙ為Ⅱ型徑向剪切力，N。

單位體積分?jǐn)?shù)Z-pin混合失效模式中拔出應(yīng)力：

(2)

式中：τb為單位體積分?jǐn)?shù)Z-pin拔出應(yīng)力，MPa·Vz-1；A為單位體積分?jǐn)?shù)Z-pin在外力作用下的響應(yīng)面積，mm2；單位體積分?jǐn)?shù)Z-pin混合失效模式中剪切應(yīng)力：

(3)

式中τj為單位體積分?jǐn)?shù)Z-pin剪切應(yīng)力，MPa·Vz-1。由式(1)～(3)可得Z-pin承受混合載荷：

(4)

Z-pin增強復(fù)合材料載荷與體積分?jǐn)?shù)成正比：

P=VZF

(5)

式中:P為單位體積分?jǐn)?shù)Z-pin受到混合載荷，N；VZ為Z-pin體積分?jǐn)?shù)，%。由式(4)，(5)可得：

(6)

從上式可以分析得出，Z-pin增強單搭接頭承受的混合載荷與Z-pin的體積分?jǐn)?shù)和響應(yīng)面積有關(guān)。當(dāng)Z-pin直徑為0.5mm時，在體積分?jǐn)?shù)為0%～1.5%的范圍內(nèi)，Z-pin在單搭接頭搭接區(qū)域的響應(yīng)面積A不變，因此隨著Z-pin體積分?jǐn)?shù)VZ的增加，Z-pin提供的橋聯(lián)力P增加，表現(xiàn)為單搭接頭所能承受的彎曲載荷增加；體積分?jǐn)?shù)為1.5%～3.0%時，由于Z-pin的植入造成了連接件纖維的偏轉(zhuǎn)、彎曲、纖維斷裂、富樹脂區(qū)等缺陷，并且隨著Z-pin體積分?jǐn)?shù)增加，其對復(fù)合材料的損傷增加，從而單搭接頭所能承受的彎曲載荷下降。

Z-pin增強單搭接頭及無Z-pin試樣三點彎曲實驗的載荷-位移曲線如圖6所示。

圖6 無Z-pin及Z-pin增強接頭的彎曲載荷-位移曲線Fig.6 The bending load-displacement curves with Z-pin and without Z-pin

無Z-pin試樣的載荷隨著位移線性增加至峰值載荷，裂紋在搭末端產(chǎn)生并迅速擴(kuò)展，整個搭接區(qū)域被裂紋貫穿發(fā)生破壞性分層失效。

對于直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)為0.5%的Z-pin增強單搭接頭，其載荷在初始段表現(xiàn)為線性增加，裂紋在搭接末端產(chǎn)生，擴(kuò)展至Z-pin處暫停，Z-pin在復(fù)合材料內(nèi)部發(fā)生斷裂失效并拔出，載荷輕微下降；裂紋越過Z-pin后繼續(xù)擴(kuò)展，接頭搭接末端分層破壞，載荷繼續(xù)上升至最大，在最大載荷處發(fā)生突然完全分層失效(見圖7)。

圖7 0.5%Z-pin增強接頭失效情況 (a)裂紋起始；(b)裂紋擴(kuò)展；(c)失效Fig.7 The crack propagating of single lap joint with 0.5%Z-pin volume fraction (a)crack initiation；(b)crack propagation；(c)failure

直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)為1.5%,3.0%的Z-pin增強單搭接頭的載荷在初始段也表現(xiàn)為線性增加，裂紋在搭接末端產(chǎn)生，擴(kuò)展至Z-pin處暫停，Z-pin在復(fù)合材料內(nèi)部發(fā)生斷裂失效并拔出，載荷輕微下降；裂紋越過Z-pin繼續(xù)擴(kuò)展，接頭分層破壞，載荷繼續(xù)上升至最大，直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)為1.5%(圖8)、3.0%Z-pin增接頭連接件均在峰值載荷處發(fā)生彎曲破壞，載荷下降，最終彎曲失效發(fā)生在Z-pin植入處。

圖8 1.5%Z-pin增強接頭失效情況 (a)裂紋起始；(b)裂紋擴(kuò)展；(c)失效Fig.8 The crack propagating of single lap joint with 1.5%Z-pin volume fraction (a)crack initiation；(b)crack propagation；(c)failure

直徑0.5mm體積分?jǐn)?shù)為1.5%和3.0%的Z-pin增強單搭接頭在初始階段的破壞情況與直徑0.5mm體積分?jǐn)?shù)為0.5%的Z-pin增強單搭接頭類似，只是這兩個參數(shù)下的試樣在峰值載荷下將發(fā)生彎曲破壞，隨后載荷下降，最終彎曲失效發(fā)生在Z-pin植入處。不同體積分?jǐn)?shù)Z-pin(直徑為0.5mm)增強單搭接頭試樣的失效形貌如圖9所示。

圖9(a)，(b)為無Z-pin試樣及Z-pin體積分?jǐn)?shù)為0.5%的接頭試樣的失效形貌，無Z-pin試樣的失效面光滑平整，少量纖維撕裂，分層失效；從0.5% Z-pin增強接頭的失效面可以觀察到撕裂纖維，斷裂Z-pin，表現(xiàn)為搭接面分層失效。圖9(c)，(d)是體積分?jǐn)?shù)為1.5%和3.0%的Z-pin增強接頭的失效形貌，可以看到，試樣首先發(fā)生搭接面分層失效，Z-pin斷裂并拔出，然后連接件在Z-pin植入處發(fā)生彎曲斷裂失效。

圖9 不同體積分?jǐn)?shù)Z-pin增強單搭接頭的彎曲失效形貌(a)0%；(b)0.5%；(c)1.5%；(d)3.0%Fig.9 The bending fracture surface of single lap joint with different Z-pin volume fractions(a)0%；(b)0.5%；(c)1.5%；(d)3.0%

無Z-pin試樣在彎曲載荷下搭接末端剝離應(yīng)力最大并向搭接中央?yún)^(qū)域遞減，裂紋在搭接末端產(chǎn)生，由于試樣層間強度低，裂紋不穩(wěn)定擴(kuò)展并迅速貫穿整個搭接區(qū)域，發(fā)生分層失效。0.5% Z-pin的橋聯(lián)作用有限，沒有改變搭接面的分層失效模式。1.5%和3.0% Z-pin增強的單搭接頭在剝離應(yīng)力及剪應(yīng)力作用下首先發(fā)生部分分層破壞，在相同Z-pin直徑條件下，Z-pin增強復(fù)合材料層間抗剪切強度隨著Z-pin體積分?jǐn)?shù)增加而增加，載荷隨之增加；由于Z-pin植入造成連接件面內(nèi)損傷，且損傷程度隨著Z-pin體積分?jǐn)?shù)增加而增加，連接件彎曲失效臨界載荷隨著Z-pin體積分?jǐn)?shù)增加而降低，當(dāng)界面結(jié)合性能高于連接件面內(nèi)性能時，發(fā)生彎曲失效。

2.2 Z-pin直徑對單搭接頭彎曲性能的影響

表2中2，4，5組的實驗結(jié)果表明，在Z-pin體積分?jǐn)?shù)為1.5%的條件下，直徑0.7mm Z-pin增強的單搭接頭，其彎曲載荷與直徑0.3mm和0.5mm Z-pin增強的試樣相比，分別高出27.9%，15.8%，圖10為單搭接頭彎曲載荷與Z-pin直徑的關(guān)系曲線。

圖10 單搭接頭彎曲載荷與不同Z-pin直徑的關(guān)系曲線Fig.10 The bending load curves of single lap joint with different Z-pin diameters

從圖10中曲線的趨勢可以得出，隨著Z-pin直徑的增加，單搭接頭所能承受的彎曲載荷增加。接頭處Z-pin發(fā)生斷裂-拔出混合失效，在相同Z-pin體積分?jǐn)?shù)條件下，隨著Z-pin直徑的增加，Z-pin承受載荷能力增加；同時Z-pin在拔出及剪切力作用下會向合力方向發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn)，對Z-pin周圍的復(fù)合材料產(chǎn)生擠壓[17]；Z-pin剪切破壞后從復(fù)合材料中拔出，與復(fù)合材料之間發(fā)生摩擦，從而增強了搭接試樣的彎曲性能。

由Z-pin傾轉(zhuǎn)變形引起的復(fù)合材料抵抗壓力：

Pn=Dσn

(7)

式中：σn為Z-pin傾轉(zhuǎn)時界面對Z-pin靜壓力，MPa；D為Z-pin直徑，mm；Pn為單位長度Z-pin受到復(fù)合材料基體的壓力，N。

在Z-pin與復(fù)合材料界面發(fā)生拔脫破壞后，復(fù)合材料擠壓Z-pin使之與復(fù)合材料之間產(chǎn)生摩擦力提高接頭的彎曲性能。摩擦力與復(fù)合材料對Z-pin的壓力存在如下關(guān)系：

f=μPn

(8)

式中：f為Z-pin與復(fù)合材料界面滑動摩擦力，N；μ為滑動摩擦因數(shù)。由式(7)，(8)可得：

f=μDσn

(9)

由上式分析可得，相同Z-pin體積分?jǐn)?shù)條件下，隨著Z-pin直徑D的增大，Z-pin與復(fù)合材料界面滑動摩擦力增大，單搭接頭所能承受的彎曲載荷增加。圖11為不同直徑Z-pin(體積分?jǐn)?shù)為1.5%)增強單搭接頭的失效形貌。

2.3 Z-pin植入角度對單搭接頭彎曲性能的影響

由表2中組2，6，7可以看出，在Z-pin直徑為0.5mm、體積分?jǐn)?shù)為1.5%的條件下，Z-pin植入角度為50°時，搭接試樣的彎曲載荷比植入角度為90°時降低了0.7%；而Z-pin植入角度為130°時，其彎曲載荷與植入角度為90°時相當(dāng)，僅降低了2.4%。圖12為單搭接頭彎曲載荷與Z-pin角度的關(guān)系。

圖11 不同直徑Z-pin增強單搭接頭的彎曲失效形貌(a)0.3mm；(b)0.5mm；(c)0.7mmFig.11 The bending fracture surface of single lap joint with different Z-pin diameters(a)0.3mm；(b)0.5mm；(c)0.7mm

圖12 單搭接頭彎曲載荷與Z-pin角度的關(guān)系Fig.12 The bending load histogram of single lap joint with different Z-pin angles

從圖12可以看出，隨著Z-pin植入角度的增加，Z-pin增強單搭接頭的彎曲載荷保持相同水平。Z-pin對單搭接頭的增強作用與Z-pin在搭接區(qū)域的受力及失效模式有關(guān)。

雖然Z-pin的植入角度發(fā)生了變化，但植入角度為50°，90°和130°的Z-pin在搭接區(qū)域均承受徑向剪切力及軸向拔出力。由圖13分析可知，搭接區(qū)域Z-pin受到的剪切力Fj及拔出力Fb為：

圖13 不同植入角度下Z-pin的受力簡圖(a)50°；(b)90°；(c)130°Fig.13 Force analysis of Z-pin with different angles(a)50°；(b)90°；(c)130°

(10)

(11)

隨著Z-pin植入角度的變化(50°，90°和130°)，其在搭接區(qū)域承受的徑向剪切力及軸向拔出力發(fā)生變化，但剪切力及拔出力大于均Z-pin自身的臨界破壞的剪切力及拔出力，從而表現(xiàn)出相同的拔出-剪切混合失效模式。

圖14(a)～(c)分別是Z-pin(直徑0.5mm，體積分?jǐn)?shù)1.5%)植入角度為50°，90°和130°時搭接試樣的失效形貌，可以看到，連接件在Z-pin植入處發(fā)生彎曲破壞，在斷裂面可見一排植入Z-pin，同時在搭接界面上可見從連接件中拔出并被剪斷的Z-pin。

圖14 不同Z-pin植入角度下單搭接頭的失效形貌(a)50°；(b)90°；(c)130°Fig.14 The bending fracture surface of single lap joint with different Z-pin angles(a)50°；(b)90°；(c)130°

2.4 搭接長度對單搭接頭彎曲性能的影響

由表2中8，2，9，10組的數(shù)據(jù)可以看出，對于直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%的Z-pin增強接頭，當(dāng)搭接長度為40mm時，試樣的彎曲載荷比搭接長度為10，20mm和30mm的試樣分別高出了146.0%，76.4%，60.9%，圖15為彎曲載荷與試樣搭接長度的關(guān)系。

圖15 單搭接頭彎曲載荷與搭接長度的關(guān)系Fig.15 The bending load of single lap joint with different overlap lengths

從圖15可見，隨著搭接長度的增加，彎曲載荷隨之增加。分析原因為：(1)單搭接頭膠層的剝離應(yīng)力隨著搭接長度增加而下降，搭接長度越長，剝離應(yīng)力越小，單搭接頭抗剝離破壞能力越大。(2)單搭接頭膠層的剪切應(yīng)力隨著搭接長度增加而下降，搭接長度越長，剪切應(yīng)力越小，搭接接頭抵抗剪切分層破壞能力越大。(3)隨著搭接面積的增加，植入的Z-pin數(shù)量增多，Z-pin橋聯(lián)作用增大，單搭接頭承載彎曲載荷的能力增加。但搭接長度過長會提高制造成本，增加復(fù)合材料構(gòu)件的重量。

不同搭接長度Z-pin增強單搭接頭(Z-pin直徑0.5mm，體積分?jǐn)?shù)1.5%)的彎曲載荷-位移曲線如圖16所示。

圖16 不同搭接長度下接頭試樣的彎曲載荷-位移曲線Fig.16 The bending load-displacement curves with different overlap lengths

由圖16可以看出，Z-pin直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%，搭接長度為10mm的搭接試樣的載荷-位移曲線在初始階段呈直線增加，當(dāng)載荷增加到一定值時，載荷發(fā)生小幅度的下降，裂紋在搭接末端產(chǎn)生擴(kuò)展到Z-pin處，Z-pin在混合應(yīng)力作用下發(fā)生剪切-拔出混合失效；接頭搭接末端發(fā)生分層后由于Z-pin的橋聯(lián)作用繼續(xù)承載，裂紋擴(kuò)展到下一排Z-pin處，Z-pin發(fā)生失效時載荷再一次發(fā)生小幅度下降，載荷上升至最大載荷時突然下降，接頭發(fā)生分層失效(見圖17)。

對于直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%，搭接長度為20，30mm和40mm的Z-pin增強接頭試樣，在初始階段載荷隨著的位移增加線性增加，裂紋在搭接末端產(chǎn)生，載荷小幅度下降，當(dāng)裂紋擴(kuò)展到Z-pin處，Z-pin在混合應(yīng)力作用下發(fā)生破壞，載荷曲線發(fā)生小幅度下降后繼續(xù)上升至峰值，試樣發(fā)生分層-彎曲混合失效。

圖17 搭接長度10mm的Z-pin增強接頭的裂紋擴(kuò)展過程(a)裂紋起始；(b)裂紋擴(kuò)展；(c)失效Fig.17 The crack propagating of single lap joint with 10mm overlap lengths(a)crack initiation；(b)crack propagation；(c)failure

圖18 不同搭接長度Z-pin單搭接頭的彎曲失效形貌(a)10mm；(b)20mm;(c)30mm；(d)40mmFig.18 The bending fracture surface of single lap joint with different overlap lengths(a)10mm；(b)20mm;(c)30mm；(d)40mm

圖18為直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%的Z-pin增強單搭接頭在不同搭接長度下試樣的失效形貌。當(dāng)搭接長度10mm時，可見拔出及斷裂的Z-pin，接頭分層失效；在20，30mm和40mm的搭接長度下接頭表現(xiàn)為先分層破壞，然后連接件在Z-pin植入處發(fā)生彎曲失效，Z-pin為拔出-剪切混合失效。

搭接長度為10mm時，試樣所能承受的最大彎曲載荷低于連接件的臨界彎曲載荷，而剝離應(yīng)力大于搭接區(qū)域的層間結(jié)合強度，試樣最終發(fā)生分層失效；20，30mm和40mm搭接長度下接頭在剝離應(yīng)力及剪切應(yīng)力作用下首先發(fā)生分層，隨著搭接長度的增加，層間應(yīng)力下降，分層破壞停止，彎曲載荷增大使連接件發(fā)生彎曲破壞。

3 結(jié)論

(1)直徑為0.5mm，Z-pin體積分?jǐn)?shù)為0%～1.5%的范圍內(nèi)，單搭接頭的彎曲載荷隨Z-pin體積分?jǐn)?shù)的增加而增加；當(dāng)Z-pin體積分?jǐn)?shù)為1.5%～3.0%時，單搭接頭的彎曲載荷隨Z-pin體積分?jǐn)?shù)的增加而下降。彎曲載荷最高可提高34.4%。

(2)在1.5%體積分?jǐn)?shù)下，隨著Z-pin直徑的增加，Z-pin從連接件中拔出的摩擦力增大，Z-pin承受軸向載荷能力增加，單搭接頭的彎曲性能可提高27.9%。

(3)Z-pin直徑為0.5mm、體積分?jǐn)?shù)為1.5%時，Z-pin植入角度對單搭接頭彎曲性能的影響不大。

(4)在Z-pin直徑0.5mm、體積分?jǐn)?shù)1.5%的條件下，隨著搭接長度的增加，搭接區(qū)域剝離應(yīng)力、剪切應(yīng)力下降，搭接面積增加，單搭接頭抗彎能力提高，40mm搭接長度比10mm搭接長度接頭提高146.0%。

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Bending Performance of Polymer Composites Single Lap Joints Reinforced by Z-pin

DONG Xiao-yang，LI Yong，LI Wen，ZHANG Xiang-yang，XIAO Jun

(College of Material Science and Technology,Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,Nanjing 210016,China)

In order to investigate the effect of Z-pin on the bending performance of polymer composites single lap joints, Z-pin reinforced single lap joint samples with different parameters were prepared. The mechanical properties were tested under three point bending. The results show that at a diameter of 0.5mm, the bending load of single lap joints increases with increasing Z-pin volume fraction from 0% to 1.5%, and decreases with further increasing Z-pin volume fraction from 1.5% to 3.0%. The bending load with 1.5% volume fraction reaches the peak value of 1303.2N. At a volume fraction of 1.5%, the bending load of single lap joints increases with increasing Z-pin diameter from 0.3mm to 0.7mm. Compared with 0.3mm sample, the bending load of single lap joint with 0.7mm Z-pin is 27.9% higher. The implant angles of Z-pin have little influence on the bending performance of single lap joints. Besides, the bending performance is enhanced with the increase of overlap length.

composite；Z-pin reinforcing；single lap joint；bending

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.02.005

TB332

A

1001-4381(2015)02-0026-09

軍品配套項目(JPPT-1146)

2013-10-22;

2014-08-10

李勇(1970-)，男，教授，博士生導(dǎo)師，長期從事先進(jìn)樹脂基復(fù)合材料研究，聯(lián)系地址：江蘇省南京市秦淮區(qū)御道街29號南京航空航天大學(xué)(210016),E-mail：lyong@nuaa.edu.cn