非平衡剛度膠鉚混合連接接頭特性及失效機(jī)制

陳瀟凱， 郭子煜， 金嘉威， 孫凌玉

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.上汽大眾汽車有限公司 新能源部門，上海 201805；3.北京航空航天大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100191)

碳纖維復(fù)合材料(CFRP)具有較低的密度與優(yōu)異的力學(xué)性能，已被逐漸應(yīng)用于乘用車車身結(jié)構(gòu)中.異質(zhì)材料連接是混合材料車身結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，CFRP的應(yīng)用自然引出CFRP與金屬的連接問題.目前主要的CFRP與金屬的連接方式包括機(jī)械連接、膠接和混合連接.現(xiàn)有文獻(xiàn)通過試驗(yàn)對(duì)比、解析計(jì)算和有限元等方法證實(shí)，相較于單一連接，混合連接在靜強(qiáng)度和疲勞性能方面都有提升[1-4].

對(duì)于連接同種材料的平衡剛度混合連接接頭，Sadowski等[5]使用具有各向同性硬化的Huber-von Mises屈服模型描述鋁板和鉚釘?shù)淖冃涡袨?，研究了多釘鉚接-膠接混合連接及相應(yīng)單一連接，研究表明混合連接的拉伸強(qiáng)度高于單一連接，且失效時(shí)的能量吸收相比純膠接接頭提高了64%.

對(duì)于連接異質(zhì)材料如碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料與金屬的非平衡剛度混合連接接頭，相關(guān)研究較少.劉志明等[6]運(yùn)用用戶材料子程序VUMAT實(shí)現(xiàn)CFRP的三維Hashin失效準(zhǔn)則和Yeh分層失效準(zhǔn)則以及膠層內(nèi)聚力模型，混合連接接頭的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差為9.7%，驗(yàn)證了有限元模型的有效性.Marannano等[7]考慮鉚接過程中鉚釘變形對(duì)CFRP的分層破壞，采用數(shù)值分析-實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證方法研究了CFRP/Al非平衡剛度混合連接接頭失效機(jī)制，結(jié)果表明，鉚釘?shù)囊胂啾饶z接接頭能提高20%的準(zhǔn)靜態(tài)強(qiáng)度和45%的疲勞強(qiáng)度.

混合連接接頭中，機(jī)械連接所產(chǎn)生的殘余應(yīng)力和干涉量對(duì)接頭的力學(xué)性能有很大影響[8].因此，對(duì)于膠-鉚混合連接，詳細(xì)研究鉚接成型過程變得十分重要.此外，膠層固化與鉚接的工藝順序?qū)宇^性能也有一定影響[9].先固化后鉚接會(huì)使膠層有較大應(yīng)力，且會(huì)對(duì)膠層造成破壞，先鉚接后固化則能避免膠層過早損壞，混合連接接頭模型需反映工藝順序的影響.因此，本文提出了一種同時(shí)考慮鉚接成型過程和混合連接工藝順序的混合接頭性能預(yù)測(cè)方法，構(gòu)建了包含鉚接成型過程并考慮固化工藝順序的幾何非線性、材料非線性有限元模型，進(jìn)而對(duì)CFRP/Al壓鉚-膠接混合接頭的力學(xué)性能與失效形式進(jìn)行分析.

1 材料屬性與接頭試樣實(shí)驗(yàn)

1.1 材料屬性實(shí)驗(yàn)

選取應(yīng)用較多的5052鋁合金作為被連接物，采用抗剪切強(qiáng)度較高的航空鋁合金鉚釘作為機(jī)械緊固件，根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》[10]進(jìn)行試驗(yàn)，金屬材料力學(xué)性能如表1所示.

表1 5052鋁合金及鉚釘材料力學(xué)性能

碳纖維復(fù)合材料由T300預(yù)浸料制成，其力學(xué)參數(shù)見表2[11].結(jié)構(gòu)膠Ergo7200力學(xué)參數(shù)見表3[9].

表2 CFRP材料力學(xué)性能

表3 Ergo7200結(jié)構(gòu)膠力學(xué)性能

1.2 試驗(yàn)接頭制備及拉伸試驗(yàn)

采用VARI工藝以[45/0/-45/90/0]s的鋪層順序制作碳纖維復(fù)合材料板.CFRP板材尺寸為100 mm×45 mm×1.55 mm，5052Al板材尺寸為100 mm×45 mm×2 mm.考慮到車身構(gòu)件的鉚接以多釘連接為主，且為了確保連接接頭具有較高極限載荷以保證車身結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，接頭鉚接部分采用四釘鉚接.搭接區(qū)域長度為45 mm，膠層厚度控制在0.2 mm，鉚釘釘桿直徑為4 mm，鉚釘間隔為20 mm.鉚接處的板材開孔直徑為4 mm，對(duì)于膠鉚混合連接，膠層在鉚接位置有直徑6 mm的開孔，混合接頭尺寸見圖1.

圖1 試驗(yàn)試樣及尺寸(單位：mm)

板材經(jīng)過去除油污、砂紙打磨、丙酮清洗后涂抹膠黏劑并刮除膠瘤，最后在40°恒溫箱中固化24 h.鉚接時(shí)鉚釘釘頭置于CFRP一側(cè)，防止釘桿過度變形對(duì)CFRP板材造成擠壓破壞.采用先鉚接后固化的工藝順序，最終制備的接頭以2 mm/min 加載速度在MTS E45電子萬能拉伸機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn).

2 單一連接接頭仿真與試驗(yàn)對(duì)比

采用二次名義應(yīng)力準(zhǔn)則和B-K退化準(zhǔn)則的雙線性內(nèi)聚力模型[12]描述膠層.使用Hashin失效準(zhǔn)則[13]描述復(fù)合材料的失效形式和非線性損傷，失效判據(jù)見表4.鋁板和鉚釘使用延性損傷模型.

表4 Hashin 失效準(zhǔn)則

在Abaqus膠接模型中，Al使用減縮積分C3D8R單元，CFRP使用連續(xù)殼單元SC8R，膠層采用粘性單元COH3D8.對(duì)于膠層的黏性單元需打開單元?jiǎng)h除選項(xiàng).搭接區(qū)域細(xì)化網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.5 mm.膠層網(wǎng)格尺寸為0.3 mm，界面使用Tie連接膠層和被黏物，位移-載荷曲線如圖2所示.

圖2 膠接接頭試驗(yàn)與仿真位移載荷曲線

試驗(yàn)最大載荷為11 108 N，仿真最大載荷為10 693 N，最大載荷預(yù)測(cè)誤差為3.7%.由于忽略了微型裂紋之間以及微型裂紋與膠層內(nèi)氣泡的連通，仿真曲線沒有試驗(yàn)曲線的載荷波動(dòng)現(xiàn)象.另外，在現(xiàn)有模具及制備工藝下，試件0.2 mm的膠層厚度難以得到精確控制，使得預(yù)測(cè)存在誤差.鉚接模型中，鉚釘采用C3D8R單元，網(wǎng)格尺寸為0.4 mm，沖頭和沖模為離散剛體，使用R3D4剛性單元.鉚釘釘桿和鉚接區(qū)域的鋁合金板材使用ALE自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù).采用通用接觸設(shè)置各面的接觸相互作用，摩擦因數(shù)為0.3.如圖3所示，兩者位移載荷曲線趨勢(shì)相同，仿真最大載荷(12 309 N)與試驗(yàn)最大載荷(11 983 N)誤差為2.7%，驗(yàn)證了仿真模型的有效性.

圖3 鉚接接頭試驗(yàn)與仿真位移載荷曲線

3 混合連接接頭分析

3.1 膠鉚混合連接接頭建模

針對(duì)壓鉚-膠接混合接頭，所用單元類型、相互作用定義與單一連接模型相同，膠接界面處膠層表面與被連接物表面使用Tie相互作用，其余各面間的相互作用使用通用接觸定義.采用位移控制沖頭邊界條件，測(cè)得樣件制備中沖頭行程為3.2 mm，并進(jìn)行鉚釘?shù)幕貜?試件壓鉚過程建模如圖4所示.

圖4 膠鉚混合連接接頭壓鉚過程建模

如圖5所示，壓鉚與回彈后，鉚釘附近膠層單元由于受壓而接近失效，部分單元損傷系數(shù)(SDEG)接近1，少部分單元已經(jīng)失效.由于采用先鉚接后固化工藝順序，壓鉚時(shí)膠黏劑尚沒有固化，不會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力損傷.為了準(zhǔn)確反映接頭制備工藝順序，需采用Abaqus的重導(dǎo)入和預(yù)定義場(chǎng).首先在壓鉚與回彈模型中修改膠層單元屬性，在單元?jiǎng)h除一項(xiàng)中選擇否，防止壓鉚過程中單元壓潰失效，對(duì)壓鉚過程進(jìn)行仿真.然后重導(dǎo)入變形后的鉚釘、膠層、鋁合金板和CFRP，并定義材料屬性、相互作用、邊界條件、網(wǎng)格屬性等，打開膠層單元的單元?jiǎng)h除選項(xiàng).膠層由于不使用預(yù)定義場(chǎng)，其沒有應(yīng)力及損傷，符合先鉚接后固化的工藝順序，模型如圖6所示.最后利用壓鉚與回彈模型的結(jié)果文件定義鉚釘、鋁合金板和CFRP的預(yù)定義場(chǎng)，使其獲得接頭制備過程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，建模流程如圖7所示.最后，搭建了所有部件都不使用預(yù)定義場(chǎng)的有限元模型，其余設(shè)置與上述模型相同，作為對(duì)照以探究接頭制備所產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對(duì)接頭性能的影響.

圖5 壓鉚后膠層損傷情況

圖6 混合接頭拉伸失效建模流程

圖7 膠鉚混合連接接頭拉伸失效建模

3.2 膠鉚混合連接接頭仿真與試驗(yàn)對(duì)比

圖8為混合連接接頭位移-載荷曲線，仿真與試驗(yàn)的失效形式均為先膠層失效后鋁板拉伸失效.試驗(yàn)所得接頭的極限載荷為13 885 N，能量吸收(位移-載荷曲線所圍成的面積)為38.71 J.考慮殘余應(yīng)力和不考慮殘余應(yīng)力的極限載荷分別為14 203 N和12 796 N，誤差為2.3%和7.8%，能量吸收分別為36.70 J和36.41 J，誤差為5.2%和5.9%.不考慮殘余應(yīng)力所得出的拉伸載荷明顯低于實(shí)際值，且接頭最終失效位移偏大.對(duì)比得出，考慮殘余應(yīng)力的有限元模型具有更好的預(yù)測(cè)精度，且位移-載荷曲線與試驗(yàn)更為接近.

圖8 膠鉚混合連接試驗(yàn)與仿真位移載荷曲線

3.3 3種連接方式對(duì)比

圖9中，膠接接頭在達(dá)到最大載荷后迅速失效，鉚接接頭失效位移較大，混合連接接頭初期剛度與膠接接頭相同，到達(dá)第一個(gè)峰值載荷后膠層開始失效，接頭載荷從膠層轉(zhuǎn)移到鉚接，載荷再次增加，直到鋁板拉伸失效.從圖10中可見混合連接最大載荷(13 885.31 N)大于膠接接頭(11 108.74 N)和鉚接接頭(11 984.60 N)，能量吸收為38.71 J，高于膠接(1.53 J)和鉚接(24.72 J)的總和.

圖9 3種接頭位移載荷曲線

3.4 膠鉚混合連接接頭壓鉚與失效過程

基于前述壓鉚-回彈-應(yīng)力映射-拉伸有限元模型的仿真結(jié)果，討論膠鉚混合接頭壓鉚與失效過程.圖8仿真曲線上的1、2、3、4點(diǎn)分別對(duì)應(yīng)拉伸載荷初始狀態(tài)、膠層初始失效、膠層完全失效、鋁板失效.如圖11所示，壓鉚過程中鋁板鉚接孔上部顯著變形，最大應(yīng)力為253.4 MPa.沖頭回彈后最大應(yīng)力降低到213.1 MPa(圖12)，該應(yīng)力場(chǎng)通過預(yù)定義場(chǎng)作為拉伸模型的初始應(yīng)力狀態(tài)，即圖8點(diǎn)1，此時(shí)膠層無初始應(yīng)力與損傷.

圖11 壓鉚后鋁板搭接區(qū)域變形

圖12 拉伸初期鋁板應(yīng)力

在拉伸過程中，初期混合接頭剛度與膠接接頭相似，膠層承擔(dān)大部分載荷.載荷首次出現(xiàn)下降(圖8點(diǎn)2)對(duì)應(yīng)膠層的失效，此時(shí)鉚接承擔(dān)小部分載荷.膠層具體失效過程如圖13所示，除了鉚釘孔附近小部分膠層受到鉚接影響產(chǎn)生較大壓應(yīng)力外，其余膠層應(yīng)力均低于30 MPa.失效之前，膠層靠近CFRP端(圖13左端)達(dá)到26.3 MPa最大應(yīng)力.隨后膠層開始從CFRP端失效，當(dāng)CFRP端鉚釘外膠層幾乎全部失效后，鋁板端膠層開始失效.然后膠層從左右兩端失效變成僅4個(gè)鉚釘之間存有膠層，最后全部失效.膠層完全失效后，鉚接承受接頭全部載荷，接頭載荷緩慢增加直到(圖8點(diǎn)4)鋁板內(nèi)側(cè)鉚釘孔處出現(xiàn)拉伸失效，裂紋連接兩側(cè)鉚釘孔，而后貫穿整個(gè)鋁板，從圖14可知，有限元模型能很好地反映接頭試驗(yàn)的失效形式.

圖13 膠層失效過程應(yīng)力云圖

圖14 混合接頭最終失效

4 結(jié) 論

通過對(duì)CFRP/Al的非平衡剛度膠鉚混合連接性能與失效機(jī)制進(jìn)行研究,考慮鉚接成型過程和混合連接的工藝順序，基于內(nèi)聚力模型和Hashin失效準(zhǔn)則對(duì)膠鉚混合連接全工藝流程進(jìn)行了仿真.通過試驗(yàn)驗(yàn)證了上述建模方法的有效性，兩者失效形式相同，混合接頭的極限載荷和能量吸收計(jì)算誤差分別為2.3%和5.2%.接頭制備過程所產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對(duì)接頭力學(xué)性能有一定的影響，考慮殘余應(yīng)力的有限元模型具有更好的預(yù)測(cè)精度.混合接頭最大載荷和能量吸收均高于單一連接接頭.混合接頭初期主要由膠層承擔(dān)載荷，鉚接起加強(qiáng)作用；膠層失效后，鉚接承擔(dān)載荷，直至鋁板內(nèi)側(cè)鉚接孔發(fā)生拉伸失效.