張建軍,趙興國,梁　偉,李　云

(1.中北大學(xué) 理學(xué)院,太原 030051;2.太原理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,太原 030024)

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含缺陷膠接接頭的內(nèi)聚強(qiáng)度受不同外載作用影響的研究

張建軍1,2,趙興國2,梁偉2,李云1

(1.中北大學(xué) 理學(xué)院,太原 030051;2.太原理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,太原 030024)

摘要:利用TS-802高強(qiáng)度膠黏劑對(duì)高碳不銹鋼進(jìn)行對(duì)接膠接接頭連接,對(duì)不同固化過程試樣,分別采用單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)，測試研究其對(duì)接膠接接頭的內(nèi)聚強(qiáng)度;通過隔離體平衡法和中性軸平移法分析了四點(diǎn)彎曲加載方式下界面應(yīng)力的演化過程,并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證膠黏劑的層內(nèi)缺陷對(duì)內(nèi)聚強(qiáng)度的影響。研究表明,室溫下固化24 h與80 ℃固化2 h相比,后者具有更高的內(nèi)聚強(qiáng)度;在固化過程中，膠黏劑膠層內(nèi)部不可避免產(chǎn)生缺陷,缺陷主要集中在中央?yún)^(qū)域,而在邊緣區(qū)域?yàn)楣饣瑹o缺陷區(qū),因此四點(diǎn)彎曲加載方式下界面具有更高的邊緣應(yīng)力內(nèi)聚強(qiáng)度;隔離體平衡法和中性軸平移法兩種理論分析均表明，常規(guī)彎曲應(yīng)力公式與本文中推導(dǎo)得到的應(yīng)力公式的理論比值為2.5.本文的實(shí)驗(yàn)和理論研究有助于更系統(tǒng)和更深入地理解膠黏劑的內(nèi)聚強(qiáng)度受不同固化方式及不同強(qiáng)度測試手段的影響。

關(guān)鍵詞:對(duì)接接頭;膠黏劑;單軸拉伸;四點(diǎn)彎曲;缺陷;內(nèi)聚強(qiáng)度

膠黏劑是一類能夠連接同質(zhì)或異質(zhì)材料,并使兩者之間形成膠接結(jié)構(gòu)的結(jié)合劑,如金屬和金屬、金屬和非金屬、金屬和陶瓷等結(jié)構(gòu)件的粘結(jié)。膠黏劑由于其經(jīng)濟(jì)、實(shí)用、易于裝配而被廣泛應(yīng)用于建筑物、車輛、艦船、飛機(jī)、宇宙飛行器等領(lǐng)域[1]。近年來,與膠黏劑相關(guān)的研究主要集中在以下方面:與膠黏劑膠層厚度有關(guān)的內(nèi)聚強(qiáng)度的研究[2];利用膠黏劑構(gòu)造單搭接和雙搭接接頭的承載力的研究[3];粘聚區(qū)模型(CZM)本構(gòu)關(guān)系和斷裂機(jī)理的研究[4];正對(duì)接接頭和斜對(duì)接接頭理想承載能力研究[5]等。對(duì)于那些用膠黏劑連接的構(gòu)件在服役過程中關(guān)注較多的就是其內(nèi)聚強(qiáng)度[6],尤其是對(duì)于在膠接接頭固化過程中,膠層中產(chǎn)生的孔洞等缺陷對(duì)其內(nèi)聚強(qiáng)度和應(yīng)力演化的影響。因此,要充分理解含缺陷的膠黏劑的內(nèi)聚強(qiáng)度的變化規(guī)律,往往要從膠黏劑在工作時(shí)的受力狀態(tài)入手進(jìn)行分析[7]。

利用TS-802雙組份膠黏劑對(duì)高碳不銹鋼進(jìn)行對(duì)接膠接接頭連接,在獲得相同膠層厚度的前提下,采用不同固化過程研究其對(duì)接膠接接頭的內(nèi)聚強(qiáng)度。研究中對(duì)同一固化試樣分別采用單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲進(jìn)行室溫下膠黏劑內(nèi)聚強(qiáng)度的測試,通過理論計(jì)算獲得四點(diǎn)彎曲測試的膠接接頭的內(nèi)聚強(qiáng)度要高于單軸拉伸測試的結(jié)果。本研究從涉及的基本理論入手,通過隔離體平衡法和中性軸平移法2種基本理論推導(dǎo)四點(diǎn)彎曲的修正彎曲公式,分析了2種不同加載方式下界面應(yīng)力的演化過程造成差異較大的內(nèi)聚強(qiáng)度的理論原因,通過相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)分析驗(yàn)證膠黏劑的內(nèi)層缺陷對(duì)內(nèi)聚強(qiáng)度的影響。

1實(shí)驗(yàn)過程

1.1對(duì)接膠接接頭和固化

試驗(yàn)中采用2根直徑為10 mm,長度為60 mm的8C13CrMoV型高碳不銹鋼作為被粘物,用商用TS-802雙組份高強(qiáng)度膠黏劑按其體積比為1∶1比例均勻拌合后涂抹在鋼棒的圓截面上進(jìn)行對(duì)接粘接并保持軸向度,指壓5 min后進(jìn)行室溫下固化24 h或熱處理爐中80 ℃固化2 h兩種不同的固化處理。固化后的膠層厚度約為0.08～0.10 mm.固化完成后用1200號(hào)砂紙將溢出的膠瘤仔細(xì)打磨掉。

1.2 軸向拉伸和四點(diǎn)彎曲

利用電子萬能試驗(yàn)機(jī)(CMT5205)進(jìn)行膠黏劑內(nèi)聚強(qiáng)度的測試。圖1為本研究采用的兩種加載方式的示意圖。測試均在室溫下進(jìn)行,萬能試驗(yàn)機(jī)的橫梁移動(dòng)速度為0.5 mm/min,為準(zhǔn)靜態(tài)加載方式。在單軸拉伸測試時(shí)用標(biāo)距為50 mm的引伸計(jì)記錄其應(yīng)力-應(yīng)變曲線。在四點(diǎn)彎曲時(shí)采用CMT5205自帶的四點(diǎn)加載裝置進(jìn)行對(duì)稱彎曲測試。

a-uniaxial tensile test;b-four-point bending test圖1　膠黏劑內(nèi)聚強(qiáng)度測試示意圖Fig.1　Testing schematic of cohesion strength

2結(jié)果和討論

2.1膠黏劑的單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變行為

當(dāng)進(jìn)行單軸拉伸測試時(shí),TS-802膠黏劑膠層和8C13CrMoV型高碳不銹鋼的橫截面上的軸力相同,因此應(yīng)力相同;同時(shí),由圖2拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知膠黏劑在受單軸應(yīng)力狀態(tài)近似服從線彈性變形本構(gòu)方程σ=Eε,其中σ為正應(yīng)力,ε為線應(yīng)變,E為楊氏模量。一般的膠黏劑的楊氏模量(E)為0.05～5.0 GPa,泊松比(μ)為0.3～0.4[8];在本研究中8C13CrMoV型高碳不銹鋼的楊氏模量(E)為220 GPa,但TS-802膠黏劑的楊氏模量(E)僅有0.065 GPa,數(shù)量級(jí)相差懸殊,因此Esteel?Eadhensive,可知εadhensive?εsteel. 因此,可近似地認(rèn)為,在拉伸過程中8C13CrMoV型高碳不銹鋼幾乎沒有拉伸應(yīng)變,故由引伸計(jì)測出的拉伸應(yīng)變只代表膠黏劑的應(yīng)變。圖2的應(yīng)力-應(yīng)變曲線反映了膠黏劑在拉應(yīng)力作用下服從近線彈性斷裂過程。

表1呈現(xiàn)了膠黏劑內(nèi)聚強(qiáng)度的測試結(jié)果。其中：σa1和σb1數(shù)據(jù)為室溫固化24 h條件下分別進(jìn)行單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲的測試結(jié)果;σa2和σb2數(shù)據(jù)為80℃保溫2h固化條件下分別進(jìn)行單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲的測試結(jié)果。試驗(yàn)中單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲分別使用式(1)和式(2)進(jìn)行理論計(jì)算:

(1)

(2)

式中:FN為軸力;A為橫截面面積;M為彎矩;D為圓截面直徑;I為關(guān)于過圓心水平方向?qū)ΨQ軸的慣性矩。

圖2　80 ℃保溫2 h固化膠黏劑的典型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2　Typical stress-strain curve ofadhesive cured at 80 ℃ for 2 h

2.2兩種理論分析

分別對(duì)比表1中σa1和σb1,以及σa2和σb2的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn):相同的固化條件和相同厚度的膠黏劑在兩種不同的測試方法下所得內(nèi)聚強(qiáng)度數(shù)值差異較大,這與實(shí)際情況不符。為充分解釋這種異常差異出現(xiàn)的原因,本研究從理論分析出發(fā),用2種完全不同的思路進(jìn)行了界面應(yīng)力演化的理論推導(dǎo)和分析,進(jìn)而通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行深入驗(yàn)證。

實(shí)驗(yàn)表明,在80 ℃下進(jìn)行2 h膠黏劑固化的內(nèi)聚強(qiáng)度要高于室溫固化24 h的內(nèi)聚強(qiáng)度;同時(shí)實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn),含缺陷的對(duì)接膠接接頭在受四點(diǎn)彎曲加載的條件下具有更高的內(nèi)聚強(qiáng)度。文中對(duì)這一現(xiàn)象進(jìn)行了理論研究,并提出2種分析方法,得到相應(yīng)的解析公式。

表1　2種不同固化過程的膠黏劑分別進(jìn)行單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲測試其內(nèi)聚強(qiáng)度

2.2.1隔離體平衡法

該方法取包含膠黏劑和8C13CrMoV型高碳不銹鋼在內(nèi)的一半作為隔離體進(jìn)行平衡分析,圖3為分析時(shí)采用的示意圖。由于8C13CrMoV型高碳不銹鋼的楊氏模量和強(qiáng)度遠(yuǎn)高于膠黏劑TS-802對(duì)應(yīng)值,所以在加載過程中膠黏劑膠層只發(fā)生線彈性變形,不銹鋼鋼棒只產(chǎn)生剛性轉(zhuǎn)動(dòng)。因此在四點(diǎn)彎曲加載條件下,鋼棒上側(cè)發(fā)生剛性接觸,在接觸點(diǎn)上出現(xiàn)剛性接觸力Fc.

圖3　隔離體平衡法分析示意圖Fig.3　Analysis schematic by free-body equilibrium

在膠黏劑層界面上出現(xiàn)線性分布的平行力系,其最大值為σb′,σx是距離剛性接觸點(diǎn)為y處的值,由線性比例關(guān)系可知:

(3)

式中,D為鋼棒圓截面的直徑。由平行力系的合力Fr和剛性接觸力Fc在x方向平衡,同時(shí)平行力系的合力Fr與剛性接觸力Fc構(gòu)成的力偶與外力偶M平衡,則有關(guān)系:

(4)

(5)

于是微面積上的微合力為:

(6)

則平行力系在整個(gè)圓截面上的合力為:

(7)

由合力距定理可以求得合力作用點(diǎn)到剛性接觸點(diǎn)的距離yr:

(8)

從圖中可知:

(9)

將式(7)、式(8)和式(9)帶入式(5)可得:

(10)

聯(lián)立求解式(7)和式(10),可知:

(11)

對(duì)比式(2)和式(11)可發(fā)現(xiàn)

(12)

從式(12)可知常規(guī)的計(jì)算得到的結(jié)果是本文推導(dǎo)結(jié)果的2.5倍。因此在四點(diǎn)彎曲加載情況下,膠黏劑的真實(shí)的內(nèi)聚強(qiáng)度為σb′對(duì)應(yīng)數(shù)據(jù)。

2.2.2中性軸平移法

圖4-a中為常見的彎曲應(yīng)力分布圖,即應(yīng)力在中性軸z的兩側(cè)呈對(duì)稱分布,即一側(cè)受拉,另一側(cè)受壓,可以利用彎曲應(yīng)力公式進(jìn)行最大拉(壓)應(yīng)力的求解:

(13)

式中:D為圓截面直徑;慣性矩

則:

(14)

式中，Mz為橫截面上的彎矩,其與外力矩M平衡。圖4-b為鋼棒剛度遠(yuǎn)大于膠黏劑時(shí)界面上的應(yīng)力分布規(guī)律,可知中性軸z從原來的位置移動(dòng)至上側(cè)邊緣z′處,在該位置鋼棒發(fā)生剛性接觸。整個(gè)截面上全部為拉應(yīng)力且呈線性分布。由于中性軸發(fā)生平移,則關(guān)于z′慣性矩為:

(15)

(16)

此時(shí)求解最大拉應(yīng)力的公式:

(17)

對(duì)比式(14)和式(17)可發(fā)現(xiàn):

(18)

常規(guī)計(jì)算應(yīng)力公式值的結(jié)果是修正后公式結(jié)果的2.5倍。

對(duì)比隔離體平衡法和中性軸平移法,推導(dǎo)發(fā)現(xiàn)盡管2種推導(dǎo)思路不同,但是得到了完全相同的結(jié)果。由于膠層和被粘物的彈性模量的巨大差異,導(dǎo)致膠層內(nèi)的應(yīng)力分布規(guī)律不同于均勻材料的應(yīng)力分布規(guī)律;進(jìn)行四點(diǎn)彎曲測試時(shí)界面應(yīng)力的演化及其分布不同于常規(guī)材料,是產(chǎn)生差異的本質(zhì)原因。說明，對(duì)于彈性模量差異巨大的膠接接頭結(jié)構(gòu),用常規(guī)的彎曲公式計(jì)算方法已經(jīng)不適合,而需要用本文提出的修正結(jié)果進(jìn)行計(jì)算。

圖4　中性軸平移法分析示意圖Fig.4　Analysis schematic by neutral axis translation

2.3膠黏劑膠層內(nèi)缺陷對(duì)內(nèi)聚強(qiáng)度的影響

膠接對(duì)接接頭在粘接固化過程中不可避免的在膠層內(nèi)部產(chǎn)生氣孔,從而降低其內(nèi)聚強(qiáng)度;而孔洞缺陷位置主要集中在粘接區(qū)的中央?yún)^(qū)域,因此當(dāng)加載方式不同時(shí)導(dǎo)致界面應(yīng)力分布規(guī)律顯著不同,因而導(dǎo)致其極限內(nèi)聚強(qiáng)度的差異。圖5為在80 ℃保溫2 h固化后進(jìn)行單軸拉伸測試斷裂后的膠黏劑的斷口形貌圖。圖中可見在固化過程中形成的夾雜和氣孔等缺陷主要集中在位于中央的圓形區(qū)域內(nèi),而在距邊緣為0.8～1.0 mm的環(huán)形區(qū)域內(nèi)的斷口光滑,幾乎未見任何缺陷;同時(shí)還發(fā)現(xiàn)在中心區(qū)域內(nèi)斷口為韌窩狀塑性斷裂,而在邊緣區(qū)域內(nèi)則為脆性的片層狀斷裂;斷口總體表現(xiàn)為近似線彈性斷裂,如圖2所示。

a-uniaxial tensile test;b-four-point bending test圖5　斷裂后的膠黏劑的斷口形貌圖Fig.5　Fracture morphology of the adhesives

分別對(duì)比室溫固化條件下單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲的數(shù)據(jù)σa1和σb1′,以及80 ℃保溫2 h固化膠黏劑σa2和σb2′的數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn),室溫24 h固化的膠黏劑單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲測試的內(nèi)聚強(qiáng)度平均值分別為20.96 MPa和25.70 MPa,后者比前者高22.61%;而80 ℃保溫2 h固化的膠黏劑單軸拉伸和四點(diǎn)彎曲測試得到的內(nèi)聚強(qiáng)度平均值分別為28.54 MPa和40.24 MPa,后者比前者高41.00%.對(duì)于相同的加載方式,80 ℃固化2 h時(shí)可以獲得更高的內(nèi)聚強(qiáng)度,這是由于在較高溫度固化時(shí)構(gòu)成膠黏劑的高分子支鏈更易發(fā)生交聯(lián)反應(yīng)而生成具有更大強(qiáng)度的大分子結(jié)構(gòu);同時(shí)在較高溫度固化時(shí)所需時(shí)間遠(yuǎn)小于室溫固化時(shí)間,因此固化效率也更高。

除此之外,這種情況的出現(xiàn)和膠層中所含的缺陷也有緊密的聯(lián)系。在單軸拉伸測試過程中,膠層中分布著與加載方向平行且均勻分布的拉應(yīng)力,且隨著外載荷的不斷增加,拉應(yīng)力隨之增加;這樣在中央?yún)^(qū)域的孔洞周邊極易因?yàn)镚riffith現(xiàn)象(脆性材料中存在的細(xì)小的微裂紋或缺陷在外力作用下產(chǎn)生應(yīng)力集中的現(xiàn)象;當(dāng)應(yīng)力達(dá)到一定程度時(shí),裂紋開始擴(kuò)展最終導(dǎo)致斷裂)而造成微裂紋的萌生、擴(kuò)展和匯聚,因此在膠黏劑的斷口形貌中可以看到呈韌性斷裂特點(diǎn);當(dāng)中央?yún)^(qū)域承載能力急劇下降乃至消失后,只剩下邊緣不含缺陷的環(huán)狀帶承載而導(dǎo)致脆性斷裂。但是,在四點(diǎn)彎曲加載測試過程中由于形成了與單軸拉伸過程不同的應(yīng)力分布(圖3和圖4-b),在該測試過程中界面上的最大應(yīng)力從邊緣開始,同時(shí)高應(yīng)力出現(xiàn)的區(qū)域恰好是膠黏劑在固化時(shí)形成密實(shí)無缺陷的區(qū)域,在該區(qū)域可以承受高于單軸拉伸時(shí)的平均應(yīng)力;由于加載導(dǎo)致的膠層的拉應(yīng)力呈三角形線性分布,因此易知在缺陷集中出現(xiàn)的中央?yún)^(qū)域內(nèi)其應(yīng)力僅為達(dá)到膠黏劑在兩種固化條件下的極限內(nèi)聚強(qiáng)度的平均應(yīng)力(25.70，40.24 MPa)的一半(即:12.85，20.12 MPa),小于其對(duì)應(yīng)固化條件下單軸拉伸測試時(shí)的內(nèi)聚強(qiáng)度(20.96，28.54 MPa)。由此可知,在四點(diǎn)彎曲加載情況下,中央?yún)^(qū)域內(nèi)出現(xiàn)的孔洞對(duì)其極限內(nèi)聚強(qiáng)度的影響甚微;換言之,在Griffith現(xiàn)象出現(xiàn)之前,膠黏劑就已經(jīng)達(dá)到了內(nèi)聚強(qiáng)度的極限值,這也就解釋了在四點(diǎn)彎曲加載條件下膠黏劑內(nèi)聚強(qiáng)度高于單軸拉伸情況的原因。

3結(jié)論

1) 膠黏劑在80 ℃保溫2 h固化后的內(nèi)聚強(qiáng)度要高于其在室溫下固化24 h的內(nèi)聚強(qiáng)度。這是由于在較高溫度下固化時(shí)膠黏劑內(nèi)部易發(fā)生高分子高度交聯(lián)和生成不易破壞的共價(jià)鍵。

2) 進(jìn)行了兩種不同思路的理論推導(dǎo),即隔離體平衡法和中性軸平移法,兩種方法得到了完全一致的結(jié)果,即:常規(guī)的四點(diǎn)彎曲測試的結(jié)果值是推導(dǎo)得到公式計(jì)算結(jié)果值的2.5倍。

3) 由于膠黏劑在固化過程中產(chǎn)生了隨機(jī)分布在中央?yún)^(qū)域內(nèi)的夾雜和氣泡,這些缺陷會(huì)對(duì)單軸拉伸測試中膠黏劑內(nèi)聚強(qiáng)度產(chǎn)生副作用;對(duì)于四點(diǎn)彎曲而言,由于其最高應(yīng)力是從不含缺陷的邊緣處開始的,因而具有相比單軸拉伸更高的內(nèi)聚強(qiáng)度。

4) 不論以哪種方式加載,膠層的破壞都表現(xiàn)為中央?yún)^(qū)域內(nèi)呈韌性斷裂,邊緣環(huán)狀區(qū)域內(nèi)呈脆性斷裂的特征。

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(編輯：李文娟)

Investigations on Cohesion Strength of Adhesive Butt-joint with Defects Subjected to Different Loading Modes

ZHANG Jianjun1,2,ZHAO Xingguo2,LIANG Wei2,LI Yun1

(1.SchoolofScience,NorthUniversityofChina,Taiyuan030051,China;2.CollegeofMaterialsScienceandEngineering,TaiyuanUniversityofTechnology,Taiyuan030024,China)

Abstract:The commercial adhesive TS-802 with high cohesive strength was used to obtain different strengths of butt-jointed stainless steel under different curing conditions.Uniaxial tensile test and four-point bending test were performed to measure the cohesion strength of adhesive butt-joint.To elucidate the interface stress evolution under four-point bending mode,the theoretical analysis of free-body equilibrium method and neutral axis translation method were conducted.Experimental research was carried out to verify the influence of adhesives layer defects on cohesion strength.Results show that the cohesion strength of butt-joint cured at 80 ℃ for 2 h was higher than that cured at room temperature for 24 h. The adhesive butt-joint inevitably produced defects during the curing process, which were randomly distributed in the middle zone of the adhesive.Thus,under the four-point bending loading the interface had higher edge stress cohesion strength.Theoretical analysis shows that the theoretical ratio was 2.5 by comparing the conventional bending formula with the derived formula in this paper. This research is helpful to understand the adhesives cohesive strength influenced by both curing methods and stress loading modes.

Key words:butt-joint;adhesive;uniaxial tensile;four-point bending;defects;cohesion strength

文章編號(hào):1007-9432(2016)02-0134-06

*收稿日期：2015-05-27

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目:鎂鋁復(fù)合板的拉深成形行為及其變形微觀機(jī)制(51175363)

作者簡介：張建軍(1976-),男,山西壽陽人,博士生,講師,主要從事鎂鋁層合板的制備及其力學(xué)性能研究,(E-mail)39439508@qq.com通訊作者：梁偉,教授,博士生導(dǎo)師,主要從事材料微觀組織結(jié)構(gòu)分析及輕合金制備加工方向研究,(E-mail)liangwei@tyut.edu.cn

中圖分類號(hào):O344.1；TB302.3

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A

DOI：10.16355/j.cnki.issn1007-9432tyut.2016.02.002