含預埋元件熱塑性復合材料共固化智能結構失效行為

李 倩，丁 浩，譚松梨，張 振

（同濟大學航空航天與力學學院，上海 200092）

如今，復合材料作為一種新興材料，越來越受到人們的青睞。碳纖維增強復合材料因具有優(yōu)異的力學性能而被廣泛應用于航空航天、汽車等重要工程領域［1-2］。針對可拆卸安裝維護問題，連接結構的使用在工程領域復合材料結構設計中必不可少。傳統(tǒng)的復合材料連接方式主要通過鉆孔來實現(xiàn)，但鉆孔工序不僅會帶來纖維損傷，破壞纖維連續(xù)性，還會使得構件承載能力因孔周出現(xiàn)應力集中而下降［3-5］。由此，將金屬件預埋入復合材料中共固化成型獲得一種集承載功能一體化的智能連接結構是當前有效的替代方案。共固化連接結構在大飛機、高速列車、太空運載器等武器裝備及汽車零部件（如座椅等）都有著廣泛的應用前景。比如，在新型直升機復合材料主結構尾段，通過設計共固化復合材料連接結構鋪層細節(jié)和工藝參數(shù)，減輕了結構重量，降低了制件成本，充分發(fā)揮智能連接結構承載減重作用。

近年來，國內(nèi)外學者針對金屬連接件嵌入復合材料的力學行為問題初步開展了相關研究。Gebhardt等［6-7］利用樹脂傳遞模塑成型工藝（RTM）共固化制備含預埋金屬件的碳纖維增強環(huán)氧復合材料，探究了金屬連接件的結構形式對復合材料力學行為的影響。發(fā)現(xiàn)金屬件底板凸起的結構形式可以增加復合材料的彎曲剛度和金屬件連接部分的彎曲強度，新的底板結構形式能夠有效阻礙塑性變形的發(fā)生從而減少結構的分層現(xiàn)象。對金屬底板的表面處理也可以提升金屬與復合材料的共固化界面粘結強度。同時，通過增加金屬底板的直徑和厚度可以有效增強共固化復合材料的承載能力。Pottmeyer等［8］借助斷層掃描技術呈現(xiàn)了相同的共固化復合材料在拉伸載荷下的失效行為和金屬連接件的變形過程。在拉拔載荷作用下，首先會發(fā)生金屬底板周圍纖維斷裂以及共固化界面的粘結失效，隨后復合材料會出現(xiàn)分層。準靜態(tài)載荷的下降與金屬底板從底部層合板脫粘有關。Magagnato等［9］通過實驗和數(shù)值計算分析了金屬連接件對RTM充模過程的影響，發(fā)現(xiàn)因金屬件周圍和上方的纖維體積分數(shù)較低而容易形成氣泡，通過優(yōu)化金屬件幾何形狀，獲得了更優(yōu)的樹脂流動成型參數(shù)。Muth等［10］評估了在拔出測試中不同載荷工況（熱、機械預損傷、動態(tài)和循環(huán)條件）對復合材料力學性能的影響。結果表明，準靜態(tài)剩余強度會隨著熱循環(huán)次數(shù)的增加而降低，主要因為熱循環(huán)會引起金屬件和復合材料之間的微裂紋；結構承載能力主要取決于加載速度，在較低的加載速度下，金屬件與復合材料界面逐步失效，而較高的加載速度下會突然失效。上述一系列實驗研究表明含預埋金屬件的碳纖維增強熱固性復合材料可以有效提升連接結構的整體性能，且呈現(xiàn)漸進損傷的失效行為。然而，熱塑性復合材料因沖擊性能更為優(yōu)異且可實現(xiàn)降解，已經(jīng)被廣泛應用于飛機、汽車等結構制造中［11］，目前還未有研究報道該類結構的力學失效行為。此外，建立有效的數(shù)值計算模型，評估此類連接結構的力學性能，特別是金屬與復合材料相異界面的粘結性能，有助于優(yōu)化連接參數(shù)，為后續(xù)耐久性分析奠定基礎。

綜上所述，本文旨在通過共固化技術，采用熱壓成型工藝制備含預埋金屬連接件的碳纖維增強熱塑性復合材料，探究預埋元件周圍局部纖維結構形式（連續(xù)與不連續(xù)）對智能連接結構力學性能的影響；利用超聲檢測技術，分析此類連接結構在拉拔載荷作用下的損傷破壞模式；考慮熱塑性復合材料獨特的塑性變形行為，并基于層合板理論和內(nèi)聚力模型，建立含預埋金屬連接件的碳纖維增強熱塑性復合材料有限元分析模型，探明其漸進損傷過程，從而建立金屬-復合材料界面和復合材料之間界面的性能參數(shù)與連接結構整體力學性能之間的相關性，指導共固化復合材料智能連接結構的優(yōu)化設計。

1 實驗材料及方法

1.1 原材料與實驗儀器

復合材料試件所用原料為碳纖維（T700）/尼龍（polyamide，PA6）樹脂組成的預浸布（日 本Maruhachi公司），纖維體積分數(shù)為50%。金屬連接件定制加工而成，材料為不銹鋼2316，結構如圖1所示。

圖1 金屬連接件結構與尺寸Fig.1 Structure and dimension of metal insert

采用真空熱壓機（德國COLLIN公司）共固化制備含預埋金屬件的碳纖維增強熱塑性復合材料；利用電子萬能試驗機（美國Instron公司）對共固化復合材料連接結構進行拉拔測試；通過超聲檢測系統(tǒng)（以色列ScanMaster公司）探測并呈現(xiàn)拉拔測試前后共固化復合材料結構的界面狀態(tài)和測試后的損傷模式。

1.2 復合材料制備

通過熱壓工藝制備復合材料，將預浸料（圖2a）以正交方式鋪放入模具（圖2b）中，金屬底板以下鋪設18層（厚3 mm），底板以上鋪設6層（厚1 mm），金屬連接件周圍的纖維分為環(huán)繞和開孔兩種形式，最終復合材料的鋪層方式為［0/90］6s。然后升溫到260℃并保持10 min，同時施加0.4 MPa的壓力，之后逐漸冷卻到室溫，釋放壓力，得到最終復合材料層合板的尺寸為145 mm×145 mm×4 mm。

1.3 測試與表征

利用自行設計的夾具在拉拔載荷作用下測試含預埋金屬件的碳纖維增強熱塑性復合材料的拉伸（拔出）性能（圖2c），加載速度為5 mm·min-1。通過超聲檢測系統(tǒng)測定金屬與復合材料界面粘結狀態(tài)（圖2d），其中，檢測探頭中心頻率為5 MHz，掃描速度為100 mm·s-1。

2 理論模型與有限元建模

2.1 熱塑性復合材料彈塑性理論

復合材料為各向異性材料，在各主軸方向表現(xiàn)出不同的性質。Hill［12］通過引入各向異性特征參數(shù)，在Mises屈服準則基礎上提出了一種二次型應力屈服準則（式（1）），通過類比Drucker-Prager屈服準則，并考慮各向異性材料的靜水壓效應，Hill屈服準則廣義形式的塑性勢函數(shù)表達為式（2）。

式中：σij為應力分量；H、F、G、L、M和N均為各向異性特征參數(shù)，可通過單軸和純剪切試驗確定，I、J和K表示材料主軸方向的靜水壓力修正系數(shù)。

式中：YT1，YC1，YT2，YC2，YT3，YC3分別為材料主軸方向拉伸、壓縮強度的絕對值，為剪切屈服強度的絕對值。

假設復合材料在纖維方向為線彈性，且在2-3平面對稱，看作橫觀各向同性，則材料屈服強度滿足：

將式（12）代入式（3）－（11），可得簡化后的參數(shù)為

聯(lián)立式（2）和（13），廣義Hill屈服準則可簡化為

由關聯(lián)流動法則定義塑性應變增量為

式中：dλ為比例因子。

定義等效應力為

式中：a44=L(Y2T)2，a66=N(Y2T)2。

結合式（13），根據(jù)單位體積塑性功增量理論，等效應變增量可表達為

因此，復合材料彈塑性行為的應力-應變關系為

式（15）可重寫為

等效應力σeff和塑性應變近似滿足指數(shù)關系：

式（21）中：A和n為材料塑性參數(shù)，可通過偏軸測試結果獲得。

定義瞬時塑性模量為

由此，等效應變增量可寫為

彈性柔度矩陣可根據(jù)正交彈性理論求得，塑性柔度矩陣基于塑性流動理論、硬化法則和塑性演化過程進行推導，可表達為

因此，可將基于彈性應變增量的本構關系寫為彈塑性增量形式，對于三維應力狀態(tài)，基于柔度矩陣的彈塑性本構關系為

2.2 含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拔出有限元模型

采用有限元方法模擬含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）過程，通過商業(yè)有限元結構分析軟件ABAQUS/Standard（Implicit）來研究金屬連接件拔出問題，獲得整個拔出過程的應力分布和結構失效過程。基于實驗設置，考慮結構幾何形狀和試驗加載方式的對稱性，建立四分之一三維對稱有限元模型如圖3所示。

圖3含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拔出有限元模型，網(wǎng)格劃分和邊界條件Fig.3 Finite element model,meshing,and boundary condition of carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert

圖3 中，模型尺寸與試件保持一致，不同組分采用不同的單元類型進行模擬。其中，復合材料層合板（如圖中黑色部分所示）的單元類型選為八節(jié)點縮減實體單元C3D8R；金屬連接件和富樹脂區(qū)選用八節(jié)點實體單元C3D8；金屬與復合材料界面和復合材料層間界面選用零厚度八節(jié)點三維內(nèi)聚單元COH3D8，以模擬界面脫粘行為；不考慮夾具的變形，故上下鋼板和螺栓設為剛體。對靠近金屬連接件區(qū)域的網(wǎng)格進行細化，細化后的網(wǎng)格尺寸為0.5 mm。在界面單元中，界面張開位移定義為單元上下面對應節(jié)點間的相對位移。采用二次名義應力準則作為內(nèi)聚力模型損傷初始準則判斷內(nèi)聚單元的損傷萌生，同時選用雙線型內(nèi)聚定律，基于能量的損傷演化擴展準則來描述損傷演化。復合材料層合板的強度失效準則選用Hashin失效準則。利用位移控制，在金屬連接件頂端均勻地施加沿軸向方向位移，夾具鋼板底面固定。復合材料層合板與夾具鋼板之間的界面施加接觸行為，基于Coulomb摩擦模型，均采用有限滑移的面面接觸算法，并設定摩擦系數(shù)為0.3。因取四分之一模型進行計算，所以在金屬連接件和復合材料層合板的對稱面上施加對稱邊界條件，即對稱平面上的節(jié)點是對稱約束的。

為了對比金屬連接件周圍纖維連續(xù)和不連續(xù)對連接結構整體力學行為的影響，在有限元模型中考慮纖維方向，如圖4所示，分別設定纖維環(huán)繞金屬件分布和纖維切斷分布。對于纖維連續(xù)分布，利用MATLAB?軟件，根據(jù)模型實際幾何尺寸，獲取金屬連接件周圍纖維方向向量，以離散場方式代入有限元模型。

圖4 含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料金屬連接件周圍纖維走向分布Fig.4 Fiber direction distribution around metal insert of carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert

用于有限元分析的材料參數(shù)按照ASTM標準根據(jù)復合材料拉伸、壓縮、剪切性能測試確定，列于表1。表中，Gft、Gfc、Gnc、Gsc分別為纖維拉伸、纖維壓縮、界面法向壓縮、界面切向壓縮斷裂能，Knn、Kss、Ktt為法向和兩個切向方向界面剛度，τnn、τss、τtt為法向和兩個切向方向剪切強度，Gnn、Gss、Gtt為法向和兩個切向方向斷裂韌性。

表1 有限元模型中含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料的幾何參數(shù)和材料性能Tab.1 Geometrical parameters and material properties of carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert in finite element model

3 結果與討論

3.1 纖維連續(xù)性對含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料的影響

通過實驗測試和有限元分析獲得的含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）的力-位移曲線如圖5所示。從曲線可以看到，預埋金屬連接件周圍的纖維連續(xù)性對連接結構的整體力學響應沒有影響。主要因為金屬連接件周圍切斷的纖維區(qū)域較小，對連接結構的承載能力影響不大。通過比較發(fā)現(xiàn)，有限元模擬結果與實驗結果吻合較好。

圖5金屬連接件周圍纖維連續(xù)與不連續(xù)分布碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）實驗和有限元力-位移曲線Fig.5 Failure modes of punched and steered carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert

圖6 呈現(xiàn)了含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拔出測試后的宏觀失效模式。金屬連接件底板與底部的復合材料層合板完全脫開，即共固化粘結失效，拔出的金屬連接件的底板未發(fā)生明顯的塑性變形。對于纖維連續(xù)與不連續(xù)的兩種結構，金屬連接件周圍的復合材料表現(xiàn)出不同的失效模式。當切斷金屬連接件處的纖維時，金屬底板上部的復合材料層合板出現(xiàn)十字型裂紋；當保持金屬連接件周圍的纖維連續(xù)性時，金屬底板上部的復合材料層合板會從金屬底板邊緣區(qū)域開始出現(xiàn)纖維斷裂和基體開裂，呈現(xiàn)環(huán)型的破壞模式。

圖6 金屬連接件周圍纖維連續(xù)與不連續(xù)分布碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）測試后失效模式Fig.6 Failure modes of the punched and steered carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert

結合超聲檢測表征和顯微觀察，圖7和圖8分別呈現(xiàn)了金屬連接件周圍纖維連續(xù)與不連續(xù)分布碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）測試后微觀形貌和超聲掃描圖像。

圖7 金屬連接件周圍纖維連續(xù)與不連續(xù)分布碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）測試后微觀形貌Fig.7 Micrographs on punched and steered carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert

可以發(fā)現(xiàn)對于纖維連續(xù)與不連續(xù)分布情況，復合材料層合板底部均未出現(xiàn)纖維和基體的損傷破壞。金屬連接件因與復合材料層合板脫粘而被完全拔出，金屬連接件底板與復合材料交界處的富樹脂區(qū)會發(fā)生開裂，并沿金屬連接件底板邊緣呈現(xiàn)復合材料層合板分層現(xiàn)象。超聲掃查的結果表明分層區(qū)域較小，這一點與文獻報道的含預埋金屬連接件碳纖維增強熱固性復合材料不同，主要是因為熱塑性復合材料的塑性行為延緩了分層裂紋的擴展。但纖維連續(xù)與不連續(xù)分布情況下分層面積和層合板整體損傷破壞分布不同，這也是導致局部纖維結構形式對含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料最終破壞模式的影響差異的原因。

圖8金屬連接件周圍纖維連續(xù)與不連續(xù)分布碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）測試前后形貌和超聲掃描圖像Fig.8 Macrographs and C-scan images on punched and steered carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert

3.2 含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拔出失效機制分析

圖9 顯示了含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拔出過程中達到第一個峰值力時有限元模擬的纖維、基體和界面的損傷情況，并對比了局部纖維結構形式對模擬結果的影響。

圖9 含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料拉伸（拔出）過程有限元模擬分布云圖Fig.9 Numerical results of carbon fiber reinforced thermoplastic composites with embedded metal insert

通過與實驗結果對比可以看出，在達到第一個峰值力時，金屬連接件底板和底部復合材料層合板之間界面出現(xiàn)完全分層，復合材料的損傷主要集中在金屬連接件底板所在的區(qū)域范圍，局部纖維結構形式主要影響界面和基體的損傷狀態(tài)，對纖維損傷的影響較小。

對于金屬連接件周圍纖維連續(xù)分布的情況，基體表現(xiàn)出環(huán)型的損傷開裂，這與實驗的結果較為吻合，而復合材料分層區(qū)域較纖維非連續(xù)分布的結構略大。復合材料達到第一個峰值力時基體的損傷使得繼續(xù)加載時纖維逐步發(fā)生斷裂。

4 結語

本文采用熱壓成型工藝共固化制備含預埋金屬連接件碳纖維增強熱塑性復合材料智能結構，主要針對其拉伸（拔出）測試過程中的失效行為開展了實驗和有限元分析，并改變金屬連接件周圍纖維連續(xù)性，揭示了局部纖維結構形式對連接結構整體力學行為的影響機制。主要結論如下：

（1）預埋金屬件周圍的局部纖維結構形式對碳纖維增強熱塑性復合材料的力學性能影響不大，但會帶來不同的復合材料失效模式。對于金屬連接件周圍纖維不連續(xù)的復合材料，其破壞模式呈現(xiàn)十字型纖維斷裂；對于纖維繞金屬連接件連續(xù)的復合材料，呈現(xiàn)出纖維沿金屬底板邊緣斷裂的環(huán)型破壞模式。

（2）碳纖維熱塑性復合材料層合板之間的分層始于金屬連接件底板邊緣，結合超聲檢測表征，發(fā)現(xiàn)分層區(qū)域較小，這點與文獻報道的含預埋金屬連接件碳纖維增強熱固性復合材料不同。主要源于熱塑性復合材料的塑性行為延緩了分層裂紋的擴展。超聲無損檢測技術可以幫助準確識別共固化復合材料連接結構的破壞模式。

（3）通過顯微觀察發(fā)現(xiàn)在金屬連接件周圍會出現(xiàn)基體開裂，而復合材料層合板底層未出現(xiàn)纖維和基體損傷。

（4）對比實驗和有限元模擬結果，力-位移曲線中的第一個峰值力主要由金屬連接件底板和底部復合材料層合板之間界面的分層引起。建立的有限元模型模擬結果與實驗結果吻合較好，模型有助于指導共固化復合材料連接結構的優(yōu)化設計。

作者貢獻聲明：

李倩：概念與方法提出、建模分析、實驗測試、數(shù)據(jù)分析、論文撰寫。

丁浩：實驗測試。

譚松梨：建模分析。

張振：實驗驗證、學術指導、論文修改、項目資助。