碳纖維增強熱固性復合材料-鈦合金激光連接接頭性能分析

鄒祺,葉逸云,焦俊科,吳志生,徐子法,張文武,4

1.太原科技大學 材料科學與工程學院,太原 030024

2.中國科學院寧波材料技術與工程研究所,寧波 315201

3.揚州大學 機械工程學院,揚州 225127

4.浙江省航空發動機極端制造技術研究重點實驗室,寧波 315201

碳纖維復合材料是一種以樹脂為基體,碳纖維為增強體的材料,主要分為碳纖維增強熱固性復合材料(Carbon Fiber Reinforced Thermalsetting Composites,CFRTS)和碳纖維增強熱塑性復合材料(Carbon Fiber Reinforced Thermoplastic,CFRTP)2種,具有密度小、剛度高和耐蝕性優良等優異性能。鈦合金具有抗拉強度、疲勞強度、比強度和比剛度高以及耐腐蝕性能、低溫性能好等特點,已成為航空航天工業中極其重要的結構材料。在航空航天零部件制造過程中,經常把鈦合金與碳纖維復合材料進行連接裝配形成高強度、輕量化的復合結構。但由于碳纖維復合材料與TC4鈦合金二者在物理和化學性質方面存在巨大差異,傳統膠接、鉚接等方式存在老化和應力集中等問題,二者高質量的連接工藝還有待進一步探索和創新。

激光連接具有能量集中、光斑尺寸小、熱影響區窄、焊后變形小、焊后工件整體焊接殘余應力水平低、易于實現自動化柔性焊接等優點,是一種高效率、高精度、自動化的焊接方法。近年來,國內外學者在研究熱塑性復合材料與金屬材料的激光連接上取得了一系列進展。Jiao 等針對CFRTP和鋁合金的激光連接開展了一系列的研究,探討了CFRTP-不銹鋼焊接的連接機理及焊接參數對焊接質量的影響,分析了激光功率、連接速度和壓力等參數對不銹鋼表面熱缺陷和接頭強度的影響,發現CFRTP 與不銹鋼之間存在化學結合；引入了高速旋轉激光焊接技術,減少了孔隙缺陷,改善了接頭的機械性能,建立了CFRTP-鋁合金接頭的數學模型,用于預測CFRTP-鋁合金的接頭強度；提出了一種在CFRTP 與鋁合金連接界面添加聚酰胺(PA)樹脂,并對鋁合金表面進行微織構化的復合表面預處理方法,提高了CFRTP-鋁合金接頭的連接強度,強度可達37.5 MPa,探索了微織構的尺寸和添加PA 樹脂的厚度對CFRTP-鋁合金異質結構連接強度的影響。Al-Sayyad等探索了不同激光燒蝕工藝參數對鋁合金和PA 連接接頭強度的影響,研究發現：鋁合金-PA 的接觸面積與拉伸載荷線性相關,激光燒蝕參數對接頭的質量有較大的影響。Bu等采用擺動激光器增大了CFRTP和鋁合金的鍵合面積,研究了掃描速度對CFRTP-鋁合金連接強度的影響,進一步闡明了界面的形成機理和接頭的斷裂方式；通過觀察斷口形貌,發現斷裂過程中發生了內聚破壞和黏聚破壞的混合破壞；內聚破壞的比例隨單位長度熱輸入的增加而增加,并提高了接頭的拉伸強度。賈少輝等將激光攪拌焊接方法引入鋁合金與CFRTP 的焊接中,減少了焊接過程中激光加熱對鋁合金造成的焊接缺陷,提升了接頭的力學性能,通過對CFRTP-鋁合金激光攪拌焊接溫度場進行仿真分析,進一步研究了CFRTP-鋁合金激光攪拌焊接的機理；將通過模擬計算得到的鋁合金焊縫的熔深、熔寬與實際測量值進行對比,驗證了激光攪拌焊接熱源模型及CFRTP/鋁合金激光攪拌焊接有限元模型的合理性。葉逸云等采用激光攪拌焊接技術對鋁合金與CFRTP的對接焊工藝進行了試驗研究,分析了焊接工藝參數對連接強度的影響規律；對焊接接頭的力學性能進行了檢測分析,并分析了影響接頭連接強度的因素和接頭失效形式；結果表明,焊接工藝參數對于接頭強度的影響從大到小依次為焊接速度、離焦量、激光功率、攪拌振幅、攪拌頻率和夾具氣壓；在最佳參數下得到接頭抗拉載荷達到了587.3 N,連接強度為11.7 MPa,在此情況下接頭斷裂發生在CFRTP 表層,接頭失效形式為CFRTP基體的撕裂。Tan 等研究了掃描速度對CFRTP和鈦合金連接過程的影響,并對溫度場進行了數值模擬,揭示了連接機理；結果表明,在較高掃描速度的條件下,鈦合金表面缺陷較少,CFRTP內部氣泡較少,界面同時發生機械連鎖和化學結合。溫度場模擬結果表明,隨著掃描速度的增加,CFRTP的熔融溫度范圍先增大后減小。

從以上分析可以看出,當前研究主要集中在CFRTP 與金屬材料的激光連接上,而對于CFRTS與金屬激光連接的研究較少,主要原因是熱固性樹脂不能二次熔融,無法實現與金屬的直接連接。而要實現CFRTS與金屬的激光連接,需要在二者之間添加能夠二次熔融的熱塑性樹脂。另外,在激光連接過程中,CFRTS表層熱固性樹脂不利于CFRTS-金屬連接接頭的形成,甚至影響到接頭的強度和疲勞壽命,因此連接前需要把CFRTS表層熱固性樹脂清除。激光清洗是實現CFRTS表層樹脂去除的一個有效途徑,而且能提高CFRTS表面的潤濕性和表面能。

基于上述思想,本文引入“激光清洗+樹脂填充”的界面復合調控工藝,系統研究激光清洗對CFRTS表面形貌的影響,及其對連接接頭強度、失效機制的影響規律,以實現CFRTS與鈦合金的高強度連接。

1 試驗方法

1.1 試驗流程設計

采用“激光清洗+樹脂填充”的界面復合調控工藝,此工藝包括CFRTS 表面激光清洗、制備TC4鈦合金表面微織構、在CFRTS與TC4接觸面添加PA 樹脂層、進行激光輔助焊接4種工藝,工藝流程如圖1所示。在微織構和激光焊接參數不變的情況下,通過調整激光清洗的工藝參數(激光功率、掃描速度、線間距和掃描次數),探索激光清洗對CFRTS-TC4鈦合金接頭性能的影響。

圖1 試驗流程圖Fig.1 Test flow diagram

試驗材料選用CFRTS 和TC4 鈦合金的尺寸均為50 mm×25 mm×2 mm,CFRTS由環氧樹脂和碳纖維熱固化形成,碳纖維是HF10(T300級),質量分數為62%,CFRTS和TC4鈦合金材料的性能參數如表1、表2所示。

表1 碳纖維復合材料的性能參數Table 1 Property parameters of carbon fiber composites

表2 TC4鈦合金的性能參數Table 2 Property parameters of TC4 titanium alloy

1.2 激光清洗

通過高能激光束在CFRTS 表面掃描,燒蝕表面環氧樹脂,使碳纖維充分暴露,與TC4和PA樹脂直接接觸,達到高強度聯合的目的,其原理如圖2所示。在表面處理后,使用無水乙醇對試樣進行清洗。該系統包括RFL-P100M 脈沖光纖激光器(最大功率為100 W,波長為1 064 nm,頻率為20 k Hz,光斑直徑為6.5 mm)、掃描振鏡、電腦控制器。在激光清洗CFRTS表面過程中,影響因素主要包括激光功率、掃描速度、線間距和掃描次數。設計四因素五水平的正交試驗,各因素和水平變量如表3 所示,清洗工藝參數如表4所示。

表3 試驗參數配置Table 3 Configuration of experiment parameters

表4 正交試驗設計Table 4 Orthogonal design of experiment

圖2 激光清洗CFRTS原理圖Fig.2 Schematic diagram of laser cleaning CFRTS

1.3 TC4表面微織構制備

用無水乙醇清洗TC4鈦合金表面,去除其表面污染物,放置室溫下干燥。待干燥后使用激光加工系統制備鈦合金表面的微織構,提升焊接時熔融樹脂與TC4 鈦合金的接觸面積并形成“咬合”結構,提高連接強度,其原理如圖3所示。根據前期試驗選擇合適的參數,試驗所選用的加工參數如下：激光功率100 W,掃描速度2 000 mm/s,掃描次數5次,線間距0.3 mm,離焦量為0。

圖3 制備微織構原理圖Fig.3 Schematic diagram of microtexture preparation

1.4 CFRTS-TC4激光連接

采用RFL-P100M 脈沖光纖激光器進行激光輔助連接,將夾具安裝在光學平板上,CFRTS放置于激光器底板上方,TC4 鈦合金放置在CFRTS上方,重疊面積為25 mm×25 mm,在TC4鈦合金和CFRTS重疊面中間添加0.06 mm厚的PA 樹脂,并用夾具將其固定于激光掃描區域。為便于裝夾,在TC4鈦合金另一端補上相應的墊片,墊片為CFRTS板。激光束在重疊區域沿焊接方向螺旋形移動,TC4鈦合金上表面的熱量以熱傳導的方式向CFRTS傳遞,并使PA 樹脂熔化,在夾具壓力的作用下,實現CFRTS-TC4鈦合金的激光攪拌焊接,其原理如圖4所示。試驗所選用的加工參數為如下：激光功率為100 W,掃描速度為50 mm/s,掃描次數為1次,離焦量為0。

圖4 CFRTS-TC4鈦合金激光焊接原理圖Fig.4 Schematic diagram of laser welding of CFRTS-TC4 titanium alloy

2 試驗結果及分析

2.1 CFRTS激光清洗后表面形貌分析

在不同激光工藝參數清洗CFRTS后,使用FEI Quanta FEG 250掃描電子顯微鏡(SEM)觀察表面形貌,主要分為以下4種情況：①殘留環氧樹脂少,碳纖維輕微受損,如圖5(a)所示,采用第5、10組共2 組清洗工藝參數處理的CFRTS表面組織形貌符合此種情況；②殘留環氧樹脂較多,間格邊緣處的碳纖維發生輕微斷裂,如圖5(b)所示,采用第1、2、3、4、9、12、15、19、20、23、25組共11組清洗工藝參數處理的CFRTS表面組織形貌符合此種情況；③表面殘留環氧樹脂較少,間格邊緣的碳纖維斷裂嚴重,出現較小間隙,如圖5(c)所示,采用第7、8、11、13、16、17、18、25組共8組清洗工藝參數處理的CFRTS表面組織形貌符合此種情況；④和情況③相似,殘留環氧樹脂較少,碳纖維斷裂非常明顯,出現較大間隙,如圖5(d)所示,采用第6、14、21、22組共4組清洗工藝參數處理的CFRTS表面組織形貌符合此種情況。

Fischer等發現波長為1 064 nm 的紅外激光器中光子能量為1.17 e V,CFRTS主要由共價鍵組成,其結合能約為5.78×10J或3.61 e V。因此,紅外激光器的光子能量不夠高,無法完全破壞CFRTS的共價鍵,一定程度上被環氧樹脂和碳纖維吸收。積聚的熱量將導致部分環氧樹脂熱分解或碳纖維燒蝕。部分環氧樹脂通過破壞共價鍵直接分解,而不會對環氧樹脂下層的碳纖維造成損傷,未被破壞的環氧樹脂殘留在碳纖維表面(如圖5所示)。

圖5 激光清洗CFRTS表面組織形貌Fig.5 Surface morphology of CFRTS by laser cleaning

2.2 CFRTS-TC4接頭的拉伸試驗

為進一步研究激光清洗工藝參數對CFRTSTC4鈦合金接頭性能的影響,采用Zwick/Roell Z030萬能材料試驗機在室溫下對CFRTS-TC4接頭進行拉伸試驗,拉伸裝置如圖6所示,拉伸速度為2 mm/min,預載為0.5 MPa。為便于裝夾,在拉伸樣件兩端裝上相應的墊片,如圖6所示,墊片1是CFRTS板,墊片2是TC4鈦合金。

圖6 拉伸試驗裝置及樣件示意圖Fig.6 Schematic diagram of tensile testing device and sample

根據最大載荷將樣件分為A、B、C、D 這4組,分組情況如圖7所示,拉伸強度依次遞減,從每組中選取1個作為樣件,分別為樣件10(16.62 MPa)、樣件9(12.84 MPa)、樣件11(8.27 MPa)和樣件22(4.58 MPa),未采用激光清洗的CFRTS作為參照組E組,其拉伸強度為5.4 MPa。將表面形貌與拉伸強度對照,發現兩組試驗的結果相對應：表面形貌情況①所包含的樣件與A 組所含樣件相同,拉伸強度均在15 MPa以上；表面形貌情況②所包含的樣件與B組所含樣件基本相同；表面形貌情況③所包含的樣件與C 組所含樣件相同；表面形貌情況④所包含的樣件與D 組所含樣件基本相同,樣件22的連接強度低于E 組。這說明激光清洗能夠有效去除CFRTS 表面的環氧樹脂,增加表面活性官能團和粗糙度,提高材料表面的附著力,提升CFRTS-TC4 接頭的連接強度。在保證碳纖維結構完整的前提下,CFRTS表面環氧樹脂去除越多,其連接強度越大,當碳纖維結構被破壞時,會降低接頭的連接強度,受損嚴重時會比未清洗樣件的連接強度低。

圖7 各組試驗得到的拉伸強度Fig.7 Tensile strength obtained in each experimental group

2.3 焊接接頭硬度分析

為了進一步分析激光焊接對TC4鈦合金力學性能的影響,用維氏顯微硬度計測試焊接接頭的顯微硬度,在9.8 N 的載荷下,分別在母材和焊縫區各取3 點,取其平均值作為區域的硬度,如圖8(a)所示。圖8(b)為TC4鈦合金表面顯微硬度變化曲線,TC4 鈦合金的母材表面的微觀硬度的平均硬度(測量3點取平均值)為419.9 HV,焊縫的微觀平均硬度為552.1 HV,經過激光焊接之后,硬度提升了132.2 HV,這說明在激光焊接加熱和冷卻過程中,TC4 表面發生了淬火效應。圖9為TC4合金的焊縫區域的顯微組織,可知經過激光焊接后,TC4表面存在270μm 左右的硬化層,且硬化層晶粒相對于基體材料更細化,硬化層的顯微硬度有所提高。

圖8 焊縫與母材的顯微硬度分析Fig.8 Analysis of microhardness of weld and base metal

圖9 TC4鈦合金表面激光硬化層Fig.9 Laser hardening layer on TC4 titanium alloy surface

2.4 接頭PA樹脂填充分析

使用SEM 觀 察A、B、C、D、E 共5 組 樣 件接頭的PA 樹脂填充情況,觀察結果如圖10所示。

圖10(a)是樣件A 接頭樹脂填充情況,CFRTS和TC4 的連接界面形成了多個咬合結構,相鄰的咬合結構之間有較大空洞,這是因為CFRTS在激光清洗之后,碳纖維暴露充分,與TC4的接觸界面充分接觸,焊接時在高能激光束照射下,樹脂熔化直接填充在接觸面,形成了咬合結構,有效提升了CFRTS-TC4接頭的連接強度；由于制備微織構導致TC4鈦合金表面部分出現槽口,激光清洗使CFRTS表面不規則,二者接觸不充分,形成較明顯的空洞。圖10(b)是樣件B接頭的填充情況,PA 樹脂在碳纖維與TC4的連接界面充分填充,有少量較小的空洞,但未形成樣件A 中的咬合結構。從圖10(c)可觀察到,樣件C連接界面左側的PA 樹脂部分與CFRTS連接,部分與碳纖維連接,右側的PA 樹脂均勻填充在TC4表面,未形成類似樣件A 的咬合結構。圖10(d)顯示,樣件D 接頭左側的PA 樹脂與碳纖維連接不充分,有較多空洞,這是因為樣件D的CFRTS在激光清洗過程中碳纖維結構嚴重受損,PA 樹脂在TC4 表面填充不充分,有較多空洞,但未形成類似樣件A 中的咬合結構。從圖10(e)可以發現,樹脂在CFRTS 表面填充均勻,在TC4表面填充較充分,有少量空洞,未形成A 組樣件中的咬合結構。

圖10 CFRTS-TC4接頭PA 樹脂填充的SEM 圖Fig.10 SEM image of PA resin filling of CFRTS-TC4 joint

綜上所述,當CFRTS 表面環氧樹脂清除干凈,且碳纖維結構完整時,會形成類似A 接頭的咬合結構,這種結構有利于提升接頭的拉伸強度；當CFRTS表面環氧樹脂清除過度而導致碳纖維結構被破壞時,會降低接頭的拉伸強度。

2.5 接頭斷裂和失效分析

為了進一步探索激光清洗工藝參數對接頭的性能影響規律,使用SEM 電鏡對A、B、C、D、E共5組樣件的斷裂形貌觀察,進一步分析了接頭的失效機制,觀察結果如圖11所示。

圖11(a)、圖11(b)是樣件A 拉伸斷裂后CFRTS和TC4的斷裂形貌圖。CFRTS 表面部分有PA 樹脂殘留,PA 樹脂周圍有大量斷裂的碳纖維,TC4表面殘留大量PA 樹脂和斷裂的碳纖維,是5組樣件中殘留斷裂的碳纖維最多的樣件。接頭的斷裂界面為CFRTS和TC4的結合界面,接頭的失效形式為碳纖維與PA 樹脂的撕裂和PA 樹脂與TC4鈦合金結合界面撕裂。

圖11(c)、圖11(d)是樣件B 拉伸斷裂后的CFRTS和TC4的斷裂形貌圖,CFRTS表面附著大量PA 樹脂和少量碳纖維,TC4表面只有少量PA 樹脂殘留,分布在激光清洗處周圍,且與TC4微織構槽的位置相對應,與樣件A 相似。拉伸時接頭的斷裂主要發生在碳纖維層與PA 樹脂接觸面,接頭的失效形式為碳纖維與PA 樹脂的撕裂。

圖11(e)、圖11(f)是樣件C 拉伸斷裂后的CFRTS和TC4 的斷裂形貌圖,觀察到CFRTS表面殘留大量PA 樹脂,TC4 表面殘留部分PA樹脂,且TC4殘留PA 樹脂的表面沒有碳纖維殘留。拉伸時接頭的斷裂主要發生在PA 樹脂與TC4的接觸面,接頭的失效形式為PA 樹脂與TC4的撕裂。

圖11(g)、圖11(h)是樣件D 拉伸斷裂后的CFRTS和TC4的斷裂形貌圖,PA 樹脂大量存在于TC4表面,少量殘留在CFRTS 表面,且TC4表面幾乎無碳纖維附著,這是因為樣件D 在激光清洗時,碳纖維結構被嚴重破壞,與TC4連接強度低,低于對照組樣件E。拉伸時接頭的斷裂主要發生在PA 樹脂與TC4接觸面,接頭的失效形式為PA 樹脂與TC4的撕裂。

圖11(i)、圖11(j)是樣件E 拉伸斷裂后CFRTS和TC4的斷裂形貌圖,PA樹脂大量存在于TC4表面,少量殘留在CFRTS 表面,且TC4表面幾乎沒有碳纖維附著。與樣件D 相似,拉伸時接頭的斷裂發生在PA 樹脂與TC4接觸面,接頭的失效形式為PA 樹脂與TC4的撕裂。

圖11 CFRTS-TC4接頭斷口形貌SEM 圖Fig.11 SEM image of fracture surface of CFRTS-TC4 joint

綜上所述,當失效方式為碳纖維與PA 樹脂的撕裂及PA樹脂與TC4鈦合金結合界面撕裂的混合失效方式時,焊接接頭的拉伸強度最大；當失效方式為填充PA樹脂與TC4撕裂時,焊接接頭的拉伸強度最小。因此,通過控制激光清洗CFRTS的工藝參數,能夠有效提升接頭的拉伸強度。

2.6 方差和極差分析

根據拉伸試驗測試強度對試驗進行方差和極差分析,分析結果如圖12、表5 所示,表中,,…,分別為因素水平1～5時所有試驗數據平均值,為對應因素的極差。計算在其他因素作為協變量時各因素的方差,建立各因素的回歸模型,如圖13所示,圖中為回歸模型誤差的標準方差,為回歸模型誤差占總誤差的百分比,為調整的。

圖12 正交試驗方差分析圖Fig.12 Variance analysis diagram of orthogonal experiment

圖13 正交試驗擬合線圖Fig.13 Fitting chart of orthogonal experiment

表5 正交試驗極差分析Table 5 Range analysis of orthogonal experiment

由圖12可知,當激光功率作為因子,掃描速度、線間距和掃描次數作為協變量時,激光功率的方差為0.037,小于0.050,說明激光功率對拉伸強度的結果是有顯著影響的；當掃描速度作為因子,激光功率、線間距和掃描次數作為協變量時,掃描速度的為0.010,小于0.050,說明掃描速度對拉伸強度的結果是有顯著影響的；當線間距作為因子,激光功率、掃描速度和掃描次數作為協變量時,線間距和掃描次數的均大于0.050,說明線間距對拉伸強度的結果沒有顯著影響；當掃描次數作為因子,激光功率、掃描速度和線間距作為協變量時,掃描次數的均大于0.050,說明掃描次數對拉伸強度的結果沒有顯著影響。

先計算各因素在每個水平的均值,再通過計算各因素的極差得到各因素對拉伸強度的影響。由表5可知,按照極差的大小對拉伸強度產生的影響因素進行排序,影響最大的因素為掃描速度(=4.744),之后依次為激光功率(=4.594)、掃描次數(=2.904)和線間距(=2.662)。其中掃描速度和激光功率對激光清洗的影響較大,是影響接頭拉伸強度的主要因素。掃描次數和線間距對激光清洗的影響較小,是影響接頭拉伸強度的次要因素。

由圖13正交試驗擬合曲線可知激光清洗最優參數為激光功率10 W、掃描速度2 500 mm/s、線間距0.5 mm/s、掃描次數1次,采用上述參數制備CFRTS-TC4連接接頭樣件。通過拉伸試驗得到其拉伸強度為23.77 MPa,應力曲線如圖14所示,與正交試驗樣件的拉伸強度進行對比,此樣件的拉伸強度最大,是未進行激光清洗的接頭樣件的5倍多。

圖14 應力-應變曲線Fig.14 Stress-strain curves

使用SEM 觀察接頭拉斷后的斷口形貌,如圖15 所示,發現CFRTS 表面的碳纖維暴露明顯,斷裂嚴重,有少量PA 樹脂。TC4鈦合金表面有大量PA 樹脂和纖維狀殘留物,使用SEM 和能譜儀(EDS)觀察,如圖16所示,發現TC4表面點1、2的譜圖中只有C、O 兩種元素,表面點3、4的譜圖中有C、O、N、P等元素,通過元素對比分析,可以確定纖維狀殘留物為碳纖維。接頭的斷裂界面為CFRTS和TC4的結合界面,拉伸時接頭的斷裂主要發生在碳纖維層與PA 樹脂層以及TC4表面與PA 樹脂接觸面,接頭的失效形式為碳纖維與PA 樹脂的撕裂以及PA 樹脂與TC4鈦合金結合界面撕裂。

圖15 最優正交參數CFRTS-TC4接頭斷口SEM 形貌圖Fig.15 SEM morphology of fracture of CFRTS-TC4 joint with optimal orthogonal parameter

圖16 TC4鈦合金表面能譜圖Fig.16 Surface energy spectra of TC4 titanium alloy

3 結 論

1)對連接強度影響最大的激光清洗工藝參數為掃描速度,之后依次是激光功率、掃描次數和線間距。掃描速度和激光功率對激光清洗的影響較大,是影響接頭拉伸強度的主要因素。掃描次數和線間距對激光清洗的影響較小,是影響接頭拉伸強度的次要因素。

2)通過正交試驗和方差分析得出,在激光功率為10 W、掃描速度為2 500 mm/s、線間距為0.5 mm、掃描次數為1次的激光清洗工藝參數的條件下,CFRTS-TC4 鈦合金接頭的連接強度最高,為23.77 MPa。

3)激光清洗能夠有效去除CFRTS表面的環氧樹脂,增加表面活性官能團和粗糙度,提高材料表面的附著力,提升CFRTS-TC4接頭的連接強度。在激光清洗過程中,積聚的熱量將導致部分環氧樹脂熱分解或碳纖維燒蝕。部分環氧樹脂通過破壞共價鍵直接分解,而不會對環氧樹脂下層的碳纖維造成損傷,部分未被破壞的環氧樹脂殘留在碳纖維表面。

4)CFRTS-TC4鈦合金激光連接接頭的失效形式主要有碳纖維和PA 樹脂結合界面撕裂、PA樹脂和TC4鈦合金結合界面撕裂、CFRTS和PA樹脂結合界面撕裂等,其中在碳纖維與PA 樹脂結合界面撕裂及PA 樹脂與TC4鈦合金結合界面撕裂的混合撕裂方式下的接頭連接強度最高。