碳纖維增強鋁合金層合厚板承載性能與失效行為研究

尹學智，黃亞新，林 淵

（陸軍工程大學，江蘇 南京210007）

0 引言

纖維增強樹脂基復合材料（Fiber reinforced polymer，FRP）因其輕質高強、耐腐蝕性強的的特性，已經在輕便人行橋與軍用應急保障橋梁中得到廣泛研究與應用[1-9]。目前主要的應用形式為拉擠型型材通過機械連接組成整橋結構。但是由于FRP構件受力通常表現為彈脆性，其各向異性的特性也使得構件之間的連接破壞成為一個控制難點。此外，由于FRP材料中的樹脂基體直接裸露在外，承受外部沖擊、耐破損性能較差，對構件的承載性能也造成了相當的影響。

纖維增強金屬層合板（Fiber metal laminates，FMLs）是一種利用膠黏劑將FRP與金屬薄層交替堆疊結合而成的新型混雜復合材料。外側的金屬層保護內側的FRP層抵抗外側沖擊載荷，FRP層則提升了整個層板的強度與耐疲勞性能。目前FMLs的制備工藝已十分成熟，測試標準在國內已開始起草[10]。研究應用領域主要涉及航空航天[11-15]、汽車工業[16-18]、能源工程[19，20]等，但是在橋梁工程領域還尚未有相關研究報道。本文以裝配式應急橋梁橋面板為對象，模擬試驗9.6 mm厚碳纖維增強鋁合金層合板在輪式荷載作用下受力性能，重點研究鋁合金材料、碳纖維鋪層角度對層板承載性能與失效行為的影響。

1 試驗材料與方案

1.1 試驗材料

采用單層厚度為0.2 mm的T700/環氧碳纖維預浸料分別與牌號為7075-T6與2024-T3的2 mm厚鋁合金板制備3/2型碳纖維增強鋁合金層合板（即3層鋁合金層，2層碳纖維層），具體制備流程如圖1所示。

圖1 制備流程

相關材料性能參數與試樣規格尺寸見表1-3。

表1 鋁合金基本力學性能參數

表2 T700/環氧預浸料力學性能參數

表3 試樣規格

1.2 試驗設備與方案

試驗在MTS 1000KN萬能試驗機上進行，通過試驗機獲得載荷-位移響應。為了模擬層板在輪式荷載局部作用下的力學性能，依據《軍用橋梁設計規范》，參考LT-60軍用輪式荷載接地尺寸設計了加載墊塊。為了模擬橋面板實際使用工況，設計了專用試驗臺架，保證構件四周固支。試驗布置方法如圖2所示。

圖2 試驗布置

為了考察試件在承載過程中應變的分布規律，在試件底部鋁合金層布置若干應變測點，通過日本KYOWA UCAM-60A靜態數據采集儀實施監測。考慮到試件的對稱特性，測點布置于層板四分之一面積處，具體測點位置與種類如圖3所示。

圖3 試件測點布置

試驗采用手動加載的方式進行，前100 kN按照20 kN一級加載，100 kN以后減少為10 kN一級，在載荷出現明顯下降后停止加載。

2 試驗結果分析

2.1 荷載位移曲線

試驗后，整理各試件的荷載-位移曲線如圖4所示。

圖4 荷載-位移曲線

如圖4所示，各試件荷載-位移曲線存在明顯的線性段，且曲線斜率相差不大，說明4個試件的初始剛度基本相等，碳纖維鋪層對試件初始剛度的影響不大。

在各試件荷載-位移曲線線性段的中后段，即位移在20 mm左右、荷載在125 kN左右時，如圖4中所示mn段，曲線出現微小振蕩，形成了類似“平臺”。可能的原因有基體的密集開裂、纖維之間或纖維/鋁合金之間出現局部分層、試件的突然變形、鋁合金屈服等。

線性段后，各試件的荷載隨位移的增加緩慢爬升，此過程曲線斜率減小，纖維出現局部斷裂，而后出現第一次較為明顯的下降，可能是0°纖維出現較大面積斷裂。試件7075A-[0/90/0]在荷載第一次明顯下降后未繼續加載，作為損傷過程中的一組對照；試件7075B-[45/0/-45]和試件2024D-[0/90/0]下降最為明顯，試件2024C-[45/0/-45]下降較少。荷載第一次下降后隨位移繼續增加，且曲線斜率與線性段相比并沒有明顯變化，試件的整體剛度并沒有表現出明顯的下降。

此后，試件2024C-[45/0/-45]和試件2024D-[0/90/0]的荷載繼續緩慢爬升，剛度不斷下降，纖維斷裂進一步發生，鋁合金塑性不斷發展，最后加載區短邊鋁合金與纖維完全斷裂，荷載大幅度下降。試件7075B-[45/0/-45]的荷載出現小幅下降，試件出現大面積分層，試件剛度下降，此時試件荷載位移曲線剛度僅為線性段的1/3左右，隨著鋁合金塑性發展、45°纖維斷裂的進一步發生和表層鋁合金裂紋的生長，荷載緩慢爬升，當纖維完全斷裂時，荷載出現大幅度下降。整理各試件的極限荷載和破壞位移如圖5所示。

圖5 各試件的極限荷載與破壞位移

從圖5可以看出，各試件的極限荷載大體相當，而[45/0/-45]鋪層試件的破壞位移明顯偏大，可能是45°纖維拉應力隨位移增加較慢的原因。

2.2 荷載應變曲線

圖6給出了各試件的荷載-應變曲線。

圖6 試件的荷載-應變曲線

如圖所示，各試件的荷載-應變曲線均如荷載-位移曲線一樣發生了類似的突然變化，可能與鋁合金屈服、界面分層和變形狀態的突然變化有關。在加載區與夾持邊界角點連線上的部分應變數據的正負變化，反映了試件存在某種類似應變為零的“反彎點”存在，并且在加載過程中逐漸從試件中部向邊緣移動。各試件應變的總體變化趨勢相似，其中采用同一牌號鋁合金的試件應變水平相差不大，而采用不同牌號的鋁合金的試件應變水平相差較大，采用2024-T3鋁合金的試件的應變水平大約為采用7075-T6鋁合金的試件的應變水平的2倍，因為7075-T6鋁合金的強度比2024-T3鋁合金大很多。加載區邊界的應變水平最高，其中同一測點0度方向應變增長最快，90°方向其次，45°方向應變增長較慢，客觀反映纖維拉應力可能也存在類似趨勢，所以在剪應力水平接近時，[45/0/-45]鋪層的試件承載能力喪失的較晚，對應試件破壞位移較大。

2.3 失效模式

試驗過程中各試件可視失效模式主要有加載區邊緣變形、加載區邊緣裂紋、加載區與夾持邊對角變形、夾持區邊緣變形和試件邊緣屈曲。分別就各部位損傷情況加以分析。圖7給出了各試件上下表面加載區附近損傷形式。

圖7 試件加載區附近損傷形式

如圖 7（a）、（b）所示，試件 7075A-[0/90/0]僅上表面加載區邊緣受加載塊影響有明顯的壓痕，但沒有明顯裂紋，下表面與試驗前相比沒有明顯變化，因為試件僅加載至極限荷載，加載位移較小，變形不明顯。圖7（c）所示試件7075B-[45/0/-45]上表面加載區短邊鋁合金完全斷裂，裂紋兩側鋁合金有較明顯的錯動，圖7（d）所示試件7075B-[45/0/-45]下表面在加載區邊緣和加載區與夾持邊對角連線有明顯的變形，并伴有局部屈曲，加載區邊緣鋁合金可能形成較大的塑性變形和材料的界面分層。圖7（e）所示試件2024C-[45/0/-45]上表面加載區短邊完全斷裂，且裂紋向外生長時有較明顯的45°傾斜角，可能與材料鋪層相關，圖 7（f）所示試件 2024C-[45/0/-45]下表面存在明顯裂紋，且裂紋方向接近45°，推測試件表面裂紋的發生和生長可能與纖維鋪層角度有關。圖7（g）所示試件2024D-[0/90/0]上表面在加載區兩短邊均出現完整裂紋，圖7（h）所示試件下表面裂紋方向與上表面一致。

對比發現，試件上表面在加載區短邊極易形成沿短邊的裂紋，這可能與接觸位置的應力集中有關，可能伴隨局部分層。使用2024-T3鋁合金的試件比使用7075-T6鋁合金試件更易發生斷裂，這可能與鋁合金材料強度有關，2024-T3鋁合金的拉伸強度和剪切強度比7075-T6鋁合金小很多。此外，試件表面鋁合金裂紋的發生和生長可能與纖維鋪層有關，纖維材料的各向異性使試件在不同方向上的抗剪能力存在差異，裂紋會沿某一較弱方向發生和發展，[0/90/0]鋪層的試件0°纖維先發生斷裂，裂紋會沿90°方向發生和發展，而[45/0/-45]鋪層試件0°纖維先發生大范圍斷裂，而后45°纖維發生局部斷裂，裂紋會沿著該方向繼續生長。

隨著加載的進行，試件長邊方向壓應力逐漸增大，當壓應力增加到一定程度時，發生壓縮失穩，試件邊緣伴隨發生屈曲，試件邊緣局部屈曲如圖8所示。試件由于加載程度和材料、鋪層等的不同，屈曲程度存在較大差異，其中試件試件7075A幾乎沒有發生明顯的屈曲，下圖僅列舉代表性特征。

圖8 部分試件局部屈曲

從圖8可以看出，試件在發生屈曲時還會伴隨鋁合金斷裂、纖維層破碎、材料界面分層等損傷形式，其中試件7075B-[45/0/-45]和試件2024C-[45/0/-45]由于破壞位移較大，試件變形嚴重，屈曲也更為明顯，如圖8(c)所示，試件7075B-[45/0/-45]的邊緣幾乎發生了纖維金屬層板可能發生的所有損傷形式，而如圖8(d)所示試件2024D-[0/90/0]主要發生邊緣的纖維/鋁合金界面分層，伴有較小范圍的纖維破碎和小幅度的鋁合金屈曲。

此外，試件的邊緣分層主要發生在纖維/鋁合金界面，纖維層間分層較少，試件邊緣分層如圖9所示。

圖9 部分試件邊緣分層

從圖9可以看出，試件7075A-[0/90/0]一邊分層較為嚴重，一邊幾乎沒有分層，且最明顯的分層發生在纖維/鋁合金界面。試件7075B邊緣幾乎完全分層，可視的主要分層仍舊發生在纖維/鋁合金界面，如圖9（c）所示。試件2024D的分層主要也是纖維/鋁合金界面分層，伴有較少的纖維界面分層。對比發現，試件分層的嚴重程度與試件的變形直接相關，也與加載的最終位移相關，破壞位移越大，試件變形越大，試件的邊緣分層范圍越大和程度越深。

2.4 承載機理

（1）試件初始剛度

試件的分析可以參考經典層板理論。依據經典層合板理論，層合板應力-應變關系如式（1）所示。

層合板單層的內力N和內力矩M由應力對厚度積分得到，而層合板的應力是不連續的，因此需要分層積分，由此可得如下關系。

即

上式可以寫成

式中，A、B、D是層板的剛度系數。

由式（5）可知，層合板總剛度與各層剛度和層厚有關，對本試驗中的試件，鋁合金材料和鋪層的厚度相同，對鋪層相同的試件由于鋁合金和碳纖維的彈性參數相同，試件剛度相同，對于鋪層不同的試件，由于各單層材料厚度相同，僅需對其中一組[0/90/0]鋪層和[45/0/-45]鋪層的剛度進行分析，即可判斷層合板總剛度的關系。可以通過轉軸關系計算[45/0/-45]鋪層在0°和90°方向的彎曲剛度，比較與[0/90/0]鋪層的剛度關系。單層材料的偏軸關系如下圖所示。

圖10 偏軸示意圖

由圖10所示兩種坐標之間的關系和單元體平衡關系，在x-y坐標中應力-應變關系可表示為：

其中用工程常數表示的剛度為

如式（7）所示，通過該式可以計算不同鋪層角度下層合板主方向剛度，代入材料參數和鋪層角度，計算結果如下表4所示。

表4 層板剛度計算

從表中可以看出，[45/0/-45]鋪層的彎曲剛度比[0/90/0]鋪層的剛度略小，而剪切剛度接近[0/90/0]鋪層的2倍，折算到整個層板則兩種鋪層的剛度數據會更為接近，再考慮實際加工導致試件的厚度不均勻，構件實際剛度關系與荷載位移曲線所示基本相符，4個試件的實際初始剛度大體相當。

（2）承載性能

前述應變數據表明使用同種鋁合金材料的試件應變隨荷載變化相差不大。試件在相同的位移條件下，其應變效果可由下圖11近似解釋。在邊界固定時，加載區位移相同的條件下，初始長度越長，則該方向平均應變越小。圖中所示可以發現，0°方向初始長度最短、90°方向其次、45°方向初始長度最長，對應位移相同的條件下0°方向應變最大、90°方向其次，而45°方向明顯較小，這與試驗測得的應變結果相吻合。在不發生較大面積分層的條件下，可以判斷纖維也有類似的應變規律。也正是由于45°方向應變隨位移增加較慢，所以[45/0/-45]鋪層的試件的最終破壞位移明顯比[0/90/0]鋪層的試件更大，而從初始長度的關系也與試驗破壞位移的比例關系接近。

圖11 各方向初始長度

此外，本試驗失效模式與剪切應力存在直接關系，根據三維應力狀態的Hashin準則，判斷纖維拉伸或剪切破壞的理論公式如式(8)所示。

當應力條件滿足上述公式時，纖維發生斷裂。

當荷載達到200 kN左右，位移達到30 mm左右時，0°纖維的拉應力的達到某一水平，纖維在拉應力和剪應力的共同作用下從剪應力最大處開始逐步發生斷裂，由于試件的總體變形關系，加載區短邊的剪應力水平遠高于，因此纖維斷裂從加載區角點位置逐漸擴展至整條短邊，其荷載-位移曲線出現第一次明顯下降，此時，90°或45°纖維拉應力水平較小，除加載區角點位置出現局部斷裂，不會發生較大范圍的斷裂。對[0/90/0]鋪層的試件，隨著位移的繼續

增加，90°方向纖維拉應力逐漸增大，荷載逐漸回升，在某一時刻，纖維在拉應力和剪應力的共同作用下達到強度極限，纖維大范圍斷裂，試件承載性能大幅度下降。對[45/0/-45]鋪層的試件，由于其破壞荷載與[0/90/0]鋪層的試件接近，可以判斷其剪應力水平接近，而45°纖維要到達強度破壞條件就需要與0°、90°纖維同樣的拉應力水平，它需要更大的位移才能達到同樣的應力水平，這就很好的解釋了[45/0/-45]鋪層的試件的破壞位移明顯比[0/90/0]鋪層的試件大的原因，且由于各試件極限荷載大致相當，其剪應力基本相等，可以推斷不同鋪層方向的纖維斷裂時的拉應變差異不大，其對應位移關系與圖10所示初始變形長度的關系接近。

3 試驗結論

試驗中，4個鋁合金材料和碳纖維鋪層不同的試件承載能力差異不大，但破壞形式存在明顯不同。各試件的破壞主要發生在加載塊短邊位置，試件破壞由剪應力和拉應力共同控制，其中，7075A、7075B試件在破壞時纖維先發生斷裂，而鋁合金未見明顯裂紋，2024C、2024D試件纖維和鋁合金層均發生明顯裂紋。且裂紋方向與纖維鋪層方向有關，當鋪層為0°、90°時，裂紋沿加載塊短邊生長，當鋪層包含正負45°時，裂紋會沿某一45°方向生長。

在加載過程中，各試件的荷載-位移曲線存在平臺段，且[45/0/-45]鋪層的試件的破壞位移明顯比[0/90/0]鋪層的試件大。此外，當板變形較大時，板邊出現壓縮失穩現象，并由此引發板的局部屈曲，屈曲會導致局部分層，且分層、屈曲會發生相互作用，加深損傷程度。