碳纖維復合材料-泡沫鋁夾芯板的沖擊響應

肖先林， 王長金， 趙桂平

(西安交通大學 航天航空學院 機械結(jié)構強度與振動國家重點實驗室，西安 710049)

泡沫鋁夾芯結(jié)構因具有各向同性、不易腐蝕、成型容易及良好的緩沖吸能等特點而引起廣大學者的普遍關注。研究表明[1-2]，泡沫鋁夾芯結(jié)構較相同質(zhì)量的實體結(jié)構，具有更高的強度、更大的剛度、更優(yōu)異的抵抗沖擊與爆炸荷載的能力，被廣泛地用于建筑、包裝行業(yè)，以及汽車、艦船、高速列車及航空航天飛行器的外殼結(jié)構等[3]。

目前研究泡沫鋁夾芯結(jié)構動態(tài)沖擊響應的試驗方法有：落錘沖擊、炸藥爆炸沖擊、氣槍加載子彈沖擊或侵徹等。Crupi等[4-6]利用落錘試驗機對不同芯層的夾芯板進行了一系列低速沖擊試驗，并使用熱成像儀和CT掃描系統(tǒng)研究了夾芯板的損傷機理。Vaidya等[7]使用真空輔助樹脂傳遞模塑法(Vacuum Assistant Resin Transfer Molding, VARTM)制備了四種不同復合材料面層的泡沫鋁夾芯板，并設計了低速和高速沖擊試驗，發(fā)現(xiàn)抗沖擊能力是芯層相對密度、面層粗糙編織程度和前面板強度的函數(shù)。在此基礎上Zhu等[8-9]利用爆炸沖擊擺系統(tǒng)對泡沫金屬夾芯板進行了大量的爆炸沖擊試驗，研究了泡沫夾芯板在爆炸沖擊作用下后面板的撓度和結(jié)構響應時間的理論解。Radford等[10]提出了使用金屬泡沫子彈模擬爆炸沖擊波的方法，指出加載沖量可以通過改變子彈長度、相對密度及撞擊速度來實現(xiàn)。敬霖等[11-13]運用金屬泡沫子彈加載技術進行了大量的撞擊試驗,分別研究了泡沫金屬夾芯梁、板、殼等不同結(jié)構在撞擊荷載下的動力響應，并建立了相應的理論模型，求得夾芯結(jié)構動力響應的理論解。

復合材料板能克服單一材料缺陷，具有高硬度、高強度、高韌性、低密度、低成本等特性[14]。目前對復合材料泡沫金屬夾芯結(jié)構的研究主要是落錘沖擊或彈道侵徹，鮮有研究爆炸沖擊載荷對復合材料泡沫金屬夾芯結(jié)構動態(tài)響應的影響。因此本文依據(jù)Radford的理論，采用泡沫金屬子彈撞擊夾芯板，模擬爆炸沖擊波對復合材料泡沫金屬夾芯結(jié)構的作用，并結(jié)合數(shù)值模擬, 分析夾芯板的變形失效模式，研究面板和芯層變化對夾芯板變形和吸能的影響。

1 實 驗

首先通過實驗，研究碳纖維復合材料面層-泡沫鋁芯層夾芯板在不同加載沖量的動載荷作用下，芯層相對密度對四邊固支夾芯板動態(tài)響應的影響。

1.1 試件結(jié)構

復合材料面層-泡沫鋁夾芯板由環(huán)氧樹脂膠將上下兩層復合材料面板和泡沫鋁芯層黏結(jié)構成，如圖1所示, 芯層厚度為C=20 mm，面板厚度為h=1 mm，夾芯板邊長L=210 mm，子彈直徑37 mm，長度80 mm。面板為T700碳纖維正交鋪設環(huán)氧樹脂基層合板。泡沫鋁芯層為洛陽中船重工725研究所生產(chǎn)的泡沫鋁，泡沫子彈的材料由東南大學制備。

(a) 夾芯板(b) 泡沫鋁子彈

圖1 實驗試件示意圖

Fig.1 Diagram of the experimental specimens

實驗試件分為2組，第一組試件芯層相對密度約為0.08，第二組約為0.14，每組加載三種不同的沖量載荷，如表1所示。

表1 實驗分組

1.2 實驗裝置

如圖2所示，實驗裝置主要由輕氣槍、激光測速裝置、試件夾具、激光位移傳感器、高速攝影機和動態(tài)電阻應變儀等組成。由輕氣槍加載泡沫鋁子彈撞擊夾芯板，子彈的速度可通過氣壓控制，并由激光測速裝置測得；子彈撞擊夾芯板的過程由高速攝影機(Phantom V1210，美國)記錄；應變片的粘貼位置考慮了夾芯板的邊長、泡沫子彈的直徑以及子彈撞擊偏差，同時盡可能位于板的中心區(qū)域，因此在前面板距離中心43 mm處的四個方向各貼一個二軸90°應變花，測量這些點的應變變化；夾芯板受到子彈撞擊，后面板中心點位移最大，采用激光位移傳感器(ILD 2300，με，德國)記錄該點的位移變化。為實現(xiàn)固支邊界條件，試件夾具由2塊端面平整的中空方形鋼框架組成，并用12個M12的螺栓固定，使鋼框架加緊夾芯板四周。

(a)

(b)

2 實驗結(jié)果分析

2.1 子彈撞擊夾芯板的過程

泡沫子彈撞擊1-2夾芯板的典型過程如圖3所示，子彈速度為180.07 m/s。對比高速攝影拍攝的每幀圖像，以子彈剛接觸前面板為0時刻，應變片開始產(chǎn)生應變信號。此后子彈前端逐步發(fā)生塑性變形，撞擊產(chǎn)生塑性應力波作用于前面板。前面板發(fā)生彈性變形，芯層在子彈撞擊的中心區(qū)域逐步向內(nèi)凹陷，夾芯板勢能增加。當子彈速度降為0時，夾芯板勢能達到最大，子彈達到最大塑性變形。此后夾芯板釋放彈性勢能，子彈反彈，夾芯板經(jīng)過小幅振動后恢復靜止。

實驗發(fā)現(xiàn)，同一組試件在不同沖擊速度下，夾芯板到達最大勢能的時刻幾乎是一致的。第一組實驗中，泡沫子彈都是在接觸前面板約409 μs后開始反彈。

(a) 0 μs

(b) 204 μs

(c) 409 μs

(d) 2 499 μs

2.2 前面板和芯層的變形和失效模式

夾芯板受到泡沫鋁子彈撞擊后，應力波傳到前面板，平行于夾芯板邊界的應變片測得的信號比較混亂，垂直于邊界的應變片測得比較規(guī)律的應變信號如圖4(a)所示。4個點的應變約在5 μs時刻開始同時變化，且波動上升，說明應力波遇到面板邊界時反射，在前面板內(nèi)反復傳播。由于沖擊能量較大，只采集到撞擊初期的應變信號，之后應變片脫落或失效。圖中3條應變曲線的變形趨勢大致一致，說明在正交鋪設的復合材料面板里，應力波由撞擊點向四周均勻傳播。其中4號應變片的數(shù)據(jù)離散，可能是由于應變片粘貼的方向或位置略微偏離了預設的位置。圖4(b)為撞擊后的前面板，鑒于高速攝影拍攝的光線要求，在前面板表面噴涂白色涂料。前面板受到子彈撞擊后，在中心區(qū)域留下黑色印記，且有微小的殘余變形。

(a) 應變信號曲線

(b) 前面板撞擊后形態(tài)

實驗后將試件沿中面剖開，圖5展示了兩個試件試驗后的界面圖。可以看出，在實驗沖量條件下，夾芯板主要發(fā)生界面脫黏，芯層局部壓縮變形。前面板與芯層主要在子彈加載區(qū)域發(fā)生界面脫黏，并且隨著加載沖量的增大界面脫黏區(qū)域逐步增大，當加載沖量增大到一定程度，在夾芯板固支的四邊處，后面板與芯層之間也會發(fā)生界面脫黏。芯層的變形按照破壞程度不同，可分為壓縮區(qū)和無壓縮區(qū)。壓縮區(qū)主要發(fā)生在子彈撞擊的中心區(qū)域，該區(qū)域可觀察到泡沫鋁的局部塑性大變形，泡沫孔壁彎曲、坍塌甚至胞孔完全壓實。而在距離加載區(qū)域較遠處以及固支端，泡沫芯層幾乎沒有發(fā)生任何變化。

(a) 試件1-1

(b) 試件1-3

2.3 后面板的變形模式

從圖5可以看出，后面板中心點變形最大，向邊界區(qū)域逐漸減小。圖6為后面板中心點位移的時程曲線，可以看出應力波傳播到后面板時，后面板發(fā)生變形并快速達到最大值，經(jīng)過小幅振動之后趨于一個穩(wěn)定值。如圖7所示，加載沖量與后面板最終撓曲變形成線性關系，且芯層相對密度較小的夾芯板，后面板最終撓曲變形較大。

(a) 組1試件(b) 組2試件圖6 夾芯板后面板的位移時程曲線Fig.6 The deflection history of the central point on back face sheet圖7 加載沖量與最大位移的關系曲線Fig.7 Relationship between impulse and displacement of sandwich plates

3 數(shù)值計算結(jié)果及討論

在實驗研究的基礎上，通過數(shù)值分析研究面層鋪設方向、厚度以及芯層密度、厚度等參數(shù)對碳纖維復合材料面層-泡沫鋁芯層夾芯板在沖擊載荷作用下動態(tài)響應的影響。

3.1 有限元計算模型

采用ABAQUS有限元軟件建立數(shù)值分析模型如圖8所示。其中泡沫鋁子彈和泡沫鋁芯層的單元類型為C3D8R。復合材料層合板面層為連續(xù)殼單元，其單元類型為SC8R。界面層為零厚度內(nèi)聚力單元，其單元類型為COH3D8，建模時對界面層網(wǎng)格節(jié)點進行位置修正，使得界面層與面板和芯層的接觸面共節(jié)點，實現(xiàn)界面層零厚度，再將環(huán)氧樹脂膠的材料屬性賦予界面單元，滿足單元破壞準則即發(fā)生界面脫黏。網(wǎng)格剖分由邊界向中心偏軸布種，子彈撞擊的中心區(qū)域網(wǎng)格較密，而在邊界區(qū)域的網(wǎng)格則相對稀疏，整個模型采用通用接觸。

圖8 有限元模型示意圖

實驗的載荷條件下，泡沫鋁應變率效應不明顯[15]，予以忽略。芯層和子彈泡沫鋁材料力學參數(shù)由單軸壓縮實驗測得，如表2所示。T700碳纖維增強環(huán)氧樹脂基復合材料板材料屬性如表3所示，內(nèi)聚力單元模擬的環(huán)氧樹脂膠界面參數(shù)如表4所示。

表2 泡沫鋁材料力學參數(shù)

表3 復合材料力學參數(shù)

表4 內(nèi)聚力單元材料參數(shù)[16]

3.2 夾芯板數(shù)值計算結(jié)果驗證

夾芯板有限元模型橫截面的塑性應變云圖與實驗試件橫截面變形的對比結(jié)果如圖9所示，數(shù)值模擬和實驗后泡沫鋁芯層的凹陷深度和界面的脫黏寬度對比如表5所示，結(jié)合截面圖、芯層凹陷以及界面脫黏的寬度的定量對比可以看出，無論芯層的壓縮區(qū)域，還是界面的脫黏情況，數(shù)值模擬的變形模式與實驗結(jié)果都十分吻合。

(a) 試件1-1

(b) 試件1-3

試件壓縮量實驗值/mm壓縮量模擬值/mm脫黏寬度實驗值/mm脫黏寬度模擬值/mm1-13.84.365.273.91-34.55.1128.5143.6

后面板中心點位移時程曲線對比如圖10所示。由于激光位移傳感器采樣頻率有限(兩次實驗采集頻率不同)，因此圖示時間段內(nèi)實驗數(shù)據(jù)點較少。對比兩種數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)數(shù)值計算中夾芯板后面板的變形與實驗結(jié)果吻合較好，都表現(xiàn)為位移迅速增大，達到峰值后又快速下降，并趨于一個穩(wěn)定值。數(shù)值計算中，夾芯板1-1的最終位移為3.2 mm， 1-3最終位移為4.5 mm，與實驗結(jié)果數(shù)值相近。

(a) 試件1-1

(b) 試件1-3

3.3 夾芯板抗沖擊性能研究

分別研究不同面層厚度；面板不同鋪層順序；不同芯層相對密度；不同芯層厚度的夾芯板的抗沖擊性能。它們的共同參數(shù)如表6所示。

表6 夾芯板基本參數(shù)

相對密度為0.13的泡沫鋁子彈以941.61 J的動能分別沖擊這些夾芯板。通過分析夾芯板的吸能率以及后面板中心處的位移變化，研究夾芯板能量吸收能力和抵抗沖擊變形能力。

夾芯板的面層材料選用Fibredux HTA/6376C碳纖維復合材料板[17]，界面依然采用環(huán)氧樹脂膠，計算中涉及的幾種泡沫鋁參數(shù)如表7所示。

表7 泡沫鋁的材料參數(shù)

3.3.1 面層厚度對夾芯結(jié)構動響應的影響

第一組夾芯板面層厚度分別為：mh1-0.5 mm(4層)；mh2-1.0 mm(8層)；mh3-1.5 mm(12層)。

文中以損傷耗散能表征面層吸能，以塑性耗散能表征芯層吸能。內(nèi)聚力單元破壞吸能與夾芯板整體吸能相比較小，忽略不計，且文中不考慮摩擦因素的影響。定義面板吸能率Rf為面板吸能量與子彈初動能的比，芯層吸能率Rc為芯層吸能量與子彈初動能的比，不同厚度面板的夾芯板吸能率如表8所示，后面板中心點位移變化如圖11所示。

對比發(fā)現(xiàn)芯層吸能以及后面板中心處位移隨面板厚度增大而減小。因為面板厚度增大，其抗彎剛度也增大，受到?jīng)_擊時夾芯板的變形減小，芯層壓縮變形也減小，而夾芯板主要靠芯層壓縮變形吸收沖擊能，因此夾芯板吸能總量降低。

表8不同面層厚度的夾芯板吸能率

Tab.8 Energy absorption rate of sandwich with different thickness of face sheets%

圖11 不同面層厚度的夾芯板位移變化比較

3.3.2 面層鋪設方向?qū)A芯結(jié)構動響應的影響

第二組試件復合材料面板鋪層分別為：pc1-[0]8；pc2-[0/90]2s；pc3-[0/45/90/-45]s。

夾芯板吸能率和后面板位移分別如表9和圖12所示，芯層吸能最多的是單向鋪設面板的夾芯板，這是由于單向鋪設的層合板的抗彎剛度最小，因此受到相同能量的子彈沖擊時，這種面板的變形最大，芯層的壓縮變形也最大。對比發(fā)現(xiàn)單向鋪設面層的夾芯板后面板位移遠大于其他兩種夾芯板。這是因為單向鋪設復合材料層板在垂直于纖維方向強度較弱，相同沖量下，基體材料大量開裂導致復合材料面層剛度的大幅下降，影響夾芯板抵抗沖擊變形的能力。

表9不同鋪層面層厚度的夾芯板吸能率

Tab.9 Energy absorption rate of sandwich with different stacking sequence of face sheets%

3.3.3 芯層厚度對夾芯結(jié)構動響應的影響

第三組試件芯層厚度分別為：xh1-15 mm；xh2-20 mm；xh3-25 mm。

從表10可以看出，芯層吸能隨著芯層厚度的增加先上升后下降。在加載沖量相同的情況下，較薄的芯層變形模式除了局部壓縮變形外，夾芯板發(fā)生整體彎曲，芯層在固支邊界也會發(fā)生較大的塑性變形，吸收較多的能量。隨著芯層厚度的增大，夾芯板的抗彎剛度增大，當芯層的厚度增大到一定程度，夾芯板整體彎曲變形很小，芯層的變形模式主要是中心區(qū)域壓縮塌陷，因此吸收的能量反而下降。從圖13的對比也可以驗證這個一解釋，試件xh3后面板的最終位移遠小于xh1和xh2試件。這是由于xh1和xh2夾芯板的整體彎曲變形較大，而xh3夾芯板的整體彎曲變形較小。

圖12 不同鋪層面層的夾芯板吸能及位移變化

Fig.12 Displacement of sandwich plates with different stacking sequence of face sheets

表10不同芯層厚度的夾芯板吸能率

Tab.10 Energy absorption rate of sandwich with different thickness of core%

圖13 不同芯層厚度的夾芯板吸能及位移變化

Fig.13 Energy absorption and displacement of sandwich plates with different thickness of core

3.3.4 芯層相對密度對夾芯結(jié)構動響應的影響

第四組試件芯層相對密度分別為：xx1-0.10；xx2-0.18；xx3-0.24。

泡沫鋁芯層的強度和彈性模量隨著相對密度的增大而增大，彈性模量增大致使夾芯板的抗彎剛度增加，泡沫鋁強度增大使芯層更難發(fā)生壓縮坍塌。因此在相同的加載沖量作用下，泡沫鋁芯層的壓縮變形減小，吸能量也減少，如表11所示。同時由于夾芯板抗彎剛度增大，夾芯板的抗沖擊變形能力也增強，因此夾芯板后面板的位移減小，如圖14所示。

表11不同芯層相對密度的夾芯板吸能率

Tab.11 Energy absorption rate of sandwich with different relative density of core%

圖14 不同芯層相對密度的夾芯板吸能及位移變化

Fig.14 Energy absorption and displacement of sandwich plates with different relative density of core

面層厚度1.5 mm(mh3)、鋪層方向[0/45/90/-45]s(fp3)、芯層厚度25 mm(xh3)和芯層相對密度0.24(xx3)對應的4個夾芯板芯層吸能以及后面板最終位移對比如表12所示。

對比試件mh3和fp3，試件mh3的面層質(zhì)量是試件pc3面層質(zhì)量的1.5倍，而后面板中心點的最終撓度值卻比試件fp3略大。而試件pc3的芯層吸能大于試件mh3。相比試件xh3和試件xx3，兩者后面板中心處的最終位移值相近，而試件xh3的吸能大于試件xx3，且試件xh3芯層質(zhì)量僅是試件xx3的52%。

綜上，在質(zhì)量相同的情況下，沖擊載荷一定，增大芯層的厚度對夾芯板抗沖擊性能的提升效果比增大芯層相對密度的提升效果更明顯；使用鋪設方向為面內(nèi)準各向同性的[0/45/90/-45]s面層比增大面層的厚度對夾芯板抗沖擊性能的提升效果更好。

表12 不同夾芯板芯層吸能與后面板變形

4 結(jié) 論

本文分別從實驗研究和數(shù)值計算兩個方面研究了復合材料面層-泡沫鋁夾芯板在沖擊載荷下的動態(tài)響應。主要結(jié)論如下：

(1) 通過沖擊實驗研究發(fā)現(xiàn)，夾芯板后面板最終撓度值隨加載沖量的增大而線性增加；增大芯層的相對密度對夾芯板抵抗沖擊變形的能力有明顯的提升作用；在實驗所涉及的沖量作用范圍內(nèi)，前面板有微小殘余變形，上界面層脫黏且芯層發(fā)生塑性變形。

(2) 數(shù)值模擬結(jié)果表明，在一定的沖擊能量范圍內(nèi)，增加面層和芯層材料的剛度和強度，能提高夾芯板抵抗沖擊變形的能力；但是從吸能角度看由于夾芯板整體變形減小，芯層塑性壓縮變形區(qū)域也減小，其吸能總量降低。只考慮泡沫鋁子彈參數(shù)變化，夾芯板吸收的總能量，隨加載沖量的增大而增大。