高佳佳，楚瓏晟，馬天陽，高 朋

（西南交通大學材料科學與工程學院，成都 610031）

纖維增強樹脂基復合材料（簡稱復合材料），具有比強度高、比剛度高、耐高溫、耐腐蝕、抗疲勞性能好、減振性好、成型工藝簡單等優(yōu)異性能[1]，被廣泛應用在航空航天、軌道交通、車輛等領域[2-3]。復合材料結構件的應用不可避免地出現連接結構，且結構件的失效破壞絕大部分發(fā)生在連接部位，連接結構處的失效破壞對整個結構的穩(wěn)定性及耐久性具有重要意義。因此，復合材料連接結構的失效過程分析及失效機理研究是復合材料應用中的焦點問題[4]。

目前，國內外學者對復合材料連接結構的失效分析多采用有限元分析以及試驗研究的方法。有限元分析主要通過材料屬性退化，求解非線性平衡方程而實現[5]；試驗研究方法主要是通過力學手段及材料表征分析方法來研究失效機理[6]。關于有限元漸進損傷的分析方法，崔浩等[7]、Pisano 等[8]基于Abaqus 軟件，研究復合材料多釘連接接頭的失效破壞模式，發(fā)現接頭多呈剪切失效和凈截面拉斷失效破壞。黃河源等[9]提出一種非線性面內連續(xù)損傷與三維混合失效模型，用于模擬復合材料厚板的沉頭螺栓連接結構失效過程，并對比試驗結果，發(fā)現復合材料連接結構的失效過程為纖維斷裂、基體損傷、開孔擠壓以及層合板分層等混合破壞模式。針對連接結構中不同參數對于結構失效形式的影響，Gay等[10]研究了鋁合金與玻璃纖維增強復合材料自沖鉚接質量的影響參數、失效形式以及應力演變，發(fā)現復合材料類型與加載溫度對鉚接質量具有顯著影響，且較高載荷下復合材料厚板自沖鉚接與靜載形式下具有相似失效模式。前人在試驗研究復合材料連接結構失效形式上也做了大量的工作。陳濱琦[11]通過拉伸試驗研究了復合材料單釘單剪連接的失效機制，發(fā)現復合材料層合板的失效行為與螺栓變形存在互相作用機制，螺栓的局部屈服引起板材構型發(fā)生變化，層合板彎曲度增加擠壓螺栓發(fā)生塑性變形，二者失效行為呈現復雜的耦合現象。Khashaba 等[12]通過分析載荷–位移曲線及纖維與基體破壞層顯微形貌，研究了釘孔間隙量對玻璃纖維復合材料鉚釘連接接頭的失效模式影響，發(fā)現適當的釘孔間隙尺寸可以吸收失效能量，延緩板材失效斷裂?；谳d荷–位移曲線與斷層形貌，Kelly 等[13]研究了橫向載荷對復合材料層合板破壞模式的影響，發(fā)現復合材料層合板主要以層間剪切失效為主。

綜上所述，有限元分析和試驗分析方法已被廣泛用于研究復合材料連接結構的失效過程。而上述研究在復合材料連接結構失效強度的試驗方法中存在不足。因此，針對復合材料的螺栓連接與膠–螺混合連接結構損傷失效，采用拉伸–剪切試驗研究結構的失效破壞，觀察微觀結構下纖維與基體的變化過程，采取商用有限元軟件Abaqus 建立試驗模型進行仿真計算，分析不同復合材料連接結構破壞形式和失效強度，為復合材料的連接結構設計提供一種理論依據。

1 研究方法

1.1 試驗材料與連接結構

試驗采用國內某廠家提供的復合材料層合板，鋪層信息為[0°/90°/±45°]s，厚度為3.5mm。膠黏劑采用環(huán)氧樹脂雙重改性高溫結構膠，A、B 組分按照1∶3 的比例配比制成，緊固件采用發(fā)黑高強度內六角杯頭螺栓，試驗樣件采用數控機床加工而成，螺栓連接及膠–螺混合連接的試件尺寸分別如圖1 和2 所示。

復合材料連接結構強度不僅受材料本身強度的影響，同樣也會受結構尺寸效應、搭接形式、端徑比（E/D）、螺栓選擇、預緊力以及干涉量等因素的影響。研究不同程度的失效破壞，本文試驗件的連接形式選用單搭接形式，端徑比取3～5，設計螺栓連接端徑比為3.75 以增強其強度，并行間距盡可能大，以降低偏心加載引起的彎曲應力。根據機械設計手冊選取4%的干涉量。膠–螺混合連接提高其安全裕度，螺栓連接主承力件為螺栓，抗剪能力弱，通過雙搭接增大載荷傳遞能力。試驗制樣按以下步驟進行：

（1）連接前先將所有需要膠接處用銼刀打毛。

（2）螺栓連接結構如圖1 所示，考慮螺栓連接結構失效穩(wěn)定性，故采用雙釘排列。將切割加工好的樣件搭接30mm，螺栓孔間距離取10mm，使用數顯扭矩扳手施加少量預緊力固定螺栓。

圖1 碳纖維復合材料螺栓連接強度測試試件幾何尺寸（mm）Fig.1 Specimen geometry for strength test of composite materials with bolt joints

（3）膠–螺混合連接結構如圖2 所示，因其結構性能較高，故采用單釘連接。先將搭接部分采用膠黏劑粘接，同時固定螺栓，防止多余膠黏劑固化后影響釘孔配合，膠粘處用強力夾加壓并置于烘箱中烘烤12h。

（4）分別在兩種連接結構的兩端粘接相同復合材料加強片，尺寸為30mm×30mm，厚度為3.5mm：一方面保證拉伸時試驗件軸向加載；另一方面防止拉伸時試驗件打滑。黏接前采用丙酮清洗試樣，放置于烘箱中烘烤24h，黏接時用結構膠專用擦拭劑擦除表面污垢，雙面涂抹膠黏劑，采用強力夾施壓，放置于80℃烘箱中加熱固化24h。

1.2 拉伸–剪切試驗

為了測試螺栓連接與膠–螺混合連接結構的強度，同時得到不同損傷程度的樣件，本文設計了5 組試驗加載工況，每組工況測試4 個試驗件，如表1 所示。拉伸–剪切試驗過程按照美國材料試驗學會測試標準ASTM D6742 執(zhí)行[14-15]，采用CMT5105 電子萬能試驗機進行測試，試樣件及試驗機如圖3 所示。在室溫干燥條件下測試，溫度變化<±3℃，濕度變化<±3%，加載速率為1mm/min，設置最大拉伸力為1000kN，最大位移為50mm，拉伸至失效，獲取載荷–位移曲線。

表1 復合材料連接結構測試試樣Table 1 Joint strength test sample of joint technology of composite materials

圖2 碳纖維復合材料膠–螺混合連接強度測試試件幾何尺寸（mm）Fig.2 Specimen geometry for strength test of composite materials with adhesive-bolt hybrid joints

圖3 試樣件及試驗機Fig.3 Experimental samples and testing apparatus

1.3 斷口形貌觀察

利用數控機床切割分離失效斷面，并在砂紙上分級打磨機床切割面。采用噴金設備對斷口及斷口側面進行噴金，采用FEI Quanta FEG 250 場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察試件斷面顯微形貌，分析不同破壞情況的斷面結構及破壞模式，以此從微觀結構方面分析其破壞機理。

1.4 有限元模型

采用Abaqus 有限元分析軟件建立螺栓連接試驗模型。模型按照圖1 和2 所示的尺寸結構建模，工程材料參數設置為試驗板材的屬性，如表2 和3 所示。接觸面屬性采用摩擦屬性，采用一端固支另一端加載的方法；復合材料板材采用連續(xù)殼單元SC8R，共劃分為21440個單元；螺栓采用八節(jié)點六面體減縮積分單元C3D8R，劃分為21976 個單元；網格劃分模型如圖4 所示。

2 結果與討論

2.1 破壞模式

通常，復合材料螺栓連接的基本失效破壞模式有拉伸破壞、擠壓破壞、剪切破壞，或其組合模式如拉伸–剪切、拉伸–擠壓、擠壓–剪切等[16]。一般來講，擠壓破壞是發(fā)生在局部的破壞方式，不會引起構件崩潰式破壞，相對來說是偏安全的破壞模式。因此，在連接結構設計中，應盡可能使構件發(fā)生擠壓破壞或與其有關的組合破壞模式，以保證結構件具有較高的安全性和穩(wěn)定性[17–18]。在拉伸–剪切試驗中，復合材料螺栓連接破壞模式呈現擠壓破壞、拉伸–擠壓組合式破壞；膠–螺混合連接則呈現拉伸斷裂式破壞[19]。

表2 復合材料連接板材料屬性Table 2 Material properties of joint technology of composite materials

表3 單向碳纖維復合材料許用強度Table 3 Yield strength of carbon fiber composite materials

圖5 為復合材料連接結構的宏觀斷口圖。圖5（a）為復合材料螺栓連接試驗件宏觀破壞形貌，可以看出試件基本呈現擠壓破壞，隨著載荷增大，釘孔處破壞程度增加，拉伸至完全失效時，螺栓嵌入孔旁邊復合材料內部。去除螺栓，觀察連接板外側（板材非接觸面）發(fā)現隨著位移增大，板材螺栓孔首先呈現擠壓彎曲變形現象，并且拉伸受力一側有明顯纖維屈曲及樹脂基體擠壓破壞。圖5（b）為復合材料膠–螺混合連接試驗件宏觀破壞形貌，可以觀察到螺栓拉伸剪切作用對于復合材料板的破壞非常嚴重，由于膠粘劑作用，板材接觸面拉伸時表面層脫落，纖維抽出斷裂，隨著拉伸位移的增加，板材趨向于凈截面失效，到拉伸至完全失效時斷口處出現顯著的膠層分層，纖維抽出斷裂且呈絲狀，樹脂黏附于纖維之上。

圖4 復合材料連接結構有限元網格模型Fig.4 FE mesh model of joints of composite materials

2.2 載荷–位移曲線

為分析復合材料連接結構在拉伸破壞過程中的強度變化，由試驗所得的螺栓連接與膠–螺混合連接載荷–位移曲線如圖6 所示，其中LS–TX 為螺栓連接試樣，JL–TX 為膠–螺混合連接試樣（后文同）。

如圖6（a）所示，螺栓連接曲線可分為擠壓階段、破壞階段、屈服階段3 個階段。擠壓階段是螺栓與復合材料相互作用階段，螺栓孔處纖維與基體受擠壓力，板材密度增加，局部提高孔周圍的結構剛度，在擠壓階段的后期曲線斜率降低，螺栓連接的載荷接近極限載荷；隨著破壞位移增大，纖維與基體產生受損變形，孔邊纖維出現破壞，當載荷增大至17.9kN 時，連接結構達到強度極限，此時載荷急劇下降至7kN，系統(tǒng)重新分配載荷，變形隨破壞位移增加，復合材料孔周纖維出現更大破壞，孔呈現明顯擠壓破壞形貌；在多釘連接情況下，繼續(xù)呈現屈服階段，直至板材徹底斷裂，試驗機終止加載。

與螺栓連接曲線相比，如圖6（b）所示，膠–螺混合連接曲線也可分為擠壓階段、破壞階段、屈服階段3個階段。與螺栓連接結構破壞情況不同的是，擠壓階段的曲線呈線性狀，由于螺栓與膠層的交互作用，結構最大失效載荷接近22kN；破壞階段載荷急劇降低至6kN，板材在螺栓與膠黏劑交互作用下，整個系統(tǒng)加載載荷重新分配，而后失效載荷隨位移增加時稍有增大；隨后曲線出現鋸齒延滯狀，該現象是由于膠黏劑的阻滯作用，板材延滯位移段延伸至11mm，直至纖維完全拉脫斷裂，板材出現斷裂破壞。

復合材料多相結構導致其損傷破壞過程受諸多因素影響。綜合比較圖6（a）和（b）曲線，發(fā)現螺栓連接在拉伸–剪切試驗中承力件主要為螺栓，因此螺栓的強度極大地決定了復合材料連接結構的強度。而膠–螺混合連接結構極限拉伸載荷較螺栓連接結構要高，因為膠–螺混合連接結構拉伸傳力至螺栓與膠黏劑，共同承載結構變形力，且膠–螺混合連接在膠黏劑黏滯作用下具有更長的屈服階段，從而起到延緩斷裂、延長構件斷裂預警時間的作用。

圖5 復合材料連接結構宏觀端口形貌Fig.5 Microscopic morphology of failure surface for different joints specimen

圖6 復合材料連接結構載荷–位移曲線Fig.6 Load-displacement of different joints for composite materials

2.3 顯微形貌觀察

斷口形貌觀察主要分析裂紋源區(qū)裂紋的延伸及發(fā)展過程，進而從微細觀視角揭示復合材料連接結構的失效過程及失效機理。為了觀察其微觀形貌的變化，采用掃描電鏡觀察其纖維與基體的變化情況。圖7 和8 分別為按破壞程度排列的螺栓連接與膠–螺混合連接結構的典型斷口微觀形貌，從左至右依次為從輕微裂紋至完全失效斷裂的斷口微觀形貌。

圖7 為放大3000x 的螺栓連接斷口微觀形貌，可以看出LS–T1 在載荷小于極限載荷時，纖維基本完整并且與樹脂結合良好。LS–T2 載荷達到極限值并且重新分配時，纖維切口處平整，有少量纖維出現擠壓屈曲變形。LS-T3 處出現少量斷裂區(qū)，纖維絲束上分布有樹脂小顆粒。隨著加載位移增大，LS-T4 纖維絲束受螺栓擠壓力出現明顯斷裂，樹脂基體團開始混亂分布于纖維束周圍。LS–T5 中斷裂的短束纖維與樹脂團簇交錯混雜分布，斷口處纖維受壓斷裂，樹脂基體受壓由均勻分布變成團簇狀，樹脂基體的團簇引發(fā)裂紋的出現，進而結構不均勻并出現薄弱區(qū)域，裂紋聚集較多而出現板材潰敗式斷裂。板材受拉伸載荷傳遞至螺栓，擠壓孔周纖維及基體，纖維受力屈曲變形，牽拉基體發(fā)生損傷，螺栓強度對于構件失效強度及斷裂形式具有主要承載作用。

圖8 為放大3000x 的膠–螺混合連接斷口微觀形貌，可以看出在JL–T1 與JL–T2 中纖維完整，斷面整齊，樹脂基體均勻分布在纖維束周圍，與纖維結合較為完好。復合材料孔周纖維在受到拉伸作用傳遞螺栓擠壓力時，纖維受壓變形并將力傳遞給樹脂基體，外力拉伸作用下發(fā)生脆性斷裂。因此，JL-T3 中碳纖維絲束從環(huán)氧樹脂基體中拔出并損傷斷裂，絲束方向雜亂排布，附著在碳纖維絲束周圍的樹脂基體開始呈小團聚狀分布。板材拉伸至失效時斷口呈完全斷裂狀，故JL-T4 與JL–T5 中纖維呈短小棒狀，方向雜亂，樹脂基體也呈團絮狀分布于纖維短束周圍。復合材料孔周纖維在受到拉伸作用傳遞的螺栓擠壓力時，纖維受壓變形并將力傳遞給樹脂基體，外力拉伸作用下發(fā)生脆性斷裂。在圖6（b）中，載荷–位移曲線破壞階段為板材之間的膠黏劑對拉伸時纖維的破壞起延滯作用，因此螺栓與膠黏劑交互作用共同影響結構失效強度。當纖維束發(fā)生整體斷裂破壞從板材中抽離出來時，即發(fā)生整體破壞。

2.4 有限元計算與試驗結果對比分析

由于上、下連接板材的損傷演化模式基本一致，本部分只做對稱連接板、螺栓的損傷擴展過程分析。結構件在單向應力狀態(tài)下，其失效判據適用于最大應力強度準則。最大應力理論強調，各材料主方向應力必須小于其對應方向的許用強度，否則即發(fā)生破壞。圖9 為螺栓連接結構損傷演變云圖與結構件破壞對比，圖10 為在拉伸載荷作用下復合材料螺栓連接與膠–螺連接結構損傷演變云圖對比。

圖7 復合材料螺栓連接結構斷口微觀形貌Fig.7 Microtopography of failure surface for bolt joints of composite materials

圖8 復合材料膠–螺混合連接結構斷口微觀形貌Fig.8 Microtopography of failure surface for adhesive-bolt hybrid joints of composite materials

從圖9 和10 的螺栓及板材結構損傷演變云圖，可以看出由于螺栓作用連接板材的損傷區(qū)域主要集中在釘孔附近，板材受拉伸載荷最大應力位于連接部位的邊緣處，其值為708MPa，集中載荷傳遞至螺栓，螺栓由于受到上下連接板材的橫向剪切作用，在中部和上下底部受剪力區(qū)域出現明顯應力集中。碳纖維絲束受螺栓擠壓力變形呈現纖維屈曲變形，板材孔周密度增加，局部提高孔周圍的結構剛度，極限載荷后短束纖維與樹脂團簇交錯混雜分布，受壓成團聚狀的樹脂基體堆積較多引發(fā)裂紋的出現，進而結構呈現不均勻并出現薄弱區(qū)域，螺栓強度對于結構件失效強度及斷裂形式具有顯著影響。

膠–螺混合連接板材最大應力為2890MPa，螺栓應力集中處分布在釘桿中部受板材擠壓周圍，受膠層的阻滯牽引力，膠層在受力方向呈現應力集中分布區(qū)。結合試驗結果，膠–螺混合連接結構拉伸斷裂式破壞，斷口處碳纖維絲束呈現拉脫損傷斷裂，連接結構在達到極限載荷之后出現拉伸凈截面破壞，并且在重新分配載荷之后板材之間的膠黏劑對于纖維的破壞起延滯作用，延緩載荷–位移曲線斷裂峰的出現。

3 結論

從多相微觀結構的損傷破壞角度入手，通過試驗及有限元分析方法研究連接結構失效強度，綜合連接件的破壞曲線、斷口宏觀特征及微觀特征，分析復合材料連接機構失效機理，以此為連接結構設計提供一種理論參考依據。

圖9 復合材料螺栓連接結構損傷演變云圖對比Fig.9 Progression contradistinction of damage variables contour in bolt joints of composite materials

圖10 復合材料螺栓連接與膠–螺連接結構損傷演變云圖Fig.10 Progression of damage variables contour in bolt joints and adhesive-bolt hybrid joints of composite materials

（1）螺栓連接結構受拉伸載荷出現孔周板材擠壓破壞?？字芴祭w維絲束受螺栓擠壓力變形，并傳遞給樹脂基體，因此呈現纖維屈曲變形，同時引起板材密度增加，局部提高孔周圍的結構剛度。在載荷達到極限載荷時，樹脂基體由均勻分布狀被斷裂的纖維短束擠壓變成團簇狀，板材螺栓孔周圍應力集中，在系統(tǒng)重新分配載荷之后，短束纖維與樹脂團簇交錯混雜分布，受壓成團聚狀的樹脂基體堆積較多引發(fā)裂紋的出現，進而結構呈現不均勻并出現薄弱區(qū)域。螺栓強度對于結構件失效強度及斷裂形式具有顯著影響。

（2）膠–螺混合連接結構拉伸斷裂式破壞。斷口處碳纖維絲束在拉伸–剪切作用下從環(huán)氧樹脂基體中拉脫并損傷斷裂，絲束方向雜亂，附著在碳纖維絲束周圍的樹脂基體從均勻分布狀變?yōu)閳F聚狀。復合材料孔周纖維在受到拉伸作用傳遞的螺栓擠壓力時，纖維受壓變形并將力傳遞給樹脂基體，外力拉伸作用下發(fā)生脆性斷裂。連接結構在達到極限載荷之后出現凈截面拉伸破壞，并且在重新分配載荷之后板材之間的膠黏劑對于纖維的破壞起延滯作用，延緩載荷–位移曲線斷裂峰的出現，曲線在黏滯階段位移較長。

（3）研究復合材料連接結構的失效斷裂模式。發(fā)現復合材料連接結構受力使釘孔周圍纖維拉脫拔出，基體受損直至構件潰損破壞。而其中材料強度、螺栓強度、膠層強度及螺栓寬徑比等因素，均會成為影響連接結構失效破壞的因素。