低速冲击损伤论文

低速冲击损伤论文（共5篇）

低速冲击损伤论文 篇1

三维编织复合材料突破了传统复合材料层合板结构的概念, 具有多向纱线构成空间互锁网状结构, 从根本上克服了层板复合材料易分层、开裂和抗冲击性能差等缺点, 具有较高的比强度、比刚度、抗冲击韧性、抗疲劳断裂性、耐烧蚀性和结构可设计性等, 在航空、航天等高科技领域得到了广泛应用[1]。

由于编织复合材料的各向异性和非均匀性, 对其力学性能的表征是十分困难的。目前主要采用实验方法来研究编织复合材料的冲击力学行为和破坏机理。冲击实验分为两类:对低能量冲击采用落锤冲击实验方法, 而对于高应变率冲击特性的研究采用高速弹击法, 测试装置主要包括高速气枪和氢气炮。Matemilola等[2]通过弹击实验研究了碳纤维编织复合材料的冲击损伤演化问题, 讨论了试件尺寸、冲击惯性能等因素对损伤状态的影响。Portanova[3]研究了三维编织复合材料试件冲击后的压缩容限。Baucom等[4]对二维及三维编织复合材料的抗冲击性能进行了对比。

2000年以来, 国内也有一些对编织复合材料动态性能研究的报道。沈怀荣[5]对三维整体编织结构复合材料进行了高速对称碰撞实验和弹丸穿靶实验。刘宁等[6]对含V型裂纹碳纤维编织复合材料梁的冲击损伤与断裂行为进行了实验研究。顾伯洪等[7]针对三维编织芳纶/环氧复合材料采用准静态侵彻实验模拟动态侵彻。郑海燕等[8]对编织型复合材料的冲击及冲击后压缩强度进行了试验研究。杨灵敏等[9]对高强玻璃纤维增强环氧树脂基三维多向编织结构复合材料进行了低速冲击实验。研究发现, 与四向和五向编织结构材料相比, 三维六向编织结构复合材料发生主要损伤时所需的冲击载荷和冲击能量较大, 主要损伤持续时间最短, 吸收的能量最少, 且三维编织复合材料低速冲击的主要失效模式有基体开裂和纤维断裂。李明等[10]对2.5D机织复合材料采用落锤法预制冲击损伤, 进行剩余拉伸试验, 基于软化夹杂模型进行刚度衰减模拟, 并预测了剩余拉伸强度。皇甫劭炜等[11]应用三维逐渐累积损伤理论和分析技术, 建立了适用于编织型复合材料板低速冲击及冲击后压缩破坏过程的一种全程分析方法。

声发射是指物体受到外界作用时, 内部的应变能以弹性波的形式迅速释放出来的物理现象。目前, 国内很多学者对声发射技术在材料损伤检测方面的应用做了大量工作, 涉及的材料几乎涵盖了所有工程材料。王健等[12]对碳/环氧复合材料声发射信号进行了小波分析, 通过对比三点弯曲下不同损伤模式AE波形和FFT (快速傅里叶变换) 波形, 给出纤维断裂、基体开裂、界面分离、分层、界面摩擦损伤的AE参数特征。矫桂琼等[13,14]针对编织C/SiC复合材料进行了实验研究, 得到了材料拉伸、压缩的主要力学性能参数, 并对材料的损伤演化及破坏规律进行了声发射参数分析和损伤模式识别。万振凯等[15]论述了声发射技术在三维编织复合材料压缩过程中的应用及实验方法, 给出了声发射在三维编织复合材料压缩过程中的特征。任会兰等[16]对陶瓷材料在两种压缩加载下破坏过程中的声发射特性进行了实验研究。

虽然编织复合材料力学性能的工作取得了一些突出的成绩, 但目前编织复合材料冲击力学性能的理论与实验研究公开发表的成果并不是很多, 还不能清楚地解释该材料在冲击载荷作用下的演化规律, 从而指导材料的设计和控制材料的失效。因此, 本实验研究了不同编织工艺参数的三维六向碳/环氧编织复合材料在不同冲击能量作用下的低速冲击过程, 同时用声发射监测其破坏过程, 分析该材料的低速冲击损伤机理及演化规律。

1 实验方法

实验用所有试件由天津工业大学复合材料研究所制备。增强纤维均为日本东丽公司生产的T700-12K碳纤维, 基体材料为TDE-86环氧树脂。试件采用三维六向编织工艺编织, 再经过RTM工艺固化成型。为了更好地研究三维六向编织复合材料的低速冲击损伤过程, 选用了不同编织工艺参数的试件进行不同冲击能量的低速冲击实验, 试件的工艺参数及冲击冲击能量如表1所示。试件尺寸为90mm×90mm×5mm。

所有实验均在Instron 9250HV型落锤加载试验机上进行。并采用MISTRAS-2001全数字式声发射系统, 用宽频 (WD) 探头采集声发射信号, 探头频率范围为100~1000kHz, 增益设为40dB, 信号触发门槛值为45dB。

2 实验结果与分析

表2给出了三维六向编织复合材料的冲击实验数据。由表2可知, 对相同编织结构的三维六向编织复合材料以不同的初始冲击能量进行冲击时, 冲击能量越大, 吸收总能量也越大。由于冲击过程中的能量消耗是材料损伤的吸收能量。所以吸收的总能量越多, 材料损伤就越大。不同编织角的三维六向编织复合材料以相同的初始冲击能量进行冲击时, 吸收总能量基本相同。

由试件的冲击载荷与时间曲线 (图1) 可以看出, 在冲头刚开始接触三维六向编织复合材料板时, 载荷和时间曲线就有很小的波动, 说明此时试件就已经出现了损伤。载荷与时间曲线的最大值也就是最大载荷为试件发生主要损伤时的载荷值, 其对应的能量即为主要损伤能量[9]。不同冲击能量下的载荷与时间曲线中, 在最大载荷的前后, 曲线均发生了剧烈的波动, 说明试件在此阶段发生了连续的不同形式的损伤, 如纤维断裂、基体开裂等, 这些破坏模式相互作用、相互影响, 此阶段是整个冲击过程中发生主要损伤的阶段[9]。由载荷-时间曲线可以看出, 随着冲击能量的增大, 损伤持续时间有增大趋势, 载荷-时间曲线波动也越发剧烈。能量与时间曲线处于平稳上升状态, 主要损伤接近停止时, 能量达到最大值, 之后, 能量与时间曲线平稳下降至某一固定值不变, 而冲击力与时间曲线则快速下降至零。

3 冲击破坏模式与分析

由图2可以看出。冲击能量为45J和75J时, 试件前表面均出现明显凹坑, 凹坑内基体与纤维剥离, 但没有脱落, 后表面均出现基体脱落和不同程度的纤维断裂, 且纤维断面不平齐。随着编织角的增加, 试件前表面出现轻微的基体裂纹, 后表面出现明显凸起, 基体剥离、脱落和纤维束断裂现象减弱。说明随着编织角的增大, 厚度方向的纤维分布比例增加, 使得材料在厚度方向的抗冲击性能得到提高。

图2试件的微观损伤照片 (1) 正面; (2) 反面; (a) L1; (b) L2; (c) L3Fig.2 Macroscopic damage photos of specimens (1) front face; (2) rear face; (a) L1; (b) L2; (c) L3

试件受冲击时, 冲头首先接触到树脂基体, 导致接触区树脂基体因挤压而变形, 在基体发生挤压变形的同时, 纤维和基体的界面剪应力也逐渐增大, 使纤维和基体界面黏结减弱, 导致基体从纤维上剥离。同时, 随着冲击载荷的加大, 接触区的纤维也因挤压而变形, 从而在冲击区形成凹坑。在试件厚度方向, 由于试件受冲头施加的压力作用而发生弯曲变形, 冲击面一侧受压应力作用, 背面受拉应力作用。随着冲击的进行, 弯曲变形的程度加大, 纤维和基体受力增加, 靠近试件背面一侧的材料, 由于拉应力的作用使基体先发生断裂, 随着变形的加大, 纤维和基体界面间的黏结减弱, 造成基体从纤维上剥离并脱落。随着冲击载荷的增加, 试件背面冲击区的纤维所承受的拉应力也在增加, 当增加到纤维的强度极限时, 纤维发生了断裂。在冲击过程中, 损伤形成的过程就是能量被吸收的过程。

4 声发射信号特征

声发射检测是一种动态检测方法, 即材料内部结构、缺陷或潜在缺陷处于运动变化过程中的检测。由于复合材料组分和结构形式的多样性以及应力状态的不同, 其损伤机理和破坏模式也各不相同, 对此类材料的损伤描述也多采用不同的AE参数进行多参数综合分析。本工作主要采用声发射技术对三维六向编织复合材料的低速冲击测试过程进行实时检测。通过实验分析不同编织工艺参数试件的各声发射参数历程图, 筛选出适合反映材料损伤演化的声发射特征参数, 结合多参数历程图分析法, 揭示三维六向碳/环氧编织复合材料低速才冲击损伤演化过程。通过对声发射信号的频谱分析, 确定损伤的频谱特性。

4.1 声发射信号参数分析

三维六向编织复合材料低速冲击试件的典型时间-位移曲线及相应的AE信号参数变化如图3~5所示。这里分析的声发射信号参数包括能量 (信号检波包络线下的面积) 、幅度 (信号波形的最大振幅值, 通常用dB表示) 和峰值频率 (信号波形经过快速傅里叶变换后频谱曲线的峰值)

分析比较相同工艺参数在不同冲击能量下的声发射信号可知, 随着冲击能量的增加, 冲头接触试件表面的时间也会相应增加, 因此声发射信号相对分布要广一些, 在试件表面产生凹陷, 释放大量的应变能之后, 随着冲击能量的增加, 试件本身吸收的能量也随之增加, 因此产生的损伤扩展也随之增加, 这里主要是沿着纤维束界面的低频基体开裂信号 (100Hz) 和纤维束之间相互挤压摩擦产生的中低频 (200~300Hz) 塑性信号 (如图4所示) ;而对于相同冲击能量的不同编织工艺参数试件的声发射信号而言, 由于冲击能量相同, 冲头接触试件表面的时间基本相同 (在2ms左右) , 但是随着编织角度的增加, 纤维间的排列更加紧密, 限制了损伤在纤维束间的扩展, 损伤主要是沿着纤维束界面的基体开裂, 因此中频的塑性信号相对较少 (如图5所示) 。

图3 L1试件的时间-位移曲线与相应的AE行为分布 (a) AE能量; (b) AE幅度峰值频率; (c) AE峰值频率Fig.3 Time-displacement curve and distribution of AE behavior of L1specimen (a) AE energy; (b) AE amplitude; (c) AE peak frequency

图4 L2试件的时间-位移曲线与相应的AE行为分布 (a) AE能量; (b) AE幅度峰值频率; (c) AE峰值频率Fig.4 Time-displacement curve and distribution of AE behavior of L2specimen (a) AE energy; (b) AE amplitude; (c) AE peak frequency

图5 L3试件的时间-位移曲线与相应的AE行为分布 (a) AE能量; (b) AE幅度峰值频率; (c) AE峰值频率Fig.5 Time-displacement curve and distribution of AE behavior of L3specimen (a) AE energy; (b) AE amplitude; (c) AE peak frequency

总的来说, 试件破坏模式可主要分为两类, 即低频的脆性信号特征和中低频的塑性信号特征, 且在材料的损伤演化过程中, 两类信号特征相互掺杂在一起 (有的信号还同时具有脆性和塑性的特征) , 不易区分。

4.2 声发射信号频谱分析

声发射的能量、事件数和幅值与损伤的大小, 扩展的快慢有直接的关系, 用于表征试件宏观损伤演化十分有用。然而这些信号受到传播衰减和反射波的叠加等影响, 很难与损伤的形式建立直接的联系。声发射频率特性是通过对一个声发射波形进行频率分布的分析得到的, 即频谱。声发射的频谱特性一般受其他因素的干扰较小, 不同细观损伤源所发出声波的能量、事件数、振幅可能相同, 但频率一般不同。因此, 声发射的频谱特性的分析可能成为判断损伤类型的有效方法[17]。

声发射信号的波形几乎无损失地含有声发射源的全部信息, 波形信号的分析更适合细观损伤机理的描述。这里采用宽频探头对三维编织试样低速冲击实验进行全程动态监测, 获取全部的声发射波形信号, 信号经过快速Fourier变换 (FFT) 处理, 提取其实部参数进行分析。测试中试件损伤的典型声发射信号的FFT实部参数波形如图6~8所示。

图6是三种试件冲击损伤时的典型信号, 试件破坏时原始波形幅值很大, 是大幅值高能量的信号特征, 其峰值频率很低, 这是材料的脆性断裂特征引起的。冲击能量和编织角度对典型声发射信号影响不大, 即不同冲击能量和编织角度试件的低速冲击损伤机理相同, 是纤维束和基体瞬间断裂, 释放大量的应变能, 可以听到材料断裂爆音 (高能量低频率信号) 。图7中是在编织角度较小的试件 (L1和L2试件) 中出现的波形信号特征, 波形持续时间较短, 且幅值不大, 但其峰值频率较高 (200kHz左右) , 为塑性信号特征, 是由纤维束间相互挤压摩擦产生的。对于编织角度较大的试件 (L3试件) 这种塑性信号特征不明显, 这是因为随着编织角度的增加, 纤维间的排列更加紧密, 限制了损伤在纤维束间的扩展。图8也是三种试件冲击时出现的信号特征, 虽然也有高能量低频率的脆性断裂信号出现, 但与图6的信号特征相比, 其脆断的特征不明显, 主要是由沿纤维束界面的基体裂纹引起的。

图6 L1试件的声发射特性 (a) 波形图; (b) 频谱曲线Fig.6 The character of AE signals for L1specimen (a) waveform; (b) spectrum curve

图7 L2试件的声发射特性 (a) 波形图; (b) 频谱曲线Fig.7 The character of AE signals for L2specimen (a) waveform; (b) spectrum curve

图8 L3试件的声发射特性 (a) 波形图; (b) 频谱曲线Fig.8 The character of AE signals for L3specimen (a) waveform; (b) spectrum curve

5 结论

(1) 随初始冲击能量的增大, 三维六向编织复合材料板的冲击损伤面积加大, 材料的吸收总能量增大, 损伤加剧明显。

(2) 三维六向编织复合材料板的冲击损伤面积随编织角的增大有减小趋势, 材料的吸收总能量减小, 损伤明显减弱, 说明编织角的增加能有效改善材料在厚度方向的抗冲击性能。

(3) 声发射技术对三维编织复合材料损伤表征和安全性、完整性评价非常有效。分析了主要破坏模式相应的AE参数, 可用于实验过程中破坏模式的识别及材料损伤演化过程的研究。

低速冲击损伤论文 篇2

1 实验

1.1 材料及制备

树脂基体采用酚醛环氧F46树脂(上海树脂厂),固化剂为三氟化硼单乙胺(北京长阳振兴化工有限责任公司)。增强纤维采用S-2玻璃纤维(南京玻璃纤维研究设计院)。

复合材料试样采用单向[0]16,正交[0/90]4S和准各向同性[0/45/90/-45]2S三种铺层,由相同热压工艺制得。试样尺寸60mm×8mm×2mm,其长度方向均为最外层纤维方向。

1.2 低速冲击测试

试样的冲击损伤由Charpy型摆锤冲击实验机产生(最大冲击能3.92J),冲击头为直径5mm的线型冲击头。采用无缺口试样,跨距40mm,沿厚度方向对试样中部正冲,通过调整摆锤冲击高度来产生不同程度的损伤。

1.3 冲击后准静态弯曲性能的测试

在SANS万能试验机上进行,三点弯曲加载,跨距40mm,加载方向与冲击方向相同,加载速率1mm/min。

2 结果与讨论

2.1 复合材料低速冲击后剩余弯曲性能

图1为三种铺层方式复合材料的剩余弯曲强度和弯曲模量随冲击能的变化。可见 ,弯曲强度与模量的衰减趋势基本相同。但单向试样的弯曲性能呈突变式衰减,可分为:Ⅰ低损伤阶段和Ⅱ突变式衰减阶段。角铺层试样则为多阶段渐进式衰减,第Ⅰ阶段衰减很少,对应于低损伤阶段,第Ⅱ,Ⅳ阶段衰减加快,第Ⅲ阶段衰减速度略低于第Ⅱ,Ⅳ阶段。在冲击能较低时角铺层试样尤其是准各向同性试样的剩余弯曲性能远低于单向试样,这是因为角铺层试样中存在大量纤维与正应力不同向,而基体的承载能力和纤维的横向强度远低于纤维的纵向强度。但单向试样在突变损伤阶段弯曲性能衰减太快,以至于逐渐低于正交试样。三种试样在第Ⅰ阶段中弯曲性能衰减均很小,因此将该阶段末的冲击能视为弯曲性能明显衰减的临界冲击能,对于单向复合材料约为3.42J,正交复合材料约为1.77J,准各向同性复合材料约为2.06J。

2.2 复合材料的低速冲击损伤特征

结合复合材料铺层结构差异对损伤形貌的演化进行分析,有助于理解损伤的产生和发展规律,分析弯曲性能的衰减过程。

2.2.1 单向复合材料低速冲击损伤特征

单向复合材料冲击损伤随冲击能的变化如图2所示,初始损伤主要是背面中部形成一条纵向裂纹,正面基本无可视损伤。随冲击能的增大,纵向裂纹逐渐扩展至冲击面,背部开始有少量纤维拉伸断裂。在第Ⅱ阶段(突变损伤阶段)初期,冲击背面已有较多纤维拉断,断裂部位近似等间距地分布于整个宽度。继续提高冲击能,纵向裂纹迅速扩展至近于贯通整个长度并继续形成多条纵向裂纹而突变式整体失效,主要表现为正面的挤压断裂,并引发冲击线附近分层和背面纤维拉断。

损伤初期的纵向裂纹是因泊松效应所致,试样背部因冲拉作用而产生宽度方向的压缩应力,其中中部应力集中而形成压缩裂纹。

2.2.2 正交复合材料低速冲击损伤特征

正交复合材料的冲击损伤演化如图3所示,同样是首先在背面形成沿纤维方向的裂纹(见图3第Ⅰ阶段及其局部放大图4a),但由于存在0°和90°两种纤维取向,相应铺层中的裂纹也分别呈0°和90°方向。在第Ⅱ阶段,试样正面开始出现分层、折断。第Ⅲ阶段中正面分层已较大,背部已有少量纤维拉伸断裂。第Ⅳ阶段中背部纤维拉断增多,直至整个宽度的纤维均被拉断、拔出而呈毛刷状。

冲击背面0°方向裂纹同样源于泊松效应,但因横向应力被相邻90°纤维约束和分散,宽度中心的应力集中不再非常突出,因此产生了较多较细且均匀的纵向裂纹。90°方向裂纹则直接源于拉应力的作用,数量更多且更为细密(见图4)。

2.2.3 准各向同性复合材料低速冲击损伤特征

如图5所示,准各向同性复合材料在冲击损伤扩展第Ⅰ阶段同样是主要表现为背面各向微裂纹的形成与扩展,由于纤维的取向更复杂而很难清晰分辨裂纹沿纤维传播的脉络,但可看出沿纤维倾斜走向的雾状微裂纹分布。在第Ⅱ阶段,正面出现挤压分层,且背面已经有大量纤维拉伸断裂。在第Ⅲ阶段中正面分层进一步扩展。第Ⅳ阶段中纤维拉断及正面的分层、以及内部微裂纹造成的分层已很严重,损伤急速扩展。

2.3 复合材料损伤模式、机理及其对冲击后弯曲性能的影响

三种复合材料铺层方式的不同导致了其冲击损伤模式不同。单向试样呈突变损伤的原因:(1)试样中所有纤维均沿正应力方向排列,冲击能较低时不易断裂,且因形变方向一致,也不易产生分层;(2)基体性脆,易形成裂纹,且存在顺畅的裂纹扩展通道,逐渐使整个试样分割为若干窄条,整体性突然降低而失效。此外,最终损伤形貌显示正面挤压断裂很严重,而背部纤维拉伸断裂不很充分,这是由于S-2/F46拉伸强度比压缩强度高很多,说明其冲击弯曲强度是由压缩性能控制的。对于角铺层试样,90°和±45°纤维增强了横向强度,分散了横向应力,因而不会形成贯通裂纹进而出现突变损伤。但由于角度铺层间变形协调能力很差,易于层间开裂,而且因基体碎裂严重,纤维应力集中程度高而易于拉断,这点对于准各向同性试样更为明显,因为其弱承载层(90°和±45°铺层承受试样长度方向应力的能力较弱)更多,背部纤维的应力集中更突出,因而在冲击能很低时就有纤维拉伸断裂。对应于这些不同形式损伤的出现,角铺层试样呈现出多阶段发展的损伤特点。

不同的损伤模式导致不同的损伤状况,由此带来弯曲性能衰减规律表现出很大的不同。

单向试样冲击中纵向裂纹一旦形成,应力即得以缓解,在一定冲击能范围内不再产生其它部位的裂纹,因而弯曲性能衰减很慢。而在损伤突变式增长初期,试样背部开始有少量纤维拉断,因此弯曲性能衰减稍微加快。当纵向裂纹扩展至贯通整个长度后,在极短时间内,剩余窄条中再次沿中部或近中部产生纵向裂纹,试样模量及强度急剧下降而整体失效。

正交试样冲击的背部裂纹对剩余弯曲性能的直接影响也不大。由于0°/90°界面变形协调能力很差,试样正面在第Ⅱ阶段中形成了较大面积的分层,弯曲性能衰减较快。第Ⅲ阶段中,分层的扩展因其前沿距离冲击线越来越远而减慢,弯曲性能的衰减减速。第Ⅳ阶段中,纵横交错的裂纹扩展形成了较大程度的基体碎裂,传递载荷的能力下降,背部纤维的应力集中加剧,拉伸断裂增多,试样有效承载截面较快地减小,弯曲性能快速降低。

准各向同性试样弯曲性能的衰减与正交试样类似,但衰减更快,尤其在第Ⅱ阶段试样背面已有大量纤维拉断,弯曲性能衰减迅速。

图1显示三种复合材料弯曲性能衰减的临界冲击能高低顺序为:单向GFRP>准各向同性GFRP>正交GFRP。这可基于损伤模式进行分析。冲击初始损伤为基体开裂,之后扩展为分层,由于单向试样很少发生分层,故其临界冲击能很高。对于角铺层试样,铺层夹角越接近90°,相邻层变形越不匹配,层间应力越大,因而正交试样中基体裂纹很快即引发分层,临界冲击能最低,准各向同性试样次之。但由于准各向同性试样强度低而很快即有大量纤维拉伸断裂,衰减率迅速增大而超过正交试样。

三种复合材料临界冲击能对应的损伤为纤维拉断或分层,这表明只有当试样的结构完整性损失较大时弯曲性能才会受到影响,而初期损伤即基体开裂对结构完整性的影响较小,故弯曲性能未明显降低。图6为三种复合材料弯曲强度与弯曲模量的衰减率随冲击能而变化的曲线。对于单向试样,二者的变化几乎重合,但对于角铺层试样,弯曲模量的衰减率明显高于弯曲强度,尤其是在第Ⅲ阶段,其中又以正交试样最为显著。从前面的冲击形貌可知,在第Ⅲ阶段,角铺层试样都产生了较大的分层,整体性降低,而模量比强度对分层更敏感,其衰减率明显大于弯曲强度,尤以正交试样为甚。而强度对纤维的断裂更为敏感,由于准各向同性试样在第Ⅲ阶段已有大量的纤维拉断,刚度降低,分层发展不如正交试样充分,所以其模量与强度的衰减差距较正交试样小。单向试样由于直至断裂也很少发生分层,因此其强度的衰减接近甚至略高于模量的衰减。

3 结论

(1)相同能量冲击后三种铺层结构复合材料弯曲性能的衰减幅度依次为:准各向同性GFRP>正交GFRP>单向GFRP,但单向复合材料进入突变损伤阶段后弯曲性能迅速衰减,其剩余弯曲性能逐渐低于正交复合材料。

(2)铺层方式的不同导致复合材料冲击损伤模式的不同。单向复合材料呈现突变式损伤模式,突变点对应于因泊松效应而形成的纵向裂纹扩展至贯通整个长度;而正交和准各向同性复合材料则呈现多阶段的损伤扩展模式,各阶段分别对应于分层、纤维断裂等损伤形式的出现。

(3)三种复合材料在低损伤阶段都出现了基体开裂,但弯曲性能未明显降低。弯曲性能衰减的临界冲击能大小顺序为:单向GFRP>准各向同性GFRP>正交GFRP。

(4)当复合材料结构完整性损失较大时弯曲性能才明显下降,其中弯曲强度对纤维断裂更敏感,而弯曲模量对分层更敏感。冲击中角铺层复合材料形成了大面积分层,其弯曲模量较强度衰减更严重。

参考文献

[1]RICHARDSON M O W,WISHEART M J.Review of low-veloc-ity impact properties of composite materials[J].Composites:PartA,1996,(27A):1123-1131.

[2]SERGE A.Impact on laminate composite materials[J].AppliedMechanics Reviews,1991,44(4):155-190.

[3]郭亚军.低速冲击下复合材料层板的动态响应历程与应力分析[J].材料工程,1992,(2):37-40.

[4]CARTI D D R,IRVING P E.Effect of resin and fiber propertieson impact and compression after impact performance of CFRP[J].Composites:Part A,2002,33(4):483-493.

[5]SANCHEZ-SAEZ S,BARBERO E,ZAERA R,et al.Compres-sion after impact of thin composite laminates[J].Composites Sci-ence and Technology,2005,65(13):1911-1919.

[6]NAIK N K,JOGLEKAR M N,ARYA H,et al.Impact and com-pression after impact characteristics of plain weave fabric compos-ites:Effect of plate thickness[J].Advanced Composite Materi-als,2004,12(4):261-280.

[7]MOURITZ A P,GALLAGHER J,GOODWIN A A.Flexuralstrength and interlaminar shear strength of stitched GRP lami-nates following repeated impacts[J].Composites Science andTechnology,1997,57(5):509-522.

低速冲击损伤论文 篇3

近年来由于冲击、碰撞等非设计荷载作用于结构导致的连续性倒塌问题屡见不鲜, 由于冲击过程中结构模拟以及产生现象的复杂性, 使对冲击力具体描述极其困难。一些研究虽然已经完成使用数值方法或实验性研究, 但仍无法正确地定义出冲击力的确切演化过程。

由于在冲击过程中结构计算模型整体满足能量平衡, 故通常以能量角度来分析冲击, 在以往学者的大量研究工作中, Greszczuk[1]提出了针对低速冲击的能量平衡法, 通过联立冲头的动能与平板最大挠度处的接触应变能, 利用线性理论模拟结构变形, 在没有考虑结构的横向剪切变形下, 给定对应的挠度, 对冲击速度的演化趋势进行求解。Lam[2]考虑梁的高阶剪切变形, 并利用修正的Hertzian接触定律模拟梁与冲击物之间的接触过程, 建立了低速冲击作用下复合材料层合梁的动力学分析模型, Choi[3]认为进行低速冲击作用下复合材料层合板的动力分析时, 冲击压入位移通常非常小, 冲击过程中结构的能量消耗甚至可以忽略, 据此Choi提出了“弹簧单元模型”来进行冲击过程的模拟, 并通过数值分析得到了较好的计算结果。Caprino[4]提出了具有单自由度弹簧质量体系来模拟冲击模型, 模型包含了一个集中质量和弹簧, 其中弹簧刚度k对应于冲击板的静态刚度。

在先前的大量研究表明板自由振动的有效质量是附着在板中央的集中质量, 造成板惯性作用的只是板总质量的四分之一。在本文中, 我们提出了一个匀质梁弹球头低速冲击影响的实验研究。然后将与那些通过基于模态分解的数值计算方法和由赫兹接触定律建模所获得的结果进行比较。最终, 我们提出影响冲击力演变过程的一些主要影响参数。

2 梁接触碰撞公式

接触问题的理论与数值分析是解决低速冲击过程力学行为的关键和基础, 为了解决梁接触冲击问题, 一般使用接触点力平衡方法和能量平衡法。低速冲击下, 根据梁的变形和破坏特点, 以弯曲理论为基础, 考虑了弹体头部形状导致的局部破坏效应, 提出了低速冲击条件下的钢筋混凝土梁简化计算公式, 匀质弯曲梁的振动方程为:

其中α表示为冲头与层合板之间的压痕深度, Kc为一个接触刚度系数, 依赖于冲头的材料弹性模量Ei、泊松比vi、曲率半径ri复合材料法线方向弹性模量E, Kc具体由下式给出:

其中r表示撞击物的半径, 下标i特指这个撞击物。

由于冲击接触过程揭示了冲头与梁之间的压痕与接触力的瞬时关系。冲击接触是一个持续的过程, 需要在整个冲击过程进行积分求解。球型撞击物与梁的动力平衡方程由冲头的动态积分方程给出, 初始条件如下所示:

Zi为球形压头的位移, P (t) 为由方程3给出的赫兹接触力, 且α=Zi-wi, wi为试样梁构件接触点的位移, δ (x-x1) 为梁在集中力作用下的Dirac脉冲力函数。结合弯曲梁方程所得初始条件方程和 (4) 是非线性微分方程, 当α小于或等于零时可以通过数值积分方法 (Newmark积分法) 求得。

3 实验研究

研究的结构是自由度为l, b, h的各向同性梁, 冲击锤将从距梁右端X的位置撞击结构, 冲击速度由冲击锤和梁最初水平位移依下列公式求出:

4 结果

4.1 冲击力演化。

这项研究采用的是均质钢梁和铝质球形撞击物 (摆锤) 。冲击试验采用质量为Mi=0.375kg的球型撞击物 (冲头重心与冲击点重合) , 铝制球冲头半径为ri=0.0095m, 撞击长度为L=0.66m的固支钢梁, 冲击点为梁中心, 初始冲击速度为vi=0.327m/s。可以得到实测冲击力与由数值方法计算确定冲击力之间的比较。由此可以看出, 该数值计算力比实测力达到峰值的速度更快。这是由于在实验研究中实际上是不可能实现理想的边界约束条件而引起的。

4.2 冲击力位置的影响。

在首次冲击时冲击力作用位置对振幅和其持续时间无明显影响, 不过, 我们可以注意到的是, 越远离固定边界, 回弹需要更多的间隔时间。

4.3 入射能量的影响。

为了研究冲击力能量的影响, 我们采取了具有相同冲击参数固支钢梁。撞击位置选在梁中心处。我们采取三个不同质量的撞击物以同一偶发冲击速度对冲击力演化的影响, 以此研究冲击物质量对冲击演变过程影响。并选用了四个相同质量的冲击物以不同入射冲击速度来进行试验分析, 研究入射冲击速度的影响。实验表明当入射能量更明显时, 它具有提高冲击力强度的效果。当速度随着弹丸的质量增加而增大时, 冲击力影响的持续时间是相同的。

4.4 接触材料刚度的影响。

对铝质悬臂梁, 不同弹丸的冲击表明, 当撞针硬度增加时, 力的大小随之增大, 且影响的持续时间随着降低, 从而使得震荡具有破坏性的影响。

5 结论

本文对梁在低速冲击荷载下的实验和数值模拟进行研究, 并估计了球形撞击物对匀质梁冲击过程演变的结果。该结果与基于模态分解和赫兹接触定律建模的数值方法计算所得的结果进行了比较。结果表明, 该数值模型的采用, 对于冲击力的时程分析, 得到与实验数据吻合良好的数值结果。

参考文献

[1]Greszczuk, L.B.:Damage in Composite Materials due to Low Velocity Impact.In:Zukas, Z.A., et al. (eds.) Impact Dynamics, pp.55–94.Wiley editions, New York (1982) .

[2]Lam, W.:Prediction of Impact Force and Duration due to Low Velocity Impact on Circular Composite Laminates.Journal of Applied Mechanics 52, 674-680 (1985) .

[3]Caprino, G., Crivelli-Visconti, I., Di Ilio, A.:Elastic Behavior of Composite Structures Under Low Velocity Impact.Composites 15 (3) , 213-234 (1984) .

[4]张彦等.低速冲击作用下碳纤维复合材料铺层板的损伤分析[J].复合材料学报, 2006, 23 (2) :154-156.

低速冲击损伤论文 篇4

众所周知,层压板是复合材料飞机结构件中最基本的结构元件,如加筋板、加层板等蒙皮类典型构件都是在层压板基础上制造出来的。传统的复合材料层压板是通过将预浸料按照一定的铺层角度进行铺叠,然后在高温和高压下固化成型。这种结构中热固性基体树脂起着黏结和传递载荷的作用,由于各铺层之间没有纤维增强,因而沿厚度方向及铺层之间的强度比较低,对横向载荷特别是低速冲击载荷非常敏感,容易产生层间裂纹,进而分层,导致整体结构损伤和破坏。通常聚合物基复合材料的几何不连续处,如自由边、变厚度区域和孔边易产生高的层间应力以及服役过程中因冰雹、飞机跑道上飞起的碎石或维修人员不慎跌落的工具及粗暴踩踏等都可能会造成分层损伤;而这类损伤往往表面痕迹很小,目视勉强可检(BVID),但是在继续使用中,会继续扩展,从而在材料内部产生很大范围的损伤。复合材料受低能量冲击后,对压缩载荷和层间剪切载荷的阻抗作用都非常弱,特别是含冲击损伤复合材料层压板的静压缩剩余强度一般只有未损伤材料的40%左右[2],同时静压缩剩余强度要远低于静拉伸剩余强度[3,4]。可见,冲击损伤导致层压板复合材料的性能得不到充分发挥,对飞机的飞行安全造成极大威胁[5]。

复合材料中常见的损伤包括整体变形、基体塑性变形、基体破碎、分层、纤维拔出及纤维断裂等。这些损伤模式,特别是层间分层,在复合材料的裂纹发展和能量吸收中起到了重要作用。

1 冲击实验描述

通常,金属材料由于其塑性本质而无须重点考虑冲击损伤的威胁;在加载过程中,金属材料经历塑性屈服,随之又发生应变硬化,以恒定的速率发生较大的应变;这个过程会吸收大量能量。但是纤维增强树脂基复合材料受到冲击时,由于其本征脆性,仅能够通过弹性变形(而非塑性变形)来吸收能量,材料内部结构会发生广泛的微观结构损伤,其中包含裸眼可视的冲击损伤;大多数复合材料层合板的层间强度较低,受到冲击后产生高的层间应力(剪切和拉伸作用)会进一步引起结构分层,这会显著降低结构耐久性。冲击的损伤模式及损伤程度受到很多参数的影响[6],例如冲头的形状、质量、冲击速率和纤维基体类型、界面、纤维体积分数、铺层数量、铺层次序、铺层角度、层压板的几何形状以及边界条件甚至固定试样的锁紧力等。

1.1 冲击速率

根据冲击速率大小,材料的冲击一般可以分类为低速冲击(low velocity impact)、中速冲击(intermediate velocity impact)、高速冲击(high velocity impact)、超高速冲击(hyper velocity impact)[7],如图1所示。

图1层合板的冲击响应类型(a)高速冲击;(b)中速冲击;(c)低速冲击[10]Fig.1 Impact response type of laminate(a)high velocity impact;(b)intermediate velocity impact;(c)low velocity impact[10]

1)低速冲击,也被命名为大质量冲击。通常由工具坠落所致。Sjoblom等[8]和Shivakumar等[9]定义低速冲击发生的速率范围为1~10m/s,具体值取决于受冲材料的刚度、组分性能和冲头质量、刚度等。低速冲击中材料结构发生了整体运动,由于冲击接触持续时间足够长,结构整体可以对冲击作出响应,从而吸收更多的弹性能量。

2)中速冲击。如二次爆炸残骸、公路上飞行的物体残骸。中速冲击的速率范围为10~50m/s,其兼具低速和高速冲击的特征。

3)高速冲击。通常为小型武器交火或者爆炸性弹头碎片。结构对高速冲击的响应受到沿着材料厚度方向传播的冲击应力波控制;这个过程中应力波传播速率很快,结构不足以对应力波产生动态响应,因而仅产生了局部损伤。高速冲击中结构的边界效应可以忽略,这是由于应力波达到边界处前冲击事件已经结束。高度冲击的速率范围为50~1000m/s。

4)超高速冲击。速率大于2~5km/s,如近地轨道中,空间碎片(space debris)或轨道碎片(orbital debris)对航天器的冲击[10,11]。

当损伤是人们首要关心的内容时,Joshi和Sun建议根据损伤类型来对冲击进行分类[12]。因此低速冲击的特征主要为分层和基体裂纹,而高速冲击的特征主要为穿透导致的纤维断裂。

Robinson和Davies将低速冲击定义为一类应力波没有对结构中应力分布产生任何显著作用的冲击,并给出了简单的模型以描述从低速冲击向高速冲击的转变[13,14]。他们认为当应力波通过复合材料层压板时,冲头下方的圆柱体区域将产生均匀的压缩应变(εc)[13]:

式中:Vi为冲头冲击速率;Vs为材料中声音的速率。

对于失效应变介于0.5%~1%之间的环氧树脂基复合材料体系,利用该方程可以得出:当冲击速率为10~20m/s时,应力波开始影响结构中的应力分布。

1.2 冲击测试仪器

从复合材料结构设计的积木式验证方法角度,目前对复合材料结构冲击实验的研究还大量集中于层压板;这种实验件体积较小且容易获得,结构最常见。为了模拟外来物体对复合材料层压板造成实际冲击的情况,许多研究者已经进行了大量研究,并建议了一些测试步骤。冲头初始动能是人们首要考虑的一个重要参数,然而即便冲头初始冲击动能相同,低速冲击对大质量复合材料层压板产生的损伤程度也可能与高速冲击对小质量层压板造成的不同。

通常,实验研究的目的是试图以一种可控的方式来还原实际应用条件。因此,对于飞机起飞或着陆时从跑道上卷起的石头、螺钉、轮胎碎片等情况,冲头常常需要模拟小质量高速率的物体,此时空气炮是最佳的选择。Yaghoubi等[15]和Sevkat等[16]采用由压缩空气控制的冲击设备来进行冲击实验,图2中Sevkat等[16]利用高速气枪进行了S2玻纤/IM7石墨纤维混杂平纹织物增强SC-79增韧树脂基复合材料梁的弹道冲击实验,实验速率最高可达442m/s。

另外需要关心的内容是大质量物体对复合材料结构的低速冲击,常见为生产或维护用工具的掉落,叉车、卡车和工作平台这一类维护设施的撞击和维修人员无意中产生的粗暴踩踏等。这种情况可以使用落锤冲击试验机来进行模拟。这种测试装置是目前国内外使用最广泛的一类冲击试验机,又叫塔式冲击装置,见图3[17]。它得以广泛使用不仅仅是由于其原理简单、成本相对较低、技术发展最成熟,更重要的是落重式冲击可以较好地模拟航空用复合材料常见的低速冲击。

图2 弹道冲击测试用高速气枪[16]Fig.2 High-speed gas guns for ballistic impact tests[16]

图3 落锤冲击测试装置[17]Fig.3 Drop weight impact test setup[17]

除了使用冲头下落路径为直线的落重式冲击设备外,还有一类模拟低速冲击的摆锤式冲击试验机,被称之为Charpy冲击试验机。Charpy试验机在冲击过程中,摆锤和连接摆锤的旋转臂做圆周运动,摆动到最低点时就会冲击实验件;通过表盘可以读出材料在测试过程中吸收的能量。Pegoretti等[18]使用Charpy冲击试验机研究了环氧/碳纤维层压板的层间断裂韧性和冲击能量之间的关系;他们根据冲击结果定义柔性指数为损伤扩展能量与起始损伤能量的比值,数据表明随着柔性指数增大,层间断裂韧性显著降低。

2 冲击损伤类型

复合材料层压板冲击损伤的特点主要体现在损伤的敏感性、隐蔽性、危害性以及损伤机理的复杂性。复合材料层压板的冲击是一个相当复杂的过程,应力波在材料中不同方向的传播速率有差异,沿纤维方向的应力传播要比垂直纤维方向快。由于复合材料具有各向异性,缺陷或损伤存在多层次、多模式、彼此间相互作用且缺乏规律性等特点[19],这给研究冲击损伤问题带来了许多困难。

分层是复合材料最主要的结构损伤,会导致材料整体刚度和强度显著降低。为了控制冲击造成的分层,了解损伤行为是必不可少的。低速冲击损伤大体表现出两个基本特征:一是冲击位置下面小的局部凹坑区域,主要为基体裂纹和纤维断裂;二是凹坑周围区域,主要为基体裂纹和分层[20]。分层是材料弯曲导致的横向剪切应力作用的结果;而基体裂纹是轴向应力作用的结果。如果人们考虑简支梁的弯曲,最终轴向应力在梁的上部呈压缩状态,而在下部呈拉伸状态,最大横向剪切应力朝向梁的中央[21]。

准各向同性复合材料层压板受到低速冲击将经历类似于三点弯曲梁的应力状态,但更加复杂[4]。这将产生如图4所示的典型损伤,表现为在中央面出现最大的分层和剪切诱导裂纹,而在复合材料背面产生弯曲诱导基体裂纹[19]。

图4 受低速冲击纤维增强复合材料典型损伤示意图[4]Fig.4 Illustration of typical damage within an FRP composite subjected to low velocity impact[4]

2.1 基体损伤

基体损伤是受横向低速冲击复合材料层压板产生的初始失效模式,常常表现为基体裂纹及纤维和基体之间的脱粘。基体裂纹是由于纤维和基体间弯曲刚度不匹配所致。在单向纤维增强复合材料中,基体裂纹平行于纤维方向,存在于铺层面内[22]。实验中观察到的基体裂纹有两种类型:剪切裂纹和拉伸(弯曲)裂纹。剪切裂纹[22]是材料内高的横向剪切应力作用而形成,其与铺层表面成一定角度(倾斜角度约为45°);横向剪切应力的大小与接触力和接触面积相关。图4中底部层出现的特征是垂直于铺层表面的裂纹为拉伸(弯曲)裂纹,这是由于面内法向应力超过了铺层的横向拉伸应力所致。

复合材料层压板的弯曲应力与弯曲变形密切相关[23]。Cantwell等[24]强调冲击试样的整体结构决定了基体裂纹的类型:长而薄的试样,受到冲击将发生过度的横向弯曲变形,在位置较低的铺层内产生弯曲裂纹;而短而厚的试样,刚性更大,在冲头下的铺层中,形成了横向剪切裂纹。

通常认为[25,26],复合材料层压板受到冲击时,内部结构损伤演变是由远离冲击点的拉伸(弯曲)裂纹与接近冲击点边界的剪切裂纹共同作用的结果。

2.2 分层

分层,即相邻铺层间的脱粘,表现为铺层间富树脂区域的开裂。由于分层显著降低了复合材料层压板的压缩强度,因而其在所有冲击损伤类型中人们最为关心。分层是相邻铺层间弯曲刚度不匹配而产生弯曲应力作用的结果。实验研究表明分层仅能发生在方向不同的铺层界面处;如果两个相邻铺层具有相同的纤维方向,那么在它们的界面处将不能产生分层[27]。

分层损伤的形状一般为椭圆形或者花生形,分层损伤的主轴与界面下方铺层纤维方向一致;这在图5中作出了说明。必须注意的是分层形状相当不规则,这给分层损伤方向的确定带来了困难。渗透剂增强X射线图形技术可以在一定程度上展示分层和基质损伤[28],但是无法提供结构损伤的三维信息;另外一种方法是超声C扫描技术,它可以提供沿着层合板厚度方向损伤的投影叠加,特别是新近发展的B扫描技术可以显示出冲击损伤的准三维图片[29]。红外热波法和声发射检测技术也被用来进行冲击损伤的检测[30]。

图5 分层增长方向示意图[4]Fig.5 Illustration of the delamination growth direction[4]

Liu和Malvern[17]定义了相邻铺层间的弯曲不匹配系数,该系数包含弯曲刚度项,并成功预测了0°/90°铺层的花生形损伤。Hong和Liu[31]使用3M公司的薄玻璃纤维/石墨纤维预浸带,分别制备了两种铺层类型的层压板;一种是[0°5/θ5/0°5],另外一种是[θ3/0°3/θ3],θ等于0,15,30,45,60,90°。结果表明相邻铺层间的角度差越大,那么其弯曲刚度不匹配系数越大,界面处的分层损伤面积也越大;同时他们还研究了铺层次序和层压板厚度对分层损伤的影响,结果显示铺层次序和层压板厚度也是影响分层损伤的重要因素。

分层损伤尺寸常常定义为超声C扫描中获得的损伤面积。冲击起始动能对分层面积的影响研究表明[32],在达到小的阈值能量后,随着动能的增大,分层损伤尺寸线性增大。但分层的阈值很难从实验角度确定,这是由于从一个试样到另外一个存在实验的离散性,因而需要多次测试才能确定起始分层所需的初始动能阈值水平。

Dorey等[33,34,35]也在该领域进行了广泛的研究,结果表明分层损伤最可能发生在层间剪切强度低、跨距短和厚度大(不超过6mm)的复合材料层压板中。他提供了复合材料发生分层损伤时所吸收能量(E)的简单表达式:

式中:τ为层间剪切强度(ILSS);w为跨距;L为未支撑试样长度;Ef为弯曲模量;t为厚度。

受到冲击的复合材料层压板结构中将产生许多基体裂纹,其分布形式复杂而难以预测;事实上也没有必要作这样的预测,因为基体裂纹不会显著地降低层压板剩余压缩强度。但是,基体裂纹可能引发随后的结构损伤,如分层。对于厚的层压板,局部高的接触应力将在受冲物体的第一层引入了基体裂纹;损伤从顶部向底部扩展,导致松树型损伤模式,见图6(a)。对于薄的层压板,冲击将导致层压板背部产生高的弯曲应力,结果在受冲物体最低层引入基体弯曲裂纹,随后损伤从底部向顶部扩展,导致了反松树型损伤模式,见图6(b)。

(a)松树型;(b)反松树型[27](a)pine tree;(b)reversed pine tree[27]

图6 复合材料典型损伤模式示意图Fig.6 Illustration of typical damage patterns within a composite

2.3 基体裂纹与起始分层间的相互作用

当冲击能量达到分层阈值能量后,复合材料结构中将产生分层。Choi等[36]的研究探讨了基体裂纹和分层之间的关系,结果表明分层一般并不会精确地发生在某一确定界面区域,而是可能随机发生在任何一个地方。Joshi和Sun[37]研究了0°/90°/0°铺层中分层与基体裂纹的关系;他们得出,当相邻铺层界面上方的剪切裂纹到达了下方铺层时,由于铺层纤维方向的改变,裂纹将被阻止,从能量耗散的观点,随后该裂纹需要在铺层界面处继续扩展以消耗剩余能量,这种损伤形式称之为分层。Garg[38]提出基体裂纹引发分层是由于界面处层间法向应力和剪切应力共同作用的结果,有研究[28,39,40,41]表明在张开模式(I型)下,弯曲裂纹诱导产生了分层,还有研究则认为在纯面内剪切模式(II型)[27]或者面内和面外剪切混合模式(III型)下[39]剪切裂纹诱导产生了分层。Hojo和Kageyama等[42,43]发现碳纤维增强复合材料在I型和II型模式下表现出的分层阻抗作用是不同的。

Chang等[44]利用三维有限元分析模拟了基体裂纹相邻区域的应力状态。他们也认为,分层的引发是基体裂纹I型扩展的结果,具体是由结构中基体裂纹诱导产生的面外法向应力和沿着界面高的层间剪切应力作用所致。

弯曲裂纹和剪切裂纹都能够引发分层,但是剪切裂纹诱导的分层是不稳定的,而弯曲裂纹诱导的分层则以一种稳定的方式而扩展,其范围与施加载荷成正比例[34]。

2.4 纤维断裂

纤维断裂发生所需的能量远高于基体裂纹和分层。纤维断裂,倘若出现在冲头下方,则是局部高的拉伸应力和凹坑效应(主要受剪切应力控制)作用的结果;倘若出现在非冲击面(冲击背面),则是高弯曲应力作用的结果。纤维断裂通常是灾难性穿透发生的预兆。复合材料层合板背部弯曲导致纤维断裂所需的能量(E),可以使用Dorey[34]给出的方程来描述:

式中:σ为弯曲强度;w为宽度;L为未支撑试样长度;t为试样厚度;Ef为弯曲模量。

当复合材料结构中所用纤维的断裂应变较低时,那么低冲击能量下产生的分层损伤将会减少,这是由于纤维断裂会吸收一部分冲击能量。

2.5 穿透

穿透表现为冲头完全穿过复合材料,是材料的宏观失效模式[45]。Cantwell和Morton[24]研究表明对碳纤维增强复合材料,随着试样厚度的增加,冲击穿透所需的能量快速增大。El-Habak[46]研究了玻璃纤维增强复合材料的穿透现象,结果表明玻璃纤维的表面处理在决定穿透载荷值方面起了关键作用,而基体对穿透载荷有较小影响。Dorey[34]提供了非常简单的模式以分析穿透现象,给出的穿透吸收能量(E)方程为:

式中:γ为纤维断裂能量;D为冲头直径;t为板材厚度。

3 影响冲击损伤的参数

研究人员已经进行了大量的实验研究以理解各种参数对冲击损伤的影响,通常将参数分为两类:一类是冲头的特征参数,另外一类是受冲材料的结构参数。冲头的特征参数包括冲头质量、形状、刚度和入射角等。通常,受冲材料的结构参数,例如复合材料的组分性能影响结构的总体刚度和接触刚度,因此对结构的动态响应产生显著影响;组分性能包括基体、纤维和纤维/基体的界面性能等,它们控制着冲击损伤的引发和扩展。同时复合材料层压板的厚度、尺寸、铺层、缝纫等也影响着冲击损伤;最后其他参数包括预加载和环境条件等也应该给予重视[47]。

3.1 冲头特征

冲头形状和质量在冲击损伤的演变中扮演着重要角色。在过去的研究中,使用最普遍的冲头形状为半球形。然而,生产或维护期间掉落的工具可能并不常常具有半球形外观,因此,一些研究者还研究了其他形状的冲头,比如末端平头和锥形头[48]。

复合材料层压板的冲击后剩余强度(拉伸强度和压缩强度)受到了冲击损伤面积和损伤扩展机理的影响[49,50,51,52]。不同形状及尺寸的冲头会导致复合材料层压板中产生不同的损伤机理和损伤面积,材料的剩余强度也将相应改变。因此,研究不同的冲头形状及尺寸对复合材料层压板的损伤阻抗和损伤容限的影响是非常重要的。

Mitrevski等[48]分别使用半球形、尖顶和圆锥形冲头冲击碳纤维/环氧层压板,所有冲头直径均为12mm,外形如图7所示。研究发现,受圆锥形冲头作用的试样吸收能量最多,产生的穿透深度最大;钝化半球形冲头产生的峰值载荷最大,持续接触时间最短;半球形冲头作用层压板中损伤发展所需的载荷最大,其次为尖头与锥形冲头。

图7三种不同外形铁质冲头(a)半球形;(b)尖顶;(c)圆锥形[48]Fig.7 Three steel nose shapes of impactor(a)hemispherical tup;(b)ogival tup;(c)conical tup[48]

Kondo等[53]分别使用半球形、圆锥形、平坦形和金字塔形的冲头在不同的冲击能量下(1.0~10.5J/mm)对T800S/3900-2B复合材料层压板进行动态冲击测试。所用冲头的外观见图8。研究表明,即使冲击能量相同,碳纤维增强复合材料层压板的冲击响应(接触力和持续时间)、分层损伤的形状和尺寸也依赖于冲头的形状。具有锋利尖端的冲头(如圆锥和金字塔形)导致了低的峰值载荷、大的分层面积和低的冲击后压缩强度(Compression Strength After Impact,CAI),而平坦和半球形冲头则给出了高的峰值载荷、小的沿厚度损伤累积和高的CAI强度。

图8 不同冲头总览[53]Fig.8 Overview of impactors[53]

Wakayama等[54]研究了半径依次为3,10,20mm的半球形冲头对长纤维缠绕碳纤维增强复合材料冲击后压缩强度的影响。结果表明随着冲头半径增大,复合材料失效模式从纤维断裂转变为分层损伤,所有试样的冲击后压缩强度都增大。

3.2 层压板结构

复合材料层压板的刚度依赖于层压板厚度、铺层、尺寸及材料性能,此外,边界条件对冲击损伤也有较大的影响。

3.2.1 层压板厚度

Yang和Cantwell研究了玻纤增强环氧基复合材料层压板的低速冲击起始损伤,考虑因素包括层合板的厚度(t)、尺寸、冲头直径和测试温度等[55]。结果表明起始损伤阈值载荷(Pcrit)随着t3/2而变化。对于给定厚度,在所研究的层压板几何外形范围内,Pcrit与层压板的尺寸无关;同时发现测试温度升高后,Pcrit同样遵循t3/2的变化规律。此外,随着冲头直径的增大,Pcrit稳定增大。

Datta等研究了冲击能量和层压板厚度对碳纤维增强复合材料低速冲击损伤容限的影响[56]。对于恒定厚度,随着冲击能量增大,起始损伤对应的阈值载荷降低;对于恒定的冲击能量,随着层压板厚度增大,起始损伤对应的阈值载荷也增大。同时,他们还定义了复合材料结构中“损伤机理”发生转变对应的临界厚度tcrit,低于该临界厚度值,损伤机理受弹性弯曲控制,而高于该临界厚度值,则损伤机理受接触变形控制。

3.2.2 纤维编织

研究表明,碳纤维二维编织体增强复合材料层压板初始损伤对应的冲击能量门槛值与单向铺层板(非编织层压板)相当,此时结构内部发生的损伤也极为相似[57]。在相同能量下,二维编织层压板的冲击损伤面积相比于单向铺层板要小得多。二维编织层压板的损伤模式主要为层间分层,只在靠近背面的个别铺层内会有少量纤维拉伸断裂,不会出现纤维劈裂等损伤模式。与非编织板类似,二维编织层压板结构中距离冲击面越远,那么在界面发生的分层面积也越大,但是分层面积的变化不像非编织板那么剧烈。

Baucom等[58]研究了增强体几何外形对编织复合材料层压板在重复冲击下损伤扩展的影响。复合材料增强体系分别包含2D平纹织物,双轴经编增强织物和3D正交机织物。结果表明2D平纹织物增强层压板中损伤扩展半径最小,而3D正交机织物增强复合材料最大。3D复合材料具有最佳的穿透阻抗能力,相比于其他体系耗散了更多的能量。

3.2.3 层压板铺层顺序

铺层顺序对层压板的冲击损伤具有非常重要的作用[49]。通常认为纤维方向相同的铺层间是不会发生分层的。对于厚度相同但是内部铺层方向不同的层压板,相邻铺层角度差越大,那么冲击后层压板的分层面积也将越大。增加单个铺层的厚度也将导致分层面积增大。同时,材料经向和纬向模量差越大,那么铺层间的弯曲刚度不匹配性也越高,同时也增大了分层。然而,起始损伤依赖于基体和纤维/基体界面,对铺层具有非常小或者几乎没有依赖性。

温卫东等[59]研究了不同的铺层顺序对T300/BMP-316复合材料层压板冲击损伤的影响。结果表明铺层顺序对冲击损伤投影面积影响不大,但对层压板的冲击损伤形状有影响。

Hitchen等[51]研究了铺层顺序对碳纤维/环氧复合材料冲击损伤的影响。研究发现,层压板的主要损伤模式是分层,且在每个铺层界面几乎都发生了分层。铺层顺序影响起始分层吸收的能量、层压板冲击前(后)的压缩强度及冲击损伤区域。冲击后压缩强度取决于最大分层面积,随着分层面积的增大而减小。

3.2.4 缝纫

为了阻止或减少复合材料层压板的分层损伤,研究人员发展了缝纫技术;这种技术被应用于碳纤维复合材料的自由边缘处以改善层间性能,提高材料的面内拉伸强度[60]。随着工艺的改进,低成本缝纫技术被认为是改善复合材料抗层间开裂性能较有前景的方法[61]。通常使用的缝线材料有碳纤维、玻璃纤维和芳纶纤维等,其中以芳纶纤维应用比较广泛。

由于存在厚度方向的纤维约束,缝纫层压板相比一般的二维层压板具有一些独特的优点。缝纫增强了复合材料的层间剪切强度,层间的损伤机理由二维层合板的剪切破坏变成拉伸破坏[62]。然而,并不是所有的缝纫方式都能带来积极的效果,有时可能会适得其反,其中的关键因素是缝纫密度和缝纫方式。研究发现缝纫密度存在一个最优范围,如果超过这个范围,不仅会降低层压板的面内力学性能,而且对层间剪切性能也会产生不利影响[62]。

Aymerich等[63]研究对比了缝纫与未缝纫石墨纤维/环氧层压板的低速冲击性能,所用的两个正交铺层分别为[0°3/90°3]s和[0°/90°]3s。在铺层为[0°3/90°3]s的缝纫与未缝纫层压板中,起始损伤都表现为最底层0°铺层的基体拉伸裂纹,接下来发生90°铺层的基体剪切裂纹;缝纫层压板表现出了更佳的损伤阻抗,分层面积也减小了,然而,材料的CAI性能却并不理想。对于铺层为[0°/90°]3s的缝纫与未缝纫层压板中,冲击起始损伤都为底部0°铺层的基体拉伸裂纹,接下来为0°和90°铺层的基体剪切裂纹,随后在层压板不同铺层界面处引发了分层;这里缝纫并未显著地改变总的层间损伤模式或纤维断裂数量,但是影响了冲击损伤沿着厚度方向的分布,表现为增大了层压板下部铺层的纤维断裂,并在接近冲击侧的界面处形成了分层;高能量的冲击下,缝纫层压板吸收了更多的能量;在所研究的整个能量范围内,缝纫显著改善了层压板的CAI强度。

Tan等[64]研究了缝纫密度和缝纫线宽度对层压板低速冲击损伤的影响。对损伤表面的研究表明,缝纫预制体既可以引发裂纹,又可以终止裂纹。在密集缝纫的层压板中观察到了更长的基体裂纹,而在适度缝纫的层压板中则观察到了孤立的基体裂纹。缝纫密度和缝纫线宽度没有影响层压板起始分层能量及损伤吸收总能量,但是影响了结构损伤机理,如基体裂纹、分层、缝纫脱粘等损伤中各自消耗能量占总能量的比例。

3.3 复合材料组分性能

纤维增强复合材料的力学性能决定于组分材料的性能(基体树脂的类型和数量、纤维分布和方向等);此外,树脂/纤维的界面也在载荷转移机理中起了重要的作用。

3.3.1 纤维

纤维是复合材料中主要的载荷承受组分,它提供了复合材料大部分的强度和刚度。最常用的纤维是玻璃纤维、碳纤维和Kevlar纤维。碳纤维的强度和刚度最高,因而被广泛地应用在航空工业;然而,它也是最脆的,失效应变仅为0.5%~2.4%。玻璃纤维的强度和刚度较低,但是失效应变更高(约为3.2%[65]),且相比于碳纤维价格更低。玻璃纤维增强复合材料是应用最广泛的材料,其中E型和S型玻璃纤维由于最佳的成本性能比而应用最广。Kevlar纤维的力学性能介于碳纤维和玻璃纤维之间[66]。

3.3.2 纤维混杂

储存在纤维中的弹性能量是评价复合材料损伤阻抗的重要参数之一[67]。该能量对应于纤维应力-应变曲线下的面积,从该曲线中同时还可以得到纤维的模量和失效应变。E-玻璃纤维吸收的弹性能要比碳纤维高约3倍,因而可以通过将高断裂应变的纤维与低断裂应变的碳纤维混杂使用,得到的材料吸收能量更强,能够更加有效地改善复合材料的损伤阻抗和损伤容限。

大量科研工作者已经研究了纤维混杂对高速冲击行为的影响[68,69,70]。Hosur等[71]研究了四种不同混杂层压板的低速冲击响应。他们指出,相比于碳纤维/环氧层压板,混杂复合材料的冲击载荷承受能力得到显著的改善,只是刚度略有下降。

熊杰等[72]研究了不同铺层方式的芳香族聚酰胺纤维、高强聚乙烯醇纤维混杂织物与酚醛/PVB树脂复合层压板的准静态和抗冲击侵彻性能。结果表明,在高强维纶织物中加入芳香族聚酰胺织物层后,层压板的准静态刚度得到显著改善。随着芳纶混杂体积分数的提高,复合材料层压板的准静态侵彻阻抗、穿透能量将随之增加。

Gustin等[73]进行了Kevlar/碳纤维混杂复合材料的低速冲击研究。结果表明,相比于纯粹的碳纤维增强体,当混杂丝束表面为Kevlar纤维时,复合材料的能量吸收最大值和冲击载荷最大值都提高了近10%。这是由于如果两种纤维结合较紧密,可以把混杂界面视为一个整体,当载荷作用于混杂相时,将从断裂应变较低的碳纤维传递到韧性更高的Kevlar纤维上,使复合材料的抗冲击损伤阻抗显著提高。

3.3.3 基体韧性

纤维增强聚合物基复合材料中,通常所用的基体为热固性树脂(TS),它具有保护纤维及连接/稳定化纤维的作用。TS由于具有良好的湿热性能,被大量使用在飞机结构中;然而,TS本征脆性,对裂纹扩展抵抗作用较弱。为了减小树脂基复合材料的损伤,改善层间断裂韧性,通常的方法为在热固性树脂中添加橡胶或者热塑性颗粒[74];这些添加材料在一定的条件下通过发生化学反应诱导相分离而在基体中形成共溶的均相韧化组织,或者形成一个分散的第二相,如形成互穿网络或者相反转结构。这种复相结构可以增大基体树脂的断裂应变,增强断裂韧性且没有降低Tg,同时还保持了TS优越的力学性能。但是将热塑性树脂混入TS中显著地增大了混合物的黏度,且降低了耐溶剂性,使树脂的工艺性能变差。再者,复合材料中纤维的存在阻碍了基体树脂的塑性屈服,基体树脂断裂韧性的提高并不能完全转化为树脂基复合材料韧性的改善[75]。

相比于热固性复合材料,热塑性树脂(例如,PEEK)基复合材料的断裂韧性表现出数量级的增长。然而,热塑性复合材料低的热稳定性和差的耐化学品性以及弱的纤维/基体界面阻碍了其在结构领域的应用[76]。当然,随着材料工艺性能的改善、成本的降低以及使用经验的积累,热塑性基复合材料体系将更加有竞争力。

通过对大量复合材料体系的实验结果分析可以得出以下结论:

(1)复合材料冲击损伤与树脂韧性密切相关。Gottesman等[77]使用不同基体树脂制备了复合材料。结果表明,在相同的冲击能量水平下,脆性环氧(3502)基复合材料中产生的损伤要远高于韧性基体(F155)复合材料和热塑性基体(PEEK)复合材料。

(2)复合材料层压板的CAI值很大程度上也由基体树脂韧性决定[78,79]。研究表明复合材料的CAI值与基体树脂的最大失效应变及层间断裂韧性呈正比关系[80],尤其与II型层间断裂韧性之间存在最佳的对应关系[81]。纤维性能相似但基体树脂不同的复合材料体系表现出了显著不同的CAI值。

3.3.4 纤维/基体界面

纤维和基体之间的界面区域至关重要,它可以有效传递载荷。界面强度取决于纤维和基体,常见的改性方法包括树脂基体改性法及纤维表面改性法,如气(液)相氧化法,电化学氧化法,等离子体接枝法,表面涂层处理,γ射线辐照法等[81,82]。

Bader等[83]分别使用未经处理(I型)及经过处理(II型和III型)的三种单向碳纤维制备了环氧基复合材料,然后进行了冲击测试。结果表明,II型和III型碳纤维复合材料的纤维/树脂界面最强,而I型复合材料的界面最弱。冲击损伤阻抗与纤维的断裂应变能相关,而与纤维/树脂的界面强度依赖程度较小。界面改性改变了结构损伤扩展的模式,在高界面强度下,复合材料以脆性方式失效,相对吸收较少的能量;在低界面强度下,复合材料中发生了多重分层,吸收的能量增大了约3倍,但同时发生了结构的广泛崩溃;在适中的界面强度下,复合材料产生了逐步的损伤,吸收的能量相对较高,且避免了结构崩溃。

3.4 其他影响参数

3.4.1 预加载

服役中飞机机体结构往往面临许多冲击威胁,例如飞鸟、跑道碎石、冰雹和跌落工具的冲撞等,以及战争条件下射弹、弹片等的撞击损伤;为了提高结构的损伤容限,有必要进行结构优化设计,过去通常在静态下通过撞击实验来确定撞击极限(即造成损伤的撞击)[84]。事实上,飞机的结构普遍存在应力作用:这种预应力既可以产生在制造/组装过程中,也可以发生在服役过程中,如飞行期间飞机主翼的上表面主要受到面内压缩载荷作用,而下表面主要受到面内拉伸载荷作用。这种预应力对于结构的冲击响应具有显著影响,往往导致不同的损伤机理。然而,还没有太多关于预应力状态下复合材料的冲击响应研究[85,86]。

Whittingham等[85]对碳纤维增强复合材料施加单轴或双轴的面内预应力,然后分别使用两种冲击能量进行实验;施加的预应力包括拉伸和压缩预加载荷。结果表明,在低冲击能量下,凹坑深度和峰值载荷与预应力的类型无关。

Kursun等[86]研究了三种预加载荷对玻璃纤维/环氧复合材料层压板动态冲击响应的影响;三种预加载荷分别为拉伸-拉伸载荷,拉伸-压缩(剪切)载荷和压缩-压缩载荷。结果表明预加载增大了材料的刚度;随着预加载增大,损伤水平没有显著改变。在压缩-压缩预加载下,临界弯曲发生在8kN或者更高的水平上,损伤阻抗降低;在拉伸-拉伸预加载下,当预加载增大时,复合材料层压板的变形程度降低。

3.4.2 环境条件

由于复合材料大多数在户外使用,因而不可避免地会受到环境条件的影响,如高温、高湿、紫外线、臭氧、低气压、微生物等,这会导致复合材料发生老化,从而引起使用性能的降低甚至失效。

复合材料环境实验方法一般分为自然环境和实验室环境两大类。其中,实验室环境实验根据实际需求,在实验室条件下控制温度、湿度、光辐射、盐雾、淋雨、微生物等环境因素,来模拟实际环境。实验室环境实验方法的优点在于控制精确度较高,重现性好,实验周期短;缺点在于可能与自然环境老化的机理不符。

自然环境实验是根据复合材料或产品的实际使用环境,选择与实际使用环境相似的典型自然环境实验站(点)进行暴露实验。自然环境实验的结果更加真实可靠,一般可用于考察复合材料(从材料级到产品级)制品在特定自然环境中的实际行为,为复合材料产品的设计、制造、使用和维护提供真实的依据,在考察复合材料工艺对特定自然环境的适应性方面尤其有效。

程小全等[87]研究了三种不同环境条件对树脂膜渗透成型工艺制备缝纫织物增强复合材料层压板低速冲击后压缩性能的影响。结果表明,缝纫改变了含冲击损伤层压板的压缩破坏机理,大幅度提高了层压板在常温干态下的CAI值,但是对高温湿态下的CAI值影响不大。

潘文革等[88]研究了在室温和湿热条件下二维编织玻璃纤维增强环氧树脂基复合材料层压板的冲击后压缩性能。结果表明,该体系复合材料吸湿严重,且吸湿后材料性能发生退化,退化程度与试件厚度有关。材料达到平衡吸湿后,室温环境下的冲击损伤阻抗能力有所下降,冲击能量平均下降19.2%;在70℃,相对湿度85%环境下,CAI值平均下降54.3%。

Ibekwe等[89]研究了单向玻璃纤维增强层压板和正交层压板梁的低速冲击响应。结果表明温度对层压板的低速冲击响应具有显著影响;高温下试样冲击损伤程度要小于低温条件;随着温度降低,CAI值和弹性模量先增大后降低。

4 结束语

低速冲击损伤论文 篇5

纤维增强复合材料由于具有高比强度、高比刚度、抗疲劳性能良好、质量轻和可设计性强等优点,被广泛应用于航空航天、建筑、船舶、汽车等工程领域。但这种材料由于多为层压结构,层间界面粘结性较差,在受到面外负载尤其是冲击负载时容易发生不可见损伤,如基体开裂、纤维断裂和分层等。这些损伤往往造成结构的整体强度和刚度急剧降低,甚至有可能发生灾难性事故,因此纤维增强复合材料的的冲击损伤问题一直受到国内外学者的广泛关注。

由于复合材料结构具有各向异性和应力分布不均等特点,造成材料的失效过程非常复杂,单凭实验手段无法全面获得冲击过程中各种参数的影响,因此数值分析方法对于冲击过程中的参数研究显得尤为重要。随着有限元理论的成熟和各种有限元软件的出现,有限元方法成为近年来科研工作者研究冲击损伤问题的首选方法。Krishnamurthy等[1]采用有限元法研究了碳纤维/环氧树脂复合材料圆柱壳板和圆柱壳的低速横向冲击现象,考虑了冲击质量、冲击速度、曲率、铺层方向以及边界条件等参数对冲击响应和冲击损伤的影响。Kaneko等[2]结合厚壳单元与分别针对环向缠绕层和螺旋缠绕层的失效准则,采用LS-DYNA软件建立了一种可以预测碳纤维增强塑料圆筒在横向冲击负载下的变形和冲击负载的模型。Tarfaoui等[3,4]采用ABAQUS软件对[±55]10厚壁玻璃纤维/环氧树脂复合材料圆筒的静态压痕和动态冲击试验建立了壳体模型和实体模型,并将模拟的结果与实验数据进行对比。万志敏等[5]在研究玻璃/环氧复合材料圆柱壳的冲击响应与稳定性分析时,采用Love壳体理论获得了非轴对称变形的复合材料圆柱壳的控制方程,并在研究动态稳定性时考虑了几何非线性影响。钟卫洲等[6]采用压力试验机和落锤式冲击试验机研究了碳纤维/环氧树脂复合材料圆筒结构在轴向准静态和动态冲击下的抗压性能。

目前,国内对于含[±55]铺层方向的壳体结构(如圆筒)的低速横向冲击研究还比较少,本实验以[±55]5的薄壁碳纤维/环氧树脂复合材料圆筒为主要研究对象,结合复合材料圆筒的大变形损伤本构关系和冲击动力学方程,采用大型显式有限元软件ANSYS/LS-DYNA对圆筒的横向低速冲击进行模拟,分析了冲击速度、边界条件和铺层顺序3个参数对纤维增强复合材料圆筒吸能性能和抗冲击性能的影响。

1 损伤本构关系

在研究纤维增强复合材料圆筒低速横向冲击下的响应时,由于材料的损伤属于弹脆性损伤类型,因此可假定复合材料圆筒受到冲击后的损伤变形属于大变形情况[7],此时第二类克希荷夫应力增量dS与柯西应力增量dσ存在以下关系:

undefined

式中:S是第二类克希荷夫应力张量,ρ′和ρt+dt分别表示在t和t+dt时刻单元的材料密度,β为变换矩阵,表示为:

undefined

此时纤维增强复合材料圆筒的损伤本构关系可以表示为:

dSij=E*ijmndεmn (3)

式中:E*是大变形条件下的切线模量张量。

2 冲击动力学方程

对于纤维增强复合材料圆筒的冲击问题研究首先基于以下假设[8]:冲击体和圆筒之间无摩擦作用;忽略圆筒自身的阻尼作用;假定冲击体为刚性体。根据假设可获得圆筒的动力学方程为:

undefined

式中:[M]和[K]分别为圆筒的质量矩阵和刚度矩阵,{ü}和{u}分别为位移矢量和加速度矢量,{F}为外加载荷矢量(包括冲击力)。

冲击体的动力学方程为:

undefined

式中:mi为冲击体的质量,Fc为接触力。

接触力是冲击分析中的一个重要参数,在加载阶段可以根据Hertzian法则进行计算,卸载阶段则是根据Tan和Sun[9]提出的方程进行计算,如式(6)和式(7)所示。

加载阶段:

Fc=kαn (6)

卸载阶段:

undefined

式中:α为压痕深度(可以通过冲击体和靶材结构作用点的位移之差来获得),αm为最大接触力Fm对应的压痕。当αm<αcr时,α0=0;当αm≥αcr时,α0可根据式(8)计算。n、p分别为经验常数(n=1.5,p=2.5)。k为局部接触刚度,对于圆筒可根据Chandrashekara[10]提出的式(9)进行计算,ri和rcyl分别为冲击体和圆筒的半径,υi和Ei分别为冲击体的泊松比和弹性模量,E2为纤维横向弹性模量。

undefined

undefined

分别对接触力进行一次积分和二次积分可获得冲击体的瞬态速度以及冲击位移,如式(10)和式(11)所示[11],si为接触靶材时的冲击体的位置,t为冲击过程的总时间。

undefined

s(t)=si+∫undefinedvi(t)dt (11)

冲击过程中冲击体传递给圆筒的动能可以表示为:

undefined

式中:undefined为冲击初始速度,vi(t)为t时刻的瞬时速度。

根据能量守恒定律,该动能由两部分组成,一部分被圆筒吸收用于引发各种失效机制和阻尼振动,即吸收能Ea;另一部分返还给冲击体使冲击体离开圆筒,即弹性能Ee,如式(13)所示:

KE(t)=Ea+Ee (13)

3 有限元建模

选择T300/914碳纤维增强环氧树脂基复合材料圆筒作为研究对象,圆筒内径为50mm,长为200mm,厚为1.8mm,冲击体尖端由直径20mm的半球状和圆柱部分组成,复合材料圆筒及冲击体的材料参数如表1所示。

表1中ρc为复合材料密度,E1、E2和E3分别为纤维纵向、横向和厚度方向的弹性模量,v23、v12和v13分别为3个平面的泊松比,G23、G12和G13分别为3个平面的剪切强度, Kf为失效材料的体积模量, XT、YT、YC和SC分别为纤维纵向拉伸强度、纤维横向拉伸强度、纤维横向压缩强度和剪切强度,ρi为冲击体的密度,E为弹性模量,v为泊松比。采用ANSYS/LS-DYNA有限元软件对圆筒的冲击过程进行模拟,为节省计算时间只建立了1/4模型,如图1所示。对于该冲击模型,复合材料圆筒和冲击体的单元类型分别为薄壳单元和实体单元,对于圆筒用损伤复合材料模型表示。选择Automatic_Surface_to_Surface[12,13]作为接触类型,其中冲击体为主面,复合材料圆筒为从面,在圆筒横向和纵向截面施加对称边界条件,即在x-z边界平面施加y方向位移和x、z方向转动约束,y-z边界平面施加x方向位移和y、z方向转动约束,并对圆筒底面边界施加固支约束。

4 参数研究

4.1 冲击速度的影响

图2-图4分别为[±55]5碳纤维/环氧树脂复合材料圆筒试样在冲击速度为1.98m/s、3.13m/s和3.96m/s时的接触力历程、内能历程和位移历程。

从图2中可以看出,接触力峰值随着冲击速度的增大显著增加,与文献[1]中的规律一致。在冲击开始大约7ms内,由于冲击体和圆筒的接触造成较高频率的振动,接触力达到最大值后急剧降低。由图3可知,3种冲击速度下圆筒吸收到的能量分别为6.2J、18.1J和33.4J,转化为冲击体的弹性能比例分别占内能的35%、13%和4%,由此可见,随着冲击速度的增加,复合材料圆筒返还给冲击体的能量不断降低,因而造成结构的内部发生大量的损伤。图4表明随着冲击速度的增加,圆筒冲击区域由于受到拉伸应力、压缩应力和剪切应力的共同作用,变形逐渐增大,当达到结构的应变极限时结构开始失效。

4.2边界条件的影响

为了研究边界条件对复合材料圆筒动态响应的影响,选择圆筒试样的铺层顺序为[±55]5,冲击速度为1.98m/s,在距离冲击中心不同的位置施加固支约束,此距离用D表示。图5-图7分别为不同边界条件下的接触力历程、内能历程和位移历程。从图5中可以看出,当约束位置距离冲击中心0.02m时,接触力的峰值最大而位移最小,此时圆筒由于发生高频率振动而出现冲击结束后内能增加的现象。这主要是由于冲击体接触圆筒表面时产生垂直于圆筒表面的压缩应力波,当沿着圆筒轴向传播时,受到边界作用的阻挡而返回,传播的距离越短,圆筒吸收的能量越少,造成接触力最大。但是在该冲击速度下,由于圆筒以弹性能的形式将大部分的内能返还给冲击体,故发生的位移最小,当冲击速度较大时圆筒结构就容易由于局部应力集中而发生损伤。

4.3 铺层顺序的影响

图8-图10分别为[0/90/0/90/0]s、[0/90]5、[55/-55/55/-55/55]s、[55/-55/55/0/90]s和[553/-553/55/-55/0/90] 5种不同铺层顺序的碳纤维/环氧树脂复合材料圆筒试样在冲击速度为1.98m/s时的接触力历程、内能历程和位移历程。从图8中可以看出,铺层顺序为[0/90/0/90/0]s、[0/90]5的复合材料圆筒受到的接触力峰值要比 [55/-55/55/-55/55]s、[55/-55/55/0/90]s和[553/-553/55/-55/0/90]的要高。这表明在相同冲击条件下正交铺层顺序的复合材料圆筒结构的刚度要低于斜交铺层及混杂铺层顺序的圆筒结构,在工程应用中也常常为了调节复合材料结构的刚度,需要掺入90°纤维铺层来获得较好的抗冲击性能。从图9中可知,铺层顺序为[553/-553/55/-55/0/90]的圆筒转化为冲击体弹性能的比例高达67%,其抗冲击性最好,说明纤维取向相同的子层组成层组时有助于提高复合材料结构的抗冲击性能,而且可以大大降低分层的出现。图10中[0/90/0/90/0]s、[0/90]5两种铺层顺序的圆筒试样在冲击结束后圆筒内部由于发生大变形弹塑性损伤而导致冲击区域无法像 [55/-55/55/0/90]s和[553/-553/55/-55/0/90]铺层顺序的圆筒一样恢复到初始位置,这也证实了上述结论。

5 结论

通过对碳纤维/环氧树脂复合材料圆筒在低速横向冲击下的参数研究,可以确定不同冲击速度、边界条件和铺层顺序对冲击过程中的接触力历程、内能历程和位移历程的影响,从而为复合材料结构的优化设计提供极为重要的参考价值。

(1)铺层顺序为 [±55]5的复合材料圆筒在受到冲击载荷时主要受拉伸应力、压缩应力和剪切应力的共同作用,随着冲击速度的不断增加,接触力峰值也增加。

(2)边界条件的施加位置对于复合材料圆筒的吸能性能有调节作用。