李磊1，郎利輝1，HAMZA Blala1，王洪鋒，曹興龍

(1.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動(dòng)化學(xué)院，北京，100191；2.中國人民解放軍93175部隊(duì)，吉林長春，130000)

近幾十年來，隨著航天技術(shù)和電動(dòng)汽車工業(yè)的不斷發(fā)展，結(jié)構(gòu)材料要求輕量化、高強(qiáng)度、耐沖擊、抗疲勞和低成本。纖維金屬層板(fiber metal laminates, FMLs)是一種由金屬與纖維增強(qiáng)樹脂組成的超混雜材料，結(jié)合了金屬的抗沖擊與纖維增強(qiáng)材料的高強(qiáng)度的優(yōu)點(diǎn)。與單層金屬材料相比，F(xiàn)MLs具有高比強(qiáng)度、抗疲勞、抗沖擊、高斷裂韌性、耐火性好和易制造與維修等優(yōu)點(diǎn)[1-4]。到目前為止，纖維金屬層板已經(jīng)發(fā)展出4代，包括凱夫拉纖維增強(qiáng)鋁合金層板(ARALL)，玻璃纖維增強(qiáng)鋁合金層板(GLARE)，碳纖維增強(qiáng)鋁合金層板(CARALL)和碳纖維增強(qiáng)鈦合金層板(TIGR)。由于鋁合金與凱夫拉纖維的熱膨脹系數(shù)不同，第一代ARALL 纖維的層間應(yīng)力較大，容易發(fā)生層間破壞。荷蘭Fokker 公司開發(fā)了第二代GLARE 層板，憑借優(yōu)異的抗疲勞性能、較高的損傷容限和抗沖擊性能，一躍發(fā)展成為使用最為廣泛的一類纖維金屬層板，并在空客A380 飛機(jī)上大范圍應(yīng)用[2]。為了進(jìn)一步提高FMLs的性能，研究人員開發(fā)了高強(qiáng)度碳纖維代替玻璃纖維的CARALL層板。然而，鋁和碳之間的電化學(xué)腐蝕影響了這些層合板的廣泛應(yīng)用。TIGR 層板沒有腐蝕問題，并能進(jìn)一步提高綜合性能，已應(yīng)用于B787 的機(jī)翼前緣和機(jī)身蒙皮，但由于鈦合金與樹脂的膠接問題，很難控制其良品率。目前的纖維金屬層板主要應(yīng)用于大型航空航天大型覆蓋件，如機(jī)翼前緣和機(jī)身蒙皮件，但小尺寸和復(fù)雜形狀零件的應(yīng)用還比較少。這是因?yàn)檎婵展薰に嚭腿斯や亴拥某杀据^高，而且真空罐的壓力不足以成形小型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件[5]。為了減少制造成本，國外許多研究者對(duì)纖維金屬層板的熱拉深成形進(jìn)行研究。MOSSE等[6-7]研究了溫度和沖壓工藝參數(shù)對(duì)聚丙基FMLs成形性的影響，發(fā)現(xiàn)FMLs相比單層金屬板具有潛在的成形優(yōu)勢(shì)；還分析了影響FMLs沖壓成形中產(chǎn)生形狀誤差和分層的因素，壓邊力、進(jìn)給速度和刀具半徑均會(huì)影響FMLs的回彈。GRESHAM等[8]發(fā)現(xiàn)FMLs成形過程中溫度和壓邊力對(duì)起皺和斷裂的影響不同，提高溫度對(duì)FMLs 成形有積極影響。ZAFAR 等[9-10]通過開發(fā)一種三層板同時(shí)成形工藝，然后再進(jìn)行鋪貼固化制備成形FMLs層板零件，縮短了制備板料時(shí)間，但是還需要手工鋪貼。國內(nèi)對(duì)于纖維金屬層板的成形性研究主要針對(duì)單曲率大面積零件研究較多，如：華小歌等[11]通過研究玻璃纖維鋁鋰合金復(fù)合層板的自成形工藝發(fā)現(xiàn)層板可以成形貼模度較高的大曲率零件；陸一等[12]進(jìn)行了熱塑性纖維金屬層板噴丸成形的殘余應(yīng)力研究；陶杰等[13]綜合介紹了新型纖維金屬層板、失效理論和成形技術(shù)等。本文作者對(duì)半固化與固化不同編織方式制備的纖維金屬層板進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，分析不同制備工藝?yán)w維金屬層板在不同方向上的失效形式和成形性能，并選用不同工藝參數(shù)進(jìn)行半固化充液成形對(duì)比試驗(yàn)，對(duì)壓邊間隙和液室壓力工藝參數(shù)進(jìn)行分析，驗(yàn)證半固化編織纖維金屬層板充液成形的可行性，為進(jìn)一步研究半固化纖維金屬層板充液成形工藝提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

制備纖維金屬層板選用的鋁合金為2024-T3，厚度為0.5 mm，標(biāo)稱化學(xué)成分如表1所示。根據(jù)ASTM E8試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)測(cè)得力學(xué)性能如表2所示。

表1 2024-T3鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table1 Chemical composition of aluminum alloy 2024-T3 %

表2 2024-T3鋁合金材料力學(xué)性能Table2 Mechanical properties of aluminum alloy 2024-T3

選用山東光威公司生產(chǎn)的玻璃纖維預(yù)浸料。型號(hào)分別為WP-9011 的平紋預(yù)浸料和218 號(hào)的破斜紋預(yù)浸料，厚度分別為0.20 mm 和0.29 mm，樹脂質(zhì)量分?jǐn)?shù)為40%和36%，纖維單位面積質(zhì)量為204 g/m2和220 g/m2。平紋：經(jīng)向8 根/cm，緯向7根/cm；斜紋：經(jīng)向20根/cm，緯向10根/cm。表3所示為廠商提供預(yù)浸料性能參數(shù)。由于平紋和破斜紋預(yù)浸料的編織方式不同，2種預(yù)浸料的變形能力有較大區(qū)別，所以，選用平紋和破斜紋2 種編織方式。

表3 預(yù)浸料力學(xué)性能Table3 Mechanical properties of prepreg

1.2 試驗(yàn)方法

所有試驗(yàn)件都采用固化和半固化2種工藝進(jìn)行制備。固化工藝是將鋁合金板進(jìn)行表面處理后，將預(yù)浸料鋪貼在兩層鋁合金板厚度方向中央，然后在真空袋中以0.1 Pa的真空度以一定的升溫曲線進(jìn)行固化[14]，如圖1所示。半固化工藝是在層板進(jìn)行鋪貼后，在真空袋中加壓0.5 h 直接進(jìn)行試驗(yàn)。半固化工藝條件下的測(cè)試旨在探究纖維金屬層板在此種工藝條件下成形的可能性。

1.2.1 拉伸試件

圖1 真空固化工藝時(shí)間-溫度曲線Fig.1 Vacuum curing process time-temperature curve

根據(jù)ASTM D3039(2000)測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)，采用長×寬為175 mm×25 mm的矩形試樣進(jìn)行不同中間層纖維預(yù)浸料FMLs的拉伸試驗(yàn)。鋁層的軋制方向沿試件長度方向。不同種類纖維預(yù)浸料的鋪設(shè)方向都參考鋁層的軋制方向，如0°表示預(yù)浸料的經(jīng)紗纖維方向與軋制方向相同，90°表示預(yù)浸料的纖維方向與軋制方向垂直(如圖2所示)。試樣均采用2/1結(jié)構(gòu)，中層為玻璃纖維預(yù)浸料，分別沿不同方向進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。試驗(yàn)設(shè)置如表4所示。試驗(yàn)在CTM 100G通用試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，測(cè)試十字頭速度設(shè)定為2 mm/min。在試驗(yàn)過程中，測(cè)定了拉伸強(qiáng)度、彈性模量和斷裂伸長率。

圖2 拉伸試驗(yàn)試件Fig.2 Facilities of vacuum curing process

表4 拉伸試樣設(shè)置Table4 Tensile specimen setup

1.2.2 充液成形試驗(yàn)

圖3 充液成形試驗(yàn)Fig.3 Hydroforming experiment

選用半固化平紋和破斜紋FMLs進(jìn)行被動(dòng)式充液拉深試驗(yàn)。試驗(yàn)原理如圖3(a)所示，凸模形狀為圓柱形，如圖3(b)所示。圓柱形凸模半徑為40 mm；圓柱形凸模圓角為8 mm；凹模圓角半徑為10 mm；凹模半徑為42.5 mm。選用直徑為140 mm 的圓形板料進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)條件如表5所示。目標(biāo)成形深度為25 mm。液室壓力分別為0，5，10和15 MPa時(shí)進(jìn)行試驗(yàn)。

表5 充液拉深試驗(yàn)條件Table5 Experimental conditions for hydroforming

2 結(jié)果和討論

2.1 編織纖維金屬層板半固化條件下的性能試驗(yàn)

圖4所示為半固化和固化2種條件下制備的平紋FMLs 的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由于平紋編織為正交各向異性材料，其在0°方向和90°方向的性能相同，所以選取0°方向和45°方向進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。從圖4可以明顯地觀察到在彈性段半固化和固化的FMLs 斜率基本一致，比2024-T3 的小。這是因?yàn)闊o論是半固化還是固化FMLs，其中都加入了預(yù)浸料，而預(yù)浸料的彈性模量(18 GPa)要低于2024-T3鋁合金的彈性模量(試驗(yàn)測(cè)得彈性模量為65 GPa)，這符合混合率[15]的計(jì)算結(jié)果。從圖4(a)可以清楚地觀察到在塑性段半固化平紋FMLs相比鋁合金發(fā)生了明顯的應(yīng)力下降，但是伸長率有少量增大。值得注意的是0°半固化平紋FMLs曲線在6.04%應(yīng)變處發(fā)生了明顯的下降，然后與45°方向的曲線基本重合。這說明在此時(shí)0°纖維發(fā)生了斷裂，隨后只由半固化樹脂與外層鋁板承擔(dān)載荷并繼續(xù)發(fā)生塑形變形。45°半固化平紋FMLs 的中層編織纖維由于編織結(jié)構(gòu)的原因而發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在到達(dá)最大剪切角之前只能承擔(dān)少部分載荷[16]，這也解釋了45°方向拉伸應(yīng)力相比于0°方向拉伸應(yīng)力略高的原因，這是纖維之間的扭轉(zhuǎn)造成的。在圖4(b)中，觀察到與半固化平紋FMLs拉伸曲線類似，但是0°方向和45°方向的抗拉強(qiáng)度都有明顯增強(qiáng)，分別高于半固化抗拉強(qiáng)度的14.5%與13.7%。半固化工藝條件下45°FMLs 的伸長率提升明顯，固化條件下伸長率：0°方向時(shí)為6.8%，45°方向時(shí)為13.8%；而半固化狀態(tài)下伸長率：0°方向時(shí)為6.3%，45°方向時(shí)為22.2%?？梢?，半固化工藝在45°方向上有利于纖維金屬層板的成形，而固化工藝層板的強(qiáng)度更高。

圖4 平紋纖維金屬層板半固化與固化應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-strain curves of plain FMLs under semi-cured and cured condition

圖5 破斜紋纖維金屬層板固化與半固化應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of satin FMLs under semi-cured and cured condition

圖5所示為半固化和固化2種條件下制備的破斜紋FMLs 的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由于破斜紋編織方式的原因，0°方向和90°方向的性能不同，所以，選取0°方向，45°方向和90°方向進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。從圖5(a)可以看到破斜紋的曲線的規(guī)律與平紋曲線相似，但是值得注意的是0°方向的伸長率相比于平紋FMLs的伸長率有所降低。這是因?yàn)榕c平紋預(yù)浸料不同，在0°方向上相比90°方向的纖維束更多，更加不易變形。而在45°方向，半固化條件下的破斜紋FMLs抗拉強(qiáng)度比平紋的有所下降，這是因?yàn)樾奔y編織方式更有利于纖維束的剪切形變，最大剪切角更大。另外，在90°方向纖維束的數(shù)量只有0°方向的一半，半固化的樹脂與鋁合金承擔(dān)載荷的比例增大，所以，與45°方向的曲線基本重合。在45°和90°這2個(gè)方向，伸長率達(dá)到21.9%和23.0%，這與平紋預(yù)浸料45°方向的伸長率基本相同。圖5(b)所示為固化后的破斜紋FMLs 的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，0°，45°和90°方向的抗拉強(qiáng)度比半固化層板的分別提高30.2%，15.1%和4.4%。固化條件下伸長率如下：0°方向時(shí)為5.2%，45°方向時(shí)為10.8%，90°方向時(shí)為20.7%。半固化狀態(tài)下伸長率如下：0°方向時(shí)為3.6%，45°方向時(shí)為21.9%，90°方向時(shí)為23.0%。破斜紋預(yù)浸料與平紋預(yù)浸料在固化和半固化拉伸曲線在0°和45°方向表現(xiàn)相似，但是在90°方向有較大不同，拉伸性能與45°方向時(shí)相似。

根據(jù)拉伸試驗(yàn)結(jié)果，半固化工藝條件下的編織纖維金屬層板在與纖維成45°方向上伸長率相比固化工藝提高顯著，在0°方向上與固化后的伸長率相似。所以，半固化工藝可以根據(jù)預(yù)浸料鋪層方向提高FMLs的成形性能，成形后再進(jìn)行固化以提高成形性和零件強(qiáng)度。通過充液成形試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證其成形性能。

2.2 半固化充液成形

圖6所示為在不同工藝參數(shù)下，半固化平紋纖維金屬層板充液成形試件對(duì)比。在圖6(a)和圖6(b)中觀察到明顯起皺現(xiàn)象。從下方的放大圖可以看出，無液室壓力的試件除法蘭區(qū)域外直壁區(qū)也明顯發(fā)生了起皺現(xiàn)象。由于起皺嚴(yán)重，層板發(fā)生分層破裂，如圖6(a)中黃色箭頭所示。而在圖6(b)中，P-2試件只有在法蘭區(qū)域觀察到起皺現(xiàn)象，但是在直壁區(qū)域并未發(fā)生明顯的起皺現(xiàn)象，這說明液室壓力對(duì)于纖維金屬層板的分層和起皺有一定的抑制作用。在圖6(c)和(d)中，起皺現(xiàn)象明顯減少，試件凸模圓角處均發(fā)生破裂，如黃色箭頭所示。這種變化可以歸因于壓邊間隙減小，但是值得注意的是圖6(c)所示P-3 的壓邊間隙為1.2 mm，試件層板的厚度同為1.2 mm，壓邊間隙與板厚的一致。而P-3 的成形深度為21.2 mm，P-4 為18.3 mm。壓邊間隙為1.2 mm，液室壓力10 MPa為這組充液成形試驗(yàn)的最優(yōu)工藝參數(shù)。最優(yōu)壓邊間隙與板料厚度一致，不同于傳統(tǒng)充液成形工藝中最優(yōu)壓邊間隙為1.1～1.2 倍的板料厚度這一規(guī)律。這是由于中間層預(yù)浸料有一定的彈性形變空間，在液室壓力的作用下，板料的厚度根據(jù)液室壓力發(fā)生動(dòng)態(tài)變化，因此造成了這種現(xiàn)象。如圖6下方放大圖紅圈所示，從P-1 到P-4 試件，中間層凸耳由大變小，這是層板各向異性所致。在無液室壓力或液室壓力較小時(shí)，各層之間的黏結(jié)作用不夠承載變形力，所以，金屬層與纖維層變化不一致。隨著壓邊力和液室壓力增大，金屬層與預(yù)浸料之間的內(nèi)聚力增大，使變形更協(xié)調(diào)。在10 MPa 左右的液室壓力下，纖維層板的內(nèi)外層材料應(yīng)變分布更加均勻，使不同方向的預(yù)浸料與鋁層變形更加協(xié)調(diào)，也避免了分層情況的發(fā)生。

圖7所示為在不同液室壓力下，半固化破斜紋纖維金屬層板充液成形試件對(duì)比。與平紋預(yù)浸料不同的是，層板只在無液室壓力條件下發(fā)生了法蘭起皺現(xiàn)象，此時(shí)的壓邊間隙為1.4 mm；而隨著液室壓力增大和壓邊間隙減小，法蘭區(qū)起皺現(xiàn)象消失，特別是在壓邊間隙為1.2 mm，壓力為10 MPa 時(shí)，成形深度達(dá)到25 mm 并未發(fā)生起皺破裂現(xiàn)象，破斜紋纖維金屬層板厚度為1.29 mm。當(dāng)壓邊間隙為1.1 mm，液室壓力增大到15 MPa 時(shí)，直壁區(qū)發(fā)生破裂。破斜紋的凸耳現(xiàn)象也不如平紋預(yù)浸料明顯，這可能是壓邊間隙相對(duì)于層板厚度比較小造成的。

根據(jù)上述2組半固化平紋預(yù)浸料充液成形試驗(yàn)結(jié)果可以看出：壓邊間隙選用等于或略小于纖維金屬層板的實(shí)際厚度可以得到較為理想的成形零件，最優(yōu)液室壓力為10 MPa。

2.3 固化充液成形

圖6 半固化平紋纖維金屬層板不同液室壓力下的充液成形試件Fig.6 Hydroforming specimens of semi-cured plain FMLs under different cavity pressures

圖7 半固化破斜紋纖維金屬層板不同液室壓力下的充液成形試件Fig.7 Hydroforming specimens of semi-cured satin FMLs under different cavity pressures

為了對(duì)比半固化工藝與固化工藝，圖8所示為固化后的破斜紋纖維金屬層板在ST-3 試驗(yàn)條件下成形試驗(yàn)件。分別成形2次，深度分別為10 mm和20 mm，并查看固化層板成形情況。在試件成形至10 mm 深時(shí)(如圖8(a)所示)，試件凹模圓角處發(fā)現(xiàn)已經(jīng)開始起皺，并且部分法蘭已經(jīng)分層；當(dāng)成形至14.8 mm 時(shí)(如圖8(b)所示)，試件發(fā)生破裂。由于分層嚴(yán)重，內(nèi)層鋁合金法向貼模力不足，導(dǎo)致發(fā)生嚴(yán)重起皺，凸模圓角處發(fā)生破裂。由此可見，固化后的層板無法有效進(jìn)行充液成形。

圖8 固化破斜紋纖維金屬層板充液成形試件Fig.8 Hydroforming specimens of cured satin FMLs

3 結(jié)論

1)編織纖維金屬層板不同方向的拉伸性能有較大差異，是明顯的各向異性材料。通過拉伸試驗(yàn)對(duì)比半固化與固化后的試件，證明了半固化工藝制備的纖維金屬層板在特定方向有更好的成形性能。

2)固化后的纖維金屬層板抗拉強(qiáng)度明顯增強(qiáng)，可以通過成形后再固化的方式得到性能更好的零件。

3)半固化編織纖維金屬層板充液成形制造多曲率小型零件是可行的。最優(yōu)壓邊間隙選用等于或略小于層板厚度，最大液室壓力為10 MPa，可以成形無缺陷零件。

4)固化的編織纖維金屬層板難以成形合格零件。