復合材料層合板斜切型挖補修理試驗

王綏安， 謝宗蕻， 李 想

(西北工業(yè)大學 航天學院，西安 710072)

復合材料層合板斜切型挖補修理試驗

(西北工業(yè)大學 航天學院，西安 710072)

為研究拉伸載荷作用下不同挖補角和附加層數(shù)對復合材料膠接挖補修理接頭剛度、強度、失效模式及關鍵位置應變變化的影響，開展了復合材料層合板斜切型挖補修理接頭拉伸試驗. 采用一種碳纖維織物增強樹脂復合材料作為母板與補片材料，一種改性環(huán)氧樹脂膠膜作為膠層材料，設計了斜切挖補角分別為1.8°、2.6°、3.5°、4.4°，附加一附加層或二附加層的斜切型挖補修理試驗件. 拉伸試驗結果表明，在1.8°至4.4°挖補角范圍內(nèi)，所研究的接頭剛度和強度隨挖補角的增大而減小. 附加層數(shù)的增加能夠有效提升接頭的剛度及強度. 接頭的失效可以概括為四種模式，與挖補角及附加層數(shù)目相關。接頭關鍵位置點的縱向應變變化能夠動態(tài)反映接頭的失效過程.

復合材料層合板；挖補修理接頭；失效模式；試驗分析；應變分布

20世紀70年代美國國防部贊助的幾個研究項目對復合材料結構的可修復性進行了考察驗證，同時這些早期的研究成果最終轉換成了早先的先進復合材料結構修復技術基礎[1]. 早期的膠接連接研究方法主要是實驗分析[2-3]， 但是隨著復合材料結構逐漸復雜化，實驗的時間成本及試件成本也逐漸上升，因此，以解析分析及有限元分析為主、輔以實驗驗證的研究手段開始得到廣泛認可. 在早期，Hart-Smith[4]則將膠層視為理想彈塑性材料，并據(jù)此詳細分析了單搭接、雙搭接、斜切型搭接和階梯型搭接等膠接接頭力學性能. Renton等[5]采用高階理論分析模型分析了膠接接頭，發(fā)現(xiàn)膠層真正的最大剪應力應該發(fā)生在距離膠接端部一段距離的地方，他們的結果比用傳統(tǒng)分析方法得到的結果更為貼近實際. 近期，Yang[6]等對復合材料搭接接頭的膠層應力進行了研究，分析中使用各向異性復合材料層合板理論對膠層的應力分布進行了理論分析. Charalambides[7]等對斜切型搭接接頭進行了靜力及疲勞試驗研究，試驗結果表明，溫度等外部條件對接頭的靜力性能影響不大，但對接頭的疲勞特性有很大影響. 郭霞等[8]對含穿透型損傷層壓板雙面挖補膠接修補件的拉伸性能及主要影響參數(shù)進行了試驗研究. 喬玉等[9]對復合材料階梯型膠接接頭進行了漸進損傷分析. 劉國春等[10]討論了復合材料挖補修理結構中附加層的優(yōu)化問題.

本文針對不同斜切挖補角及不同附加層數(shù)目下的斜切型挖補修理結構進行了拉伸試驗，研究斜切角及附加層對挖補修理結構的拉伸剛度、拉伸強度、失效模式等力學性能的影響. 試驗結果將用于隨后開展的第二階段研究工作，對挖補修理結構建立相應的分析模型，計算相應膠接接頭的力學性能，并與試驗結果進行對比分析.

1 試 驗

1.1 試件材料

復合材料膠接修理可分為干法修理和濕法修理兩大類[11]. 干法修理一般采用復合材料預浸料作為補片，與粘接劑、母板共固化在一起形成膠接修理接頭；而濕法修理則是指將單向纖維或織布和一定比例的樹脂進行混合后鋪放到母板的修補區(qū)域，固化形成維修補片，并在母板和補片之間形成一層薄的樹脂膜.

本文試驗件采用干法對復合材料層合板進行斜切型挖補修理，試驗件的母體和預制補片的材料采用Cytec公司的碳纖維織物增強樹脂復合材料T300/CYCOM 970，其中T300為碳纖維織物，CYCOM 970為一種環(huán)氧樹脂. 母體與補片分別在熱壓罐和熱補儀條件下按照圖1所示的固化曲線進行固化，其中，真空袋加壓壓強不低于0.8個大氣壓. 膠層材料為Cytec公司的改性環(huán)氧樹脂黏合劑METLBOND 1515-4M，主要成分為聚酯纖維(10%～30%)、酚醛環(huán)氧樹脂(10%～30%)、環(huán)氧樹脂(10%～30%)、硅酸鎂鋁(4%)和二氧化硅(4%). 依照ASTM的試驗標準(ASTM D618, ASTM D3039, ASTM D3518)測得的材料部分基本力學性能參數(shù)如表1所示.

圖1 用于固化母板、補片和進行修復的溫度變化周期

Fig.1 The temperature cycle used for curing the base laminate, repair patch and making the repair

表1 復合材料層合板斜切修理試件材料的基本力學性能

Tab.1 Mechanical properties of the materials applied on specimens of composite laminate tapered scarf repair

基本力學性能縱向彈性模量E11/GPa橫向彈性模量E22/GPa剪切模量G12/GPa泊松比υ12T300/CYCOM970(熱壓罐)66.566.54.70.07T300/CYCOM970(熱補儀)59.159.13.90.05Metlbond1515-4M3.57--0.37

1.2 試件設計

如圖2所示，定義斜切區(qū)膠層的縱向長度為ds，母板厚度為h，進而可以定義試件的斜切挖補角β，其正切tanβ為h與ds的比值. 試件按照挖補角分別為2°、3°、4°、5°，母板厚度為2mm進行設計，因此其相應的ds為57.3、38.2、28.6、22.9mm. 實際制作中，對一塊400mm×75mm的母板(鋪層順序為(0/45)2S)按照相應的ds進行加工，補片(鋪層順序為(0/45)2S)按照母板相應的缺口形狀進行切割. 在母板和補片貼合的部位放置一層黏合劑膠膜，并在修補區(qū)域添加一層或兩層附加鋪層，最后附上真空袋，使用熱補儀按照圖1的固化曲線進行固化. 固化完成后，將修補完成后的板子線切割成寬度均為25mm的試件. 由此得到8種類型，總共24塊斜切型挖補修理試驗件，圖3給出了部分實際試驗件. 需要注意的是，修理完成后試件的母板厚度h=1.75 mm，因此實際的挖補角β分別為1.8°、2.6°、3.5°、4.4°. 表2給出了試驗件的其他幾何參數(shù)，表3則給出試驗件的一個匯總.

圖2 斜切挖補修理接頭的幾何參數(shù)

表2 母板、補片及膠膜的幾何參數(shù)

Tab.2 Geometrical properties of base laminate and repair patch and adhesive film

幾何參數(shù)母板補片附加層膠膜鋪層順序(0/45)2S(0/45)2S(0)n,n=1或2-鋪層數(shù)量881～2-鋪層厚度/mm0.2100.2100.2050.125

圖3 不同挖補角的試驗件(二附加層)

表3 試驗件編號及幾何參數(shù)

Tab.3 Specimen numbers and geometrical parameters

試件編號試件數(shù)量斜切挖補角/(°)設計實際附加層數(shù)目A-1-(1to3)A-2-(1to3)3321.812B-1-(1to3)B-2-(1to3)3332.612C-1-(1to3)C-2-(1to3)3343.512D-1-(1to3)D-2-(1to3)3354.412

1.3 試驗過程

圖4展示了拉伸試驗的試驗裝置，試驗在上海華龍DW-300拉伸試驗機上進行，夾頭移動速度為1.0 mm/min，載荷均勻加載至試件破壞. 為了對接頭的剛度進行較為準確的測量，設計了一套夾持裝置方便引伸計進行安裝(如圖4所示)，兩個特別設計的夾持鋁塊(兩個鋁塊間距L=250mm)分別裝夾在試件兩側，將兩根大剛度的圓鋼柱與試件固連. 將兩個引伸計綁定于鋼柱上，于是將測量試件的拉伸變形轉變?yōu)闇y量兩個圓鋼柱的相對位移.

圖4 挖補拉伸試驗裝置

使用動靜態(tài)應變儀DH-3817測量試件關鍵點的應變變化情況，測量點分布選擇在非修理區(qū)、附加層區(qū)及補片區(qū)的幾個關鍵位置，具體位置及編號如圖5所示. 注意到，由于二附加層試件與一附加層試件應變片結構上的差異，測量點的數(shù)量及位置有所不同.

圖5 膠接接頭應變片放置位置

2 結果及討論

2.1 拉伸剛度

對每一組試件，可以通過夾持在試件兩側的引伸計測量接頭的變形量，得到試件的載荷-變形曲線，進而可以得到試件的剛度. 圖6為試件A-1-1實際得到的載荷-變形曲線，可以看出，兩條曲線并不完全重合，說明接頭兩側的變形并不完全一致，有一定偏差. 試驗過程中試件夾持的對中性，試件的制作工藝好壞等等，都會造成接頭兩側變形的不一致. 通過式(1)，可以由兩條曲線計算出兩個剛度值，取平均作為試件的測量剛度. 式中，A為母板橫截面積，L為測量間距.

(1)

圖6 接頭的載荷-變形曲線

圖7按照挖補角及附加層數(shù)目給出所有試件的平均測量剛度，并對數(shù)據(jù)點進行了初步的線性擬合. 剛度的測量數(shù)據(jù)較為穩(wěn)定，數(shù)據(jù)離散系數(shù)不大于2.9%. 可以看出，對附加層結構相同的試件，斜切型挖補修理接頭的剛度隨著斜切挖補角的增大總體呈小幅下降趨勢. 從數(shù)據(jù)線性擬合的結果來看，二附加層試件剛度隨挖補角的變化幅度與一附加層試件的變化幅度相差不大. 定義剛度恢復率為試件剛度與母板剛度的比值(試驗測得的母板((0/45)2S)的剛度為46.7 GPa). 當挖補角從1.8°到4.4°變化時，一附加層膠接接頭的剛度恢復率從97.8%降至92.2%；二附加層膠接接頭的剛度從108.4%降至97.5%. 注意到，對挖補角β=1.8°、2.6°，有兩層附加層的膠接接頭(A-2、B-2)，其平均剛度分別達到了50.6GPa、47.6GPa，超過了原結構(母板)46.7GPa的剛度，說明經(jīng)過挖補修理處理后的損傷結構能夠將損傷結構的剛度恢復到較高的剛度范圍，甚至超過原結構剛度. 顯然，增加附加層能夠有效提升接頭剛度，試驗測得的二附加層接頭的剛度恢復率平均比一附加層接頭增加了6.6%，因此，在空氣動力學特性等其他因素允許的范圍內(nèi)，采用二附加層結構能夠更有效地提升原結構的剛度.

2.2 失效模式

對試驗后試件的斷裂部位及斷裂類型進行分析，可將試件的實際失效模式概括為四種(見圖8)：膠層開裂、膠層開裂加補片斷裂、膠層脫落加母板斷裂、母板斷裂. 表4給出了所有試件失效模式的統(tǒng)計結果.

圖7 不同挖補角下復合材料斜切挖補修理接頭的剛度

Fig.7 The stiffness of tapered scarf joints of composite laminate with various scarf angles

對斜切挖補角小的試件(A-1，A-2)，由于貼合面較大，母板和補片貼合較為緊密，膠層不易開裂導致母板和補片分離，因此這類試件大部分是由母板

斷裂導致最終的失效(即模式(d))，這類膠接接頭表現(xiàn)出了非常好的拉伸強度性能. 但是注意到，這類失效模式并不是純粹的母板斷裂(否則將出現(xiàn)100%的強度恢復率，實際上沒有達到)，而是端部剝離應力、附加層斷裂等因素綜合引起的母板斷裂.

隨著挖補角度的增大，試件(B-1,B-2,C-1,C-2)逐漸傾向于模式(b)、(c)類型的失效. 隨著載荷的增加，該類試件膠層端部容易由于應力集中造成開裂，并沿著膠層逐步擴展. 對于模式(b)，膠層開裂的擴展將會造成補片的有效承載截面越來越小，當補片承載截面減小到無法承受外載荷時會突然崩斷，最終造成試件失效；模式(c)的演變過程類似，膠層開裂的擴展導致母板的有效承載截面減小，最終母板突然崩斷導致失效. 按照該類模式失效的試件，其拉伸強度要小于按模式(d)失效的試件.

表4 拉伸試驗中試驗件失效模式分布

注：表中數(shù)字指的是按照對應模式失效的試件個數(shù)，失效模式的編號(a)、(b)、(c)、(d)對應圖9中失效模式的編號.

(a)膠層開裂

(c)混合失效:母板斷裂+膠層脫落

(b)混合失效:補片斷裂+膠層脫落

(d)母板斷裂

當挖補角增大至一定程度，接頭的膠合面積較小，在拉伸的作用下膠層易直接開裂，導致母板與補片迅速脫離. 因此，該類試件(D-1,D-2)的失效多表現(xiàn)為模式(a)的失效. 這種情況下，補片未起到有效的承載作用，因此，按此模式失效的試件，其拉伸強度要遠小于按其他失效模式失效的試件.

2.3 拉伸強度

圖9為一附加層結構試件的一組載荷-位移曲線(A-1-1，B-1-1，C-1-1，D-1-1)，載荷隨著夾頭位移的增長呈線性增長，直至試件斷裂失效. 圖10分別給出了一附加層結構試件及二附加層結構試件拉伸失效載荷(強度)的測量結果. 一附加層結構試件試驗結果的一致性較好，其最大離散系數(shù)為8.1%；相比之下，二附加層結構試件試驗結果的離散系數(shù)較大，最大達16.4%，數(shù)據(jù)的可靠性稍差. 試件的拉伸強度與試件的失效模式聯(lián)系密切，對相同類型的試驗件，失效模式的不同會造成試件強度的極大差異. 然而對斜切型挖補修理接頭，試件的失效模式不僅與挖補角、附加層結構相關，還與挖補修理的工藝性緊密相關. 與二附加層試件相比，一附加層結構試件的結構與工藝流程都相對簡單，因此一附加層試件出現(xiàn)制作缺陷的可能性更小，相反，制作二附加層結構試件容易產(chǎn)生制作缺陷，造成試件失效模式的不可控. 如表4所示，一附加層試件的失效模式較為集中，而二附加層試件的失效模式則較為分散. 因此，二附加層試件拉伸強度數(shù)據(jù)的離散性相對較大.

定義強度恢復率為試件強度與母板強度的比值(試驗測得母板的拉伸強度為450.7 MPa). 試驗結果表明，當挖補角從1.8°逐漸增大到4.4°時，一附加層接頭的強度恢復率從90.1%降低到了47.3%；而二附加層接頭的強度恢復率從91.6%降低至67.0%. 對比圖10(a)和(b)中對試驗數(shù)據(jù)的擬合曲線可以看出: 在1.8°到4.4°斜切挖補角范圍內(nèi)，復合材料層合板斜切型膠接接頭的拉伸強度隨挖補角的增大而減?。恍鼻型谘a角對一附加層結構膠接接頭強度的影響比對二附加層結構膠接接頭強度的影響要更加明顯. 對比各組數(shù)據(jù)，采用二附加層結構，能在有挖補角限制的情況下更加有效地提升接頭的拉伸強度，試驗中，采用二附加層結構的試件比采用一附加層結構的試件平均增加了44.7 MPa(提升了9.9%)的強度. 但是，采用二附加層結構容易造成修理缺陷，進而導致不穩(wěn)定的修理效果，因此在選擇附加層結構時應權衡考慮.

圖9 不同挖補角下復合材料斜切挖補修理接頭的載荷-位移曲線(一附加層)

Fig.9 Load displacement curves for tapered scarf joints of composite laminate with different scarf angles (with one extra ply)

(a)

(b)

Fig.10 The strength of tapered scarf joints of composite laminate with various scarf angles

2.4 應變分布

圖11分別給出一附加層和二附加層結構試件典型的關鍵位置點應變-載荷曲線，圖中標號所對應的測量位置參見圖5. 觀察各條應變-載荷曲線可以看出，隨著外加拉伸載荷逐漸增大，試件上測量點縱向應變初始按不同的增長速率呈線性增長，接著部分曲線出現(xiàn)非線性抖動，最終突然整體塌陷. 注意到，P1和P7其實為同一位置的正反兩面，但兩者的應變-載荷曲線并不重合，說明接頭正反兩面的變形并不一致. 這是由于接頭結構不對稱引起拉伸載荷加載過程中試件輕微彎曲變形造成的.

膠接接頭關鍵位置點的應變在拉伸載荷作用下變化過程，從另一個側面能夠動態(tài)地反映接頭失效過程，并最終反映在最終的失效載荷及失效模式上. 如圖11(a)所給出的典型一附加層結構試件(A-1-1)的應變變化，P3點應變在載荷達到13.5 kN時，開始出現(xiàn)非線性抖動，說明此時附加層邊緣區(qū)域開始出現(xiàn)部分纖維斷裂；當載荷超過16kN時，P3點應變曲線急劇下降，最終與其他位置點曲線一起在16.7 kN時突然中斷，附加層邊緣斷裂最終引起了其他部位的連鎖破壞. 而對圖11(b)所示的典型二附加層結構試件(A-2-1)，當載荷增至9.1 kN時，P1點應變開始出現(xiàn)抖動，說明此時可能在未修理區(qū)出現(xiàn)部分纖維的斷裂，而載荷增至12.2 kN時，P2點應變也開始急劇變化，此時附加層邊緣區(qū)域表面也開始出現(xiàn)裂痕；隨著載荷的繼續(xù)增加，兩個位置點的裂痕也不斷擴展并相互影響，最終導致試件崩斷.

(a) 一附加層結構試件(A-1-1)

(b)二附加層結構試件(A-2-1)

3 結 論

1)在1.8°至4.4°挖補角范圍內(nèi)，復合材料層合板斜切型膠接挖補修理接頭的拉伸剛度和拉伸強度，隨挖補角的增大而減小，并且相比之下，挖補角對剛度的影響較小，對強度影響較大.

2)復合材料層合板斜切型膠接接頭的失效可以概括為四種失效模式，挖補角較小的接頭傾向于母板斷裂失效，挖補角較大的接頭容易由膠層脫粘導致失效，挖補角適中的接頭則傾向膠層開裂與層合板斷裂混合作用失效.

3)附加層結構對增加斜切型膠接接頭剛度及強度的作用明顯，在挖補角相同的情況下，二附加層結構的接頭平均相比一附加層結構的接頭，增加了6.6%的剛度，增加了9.9%的強度，但二附加層結構容易發(fā)生修理缺陷，導致修理效果不穩(wěn)定.

4)在拉伸載荷作用下，膠接接頭表面各位置縱向應變的變化各不相同，由接頭關鍵位置的應變-載荷曲線，能對接頭的失效演變過程進行精細分析.

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(編輯 王小唯， 苗秀芝)

Experimental study of composite laminate adhesively tapered-scarf repair

WANG Suian， XIE Zonghong， LI Xiang

(School of Astronautics, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China)

Tensile experiments on adhesively scarf-repaired composite laminate joints were conducted, for analyzing the stiffness, strength, failure modes and key positions’ strain distributions of the joints with different scarf angles and extra ply numbers subjected to unidirectional tensions. A kind of carbon fiber woven reinforced composite was applied to fabricate the base laminates and repair patches, and a kind of curing modified epoxy supported film adhesive was used as adhesive layer, designing a series of specimens with one extra ply or two extra plies, of which scarf angles are equal to 1.8°, 2.6°, 3.5° and 4.4°, respectively. Tensile experiment results show that stiffness and strength of the joints are negatively related to scarf angles in the range from 1.8° to 4.4°. Adding extra plies helps enhancing the stiffness and strength of the joints. The failure modes of the joints can be summarized into four types, which are related to scarf angles and extra ply numbers. The longitudinal strain changing at the key points of the joints can be applied to reflect the failing process of the joints dynamically.

composite laminate; scarf-repaired joints; failure modes; experimental analysis; strain distribution

10.11918/j.issn.0367-6234.201611056

2016-11-12

國家自然科學基金(U1233202)

王綏安(1989-)，男，博士研究生; 謝宗蕻(1973-)，男，教授，博士生導師

謝宗蕻，xzhae@nwpu.edu.cn

TB332

A

0367-6234(2017)05-0056-06