泡沫鋁夾層結構復合材料低速沖擊性能

趙金華，曹海琳,2，晏義伍，丁 莉

(1深圳航天科技創新研究院 深圳市復合材料重點實驗室，廣東 深圳 518057；2 哈爾濱工業大學 化工學院，哈爾濱 150001)

夾層結構復合材料由于其輕質高強的優異特性已廣泛應用于航空航天、風電葉片、體育用品以及軌道交通等領域[1]。傳統夾層結構復合材料的常用芯材有鋁蜂窩、NOMEX蜂窩和有機聚合物泡沫等，蜂窩芯材由于粘接面積較小導致夾層結構界面脫粘，而有機泡沫芯材由于耐高溫阻燃性能較差使得各自的應用領域受到限制[2-8]。泡沫鋁芯材由于質輕、耐高溫、隔熱阻燃以及抗沖擊性能好等優異的綜合性能具有廣泛的應用前景[9-12]。

夾層結構復合材料應用領域的拓展對材料的抗沖擊性能提出了越來越高的要求，夾層結構的沖擊損傷和損傷容限等相關沖擊性能的研究也已成為國內外的研究熱點[13-14]。Singh等[15]對復合材料面板鋁蜂窩夾層結構進行了靜壓痕實驗，研究了芯體厚度、芯體密度、面板鋪層以及沖頭直徑對夾層結構損傷情況的影響。張俊琪等[16]對薄面板復合材料蜂窩夾層結構進行沖擊實驗，分析了沖擊能量、面板厚度和沖頭直徑對夾層結構接觸力響應和損傷情況的影響。目前對夾層結構復合材料的低速沖擊實驗大多側重于蜂窩夾層結構的沖擊響應、動態沖擊分析、有限元模擬及破壞形式，而對高性能泡沫鋁芯材等夾層結構復合材料低速沖擊性能進行研究的相關報道較少。

本工作設計并制備了不同結構的泡沫鋁夾層結構復合材料，分析纖維類型、面板鋪層結構設計和芯材厚度對該夾層結構復合材料低速沖擊性能和損傷模式的影響規律，對比分析泡沫鋁和鋁蜂窩夾層結構復合材料沖擊性能和損傷模式的差異，為泡沫鋁夾層結構復合材料在軌道交通和方艙等領域的應用需求提供實驗和理論支持。

1 實驗

1.1 實驗材料

夾芯材料分別為密度0.25g/cm3的泡沫鋁和0.08g/cm3的鋁蜂窩芯材，泡沫鋁芯材厚度分別為20mm和30mm，鋁蜂窩厚度為20mm。面板纖維材料選用玄武巖纖維(BF)和超高分子量聚乙烯纖維(UHMWPE)平紋織物，其中BF纖維織物面密度為340g/m2，UHMWPE纖維織物面密度為200g/m2。制備復合材料的樹脂體系選用環氧E51/2-乙基-4-甲基咪唑固化體系。

1.2 試樣制備

不同纖維復合材料面板均采用模壓成型工藝制備，固化制度為70℃/0.5h+100℃/1h，成型壓力為2MPa。制備的復合材料面板厚度為(1.5±0.1)mm，樹脂體積分數(40±3)%。夾層結構復合材料采用模壓二次膠接成型工藝制備，夾層結構的上下復合材料面板與芯材通過低溫固化環氧樹脂膠黏劑膠接固化，膠接固化工藝為80℃/2h，成型壓力為0.2MPa。其中BF和UHMWPE兩種鋪層設計方式如圖1所示，其中圖1(a)為兩種纖維的疊加鋪層設計(UHMWPE /BF-A)，圖1(b)為兩種纖維的分層混雜鋪層設計(UHMWPE/BF-B)。

圖1 纖維織物鋪層設計示意圖 (a)UHMWPE/BF疊加鋪層；(b)UHMWPE/BF分層混雜鋪層Fig.1 Images of fiber fabric interlayers design(a)UHMWPE/BF overlay hybrid；(b)UHMWPE/BF inter-layer hybrid

1.3 沖擊測試

復合材料面板和夾層結構復合材料沖擊實驗采用Instron9350落錘式沖擊試驗機完成，實驗方法參照ASTM D7136[17]，沖擊試樣均為100mm×100mm的正方形。所采用的沖頭為半徑12.7mm的半球形，具體形狀尺寸如圖2所示。沖擊落錘質量為3.8kg，其中復合材料面板沖擊性能測試的沖擊能量為25J，夾層結構復合材料的沖擊能量為30J。

圖2 沖頭形狀和尺寸Fig.2 Form and size of impactor

2 實驗結果及分析

2.1 纖維類型對泡沫鋁夾層結構沖擊性能的影響

不同纖維類型面板及泡沫鋁夾層結構復合材料沖擊測試結果如表1所示。由表1可以看出，BF/泡沫鋁夾層結構比UHMWPE/泡沫鋁夾層結構復合材料具有更高的最大沖擊載荷，但最大沖擊載荷對應的吸收能量則相對較低。最大沖擊載荷為試樣發生主要損傷的載荷值，其對應的能量為主要損傷能量，因此BF及泡沫夾層結構復合材料在沖擊作用下的主要損傷能量較低。

表1 不同纖維類型面板及泡沫鋁夾層結構試樣的沖擊實驗數據Table 1 Impact data of faceplate and aluminum foam sandwich structure with different fibers

圖3(a)為不同纖維類型及泡沫鋁夾層結構的載荷-時間沖擊曲線。纖維類型對面板材料的沖擊曲線具有顯著的影響，BF復合材料載荷-時間沖擊曲線在初始階段迅速上升，在沖擊載荷達到峰值前即存在較為明顯的波動，達到峰值后，沖擊載荷迅速下降，并呈現明顯的波動。說明BF面板試樣發生穿透損傷，失效模式主要以纖維斷裂和基體開裂為主[18]。UHMWPE纖維復合材料沖擊曲線的上升和下降均較為平緩，且沒有明顯的波動現象。說明UHMPE纖維復合材料面板沖擊后的失效以基體開裂和分層為主，基本沒有纖維的斷裂現象。

BF/泡沫鋁夾層結構(BF-Al-F)和UHMWPE/泡沫鋁夾層結構(UHMWPE-Al-F)復合材料較純纖維復合材料面板的最大沖擊載荷和對應的損傷能量均有明顯提高，而且兩種不同纖維間的差異趨勢不變。與純UHWMPE纖維復合材料面板相比，UHMWPE-Al-F試樣沖擊曲線在初始階段的上升過程中存在較為明顯的波動，這可能是因為泡沫鋁在沖擊作用下發生碎裂破壞。

圖3 不同類型纖維面板及泡沫鋁夾層結構試樣沖擊測試曲線 (a)沖擊載荷-時間曲線；(b)位移-時間曲線Fig.3 Impact curves of faceplate and aluminum foam sandwich structure with different fibers(a)curves of impact force vs time;(b)curves of displacement vs time

從圖3(b)位移-時間沖擊曲線可以看出，沖擊作用下UHMWPE和UHMWPE-Al-F的位移明顯大于BF和BF-Al-F試樣，這主要是因為BF纖維脆性較大，沖擊作用下以纖維斷裂為主；UHMWPE纖維韌性好，具有較大的斷裂伸長率，受沖擊后變形較大。泡沫鋁夾層結構復合材料的位移較純面板復合材料均有所降低，這主要是因為夾芯材料使得試樣的整體厚度增加，剛度變大，抵抗變形的能力增強。

圖4為BF纖維和UHMWPE纖維復合材料面板及泡沫鋁夾層結構沖擊后的破壞照片。由圖4(a)可見，BF復合材料面板沖擊測試后，試樣被穿透，發生貫穿損傷。可見大量的纖維斷裂、分層和樹脂基體的開裂現象，在試樣的上表面區域可以看到明顯的沿纖維編織紋路的基體裂紋。說明BF復合材料面板的韌性較差，在沖擊作用下發生整體貫穿破壞。圖4(b)為UHMWPE纖維復合材料面板沖擊測試后照片，沖擊處存在明顯的凹坑，基本沒有纖維斷裂和裂紋擴展現象，但表面存在部分樹脂碎裂現象。說明UHMWPE纖維復合材料具有較好的沖擊韌性，主要通過纖維拉伸、界面分層等形式吸收沖擊能量。與純復合材料面板相比，BF-Al-F試樣沖擊后面板未發生完全貫穿破壞，纖維斷裂現象不明顯，如圖4(c)所示；圖4(d)為UHMWPE-Al-F沖擊后照片，可見凹陷深度和變形明顯減小，說明泡沫鋁芯材具有較好的吸能作用，顯著降低了沖擊對面板材料的破壞。

2.2 鋪層結構設計對泡沫鋁夾層結構沖擊性能的影響

圖4 不同纖維類型面板及泡沫鋁夾層結構試樣沖擊面層破壞照片(a)BF試樣；(b)UHMWPE試樣；(c)BF-Al-F試樣;(d)UHMWPE-Al-F試樣Fig.4 Photographs of impact damage of faceplate and aluminum foam sandwich structure with different fiber(a)BF sample;(b)UHMWPE sample;(c)BF-Al-F sample；(d)UHMWPE-Al-F sample

表2 不同鋪層結構設計面板及泡沫鋁夾層結構試樣的沖擊實驗數據Table 2 Impact data of faceplate and aluminum foam sandwich structural composites with different layer designs

表2為不同纖維鋪層設計面板復合材料及泡沫鋁夾層結構沖擊測試結果。兩種層間鋪層設計的復合材料面板及泡沫鋁夾層結構沖擊性能存在顯著的差異。分層混雜鋪層設計面板/泡沫鋁夾層結構(PE/BF-B-Al-F)的最大沖擊載荷和對應的主要損傷能量明顯大于疊加鋪層設計面板/泡沫鋁夾層結構(PE/BF-A-Al-F)。

圖5為不同纖維鋪層設計復合材料面板及泡沫鋁夾層結構沖擊曲線。由圖5(a)載荷-時間曲線可以看出，PE/BF-A試樣在沖擊載荷達到峰值后迅速降低，并維持在較低值一段時間后繼續降低。PE/BF-B試樣在沖擊載荷峰值力附近存在明顯的波動。這主要是因為復合材料試樣在受到沖擊作用時，沖擊面主要受橫向剪切應力作用，試樣背面則主要受彎曲拉伸應力作用。對于疊加鋪層試樣，在沖擊作用下沖擊面的PE層存在較大的剪切變形，導致處于背面的BF層由于脆性較大而提前發生纖維斷裂破壞，從而導致試樣的沖擊載荷達到峰值后迅速降低。PE/BF-B試樣由于BF和UHMWPE相互隔離，BF斷裂破壞的縱向擴展過程時間較長，從而導致沖擊載荷在峰值力附近明顯波動。圖5(b)位移-時間曲線表明PE/BF-A-Al-F試樣比PE/BF-B-Al-F試樣具有更大的位移變形。

圖5 不同纖維鋪層設計面板及泡沫鋁夾層結構試樣沖擊曲線 (a)沖擊載荷-時間曲線；(b)位移-時間曲線Fig.5 Impact curves of faceplate and aluminum foam sandwich structure with different inter-layer design(a)impact force vs time curves; (b)displacement vs time curves

圖6為不同纖維鋪層設計面板及泡沫鋁夾層結構試樣沖擊測試后的損傷照片。由圖6可以看出，PE/BF-A試樣背面纖維斷裂現象更為明顯，對應的泡沫鋁夾層結構沖擊作用處的凹坑深度更大。由以上分析可見，對兩種不同性能特點纖維進行合理的鋪層結構設計是提高復合材料面板及夾層結構復合材料抗沖擊性能的有效方法。

2.3 芯材對夾層結構復合材料沖擊性能的影響

不同芯材夾層結構復合材料試樣沖擊實驗結果如表3所示,其中Al-F-20和Al-F-30為芯材厚度分別為20mm和30mm的泡沫鋁夾層結構試樣，Al-H-20是厚度為20mm的鋁蜂窩夾層結構試樣，3種試樣的面板材料均為UHMWPE/BF疊加鋪層設計復合材料。可以看出，隨著芯材厚度的增加，泡沫鋁夾層結構復合材料沖擊作用下的最大載荷有所降低，但主要損傷能量有明顯的增加。與泡沫鋁夾層結構相比，鋁蜂窩夾層結構試樣的沖擊載荷較小，但峰值載荷對應的主要損傷能量明顯更大。

表3 不同芯材夾層結構復合材料試樣沖擊實驗數據Table 3 Impact data of sandwich structure composites with different core materials

圖7為不同夾芯材料夾層結構復合材料試樣的沖擊曲線。由圖7(a)可見，隨著泡沫鋁芯材厚度的增加，載荷-時間曲線在初始階段的上升較為緩慢，這主要是由于芯材厚度的增加提高了夾層結構的剛度和強度，從而使得彈性儲能增加。因此泡沫鋁芯材厚度的增加有利于夾層結構在沖擊過程中儲存更多的能量，減少面板的變形和損傷面積。鋁蜂窩夾層結構由于芯材密度較小，在沖擊作用下的變形較大，其初始階段的沖擊載荷上升更為緩慢。從圖7(b)位移-時間曲線可以看出，隨著泡沫鋁厚度的增加，泡沫鋁夾層結構沖擊位移增加。與泡沫鋁夾層結構相比，鋁蜂窩夾層結構的沖擊位移更大。

圖8為不同芯材夾層結構試樣沖擊測試后的破壞照片。由圖8(a)可見，泡沫鋁夾層結構沖擊測試后在沖擊作用處存在明顯的凹坑，芯材的邊緣區域則沒有明顯的破壞損傷現象。由圖8(b)可見，鋁蜂窩夾層結構試樣在沖擊作用后存在整體壓潰現象，面板材料邊緣存在沖擊后的變形，鋁蜂窩芯材邊緣也存在壓縮變形現象。這可能是因為一方面泡沫鋁密度更大，整體結構穩定性更好，另外泡沫鋁的閉孔結構形狀不規則，且脆性較大，沖擊能量的擴散相對困難，從而使得泡沫鋁夾層結構更多是沖擊作用處的破壞。而鋁蜂窩密度較小，網格規則，且鋁蜂窩芯材的鋁箔韌性較好，利于沖擊能量的擴散，從而表現為整體壓縮變形。

圖7 不同芯材夾層結構復合材料試樣沖擊曲線 (a)沖擊載荷-時間曲線；(b)位移-時間曲線Fig.7 Impact curves of sandwich structure composites with different core materials(a)curves of impact force vs time;(b)curves of displacement vs time

圖8 不同芯材夾層結構試樣沖擊破壞照片 1-泡沫鋁夾層結構試樣；2-鋁蜂窩夾層結構試樣(a)面板；(b)側面；(c)正面Fig.8 Photographs of impact damage of sandwich structure targets with different core materials 1-aluminum foam sandwich structure sample;2-aluminum honeycomb sandwich structure sample(a)faceplate;(b)side face;(c)front face

3 結論

(1)BF面板/泡沫鋁夾層結構復合材料比UHMWPE面板夾層結構復合材料具有更高的沖擊載荷峰值力，但對應的主要損傷能量較小，沖擊后BF復合材料損傷以纖維斷裂為主，UHMWPE復合材料以樹脂碎裂、分層變形為主。UHMWPE復合材料在沖擊作用下更利于能量分散，具有更好的沖擊韌性。

(2)BF和UHMWPE織物分層混雜鋪層設計的面板及泡沫鋁夾層結構復合材料沖擊破壞載荷主要損傷能量均大于兩者的疊加鋪層設計，且沖擊測試后損傷較小。通過對兩種不同性能特點纖維織物的合理分層混雜鋪層設計可提高泡沫鋁夾層結構材料的抗沖擊性能。

(3)隨著泡沫鋁芯材厚度的增加，泡沫鋁夾層結構的復合材料最大沖擊載荷減小，主要損傷能量增加。與相同厚度的泡沫鋁夾層結構相比，鋁蜂窩夾層結構的最大沖擊載荷較小，但具有更高的主要損傷能量。沖擊過程中泡沫鋁芯材的破壞以受沖擊部位的碎裂為主，鋁蜂窩芯材表現為明顯的整體壓縮變形現象。鋁蜂窩夾層結構具有更好的抗沖擊吸能性能，但泡沫鋁夾層結構沖擊后的整體結構更為穩定。

[1] 益小蘇，杜善義，張立同. 復合材料手冊[M].北京： 化學工業出版社， 2009:271-273.

[2] 董慧民, 安學鋒, 益小蘇，等. 纖維增強聚合物基復合材料低速沖擊研究進展[J]. 材料工程, 2015, 43(5): 89-100.

DONG H M, AN X F, YI X S，et al. Progress in research on low velocity impact properties of fibre reinforced polymer matrix composite[J]. Journal of Materials Engineering, 2015, 43(5): 89-100.

[3] HAZIZAN M A, CANTWELL W J. The low velocity impact response of an aluminum honeycomb sandwich structure[J]. Composites Part B, 2003,34(8):679-687.

[4] 謝宗蕻，蘇霓，張磊，等. 復合材料蜂窩夾芯板低速沖擊損傷擴展特性[J]. 南京航空航天大學學報，2009,41(1): 30-35.

XIE Z H, SU N, ZHANG L,et al. Damage propagation behavior of composite honeycomb sandwich panels under low-velocity impact[J]. Journal of Nanjing University of Aeronautics & Astronautics, 2009, 41(1): 30-35.

[5] 朱飛, 還大軍, 肖軍，等. X-cor夾層結構低速沖擊實驗和數值模擬研究[J]. 航空材料學報, 2017, 37(2): 28-37.

ZHU F, HUAN D J, XIAO J,et al. Experimental and numeral investigation on X-cor sandwich structure under low-velocity impact[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2017, 37(2): 28-37.

[6] 梁小林, 許希武, 林智育.復合材料層板低速沖擊后疲勞性能實驗研究[J].材料工程，2016,44(12): 100-106.

LIANG X L, XU X W, LIN Z Y. Fatigue performance of composite laminates after low-velocity impact[J]. Journal of Materials Engineering,2016,44(12): 100-106.

[7] TAN C Y, AKIL H M. Impact response of fiber metal laminate sandwich composite structure with polypropylene honeycomb core[J]. Composites: Part B, 2012, 43: 1433-1438.

[8] ABDULLAH A, MUSTAFA ? B, ONUR ?,et al. The influence of low velocity repeated impacts on residual compressive properties of honeycomb sandwich structures[J].Composite Structures, 2015,125:425-433.

[9] CRUPI V, EPASTO G, GUGLIELMINO E. Comparison of aluminium sandwiches for lightweight ship structures: honeycombvsfoam[J]. Marine Structures, 2013, 30: 74-96.

[10] KAPIL M, TICK H Y, SRIDHAR I. Impact response of aluminum foam core sandwich structures[J]. Materials Science and Engineering: A, 2011, 529: 94-101.

[11] YUAN J Y, CHEN X, ZHOU W W,et al. Study on quasi-static compressive properties of aluminum foam-epoxy resin composite structures[J]. Composites Part B, 2015, 79:301-310.

[12] SUN Z, HU X Z, SUN S Y. Energy-absorption enhancement in carbon-fiber aluminum-foam sandwich structures from short aramid-fiber interfacial reinforcement[J]. Composites Science and Technology, 2013, 77:14-21.

[13] CRUPI V, KARA E, EPASTO G, et al. Prediction model for the impact response of glass fibre reinforced aluminium foam

sandwiches[J]. International Journal of Impact Engineering,2015, 77：97-107.

[14] YOSHIHIKO H, NAOVUKI K, TAKAO U, et al. Drop weight impact behavior of functionally graded aluminum foam consisting of A1050 and A6061 aluminum alloys[J]. Materials Science & Engineering: A, 2015, 639(15):597-603.

[15] SINGH A, DAVIDSON B, EISENBERG D, et al. Barely visible impact damage evaluation of composite sandwich structures[C]∥51st AIAA /ASME/ASCE/AHS/ASC Sturctures, Structural Dynamics, and Materials conference, Florida: American Institute of Aeronautics and Astronautics, 2010:1-7.

[16] 張俊琪，劉龍權，汪海.薄面板復合材料蜂窩夾層結構沖擊試驗[J].復合材料學報，2014,31(4):1063-1071.

ZHANG J Q, LIU L Q, WANG H.Test of composite honeycomb sandwich structure with thin facesheets subject to impact load[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2014, 31(4):1063-1071.

[17] American Society for Testing and Materials. Standard test method for measuring the damage resistance of a fiber-reinforced polymer matrix composite to a drop-weight impact event: ASTM D7136M-12[S]. Pennsylvania: American Society for Testing and Materials, 2012.

[18] PARK J H, HA S K, KANG K W. Impact damage resistance of sandwich structure subjected to low velocity impact[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2008,201:425-430.