金属-机织复合材料混合结构的三点弯曲力学性能及失效机理

武多多，郑会龙，康振亚，张 谭，习常清

(1 中国科学院工程热物理研究所，北京 100190;2 中国科学院大学 航空宇航学院，北京 100049)

近年来，高速发展的航空航天产业对结构材料提出了轻量化、高强度、低成本、耐疲劳等更多样化的工程要求[1]。由于复合材料、金属、陶瓷等材料各有其优缺点，难以单独满足复杂航空航天产品的应用需求，因此异质材料混合结构逐渐成为研究的一个热点，并显示了极大的应用潜力。其中，金属与纤维增强复合材料(fiber reinforced polymer, FRP)的混合结构是研究重点之一。此类混合结构结合了金属材料在延展性、刚性、损伤容限以及复合材料在比强度、耐腐蚀、抗疲劳等方面的双重优势[2]，被广泛应用于飞机整流罩、机身蒙皮、发动机外涵道等航空航天关键部件[3]的制造中。而金属与FRP之间的有效连接是混合结构研究的关键问题。目前金属-FRP连接方案主要包括胶接、机械连接以及混合连接等。胶接具有应力分布均匀、易规模化生产等优点，被广泛应用于各类材料的连接中，但其也面临着连接表面预处理复杂、脆性破坏、胶层老化等问题[4-5]。机械连接可靠性高、装配简易，被广泛用于飞机蒙皮、发动机机匣等承力构件中，但制造连接孔、切断复合材料纤维的工艺流程会造成孔边局部应力集中、紧固件增重等缺点[6-7]。传统混合连接，如胶-螺、胶-铆等，将单一连接的优点结合起来，其中的紧固件可降低胶层剥离应力、延缓裂纹扩展，而胶层可有效缓解开孔应力集中等问题[8-9]。但是此类混合连接中，紧固件的存在仍会削弱复合材料的减重优势，且在实际应用中往往受非均匀化承载、变形不协调等因素的严重制约。由于胶接、机械连接、传统混合连接等在工程应用中均存在一定的缺点，因此依托新理念及新工艺的新型金属-FRP混合结构成形技术的研究愈发得到重视[10-18]。其中研究较多的是穿透增强技术[10](through-thickness reinforcement, TTR)，即通过电子束“毛化”[11](electron beam surfi-sculpt, EBS)、冷金属过渡[12](cold metal transfer, CMT)、增材制造[13](additive manufacturing, AM)、化学蚀刻[14]等多种工艺，在金属表面形成一系列突起结构后与FRP预制体接触缠绕并固化，相较单一成形，TTR能够改善结构分层问题并提高断裂韧性等。此外，也有研究人员采用细针增强[15]、网状金属混合[16]、Z型金属增强[17]、纤维缝合[18]等其他研究方案，为金属-FRP混合结构成形提供多样的研究方向。

目前金属-FRP混合结构成形的研究方案较多，主要区别是金属部分的结构设计以及新的成形工艺等方面，例如凸起或空腔的结构设计制造、复合材料的成形工艺等。本工作研究的混合结构在复合材料部分选择2.5D机织复合材料[19-20]。相较于传统铺层复合材料，通过引入与织物厚度呈一定角度的增强纤维可以提高复合材料的层间强度，并对复杂构件具有较强的可设计制造性。Stegschuster等[21]和Ladani等[22]研究了三维机织复合材料在Ⅰ，Ⅱ断裂模式下的分层增韧、疲劳强化等特点。Li等[23-24]研究了三维机织间隔复合材料的制备工艺、弯曲性能及失效机制等。这些研究成果为机织复合材料在混合结构中的应用奠定了一定的研究基础。本工作针对航空发动机风扇叶片抗鸟撞/气流冲击、抗离心拉伸、轻量化等工程化需求[25-26]，提出一种结合金属增材制造、复合材料机织与缝合等工艺的新型混合结构；
采用法向缝合[27-28]及共固化[29]工艺将机织复合材料与开孔金属骨架相结合，实现异质材料间的稳定连接，并为工程实际应用提供更灵活的设计拓展空间；
采用数字图像相关法(digital image correlation, DIC)测试对比研究三点弯曲[30-31]实验中不同厚度参数对混合结构样件力学性能的影响[32]，并分析在弯曲加载过程中的损伤形貌、失效机理等。

1.1 样件材料及工艺

本工作设计的新型金属-FRP混合结构整体类似“三明治”构型，其加工工艺流程图如图1所示。首先是对中间金属夹层的增材制造及后处理，然后是上、下两层纤维增强机织复合材料的制备，随后借助金属开孔进行法向纤维的缝合，使得三层异质材料形成牢固的层间结合，最后利用树脂材料完成共固化成形。

图1 金属-机织复合材料混合结构样件加工工艺流程示意图Fig.1 Production process diagram of metal-woven composite hybrid samples

该混合结构的金属层选用17-4PH不锈钢。金属层的加工工艺采用激光选区熔化技术[33]，以保证结构的加工精度且便于快速验证。增材制造设备选择可用于钛合金、铝合金、不锈钢等多种金属材料精密打印的铂力特S310设备，其主要技术参数：最大成形尺寸为250 mm×250 mm×400 mm，分层厚度为30～100 μm，成形零件的初始表面粗糙度约为8 μm。

混合结构的纤维层选用纤维增强树脂基复合材料。其中纤维选用T300级碳纤维，其单丝拉伸强度约为3500 MPa，基体材料选用热固型环氧树脂。在机织铺缝工艺方面，上、下层复合材料选用2.5D浅交弯联机织复合材料，其经纱规格为3 K×3股，纬纱规格为3 K×2股。机织铺缝工艺完成后，采用锁式双向缝合工艺，沿孔分布连续走线缝合[34]，并通过加捻减少纤维缝合损伤。

图2为混合结构样件实物。其中图2(a)，(b)分别为增材制造的金属骨架、混合结构样件实物受弯失效变形的形貌，图2(c)，(d)分别为局部放大后的混合结构样件纤维层侧向、正向形貌，显示了在浅交弯联结构中经纱在连续勾连多个纬纱后的交错正弦排布以及正向展示中连续缝合纤维的走线分布。碳纤维机织物/环氧树脂复合材料一体化成形则采用真空辅助树脂渗透工艺[35](vacuum assisted resin infusion, VARI)，即通过向模具内填充液体树脂，树脂对混合结构样件复合材料部分进行充分浸渍，待树脂固化并脱模后完成一体化成形。混合结构样件成品要求表面无肉眼可见的明显气泡，表面平整，固化均匀，树脂气泡直径≤φ0.5 mm。

图2 混合结构样件及局部放大后的纤维层正向/侧向形貌(a)金属夹层；
(b)弯曲加载后的实验样件；
(c)侧向形貌；
(d)正向形貌Fig.2 Test sample and composite layer positive/lateral enlarged structures(a)metal sandwich;(b)test sample after loading;(c)lateral enlarged structure;(d)positive enlarged structure

1.2 样件参数

力学性能实验的主要目的是对比研究不同厚度参数的混合结构样件的力学行为及性能变化。样件的特征参数选择依据：根据实际工程需求，选取某型航空发动机风扇叶片在叶根、叶身及叶尖处的典型厚度值作为混合结构样件的特征参数，从而模拟叶片不同位置在受到弯曲载荷后的力学性能(图3)。图4为混合结构样件特征参数及弯曲加载示意图，其中t，h，b，l和L分别为金属层厚度，样件厚度，样件宽度，跨距和样件长度。金属-机织复合材料混合结构样件的具体参数如表1所示。其中，不同参数样件的FRP层厚度与金属层厚度呈等比例变化，样件命名为Fx-y，代表金属夹层厚度为x(mm)的第y个样件。

图3 设计混合结构样件特征参数时所参考的风扇叶片Fig.3 Fan blades used in the design of characteristic parameters of hybrid structure samples

1.3 三点弯曲力学实验及DIC分析

三点弯曲力学实验参照标准GB/T 1449-2005《纤维增强塑料弯曲性能试验方法》执行，即采用无约束支撑，通过三点弯曲实验装置，以恒定的加载速率使样件破坏。三点弯曲实验装置是Instron5982电子万能材料实验系统，其最大量程为100 kN。与三点弯曲相关的其他参数：样件跨厚比l/h=16，冲头半径r0=5 mm，支撑半径r1=5 mm，加载速度V=1 mm/min。同时，采用非接触全场应变测量系统对样件局部应变场信息进行捕捉、分析，其中电荷耦合器件(charge coupled device，CCD)相机的像素为2×108pt，采样频率为1～2 pic/s，在标定后开展DIC测试分析。

图4 混合结构样件特征参数及弯曲加载示意图Fig.4 Schematic diagram of characteristic parameters and bending loading of hybrid structure samples

表1 金属-机织复合材料混合结构样件的参数Table 1 Parameters of metal-woven composite hybrid samples

1.4 弯曲实验计算公式

尽管混合结构样件是不均匀的，但根据应变场分布及结构简化分析可知，在混合结构出现大范围损伤及失效前，沿横向界面的应变分布是线性的。然而，由于混合结构各层材料的物理性质差距较大，与各层对应的应力不可能仍是线性分布，因此在对混合结构样件施加弯曲载荷时，金属和FRP的模量差异会使金属层和纤维层的界面上存在横向应力突变[36]。与之相反的是，混合结构的剪切应力分布与各层材料特性没有关联，而是与均匀层合板的剪切应力分布一致，即上下表面最小、中性轴最大且呈抛物线分布。所以，混合结构的弯曲性能计算可以参考经典层合板理论，从而得到引起混合结构弯曲变形的力矩(弯矩)的一般计算公式。

(1)

式中：M为引起混合结构弯曲变形的力矩，N·m；
σ(k)为各层应力，MPa；
k为层数;z为厚度方向变量，z∈(-h/2,h/2)。式(1)也经常在纤维金属层合板等相关异质材料层合板的计算中被使用。通过归一化处理，可以得到该弯矩的简化计算公式：

(2)

式(2)表明，当层合板各层应力分布为线性假设时，弯矩在数值上等同于底部应力。

混合结构的弯曲强度为：

(3)

式中：σf为弯曲强度，MPa；
P为峰值载荷，N。当采用分级加载时，混合结构在线弹性阶段的弯曲弹性模量为：

(4)

式中：Ef为弯曲弹性模量，GPa；
ΔP为载荷-挠度曲线上初始直线段的载荷增量，N；
ΔS为ΔP对应的跨距中点处的挠度增量，mm。

2.1 典型样件弯曲结果分析

弯曲实验中混合结构样件的力学行为主要分为4个阶段：弹性变形阶段(Ⅰ)、塑性屈服阶段(Ⅱ)、分层卸载阶段(Ⅲ)以及完全失效阶段(Ⅳ)。图5以样件F2-1为例，给出了典型混合结构样件的三点弯曲应力-位移曲线，并选择在加载过程中具有代表性的4个时刻(1，2，3，4)作为典型特征时刻，以展开后续分析。其中，1，2时刻在Ⅰ阶段，3时刻是Ⅱ，Ⅲ阶段的分界点，4时刻是Ⅲ，Ⅳ阶段的分界点。

图5 典型混合结构样件的三点弯曲应力-位移曲线Fig.5 Stress-displacement curve for typical hybrid structure samples

在Ⅰ阶段，纤维层与金属层同为弹性变形，两者在弯曲载荷作用下呈现协调变形状态，并未出现损伤与分层问题。在1时刻，样件承受较小的初始载荷，应力约为19.53 MPa，加载位移为0.20 mm；
在2时刻，载荷已较大，应力增至289.18 MPa，加载位移为2.11 mm。图6为4个时刻x，y向的应变分布。图6(a-1)为1时刻的x向应变分布，显示了样件下侧受到的拉应力及上侧受到的压应力，且上、下侧应力数值基本相同；
图6(a-2)为1时刻y向应变，前期应力分布较为均匀。值得注意的是，从图6中可以看到样件表面应变分布呈现与预制体机织形式相关的规律性，即在富脂区域、纤维未承力方向上显示高应变值。

图6 样件在1，2，3，4时刻的局部应力分布(a)1时刻;(b)2时刻;(c)3时刻;(d)4时刻;(1)εxx;(2)εyyFig.6 Local stress distribution of samples at the loading moments of 1,2,3,4(a)1 moment;(b)2 moment;(c)3 moment;(d)4 moment;(1)εxx;(2)εyy

2时刻仍位于Ⅰ阶段范围内，即样件的应力-位移曲线仍处于线性变化阶段。然而，从图6(b-1),(b-2)可以观察到应变场出现显著变化，局部应变集中；
而与之对应的是，在2时刻后随即出现宏观的纤维断裂，因此2时刻就是出现宏观破坏前的临界时刻。由此分析可得如下判断：

(1)在弯曲加载过程中，不同于均匀层合板的x向最大应变往往位于弯曲样件上、下侧表面，混合结构样件因其材料组分复杂而导致除上、下侧表面之外的异质材料结合位置也极易存在较大的应变集中。

(2)加载过程中的y向应力集中情况明显，主要分布在结合位置处；
由于在制造加工过程中的纤维分布存在较大的不确定性，应变集中区域也预示了样件的起始分层位置。

以图6(b-2)为例，由于右上角结合位置处的应变集中明显，在2时刻之后，样件在此位置发生层间局部分层以及纤维层自身的裂纹扩展，并导致样件的最终失效断裂。

当纤维层仍处于弹性状态时，金属层可能已发生塑性变形，这种现象是由纤维层向金属层传递剪切应力而引起的。随着实验载荷增加，分层逐渐向纤维的支撑点移动，同时快速的应力变化进一步加剧纤维断裂。与之对应的是在Ⅱ阶段，即较短时间跨度的塑性屈服阶段，应力-位移曲线的切线斜率明显减小，曲线出现一定的非线性，表明在弯曲载荷作用下金属夹层出现明显的局部塑性与屈服现象。在3时刻，样件受到的实验载荷达到峰值，对应的最大应力增至436.19 MPa。在图6(c-1),(c-2)中，样件出现明显的纤维层宏观断裂及分层，在异质材料结合界面处也有局部脱离现象；
x向应变进一步集中，高应变区域分布在金属层下表面，表明纤维层损伤严重，承载能力大幅削弱；
y向应变集中则表明结合界面处的增强缝合纤维仍在承载较大弯曲载荷下的非协调变形所导致的剪切应力，分层界面逐步延展。

在3时刻后，由于纤维层出现较大范围的损伤失效，异质材料结合位置及纤维层本身均发生脱层断裂，从而导致应力急剧下降。而此后混合结构中金属夹层的存在则导致应力-位移曲线出现第二阶段的小幅度波动性下降。参考4时刻的应变分布(图6(d-1))可知，金属夹层承力比例在后期逐步增加，x向高应变区域已集中于金属层下侧。在4时刻后，金属塑性损伤不断累积，样件整体性能进一步衰减，直至完全失效。

2.2 不同厚度参数对样件力学行为的影响

表2为在三点弯曲实验中不同厚度的样件数据，包括加载挠度S、峰值载荷P、弯曲弹性模量Ef以及弯曲强度σf。由于复合材料制备工艺存在一定的随机性，各个厚度范围内的样件力学参数存在一定波动。样件的弯曲弹性模量为14～47 GPa，弯曲强度为350～587 MPa；
而17-4PH不锈钢与T300碳纤维复合材料的弯曲弹性模量分别为202 GPa和10 GPa。由于复合材料位于样件的上、下两侧，在弯曲加载过程中受到上部压应力与下部拉应力的共同作用，是实验加载前期的承载主体，因此样件的模量表现更偏向于复合材料模量数值。

表2 三点弯曲实验中不同厚度的样件数据Table 2 Three-point bending experimental data of samples of different thicknesses

图7为不同厚度样件的应力-位移曲线。为突出金属层厚度变量的影响，降低单个样件实验数据的误差，采用对同一厚度样件的应力-位移曲线求平均值的方法来构造新的应力-位移曲线，如图8(a)所示。与之相对应，图8(b)采用柱形图对比了多组样件的平均弯曲弹性模量与平均弯曲强度的差异。通过对比分析可知，随着金属层厚度的增加，样件的弯曲强度逐渐增大，同时弯曲弹性模量也有一定增加。其中，F2组的弯曲强度较F1组提高约15.1%，弹性模量提高约30.0%；
而F3组的弯曲强度相较F2组提高约16.0%，弹性模量提高约30.3%。通过以上结果可认为，在开孔密度、缝合工艺以及材料参数等变量相同的情况下，改变金属层厚度对混合结构的力学性能能够产生明显影响。

图7 不同金属层厚度样件的三点弯曲应力-位移曲线 (a)F1；
(b)F2；
(c)F3Fig.7 Three-point bending stress-displacement curves of samples of different thicknesses (a)F1；
(b)F2；
(c)F3

图8 不同金属层厚度样件的弯曲实验对照 (a)平均应力-位移曲线；
(b)平均弯曲弹性模量及平均弯曲强度柱形图Fig.8 Comparison for samples of different thickness groups(a)average stress-displacement curves;(b)histogram of average bending modulus of elasticity and average bending strength

通常情况下，纤维层数越多，样件的宏观尺寸越大，整体结构的均一性表现会更好。其原因是，多层复合材料降低了纤维随机断裂、工艺缺陷等诸多因素的影响，使得样件的力学行为更加稳定。在样件的金属层与纤维层的理论厚度比例不发生变化的前提下，当金属层加厚时，样件抵抗变形的能力更强，具有更好的延展性与更高的损伤容限。从工艺角度考虑，由于样件法向缝合的纤维数随纤维层数等比例变化，因此厚度越大，法向纤维的结合能力越强。

图9为不同金属层厚度样件的弯曲破坏形貌。虽然分层裂纹的萌生、延伸多数位于异质材料结构结合位置，然而在达到最大挠度后，混合结构样件并未出现大范围的分层现象。这表明加入法向纤维后的混合结构样件在抗分层性能方面表现较好，复合材料层与金属层可以实现协调变形，不会出现明显脱层。

图9 不同金属层厚度样件的弯曲断裂形貌Fig.9 Bending fracture morphologies of samplesof different thicknesses

此外，值得注意的是实验中同组样件的应力-位移曲线差异性较大。主要原因是较拉伸实验而言，样件缺陷位置、随机断裂现象等对弯曲实验结果的影响更大。在弯曲加载条件下，只有一半的样品承受拉伸应力，而另一半则承受压缩应力。所以，一旦混合结构材料的微观结构发生随机变化，不同的应力分布、微观缺陷存在将放大同组样件在力学行为变化中的差异。

2.3 弯曲损伤机制

通过对非接触测量系统采集的图像进行观察分析，可得到4种主要失效模式：上侧纤维层压缩失效(模式①)、下侧纤维层拉伸失效(模式②)、金属层与纤维层分层失效(模式③)、金属塑性损伤失效(模式④)。不同于准静态拉伸/压缩实验，上述4种失效模式与三点弯曲实验方法密切相关，即样件同时承受拉伸、压缩应力作用。图10为F1，F2，F3组样件对应的弯曲失效形貌及断裂局部应变场分布的采集图像，其中黑色斑点状属于非接触测量中的散斑标记，红圈标出的是上、下侧纤维层失效形貌，黄圈标出的是金属层与纤维层分层失效的裂缝形貌。需要特别说明的是，各种失效模式的发生虽然整体上遵循一般规律，但由于受到随机缺陷等因素影响，各种失效模式的发生顺序、程度均会有所不同。

图10 样件的弯曲失效形貌及断裂局部应变场分布 (a)F1;(b)F2;(c)F3Fig.10 Bending failure morphologies and local strain field distribution at the fracture site of samples (a)F1;(b)F2;(c)F3

首先对模式①与模式②进行分析。纤维层失效主要包括基体开裂、纤维断裂及自身分层等。其中，增强纤维断裂为纤维层失效的主要模式，断裂后的纤维层承力能力将大幅削弱。F1组样件的纤维层断裂基本上均为整体断裂。随着厚度增加，F3组样件的纤维层出现层内分层现象，并逐步导致层间剪切裂纹扩展，直至纤维层整体失效。图10(a),(c)的右图分别展示了纤维层受拉、压状态的应变场分布，图10(c)的左图则显示了纤维层自身的分层失效形貌。由内部缺陷等导致的早期应力集中会引发基体的初始微裂纹以及随后的局部非线性特征，这些均与树脂纤维层的强度、环氧树脂的脆性以及固化时间有关。

模式③是混合结构中通常会出现的问题，源于金属材料与复合材料在本构性质方面的差异，即金属材料与复合材料在受力变形过程中往往无法同步协调变形而产生的应力差异。在混合结构的弯曲实验过程中，随着弯曲载荷增大，金属材料与复合材料的模量参数差异会引起结合界面的法向应力突变。实际上金属层与纤维层分层可能是由界面旁侧存在基体裂纹和层间剪应力、相邻层之间的刚度不相容、层间分组和层压变形等多因素造成的。从图10(b)右图的y向应变图可以观察到，实验后期y向应变最大值出现在层间缝合纤维位置。产生这一现象的原因可能是，在由层间应力差异等导致的分层裂纹出现后，缝合纤维在增强层间剪切强度以及阻碍裂纹扩展等方面发挥了更大作用。从图10还可以看到，在弯曲实验过程中，所有样件在弯曲失效前均未出现大规模的层间裂纹，基本局限在较小范围内延伸，且模式③未明显影响样件的最终断裂。

模式④是在样件出现非线性力学行为后产生的金属层塑性不可逆损伤。在混合结构变形后段，最大拉伸应力与最大压缩应力分别出现在纤维最下层与最上层，即纤维层承受主要应力。随着纤维层断裂失效及分层裂纹扩大，金属层的承载比重逐步增大(图5中的Ⅲ阶段即为纤维层断裂导致应力崩塌后的金属层承力阶段)，金属层塑性损伤逐渐加深，在金属层塑性损伤达到某一极点时，混合结构随之整体失效。

由上述观察到的4种主要失效模式可以简化得出由弯曲载荷产生的2种不同的破坏行为：界面分层与纤维断裂。两者分别取决于剪切应力与拉伸应力。弯曲与剪切分别受到两个相反因素的影响：一方面，缝合纤维的存在增强界面结合性，从而改善混合结构整体的剪切行为；
另一方面，缝合纤维及纤维穿孔降低纤维的体积分数以及金属层的整体性能，从而造成材料强度下降。本实验即验证了缝合纤维在提高抗分层问题中的有效性。

(1)混合结构失效是多种失效模式的组合，主要包括上侧纤维层压缩断裂、下侧纤维层拉伸断裂、金属层与纤维层分层失效以及金属塑性损伤；
层间分层可能是由界面旁侧存在基体裂纹和层间剪应力、相邻层之间的刚度不相容、层压变形等多因素造成的。

(2)随着样件结构厚度增加，其结构弯曲强度与弯曲弹性模量均增大。其原因是，样件的宏观尺寸越大，整体结构的均一性表现会越好，力学行为会更加稳定；
当金属层加厚时，其抵抗变形的能力更强，存在更大的损伤容限。

(3)通过DIC技术可以采集区域应变场分布，更有效地观察、分析混合结构损伤演化情况以及失效模式。在金属夹层开孔处引入法向缝合纤维，可以在一定程度上抑制分层裂纹的扩展，提高结构抗分层断裂性能，从而形成更稳定的金属/复合材料混合体。