摘 要： 為了揭示碳纖維復合材料(CFRP)與鋼板連接設計中，母材厚度和強度對接頭失效的影響規律，對CFRP層合板與DC05、HC260Y、DP590、DP780、DP1180、PHS1500鋼板組成的膠接、鉚接和膠鉚混合接頭進行單向和正向拉伸試驗，分析各接頭連接強度和失效模式，提出CFRP/鋼接頭母材厚度比和強度比的推薦范圍.結果表明：CFRP/鋼接頭失效模式由較弱一側母材強度和剛度決定，在連接設計中，應盡可能使兩母材的強度和剛度相近；CFRP零件與相鄰鋼件厚度比的推薦范圍為1.37～1.91，母材極限承載比的推薦范圍為0.9～1.52.
近年來，碳纖維復合材料(CFRP)以其輕質、強度高和設計自由度靈活等優點，在汽車領域應用廣泛[1-3].在性能、成本和輕量化效果方面，低碳鋼、高強度鋼和CFRP等多種材料的混合使用是目前技術條件和市場環境下汽車輕量化的主要技術途徑，使得異質材料之間的連接技術成為研究熱點[4-5].
CFRP層合板是由碳纖維絲和樹脂基體組成的聚合物，在對電、熱和力的響應方面，其與鋼的差異很大.因此，相較于CFRP與CFRP、鋼與鋼的連接設計，CFRP層合板與鋼板的連接設計更復雜.CFRP具有各向異性和脆性，相較于金屬材料，CFRP層合板連接部位的應力集中程度較強，有 60%～80%的結構破壞發生在連接處[6].目前，CFRP層合板與鋼板的連接方法主要有膠接、膠接與機械連接的混合連接、鉚接和螺紋連接.
在膠接方面，Lopes等[7]對CFRP/鋼膠接接頭進行拉伸試驗，重點比較真空黏接、噴丸處理、表面涂油和酸洗處理對連接強度的影響.Seong等[8]研究搭接長度、膠層厚度、黏接壓力和接頭形式對CFRP/鋁膠接接頭強度的影響.Arenas等[9-11]發現膠接接頭搭接區域經砂紙打磨處理后，其連接強度明顯提高.Ribeiro等[12]發現CFRP/鋁膠接接頭的強度和失效模式與黏接劑種類密切相關.郭帥[13]研究CFRP/DC04膠接接頭在單向拉伸和三點彎曲工況下的失效行為.檀甜甜等[14]利用試驗比較了分別采用壓鉚、錘鉚、抽鉚、拉鉚和高鎖螺栓進行連接的復合材料的連接強度.Kopanitsa等[15]采用數字圖像相關技術測量CFRP/鋼膠接接頭的表面變形，結果發現在0.17%應變時膠接接頭會失效.Li等[16]為提高CFRP/鋼接頭的韌性，在黏接劑中加入納米二氧化硅顆粒，使得接頭的拉剪強度提高了1.33倍，斷裂延伸率增加了2倍，失效模式由界面失效變為分層失效.Doroudi等[17]研究了含裂紋鋼板黏接CFRP層合板的CFRP/鋼膠接接頭的疲勞失效行為.
鉚接是汽車零部件的一種重要連接工藝.胡寶剛[18]發現在鐓頭部位加墊圈可以有效減少CFRP層合板鉚接區域局部應力集中.Franco等[19]研究CFRP/鋁的自沖鉚和膠接的混合連接強度，指出接頭損傷主要發生在鉚釘孔區域.Marannano 等[20]指出，在CFRP層合板的鉚接和螺紋連接中，機械鉆孔會造成CFRP層合板的局部損傷和應力集中.徐福泉等[21]發現復合材料螺紋連接對間隙敏感，間隙在0.2～0.8 mm范圍內應使用液體墊片，間隙大于0.8 mm應使用固體墊片，否則易造成樹脂碎裂和局部分層等損傷.上述研究表明，CFRP層合板對機械制孔比較敏感，鉚釘孔周是CFRP鉚接接頭的薄弱位置，增加該區域的強度是提高CFRP鉚接強度的關鍵.
結構設計中相鄰零件材料的匹配程度是連接設計的關鍵因素，被連接零件材料的力學性能、厚度和導熱、導電性等均影響連接方式的選擇和連接強度.在Juvinall等[22-23]提出在螺栓連接設計中，需要考慮被連接零件的剛度.張杰等[24]分析了CFRP/AA5052自沖鉚接接頭的強度與能量吸收效果以及板厚度的關系.王樹鑫[25]發現在CFRP/鋁合金膠接接頭中，增大CFRP層合板/鋁合金的抗拉強度比和抗彎剛度比均能不同程度地提高膠接接頭的承載性能.胡光山等[26]選用AlSi10Mg、DC04、HC340和HC220Y鋼板研究不同材料組合的自沖鉚連接性能和失效模式，指出應優先將強度較低、塑性較好和厚度較大的材料作為接頭的底層.上述研究表明，連接設計不僅是單一零件性能和連接結構的設計，還需要關注被連接零件在強度和剛度上的匹配程度.
綜上所述，目前CFRP的鉚接研究主要集中在自沖鉚方面，對普通拉鉚連接研究較少，尤其是CFRP零部件與相鄰零件材料的強度和剛度匹配方面的研究.為此，本文以DC05、HC260Y、DP590、DP780、DP1180和PHS1500鋼板為研究對象，考察CFRP層合板與不同強度、厚度鋼板的膠接、普通拉鉚連接和膠鉚混合接頭在單向和正向拉伸載荷工況下的連接強度和失效機理；以接頭材料厚度比和承載系數比為指標，分析CFRP層合板在連接設計時相鄰鋼質零件材料的選擇方法，以期為CFRP汽車的連接設計提供參考.
1、試驗過程
1.1 材料處理
試驗材料為T300-3K模壓CFRP層合板，其中碳纖維絲抗拉強度為 2 052 MPa，基體為改性 3 252 s、140 ℃固化的熱固性環氧樹脂.CFRP層合板鋪層順序為[0/+45/-45/90/0/90/0/90/-45/+45/0]s，其中0、45和90表示鋪層方向分別為0°、45°和90°，S表示對稱.總厚度 (d)×長×寬為2 mm×136 mm×36 mm.利用單向拉伸試驗獲得板材的抗拉強度(Rm).試驗所用鋼板包括DC05、HC260Y、DP590、DP780、DP1180D和PHS1500，其中PHS1500為熱成形淬火處理后的鋼板.各鋼板厚度和抗拉強度如表1所示.
表1 試驗用板材的力學性能參數
Tab.1 Mechanical performance parameters of tested sheets
膠接所用黏接劑為3M公司的雙組份環氧樹脂膠DP420，固化溫度范圍為4～93 ℃，24 ℃下固化20 min，名義剪切強度為25 MPa，室溫下黏度為 45 000 mPa·s.連接所用的鉚釘為標準不銹鋼拉鉚鉚釘，根據標準GB/T 12618.4—2006[27]選擇直徑為6.4 mm的鉚釘，根據母材總厚度選擇鉚釘的公稱長度為13 mm.該鉚釘的最大抗拉載荷為 8.3 kN，最大抗切載荷為12.5 kN.
膠接時首先用丙酮清洗試樣表面，然后用定量膠槍涂膠，涂膠過程中嵌入0.2 mm的鋼絲控制膠層厚度，涂膠后將接頭固定以避免兩塊料片發生相對運動，并在室溫下放置72 h確保其充分固化.采用數控銑削加工鉚釘孔.膠接、鉚接和膠鉚混合接頭所用的料片形狀和尺寸相同，但膠接所用的CFRP層合板中沒有預制鉚釘孔.膠鉚混合接頭在膠接后立即進行鉚接，原因為此時膠層尚未固化，黏性很小，鉚接過程中產生的料片微小位移不會引起膠層內應力變化.
1.2 單搭接試樣的單向拉伸
單向拉伸試驗所用的膠鉚接頭試樣尺寸如圖1所示，膠鉚接頭試樣由膠接的兩塊矩形層合板鉚接而成.單搭接接頭的兩塊母材在厚度方面相差一個板厚，因此在試驗過程中試樣容易發生二次彎曲.為避免該問題，在試樣的兩端加一塊墊片，墊片厚度依據其與母材厚度之和與另一端總厚度相等的原則確定.根據標準ASTM D3039/D3039M—17[28]，墊片由兩層組成，上層為120#金剛砂布，下層為5052鋁合金，兩層之間采用環氧樹脂膠黏接.5052鋁合金質地較軟，在夾緊力作用下，可以與試驗機夾頭相接觸的鉗口內花紋緊密咬合.金剛砂布與打磨后的CFRP層合板表面接觸可以防止打滑.
圖1 CFRP膠鉚混合接頭的幾何尺寸(mm)
Fig.1 Geometric size of hybrid rivet-bonding CFRP joint (mm)
利用MTS E45萬能試驗機進行單向拉伸試驗.拉伸載荷由力傳感器測量，變形和應變由數字圖像相關(DIC)測量系統測量.DIC系統的應變測量精度為0.005%，位移測量精度為0.01像素，圖像采集頻率設為5 Hz，試驗機橫梁位移速度設為 1 mm/min.
1.3 十字搭接試樣的正向拉伸
在工程實際中，接頭需要承擔垂直于母材平面方向的載荷，即正向拉伸，如圖2(a)所示，其中F為正向拉伸載荷.試樣制作參考的金屬點焊接頭試驗標準為ISO 14272—2016[29]，試樣由兩塊矩形料片垂直交叉連接而成.試樣尺寸如圖2(b)所示，其中碳板母材長度L=120 mm，母材寬度W=40 mm，螺釘孔距 Lb=80 mm，螺釘孔徑Db=8.4 mm，鉚釘孔徑D=6.4 mm.每塊母材兩端各有2個螺釘孔，試樣通過螺釘孔與夾具相連，如圖2(c)所示.為減小母材彎曲程度，應盡可能縮小兩孔間距.同時考慮孔間強度，將孔間距設為板寬度的2倍.膠接試樣中心無鉚釘孔，涂膠區域為兩塊母材搭接重疊區域.
圖2 十字形搭接接頭的正向拉伸試樣及夾具
Fig.2 Normal tension specimen and fixture of cross lap joint
2、 結果與討論
2.1 失效模式
圖3為CFRP與不同鋼板的單搭接膠接接頭在單向拉伸載荷作用下的失效形貌.試樣搭接區域表面黑白色顆粒為在拉伸試驗前噴在試樣表面的黑白散斑，DIC系統通過捕捉散斑的相對距離測量變形程度.圖3 (a)和(b)中，鋼板的搭接區沒有膠層痕跡，露出被打磨的表面，說明發生了鋼板與膠層的界面失效.圖3 (c)中，鋼板和CFRP搭接區均可看到膠層，說明發生了膠層剪切破壞.圖3(d)中，CFRP搭接區出現碳纖維絲斷裂和分層，并且鋼板搭接區有碳纖維層，說明發生了CFRP層合板分層失效.
圖3 單搭接膠接接頭的單向拉伸失效形式
Fig.3 Failure morphology of single lap bonded joints under uniaxial tension
圖4為CFRP與不同鋼板十字形搭接接頭在正向拉伸載荷作用下的失效形貌.為方便觀察，圖中的兩塊母材已被旋轉到同一方向(下文同).圖4(a)和(b)中，鋼板搭接區露出表面，說明接頭發生了鋼板與膠層的界面失效.同時，鋼板兩端向加載方向翹起，即鋼板發生了翹曲變形，原因為CFRP層合板厚度與DC05、HC260Y鋼板的厚度差異較大.十字搭接接頭在正向拉伸載荷和連接區域黏接力的作用下，呈現3點彎曲的受力狀態.對平板件而言，厚度直接影響彎曲剛度.剛度在物理內涵上為材料所受正向拉伸載荷與該載荷引起的變形之比，即F/δ.而δ與截面厚度成反比，因而較薄的DC05和HC260Y鋼板側發生了較大的彎曲變形.該彎曲變形的逐漸加大使其厚度方向應力增大，最終導致鋼板與膠層界面發生失效.圖4(c)和(d)中，被拉開的兩塊母材基本無明顯彎曲變形，原因一是CFRP層合板與DP1180、PHS1500鋼板的厚度差較小，二是兩塊板材的抗拉強度遠高于CFRP層合板.而DC05和HC260Y鋼板的厚度和抗拉強度較小，這是導致CFRP/DC05、CFRP/HC260Y與CFRP/DP1180、CFRP/PHS1500十字搭接膠接接頭失效形式差異的根本原因.因此，組成接頭的兩塊母材的剛度要相當，其強度差異不能過大，否則會導致較弱側材料發生過大變形，從而引起失效.
圖4 十字搭接膠接接頭的正向拉伸失效形貌
Fig.4 Failure morphology of cross lap bonded joints under normal tension
圖5為單搭接CFRP/鋼鉚接接頭在單向拉伸載荷作用下的失效形貌.圖5(a)和(b)中，鋼板側發生明顯翹曲，同時鉚釘孔處發生大變形，而CFRP層合板沒有明顯變形和失效.相反，圖5(c)和(d)中，CFRP層合板側鉚釘孔發生開裂，碳纖維絲散落.表明在CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500鉚接接頭中，CFRP層合板先于鋼板發生失效，失效形式均為層合板中鉚釘孔發生斷裂.
圖5 單搭接鉚接接頭的單向拉伸失效形貌
Fig.5 Failure morphology of single lap riveted joints under uniaxial tension
圖6為十字搭接CFRP/鋼鉚接接頭在正向拉伸載荷作用下的失效形貌.圖6 (a)和(b)中，CFRP/DC05和CFRP/HC260Y 鉚接接頭失效的主要原因為鋼板發生較大彎曲變形，導致鋼板從鉚釘中拉脫.而CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500鉚接接頭中鋼板基本沒有發生彎曲變形，但是CFRP層合板發生彎曲變形，產生彎裂，其鉚釘孔周也出現開裂.
圖6 十字搭接鉚接接頭的正向拉伸失效形貌
Fig.6 Failure morphology of cross lap riveted joints under normal tension
圖7為單搭接CFRP/鋼膠鉚混合接頭在單向拉伸載荷作用下的失效形貌.圖7(a)和(b)中，鋼板DC05和HC260Y均發生顯著翹曲變形，使得鋼板和膠層的界面發生開裂，并且鋼板側鉚釘孔發生較大變形.而圖7(c)和(d)中，接頭彎曲變形不明顯，主要失效形式為膠層開裂.圖7(d)中出現CFRP層合板的分層失效，原因為兩接頭中鋼板的強度較大，導致彎曲變形主要發生在CFRP層合板中，而CFRP層合板的分層臨界應力較小.表明CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500膠鉚混合接頭在單向拉伸變形中仍存在翹曲變形.
圖7 單搭接膠鉚接頭的單向拉伸失效形貌
Fig.7 Failure morphology of single lap riveted joints under uniaxial tension
圖8為十字搭接CFRP/鋼膠鉚接頭在正向拉伸載荷作用下的失效形貌.圖中，4個接頭中搭接區域的膠層均發生開裂，再次表明膠接的正拉強度較低.圖8(a)和(b)中，鋼板發生顯著彎曲變形，CFRP層合板也存在分層現象.圖8(c)和(d)中，CFRP層合板發生彎裂，原因為接頭中CFRP層合板的抗彎剛度比DP1180和PHS1500鋼板低，導致彎曲變形發生在CFRP層合板中.上述所有接頭的失效形式如表2所示.
圖8 十字搭接膠鉚接頭的正向拉伸失效形貌
Fig.8 Failure morphology of cross lap riveted joints under normal tension
表2 CFRP/鋼的膠接、鉚接和膠鉚混合接頭的失效形式
Tab.2 Failure modes of bonded, riveted，and glued riveted hybrid joints of CFRP/steel
在材料組成方面，CFRP與DC05、HC260Y鋼板組成的膠接、鉚接和膠鉚混合接頭失效的主要原因為鋼板彎曲變形過大，導致鋼板與膠層的界面失效、鉚釘孔大變形和CFRP層合板分層.根本原因為DC05和HC260Y鋼板的厚度與CFRP層合板厚度差異過大，導致兩板材的剛度差異較大，引起剛度較小一側板材發生大變形，從而直接導致膠層和鉚釘孔開裂.CFRP層合板與DP1180、PHS1500鋼板組成的接頭在單向和法向拉伸載荷作用下的失效均發生在CFRP層合板中，原因為CFRP層合板厚度與DP1180、PHS1500鋼板厚度差相對較小，并且DP1180和PHS1500鋼板的抗拉強度遠高于本文研究的CFRP層合板.厚度差異和強度差異的共同作用使得DP1180和PHS1500鋼板的綜合承載能力大于CFRP層合板.因此，接頭中CFRP層合板側屬于偏弱的一側，導致失效發生在CFRP層合板中.
2.2 連接強度
圖9為CFRP分別與CFRP、DC05、HC260Y、DP1180和PHS1500共5種板材組成的單搭接膠接接頭的單向拉伸載荷-位移(F1-x1)曲線.增加以相變誘發塑性高強度鋼TRIP780為母材的單搭接膠接接頭為對照組.圖中6條曲線可以分為兩類.第一類為CFRP/DP1180、CFRP/PHS1500和CFRP/CFRP曲線，這3條曲線均由2段組成，第一段為近似直線的線性段，反映接頭的彈性變形.載荷達到峰值點后急劇下降，說明接頭發生脆性斷裂，即膠層的剪切斷裂，表明膠層應力達到膠層的剪切斷裂極限.雖然是不同材料組成的接頭，但是其最大載荷仍然相同，與表2中膠層剪切斷裂的失效模式一致.第二類為CFRP/DC05、CFRP/HC260Y和TRIP780/TRIP780曲線.該曲線大致由3段組成，第一段為線彈性變形階段，主要為鋼板的彈性變形；第二段為典型的低碳鋼塑性變形曲線，說明接頭中的DC05、HC260Y和TRIP780鋼板發生塑性變形；第三段為下降段，鋼板局部變形直至斷裂，應力急劇下降.在CFRP/DC05和CFRP/HC260Y膠接接頭中，DC05和HC260Y鋼板的強度和厚度均比CFRP層合板小，因此，拉伸過程中變形主要集中在較弱的鋼板側.當鋼板縱向拉伸變形增大，剛度變小會誘發板平面法向的變形，引起金屬板和膠層的界面失效，而不是膠層的剪切斷裂.但是TRIP780/TRIP780膠接接頭中被連接的兩個母材性能和厚度完全相同，即兩母材的強度和剛度完全相同，當母材強度低于膠層剪切強度時，兩母材同時發生塑性變形，于是產生圖中的塑性變形段.在接頭強度方面，CFRP/CFRP、CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500接頭的強度基本相同，且強度較高，TRIP780/TRIP780次之，CFRP/HC260Y和CFRP/DC05強度較低.雖然采用同樣的黏接劑，但是母材不同的膠接接頭強度差異很大.因此，接頭設計不僅要選擇合適的黏接劑，而且要對被連接的母材進行合理匹配，否則會產生意外失效.
圖9 膠接接頭的單向拉伸載荷位移曲線
Fig.9 Force-displacement curve of bonded joints under uniaxial tension
圖10為6個鉚接接頭的單向拉伸載荷-位移(F2-x2)曲線.圖中6條曲線按峰值載荷可以分為3類，第一類為CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500曲線，其曲線形狀基本相同，接頭的主要失效形式為CFRP層合板鉚釘孔周開裂失效，其最大承載能力由CFRP層合板鉚釘孔強度決定，因此抗拉強度接近.第二類為CFRP/CFRP、CFRP/HC260Y和CFRP/DC05曲線，這3個接頭在單向拉伸中的峰值載荷分別為3.62、3.9和2.5 kN.其中，CFRP/DC05和CFRP/HC260Y鉚接接頭的主要失效形式是鋼板的翹曲變形過大引起鋼板鉚釘孔的大變形，試驗所用DC05和HC260Y鋼板的強度均低于CFRP層合板，因此，接頭承載能力低于CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500接頭.由此表明CFRP/鋼鉚接接頭強度由較弱一側母材中孔周的強度決定.第三類曲線為TRIP780/TRIP780曲線，該曲線與其他5個鉚接接頭的載荷位移曲線均不相同，峰值載荷與CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500鉚接接頭接近，但是具有典型的塑性變形階段，這與CFRP/DC05和CFRP/HC260Y鉚接接頭類似.原因為TRIP780的強度比所用不銹鋼鉚釘的抗剪強度大，在拉伸過程中主要失效形式為鉚釘變形.由于在鉚釘失效前母材先發生塑性變形，所以出現塑性硬化階段.這再次表明：鉚接接頭強度不僅取決于鉚釘和母材的強度，還與兩者的相對強弱密切相關.
圖10 鉚接接頭的單向拉伸載荷位移曲線
Fig.10 Force-displacement curve of rivet joints under uniaxial tension
圖11為5個膠鉚接頭的單向拉伸載荷-位移(F3-x3)曲線.圖中，CFRP/CFRP、CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500共 3個接頭的F3-x3曲線呈現3段式.以CFRP/DP1180接頭曲線為例，第一段為AB段，呈線性變化，主要為CFRP層合板、鋼板和膠層的彈性變形，到達B點時載荷急劇下降，原因為膠層發生剪切斷裂失效；第二段為BC段，膠層失效后接頭承載能力急劇下降，下降至C點時鉚釘開始承載；第三段為CD′段，該區間內鉚釘通過自身的彈塑性變形來承載，因此最大載荷隨著鉚釘塑性變形增大后下降.CFRP/DC05和CFRP/HC260Y接頭曲線并沒有CFRP/DP1180接頭曲線中的急劇下降段，表明該接頭在單向拉伸變形中，膠層開裂前鋼板已發生失效，這與其失效模式一致.
圖11 膠鉚接頭的單向拉伸載荷位移曲線
Fig.11 Force-displacement curve of rivet-bonded joints under uniaxial tension
圖12為5個接頭的正向拉伸載荷-位移(F-x4)曲線.其中，CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500曲線的變化趨勢和形狀基本相同，載荷峰值也接近.原因為兩個接頭的主要失效形式均為CFRP層合板彎裂，接頭強度均由CFRP層合板的層間強度決定，接頭強度相同.此外，兩曲線中出現2～3個轉折段，如CFRP/DP1180曲線中的AB、CD′和EF′段，原因為該接頭在承受法向拉伸載荷時，金屬板材有沿著鉚釘軸線方向發生相對位移的趨勢，而鉚釘在鉚接后發生不同程度的鐓粗變形，且變形量沿鉚釘軸線方向存在不同，鉚釘直徑自釘帽端向釘尾端呈現小—大—小—大的規律[30].因此，鋼板在正向拉伸載荷作用下沿著鉚釘軸線方向運動，鉚釘孔隨著鉚釘直徑的改變而發生不同程度變形，引起接頭整體載荷的先減小后增大，之后又減小再增大的變化現象.
圖12 十字搭接鉚接接頭的正拉載荷位移曲線
Fig.12 Force-displacement curve of cross lap rivet joints under normal tension
CFRP/CFRP曲線呈“M”形，該曲線明顯區別于其他4條曲線，主要原因為在理論上，CFRP/CFRP鉚接接頭兩塊母材的強度和剛度完全相同，在正向拉伸過程中主要變形集中在鉚釘孔周.鉚釘孔彈性變形增大了鉚釘和鉚釘孔的間隙，使CFRP層合板和鉚釘產生相對滑動，導致接頭載荷下降，如圖中IJ段所示.下滑一定距離后，CFRP層合板遇到鉚釘直徑增大的區域，這時其鉚釘孔表面和鉚釘緊密接觸，因此接頭載荷逐漸增加，如圖中JK段所示.CFRP層合板是由碳纖維絲和樹脂基體組成，加工鉚釘孔時切斷了其碳纖維絲，當其被拉至鉚釘尾端時，鉚釘孔膨脹，使得切斷的碳纖維絲從基體中拔出，發生鉚釘孔周開裂，接頭完全失效，承載能力急劇下降.與CFRP/CFRP接頭相比， CFRP/HC260Y接頭中金屬板的強度和剛度均低于CFRP層合板，使得接頭在承載過程中變形主要集中在鋼板側.鋼板韌性較好，其鉚釘孔周可以容許的變形量遠大于CFRP層合板，因此CFRP/鋼的鉚接接頭最大正向拉伸載荷均大于CFRP/CFRP鉚接接頭，且位移也較大.
CFRP/DC05曲線與其他4條曲線差異較大，該曲線呈遞減趨勢，原因為CFRP層合板的強度和剛度均比DC05鋼板大很多，正向拉伸過程中變形集中在DC05鋼板鉚釘孔區域，該鉚釘孔周發生大塑性變形，鉚釘孔由圓形變成橢圓形，并且DC05鋼板彎曲變形程度非常嚴重(見圖6(a)).DC05鋼板鉚釘孔很快產生開裂，接頭失去承載功能，鉚釘和CFRP層合板沒有發揮承載能力就發生失效.因此，對于有承載要求的結構，應避免將強弱差異較大的母材作為相鄰結構材料.
圖13為CFRP與CFRP和4種鋼板組成的膠接、鉚接和膠鉚混合接頭的最大單向拉伸載荷(FUmax)和最大正向拉伸載荷(FNmax)，每個數據點均取5個重復試驗數據的平均值.單搭接膠接和膠鉚混合接頭的平均拉剪強度遠高于鉚接接頭，十字搭接鉚接和膠鉚混合接頭的平均正拉強度高于膠接接頭.表明膠接接頭有較高拉剪強度，但是其正拉強度較差.在不同材料組成的接頭中，CFRP/DP1180和CFRP/PHS1500比CFRP/DC05和CFRP/HC260Y具有更高的抗拉剪強度和正拉強度.因此，在CFRP零部件設計中，應選擇與CFRP層合板強度和剛度相近的材料進行連接.
圖13 膠接、鉚接和膠鉚混合接頭的單向和正向拉伸強度
Fig.13 Strength of bonded, riveted，and rivet-bonding joints under uniaxial tension and normal tension
2.3 接頭材料選擇
相同強度和厚度CFRP層合板與不同強度和厚度鋼板組成的接頭失效形式和連接強度差異較大，因此在連接設計中，選擇相鄰零件材料非常關鍵.連接失效分為連接區域失效和母材失效兩種，本文主要針對母材失效接頭材料選擇方法進行總結.
在CFRP/鋼接頭中，CFRP層合板和鋼板所承受的最大載荷為(1)Fmc=RmcAc(2)Fms=RmsAs式中：Fmc和Fms分別為CFRP層合板和鋼板所承受的最大載荷；Rmc和Rms分別為CFRP層合板和鋼板的抗拉強度；Ac和As分別為CFRP層合板和鋼板的橫截面積.兩母材橫截面寬度相同，結合式(1)和式(2)可得，CFRP/鋼接頭中兩板材的極限承受載荷之比為(3)
式中：tc和ts分別為CFRP層合板和鋼板的厚度.兩板材厚度比k=tc/ts，則(4)
即兩板材組成接頭的最大承載水平與厚度差和其抗拉強度比成正比.在同樣拉伸力作用下，CFRP層合板和鋼板的內部應力比為(5)
即CFRP/鋼接頭在單向拉伸載荷作用下內應力大小與板材厚度成反比，材料厚度越大內應力越小，材料厚度越小內應力越大，因此，厚度差越大內應力水平差異也越大.在本文研究的CFRP/鋼接頭中，CFRP/DC05接頭厚度差最大，CFRP/PHS1500接頭厚度差最小，由此判斷CFRP/DC05接頭中兩塊板材應力差最大，即DC05鋼板中內應力最大.同時，該鋼板抗拉強度在4種鋼板中最小，因此CFRP/DC05接頭的整體強度最小.不同材料的k和λ值如表3所示.為獲得足夠多數據進行后續定量分析，增加DP590和DP780鋼板數據.
表3 被連接材料的厚度和最大承載能力比較
Tab.3 Thickness and maximum loading capacity of connected materials
圖14為在單向和正向拉伸過程中，各類接頭所承受的FUmax和FNmax平均值隨k值的變化.可知，3類接頭承受的
和
均隨k值的增大而增大，達到峰值后，其隨k值的增大而減小.在單向拉伸過程中，當k=1.67時，3類接頭均達到
峰值.在正向拉伸過程中，當k=1.25～1.67時，
趨于峰值.
圖15為在單向和正向拉伸過程中，各類接頭所承受的FUmax和FNmax平均值隨λ值的變化.可知，3類接頭的
和
均隨λ值的增大而增大，且在λ≈1.0時達到峰值，之后其隨λ值的增大有所減小.
為方便工程應用，求出圖14和圖15中各接頭強度峰值的80%對應的k值和λ值范圍.圖14(a)中，單搭接膠接接頭
的峰值為27.11 kN，其80%水平為22.7 kN，做一條與橫坐標軸平行的水平線，與折線相交的兩點橫坐標分別為k=1.01和k=1.97，由此確定該類接頭的k=1.01～1.97.同理可得，單搭接鉚接接頭的k=1.15～1.92，單搭接膠鉚混合接頭的k=1.37～1.91.取這3個范圍的交集可得k=1.37～1.91，即CFRP層合板厚度和鋼板厚度比范圍在1.37～1.91的接頭，可以滿足膠接、鉚接和膠鉚混合連接均達到最大強度的80%.同理可得圖14(b)中k=1.25～2.05.綜合單向和正向拉伸強度可得k=1.37～1.91.圖15(a)中，λ=0.9～1.52；圖15(b)中，λ=0.77～1.55.綜合單向和正向拉伸強度可得λ=0.9～1.52.
圖14 各類接頭強度隨厚度比的變化
Fig.14 Strength of various joints versus thickness ratio
圖15 各類接頭強度隨母材承載能力的變化
Fig.15 Strength of various joints versus the bearing capacity of the base metal
綜上可得，在設計CFRP層合板結構件時，相鄰金屬板材的厚度比推薦范圍為1.37～1.91，極限承受荷載比范圍為0.9～1.52.按照該方法選擇的材料，其膠接、鉚接和膠鉚接頭均可以達到最大強度的80%.
3、結論
(1) CFRP層合板與鋼板的膠接、鉚接和膠鉚混合連接時，失效模式由兩母材的強度和剛度差異決定.強度和剛度相差較大引起較弱一側的大變形或二次彎曲，這是導致單搭接和十字形搭接接頭失效的主要原因.因此，應選擇與CFRP零件強度和剛度相近的材料進行連接.
(2) 在單搭接和十字形搭接連接設計時，CFRP零部件與相鄰鋼板厚度比的推薦范圍為1.37～1.91，極限承受荷載比的推薦范圍為0.9～1.52.滿足此條件的接頭，其單向和正向拉伸強度均可達到相同厚度和強度的同類型接頭強度的80%.
(3) 在單搭接、十字形搭接鉚接和膠鉚混合接頭中，均出現CFRP層合板鉚釘孔周失效，即鉚釘孔周是CFRP層合板鉚接連接的薄弱環節.
(4) 單搭接CFRP/鋼膠接和膠鉚混合接頭的拉剪強度遠大于單搭接鉚接接頭.十字搭接CFRP/鋼鉚接和膠鉚混合接頭的正拉強度大于十字形搭接膠接接頭.同種搭接形式下，膠接接頭的拉剪強度最高，正拉強度較差.
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來源：《上海交通大學學報》作者：余海燕， 吳航宇(同濟大學 汽車學院）
