摘 要: 采用试验与仿结合的方法，对高温环境下 GFRP 平纹编织层合板-铝合金双钉单搭接胶螺混合连接结构的载荷传递机制和失效模式展开探究。试验方面，开展了 80℃高温环境下胶螺混合连接结构的拉伸破坏试验，并与室温胶螺混合连接、高温纯螺栓连接和室温纯螺栓连接三组工况进行对比分析；借助 3D-DIC 和 SEM 等手段对结构的宏观和微观的失效特征进行表征。数值仿真方面，构建了基于 LaRC 失效准则的复合材料渐进损伤失效模型，插入内聚力单元用于对胶粘剂的模拟。结果表明，胶螺混合连接在常温和高温时的极限载荷比纯螺栓连接分别提高了 9.2%和 4.0%，但高温环境会使胶螺混合连接试样的极限载荷值下降 17.8%；胶螺混合连接在加载前期可以缓解应力集中现象，但温度载荷导致粘合剂提前失效后表面出现明显的应力集中，最终失效除了常温环境中发生的静截面拉伸破坏，还发生了由于轴承效应导致的挤压破坏，此时失效模式与纯螺栓连接一致；构建的数值仿真模型可以准确预测结构的失效模式和演化过程，对胶螺混合连接结构的载荷传递机制和失效规律进行解析。
试样的连接形式为 GFRP 复合材料-铝合金双钉单搭接胶螺混合连接，试样尺寸如图 1 所示，两种连接件尺寸一致，板宽 W=25mm，长度L=150mm，端距 e=15mm，紧固件孔距 S=40mm。
其中复合材料层合板使用的是中航复合材料有限公司生产的 ACTECH ® 1203/EW301F/38 中温固化环氧玻璃布预浸料，通过手工铺贴热压罐(RG21，西安龙德科技有限公司)成型工艺制备。层合板铺层方案为[(45/-45) 2 (0/90) 8 ] S ，共 20 层，总厚度 4.8mm，本文使用的为平纹编织复合材料预浸料，铺层方案中(45/-45)和(0/90)分别表示预浸料平纹编织的单层，其中顺纤维方向为(0/90)铺层，旋转 45°后得到(45/-45)铺层。金属连接板为 2024-T4 铝合金，板厚度 5mm。紧固件采用ML30Cr-MaSiA 结构钢自锁螺栓(HB1-103, 航天精工股份有限公司)和螺母(GB1337, 航天精工股份有限公司)，直径 D=5mm。胶粘剂采用环氧结构胶(DP490, 3M)。
复合材料层合板连接件制备流程如下：先铺贴 330mm×330mm 矩形预浸料，每层使用胶辊沿纤维方向压实，并且每铺贴四层进行一次真空预压实操作。预浸料铺贴完成后按照厂家提供的工艺曲线 所示，进行热压固化成型。脱模后，将层合板 粘接加强片， 并使用切割机(ZIE(T)-350Ae(b), BOSUN)切割成 150mm×25mm的连接件。切割完成后，将复合材料连接件和金属连接件用胶粘剂粘接，再进行打孔操作，为减少机械加工造成的损伤，采用金刚石涂层钻头(型号：CF121，工程直径：5mm，上海)进行通孔制备，并辅以冷却水对钻孔位置进行冷却处理，孔公差等级取 H8。最后将 GFRP复合材料与铝合金连接件用紧固件连接，用扭矩扳手施加 2N·m的预紧力矩，组成复合材料-铝合金混合结构胶螺混合连接试样，组装过程按《AG50 紧固件制孔安装工艺规范》执行，加工流程如图 3 所示。
图4(a)为制备完成的试样，在MTS Landmark万能试验机上进行拉伸破坏测试，如图 4(b)所示。试验共有 HBB-ET、HBB-RT、OB-ET 和 OB-RT四种工况，分别为高温胶螺混合连接、室温胶螺混合连接、高温纯螺栓链接和室温纯螺栓连接，其中 HBB-RT、OB-RT 和 OB-ET 用于进行对比分析。试验加载采用位移控制，加载速度为 1mm/min，试验过程实时记录载荷-位移曲线D-DIC 设备(Vic-3D LS, Correlated Solutions, Inc.)实时监测加载过程中试样表面应变场变化。试验完成后，将破坏后的试样沿所需截面切割，利用SEM扫描电镜(S-4800, HITACHI, Ltd.)进行微观形貌分析，扫描电镜设备示意图如图 4(c)所示。
本文使用的金属材料具体参数如表 2 所示。其中金属材料的热膨胀系数及后续复合材料的热膨胀系数都使用 TMA 热机械分析仪测得。如图 5 所示，复合材料连接件模型中，对螺栓孔周区域进行了网格细化，将其和金属接触的区域采用用户自定义材料属性，区域均匀划分网格，材料属性赋予常规工程参量，单元类型采用三维实体缩减积分单元(C3D8R)。此外，对于胶螺混合连接结构模型，在两板接触区域插入厚度为 0.2mm 的内聚力单元(COH3D8)用于对胶粘剂的模拟。层合板渐进损伤及失效行为通过编写 VUMAT 子程序来实现，各单元材料无损状态下 的 参 数 见 表 3。
胶螺混合连接结构在不同环境温度下的载荷-位移曲线 所示。由于高温环境造成了胶粘剂力学性能的退化，试验温度上升造成试样初始刚度下降；HBB-RT 试样在载荷增加的过程中出现两次小幅度掉载，是胶粘剂开始发生部分失效所导致，到达承载极限时，复合材料破坏，试样完全失效；HBB-ET 试样在载荷上升至 10kN左右时，出现一次较大幅度的掉载，胶粘剂由于温度载荷导致强度下降，此时已经完全失效，后续载荷由螺栓承受，试样由于复合材料发生渐进损伤，刚度继续下降，达到极限载荷后试样完全失效，HBB-ET 试样的极限载荷比 HBB-RT 试样的极限载荷低 17.8%。
图 7 为相同温度环境时不同连接方式的载荷-位移曲线(a)，胶螺混合连接使试样刚度提高明显，且极限载荷值较螺栓连接提升了 9.2%。在 80℃高温环境下，由于胶粘剂性能的下降，刚度提升的程度比常温环境小，且在胶粘剂完全破坏后，两种连接方式试样的刚度相近。在此温度下，胶螺混合连接试样的极限载荷值比螺栓连接高 4.0%。
不同工况下试样拉伸破坏后的失效模式如图8 所示。对于试样结构中的金属连接件，并未出现明显的永久塑性变形。对于复合材料连接件，如图 8(a)所示，HBB-ET 的失效模式与 OB-RT 和OB-ET 相同，都为 Bl 螺栓孔两侧发生扇形区域的静截面拉伸破坏，以及 B1、B2 螺栓右侧由于轴承作用发生的挤压破坏；HBB-RT 试样只发生了Bl螺栓孔两侧发生扇形区域的静截面拉伸破坏，无明显挤压破坏，且拉伸破坏面积小于高温时。说明常温环境下，胶螺混合连接明显缓解了轴承作用导致的挤压破坏，但高温环境下，胶螺混合连接由于粘合剂性能的退化，失效模式与纯螺栓连接一致。
胶螺混合连接试样中胶粘剂的失效模式如图8(b)所示，在室温环境下，胶粘剂的失效模式为由内聚失效和界面失效共同造成的混合失效模式，其中界面失效占主导，且胶粘剂与复合材料间的结合力较弱，失效后胶粘剂大部分残留在与金属连接件接触的表面。在高温环境下，胶粘剂的失效模式由混合失效转变为胶粘剂与金属连接件之间的界面失效，胶粘剂与金属之间的结合力下降明显，失效后金属连接件表面无胶粘剂残留。
为了进一步研究胶螺混合连接结构中 GFRP连接件的失效模式，对测试后 GFRP 连接件的失效截面进行了 SEM 微观形貌图像分析。SEM 观察的截面示意图如图 9 所示。
图 10 展示了 HBB-ET 试样失效后 A 截面的SEM 微观形貌。从图 10(a)可知，由于此区域受到强大拉伸应力而产生基体损伤。图10(b)中可以明显看到纤维拉伸断裂，此种失效也是 A 截面中最常见的失效，同时有纤维拔出现象发生，这是因为平纹编织复合材料面外方向的纤维受到剪切从而断裂导致部分拔出。从图 10(c)观察到，在靠近表面处，有明显的分层现象，且伴随着基体裂纹，这是因为表面铺层为(45°/-45°)与内部铺层不一致，在(45°/-45°)与(0°/90°)界面处产生较大应力集中所致。
图 11 为 HBB-RT 和 HBB-ET 试样的 B 截面对比图。其中 HBB-RT 试样 B 截面非常平整，未看到明显损伤，也能够说明常温环境下胶粘剂的引入避免了轴承效应引起的挤压失效。图12展示了HBB-ET试样失效后B截面的SEM微观形貌。此截面所在区域主要受到压缩应力的影响，因此压缩损伤十分明显。如图 12(a)所示，在图左侧靠近孔边的部分，由于压缩应力而产生的裂纹十分清晰且沿斜向下延伸，到靠近表面铺层方向不一致的(45°/-45°)铺层与(0°/90°)铺层界面处，发生分层。图 12(b)和图 12(c)展示了裂纹处的局部特征，此区域发生了大量的纤维扭折和基体损伤。图12(d)处发现了基体裂纹；以及明显剪切特征的纤维失效，如图 12(e)所示。由于本文采用平纹编织复合材料，在两簇沿 B 截面面外的纤维之间的面内纤维，在极大的挤压作用下，容易发生如图12(f)所示的聚集纤维扭结，从而导致裂纹的扩展。
综合 A 截面和 B 截面的 SEM 损伤观察结果可知：A 截面所在区域主要受到拉伸的作用，其主要的破坏形式为面内纤维的拉伸破坏，同时伴随着面外纤维的拔出现象；B 截面所在的区域是严重的压缩应力集中区，由于纤维扭结和基体开裂而形成明显的斜向裂纹，同时靠近表面的铺层界面处都出现了分层现象。
为了对比胶螺混合连接结构在不同环境温度下的拉伸失效过程，探讨温度载荷对胶螺混合连接结构失效行为的影响，利用3D-DIC对HBB-RT和 HBB-ET 试样中 GFRP 复合材料连接件的重叠区域进行了表面应变场及位移场的实时监测，监测区域夹持端和自由端的方位以及加载方向如图13 所示。
在 HBB-RT 试样的加载过程中，都未出现轴承载荷引起的压缩应力集中现象，仅在 B2 螺栓到 GFRP 连接件的自由端之间出现轻微的压缩应变，表明常温环境下的胶螺混合连接显著缓解了应力集中现象。HBB-ET 试样在加载初期受到40%失效载荷时，监测区域未发生明显应力集中，此时的粘合剂起到了缓解应力集中的作用；当受到 60%失效载荷时，两个螺栓下方开始出现由于轴承作用而引起的压缩应变集中，B1螺栓两侧向下约 45°出现拉伸应变集中区域，且压缩应变和拉伸应变随着载荷变大愈发严重，结果表明，在载荷-位移曲线出现掉载后，结构开始出现明显应力集中。
图14(b)比较了HBB-RT试样和HBB-ET试样在失效前和失效后表面应变的变化。HBB-RT 试样在失效前，依旧没有在监测区域发现明显的压缩应变集中，但 B1 螺栓孔两侧出现小部分拉伸应变集中。而 HBB-ET 试样在失效前 B1 螺栓两侧直到试样边缘被扇形高拉伸应力集中区域包围，且两个螺栓下方依然有明显的压缩应变集中区域。失效后 HBB-RT 试样和 HBB-ET 试样都在 B1 螺栓两侧出现扇形的拉伸破坏，表明拉伸破坏导致了结构的失效，但 HBB-RT 试样的拉伸坏区域小于 HBB-ET 试样。
利用数值仿真模型对不同温度下的胶螺混合连接试样进行有限元分析，试验与仿真的载荷位移曲线 所示。HBB-RT 试样，试验平均极限载荷为21.2kN，仿线%；HBB-ET 试样，试验平均极限载荷为17.4kN，仿线%。试验过程的载荷位移曲线与仿真结果对比误差较小且与试验结果有较高的吻合度。HBB-RT 试样试验与仿真的失效模式对比图如图 16 所示，在有限元模型中 B1 螺栓两侧出现与试验结果一致的扇形失效区域，B2螺栓无明显损伤，说明数值仿真模型可以准确的预测结构的失效模式。综合载荷-位移曲线和失效模式，验证了数值仿真模型的准确性。
对于胶螺混合连接试样，胶粘剂的失效的过程随着环境温度的改变而产生差。
