基于多尺度损伤机制的CFRP铝合金粘接板冲击行为研究

姚潞; 何文涛; 马岩; 于航; 王艳超; 许家婧

doi:10.13801/j.cnki.fhclxb.20230904.001

基于多尺度损伤机制的CFRP铝合金粘接板冲击行为研究

姚潞¹,
何文涛²,
马岩³,
于航¹,
王艳超¹,
许家婧^1, ,

1.
南通大学　交通与土木工程学院，南通 226019
2.
中国海洋大学　工程学院，青岛 266100
3.
南通大学　纺织服装学院，南通 226019

基金项目: 国家自然科学基金(52071308；51879248；52105153)；江苏省自然科学基金(BK20221378)；江苏省高校自然科学研究项目(21KJB570009)；南通市科技计划面上研究项目(MS22022103)

详细信息

通讯作者:
许家婧，博士，讲师，研究方向为复合材料结构损伤表征　E-mail: xujiajing@ntu.edu.cn

中图分类号: TU311.3；TB333
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出版历程
- 收稿日期: 2023-06-26
- 修回日期: 2023-07-29
- 录用日期: 2023-08-15
- 网络出版日期: 2023-09-03
- 刊出日期: 2024-03-31

Research on impact behavior of CFRP aluminum alloy adhesive plate based on multiscale damage mechanism

1.
School of Transportation and Civil Engineering, Nantong University, Nantong 226019, China
2.
College of Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100, China
3.
School of Textile and Clothing, Nantong University, Nantong 226019, China

Funds: National Natural Science Foundation of China (52071308; 51879248; 52105153); Natural Science Foundation of Jiangsu Province under Grants (BK20221378); Natural Science Foundation of Jiangsu Higher Education Institutions of China under Grants (21KJB570009); In Part by Projects from Nantong Science and Technology Bureau (MS22022103)

摘要

摘要: 碳纤维增强聚合物(CFRP)铝合金粘接板作为一种轻质高强的材料，被广泛用在飞机、汽车、高速列车等轻量化结构上。研究首先基于纤维/基体微观尺度建立代表性体积单元(RVE)单胞模型，预测单向CFRP的基本弹性力学参数，并通过RVE模型施加宏观单位载荷计算宏-微观应力放大系数。其次考虑纤维基体微观失效准则与演化规律，开发复合材料宏-微观渐进损伤演化程序，再结合金属与复合材料粘接面的损伤模型，建立多尺度损伤机制的CFRP铝合金粘接板冲击仿真模型，并通过实验验证了数值模型的准确性与可靠性。最后通过数值模拟对CFRP铝合金粘接板在不同纤维铺层角度与不同纤维体积分数下的抗冲击行为进行参数化研究，结果表明纤维铺层方向对粘接板的抗冲击力学性能影响不大，而纤维体积分数对结构的冲击行为影响较大。
- CFRP铝合金粘接板 /
- 复合材料 /
- 低速冲击 /
- 微观失效 /
- 多尺度模拟
Abstract: Carbon fiber reinforced polymer (CFRP) aluminum alloy adhesive plate is a lightweight and high-strength material, which has been widely applied in lightweight structures, such as airplanes, cars, and high-speed trains. This research first established an representative volume element (RVE) single cell model based on the microscale from fiber/matrix, predicted the elastic mechanical parameters of unidirectional CFRP, and calculated the macro-micro stress amplification coefficient by applying a macroscopic unit load to the RVE model. Secondly, considering the micro-failure criteria and evolution rules of fiber and matrix, the macro-micro progressive damage evolution program of CFRP unidirectional plates was developed. Then combining with the damage model of metal and adhesive interface, a multiscale damage mechanism impacted model of CFRP aluminum alloy adhesive plate was established, then the accuracy and reliability of the numerical model were verified through the experimental tests. Finally, based on the numerical simulation, the influences of fiber angle and fiber volume fraction on the impact behavior of CFRP aluminum alloy adhesive plate were studied in detail. The results show that the fiber layup direction has little effect on the impact mechanical performance of the adhesive plate, while the fiber volume fraction has a greater effect on the impact behavior of the structure.
- CFRP aluminum alloy adhesive plate /
- composite material /
- low-velocity impact /
- microscopic failure /
- multiscale simulation

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高性能热塑性复合材料具有能够快速成型、原材料可无限期存贮、制件可多次加热成型、废旧制件可回收利用等优点^[1-3]，符合经济型、环保性的发展要求，成为各个国家高端复合材料领域研究和发展的重点^[4]。早在上个世纪80年代^[5]，国外科研院所、企业等在热塑性复合材料的应用方面投入了大量的研发力量^[6]，经过多年的发展，国外热塑性复合材料在军用、民用航空的应用已完成从飞机内饰、舱门、口盖、整流罩等非承力部件到飞机固定面前后缘、襟翼、副翼、方向舵等受载较小部位^[7]，再到机翼盒段、机身壁板、蒙皮等主承力结构的转变^[8]。高性能热塑性复合材料的实际应用取得了显著的效果，有效弥补了热固性复合材料制造和使用过程中面临的诸多问题。

高性能热塑性复合材料中，碳纤维增强聚芳醚酮(CF/PAEK)复合材料，具有优异的韧性^[9]、耐老化性能及耐疲劳性能^[10]，使CF/PAEK热塑性复合材料得以替代部分传统热固性复合材料，在航空、航天等领域取得成功应用，但是在使用的过程中仍然面临损伤、失效的风险。复合材料典型损伤模式包括层内损伤和层间损伤，层内损伤如基体开裂、纤维与基体脱粘和纤维断裂等，层间损伤如层间脱粘等^[11]，因此，复合材料的界面性能及层间性能得到了研究者们的关注。Lu等^[12]研究了CCF300碳纤维与不同树脂基体间的界面剪切强度，结果显示聚醚醚酮(Polyetheretherketone，PEEK)与碳纤维间的界面强度约为44.87 MPa；一些研究者认为由于PEEK链惰性和碳纤维表面能较低，导致界面强度稍低，复合材料的界面强度仍然有提升的空间，Su等^[13]采用碳纳米管优化了CF/PEEK复合材料的层间剪切性能，将复合材料的短梁剪切强度提高35.8%；Yan等^[14]研制了水溶性胺化聚醚醚酮(PEEK-NH₂)上浆剂将CF/PEEK复合材料的层间剪切强度提高了43.1%；除此之外，成型工艺也能够影响复合材料的界面及层间性能，Wu等^[15]研究了孔隙率及树脂结晶度对CF/PEEK复合材料的层间剪切性能的影响，结果显示较低的孔隙率和较高的结晶度能够提高复合材料的层间剪切性能；史如静等^[16]研究了成型工艺参数对CF/PEEK复合材料Ⅰ型断裂性能的影响，结果显示较高的成型温度、适当的成型压力及较快的降温速率能够提高复合材料的Ⅰ型断裂韧性。上述研究主要集中于研究工艺条件对复合材料性能的影响，而对树脂基体的特性对复合材料性能的影响研究较少，Chen等^[17]研究了不同流动性能的PEEK树脂的流变行为，并根据结果优化了PEEK树脂基体对碳纤维的浸渍参数，并测试了优化浸渍参数后的复合材料的力学性能，但并未对比具有不同流动性能的PEEK基复合材料的力学性能。

本文中使用具有不同特性的PAEK树脂基体和国产T300级SCF35碳纤维制备了连续碳纤维增强PAEK热塑性复合材料，以微球脱粘性能、90°拉伸性能、短梁剪切性能、Ⅰ型断裂韧性、Ⅱ型断裂韧性为指标，研究了树脂基体的特性对复合材料的界面性能和层间性能的影响，为航空、航天领域所用轻质高强复合材料的设计和制造提供了选材参考。

1. 试验材料及方法

1.1 原材料

基体树脂为汤原县海瑞特工程塑料有限公司生产的聚芳醚酮(Polyaryletherketone，PAEK)树脂，其中流动性稍低的树脂基体牌号为PAEK-L，流动性稍高的树脂基体牌号为PAEK-H，树脂基体的性能如表1所示；碳纤维为中国石化上海石油化工股份有限公司生产的T300级碳纤维，牌号为SCF35，碳纤维性能如表2所示，表面形貌如图1所示；热塑性单向预浸料由黑龙江英创新材料有限公司生产，牌号分别为SCF35/PAEK-L及SCF35/PAEK-H，预浸料的纤维面密度约为147 g/m²，纤维体积分数约为52vol%，树脂质量分数约为40wt%。

表 1 聚芳醚酮(PAEK)树脂基体的性能

Table 1. Properties of poly aryl ether ketone (PAEK) resin matrix

Property	Tensile strength/MPa	Tensile modulus/GPa	Elongation/%	Notched impact strength/(kJ∙m^–2)	Apparent viscosity (360℃)/(Pa·s)
PAEK-L	96±0.5	4.0±0.2	109±7.2	5.7±0.2	1139
PAEK-H	95±0.5	3.9±0.2	101±4.4	5.7±0.2	399
Notes: PAEK-L—Low flow poly aryl ether ketone resin matrix; PAEK-H—High flow poly aryl ether ketone resin matrix.

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表 2 国产T300级碳纤维(SCF35)的性能

Table 2. Properties of domestic T300 grade carbon fiber (SCF35)

Fibre	Specification	Tensile strength /MPa	Tensile modulus /GPa	Elongation /%	Bulk density /(g∙cm⁻³)	Linear density /(g∙m⁻¹)
SCF35	12 K	4300	230	1.85	1.8	0.8

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图 1 SCF35碳纤维表面形貌

Figure 1. Surface morphology of SCF35 carbon fiber

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1.2 复合材料层压板制备

采用模压成型的方法制备复合材料层压板，首先将预浸料裁切成所需的长度规格，采用超声波焊机将预浸料铺贴为预成型体，然后将预制体放入高温脱模剂处理后的模具型腔，最后将模具放入平板硫化仪(LSVI-50 T，广州市普同实验分析仪器有限公司)进行模压成型，成型工艺如图2所示，图2(a)为薄板成型工艺，适用于铺层方式为[0°]₁₄的90°拉伸试样；图2(b)为厚板成型工艺，适用于断裂韧性试样及铺层方式为[0°]₄₂的短梁剪切试样。上述断裂韧性试样所用层压板的铺层方式为[0°]₂₄，预制体中间层铺放厚度为0.03 mm的聚酰亚胺胶带作为预制缺陷，如图3所示。

图 2 SCF35/PAEK复合材料成型工艺：(a) 薄板成型工艺；(b) 厚板成型工艺

Figure 2. Forming process of SCF35/PAEK composite: (a) Thin plate forming process; (b) Thick plate forming process

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图 3 预制缺陷层压板的铺层示意图

Figure 3. Schematic diagram of laying of prefabricated defective laminates

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1.3 测试与表征

SCF35碳纤维与聚芳醚酮(PAEK)树脂间界面强度的测试，采用微球脱粘实验测试纤维与树脂间的界面强度，所用设备为日本东荣株式会社生产的复合材料界面性能评价装置，设备型号为HM410。测试过程中首先将PAEK树脂330℃熔融成球，然后使树脂浸润单根纤维约10 s，待挂在纤维上的树脂由于表面张力形成微球后，再使用树脂熔体蘸取纤维表面上多余的树脂，将纤维上挂载的小球修理至长度为40~60 μm的小球，随后将纤维和树脂在330℃下保温10 min使树脂充分浸润纤维，最后将保温后的样品冷却至室温进行测试，测试原理如图4所示，界面剪切强度的计算公式如下所示：

图 4 微球脱粘试验示意图

Figure 4. Schematic diagram of microsphere debonding test

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$\tau =\frac{{F}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}}{{\text{π}} dl}$

(1)

式中：τ为平均剪切强度；F_max为小球剥脱时的力；d为纤维直径；l为纤维埋入树脂中的长度。

SCF35/PAEK复合材料的力学性能采用美国英斯特朗公司生产的万用材料试验机进行测试，设备型号为Instron 5982，90°拉伸性能采用测试标准ASTM D3039/D3039 M-14^[18]，测试样条尺寸为175 mm×25 mm×2 mm，测试加载速度为2 mm/min，90°拉伸强度计算公式如下所示：

${\sigma }_{\mathrm{t}}=\frac{P}{b d}$

(2)

式中：σ_t为极限拉伸强度；P为破坏前最大载荷；b为试样宽度；d为试样厚度。

复合材料的短梁剪切性能测试采用标准ASTM D2344/D2344 M-16^[19]，试样长度∶跨距∶宽度∶厚度=6∶4∶2∶1，SCF35/PAEK-L的试样尺寸为36.6 mm×12.2 mm×6.1 mm，SCF35/PAEK-H的试样尺寸为35.4 mm×11.8 mm×5.9 mm，测试过程中加载头的半径为3.0 mm，支座的半径为1.5 mm，试样加载速度为1.0 mm/min，短梁剪切强度计算公式如下所示：

${F}_{\mathrm{s}\mathrm{b}\mathrm{s}}=\frac{0.75 {P}_{\mathrm{m}}}{b d}$

(3)

式中： ${F}_{\mathrm{s}\mathrm{b}\mathrm{s}}$ 为短梁剪切强度； ${P}_{\mathrm{m}}$ 为试样破坏的最大载荷；b为试样宽度；d为试样厚度。

Ⅰ型断裂韧性采用测试标准ASTM D5528/D5528 M-21^[20]，试样的尺寸为180 mm×25 mm，预制裂纹长度约为50 mm，测试过程中加载速度为2.0 mm/min，Ⅰ型断裂韧性的计算公式如下所示：

${{G}}_{\mathrm{{\rm I}}\mathrm{C}}=\frac{nP\delta }{2ba}$

(4)

式中： ${{G}}_{\mathrm{{\rm I}}\mathrm{C}}$ 为Ⅰ型断裂韧性；n为柔度标定系数，是lg(δ_i/P_i)与lg(a_i)的最小二乘法拟合的直线斜率；i为测试过程中的取样点；P为裂纹扩展临界载荷； $\delta$ 为对应于P的加载点位移；a为裂纹长度。

Ⅱ型断裂韧性采用测试标准ASTM D7905/D7905 M-19^[21]，采用预制试样的方法进行测试，试样的尺寸为140 mm×25 mm，预制裂纹长度约为40 mm，测试过程中加载速度为2.0 mm/min，Ⅱ型断裂韧性的计算公式如下所示：

${{G}}_{\text{ПC}}=\frac{3m{P}_{\mathrm{M}\mathrm{a}\mathrm{x}}^{2}{a}_{\mathrm{p}\mathrm{c}}^{2}}{2B}$

式中： ${{G}}_{\text{ПC}}$ 为Ⅱ型断裂韧性；m为合规校准系数； ${P}_{\mathrm{M}\mathrm{a}\mathrm{x}}$ 为载荷的最大值； ${a}_{\mathrm{p}\mathrm{c}}$ 为实际裂纹长度；B为试件宽度。

除上述测试外，还采用日立Regulus 8230型场发射扫描电子显微镜及浩视RH 8800超景深显微镜对相关试样的微观形貌进行测试表征。

2. 结果与讨论

2.1 SCF35/PAEK复合材料的界面性能

SCF35/PAEK复合材料的界面性能如表3所示，SCF35碳纤维与低流动性树脂PAEK-L的界面剪切强度约为64 MPa，接触角约为35.8°，90°拉伸强度约为55 MPa，90°拉伸模量约为8.6 GPa，短梁剪切强度约为86 MPa；SCF35碳纤维与高流动性树脂PAEK-H的界面剪切强度约为79 MPa，接触角约为34.4°，90°拉伸强度约为76 MPa，90°拉伸模量约为9.7 GPa，短梁剪切强度约为92 MPa。

表 3 SCF35/PAEK复合材料的界面性能

Table 3. Interfacial properties of SCF35/PAEK composites

System	Interfacial shear strength/MPa	Contact angle/ (°)	90° tensile strength/MPa	90° tensile modulus/GPa	Short beam shear strength/MPa
SCF35/PAEK-L	64±3.4	35.8±1.0	55±2.9	8.6±0.1	86±1.9
SCF35/PAEK-H	79±6.0	34.4±3.0	76±5.4	9.7±0.4	92±1.4

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SCF35/PAEK复合材料界面剪切测试后，树脂剥脱后的表面形貌如图5所示，微球脱粘的截面形貌如图6所示，纤维与树脂间的接触角如图7所示。图5(a)中PAEK-L微球剥脱的前端呈现撕裂状，后端树脂呈现整体剥脱状；图5(b)中PAEK-H微球剥脱的前端和后端均呈现撕裂状。图6(a)中SCF35/PAEK-L复合材料界面处存在空隙，而图6(b)中SCF35/PAEK-H复合材料界面处树脂基体与纤维结合紧密。图7(a)中PAEK-L树脂在表面张力的作用下在纤维上形成独立的树脂微球，而图7(b)中PAEK-H树脂与纤维结合较紧密，出现树脂粘连、不能形成微球的现象，出现这种现象的原因是，在没有额外压力的作用下，树脂对带有沟槽的SCF35碳纤维浸润的驱动力主要来自于毛细管压力^[22]，流动性低的PAEK-L树脂具有较高的内摩擦阻力，毛细管压力不足以克服树脂的内摩擦阻力^[23]，树脂液滴与空气界面处的树脂分子不能克服自由能势垒^[24]，无法彻底的将纤维表面的沟槽浸润，从而与纤维表面沟槽形成Cassie接触状态^[25]，并且在表面张力的作用下，团聚成为独立的树脂微球；PAEK-H树脂基体具有较高的流动性能，即较低的内摩擦阻力，因此在毛细管压力的作用下，树脂液滴与空气界面处的树脂分子能够克服自由能势垒与纤维表面沟槽接触并发生黏附，形成Wenzel接触状态^[26]。上述结果说明，造成SCF35/PAEK-L界面强度稍低于SCF35/PAEK-H的原因是PAEK-H树脂的流动性较好，能够与带有沟槽的SCF35碳纤维形成较好的结合能力。

图 5 SCF35/PAEK微球脱粘的表面形貌：(a) SCF35/PAEK-L：(1) 整体形貌、(2) 微球脱粘的示意图、(3) 微球脱粘的前端形貌、(4) 微球脱粘的后端形貌；(b) SCF35/PAEK-H：(1) 整体形貌、(2) 微球脱粘的示意图、(3) 微球脱粘的前端形貌、(4) 微球脱粘的后端形貌

Figure 5. Surface morphologies of SCF35/PAEK microsphere debonding: (a) SCF35/PAEK-L: (1) Overall Shape, (2) Schematic diagram of microsphere debonding, (3) Shape of the front end of microsphere debonding, (4) Shape of the back end of microsphere debonding; (b) SCF35/PAEK-H: (1) Overall Shape, (2) Schematic diagram of microsphere debonding, (3) Shape of the front end of microsphere debonding, (4) Shape of the back end of microsphere debonding

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图 6 SCF35/PAEK微球脱粘的截面形貌：(a) SCF35/PAEK-L；(b) SCF35/PAEK-H

Figure 6. Cross-sectional morphologies of SCF35/PAEK microsphere debonding: (a) SCF35/PAEK-L; (b) SCF35/PAEK-H

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图 7 SCF35/PAEK间的接触角

Figure 7. Contact angle between SCF35/PAEK

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SCF35/PAEK复合材料的90°拉伸测试的破坏形貌如图8所示，可以看出，SCF35/PAEK-L复合材料的90°拉伸试样破坏后，在纤维表面存在不均匀分布的残留树脂；SCF35/PAEK-H复合材料的90°拉伸试样破坏后，纤维被树脂基体均匀包覆。造成复合材料界面呈现不同的破坏模式的原因是PAEK-H树脂基体相较于PAEK-L树脂基体具有较高的流动性，能够填充SCF35碳纤维表面的微小沟槽，形成较强的机械啮合作用，进而表现出较高的界面强度，破坏的过程中界面强度大于树脂的断裂强度时，裂纹在树脂基体中扩展，纤维表面粘连较多的树脂基体。

图 8 SCF35/PAEK复合材料90°拉伸破坏形貌：(a) SCF35/PAEK-L；(b) SCF35/PAEK-H

Figure 8. 90° tensile damage morphologies of SCF35/PAEK composite: (a) SCF35/PAEK-L; (b) SCF35/PAEK-H

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SCF35/PAEK热塑性复合材料短梁剪切测试的典型应力-应变结果如图9所示。相同的铺层条件下，SCF35/PAEK-H复合材料的短梁剪切强度略大于SCF35/PAEK-L，SCF35/PAEK-L试样达到最大载荷后，出现了载荷突降的现象，随着应变的增加，试样被迅速破坏，载荷快速下降；SCF35/PAEK-H试样的载荷达到最大值前缓慢增加，存在明显的屈服行为，试样的载荷在到达最大值后，试样通常出现一段载荷下降的过程，然后随着剪切形变量的增加，试样发生剪切破坏。

图 9 SCF35/PAEK短梁剪切的典型应力-应变曲线

Figure 9. Typical stress-strain curves of SCF35/PAEK short beam shear

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复合材料短梁剪切的截面形貌如图10所示，试样中压头下方的受载区域呈现锥形塑性变形，在剪切力的作用下塑性变形区域边缘萌生裂纹并发生裂纹扩展。短梁剪切试样压头处的表面形貌如图11所示，试样在压头施加的载荷的作用下呈现圆弧形的塑性变形，图11(a)中SCF35/PAEK-L复合材料表面较光滑，纤维随树脂的塑性变形发生弯曲，图11(b)中SCF35/PAEK-H复合材料表面存在纤维断裂痕迹，纤维随树脂的塑性变形发生弯曲与断裂。结合图9与图10、图11，分析造成短梁剪切强度出现差异的原因是，SCF35/PAEK-L复合材料的界面强度稍弱，试样在加载的过程中，复合材料中的纤维在稍低的载荷下发生滑移，导致试样的载荷降低，随着应变的增加，进而萌生裂纹并发生扩展；SCF35/PAEK-H复合材料的界面强度稍强，试样在加载的过程中，复合材料中的纤维较难发生滑移，而是随着试样应变的增加出现纤维弯曲、基体屈服等非线性硬化的效应^[11]，进而能够承受更高的载荷，当试样的应变达到极限时，试样在剪应力的作用下萌生裂纹并最终发生断裂。

图 10 SCF35/PAEK短梁剪切的截面形貌

Figure 10. Cross-sectional morphologies of SCF35/PAEK short beam shear

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图 11 SCF35/PAEK短梁剪切的表面形貌

Figure 11. Surface morphologies of SCF35/PAEK short beam shear

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2.2 SCF35/PAEK复合材料的层间性能

连续纤维增强树脂基复合材料中重要的破坏模式是层间破坏，SCF35/PAEK复合材料的层间性能如表4所示。其中SCF35/PAEK-L的Ⅰ型断裂韧性约为938 J/m²，Ⅱ型断裂韧性约为2232 J/m²；SCF35/PAEK-H的Ⅰ型断裂韧性约为638 J/m²，Ⅱ型断裂韧性约为1702 J/m²。

表 4 SCF35/PAEK复合材料的断裂韧性

Table 4. Fracture toughness of SCF35/PAEK composites

System	G_IC/(J∙m⁻²)	G_IIC/(J∙m⁻²)
SCF35/PAEK-L	938±38	2232±208
SCF35/PAEK-H	638±38	1702±46
Notes: G_IC—Type I fracture toughness of SCF35/PAEK composites; G_IIC—Type Ⅱ fracture toughness of SCF35/PAEK composites.

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对比两种复合材料体系的典型加载曲线如图12所示，结果显示SCF35/PAEK-L复合材料的破坏载荷及其破坏曲线包络的面积均高于SCF35/PAEK-H复合材料，证明SCF35/PAEK-L复合材料的断裂韧性较高。两种复合材料体系的断裂形貌如图13所示，可以看出，SCF35/PAEK-L复合材料中树脂基体均呈现撕裂状，在Ⅱ型断裂韧性试样中树脂基体在剪切应力的作用下沿剪切力方向撕裂破坏；SCF35/PAEK-H复合材料中树脂基体同样呈现撕裂状，但不同的是，SCF35/PAEK-H复合材料中树脂基体撕裂的尺寸较小。研究认为复合材料层间断裂韧性是基体延展性和界面结合强度之间复杂相互作用的结果，而基体的塑性变形能力是影响复合材料韧性的主要因素^[27]，图14为表1中冲击试样及拉伸试样的破坏形貌。可以看出PAEK-L树脂试样的冲击断面形貌相对于PAEK-H树脂试样具有更大尺寸的断裂变形，PAEK-L树脂试样拉伸断面处存在因塑性变形而产生的齿状树脂残留，而PAEK-H树脂试样拉伸断面处存在片状树脂残留，对比两种树脂试样的断裂形貌及复合材料的断裂形貌可以发现，复合材料中PAEK-L树脂基体较大撕裂形貌将导致复合材料在破坏的过程中消耗更多的能量^[28]，这是造成SCF35/PAEK-L复合材料断裂韧性较高的原因。

图 12 SCF35/PAEK典型断裂韧性曲线：(a) Ⅰ型断裂韧性；(b) Ⅱ型断裂韧性

Figure 12. Typical fracture toughness curves of SCF35/PAEK: (a) Type I fracture toughness; (b) Type II fracture toughness

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图 13 SCF35/PAEK断裂形貌：(a) SCF35/PAEK-L Ⅰ型断裂形貌；(b) SCF35/PAEK-L Ⅱ型断裂形貌；(c) SCF35/PAEK-H Ⅰ型断裂形貌；(d) SCF35/PAEK-H Ⅱ型断裂形貌

Figure 13. Fracture morphology of SCF35/PAEK: (a) Type I fracture morphology of SCF35/PAEK-L; (b) Type Ⅱ fracture morphology of SCF35/PAEK-L; (c) Type I fracture morphology of SCF35/PAEK-H; (d) Type Ⅱ fracture morphology of SCF35/PAEK-H

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图 14 PAEK树脂试样断裂形貌：(a) PAEK-L冲击断面形貌；(b) PAEK-L拉伸断面形貌；(c) PAEK-H冲击断面形貌；(d) PAEK-H拉伸断面形貌

Figure 14. Fracture morphology of PAEK resin specimens: (a) Impact section morphology of PAEK-L; (b) Tensile section morphology of PAEK-L; (c) Impact section morphology of PAEK-H; (d) Tensile section morphology of PAEK-H

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3. 结论

(1) 国产碳纤维增强聚芳醚酮(SCF35/PAEK)复合材料的界面性能受到树脂基体流动性的影响，流动性较高的PAEK-H树脂能够与纤维之间形成较好的界面结合及较高的界面强度。SCF35/PAEK-L的界面剪切强度约为64 MPa，接触角约为35.8°，90°拉伸强度约为55 MPa，90°拉伸模量约约为8.6 GPa，短梁剪切强度约为86 MPa；SCF35/PAEK-H的界面剪切强度约为79 MPa，接触角约为34.4°，90°拉伸强度约为76 MPa，90°拉伸模量约为9.7 GPa，短梁剪切强度约为92 MPa。

(2) SCF35/PAEK复合材料的层间性能受到树脂基体塑性变形能力的影响，基体塑性变形能力较强的PAEK-L相较于PAEK-H，其复合材料具有较高的断裂韧性。SCF35/PAEK-L的Ⅰ型断裂韧性约为938 J/m²，Ⅱ型断裂韧性约为2232 J/m²；SCF35/PAEK-H的Ⅰ型断裂韧性约为638 J/m²，Ⅱ型断裂韧性约为1702 J/m²。

图 1 碳纤维增强聚合物(CFRP)铝合金粘接板的低速冲击实验

Figure 1. Low-velocity impact test for carbon fiber reinforced polymers (CFRP) aluminum alloy adhesive plate

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图 2 代表性体积单元(RVE)模型的单元节点分布规律

Figure 2. Distribution rule of nodes in representative volume element (RVE) model

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图 3 不同的CFRP的RVE模型

Figure 3. Different RVE models of CFRP

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图 4 不同CFRP RVE模型弹性常数的数值与实验误差

Figure 4. Numerical and experimental error of elastic constantsfor different CFRP RVE models

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图 5 CFRP RVE模型的选点分布(a)及宏观单位载荷加载工况(b)

Figure 5. Distribution of key points (a) and macro unit loadings (b) in RVE model of CFRP

${\bar \sigma _1}$ , ${\bar \sigma _2}$ , ${\bar \sigma _3}$ —Normal stress; ${\bar \tau _{12}}$ , ${\bar \tau _{23}}$ , ${\bar \tau _{13}}$ —Shear stress

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图 6 考虑纤维/基体微观损伤的复合材料渐进损伤演化程序

Figure 6. Progressive damage progress of composite laminates based on the fiber/matrix micro-damage

FEM—Finite element method; f—Fiber; m—Matrix; SAFs—Stress amplification factors; D—Stiffness matrix; d—Damage parameter

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图 7 CFRP铝合金粘接板的有限元模型

Figure 7. Finite element model of CFRP aluminum alloy adhesive plate

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图 8 CFRP铝合金粘接板的数值与实验冲击载荷-位移响应对比

Figure 8. Comparison of impact load-displacement curves of experimental and numerical results of CFRP aluminum alloy adhesive plate

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图 9 冲击载荷后CFRP铝合金粘接板的失效形貌对比

Figure 9. Comparison of damage morphologies of CFRP aluminum alloy adhesive plate after impact

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图 10 不同铺层方向下CFRP铝合金粘接板的冲击响应

Figure 10. Impact response of CFRP aluminum alloy adhesive plate under different layer angles

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图 11 不同铺层角度下CFRP铝合金粘接板的冲击损伤形貌

Figure 11. Damage morphologies of CFRP aluminum alloy adhesive plate under different layer angles

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图 12 不同铺层角度复合材料层失效模式

Figure 12. Failure models of CFRP under different layer angles

S—Stress (Pa)

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图 13 不同纤维体积分数V_f的CFRP铝合金粘接板的冲击响应

Figure 13. Impact response of CFRP aluminum alloy adhesive plate under different fiber volume fractions V_f

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图 14 不同纤维体积分数的CFRP铝合金粘接板的失效形貌

Figure 14. Damage morphologies of CFRP aluminum alloy adhesive plate under different fiber volume fractions

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图 15 不同纤维体积分数下复合材料层失效模式

Figure 15. Failure models of CFRP under different fiber volume fractions

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表 1 T300碳纤维与基体的力学性能参数

Table 1 Material properties of T300 carbon fiber and matrix

Material	Name	Value
Carbon fiber	E_f11/GPa	185
	E_f22/GPa	13
	E_f33/GPa	15
	G_f12/GPa	15
	G_f13/GPa	15
	G_f23/GPa	9
	μ_f12	0.28
	μ_f13	0.35
	μ_f23	0.35
Matrix	E_m/GPa	2.6
Matrix	μ_m	0.33
Notes: E_f11, E_f22, E_f33, G_f12, G_f23, G_f13—Elastic moduli of T300 carbon fiber in the 1, 2, 3, 12, 23, 13 directions, respectively; μ_f12, μ_f13, μ_f23—Poisson's ratios in the 12, 13, 23 directions, respectively; E_m and μ_m—Micro elastic modulus and Poisson's ratio of the matrix, respectively.

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表 2 CFRP RVE模型力学性能参数与实验对比

Table 2 Comparison of RVE models of CFRP and experimental tests

	E₁₁/GPa	E₂₂/GPa	E₃₃/GPa	μ₁₂	μ₁₃	μ₂₃	G₁₂/MPa	G₁₃/MPa	G₂₃/MPa
Experiments	108	8	8	0.320	0.320	0.300	3500	3500	3000
Square	111.9	6.8	6.8	0.297	0.297	0.364	3297	3297	2257
Rectangle	111.9	6.2	6.2	0.298	0.298	0.361	3157	3156	2672
Uniform distribution	111.1	6.7	6.7	0.298	0.298	0.363	3252	3251	2228
Random distribution 1	937.0	5.5	5.4	0.292	0.294	0.409	2739	2604	2174
Random distribution 2	108.9	6.4	6.4	0.302	0.303	0.423	3570	3596	2849
Notes: E₁₁, E₂₂, E₃₃, G₁₂, G₂₃, G₁₃—Elastic moduli of carbon fiber prepreg in the 1, 2, 3, 12, 23, 13 directions, respectively; μ₁₂, μ₁₃, μ₂₃—Poisson's ratios in the 12, 13, 23 directions, respectively.

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表 3 CFRP多尺度模型的需求参数

Table 3 Parameters of CFRP multiscale model

E₁₁/GPa	E₃₃/GPa	μ₁₃	G₁₂/GPa	G₂₃/GPa	$X_{\text{f}}^{0,{\text{T}}}/{\rm{MPa}}$	$X_{\text{f}}^{0,{\text{C}}}/{\rm{MPa}}$	$\gamma$	E₂₂/GPa	μ₁₂	μ₂₃	G₁₃/GPa	$Y_{\text{m}}^{0,{\text{T}}}/{\rm{MPa}}$	$Y_{\text{m}}^{0,{\text{C}}}/{\rm{MPa}}$
108	8	0.32	3.5	3	2100	800	1.5	8	0.32	0.3	3.5	25	120
Notes: $X_{\text{f}}^{0,{\text{T}}}$ , $X_{\text{f}}^{0,{\text{C}}}$ —Longitudinal tensile strength and compres-sive strength, respectively; $Y_{\text{m}}^{0,{\text{T}}}$ , $Y_{\text{m}}^{0,{\text{C}}}$ —Transverse tensile strength and compressive strength, respectively; $\gamma$ —Damage shape parameter of matrix.

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表 4 2024-T3铝合金板的材料属性

Table 4 Material properties of 2024-T3 aluminum

Density/(kg·m⁻³)	2700
Young's modulus/GPa	70
Poisson's ratio	0.3
Yield strength/MPa	292
Fracture strain	0.15
Fracture energy/(J·m⁻²)	10200

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表 5 内聚力单元参数

Table 5 Material properties of cohesive elements

E/GPa			${t}_{}^{\text{0}}/{\rm{MPa}}$			${G^{\text{c} }}/({\rm{N} }\cdot{\rm{mm} }^{-1})$			Density/(kg·m⁻³)
${E_{{\text{nn}}}}$	${E_{{\text{ss}}}}$	${E_{{\text{tt}}}}$	${t}_{\text{n}}^{\text{0}}$	${t}_{\text{s}}^{\text{0}}$	${t}_{\text{t} }^{\text{0} }$	$G_{\text{n}}^{\text{c}}$	$G_{\text{s}}^{\text{c}}$	$G_{\text{t}}^{\text{c}}$	$\rho$
20500	7200	7200	140	300	300	2000	3000	3000	0.092
Notes: ${E}_{\text{nn}}, {E}_{\text{ss}}, {E}_{\text{tt}}$ —Stiffness coefficient in the normal and shear directions; ${t}_{\text{n} }^{\text{0} }, {t}_{\text{s} }^{\text{0} }, {t}_{\text{t} }^{\text{0} }$ —Nominal stress in the normal and shear directions; $G_{\text{n}}^{\text{c}} , G_{\text{s}}^{\text{c}} , G_{\text{t}}^{\text{c}}$ —Critical fracture energies in the normal and shear directions.

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表 6 CFRP铝合金粘接板RVE模型力学性能参数与实验对比

Table 6 Comparison of mechanical parameters of RVE model of CFRP aluminum alloy adhesive plate and experimental tests

Fiber volume fraction (V_f)	E₁₁/GPa	E₂₂/GPa	E₃₃/GPa	μ₁₂	μ₁₃	μ₂₃	G₁₂/MPa	G₁₃/MPa	G₂₃/MPa
0.4	75.4	4.6	4.6	0.308	0.308	0.440	2031	2031	1780
0.5	93.6	5.3	5.3	0.302	0.302	0.427	2503	2503	2154
0.6	111.9	6.2	6.2	0.298	0.298	0.361	3157	3156	2672
0.7	130.1	7.3	7.3	0.293	0.293	0.394	4136	4133	3404
0.8	148.3	8.7	8.7	0.288	0.288	0.380	5824	5824	4470

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参考文献(26)

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施引文献(5)

期刊类型引用(2)

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长摘要

目的
CFRP铝合金粘接板作为一种轻质高强的材料，既拥有复合材料较高的比强度、比模量、低密度，同时继承了金属的韧性与抗冲击性能，被广泛应用在汽车、飞机、高速列车等交通工具的轻量化结构上。目前CFRP铝合金粘接板的研究多采用宏观分析方法，内部复合材料的纤维/基体微观变化对其抗冲击性能与损伤行为的影响表征比较困难。本文基于多尺度损伤机制，探索复合材料内部纤维体积比与铺层角度变化对CFRP铝合金粘接板整体力学性能带来的影响。
方法
首先基于纤维/基体微观尺度建立RVE单胞模型，预测单向CFRP预浸料的基本力学弹性参数，并通过RVE模型施加宏观单位载荷计算复合材料宏-微观信息转化的应力放大系数。其次考虑纤维/基体微观初始损伤准则与演化规律，开发复合材料宏-微观渐进损伤演化程序，再结合金属与复合材料粘接面的渐进损伤模型，建立考虑多尺度损伤机制的CFRP铝合金粘接板冲击数值模型，并通过实验验证了数值模型的准确性与可靠性。最后通过数值模拟对CFRP铝合金粘接板在不同纤维铺层角度与不同纤维体积分数下的抗冲击性能进行参数化模拟研究。
结果
通过本文的研究，具体可以得出以下一些
结果
(1)基于纤维/基体尺度建立不同形状的微观RVE模型，在综合考虑计算效率与精度后，选择长方形RVE模型预测单向CFRP预浸料的力学弹性参数；(2)借助微观RVE模型计算应力放大系数实现复合材料计算过程中的宏-微观信息传递，结合MMF失效准则考虑复合材料初始失效与渐进损伤演化的宏微观转换，并考虑CFRP/铝合金粘接界面的内聚力模型，建立CFRP铝合金粘接板的整体结构有限元模型，数值预测结构的抗冲击响应与失效模式，最后通过实验结果对比验证了所建模型的准确性与可靠度；(3)通过对结构的参数化模拟分析，结果表明CFRP铺层角度的变化对CFRP铝合金粘接板的抗冲击性能影响有限，最终的载荷响应与吸能效果都非常相近，只是由于纤维铺层方向的不同，内部复合材料的失效模式有所变化；(4)纤维体积分数对CFRP铝合金粘接板的抗冲击性能影响较大，体积分数较低时，冲击载荷较大，结构损伤范围较广，多以结构弹性变形为主；纤维体积分数较大时，冲击载荷较小，结构损伤范围更局限于冲头接触区域，结构单元失效删除较多。
结论
基于多尺度损伤机制的CFRP铝合金粘接板冲击行为研究，有别于传统的宏观力学性能分析方法，主要从纤维/基体微观尺度出发，考虑复合材料内部纤维体积分数以及纤维铺层角度变化给CFRP带来的力学性能影响，继而深入研究整体CFRP铝合金粘接板结构的抗冲击性能与损伤失效模式。最后可以以本文的研究内容为出发点，在此基础上继续深入研究复合材料内部微观变化(比如纤维/基体界面、内部空隙等等)给结构力学性能代来的影响。

创新点

CFRP铝合金粘接板作为一种轻质高强的材料，既拥有复合材料较高的比强度、比模量、低密度，同时继承了金属的韧性与抗冲击性能，被广泛应用在汽车、飞机、高速列车等交通工具的轻量化结构上。
本文首先基于纤维/基体微观尺度建立RVE单胞模型，预测单向CFRP预浸料的基本力学弹性参数，并通过RVE模型施加宏观单位载荷计算复合材料宏-微观信息转化的应力放大系数。其次考虑纤维/基体微观初始损伤准则与演化规律，开发复合材料宏-微观渐进损伤演化程序，再结合金属与复合材料粘接面的渐进损伤模型，建立考虑多尺度损伤机制的CFRP铝合金粘接板冲击数值模型，并通过实验验证了数值模型的准确性与可靠性。最后通过数值模拟对CFRP铝合金粘接板在不同纤维铺层角度与不同纤维体积分数下的抗冲击性能进行参数化模拟研究。最终研究结果表明纤维铺层方向对粘接板的抗冲击力学性能影响较小，而复合材料内部纤维体积分数对整体粘接板的冲击行为影响较大。
考虑纤维/基体微观损伤的复合材料渐进损伤演化分析流程

图(15) / 表(6)

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1. 试验材料及方法
1.1 原材料
1.2 复合材料层压板制备
1.3 测试与表征
2. 结果与讨论
2.1 SCF35/PAEK复合材料的界面性能
2.2 SCF35/PAEK复合材料的层间性能
3. 结论

基于多尺度损伤机制的CFRP铝合金粘接板冲击行为研究

通讯作者: 许家婧，博士，讲师，研究方向为复合材料结构损伤表征 E-mail: xujiajing@ntu.edu.cn

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出版历程

Research on impact behavior of CFRP aluminum alloy adhesive plate based on multiscale damage mechanism

1. 试验材料及方法

1.1 原材料

1.2 复合材料层压板制备

1.3 测试与表征

2. 结果与讨论

2.1 SCF35/PAEK复合材料的界面性能

2.2 SCF35/PAEK复合材料的层间性能

3. 结 论

期刊类型引用(2)

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出版历程

目录

1. 试验材料及方法

1.1 原材料

1.2 复合材料层压板制备

1.3 测试与表征

2. 结果与讨论

2.1 SCF35/PAEK复合材料的界面性能

2.2 SCF35/PAEK复合材料的层间性能

3. 结 论

通讯作者:
许家婧，博士，讲师，研究方向为复合材料结构损伤表征　E-mail: xujiajing@ntu.edu.cn

3. 结论

3. 结论