白桃林，陳普會，孔斌，，張雅會，蔣坤，甘建

（1.南京航空航天大學(xué)機械結(jié)構(gòu)力學(xué)及控制國家重點實驗室，南京 210016）（2.中國航空工業(yè)集團有限公司 成都飛機設(shè)計研究所，成都 610091）

0 引言

在復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)設(shè)計中，機械連接因具有承載能力強、連接質(zhì)量易于控制等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于航空結(jié)構(gòu)。設(shè)計機械連接結(jié)構(gòu)需對連接部件進行開孔處理，對于開孔結(jié)構(gòu)的面內(nèi)性能已有較多研究，但因設(shè)計復(fù)合材料層壓板時要求盡量避免面外載荷，導(dǎo)致復(fù)合材料層壓板的面外性能常被忽視。

Y.S.Rao等對纖維增強多層復(fù)合材料開孔結(jié)構(gòu)面外性能的研究表明，結(jié)構(gòu)開孔后的抗分層能力較弱。開孔除了會影響復(fù)合材料層壓板的力學(xué)性能外，濕熱環(huán)境也會影響復(fù)合材料的力學(xué)性能，因此對復(fù)合材料熱力學(xué)性能的研究必不可少。謝偉等建立了濕熱環(huán)境下復(fù)合材料層合板的本構(gòu)模型；管清宇等通過試驗研究了濕熱環(huán)境對7781/CYCOM7701玻璃纖維/環(huán)氧復(fù)合材料拉脫性能的影響，試驗結(jié)果表明高溫濕態(tài)環(huán)境下復(fù)合材料的拉脫強度較常溫干態(tài)環(huán)境降低26%；M.I.Kabir等發(fā)現(xiàn)濕熱環(huán)境可使復(fù)合材料黏結(jié)強度下降15%；高泉喜等研究了E400/MFE-2DS玻璃纖維復(fù)合材料的濕熱性能，試驗結(jié)果表明，當(dāng)溫度上升至150℃時，其彎曲性能下降至常溫的10%～24%。

目前對復(fù)合材料拉脫性能的研究多集中于對拉脫強度和破壞模式的研究，在有關(guān)濕熱環(huán)境對復(fù)合材料拉脫性能影響的研究中，不同類型復(fù)合材料的結(jié)果各不相同。對于特定類型的復(fù)合材料，需單獨進行拉脫試驗才能獲得其拉脫性能在不同環(huán)境下的變化規(guī)律。

本文以某型聚酰亞胺復(fù)合材料層壓板為研究對象，在不同濕熱環(huán)境下對其進行拉脫試驗，結(jié)合試驗與數(shù)值仿真分析結(jié)果，對比分析其拉脫強度與破壞模式，并獲得濕熱環(huán)境對其拉脫性能的影響規(guī)律。

1 試驗

1.1 試驗件

試驗件由某型聚酰亞胺復(fù)合材料制成，其纖維材料為碳纖維，基體材料為聚酰亞胺樹脂，成型工藝為熱壓成型。材料單層厚度為0.125 mm，室溫干態(tài)（RTD）環(huán)境下單層材料屬性如表1所示。試驗件與沉頭螺栓的尺寸分別如圖1和表2所示。沉頭螺栓與試驗件的中心孔配合，制造標(biāo)準(zhǔn)為GJB121.12—86，制造材料為17-4PH合金鋼，彈性模量為213 GPa，泊松比為0.27。試驗矩陣如表3所示，試驗件按試驗環(huán)境分為低溫件、常溫件、高溫件三類，每類包含兩種鋪層，每種鋪層試驗件各6件，共36件。試驗件按X-Y-Z規(guī)則編號，其中X表示試驗環(huán)境，Y表示試驗件鋪層，Z表示試驗件序號。

表1 復(fù)合材料單層板的材料屬性Table 1 Mechanical properties of the composite laminate

表3 拉脫試驗矩陣Table 3 Test matrix of pull-through experiment

圖1 拉脫試驗件示意圖Fig.1 Dimension diagram of pull-through specimen

表2 拉脫試驗件尺寸Table 2 Dimension of pull-through specimen

1.2 試驗方法

根據(jù)ASTM D7332標(biāo)準(zhǔn)中的方法B測試聚酰亞胺復(fù)合材料在RTD、CTD和ETW三種環(huán)境下的拉脫強度。

RTD試驗采用微機控制萬能試驗機進行加載，如圖2所示。試驗夾具包括T形底板、帽形件和夾具拉頭三部分，制作材料均為A3鋼。T形底板下端夾持在試驗機下夾頭中，上端與帽形件通過四角螺栓固定連接。帽形件中心開有直徑為38 mm的間隙孔。間隙孔中心與試驗件的螺栓孔中心重合以消除加載偏心。試驗件四邊與T形底板四邊平行，裝配時沉頭螺栓穿過試驗件中心孔、帽形件間隙孔和夾具拉頭底部的通孔，并通過螺母連接試驗件與夾具拉頭（圖2（b））。試驗時采用位移加載，加載速率為0.5 mm/min。載荷通過夾具拉頭傳遞到沉頭螺栓，進而擠壓試驗件中心的螺栓孔。

圖2 拉脫試驗裝置Fig.2 Schematic diagram of pull-through test

CTD、ETW試驗的加載過程與RTD試驗相同，區(qū)別在于需要使用不同的試驗設(shè)備來滿足對應(yīng)的試驗條件。CTD試驗采用帶低溫環(huán)境箱的MTS試驗機進行加載，通過液氮達到-55℃的低溫條件，如圖3所示。

圖3 帶低溫環(huán)境箱的試驗機Fig.3 Testing machine with low-temperature environment box

ETW試驗加載 前 按 照ASTM D5229標(biāo)準(zhǔn)對試驗件進行吸濕平衡試驗：將試驗件放置在XB-OT5-408B-C可程式恒溫恒濕環(huán)境箱中，如圖4（a）所示。環(huán)境箱內(nèi)保持70℃/85%相對濕度，每隔7天測量一次試驗件的質(zhì)量，當(dāng)試驗件吸濕后的質(zhì)量較前一次的增量不超過0.020%時，認(rèn)為試驗件達到吸濕平衡。達到吸濕平衡后，將ETW試驗件從恒溫恒濕環(huán)境箱轉(zhuǎn)移到高溫試驗環(huán)境箱，如圖4（b）所示。ETW試驗需在30 min內(nèi)完成以保證試驗件處于規(guī)定的吸濕狀態(tài)。

圖4 高溫試驗設(shè)備Fig.4 High temperature test equipment

2 試驗結(jié)果

2.1 ETW試驗件吸濕平衡結(jié)果

對試驗件進行8次稱重后，測得試驗件吸濕后的質(zhì)量較前一次的增量變化范圍為0.005%～0.020%，滿足吸濕平衡標(biāo)準(zhǔn)。試驗過程中ETW試驗件的最大吸濕量（吸濕后質(zhì)量較干態(tài)質(zhì)量的增量最大值）為0.485%。

2.2 拉脫試驗破壞過程與破壞模式

拉脫載荷下復(fù)合材料層壓板的載荷—位移曲線如圖5所示，可以看出：加載初始階段沉頭螺栓頭部擠壓試驗件，引起試驗件孔邊擠壓變形；隨著拉伸位移的增大，沉頭螺栓逐漸嵌入試驗件內(nèi)部，載荷達到一定值后，試驗件產(chǎn)生一聲大響后掉載（掉載幅度大于10%）；隨著拉伸位移的進一步增大，載荷總體呈上升趨勢，期間伴隨斷斷續(xù)續(xù)的響聲；當(dāng)載荷增加至最大值時，試件在一聲大響后再次掉載，隨后試件損傷加速擴展，載荷逐步降至最大載荷的70%時停止加載。

圖5 拉脫試驗載荷—位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of pull-through test

試驗結(jié)束后檢查試驗件破壞形貌，除ETWB-4試驗件出現(xiàn)螺母斷裂（FCS）外，其余試驗件的破壞模式一致，均為層壓板承載孔拉脫（PLT）、孔邊層壓板分層（DL）和螺栓端部凹陷變形（FHD）。試驗件的破壞形貌如圖6所示，可以看出：損傷集中在沉頭孔附近，試驗件正面（螺栓頭一側(cè)）在沉頭孔周圍出現(xiàn)基體壓潰現(xiàn)象和大面積的分層損傷，主要由螺栓頭擠壓試驗件造成；試驗件背面（螺母一側(cè)）出現(xiàn)嚴(yán)重的分層損傷。

圖6 拉脫試驗失效模式Fig.6 Failure mode of pull-through test

2.3 濕熱環(huán)境和鋪層順序?qū)搹姸鹊挠绊?/h3>

拉脫強度的定義須能真實反映材料的性質(zhì)，本文中拉脫強度按照式（1）計算：

式中：σ為拉脫強度；P為第一個峰值載荷；D為沉頭孔最大直徑；t為試驗件厚度。

CTD、ETW、RTD三種環(huán)境下兩種典型鋪層的試驗結(jié)果如表4所示。鋪層相同的試驗件在CTD、RTD、ETW三種試驗環(huán)境下的拉脫強度呈遞減趨勢，如圖7所示。以RTD環(huán)境下的拉脫強度值為基準(zhǔn)，CTD環(huán)境下A、B鋪層的拉脫強度分別為RTD環(huán)境下的108.1%、109.0%，ETW環(huán)境下的拉脫強度基本與RTD環(huán)境下的相當(dāng)。

圖7 濕熱環(huán)境對拉脫強度的影響Fig.7 Effect of hygrothermal environments on pull-though strength

表4 復(fù)合材料層壓板拉脫試驗結(jié)果Table 4 Experimental results of the pull-through resistance test of composite laminates

B類鋪層的拉脫強度略高于A類鋪層：在CTD、RTD、ETW環(huán)境下鋪層B的拉脫強度分別為鋪層A的104.6%、103.7%、102.8%，但兩類鋪層拉脫強度的差異并不明顯。

濕熱環(huán)境主要通過對基體材料及界面產(chǎn)生作用來影響拉脫強度。CTD條件下基體分子間的化學(xué)鍵收縮，基體的熱收縮使界面結(jié)合得更緊密，提高了層壓板的力學(xué)性能。高濕條件下水分子在基體中擴散，玻璃化轉(zhuǎn)變溫度降低，力學(xué)性能下降。吸濕量是溫度和相對濕度的函數(shù)，高溫條件下水分子的擴散加劇，同時纖維與基體熱膨脹系數(shù)的差異會導(dǎo)致界面間結(jié)合強度降低，進一步降低了材料的力學(xué)性能。本試驗RTD、ETW環(huán)境下試驗件的拉脫強度相當(dāng)，原因是聚酰亞胺復(fù)合材料在ETW條件下的吸濕量（本試驗最大吸濕量為0.485%）遠低于環(huán)氧樹脂、雙馬來酰亞胺等樹脂基復(fù)合材料的吸濕量，同時聚酰亞胺復(fù)合材料的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度高于300℃，有效地阻止了水分子的擴散與分子鏈的斷裂。

3 有限元仿真

3.1 有限元模型

使用有限元軟件ABAQUS建立RTD條件下層壓板的拉脫模型，有限元模型如圖8所示（圖中僅展示了有限元模型的一半）。有限元模型共包含3個部件：試驗件、簡化的帽形件與沉頭螺栓（包含螺母在內(nèi)），均使用8節(jié)點六面體線性減縮積分單元（C3D8R）進行離散，整體網(wǎng)格尺寸設(shè)為2.0 mm。試驗件孔邊區(qū)域的網(wǎng)格尺寸細化為0.4 mm（紅色虛線內(nèi)）。試驗件單層厚度方向單元數(shù)量為1，相鄰層的界面采用粘接單元模擬。帽形件的作用為約束試驗件的面外位移，建模時將其簡化為100 mm×100 mm×6 mm的矩形開孔板，中心孔直徑為38 mm。沉頭螺栓與螺母建立為整體，網(wǎng)格尺寸為0.4 mm。采用顯式分析的通用接觸定義部件之間的接觸關(guān)系，摩擦系數(shù)為0.2。采用三維Hashin準(zhǔn)則作為損傷起始判據(jù)，并基于雙線性連續(xù)退化模型模擬復(fù)合材料的漸進損傷，能量參數(shù)如表5所示。

圖8 拉脫試驗有限元模型Fig.8 Finite element model for pull-through test

表5 退化模型能量參數(shù)［23］Table 5 Energy parameters of degradation model［23］

為了模擬真實的加載過程，約束簡化的帽形件左右端面全部自由度，并對沉頭螺栓施加速率為60 mm/s的面外位移載荷。該加載速率下結(jié)構(gòu)動能（ALLKE）小于內(nèi)能（ALLIE）的5%，滿足準(zhǔn)靜態(tài)加載要求。

3.2 仿真結(jié)果與分析

仿真結(jié)果的載荷—位移曲線和試驗結(jié)果的對比如圖9所示。

圖9 載荷—位移仿真曲線與試驗結(jié)果對比Fig.9 Comparison between load-displacement simulation curve and test results

從圖9可以看出：結(jié)構(gòu)出現(xiàn)初始損傷之前，載荷—位移曲線呈線性上升；由于試驗機內(nèi)部及夾持裝置各部件間存在間隙，試驗的載荷—位移曲線在加載初始階段呈非線性上升。

拉脫強度仿真結(jié)果與試驗值的對比如表6所示，可以看出：A、B鋪層拉脫強度的仿真誤差分別為13.6%、10.2%，拉脫強度的數(shù)值仿真結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。

表6 拉脫強度仿真結(jié)果與試驗結(jié)果的比較Table 6 Comparison of pull off strength simulation results with test results

工程中對層壓板拉脫性能設(shè)計時多以第一個峰值載荷作為設(shè)計參考，因此本文有限元模型重點關(guān)注第一次明顯掉載前的損傷過程。

仿真結(jié)果表明，層壓板在拉脫載荷作用下向面外偏轉(zhuǎn)，孔邊鋪層逐層被沉頭螺栓穿過，如圖10所示。拉脫載荷主要由層壓板孔邊的圓錐斜面承受，其法向分量F擠壓孔邊鋪層，造成基體壓縮損傷；其切向分量F使層壓板層間產(chǎn)生剪切應(yīng)力，起到“剝離”鋪層的作用，因此層間的剪切應(yīng)力有利于分層損傷的產(chǎn)生與擴張。

圖10 層壓板產(chǎn)生彎曲變形Fig.10 Bending deformation of laminate

此外，層壓板彎曲變形會沿厚度方向產(chǎn)生面內(nèi)的拉壓應(yīng)力，靠近螺栓頭一側(cè)的鋪層面內(nèi)受壓，靠近螺母一側(cè)的鋪層面內(nèi)受拉，孔邊應(yīng)力分布如圖11所示，可以看出：隨著載荷的增大，靠近螺栓頭一側(cè)的鋪層出現(xiàn)基體拉伸損傷，靠近螺母一側(cè)的鋪層出現(xiàn)基體壓縮損傷。

圖11 失效載荷下孔邊沿厚度方向的應(yīng)力分量Fig.11 Stress component along thickness direction of hole edge under failure load

層壓板損傷的擴展趨勢如圖12所示，螺栓通過擠壓沉頭孔不斷嵌入層壓板，并使層壓板發(fā)生面外彎曲，靠近螺母一側(cè)的鋪層較早出現(xiàn)基體拉伸損傷，隨后基體壓縮損傷和分層損傷在螺栓頭一側(cè)的鋪層出現(xiàn)。上述損傷隨著載荷的增大向面內(nèi)徑向和面外厚度方向擴展。A.Banbury等對凸頭螺栓拉脫失效過程進行了試驗研究和數(shù)值分析，得到了相似的結(jié)論。

圖12 拉脫損傷過程Fig.12 Damage process of pull-through experiment

4 結(jié)論

（1）RTD、ETW、CTD三種環(huán)境下聚酰亞胺復(fù)合材料層壓板的破壞模式基本相同，主要損傷表征為螺栓嵌入層壓板中，并在層壓板孔邊形成以基體損傷和分層損傷為主的復(fù)合失效形式。

（2）聚酰亞胺復(fù)合材料的拉脫強度隨溫度的升高呈下降趨勢。以RTD環(huán)境下聚酰亞胺復(fù)合材料的拉脫強度為基準(zhǔn)，CTD環(huán)境下拉脫強度提升8.1%～9.0%，ETW環(huán)境下拉脫強度與常溫干態(tài)環(huán)境的拉脫強度相當(dāng)，表明該復(fù)合材料耐熱性能較強，可用于高溫結(jié)構(gòu)。

（3）對于聚酰亞胺復(fù)合材料，（30/60/10）鋪層具有較高的拉脫強度。CTD、RTD、ETW環(huán)境下（30/60/10）鋪層的拉脫強度分別比（50/40/10）鋪層高4.6%、3.7%、2.8%。

（4）對RTD拉脫試驗過程進行了有限元仿真分析，有限元模型能夠較準(zhǔn)確地預(yù)測拉脫過程中的失效載荷（第一個峰值載荷）。