楊 洲，鄧金風，蔣睿嵩，左楊杰*

(1.四川大學 空天科學與工程學院，四川 成都 610065；2.四川大學 機械工程學院，四川 成都 610065；3.西北工業(yè)大學 航空學院，陜西 西安 710072)

碳纖維增強樹脂基復合材料（CFRР）以其優(yōu)越的機械性能在航空結(jié)構(gòu)、復合材料結(jié)構(gòu)修復等領(lǐng)域廣泛應用[1-3]。復合材料機械連接結(jié)構(gòu)在飛機結(jié)構(gòu)中大量存在[4-5]，但由于各向異性，機械結(jié)構(gòu)最大連接效率明顯低于金屬結(jié)構(gòu)[6]，易導致復合材料結(jié)構(gòu)連接失效。因此，優(yōu)化其機械連接方法及工藝對于保障飛機服役可靠性具有重要意義。

航空復合材料結(jié)構(gòu)機械連接方法主要包括螺接和鉚接[7-9]。螺接承載能力強，易于拆卸維修[10]，但質(zhì)量大、成本高。鉚接雖然極易引起復合材料連接孔擠壓損傷，但在恰當?shù)你T接方法和工藝參數(shù)下?lián)p傷可以降低甚至避免[11-12]，且鉚接工藝簡單、經(jīng)濟成本低，其技術(shù)和經(jīng)濟優(yōu)勢突出。鉚接方法上，電磁鉚接通過高應變率一次成型鉚釘，釘桿膨脹均勻，可降低復合材料鉚接損傷[13-15]。而在合理的工藝參數(shù)下，壓鉚對斜面復合材料鉚接后也未出現(xiàn)分層，且壓鉚接頭強度優(yōu)于錘鉚[16]。與傳統(tǒng)鉚接方法相比，鉚接/攪拌摩擦復合連接方法將接頭失效前的拉伸位移提高了212%[17]。此外，常溫下自沖鉚接釘頭附近易出現(xiàn)損傷，但采用溫熱自沖鉚接可有效避免CFRР表面宏觀裂紋損傷，并減小分層損傷面積[18]，且接頭機械性能與釘頭形狀密切相關(guān)[19-20]。除了板材熱軟化以外，在復合材料鉚接過程中對鉚釘引入脈沖電流實現(xiàn)鉚釘軟化，提高了鉚接成型效果[21]。連接形式上，膠螺混合連接較純鉚接方法或者純膠接方法均展現(xiàn)出更優(yōu)越的承載和抗沖擊性能[22-23]。鉚接參數(shù)上，釘孔間隙過小易導致嚴重的孔周鉚接損傷，間隙過大易導致連接松動[24]；鉚接孔位過于密集使得結(jié)構(gòu)重量增加、結(jié)構(gòu)強度降低[25]；適當?shù)你T接預緊力不僅能夠使得鉚接構(gòu)件之間產(chǎn)生良好的接觸從而提高接頭強度和剛度，還有助于減小接頭中應力的分布，降低疲勞裂紋的形成和擴展的風險，從而提高接頭的壽命[26]。盡管當前針對復合材料構(gòu)件連接問題的研究已經(jīng)十分廣泛，但所提出的方法存在成本高、質(zhì)量大和裝配繁瑣等弊端。綜上，鉚接雖然已經(jīng)廣泛研究，但鉚接損傷問題仍然沒有得到完全有效解決，鉚接損傷機理、高效的無損鉚接方法等均有待進一步研究。

鑒于此，本文針對CFRР/CFRР構(gòu)件鉚接工藝方法優(yōu)化問題，創(chuàng)新性地提出帶墊圈鉚接的方法，利用墊圈限制鐓頭膨脹，分散孔周應力水平，并開展CFRР/CFRР帶墊圈鉚接損傷及剪切性能試驗研究，分析不同鉚釘外伸量下帶墊圈鉚接損傷行為特征，評估不同寬徑比、邊徑比下鉚接構(gòu)件靜拉伸剪切性能，為航空復合材料結(jié)構(gòu)裝配提供技術(shù)指導。

1 鉚接方法及試驗

1.1 帶墊圈鉚接方法

鉚接過程中，釘桿膨脹不均勻是造成復合材料孔壁擠壓損傷的主要原因。為此，本文采用了一種帶墊圈的CFRР構(gòu)件鉚接方法，利用合適的墊圈限制鉚釘鐓頭過度，進而降低CFRР孔壁擠壓損傷。圖1為鉚接方法示意。如圖1所示：首先，固定CFRР構(gòu)件，并將鉚釘放入鉚接孔內(nèi)，用頂鐵頂持鉚釘釘頭；隨后，將墊圈套在鉚釘鐓頭端，啟動鉚接裝置，鉚釘鐓粗變形，墊圈限制鐓頭端釘桿膨脹，單次鉚接完成。

圖1 帶墊圈鉚接方法示意Fig.1 Schematic of the riveting method using gaskets

1.2 試驗

1.2.1 鉚接工藝試驗

試驗由鉚接試驗和拉伸剪切試驗兩部分組成。鉚接試件參數(shù)及試驗過程如圖2所示。鉚接試件由CFRР層板、鉚釘和墊圈構(gòu)成（圖2（a））。其中，CFRР層板選擇高性能T800 CFRР，層板的鋪層序列為[+45/-45/0/+45/90/-45/+45/90/-45]s，共18層，單層鋪層名義厚度0.188 mm，層板名義總厚度3.384 mm。單層T800 CFRР鋪層材料屬性見表1。每個試件由兩塊層板疊加而成，單塊層板長90 mm，寬30 mm。為避免鉚接邊距和孔距對鉚接損傷的影響，同時滿足民用飛機復合材料鉚接的需要，參照民用飛機復合材料制件鉚接要求（GB/T 38825—2020）[27]，每個試件等間距對稱打4個鉚接孔，釘孔直徑4.1 mm，釘孔間距20 mm（5倍鉚釘直徑）。鉚釘為直徑d=4 mm的平頭純鈦鉚釘，材料彈性模量107.8 GPa，抗拉強度539 MPa，泊松比0.25。為了解外伸量對鉚接損傷影響，選擇3組長度分別為12.0、12.4和12.8 mm的鉚釘進行鉚接，分別對應釘桿外伸量1.31d、1.41d和1.51d，鉚釘外伸量和對應的壓鉚位移見表2。墊圈內(nèi)徑4.05 mm，外徑8 mm，厚度1 mm，材料為304不銹鋼。鉚接過程如圖2（b）所示。首先，將鉚接試件固定在夾具上，將常規(guī)平鉚模固定在104N級電子萬能試驗機上，對鉚釘進行擠壓成型，每組釘桿長度進行4次重復鉚接。為對比分析，選擇釘桿長12.0 mm的鉚釘，在不使用墊圈的情況下直接鉚接成型。鉚接完成后，沿試件寬度方向鉚釘對稱面解剖試件，通過光學顯微鏡（型號Nikon-MA100）觀察內(nèi)部鉚接損傷情況。

表1 T800碳纖維增強樹脂基復合材料單層鋪層材料屬性Tab.1 Single ply material properties of the T800 CFRP

表2 鉚接釘桿長度與壓鉚位移Tab.2 Nail rod length and pressing displacement of rivets

圖2 鉚接試件參數(shù)及試驗過程Fig.2 Riveting specimens’ parameters and test process

1.2.2 靜拉伸剪切試驗

圖3為拉伸剪切試驗示意圖，其中，w為試件寬度，e為試件釘孔中心到試件寬邊的最小距離。如圖3（a）所示，靜拉伸剪切試件均采用單釘單搭鉚接試件，所有試件CFRP層板材料與鉚接試驗相同，試件單塊層板長度均為l=90 mm，孔徑均為4.1 mm。根據(jù)鉚接試驗結(jié)果，所有試件均采用鉚接試驗中釘桿長度為12.0 mm的鉚釘進行鉚接，墊圈與鉚接試驗使用的墊圈相同。為研究不同試件幾何參數(shù)對接頭拉伸剪切性能的影響，剪切試驗分為4組。拉伸剪切試驗試樣參數(shù)見表3（D為鉚接孔直徑）。拉伸測試過程見圖3（b），在與鉚接試驗相同的電子萬能試驗機上進行，試件通過墊板由上下夾頭夾持，上下夾持區(qū)域長度均為30 mm。為了保證試驗的可靠性，每組設(shè)置3次重復測試，分別為試件1、試件2、試件3。

表3 拉伸剪切試驗組試樣參數(shù)Tab.3 Parameters of tensile shearing testing groups

圖3 拉伸剪切試驗Fig.3 Tensile shearing tests

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 鉚接損傷分析

2.1.1 表面鉚接損傷

試件鉚接成型情況如圖4所示，①～④為各組鉚接的鉚釘編號。由圖4（a）～（c）可知：帶墊圈情況下，釘桿長度為12.0 mm時，鉚接后的鐓頭相較于其他組成型一致性較好，鐓頭周圍未發(fā)現(xiàn)明顯CFRР層板表面損傷；對于較長鉚釘釘桿（12.4 和12.8 mm），由于釘桿較長，鉚接過程中易發(fā)生失穩(wěn)，鐓頭出現(xiàn)了明顯的偏心，進而引起CFRР層板孔周表層嚴重擠壓損傷。此外，對比圖4（a）和4（d）可知，相同鉚釘釘桿長度下，無墊圈鉚接鉚釘成型偏心明顯，鉚接偏心造成鐓頭周圍CFRР層板局部嚴重擠壓損傷。可以推測：墊圈的存在減小了鉚釘實際外伸量，同時限制了鉚接過程中釘桿偏斜，進而抑制了失穩(wěn)的發(fā)生；此外，墊圈還限制了鐓頭在釘孔孔口附近過度膨脹引起孔口表面擠壓損傷。

圖4 不同釘桿外伸量下鉚接后的試件Fig.4 Specimens after riveting corresponding to different rivet nail rod lengths

2.1.2 內(nèi)部鉚接損傷

鉚接接頭內(nèi)部微觀典型結(jié)構(gòu)如圖5所示。由圖5可知，所有試件鉚釘釘頭附近和鉚釘中段鐓粗變形量較小且較均勻，在試驗所選鉚接參數(shù)下，膨脹后的釘桿均與孔壁形成干涉配合，且未發(fā)生明顯損傷，但鐓頭附近釘桿變形量大且不均勻，引起CFRР孔壁嚴重擠壓損傷。其中，在帶墊圈情況下，釘鉚鐓頭附近成型呈現(xiàn)出自由膨脹區(qū)Ⅰ、墊圈限制膨脹區(qū)Ⅱ和孔內(nèi)釘桿膨脹區(qū)Ⅲ的特征?？梢酝茰y：鉚接過程中，起初鐓頭自由鐓粗膨脹，隨后鐓頭附近釘桿與墊圈內(nèi)環(huán)接觸，墊圈限制鐓頭接觸部分釘桿膨脹，但鐓頭繼續(xù)鐓粗變大，形成自由膨脹區(qū)Ⅰ；隨著鐓頭進一步擠壓變形，鐓頭附近被限制的釘桿繼續(xù)膨脹，進而擠壓墊圈內(nèi)孔塑性變形，形成限制膨脹區(qū)Ⅱ；同時，鐓頭材料沿釘桿方向向下流動迫使墊圈內(nèi)孔下凹，在截面上表現(xiàn)為墊圈內(nèi)孔向下翹曲，墊圈下方附近釘桿進一步膨脹變粗形成孔內(nèi)釘桿膨脹區(qū)Ⅲ。釘桿外伸量越大，墊圈內(nèi)孔下凹越明顯。

圖5 試件鉚接后典型內(nèi)部損傷Fig.5 Typical internal damages of specimens after riveting

鉚接損傷涉及接觸帶來的應力集中問題。進一步對比圖5（a）～（d）發(fā)現(xiàn)：一方面，墊圈確實有效限制了鐓頭附近釘桿不均勻膨脹，顯著減少了因為鐓頭附近釘桿徑向過度膨脹，進而與CFRР孔壁過度接觸并因局部應力過大產(chǎn)生擠壓損傷；另一方面，鐓頭沿釘桿方向的擠壓變形產(chǎn)生巨大的局部軸向擠壓力，墊圈有效增大了鐓頭與CFRР表面的實際接觸面積，并將局部軸向擠壓力向孔周表面墊圈覆蓋區(qū)域分散，進而降低了孔周表面軸向應力水平，最終減小鐓頭附近CFRР孔口軸向擠壓破壞程度。但在鐓頭成型過程中，首先與墊圈內(nèi)環(huán)接觸并過度接觸，墊圈內(nèi)環(huán)受軸向局部擠壓力最嚴重，造成墊圈內(nèi)孔局部下凹，進而導致CFRР孔口附近表面鋪層應力過高并產(chǎn)生擠壓損傷。同時，釘桿外伸量越大，表層擠壓損傷越明顯。而在無墊圈鉚接過程中，釘桿首先整體鐓粗變形，隨后孔壁與釘桿接觸并限制釘桿徑向脹大，釘桿末端未受孔壁限制，進而鐓粗形成鐓頭，鐓頭附近CFRР層板同時承受局部高水平孔周徑向擠壓應力和釘桿方向擠壓應力，在合應力作用下層板形成類球面形擠壓損傷凹坑。定量來看，帶墊圈鉚接僅首層發(fā)生輕微損傷，最大損傷區(qū)域外徑略大于孔原始直徑，而不帶墊圈鉚接損傷卻發(fā)生在鐓頭附近前3層鋪層，且局部鉚接損傷區(qū)域最大外徑大于鐓頭直徑。因此，可以看出墊圈在徑向和軸向均對CFRР鉚接損傷具有明顯抑制作用，但為了實現(xiàn)無損鉚接，需要進一步對墊圈材料、幾何參數(shù)等進行優(yōu)化。

2.2 拉伸剪切性能

2.2.1 不同寬徑比

寬徑比分別為3.0和4.0的試件及其拉伸剪切力-位移響應曲線如圖6所示。試件最終失效模式如圖7所示。試件力-位移響應曲線特征與鈦合金鉚釘拉伸力-位移響應曲線相似，呈現(xiàn)出明顯的階段性，即：彈性階段Ⅰ、塑性階段Ⅱ和失效階段Ⅲ。結(jié)合圖7可知，在本文試驗條件下，由于CFRР層板強度較高，所有試件失效模式均為鉚釘失效。因此，試件力-位移響應特征由鉚釘主導。由于寬度更大，單位拉伸位移下試件可承載能力更強，寬徑比為4.0的試件較寬徑比為3.0的試件表現(xiàn)出更好的剛度；但由于鉚釘主導試件拉伸失效過程，二者屈服載荷和失效載荷差異不明顯。

圖6 不同寬徑比試件及其拉伸剪切力-位移響應Fig.6 Specimens with different width to diameter ratios and their load-displacement responses

圖7 不同寬徑比下試件拉伸剪切失效模式Fig.7 Final failure modes of specimens corresponding to different width to diameter ratios

由圖7還可知，在本文試驗條件下，不同寬徑比試件均以鉚釘剪切失效為最終失效模式，墊圈未發(fā)生明顯變形。對于CFRР層板，盡管均未發(fā)生明顯破壞，但在試件上下層板剪切破壞面上，鉚釘附件區(qū)域均發(fā)生了明顯擠壓損傷。同時，拉伸過程中，在鉚釘最終剪切破壞之前，能聽到明顯的CFRР層板纖維斷裂聲。由此可見，盡管試件最終為鉚釘剪切失效，但加載過程中CFRР層板亦由于局部應力過大發(fā)生了局部損傷。

2.2.2 不同邊徑比

不同邊徑比的試件及其拉伸剪切力-位移響應曲線如圖8所示。同樣，試件力-位移相應過程由鉚釘主導，不同邊徑比的力-位移響應曲線特征相似，亦呈現(xiàn)出明顯的彈性階段Ⅰ、塑性階段Ⅱ和失效階段Ⅲ。但由于鉚釘主導最終失效，不同邊徑比下試件屈服載荷和失效載荷均未發(fā)現(xiàn)明顯差異。

圖8 不同邊徑比試件及其拉伸剪切力-位移響應Fig.8 Specimens with different edge displacement to diameter ratios and their load-displacement responses

不同邊徑比下試件最終失效模式如圖9所示。由圖9可知，不同邊徑比下試件失效模式均為鉚釘剪切失效，其失效特征與不同寬徑比條件下相同。綜合來看，寬徑比和邊徑比的改變主要反映CFRР層板連接幾何特征的變化，進而引起CFRР連接件承載過程、承載極限和失效模式的不同。但本文試驗條件下，CFRР層板承載能力遠大于鉚釘承載能力，試件拉伸力-位移響應、最終失效模式均由鉚釘失效過程主導。為此，本文試驗條件下，由于寬徑比和邊徑比僅選擇了常用的比例值，兩者的改變并未展現(xiàn)出對試件拉伸剪切性能的明顯影響。結(jié)合圖6（a）～（c）和圖8（b）可知，當寬徑比提高到7.5時，由于試件寬度大幅增加，拉伸過程中二次彎矩影響減弱等原因，試件屈服載荷和失效載荷亦明顯提高。雖然寬徑比為7.5時，試件失效模式?jīng)]有改變，但拉伸剪切屈服載荷和失效載荷均較低寬徑比下明顯提高。由此可以推測，即使在鉚釘承載極限不變的情況下，寬徑比亦可能通過改變試件承載形式和承載分配過程提高構(gòu)件連接強度。

圖9 不同邊徑比下試件拉伸剪切失效模式Fig.9 Final failure modes of specimens corresponding to different edge displacement to diameter ratios

3 結(jié) 論

1）CFRP鉚接損傷主要由鐓頭徑向過度膨脹和鐓頭材料軸向變形擠壓造成，鉚接損傷以擠壓損傷為主；墊圈一方面有效限制了鐓頭附近釘桿不均勻膨脹，另一方面通過將局部軸向擠壓力向孔周表面墊圈覆蓋區(qū)域分散進而降低孔周表面軸向應力水平，最終有效減小鉚接損傷程度；而無墊圈鉚接損傷則發(fā)生在鐓頭附近層板孔周多個鋪層，損傷范圍和程度均更大。

2）由于本文研究中CFRР層板承載能力遠大于鉚釘承載能力，所有試件力-位移響應曲線特征由鈦合金鉚釘主導，與鈦合金鉚釘拉伸失效力-位移響應曲線相似，呈現(xiàn)出明顯彈性階段、塑性階段和失效階段。

3）所有試件最終失效模式均為鉚釘剪切失效，墊圈均未發(fā)生明顯變形。CFRР層板雖未發(fā)生嚴重破壞，但由于鉚釘對孔壁造成的局部高水平壓應力，釘孔周圍表層亦出現(xiàn)明顯局部擠壓損傷，拉伸過程中亦伴隨纖維斷裂聲響。

4）寬徑比為4.0的試件較寬徑比為3.0的試件表現(xiàn)出更好的剛度，但屈服載荷和失效載荷差異不明顯；而當寬徑比提高到7.5時，試件屈服載荷和失效載荷均明顯提高；邊徑比對試件力-位移響應影響不明顯。