焊接工艺对TPI单轴拉伸力学性能的影响

阴 悦，胡建辉，2，3，李一坡，陈务军∗，房光强，彭福军，谢 超

焊接工艺对TPI单轴拉伸力学性能的影响

阴 悦1，胡建辉1，2，3，李一坡1，陈务军1∗，房光强4，彭福军4，谢 超4

（1．上海交通大学空间结构研究中心，上海200240；2．上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海200240；3．上海交通大学高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海200240；4．上海宇航系统工程研究所，上海201109）

为研究热塑性聚酰亚胺（TPI）薄膜的力学性能，对其母材试件（M50）和两种不同焊接工艺的焊接薄膜试件（C50、T50）进行单轴拉伸试验。试验结果与分析表明：TPI薄膜母材M50的屈服强度约为40Ʊ 1 MPa，焊接膜材C50、T50的屈服强度分别为34Ʊ 4 MPa、39Ʊ 6 MPa。薄膜母材与焊接薄膜的抗拉强度及弹性模量基本一致。焊接温度影响TPI焊接膜材的屈服应力，不同焊接工艺对TPI焊接薄膜的抗拉强度及弹性模量无显著影响。

热塑性聚酰亚胺（TPI）薄膜；单轴拉伸试验；抗拉强度；屈服应力；弹性模量

1 引言

热塑性聚酰亚胺（Thermoplastic Polyimide，TPI）具有耐辐射、耐高低温、耐磨损等优异的综合性能，在航空航天、汽车、电子等高新技术领域应用前景广阔［1］。美国航空航天局（NASA）首先开展了TPI等高性能耐高温胶粘剂的研究［2］，后来国内外诸多学者在TPI材料的热性能及磨损性能方面进行了大量研究。李新贵等［3］研究了不同温度下TPI粉末在氮气、氦气、氩气及空气中的热降解过程，给出了热分解温度、最大的降解率、在高温下焦炭产量及TPI的激活能量等热降解参数。Nazarychev等［4］运用分子动力模拟的方法研究了温度、冷却速率、分子量及变形速率对TPI材料单轴变形弹性模量的影响。Samyn等［5］运用热分析与拉曼光谱测量的方法研究了TPI圆柱体试件的磨损性能。与粉末、空心管等应用形式相比，TPI薄膜在大面积太阳帆制造等航天领域以及印刷电路板制造等电子工业领域使用更为广泛。Saeed等［6⁃7］研究了TPI薄膜的粘弹性力学性能及粘合接头中部分酰胺化TPI薄膜的粘合强度。严辉等［8］研究了TPI薄膜的制备方法及热力学和介电性能。崔晓萍等［9］研究了气相二氧化硅改性TPI薄膜的制备方法及热力学性能。现有文献对于TPI薄膜的研究主要集中在制备工艺及其化学特性，而研究TPI薄膜力学性能的文献相对较少。为了保证TPI薄膜作为航空结构、电子产品组分时力学性能稳定，防止其发生拉伸破坏，有必要对其破坏行为以及抗拉强度、屈服强度、弹性模量等基本力学性能指标进行详细研究。此外，焊接作为扩展TPI薄膜几何尺寸的一种重要手段，TPI焊接膜材的力学性能及不同焊接工艺的比较与优选也应得到研究。

本文首先对TPI薄膜母材及其焊接膜材分别进行单轴拉伸试验；得到TPI薄膜母材与焊接膜材的抗拉强度、极限应变及拉伸应力⁃应变曲线；采用基于应变能理论确定高分子材料屈服点的方法，计算TPI薄膜母材与焊接膜材的屈服强度、屈服应变及弹性模量；最后结合试验结果分析TPI薄膜与焊接膜材力学性能的差异。

2 单轴拉伸试验方法

2Ʊ 1 试件

TPI薄膜采用日本三井化学生产的热塑性聚酰亚胺薄膜，通过裁切的方法制作长条试件，裁切时确保试件边缘平整、两边平行且无可见缺陷。TPI薄膜母材试件的厚度为50 μm，平面尺寸如图1（a）所示。将两条TPI薄膜母材的端头进行搭接，然后进行焊接得到TPI薄膜焊接试件，焊接试件几何尺寸与TPI薄膜母材试件相同，如图1（b）所示。

试验共制备两种焊接试件，分别选用Cover⁃ tex公司的铺展连续行走焊接工艺与Taiyo Kogyo公司的履带行走式焊接工艺。两种工艺均沿试件宽度方向进行焊接，焊接轨迹为直线。焊接时均采用双面加热，直压焊接，隔离带材料为Kapton⁃HV，两种焊接工艺的最大区别在于焊接控制温度，具体焊接参数见表1。TPI薄膜经焊接后，表面微细纤维纹路，平整且无微气泡，焊缝边有微细褶皱，柔韧性及抗撕裂较好。

将TPI薄膜试件分为三组，分别为TPI母材、Covertex焊接膜材及Taiyo Kogyo焊接膜材，简写记为M50、C50及T50。考虑到TPI薄膜力学性能的离散性，每组均选取5个试件。

表1 TPI薄膜焊接试件焊接工艺参数Table 1 Welding parameters of TPI welding films

2Ʊ 2 试验条件

拉伸速率对塑料薄膜的弹性模量、屈服强度、屈服应变、抗拉强度及断裂延伸率有一定影响。塑料薄膜拉伸试验方法中给出拉伸速度选择范围为1～500 mm／min，一般情况下，硬质材料和半硬质材料选用较低拉伸速度，软质材料选用较高拉伸速度［10］。TPI薄膜质地较软，故试验拉伸速率定为100 mm／min，试验时室内温度为（24±1）℃。

2Ʊ 3 单轴拉伸实验

采用AG⁃X／250电子材料试验机进行拉伸试验，试验机加载误差小于2 N。考虑到TPI薄膜质地较软且为了避免试验机误差对试验结果的影响，夹持试件时施加预紧力3 N使试件得到充分展平。为了便于夹持试件，在试件端部增加长度为50 mm的铝箔夹片。

3 结果与讨论

3Ʊ 1 试验现象

在拉伸的过程中，TPI薄膜试件首先被拉紧，然后伸长量逐渐增大，同时塑性变形逐渐增加直至试件拉断，破坏形式为延性破坏；在拉伸过程中，TPI薄膜母材与焊接膜材均出现褶皱现象，如图2所示。薄膜母材试件M50在试件端部处破坏，焊接膜材C50、T50总计10个试件中有少数为近夹具处斜拉破坏，多数为焊缝边缘附近破坏，焊缝处具有足够的强度。

3Ʊ 2 应力应变曲线

根据式（1）、式（2）计算可得工程应力及工程应变［11］：

式中，σ、ε、F、b、h、ΔL和L分别表示工程应力、工程应变、轴向拉力、试件宽度、试件厚度、伸长量及试件标距。

图3（a）、（b）、（c）分别表示M50、C50及T50的5个试件工程应力⁃应变曲线。由于TPI试件拉伸至抗拉极限后强度下降，因此曲线只截取试件从开始拉伸至强化阶段的部分。可以看出：TPI薄膜在拉伸时，初始阶段的应力⁃应变满足近似线性关系；此后曲线的斜率逐渐减小，材料发生非线性弹性变形，但没有明显的屈服流动现象，屈服点不够明显；当应力达到抗拉强度之后，试件强度下降明显，与焊接试件相比，母材试件强度下降更显著。

3Ʊ 3 抗拉强度与极限应变

根据试件M50、C50与T50的单轴拉伸应力⁃应变曲线，以曲线极大值点作为材料的极限强度点，分别得到三者的抗拉强度及极限应变，如表2所示。其中，σb、εb分别表示抗拉强度和极限应变。母材试件M50的抗拉强度为82Ʊ 2 MPa，极限应变为6Ʊ 53%；焊接试件C50的抗拉强度比母材试件M50低1Ʊ 40%；焊接试件T50的抗拉强度比母材试件M50低1Ʊ 80%。可以看出，TPI焊接膜材的抗拉强度较之母材略有降低，但无明显差别；焊接试件C50的抗拉强度比T50高0Ʊ 82%；不同焊接工艺对TPI薄膜抗拉强度无显著影响。

表2 TPI薄膜试件抗拉强度及极限应变Table 2 Tensile strength and strain of TPI films

3Ʊ 4 屈服应力与屈服应变

高分子材料加载时具有明显的粘弹性和粘塑性，其应力⁃应变曲线也呈现出明显的非线性特征，因此确定其屈服点只能通过近似方法［11］。TPI薄膜单轴拉伸时的应力⁃应变曲线没有明显的屈服流动阶段，屈服点不易确定。Davidow等［12］提出了一种确定非线性材料屈服点的方法，该方法依据材料试验所得的应力⁃应变曲线及应变能理论，可有效地反映应力⁃应变为非线性关系的材料的屈服应力与屈服应变。

具体方法如下：在实测得到的应力⁃应变曲线上选择一个点，假设加载至该点时材料始终处于线弹性阶段，其应力⁃应变关系为式（3）：

式中E为弹性模量。

由式（3）可得，加载至该点时材料吸收的应变能U′为式（4）：

式中，σy为屈服强度，εy为屈服应变。

材料加载至该点时，应力⁃应变满足非线性关系，通过数值积分方法计算出加载至该点时材料实际吸收的应变能U，若估算应变能U′与实际应变能U的误差在合理范围内（一般选择5%），则认为该点为材料的等效屈服点，如式（5）所示；

根据TPI薄膜试件屈服点的确定结果，可分别得到M50、C50与T50的屈服强度与屈服应变如表3所示。可以看出，对TPI薄膜进行焊接会降低其屈服强度与屈服应变。其中，焊接试件C50的屈服强度与屈服应变分别比母材试件M50低14Ʊ 4%和21Ʊ 6%，而焊接试件T50的屈服强度与屈服应变分别比母材试件M50低1Ʊ 4%和4Ʊ 2%，差值均在5%以内，其性能并未受到太大影响。

表3 TPI薄膜试件屈服强度及屈服应变Table 3 Yield stress and strain of TPI films

C50与T50的焊接宽度类似，但高温对TPI材料强度的影响更为明显［4］。C50焊接温度为290°C，比T50的焊接温度（275°C）高9Ʊ 09%，高温状态下的TPI薄膜黏度下降，使材料剪切速率提高而增加了取向，取向的增加会使聚合物分子链中呈现各向异性的力学性能，而焊缝处由于分子的相聚而使垂直方向上的取向增多，从而降低了屈服强度。从材料的屈服强度来看，T50试件的焊接工艺优于C50试件的焊接工艺。

3Ʊ 5 弹性模量

由TPI薄膜试件拉伸应力⁃应变曲线（图3（a）、图3（b））可以看出，在拉伸初始阶段，TPI薄膜处于近似线弹性阶段，故可参考这一阶段的曲线确定其弹性模量。为了避免TPI薄膜屈服后的数据对弹性阶段数据的影响，选择取屈服点之前的曲线用最小二乘法进行线性拟合，以直线斜率作为试件的弹性模量，具体结果如表4所示。

表4 TPI薄膜试件弹性模量Table 4 Elastic modulus of TPI films

可以看出，焊接试件C50的弹性模量比母材试件M50大1Ʊ 2%，焊接试件T50的弹性模量比母材试件M50小2Ʊ 7%。TPI焊接膜材与TPI薄膜母材的弹性模量基本一致，不同焊接工艺对TPI焊接膜材的弹性模量无显著影响。

4 结论

1）在温度为（24±1）°C，拉伸速率为100 mm／min的拉伸试验条件下，TPI薄膜母材试件破坏位置位于铝箔夹持处，焊接试件于焊缝边缘处破坏。TPI薄膜无明显屈服流动阶段，屈服点不明显；到达抗拉强度后，母材试件强度下降比焊接试件更为明显。

2）TPI薄膜母材的抗拉强度约为81Ʊ 0 MPa，极限应变约为6Ʊ 5%，弹性模量约为2600 MPa；TPI焊接膜材的上述力学指标与薄膜母材基本一致。TPI薄膜母材的屈服应力约为40Ʊ 1 MPa，焊接试件的屈服强度低于母材试件。

3）焊接温度影响TPI焊接薄膜的屈服应力，而不同焊接工艺对于TPI焊接薄膜的抗拉强度、极限应变及弹性模量影响不大。T50焊接薄膜力学性能指标与TPI母材薄膜较为接近。

（References）

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［9］ 崔晓萍，朱光明，刘文元．气相二氧化硅改性热塑性聚酰亚胺薄膜的制备及性能［J］．高分子材料科学与工程，2016，32（5）：151⁃155．Cui X P，Zhu G M，Liu W Y．Preparation and properties of thermoplastic polyimide hybrid films modified by fumed SiO2［J］．Polymer Materials Science＆Engineering，2016，32（5）：151⁃155．（in Chinese）

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（责任编辑：庞迎春）

Effects of Welding Technology on Uniaxial Tensile Mechanical Properties in Thermoplastic Polyimide Films

YIN Yue1，HU Jianhui1，2，3，LI Yipo1，CHEN Wujun1∗，FANG Guangqiang4，PENG Fujun4，XIE Chao4
（1．Space Structures Research Center，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China；2．State Key Laboratory of Ocean Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China；3．Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep⁃Sea Exploration，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China；4．Aerospace System Engineering Shanghai，Shanghai 201109，China）

To study the mechanical properties of the thermoplastic polyimides（TPI）films，uniaxial tensile tests were conducted in TPI base films（M50）and two different TPI welding films（C50 and T50）．The results showed that the yield stresses of M50，C50 and T50 were 40．1 MPa，34．4 MPa and 39．6 MPa，respectively．The tensile strength and the elastic modulus of TPI base films and welding films were similar．The yield stress of TPI welding films was influenced by the welding tem⁃perature while the effects of welding technology on the tensile strength and the elastic modulus of TPI welding films were not significant．

thermoplastic polyimide（TPI）films；uniaxial tensile tests；tensile strength；yield stress；elastic modulus

TU532Ʊ 2

A

1674⁃5825（2017）04⁃0546⁃05

2017⁃03⁃06；

2017⁃06⁃02

国家自然科学基金（51608320）；博士后科学基金（2016M591677；2017T100298）

阴悦，男，硕士研究生，研究方向为膜材料与膜结构设计。E⁃mail：yinyue＿sjtu＠sjtu．edu．cn

∗通讯作者：陈务军，男，博士，教授，研究方向为膜材料与膜结构设计。E⁃mail：cwj＠sju．edu．cn