陶瓷基復合材料單釘沉頭連接結構擠壓性能試驗

張卓越，余 音

(上海交通大學 航空航天學院 航空航天先進結構與材料實驗中心，上海 200240)

0 引 言

陶瓷基復合材料由于其強度高、質量輕、耐高溫等優點，在航空航天結構特別是在航空發動機和航天飛行器上具有極大的應用價值[1]。由于復合材料的各向異性和脆性，復合材料連接一直是復雜和困難的問題。通常使用的連接形式有膠接、焊接以及機械連接3類。螺栓連接是機械連接的一種，由于螺栓連接在復雜環境條件下可以傳遞高載荷，具有易于拆卸維修的優點，是使用最為廣泛的連接形式[2]。此外，螺栓連接的接頭強度可以通過施加預緊力利用接觸面間的摩擦進行控制，以減輕孔邊的應力集中，可靠性也更高[3]。而航空航天復合材料結構的某些部件，如蒙皮、凸頭連接等存在不滿足氣動外形對于光滑度的要求，因此常常需要使用沉頭連接[4-5]。為了提高陶瓷基復合材料沉頭螺栓連接結構的連接效率，需要對陶瓷基復合材料沉頭連接結構的擠壓性能進行研究。

國內外對陶瓷基復合材料的研究多集中在高溫環境下的材料性能試驗、本構模型的建立以及性能分析預測等方面。Yan等[6]對二維編織陶瓷基復合材料在20～1 600 ℃內的面內剪切性能進行了試驗研究，結果表明當溫度低于1 000 ℃時，面內剪切強度隨溫度的升高而升高；當溫度高于1 000 ℃時，面內剪切強度隨溫度升高而降低。面內剪切的主要失效模式包括基體開裂、內部分層及纖維束的拔出。Li等[7]采用基于應力與能量耦合的有限元方法分析了編織陶瓷基復合材料的多裂紋問題，建立了包括基體、纖維束和孔隙的二維有限元模型，該模型能較好地預測裂紋的萌生與擴展過程。馮倩等[8]通過掃描電子顯微鏡對纖維增強陶瓷基復合材料的微觀結構進行了觀測分析，觀測到編織纖維束并行排列，在基體中有較多的孔隙和微裂紋，特別是在編織纖維束交叉處有較大的孔隙結構。曾翔龍等[9]考慮纖維束與基體缺陷建立了二維機織C/SiC復合材料多尺度單胞模型，對陶瓷基復合材料的模量進行了預測，利用Hashin準則判定了陶瓷基復合材料損傷狀態，數值模擬結果與試驗結果吻合良好。胡殿印等[10]根據二維編織陶瓷基復合材料結構特點建立了基于三次B樣條曲線和正弦曲線的單胞模型，開展了二維編織陶瓷基復合材料平板試驗件錘擊法模態測試試驗，將有限元預測的前五階模態頻率與測試結果比對，相對誤差均小于4%。

而對復合材料沉頭螺栓連接結構的研究，主要是針對樹脂基復合材料結構。Nezhad等[11]研究了碳纖維樹脂基復合材料在準靜態剪切載荷作用下單釘和三釘沉頭螺栓連接結構，用X射線捕捉破壞區域,發現沉頭拐角處的中間層容易發生層間分層破壞，底部和沉頭孔斜坡部分容易發生纖維與基體的脫粘。Zhai等[12]用試驗與有限元結合的方法研究了復合材料沉頭螺栓結構中廣泛使用的墊片的作用，結果表明墊片存在或增加墊片厚度會由于載荷的集中導致沿厚度方向不均勻的徑向應力場，同時在沉頭孔邊界產生更高的切向應力。劉鵬等[13]建立了復合材料層合板單釘沉頭連接結構的三維有限元模型，基于Hashin失效判據進行了漸進損傷分析，計算了試驗件的條件擠壓載荷和極限擠壓載荷，并與試驗結果進行了比對，數值模擬結果與試驗結果吻合良好。黃河源等[14]針對復合材料沉頭螺栓連接結構的強度與損傷問題，開展了復合材料凸頭與沉頭螺栓連接結構擠壓強度試驗。結果表明，增加層合板厚度會引起連接結構擠壓強度下降，但沉頭結構的下降比例小于凸頭結構。

但是對陶瓷基復合材料的沉頭螺栓擠壓研究的文獻可查閱到的較少；而且對沉頭結構的幾何形式如沉頭深度和沉頭角度等參數的研究發表較少，而這些參數對于陶瓷基復合材料連接結構設計有重要作用。陶瓷基復合材料，無論是基體結構和纖維特點都與常規復合材料有較大差別。本文針對二維編織陶瓷基復合材料與金屬結構的連接，研究不同沉頭深度和角度的單釘沉頭螺栓連接結構的擠壓力學性能。在相同擰緊力矩作用下，對不同沉頭角度和深度的二維編織陶瓷基復合材料單釘沉頭連接結構進行拉伸試驗，并參考ASTM D5961標準[15]中的數據處理方法，分析陶瓷基復合材料連接結構的載荷-位移曲線和擠壓強度，利用DIC系統對螺栓連接部位的全場應變分布進行觀測和研究，并對應變分布規律和典型失效模式進行研究探討。使用三維顯微鏡觀測了試件的局部破壞模式，對局部失效模式進行了分析。

1 試驗方法

1.1 陶瓷基復合材料連接結構試驗件

陶瓷基復合材料沉頭單釘連接結構試驗件結構見圖1。連接結構系統由陶瓷基復合材料試驗件與配合金屬板用一個鈦合金沉頭螺栓連接組成，并配合夾具和墊塊連接到試驗機上。沉頭孔位于陶瓷基復合材料試驗件上。上夾具是兩塊厚度不同的金屬板，中間加入墊塊與陶瓷基復合材料試驗件用螺栓相連后連到試驗機上；下夾持端用一塊與配合金屬板等厚度的墊塊連到試驗機上。這種連接結構形式可以保證載荷中心線在陶瓷基復合材料試驗件與配合金屬板的接觸面上。

圖1 二維編織陶瓷基復合材料單釘單剪沉頭

本文主要目的是研究沉頭孔的幾何形式對連接結構最大載荷和擠壓強度等的影響，研究沉頭孔的深度h和角度α的配合對連接強度的影響，沉頭孔幾何形式見圖2。因此設計了3種沉頭深度2、3和4 mm，及3種沉頭角度90°、100°和120°，配合形成9種連接試驗件規格，見表1。為排除不同擰緊力矩對連接結構擠壓性能的影響，統一設定連接結構初始擰緊力矩為2.1 N·m。

圖2 沉頭孔的幾何形式

1.2 連接結構的拉伸擠壓試驗

本試驗在CMT 5105 S10T電子萬能試驗機上完成，試驗環境溫度25 ℃，濕度60%。將連接結構試驗件夾持到試驗機上，作用拉伸載荷，試驗采用位移控制加載，加載速率為0.35 mm/min，直至試驗件發生破壞失去承載能力時停止加載。試驗中使用DIC系統測量試件連接孔周圍矩形區域的全場應變分布，采用引伸計測量孔的縱向伸長量，試驗件夾持后的試驗裝置如圖3所示。圖中標出了光學測量區和引伸計的位置。

(b)試驗件夾持形式

2 試驗結果與分析

2.1 載荷-位移曲線

由試驗分析得到連接結構的三組載荷-位移曲線如圖4所示，圖中按試驗件最大載荷對載荷進行了歸一化處理。圖4中載荷-位移曲線根據剛度變化特征可分為3個階段：線性階段[16](從載荷為零到曲線斜率第1次發生變化的點)，非線性擠壓階段(從曲線斜率第1次發生變化的點到載荷最大的點)，載荷下降階段(從載荷最大的點到曲線結束)。

(a)角度90°組

(b)角度100°組

(c)角度120°組

(1)線性階段。在初始加載時期，由于螺栓擰緊力矩的作用，復合材料板與配合金屬板之間存在靜摩擦力，拉伸載荷由靜摩擦力承受，復合材料板與配合金屬板之間沒有相對移動，此階段載荷-位移曲線保持線性。

(2)非線性擠壓階段。隨著加載的進行，當載荷超過復合材料板與配合金屬板之間的靜摩擦力之后鈦合金螺栓與孔壁緊密接觸，進入擠壓階段，該陶瓷基復合材料連接結構與常規復合材料不同，擠壓階段沒有明顯的線性段，擠壓剛度不斷變化，載荷位移曲線在整體上呈現出非線性的特點。非線性擠壓階段是連接結構的工作階段，承受大部分工作載荷。由于復合材料板仍然可以繼續承受載荷，加載繼續進行，載荷-位移曲線繼續上升，直到載荷達到最大。

(3)載荷下降階段。隨著加載的進行，材料發生失效，失去承載能力，這一階段內的剛度下降，載荷下降，直到最終破壞失去承載能力。大部分試件在達到最大載荷后，在載荷-位移曲線上表現為載荷逐漸下降，這一特點與常規復合材料不同。除了有個別試驗件(100-3試件)發生脆斷，載荷曲線在達到最大值后直線下降。

從圖4可以觀察連接結構最大載荷隨沉頭深度h的變化規律：圖4(a)表明當沉頭角度α為90°時，h增加(從2 mm增加到4 mm)最大載荷減小；圖4(b)和圖4(c)表明，α為100°和120°時，h增加到3 mm時最大載荷基本不變，繼續增加時載荷再減小。從表2可以觀察連接結構最大載荷隨沉頭角度的變化規律：表2第1、2列顯示，當h為2 mm時，α增加(從90°增加到120°)最大載荷減小；表2第3、4、5、6列顯示，當h為3 mm和4 mm時，α增加到100°時最大載荷增大，角度繼續增加時最大載荷減小。

表2 最大載荷與沉頭角度關系表

2.2 擠壓強度

參考ASTM D5961標準中的數據處理方法計算擠壓應力和擠壓強度。擠壓應力定義為：

σbr=P/(kDt)

式中：σbr為試驗件的擠壓應力;P為載荷;k為孔的載荷系數，單緊固件取1.0;D為孔直徑;t為試樣厚度。擠壓強度指擠壓應力的最大值，對擠壓強度根據其最大值進行了歸一化處理。

圖5給出了各組二維編織陶瓷基復合材料單釘沉頭連接結構的歸一化擠壓強度柱形圖。圖中顯示：當α=90°時，h增加(從2 mm增加到4 mm)，擠壓強度減小；α為100°和120°時，h增加到3 mm時擠壓強度基本不變，而h增加到4 mm時擠壓強度則大幅減小。當h為2 mm時，α增加(從90°增加到120°)擠壓強度減小；當h為3和4 mm時，α增加到100°時擠壓強度增大，而角度繼續增加到120°時擠壓強度卻減小。

圖5 歸一化擠壓強度與試件類型關系圖

2.3 DIC全場應變與典型破壞模式分析

DIC測量系統基于數字成像相關技術可以進行三維非接觸測量，通過獲取連續數字圖像來跟蹤加載過程中試驗件的應變變化。試驗前，先要對復合材料板表面進行清潔，去除表面的油脂和灰塵。然后用噴漆在擠壓孔周圍矩形的采集區表面噴上白色背景，再以適當的密度施加隨機分布的黑色噴漆液滴，形成黑白顏色的高對比度圖案。測試期間，以一定的頻率采集記錄散斑圖像。VIC 3D軟件通過比較作為參考圖像的第1幅圖像和后續圖像來計算累積應變。

圖6給出DIC設備觀測90-2試件連接孔周圍應變連續的應變累積過程圖像，由于孔邊緣散斑位置和間距的變化導致VIC 3D軟件識別試件孔邊緣區域不完整，故孔邊緣出現鋸齒狀，放大的圖像也增加了鋸齒狀顯示效應。圖6(a)是試驗前的DIC應變云圖，孔周圍都是綠色，全場應變為零，孔周圍沒有應變的累積。對應圖4(a)載荷-位移曲線上A點，對應的載荷為0，該圖將作為參考圖像；圖6(b)是線性階段的DIC應變云圖，孔周圍出現黃色，孔周圍部分區域受力，對應圖4(a)載荷-位移曲線上B點，對應的載荷為0.08；圖6(c)是試件進入擠壓階段的DIC應變云圖，孔擠壓側開始出現黃色和紅色的應變條帶，表明在孔擠壓側開始出現應變的累積，對應圖4(a)載荷位移-曲線上C點，對應的載荷為0.12；圖6(d)是試件應變累積的DIC應變云圖，孔擠壓側黃色和紅色的條帶在加深和變多，表明應變累積增多，逐漸發生擠壓破壞，對應圖4(a)載荷-曲線上D點，對應的載荷為0.5；圖6(e)是載荷達到最大時的DIC應變云圖，孔擠壓側原先的黃色條帶大部分變成了紅色，在這些位置發生了擠壓破壞，對應圖4(a)載荷位移曲線上E點，對應的載荷為1.0；圖6(f)是90-2試件最終破壞時的DIC應變云圖，與圖6(e)相比可以看到紅色區域繼續加深，擠壓應變繼續累積，導致最終破壞，對應圖4(a)載荷-位移曲線上F點，對應的載荷為0.58。

(a)載荷0(A點)試驗前

(b)載荷0.08(B點)線性階段

(c)載荷為0.12(C點)開始擠壓

(d)載荷為0.66(D點)應變累積

(e)載荷為0.91(E點)最大載荷

(f)載荷為0.58(F點)最終破壞

二維編織陶瓷基復合材料單釘沉頭連接結構擠壓試驗得到的破壞模式主要有擠壓破壞、撕脫破壞、分層破壞以及組合破壞幾種。90°和120°的試驗件發生的破壞以擠壓破壞為主，少部分發生撕脫破壞以及撕脫與分層的組合破壞，100°試驗件主要是擠壓和撕脫破，還有少量發生了分層破壞。由于二維編織陶瓷基復合材料復雜的內部編織結構，在拉伸擠壓過程中內部受力復雜導致試驗件破壞模式的分散性較大。

圖7～9給出了試驗中發生的3種典型破壞模式圖以及對應的連接孔周圍DIC應變云圖，圖7是90-2試件擠壓破壞模式圖和DIC應變云圖，圖7(a)表明擠壓破壞發生在擠壓孔圓柱面上，在板上未形成明顯的裂紋，圓形孔逐漸累積擠壓應變最終拉長成橢圓形，從而失去承載能力。圖7(b)表明當發生擠壓破壞時，在孔邊擠壓一側形成單一的正應變，正的擠壓應變逐漸累積導致材料發生破壞失去承載能力；圖8是100-4試件撕脫破壞模式圖和DIC應變云圖，圖8(a)表明撕脫破壞發生在擠壓孔周邊45°方向上，孔邊編織條帶發生斷裂，應變逐漸累積逐漸形成兩條裂紋，最后板的邊緣發生撕脫破壞。圖8(b)表明沿著斜向約45°的方向逐漸形成兩條正應變條帶，應變逐漸累積使兩個正應變條帶之間的部分發生撕脫破壞；圖9是120-3試件分層破壞模式圖和DIC應變云圖，圖9(a)表明分層破壞是由于層與層之間脫粘，導致板邊緣部分編織層翹起從而導致分層破壞。圖9(b)表明在孔的擠壓側靠近孔和遠離孔的部分分別形成正應變和負應變，導致復合材料板的層與層之間分離，導致分層破壞。

(a)擠壓破壞模式

(b)擠壓破壞DIC應變云圖

(a)撕脫破壞模式

(b)撕脫破壞DIC應變云圖

(a)分層破壞模式

(b)分層破壞DIC應變云圖

2.4 三維顯微鏡觀察

圖10給出了三維顯微鏡觀測下3種試件的局部破壞模式，圖10(a)是90-2試件發生擠壓破壞的局部放大圖，從圖中可以看出擠壓破壞主要發生了基體材料的局部壓縮破壞和纖維束的屈曲斷裂，說明擠壓行為在擠壓側是基體和纖維束受力，隨著擠壓的進行，基體壓縮破壞和纖維束屈曲破壞導致材料最終破壞，失去承載能力；圖10(b)是100-4試件發生撕脫破壞的局部放大圖，從圖中可以看出撕脫破壞主要發生了纖維束條帶的斷裂，隨著拉伸試驗的進行，試件連接孔擠壓側45°方向的纖維條帶拉斷，形成撕脫條帶，材料最終破壞；圖10(c)是120-3試件發生分層破壞的局部放大圖，從圖中可以看出分層破壞層與層之間完全脫粘，形成多條分層裂縫。

(a)90-2試件局部擠壓破壞

(b)100-4試件局部撕脫破壞

(c)120-3試件局部分層破壞

圖10 三維顯微鏡觀察試件局部破壞

3 結 論

為研究二維編織陶瓷基復合材料單釘沉頭螺栓連接結構在拉伸載荷下的擠壓力學性能，對結構進行了拉伸試驗，得到如下結論：

(1)二維編織陶瓷基復合材料單釘沉頭螺栓連接結構的載荷-位移曲線可分為線性階段，非線性擠壓階段和載荷下降3個階段，其中非線性擠壓階段是連接結構的正常工作段，承受大部分工作載荷。非線性擠壓階段沒有明顯的線性段，在整體上呈現陶瓷基復合材料特有的非線性特性；載荷下降階段大部分試件表現為載荷逐漸下降，這一點也與常規復合材料不同。

(2)當沉頭角度為90°時，沉頭深度增加最大載荷降低；當沉頭角度為100°和120°時，沉頭深度增加最大載荷先基本不變再減小。當沉頭深度為2 mm時，沉頭角度增加最大載荷減小；當沉頭深度為3 mm和4 mm時，沉頭角度增加最大載荷先增大后減小。

(3)當沉頭角度為90°時，沉頭深度增加擠壓強度減小；當沉頭角度為100°和120°時，沉頭深度增加擠壓強度先基本不變再減小。當沉頭深度為2 mm時，沉頭角度增加擠壓強度減小；當沉頭深度為3 mm和4 mm時，沉頭角度增加擠壓強度先增大后減小。

(4)DIC觀察到二維編織陶瓷基復合材料單釘沉頭連接結構發生連續的應變累積過程，主要的破壞模式有擠壓破壞、撕脫破壞、分層破壞和組合破壞等，其中所占比例最大的是擠壓破壞和撕脫破壞。每種破壞對應的DIC應變分布情況各不相同，擠壓破壞擠壓側累積應變，撕脫破壞在大約45°方向形成兩條應變條帶，分層破壞對應正應變和負應變使得層與層分開。

(5)三維顯微鏡觀察了試件的局部破壞模式，擠壓破壞主要發生了基體材料的局部壓縮破壞和纖維束的屈曲斷裂；撕脫破壞主要發生了纖維束條帶的斷裂，形成撕脫條帶；分層破壞層與層之間完全脫粘，形成多條分層裂縫。