搭接長度對(duì)CFRP-鋁板膠鉚接頭力學(xué)性能的影響

卞海玲，許莎，邢彥峰

（201620 上海市 上海工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院）

0 引言

由于復(fù)合材料強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、減振降噪等優(yōu)點(diǎn)，與鋁合金、高強(qiáng)鋼等金屬材料的連接日益廣泛成熟，其連接件在汽車、航空和船舶等領(lǐng)域使用占比逐年增加[1-3]。近年來，對(duì)復(fù)合材料與金屬膠接的研究已經(jīng)深入展開。Wu Chao[4]等人對(duì)CFRP 與鋼粘接的破壞模式、有效搭接長度和CFRP 應(yīng)力分布等進(jìn)行研究，并建立起粘接滑移模型；Note[5]等人針對(duì)搭接長度對(duì)復(fù)合材料粘接鍵失效模式的影響進(jìn)行研究，并發(fā)現(xiàn)重疊長度的增加會(huì)改變接頭破壞模式，從粘接失效轉(zhuǎn)變?yōu)閷娱g失效；J.David Jimenez-Vicaria[6]等人使用不同種類的碳纖維和膠粘劑與鋼板進(jìn)行膠接，并基于斷裂分析模型得出經(jīng)驗(yàn)公式以預(yù)測(cè)連接件的強(qiáng)度；Cui Junjia[7]等人分析不同粗糙度、搭接長度和膠粘劑厚度影響鋁板膠接的力學(xué)性能規(guī)律，提出一種無量綱參數(shù)δ來量化搭接長度的影響；毛振剛[8]等人考慮搭接長度和鋪層方式對(duì)CFRP 膠接接頭力學(xué)性能的影響，通過有限元模擬得出最佳搭接長度和鋪層方式；鄒春田[9]等人利用數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)研究不同搭接長度的鈦合金-芳綸纖維復(fù)合材料的膠接接頭在進(jìn)行拉伸試驗(yàn)過程中應(yīng)力的變化規(guī)律。

在對(duì)膠鉚混合連接的研究中，Sadowski[10]等人研究了3 種鉚釘幾何布局對(duì)膠鉚混合接頭的變形狀態(tài)和局部應(yīng)力集中情況，并得到最佳鉚釘布局方案；Franco[11]等人通過拉伸試驗(yàn)對(duì)AA2024-T6 鋁板和不同鋪層方式的CFRP 板進(jìn)行膠接、鉚接和膠鉚連接，分析比較3 種連接方式的失效載荷、失效位移和能量吸收值，發(fā)現(xiàn)混合連接接頭表現(xiàn)出更優(yōu)秀的力學(xué)性能；Marannano[12]等人對(duì)鋁合金AW6082-T6 和CFRP 之間的雙搭接膠鉚接頭進(jìn)行系統(tǒng)試驗(yàn)，比較使用不同材料的鉚釘鉚接時(shí)，鉚接接頭的失效模式和疲勞性能，發(fā)現(xiàn)使用鋼鉚釘?shù)幕旌辖宇^的疲勞性能優(yōu)于鋁鉚釘?shù)幕旌辖宇^；Liu Yang[13]等人探討了不同厚度和鋪層角度的CFRP 與鋁板5754 進(jìn)行自沖鉚接復(fù)合連接時(shí)對(duì)接頭的力學(xué)性能的影響，并用掃描電鏡觀察鉚釘孔的破壞斷口分析其失效機(jī)理，發(fā)現(xiàn)0°/90°鋪層的接頭力學(xué)性能最佳。國內(nèi)學(xué)者[14-15]對(duì)比分析自沖鉚接與自沖鉚接-膠接之間的差異，包括接頭強(qiáng)度對(duì)比和接頭成型對(duì)比。

搭接長度對(duì)碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料與鋁合金膠鉚連接也存在著重要影響，而目前國內(nèi)外學(xué)者對(duì)這一影響因素的研究較少。所以本文針對(duì)膠鉚連接接頭不同的搭接長度展開試驗(yàn)研究，從拉伸-剪切試驗(yàn)中的各個(gè)階段接頭失效過程、極限失效載荷、能量吸收值和失效模式等方面分析變化規(guī)律，以得到最佳的膠鉚搭接長度。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)選用1.5 mm 厚的6061-T6 鋁合金板和1.62 mm 厚的CFRP 板，其中CFRP 板的鋪層方式為[0°/90°]3S，型號(hào)為T300/環(huán)氧樹脂。膠粘劑牌號(hào)為ET5429，由環(huán)氧樹脂（ET5429A）與多胺硬化劑（ET5429B）混合而成，適合絕大部分金屬和復(fù)合材料的連接，如表1 所示。板材尺寸均為150 mm×40 mm；上板為CFRP，下板為6061-T6；W 代表搭接長度，重疊部分長為涂膠區(qū)域。如圖1 所示。

表1 膠粘劑物理屬性Tab.1 Adhesive physical properties

圖1 膠鉚連接試件幾何尺寸示意圖Fig.1 Schematic diagram of riv-bonded joint sample

1.2 試件制備

使用#400 的砂紙打磨CFRP 板以除去表面保護(hù)層，打磨過程中需注意纖維不受損、不裸露，打磨完成后用酒精擦拭表面碎屑，在室溫下風(fēng)干。使用酒精擦拭6061-T6 鋁板以除去表面污垢和油脂。將膠粘劑均勻涂抹于鋁板上與CFRP 進(jìn)行粘合，然后放置于自沖鉚接機(jī)上鉚接，最后將試件在室溫下固化3 天。本文分別對(duì)搭接長度25，30，35，40 mm 的CFRP 板和鋁板進(jìn)行膠鉚試驗(yàn)。試驗(yàn)方案如表2 所示，膠鉚連接完成后的試件如圖2 所示。

表2 不同搭接長度下的膠鉚試件Tab.2 Riv-bonded joint samples with different lap lengths

圖2 不同搭接長度的膠鉚試驗(yàn)試件Fig.2 Riv-bonded joint samples with different lap lengths

1.3 拉伸-剪切實(shí)驗(yàn)

采用型號(hào)為 MJDW-200B 微機(jī)控制萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)（圖3 所示）對(duì)膠鉚試件進(jìn)行拉伸-剪切試驗(yàn)，拉伸速度5 mm/min。試驗(yàn)時(shí)在接頭兩端墊有40 mm×40 mm 的墊片，防止在拉伸過程中出現(xiàn)扭矩，從而保證實(shí)驗(yàn)結(jié)果的精確性。

圖3 微機(jī)控制電子萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)Fig.3 Microcomputer controlled electronic universal tensile testing machine

2 結(jié)果及討論

2.1 載荷-位移曲線及拉伸-剪切失效過程

通過拉伸-剪切試驗(yàn)獲得了4 組試件的載荷-位移曲線，選取接近平均極限失效載荷值和失效位移值的曲線作為各組試件的典型載荷-位移曲線，如圖4 所示。從圖4 中可以看出，4 組試件失效可以分為彈性階段、塑性階段、膠層失效階段和鉚釘失效階段4 個(gè)階段。彈性階段4 組試件的載荷-位移曲線斜率表現(xiàn)一致，塑性階段漸漸顯現(xiàn)出差異。在膠層失效階段，隨著位移增加載荷表現(xiàn)出小幅度波動(dòng)上升，4 組接頭的極限失效載荷隨搭接長度的增大而上升，說明CFRP板與6061-T6 鋁板的膠鉚接頭強(qiáng)度受搭接長度影響。當(dāng)各組試件的失效位移在6.5 mm 左右時(shí)，膠層完全失效，4 組接頭的載荷均急速下降至1 kN 左右，此時(shí)進(jìn)入鉚釘失效階段，載荷發(fā)生小幅度上升，此時(shí)鉚釘對(duì)接頭強(qiáng)度起主要作用，由于纖維層在鉚釘?shù)臄D壓下發(fā)生破壞，位移1 mm左右，載荷呈現(xiàn)出下降趨勢(shì)直至為零。

圖4 不同搭接長度下的膠鉚接頭載荷-位移曲線Fig.4 Load displacement curves of riv-bonded joints with different lap lengths

拉伸-剪切試驗(yàn)過程中，發(fā)現(xiàn)4 組接頭的漸進(jìn)失效過程大致相同。圖5 為該過程代表性照片，圖5 中數(shù)字對(duì)應(yīng)圖4 載荷-位移曲線上搭接長度為30 mm 的各點(diǎn)。彈性階段點(diǎn)1 和塑性階段點(diǎn)2，膠鉚接頭未發(fā)生任何失效和變形；進(jìn)入膠層失效階段，膠鉚接頭復(fù)合材料板端部所受應(yīng)力較大，點(diǎn)3 粘接邊緣觀察到膠層初始開裂；隨著拉伸位移的不斷增大，裂紋沿著加載方向繼續(xù)擴(kuò)展，復(fù)合材料板端部與鋁板發(fā)生脫離，如點(diǎn)4 所示；隨后粘接兩板的膠粘劑被完全破壞，接頭承受載荷的能力顯著直線垂直下降，進(jìn)入鉚釘失效階段，如點(diǎn)5 所示。此時(shí)復(fù)合材料板和鋁合金板都發(fā)生了微微變形，相互分離。由于鉚釘?shù)膰?yán)重?cái)D壓，鉚釘孔周圍的復(fù)合材料開始坍塌，纖維破壞，如點(diǎn)6 所示，鋁板完全脫離鉚釘與上板復(fù)合材料分離，CFRP-鋁板膠鉚接頭完全失效。

圖5 拉伸-剪切試驗(yàn)?zāi)z鉚接頭失效過程Fig.5 Failure process of riv-bonded j oint in tensile shear test

2.2 最大載荷以及能量吸收

圖6 給出了所有試驗(yàn)接頭的平均極限失效載荷和能量吸收值。不同搭接長度對(duì)膠鉚的接頭力學(xué)性能有明顯的影響。改變?cè)嚰拇罱娱L度，使之增大，其平均峰值載荷呈線性逐步增加。

圖6 極限載荷均值及能量吸收值Fig.6 Mean value of ultimate load and energy absorption value

當(dāng)搭接長度為25 mm 時(shí)，膠鉚接頭的平均峰值載荷為6.556 kN，而對(duì)于搭接長度為40 mm的膠鉚接頭，平均峰值載荷達(dá)到7.991 kN，載荷峰值提高了22%。能量吸收值受載荷和位移的共同影響，通過載荷-位移曲線與坐標(biāo)軸圍成的面積來計(jì)算，可判斷各組接頭的吸震能力[14]。不同搭接長度的膠鉚接頭的能量吸收值在31.580 5～40.034 8 J 之間，且隨著搭接長度的增加而增加，說明增加搭接長度可以提高膠鉚接頭的能量吸收能力。

2.3 失效模式分析

圖7 詳細(xì)說明了拉伸-剪切試驗(yàn)停止時(shí)具有不同搭接長度膠鉚接頭的各種失效模式。

圖7 不同搭接長度的膠鉚接頭失效模式Fig.7 Failure modes of riv-bonded joints with different lap lengths

從圖7 可以看出，4 種搭接長度的膠鉚接頭失效均為鋁板脫離鉚釘和復(fù)合材料板。在拉伸-剪切試驗(yàn)過程中，鉚釘頭部的擠壓使得周圍碳纖維撕裂，如圖7 圓形標(biāo)注。搭接長度為25 mm 時(shí)，如圖7（a）所示，破壞模式為粘接界面失效為主，有少量膠粘劑和基體黏附；搭接長度為30 mm 時(shí)，鋁板上出現(xiàn)較多的膠粘劑和基體，如圖7（b）所示，破壞模式表現(xiàn)為粘接界面破壞和粘接內(nèi)聚破壞的混合破壞形式；搭接長度為35，40 mm 時(shí)，如圖7（c 和d）所示，膠鉚接頭均為混合破壞模式，鋁板上出現(xiàn)膠層和基體黏附的面積增大。這說明增加搭接長度可以增加剪切破壞面積，從而提高極限失效載荷的峰值。國內(nèi)外學(xué)者認(rèn)為膠粘接與粘接體之間發(fā)生了物理或化學(xué)上的反應(yīng)，導(dǎo)致連接件的相互粘合。膠接理論包括機(jī)械嵌合理論、吸附理論和化學(xué)鍵理論等。機(jī)械嵌合理論認(rèn)為膠粘劑與物體表面發(fā)生機(jī)械互鎖；吸附理論認(rèn)為2種粘接體之間的作用力是由于分子間作用力；化學(xué)鍵理論認(rèn)為膠粘劑與物體之間發(fā)生了化學(xué)反應(yīng)，產(chǎn)生了離子鍵、共價(jià)鍵和金屬鍵[17]。無論是物理上的機(jī)械互鎖、分子間作用力還是化學(xué)上產(chǎn)生的化學(xué)鍵，當(dāng)在增加連接件的搭接長度時(shí)，這些物理上和化學(xué)上的作用力都會(huì)進(jìn)一步增加，從而提高了極限失效載荷的峰值。

4 種接頭均存在膠層空隙。如圖7 不規(guī)則輪廓標(biāo)注，一處位于鉚釘周圍，鉚接過程中鉚釘腿部擠壓膠層，由于膠粘劑較為粘稠，流動(dòng)性較差，使得膠層未充分潤濕鋁板和復(fù)合材料板表面；另一處位于重疊邊沿，未均勻涂抹膠層導(dǎo)致，試驗(yàn)時(shí)應(yīng)盡量避免，以提高接頭強(qiáng)度。

3 結(jié)論

（1）隨著搭接長度的增大，鋁板和復(fù)合材料膠鉚接頭的失效極限載荷呈線性上升，能量吸收亦增加。當(dāng)搭接長度為40 mm 時(shí)，失效極限載荷達(dá)到7.991 kN，比搭接長度為20 mm 的膠鉚接頭極限失效載荷增長了22%。能量吸收值從31.580 5 J 增加到40.034 8 J；

（2）4 組試件在拉伸-剪切試驗(yàn)中得到的載荷-位移曲線均可分為彈性階段、塑性階段、膠層失效階段和鉚釘失效階段。且失效破壞過程表現(xiàn)一致，從接頭端部初始裂紋的產(chǎn)生到鋁板與復(fù)合材料板完全分離；

（3）4 組試件接頭失效主要表現(xiàn)為鋁板脫離鉚釘和復(fù)合材料板，以及膠層的混合破壞模式。隨著搭接長度的增加，鋁板上膠粘劑和基體所占據(jù)的面積增大。

（4）膠鉚接頭重疊區(qū)域應(yīng)力應(yīng)變較為復(fù)雜，不同搭接長度的應(yīng)力應(yīng)變存在著很大差異。單從宏觀分析觀察不出其中變化規(guī)律。后續(xù)可通過DIC 分析手段、有限元仿真手段，進(jìn)一步深入研究膠鉚接頭強(qiáng)度。

（5）進(jìn)行膠鉚試驗(yàn)時(shí)應(yīng)盡量均勻涂抹膠粘劑，避免出現(xiàn)膠層空隙，提高膠鉚接頭強(qiáng)度。