膠接結構的I型界面斷裂韌性研究進展

郭 霞,倪 虹,張 梅,劉偉麗,高 峽

(1.北京市科學技術研究院分析測試研究所(北京市理化分析測試中心), 北京 100089; 2.有機材料檢測技術與質量評價北京市重點實驗室, 北京 100089)

1 前 言

纖維增強環氧樹脂基體復合材料是一種高比強度高比模量的新型先進材料,廣泛應用在航空航天風電領域。膠接技術是這類復合材料的大型結構連接和修理過程中運用最為廣泛的一種。受膠接界面性能不穩定的限制,目前,膠接技術無法在主承力結構上應用。膠接界面損傷類型多為脫粘損傷。從細觀來說,脫粘是一種裂紋,這種裂紋發生在膠接界面或者膠層內部時,叫做脫粘。在斷裂力學理論中,材料復雜應力狀態下的裂紋可以分解為三種基本類型,Ⅰ 型(張開型)裂紋、Ⅱ 型(滑開型)和 Ⅲ 型(撕開型)裂紋[1],如圖 1所示。對于膠層的界面脫粘也是分為三種類型的,I型拉開型界面脫粘,II型界面滑開型脫粘,III型撕開型界面脫粘。實際應用中的裂紋通常是三種開裂方式的混合形式。其中,模式 I 在實踐中分析裂紋最常用的模式,不僅使因為其樣品制備和測試成本最低,更重要的是模式I是造成重大災難性故障的主要原因。

圖1 三種典型裂紋類型 (a)張開型; (b)滑移型; (c)撕開型

在對膠層模擬預測的分析過程中,膠層本身的材料特性和膠層與復合材料界面的特性是仿真模擬必須輸入的關鍵參數,其中表征膠層與復合材料界面特性的指標包括膠接界面斷裂韌性和界面拉開剛度。

復合材料膠接界面開裂與層間分層有共性也有差異。層間分層發生在兩層預浸料之間,裂紋是由初始基體內微裂紋合并及擴展而形成的。受到復合材料本身的鋪層順序、結構剛度、結構對稱性[2]、纖維方向[3]等因素的影響,基體在纖維之間相對性能較弱,在整體承載情況下,無法體現其塑性特征,而表現出更多的隨機性及線彈性特征[4]。

對于復合材料膠接界面開裂而言,裂紋主要集中在膠層和膠層與復合材料的界面。由于纖維的存在,膠接區域的裂紋無法擴展到復合材料層板內部,因此膠層不僅需要獨自承載裂紋,還要作為結構件中的重要承力環節,所以相比樹脂基體,膠層的彈塑性特征通常會對結構有顯著影響。

目前已發布的層間I型斷裂韌性的測試標準主要適用于纖維方向為0°的復合材料,包括GB/T 28891-2012[5],HB 7402-1996[6],ISO 15024∶2001[7],ASTM D5528-13[8]的國際標準、國家標準和行業標準。

膠接結構膠層斷裂韌性的測試標準包括沒有特別規定被粘物的ISO 25217-2009 膠黏劑-膠接結構的膠層I型斷裂韌性測定[9]和ASTM D5041-98(2019) 膠接結構中膠層開裂斷裂強度測試方法[10],適用于金屬膠接結構的ASTM D3433-99(2020)金屬膠接結構中膠層開裂斷裂強度測試方法[11]。

目前常見I型斷裂試驗有緊湊拉伸試驗、雙懸臂梁、單邊切口三點彎曲和楔形劈裂試驗。由于膠接結構的結構特殊性,一般選擇雙懸臂梁(DCB)試件進行膠接結構I型斷裂研究。試件構型易加工、理論成熟,數據處理較簡單,參考GB/T 28891-2012、ASTMD 5528和ISO 15024規范的相關要求。同時采用數字圖像相關(DIC)方法實時采集試件表面散斑圖片,用于分析測量斷裂過程中裂紋擴展長度。

2 不同加載速率膠接結構斷裂韌性

加載速率對于復合材料I型層間斷裂韌性有本質上的影響。李玉龍等[12]綜述了國內外學者開展的加載速率對復合材料I型層間斷裂韌性的影響研究,發現加載速率不同主要會導致斷裂機制的變化。隨加載速率的增加,材料的斷裂形式由韌性斷裂轉變為脆性斷裂,從而導致層間斷裂韌性改變。此外,隨加載速率的增加,斷裂部位也可能發生轉變,可能的斷裂部位有基體材料的斷裂以及基體與纖維界面之間的斷裂。由加載速率的大小可以將膠接結構的斷裂韌性測試方法分為三大類,速率由快到慢分別是,動態沖擊加載,疲勞裂紋擴展和準靜態加載方式。

2.1 動態沖擊(SEPB)

May[13]對高速 I 型斷裂韌性的測試方法進行了綜述。高速率加載會構成額外的挑戰。在高加載速率下測量復合材料的 I 型斷裂韌性主要存在以下三種困難：①保證試件的對稱開口;②準確測量裂紋長度;③避免負載信號振蕩。因此,尚未有定義用于測量高加載速率下的 I 型斷裂韌性的標準測試。Li等[14]研究了加載速率對納米改性環氧樹脂復合材料I型層間斷裂韌性的影響,結果表明在動態加載下,其斷裂韌性均隨著加載速率的增加而增加。Kojima等[15]通過在高應變率剪切試驗中觀察鋁-PMMA的膠接界面裂紋擴展,應用霍普金森桿實驗來確定界面處的斷裂韌性值。研究發現在裂紋存在的位置位移不連續。使用平行于界面的方向上的位移分布來識別裂紋尖端,采用應力強度因子評估界面的斷裂韌性,測出了合適的應力強度因子。

霍普金森桿裝置是一種相對復雜的設備,高速狀態下給裂紋擴展過程監測帶來了較大困擾,除非用于特殊的高速沖擊服役情況,否則一般情況推薦采用相對低速的方法來測定斷裂韌性。

2.2 疲勞裂紋擴展(FCG)

復合材料內部存在多種界面類型,更容易造成裂紋擴展能量損失,具有更好的抗疲勞特性。金屬膠接結構以及金屬-復合材料混合膠接結構較多采用疲勞裂紋擴展方法,以實現符合金屬被粘物的抗疲勞設計的目標。

Pirondi等[16]對鋁合金膠接DCB 試件進行了疲勞裂紋擴展測試,評估R比和加載頻率對裂紋擴展響應的影響。結果表明R比的強大影響可以使用裂紋閉合參數對大多數裂紋擴展范圍進行合理化。頻率的影響遠低于R比的影響,考慮到粘合劑的粘彈性行為。Imanaka等[17]對于CFRP/鋁非對稱接頭的研究發現,下被粘物與上被粘物的厚度比是決定裂紋尖端模比和應力分布的重要因素,并受固化過程中產生的殘余應力影響。此外,還研究了 DCB 接頭厚度比對使用丙烯酸和環氧樹脂粘合劑的 DCB 接頭疲勞裂紋擴展速率的影響。Zambelis等[18]考慮材料的剛度差異,提出一種新方法用于非對稱材料膠接界面在裂紋平面中產生純模態 I。應變能釋放率G被選為控制斷裂參數。

Floros等[19]研究了纖維增強復合材料在不同膠黏劑材料粘接后的疲勞 I 型和 II 型裂紋擴展行為,發現與端邊切口彎曲(ENF)試件相比,DCB 試件中的裂紋擴展更穩定,所獲得的結果可以用作疲勞裂紋擴展模擬模型的輸入。Mariana等[20]對比了共固化 (CC)、共粘合 (CB) 和二次粘合 (SB) 三類復合材料接頭的I型疲勞誘導裂紋擴展機理。CC接頭僅包含纖維和樹脂,而另外兩種接頭包含粘合膜。結果表明CC接頭的疲勞斷裂韌性最小。

對于復合材料膠接結構的準靜態加載方式和疲勞加載方式,尚無法清晰界定采用疲勞還是采用準靜態加載方式的優劣情況。在疲勞載荷作用下的裂紋擴展機制與準靜態是不同的。準靜態過程可以更為清晰地觀察裂紋擴展的過程。

2.3 準靜態加載

與上面兩種速率的測試方法不同,膠接結構的準靜態加載方法已經實現標準化[5-11]。

斷裂韌性的分析起源于解釋玻璃的實際強度遠低于理論強度時,以材料內部存在缺陷的觀點提出在一定條件下,微小缺陷或裂紋將失穩擴展,導致材料或結構的破壞。線彈性理論和彈塑性理論結合相應實驗技術可以研究裂紋尖端的應力應變場和裂紋擴展機制。Irwin用彈性力學理論分析了裂紋尖端應力應變場后提出了應力強度因子K的概念。格里菲斯能量理論用臨界應變能釋放率G表征,即脆性斷裂的G準則。KIC與GIC均為材料平面應變斷裂韌度。

彈塑性斷裂會出現亞臨界裂紋擴展,脆性斷裂沒有明顯的臨界裂紋擴展過程,開裂與擴展幾乎同時發生。彈塑性斷裂準則有兩種,一種以裂紋開裂為根據,如COD準則,J積分準則;另一種以裂紋失效為根據,如R阻力曲線法,非線性斷裂韌度G法。COD準則常應用到焊接結構和壓力容器的斷裂安全分析上,測量方法簡單,設計偏于保守,安全裕度高,裂紋從開裂致失穩還有一定的承載能力。由斷裂阻力R曲線法測得的材料斷裂韌性J積分參數能夠完整的反應材料阻止裂紋擴展的特征。

2.3.1膠接結構的斷裂韌性理論分析 研究人員通常采用DCB試件測試來測量臨界能量釋放率GC,用來表征膠接接頭的Mode I(拉伸張開模式)斷裂韌性,常用的數據簡化方式包括簡單梁理論 (SBT)、校正梁理論 (CBT)、實驗柔量方法 (ECM) 和基于柔量的梁方法 (CBBM)。這些方法基于線彈性斷裂力學 (LEFM),前提是裂紋尖端小規模屈服的假設。當此條件無效或材料不是線彈性時,應使用更通用的J積分方法來表征斷裂韌性,即測量JC。JC的值可以使用不依賴于路徑的圍線積分用于裂紋的分析,因此它不需要測量裂紋長度,這是與 LEFM 方法相比的主要優點之一。

Sarrado等[21]采用基于LEFM的數據約簡方法和基于J積分的數據約簡方法對實驗數據進行了分析,研究了它們對粘接接頭分析的適用性?；贚EFM的數據約簡方法在很大程度上取決于斷裂過程區大小的拉伸韌性結果中存在相關偏差。結論是,LEFM方法不適合表征粘接接頭,其應用最多局限于起始值的測量。研究了膠粘劑和膠粘劑厚度對材料斷裂韌性和R曲線的影響。結果表明,粘結劑和粘接厚度對粘結斷裂韌性有顯著影響,并討論了這種影響的來源。Constante等[22]通過DCB測試估算粘接接頭的拉伸臨界應變能釋放率 (GIC)。使用J積分是因為它能夠獲得拉伸內聚區模型 (CZM) 定律。kec等[23]研究了LEFM中引入的臨界能量釋放率Gc與分離功 Ω 之間的差異,即在 CZM 的牽引-分離定律下的面積。這種差異是由每單位試件寬度在裂紋尖端之前耗散的能量相對于裂紋長度的導數給出的。對于穩態裂紋擴展,其中能量在裂紋尖端前進時保持恒定,該導數消失并且Ω=Gc。因此,Ω和Gc之間的差異取決于過程離穩態有多遠,而不是損傷區域的大小。即使對于延展性很強的界面,對于承受力矩的DCB試件,Gc=Ω,對于承受力的 DCB,它們的差異非常小。結果還表明,對于非均質材料無法證明J積分的臨界值Jc等于非線性能量釋放率。

2.3.2裂紋長度識別 斷裂力學試驗是一種研究材料在含裂紋狀態下的破壞機理的試驗方法,可以分析破壞與裂紋擴展的內在關系,得到KIC、GIC、JIC等斷裂參數與裂紋擴展長度a的關系曲線,從而確定材料的斷裂指標并建立合理的斷裂準則。為了判斷裂紋擴展條件和帶裂紋結構的可靠性與安全性提供數據支撐。每一時刻裂紋擴展長度a對于準確計算斷裂韌性指標至關重要,但目前沒有有效的方法。金屬材料斷裂韌度的試驗方法GB/T 21143-2014[24]、ISO 15024-2001[7]、ASTM D5528-2013[8]中單試件法是采用彈性力學的方法計算彈性柔度或采取其他方法得到裂紋擴展長度a和Δa;多試件法是在完全相同的幾個試件中預制不同的初始裂紋長度,分別加載到預先設定好的不同位移,以便獲得合適的裂紋擴展量,采用一定倍率的放大鏡,用刻度尺測量裂紋擴展長度a,重復相同的試驗步驟,直至得到足夠的數據點為止。

兩種方法前者得到的裂紋長度為等效裂紋長度,不是裂紋擴展長度的實測值;后者是通過放大鏡輔助,更接近真實裂紋長度,但是需要多個樣本測試,工作量較大。為了獲取更為微小的裂紋,ASTM D5528[8]中采用移動顯微鏡,增強了微小裂紋的可視性,但是這種方法測量范圍有限,鏡頭需要一直調整,只能目視觀測。

裂紋長度的測量對傳統斷裂韌性的研究非常重要。裂紋長度測量方法除了光學測量法,還有電測法和聲學測量法,但是這兩種方法的操作難度相對更大,不易實施。

(1) 放大設備目視裂紋尖端

裂紋長度的測量對傳統斷裂韌性的研究非常重要。ISO 25217-2009 膠黏劑-膠接結構的膠層I型斷裂韌性測定[9],ASTM D5041-98(2019) 膠接結構中膠層開裂斷裂強度測試方法[10],ASTM D3433-99(2020)金屬膠接結構中膠層開裂斷裂強度測試方法[11],采用移動顯微鏡測量裂紋長度,為了增強微小裂紋的可視性,常常在預測的裂紋擴展路徑上噴涂白漆以增強對比。這種方法測量范圍有限,鏡頭需要隨裂紋擴展進行調整,并需要手動采集。

(2) 數字散斑圖像相關法

數字散斑圖像相關法(digital image correlation,簡稱DIC法),是一種新的全場變形(應變和位移)測量方法,通過分析變形前后試件表面散斑變化得到位移場和應變場,適用于靜態和動態[15],宏觀和微觀,常規和惡劣環境下的測量。該方法已被應用于力學領域的變形測量中,具有全場性、非接觸、高精度、自動化、抗干擾性強和易操作等特點,彌補了其他變形測量技術的不足。因此,通過單試件法斷裂試驗,結合DIC分析技術,不僅可以節約試驗材料,記錄膠接結構開裂全過程,準確判定裂尖位置,還可以得到試件真實的裂紋擴展長度a與外荷載P的實時對應關系,對研究復合材料膠接結構I界面型斷裂的斷裂特性具有重要意義。

目前已有學者將DIC技術應用在斷裂韌性測試過程中,其中大部分將該方法應用于準靜態加載方式。Sun等[25]用DIC方法測量裂紋尖端分離、梁旋轉和裂紋長度,得到了能量釋放率G和J積分,并與LEFM方法的有效性進行了對比分析,同時測定了粘接劑的牽引力-分離定律,研究了脆性或增韌的環氧樹脂膠粘劑和韌性聚氨酯膠粘劑結合后的準靜態I型斷裂行為。Saleh等[26]使用DIC方法進行原位裂紋尖端監測,研究了粘合鋁 (Al) 和碳纖維增強聚合物 (CFRP)膠接接頭中不同粘合劑對I 型斷裂韌性 (GIC) 的影響。Zhang等[27]將DIC和AE技術結合在一起用于斷裂韌性JIC測量,使用DIC 技術獲取試件表面的變形信息,根據嚴格的定義計算J積分,AE技術用于監測內部損傷和裂紋萌生時刻同步捕獲。Moazzami等[28]拉伸試驗期間,使用DIC方法和有限元方法 (FEM) 計算粘合劑層的水平和垂直位移場,使用基于威廉姆斯級數展開和從 DIC 方法獲得的位移場的超確定性方法,測量了所有試件的模式 I 和模式 II 應力強度因子。為了驗證開發的超確定性代碼,使用 FEM 模擬了所有粘合不同的 DCB 接頭。然后,將直接從 FEM 獲得的模式 I 和模式 II 應力強度因子 與通過 FEOD 方法計算的模式 I 和模式 II SIF 的結果進行比較,該方法基于使用 FEM 獲得的位移場。

(3) 電測法

Wan等[29]對編織玻璃纖維增強環氧樹脂 (WGF/環氧樹脂) 復合層壓板中 I 型層間裂紋傳播行為進行原位監測。當裂紋擴展時,可以通過線電阻的變化確定裂紋尖端的位置。結果表明,I型裂紋擴展長度可以通過相對電阻進行預測。產生的誤差對于結構安全監測來說是可以接受的,但這種精度對于得到可靠的斷裂韌度而言是不夠的,需要更加精確的方法得到裂紋尖端的長度。

(4) 聲學測量法(AE)

Zhang等[27]提出了單邊缺口試件裂紋萌生聲學判據,通過DIC觀察確定裂紋萌生時間,并將DIC和AE技術相結合,來測量聚乙烯管材的斷裂韌性JIC。DIC技術用于獲得試件表面的變形,根據嚴格的定義計算J積分,AE技術用于監測內部損傷和裂紋萌生時刻同步捕獲。

(5) 等效裂紋長度法

(6) 數值模擬

膠接結構界面特性常用兩種數值模擬方法,虛擬裂紋閉合技術VCCT和粘聚區模型CZM。虛擬裂紋閉合技術VCCT[31]需要預置裂紋,對于模擬裂紋萌生有局限,因此實際應用中,CZM應用較為廣泛。

內聚力模型包含了材料線性增強階段和軟化階段,該模型中裂紋擴展不僅需要克服材料的斷裂阻力,而且需要抵抗內聚力模型產生的應力,更加適用于膠接結構界面特性的模擬分析。

Constante等[22]使用J積分獲得CZM定律,發現脆性粘合劑的CZM 定律接近于三角形形狀,兩種韌性粘合劑的CZM 定律最接近于梯形形狀。Belnoue等[32]提出了一種新的粘接失效有限元模擬方法,界面失效和膠層失效分開處理。界面失效采用CZM模型,膠層失效考慮彈塑性特征,采用DRUCKER-PRAGER屈服準則判斷塑性失效。Valoroso等[33]基于使用測量的載荷-撓度曲線和裂紋長度作為數據集的單個試驗測試建立了一個逆過程,開發了一種逆向程序,用于計算分析金屬膠接結構的內聚區模型類別的材料參數。Sarrado[34]提出了一種新的內聚單元公式,用于對有限厚度粘合劑的初始彈性響應、軟化和失效進行建模。通過將內聚區模型公式的剛度與模量解耦,新公式可確保在拉開和剪切加載模式以及混合模式加載條件下正確耗散斷裂能量,并具有彈性和斷裂材料特性的任意組合。kec等[23]研究了LEFM中引入的臨界能量釋放率Gc與分離功 Ω 之間的差異,即在 CZM 的牽引-分離定律下的面積。不測量裂紋長度的情況下實驗確定斷裂阻力,并發現穩態斷裂阻力值是關鍵指標。Silva等[35]評估了不同的 CZM 定律以預測膠粘圍巾接頭的強度,其中I型和II型純模式定律通過直接方法估計。Adarraga等[30]提出等效長度裂紋法對結合DGM 方法對粘合劑和被粘物厚度的影響進行了雙線性、梯形和指數CZM定律數值分析,得出當大位移可忽略不計且使用薄粘合劑時,DGM 方法在膠粘接頭的能量釋放率分析中提供了更好的結果的結論。Moazzami等[28]為了驗證超確定性方法,對制造的 DCB 粘合接頭進行了數值模擬,并使用超確定性方法結合 FEM 位移場計算了模式 I 和模式 II SIF。然后,將使用有限元超確定性 (FEOD) 獲得的模式 I 和模式 II SIF 與直接從 FE 分析獲得的 SIF 進行比較。Jia等[36]從實驗結果中獲得的納米復合材料的 I 型斷裂特性用作 FEA 中的內聚區模型參數,該預測與實驗結果非常吻合。

數值模擬中采用粘聚區模型CZM與DCB試件I型拉開試驗中測的數據可以形成一種互相驗證,相輔相成作用,結果表明CZM在模擬膠接結構I型界面特性是有效的。

3 影響因素研究

3.1 被粘物材料

3.1.1金屬被粘物 膠接技術最早在金屬結構中開始嘗試使用。Meng等[37]通過對鋁制膠接接頭加入由楔形敲擊方法制成的足夠尖銳的裂縫對DCB斷裂測量方法進行了改進,模擬實際情況中產生的尖銳的膠接裂縫。Valoroso等[33]分析了金屬膠接結構的I型界面斷裂韌性對應的CZM模型參數,驅動原理是基于使用測量的載荷-撓度曲線和裂紋長度作為數據集的單個實驗測試建立一個逆過程。Cabello 等[38]提出了一種基于彈性地基梁理論的膠粘DCB試件通用分析模型研究不同類型膠黏劑粘接金屬的膠接結構的I型開裂行為。Kanar等[39]以AA2024-T3鋁合金作為被粘物不同類型的膠黏劑進行粘接,并研究了添加納米結構對接頭的斷裂能的影響。破壞模式為膠層破壞和界面破壞混合出現的形式。Gheibi等[40]研究了 AL6061-T6 被粘物膠接結構的 I 型開裂行為,采用CBBM實驗數據簡化程序,獲得的試驗結果與CZM結果吻合良好。

金屬膠接接頭的主要失效類型包括膠層失效和界面失效,金屬膠接結構的界面相對來說更為薄弱。由于膠黏劑與金屬的剛度嚴重不匹配,金屬更適合采用機械連接或者機械-膠接混合模式。

3.1.2金屬-復合材料非對稱被粘物 由于某些工程需求,不可避免會有金屬和復合材料的連接形式。Loutas等[41]對金屬-復合材料膠接接頭的 I 型斷裂韌性進行了研究,評估/比較了四種不同的鈦和 CFRP 粘合劑連接技術;使用熱固性或熱塑性 CFRP 進行帶膠黏劑和不帶膠黏劑的共粘接和二次粘接。由于接頭的不對稱性以及殘余熱應力的存在,復合材料本身相對薄弱,在 DCB 測試期間會在復合材料層壓板內部形成分層。只有二次粘接試件,在測試過程中沒有出現分層。Imanaka等[17]為了比較CFRP/鋁非對稱接頭用熱固化型粘合劑的疲勞裂紋擴展行為,通過疲勞測試,研究了 DCB 接頭厚度比對疲勞裂紋擴展速率的影響。Moazzami等[28]為了研究不對稱的金屬-復合材料膠粘接頭產生純I型界面開裂行為,提出了基于彎曲剛度和縱向應變分布的設計方法,開展全場位移場分析,并計算出應力強度因子。Constante等[23]研究了環氧膠粘接鋁板的界面性能,并開發了一種用于評估裂紋尖端開口和被粘物旋轉的光學測量方法,使用J積分是因為它能夠獲得CZM定律。所提出的 CZM 定律最接近于脆性粘合劑的三角形形狀和兩種韌性粘合劑的梯形形狀。Kuppusamy 等[46]提出了一種新的設計標準,解決鋼-復合材料非對稱膠接結構無法獲取純I型斷裂韌性的難題,通過在基于粘合線-縱向應變的標準下匹配兩個被粘物的縱向應變分布,在膠粘雙材料 DCB 接頭中獲得純 I 型斷裂。Shah等[43]研究環氧膠粘接鋁合金接頭的開裂行為,并研究了膠層厚度對斷裂能量釋放率的影響,發現在一定的范圍內隨厚度的增加,斷裂能量釋放出現增大的趨勢,可以減少研究膠層厚度對增韌環氧樹脂粘合劑系統斷裂能的影響所需的測試時間和精力。

金屬-復合材料非對稱型被粘物的主要困難是無法獲取純I型界面開裂狀態,通過嚴格的剛度和結構設計才能獲得高效的界面,但是膠層與復合材料屬于明顯薄弱環節,需要開展界面、膠層及復合材料的失效分析。

3.1.3復合材料被粘物 復合材料結構在機械連接形式中存在多種問題,但也具有膠接技術重量輕,連接件數目少,不引入新的孔損傷,抗疲勞性能好且能獲得氣動光滑面等突出優點,因此一直是復合材料連接結構設計中的優選方案。Markatos等[44]研究了HexPly M21 基體和 T700 纖維(低密度碳纖維)制造的碳纖維增強復合材料,采用FM300 環氧樹脂膠粘劑粘接,對比了不同被粘物表面狀態對斷裂韌性的影響。Sarrado等[21]研究了碳纖維增強環氧樹脂采用FM-300環氧薄膜膠粘劑膠接的界面斷裂韌性,發現厚膠比薄膠的斷裂韌性高,但是薄的被粘復合材料的斷裂韌性偏高。粘接較薄的試件具有較小的FPZ,裂紋尖端的塑性變形也較高,因此可以獲得較好的膠接斷裂韌性。García-guzmn l等[45]研究3D打印增材制造尼龍-玻璃纖維增強復合材料的不同形狀膠接面的界面性能,發現生產具有圖案梯形界面的粘合接頭可以帶來更堅韌和更有前景的性能。Srivastava等[46]研究了改性環氧樹脂和純環氧樹脂粘合劑對編織碳纖維復合材料接頭的斷裂韌性和剪切強度的影響。Floros等[19]研究了纖維增強復合材料在不同膠黏劑材料粘接后的疲勞I型和II型裂紋擴展行為。

復合材料由于具有與膠黏劑相同材料體系的樹脂基體,因此復合材料與膠層固化成型后,能夠或能更好的剛度分配,其界面的失效也成為一種更值得關注的復雜材料區域,需要開展細觀的機理分析以指導I型界面斷裂韌性的評估。

3.2 膠黏劑材料

Cabello等[38]提出了一種基于彈性地基梁理論的膠粘DCB試件通用分析模型,研究了不同類型膠黏劑粘接金屬的膠接結構的I型開裂行為,結果表明使用柔性粘合劑時,最大應力出現在粘合劑層內部,而使用剛性粘合劑時,它們僅出現在裂紋前沿。Kanar等[39]以DP460增韌型膠粘劑和DP125柔性膠粘劑為膠粘劑生產膠接DCB接頭;AA2024-T3鋁合金作為被粘物,1 wt% 石墨烯-COOH、碳納米管-COOH 和富勒烯 C60 改性膠黏劑,發現通過添加納米結構獲得的納米復合粘合劑增加了接頭的斷裂能。Jia等[36]對石墨烯納米片增強的環氧建筑膠粘劑膠接鋼結構的界面 I 型斷裂抗力分析發現,與純環氧樹脂粘合劑相比,石墨烯含量僅為 0.25 wt% 的納米復合材料的 I 型斷裂韌性竟提高了 5 倍。當石墨烯含量繼續增加時,粘合劑的I型斷裂韌性隨石墨烯在粘合劑中的聚集而降低。Srivastava等[46]研究了石墨烯填充環氧樹脂,炭黑填充環氧樹脂,純環氧樹脂粘合劑對編織碳纖維復合材料接頭的斷裂韌性和剪切強度的影響,結果表明改性后的接頭性能更好。Mariana Gonzlez Ramírez等[20]研究了不同工藝條件的復合材料膠接接頭I型界面在疲勞循環加載作用下的斷裂行為,包括CC、CB和SB,發現CB 和 SB 接頭的閾值比 CC 接頭高約 2.5 倍,在疲勞分層生長開始方面表現出更好的性能。Saleh等[26]研究了基于改性單寧酸的縮水甘油醚和縮水甘油磷酸的合成生態環氧膠黏劑,用于粘接鋁和碳纖維增強聚合物,結果表明,當使用縮水甘油磷酸時,膠接接頭的斷裂韌性得到改善。

膠粘劑的材料屬性對于無論是金屬膠接結構,金屬-復合材料非對稱膠接結構還是復合材料膠接結構,都至關重要。不僅需要選擇合適材料性能的膠,還需要選擇與被粘物界面特性匹配的膠。

3.3 膠層厚度

Sarrado[21]研究了碳纖維增強環氧樹脂采用FM-300環氧薄膜膠粘劑膠接的界面斷裂韌性,發現厚膠比薄膠的斷裂韌性高,原因可能是在較厚的膠粘劑中可以形成較大的塑性區域。Shah等[47]研究的對象是真實風力渦輪機葉片的材料,由聚酯樹脂基質中 0.286 mm厚的 45°雙軸玻璃纖維墊,并使用不同厚度的 NORPOL 聚乙烯酯粘合劑進行粘接。使用柔度校準進行校正后,較厚的粘合劑顯示出較高的 SERR 值。這部分是由于粘合劑的剛度非常低,在出現可見裂縫之前會變形。因此,較高的變形可以“隱藏”裂紋,使裂紋在高變形處不可見,但粘合劑已經塑性變形到足以無法抵抗裂紋擴展。韓嘯等[48]基于柔度的梁方法獲取I 型斷裂韌性,研究膠層厚度的影響發現,厚度增加I 型斷裂韌性先增大后減小,失效模式則由界面失效轉變為混合失效。Gheibi等[40]考慮到定義厚度是接頭工程設計中的重要參數之一,需要研究厚度對脆性粘合劑 CZM 參數的影響。選擇五種不同的粘合劑厚度(0.2、0.4、0.6、0.8 和 1 mm),比較發現具有 0.4 mm 厚粘合劑層的試件比其他試件性能更好。

在一定范圍內,膠層厚度的增加可以有效的增大I型界面斷裂韌性,但是超出該范圍則有可能會導致斷裂韌性的減小。相對較厚的膠粘劑中可以形成較大的塑性區域,但是膠黏劑本身剛度較小,如果厚度繼續增大,會影響整個結構的承載能力。

4 表面處理方式

被粘物表面狀態對膠接質量影響情況不同。Markatos等[44]發現制造和使用中膠接質量降低對航空應用中出現的復合材料接合接頭機械性能的影響較大。研究模擬了五種不同的代表性場景：粘合劑固化不良、脫模劑污染、吸濕、液壓油污染和熱降解,這些場景可能會影響粘合修復和使用壽命。結果表明,脫模劑和熱降解對粘合接頭的斷裂韌性有很大影響,水分和油對接頭的斷裂韌性影響相對小一點,而固化不良對粘合質量有災難性的影響。Kuppusamy等[42]研究了層壓板表面污染對粘合特性的影響,在沒有剝離層的情況下模塑的受污染層壓接頭會出現曲折的裂紋擴展和非線性斷裂韌性值,粘合劑粘合層很容易剝離,粘合劑-層壓板界面處的斷口表面干凈平整,在層壓成型過程中使用剝離層控制了表面污染,證明裂紋的均勻傳播和粘合接頭處的斷裂韌性值增加。

膠接面增加圖案,增大膠接實際接觸面積。García-guzmán等[45]研究在長纖維復合材料中使用增材制造方式打造梯形圖案界面的DCB試件的機械性能,發現生產具有圖案梯形界面的粘合接頭可以帶來更堅韌和更有前景的性能。Sun 等[49]分析了由圖案幾何形狀對粘合接頭斷裂行為的影響。使用 ALM 生產技術對具有結構化界面圖案的 DCB 試件中粘合接頭的抗裂性進行了實驗和理論分析,圖2中所示的 A/λ比率越高,相對于非梯形的表觀斷裂阻力Gcx和實際斷裂阻力Gcs就越大。

圖2 平板膠接界面和梯形膠接界面示意圖[49]

對膠接質量有影響的被粘物表面狀態有各類其他溶劑污染,熱作用,固化不良,吸濕等情況,分析表明該固化不良是一種嚴重的脫粘誘因。表面增加圖案可以增加膠接實際接觸面積,提高連接效率。

5 結 論

加載速率對于復合材料I型層間斷裂韌性有本質上的影響。隨加載速率的增加,材料的斷裂形式會由韌性斷裂到脆性斷裂進行轉變,從而導致層間斷裂韌性改變。加載速率的大小可以將膠接結構的斷裂韌性測試方法分為三大類,速率由快到慢分別是,動態沖擊加載,疲勞裂紋擴展,準靜態加載方式?；羝战鹕瓧U裝置是一種相對復雜的設備,高速狀態下給裂紋擴展過程監測帶來了較大困擾,除非用于特殊的高速沖擊服役情況,一般情況推薦采用相對低速的方法測定斷裂韌性。在疲勞載荷作用下的裂紋擴展機制與準靜態是不同的。準靜態過程可以更為清晰觀察裂紋擴展的過程。與上面兩種速率的測試方法不同,膠接結構的準靜態加載方法已經實現標準化。

通過斷裂力學試驗可以研究材料破壞與裂紋擴展的內在條件,得到應力強度因子KIC、平面應變能釋放率GIC、J積分JIC等斷裂參數。其中至關重要的是裂紋擴展長度a的關系曲線。一種方法得到的裂紋長度為等效裂紋長度,不是試件真實的裂紋擴展長度;另一種方法通過放大鏡讀數,更接近真實裂紋長度,但為了得到足夠的有效數據點,增強微小裂紋的可視性,常常在預測的裂紋擴展路徑上噴涂白漆以增強對比,這種方法測量范圍有限,鏡頭需要隨裂紋擴展進行調整,并需要手動采集。為了更為準確的進行裂紋長度測量,還有常見的其他方法包括DIC法、電測法和聲學測量法。其中DIC測試能夠獲取全場變形,對于斷裂韌性評估和開裂機理分析的研究有重要意義。數值模擬中采用粘聚區模型CZM與DCB試件I型拉開試驗中測的數據可以形成一種互相驗證,相輔相成作用,結果表明CZM在模擬膠接結構I型界面特性是有效的。未來需要結合裂紋開裂過程實時采集的數據,對CZM模型進行修正,獲取更為有效的數值模擬模型。

本文對三種類型被粘物的I型界面斷裂韌性研究進行了綜述,發現金屬膠接接頭的主要失效類型包括膠層失效和界面失效,金屬膠接結構的界面相對來說更為薄弱。金屬-復合材料非對稱型被粘物的主要困難是無法獲取純I型界面開裂狀態,因此需要開展剛度和結構設計,但是膠層與復合材料是明顯薄弱環節,需要開展界面、膠層以及復合材料的失效分析。復合材料由于具有與膠黏劑相同材料體系的樹脂基體,因此復合材料與膠層固化成型后,能夠或能更好的剛度分配,其界面的失效也成為一種更值得關注的復雜材料區域,需要開展細觀的機理分析以指導I型界面斷裂韌性的評估。

本文對膠黏劑的材料屬性、膠黏劑的厚度進行調研,發現膠粘劑的材料屬性對于無論是金屬膠接結構,金屬-復合材料非對稱膠接結構還是復合材料膠接結構,都是至關重要的,不僅需要選擇合適材料性能的膠,還需要選擇與被粘物界面特性匹配的膠。在一定范圍內,膠層厚度的增加可以有效的增大I型界面斷裂韌性,但是超出該范圍則有可能會導致斷裂韌性的減小,相對較厚的膠粘劑中可以形成較大的塑性區域,但是膠黏劑本身剛度較小,如果厚度繼續增大,會影響整個結構的承載能力。

被粘物和膠黏劑之間的界面特性至關重要,粘接表面的處理方式也是會對結構性能造成顯著影響。膠接質量有影響的被粘物表面狀態有各類其他溶劑污染,熱作用,固化不良,吸濕等情況,分析表明該固化不良是一種嚴重的脫粘誘因。表面增加圖案例如梯形圖案可以增加膠接實際接觸面積,提高連接效率。