新型金屬/復(fù)合材料混合連接結(jié)構(gòu)試驗研究*

（上海交通大學(xué)航空航天學(xué)院，上海 200240）

相比傳統(tǒng)的金屬材料，纖維增強(qiáng)復(fù)合材料具有高比強(qiáng)、高比模、各向異性、耐疲勞、耐腐蝕、性能可設(shè)計、多功能性和可發(fā)展性等優(yōu)勢，其廣泛應(yīng)用對促進(jìn)航空航天裝備的輕量化和高性能化起著至關(guān)重要的作用。復(fù)合材料的應(yīng)用不可避免地會遇到與金屬這種異質(zhì)材料的連接問題，如在飛機(jī)結(jié)構(gòu)上大量存在翼梁緣條、桁條等金屬件與復(fù)合材料蒙皮之間的連接。

傳統(tǒng)的復(fù)合材料與金屬的連接工藝主要包括機(jī)械連接、膠接以及二者共同應(yīng)用的混合連接[1]，如某固體火箭的復(fù)合材料殼體與金屬裙之間通過膠鉚結(jié)合連接在一起[2]，而另外一些火箭復(fù)合材料殼體則通過膠黏劑與金屬裙粘接為一體[3]。其中，膠接技術(shù)可有效解決異質(zhì)材料之間的連接，且具有重量輕、應(yīng)力分布均勻、抗疲勞等優(yōu)良性能。但膠接結(jié)構(gòu)也具有力學(xué)性能分散性大、濕熱環(huán)境適應(yīng)性差、可靠性差等缺點(diǎn)。相比膠接，機(jī)械連接結(jié)構(gòu)環(huán)境適應(yīng)性強(qiáng)，比較可靠，但也具有孔邊應(yīng)力嚴(yán)重集中、重量大等缺點(diǎn)?；旌线B接結(jié)構(gòu)克服機(jī)械連接和膠接的缺點(diǎn)并綜合發(fā)揮它們的優(yōu)點(diǎn)，但是緊固件的使用提高了成本和結(jié)構(gòu)重量，在一定程度上削弱了使用復(fù)合材料所帶來的減重優(yōu)勢。

英國焊接研究院的Smith[4]和Kellar等[5]對應(yīng)用Surfi-SculptTM工藝的金屬復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的靜強(qiáng)度和損傷控制行為進(jìn)行了試驗測試，相比傳統(tǒng)的膠接結(jié)構(gòu)，ComeldTM接頭可大大提高金屬-復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的失效載荷和失效應(yīng)變，并且漸變失效模式更為明顯，即失效更容易提前判別。但此工藝制成的凸起均較短（由于其工藝特點(diǎn)，凸起變長可能會大大降低其強(qiáng)度），因此沒有充分發(fā)揮凸起的機(jī)械作用力。

美國海軍學(xué)院的Mouring等[6]分別應(yīng)用試驗和有限元方法對復(fù)合材料與金屬連接結(jié)構(gòu)的承載能力進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)應(yīng)用Surfi-SculptTM技術(shù)在金屬連接件表面形成的凸起緩解了接頭端部的應(yīng)力集中，進(jìn)而提高了接頭的承載能力。英國倫敦大學(xué)的Tu等[7]用數(shù)值方法對在金屬連接件表面形成的凸起的高度、角度進(jìn)行了優(yōu)化。

以上研究的目的均為提高金屬與復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和耐久性。

國內(nèi)，南京航空航天大學(xué)的Zhang等[8]應(yīng)用三維有限元方法對ComeldTM復(fù)合材料-金屬連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了模擬評估。

國內(nèi)外學(xué)者對Z-pin的工藝方法[9]、橋聯(lián)法則[10-13]、增強(qiáng)機(jī)制[14-16]及其在加筋板和連接結(jié)構(gòu)上的應(yīng)用做了大量研究，這些研究成果有一定的借鑒意義。

針對以上連接方式存在的問題，將復(fù)合材料連接Z-pin增強(qiáng)技術(shù)應(yīng)用于復(fù)合材料與金屬連接，本文提出一種新型復(fù)合材料與金屬連接方法——膠-多細(xì)針連接方法。該方法可以提高金屬復(fù)合材料接頭的可靠性和結(jié)構(gòu)效率。對用傳統(tǒng)的膠接方法和新型接頭方法制造的金屬復(fù)合接頭進(jìn)行了拉伸試驗，比較了兩種接頭的力學(xué)性能。分析了接頭的載荷位移關(guān)系和破壞模式。結(jié)果表明，本文所提出的混合連接方法顯著提高了極限破壞載荷、破壞應(yīng)變和能量吸收能力。而且，此混合連接方法能夠降低接頭失效的突發(fā)性，從而有利于結(jié)構(gòu)缺陷的檢測。

膠-多細(xì)針連接方法

1 接頭與材料

本文的膠-多細(xì)針連接方法的設(shè)計思路如圖1所示，即利用復(fù)合材料連接件和金屬連接件貼合面的膠黏劑以及貫穿被連接件的若干金屬細(xì)針將兩者連接。細(xì)針直徑很小，為1mm左右，并且與被連接件粘接在一起。此外，金屬細(xì)針的排列可以根據(jù)不同要求設(shè)計。用這種方法，將機(jī)械連接與膠接共同應(yīng)用到金屬與復(fù)合材料混合接頭中。

按照該設(shè)計思路，參照ASTM D 1002-10[17]標(biāo)準(zhǔn)，設(shè)計了金屬與復(fù)合材料單搭接試驗件（圖2）。其中s和p分別為金屬細(xì)針的列距和行距。復(fù)合材料單層厚度0.188mm，鋪層順序[0/45/90/-45]2S。金屬板與細(xì)針的材料為45號鋼。復(fù)合材料單向帶的材料參數(shù)為：E11=121GPa，E22=9.93GPa，v12=0.32，G12=3.6GPa，其中 Eij（i=1，2，3）為 3 個主方向的彈性模量，Gij（i=1, 2, 3）為3個主平面的剪切模量，νij（i=1, 2, 3）為泊松比。金屬板的材料屬性為：E=210GPa，v=0.3，S=355MPa，該板的尺寸為100mm×25mm×12mm。兩個被粘物之間的固體膠膜型號為Hysol EA9696,金屬細(xì)針周圍的液態(tài)膠型號為HY-914。

2 試件制作工藝

膠-多細(xì)針接頭的制作分為以下幾個步驟。首先，在金屬板和復(fù)合材料板的搭接區(qū)域進(jìn)行表面處理。表面處理工序與ASTM D 2093[18]標(biāo)準(zhǔn)一致，包括丙酮擦拭，打磨，用潔凈的干布擦拭。先用丙酮連續(xù)擦拭粘接件表面，隨后將粘接件放置在整潔干燥的區(qū)域20min，待粘接件表面的丙酮蒸發(fā)完全。接著用細(xì)砂布打磨粘接表面，最后用整潔干燥的布料擦拭粘接件表面。

表面處理完畢后，將被處理過的金屬與復(fù)合材料貼合面用膠膜盡快粘接。這樣就實現(xiàn)了金屬板與復(fù)合材料板的預(yù)定位。之后用固定夾具將預(yù)定位的金屬與復(fù)合材料搭接件固定，并在搭接區(qū)域鉆直徑1mm的細(xì)孔，細(xì)孔陣列同時貫穿于金屬板與復(fù)材板。細(xì)孔的分布由列距（s=5mm）和行距（p=3mm）控制，如圖2所示。用15根直徑為1mm的細(xì)針與界面膠膜共同把金屬和復(fù)合材料連接起來。金屬細(xì)針的表面經(jīng)過處理，并均勻涂抹液體膠。最后將未固化的接頭放入120℃的溫度箱中加壓固化1h，之后接頭保持壓力冷卻到室溫。作為對比試驗，選擇與新型連接試件幾何形狀相同的膠接試件作為參考。傳統(tǒng)膠接試件只通過搭接區(qū)域的膠層將金屬板與復(fù)合材料板連接。將傳統(tǒng)膠接試驗件與新型連接件一同加壓固化并冷卻。加工好后的膠接試件和膠-多細(xì)針試件如圖3所示。

圖1 膠-多細(xì)針接頭設(shè)計思路Fig.1 Concept of adhesive-multi pin joint

圖2 試驗件幾何尺寸（mm）Fig.2 Specimen geometry configuration (mm)

圖3 常規(guī)與新型金屬-復(fù)合材料連接試驗件Fig.3 Conventional and novel metal-composite joint specimens

試驗測試

圖4 試驗件夾持方式Fig.4 Clamping method of specimens

拉伸試驗參照ASTM D 1002-10標(biāo)準(zhǔn)在MTS E45.105型萬能試驗機(jī)上進(jìn)行。試驗機(jī)量程為50kN，在負(fù)載范圍內(nèi)接觸力測量相對誤差為±1%。試件垂直放置，兩端被試驗件夾頭夾緊：復(fù)合材料被活動端夾持，金屬板被固定端夾持，見圖4。試件兩端均貼有25mm×25mm的墊片，金屬板端墊片厚度與金屬板厚度相同，復(fù)合材料端墊片厚度與復(fù)合材料板厚度相同，從而保證試驗件中兩被連接件的貼合面與載荷的施加軸線重合。由拉伸試驗機(jī)上夾頭施加位移載荷，加載速率為0.2mm/min，采樣頻率為5Hz。

結(jié)果與討論

1 接頭載荷-位移曲線

對兩種不同類型的單搭接頭進(jìn)行拉伸試驗。每種接頭的3件試樣載荷-位移關(guān)系具有良好的一致性。其中一組典型的試驗結(jié)果如圖5所示。載荷-位移曲線表明，膠-多細(xì)針接頭比膠接接頭具有更大的承載能力。載荷-位移曲線與橫軸圍成的封閉區(qū)域面積表示試樣破壞過程中吸收的能量。對于這兩種類型的接頭，膠-多細(xì)針連接結(jié)構(gòu)所吸收的能量是膠接接頭吸收的數(shù)倍以上。此外，從圖5中還可以看出膠接接頭的失效是突然發(fā)生的，這種突發(fā)性的破壞對結(jié)構(gòu)的影響是災(zāi)難性的。

圖5 兩種接頭載荷-位移曲線對比Fig.5 Comparison of load-displacement curves between adhesive joint and adhesive-multi pin joint

值得注意的是，膠-多細(xì)針接頭的破壞過程比傳統(tǒng)的膠接接頭更具有工程意義。金屬細(xì)針一方面可以抑制界面膠層的開裂，另一方面與界面膠層共同承受載荷。這樣，當(dāng)界面膠層開始破壞后，連接結(jié)構(gòu)的承載能力不會迅速下降至零，而是隨著位移的增加緩慢下降。這有助于在連接結(jié)構(gòu)突然發(fā)生故障之前檢測到結(jié)構(gòu)中的缺陷。

此外，金屬細(xì)針直徑很小，并且通過膠層與板連接，對板的強(qiáng)度影響不大，克服了傳統(tǒng)機(jī)械連接引起的應(yīng)力集中問題。總之，膠-多細(xì)針接頭大大提高了接頭的承載能力，保證了連接結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，提高了結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度。

2 接頭破壞分析

圖6和圖7表明這兩種類型的接頭有著不同的斷口模式。在剪切力作用下膠接接頭首先在接頭端部產(chǎn)生裂紋，裂紋在搭接區(qū)域迅速擴(kuò)展，隨后接頭突然發(fā)生破壞。此外，膠接接頭金屬板和復(fù)合材料板之間的膠膜發(fā)生了嚴(yán)重的內(nèi)聚破壞，而內(nèi)聚破壞對金屬和復(fù)合材料造成的損傷較?。▓D6），與復(fù)合材料相比，膠膜對金屬的粘附性更強(qiáng)。對于膠-多細(xì)針連接結(jié)構(gòu)，在低載荷條件下，由于細(xì)針的抑制作用，界面膠層不會發(fā)生迅速破壞；當(dāng)載荷達(dá)到破壞強(qiáng)度時，連接結(jié)構(gòu)載荷發(fā)生局部下降，接下來的階段細(xì)針從復(fù)合材料中拔出，在細(xì)針與膠層共同作用下，連接結(jié)構(gòu)的位移逐漸增大，隨著細(xì)針從復(fù)合材料中完全拔出，連接結(jié)構(gòu)載荷下降為零。在整個拉伸過程中，細(xì)針一方面抑制膠層的開裂，提高連接強(qiáng)度；另一方面與膠層共同承載，增大了連接結(jié)構(gòu)的破壞位移和能量吸收量。圖7所示為復(fù)合材料在45°鋪設(shè)方向發(fā)生破壞。此外，在連接結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞前后，金屬細(xì)針發(fā)生了塑性變形，出現(xiàn)了明顯的彎曲，個別細(xì)針甚至發(fā)生了斷裂破壞。金屬細(xì)針的拔出失效以及復(fù)合材料自身的分層破壞，最終導(dǎo)致了膠-多細(xì)針接頭的失效，進(jìn)而產(chǎn)生了與膠接接頭不同的力學(xué)性能。

圖6 膠接接頭斷口模式Fig.6 Fracture mode of adhesive joints

圖7 膠-多細(xì)針接頭斷口模式Fig.7 Fracture mode of adhesive-multi pin joints

結(jié)論

為了提高金屬復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，本文提出了一種膠-多細(xì)針的連接方法。在拉伸載荷測試下，對傳統(tǒng)膠接接頭和膠-多細(xì)針接頭進(jìn)行比較，得出以下結(jié)論：

（1）與膠接接頭相比，膠-多細(xì)針接頭在極限破壞載荷、破壞應(yīng)變和能量吸收量等方面均有提高。這些優(yōu)異的性能使膠-多針連接結(jié)構(gòu)有廣闊的應(yīng)用前景。

（2）貫穿連接件的細(xì)針與被連接件之間具有橋聯(lián)作用力，從而使得細(xì)針不但抑制膠層開裂和層壓板面外分層，而且與貼合面上的膠層一同傳遞被連接件之間的載荷，提高復(fù)合材料與金屬連接結(jié)構(gòu)的承載能力和可靠性，并降低連接結(jié)構(gòu)破壞的突發(fā)性,有利于結(jié)構(gòu)缺陷的檢測。

[1]謝鳴九. 復(fù)合材料連接[M]. 上海:上海交通大學(xué)出版社, 2011.

XIE Mingjiu. Joints for composites materials[M]. Shanghai: Shanghai Jiao Tong University Press, 2011.

[2]高偉,陳小平,韓建平,等. 固體火箭發(fā)動機(jī)復(fù)合材料及其連接裙成型技術(shù)進(jìn)展[J]. 玻璃鋼/復(fù)合材料, 2016(7): 92-95.

GAO Wei, CHEN Xiaoping, HAN Jianping,et al. Progress in the fabrication process of composite joint skirt for SRM[J]. Fiber Reinforced Plastics/Composites, 2016(7): 92-95.

[3]徐紅玉, 王燕霜, 陳殿云, 等. 固體火箭發(fā)動機(jī)復(fù)合材料殼體破壞分析及優(yōu)化[J].河南科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2005, 26(4):8-12.

XU Hongyu, WANG Yanshuang,CHEN Dianyun, et al. Analysis of failure and optimization for composite case of solid rocket engine[J]. Journal of He’nan University of Science and Technology (Natural Science), 2005,26(4): 8-12.

[4]SMITH F. COMELDTM—an innovation in composite to metal joining[J]. Materials Technology, 2004, 49(2): 26-27.

[5]KELLAR E J C, SMITH F. Comeld—a new approach to damage control for composite to metal joints[C]// Proceedings of Design &Performance of Composite Materials Conference.Sheffield, 2005.

[6]MOURING S E, JANOWSKI M E,LOUCA L A, et al. Structural performance of comeld hybrid metal-to-composite joints[C]//Proceedings of the Twenty-second International Offshore and Polar Engineering Conference.Rhodes, 2012.

[7]TU W, WEN P H, HOGG P J，et al. Optimisation of the protrusion geometry in ComeldTMjoints[J]. Composites Science and Technology, 2011, 71(6): 868-876.

[8]ZHANG H J, WEN W D, CUI H T. Study on the strength prediction model of comeld composites joints[J]. Composites Part B:Engineering, 2012, 43(8): 3310-3317.

[9]BYRD L W, BIRMAN V. Effectiveness of Z-pins in preventing delamination of cocured composite joints on the example of a double cantilever test[J]. Composites Part B: Engineering,2006, 37(4/5): 365-378.

[10]YASAEE M, LANDER J K, ALLEGRI G, et al. Experimental characterisation of mixed mode traction-displacement relationships for a single carbon composite Z-pin[J]. Composites Science and Technology, 2014, 94: 123-131.

[11]CUI H, LI Y L, KOUSSIOS S, et al.Mixed mode cohesive law for Z-pinned composite analyses[J]. Computational Materials Science,2013, 75: 60-68.

[12]MOURITZ A P, KOH T M. Reevaluation of mode I bridging traction modelling for Z-pinned laminates based on experimental analysis[J]. Composites Part B: Engineering,2014, 56: 797-807.

[13]SONG M C, SANKAR B V,SUBHASH G, et al. Analysis of mode I delamination of Z-pinned composites using a non-dimensional analytical model[J]. Composites Part B: Engineering, 2012, 43: 1776-1784.

[14]DANTULURI V, MAITI S,GEUBELLE P H, et al. Cohesive modeling of delamination in Z-pin reinforced composite laminates[J]. Composites Science and Technology,2007, 67: 616-631.

[15]LIU H Y, YAN W Y, YU X Y, et al. Experimental study on effect of loading rate on mode I delamination of Z-pin reinforced laminates[J]. Composites Science and Technology,2007, 67(7/8): 1294-1301.

[16]MOURITZ A P. Delamination properties of Z-pinned composites in hot-wet environment[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2013, 52: 134-142.

[17]American Society for Testing and Materials. Standard test method for apparent shear strength of single-lap-joint adhesively bonded metal specimens by tension loading: ASTMD1002-10[S]. West Conshohocken: ASTM, 2010.

[18]American Society for Testing and Materials. Standard practice for preparation of surfaces of plastics prior to adhesive bonding:ASTM-D2093-03[S]. West Conshohocken:ASTM, 2010.