碳纖維增強復合材料層合板的抗沖擊性能

李汶蔚，梅 杰，黃 威

（1.中國原子能科學研究院，北京 102413；2.華中科技大學船舶與海洋工程學院，湖北 武漢 430074）

輕質結構的抗沖擊性能近年來得到了十分廣泛和深入的研究，涉及的載荷有接觸和非接觸式的空氣以及水下爆炸、高速破片侵徹和撞擊等，對于其工程應用有重要的指導意義。碳纖維增強復合材料層合板憑借其高比強度、高比模量以及較好的隱身吸波性能，在航空航天領域以及快速響應艦船工業中已經取代了部分傳統的金屬材料和結構，成為現代三航工業領域不可或缺的一部分。

早期開展的纖維增強復合材料層合板結構動態失效行為研究工作主要以落錘撞擊和彈體侵徹形成的接觸式沖擊加載為主[1-2]。研究結果表明，纖維增強復合材料層合板的主要失效模式包含基體和纖維斷裂、層裂等。Hashin[3]指出，纖維和基體材料、鋪層方式、幾何尺寸和加載面積等均會對層合板的失效模式造成重要影響。Heimbs等[4]針對層合板的高速侵徹開展了實驗和數值模擬，得出侵徹載荷下層合板除了纖維失效外，還包含層裂和基體開裂等。侵徹速度、侵徹角度、纖維鋪層、層合板結構形式等對層合板結構在沖擊載荷作用下的動態行為和失效均有較為豐富的研究成果[5-9]。Yang等[10]采用三維DIC對碳纖維編織層合板材料在彈體侵徹下的橫向動態響應過程進行了研究。Li等[11]對編織的玄武巖/環氧樹脂層合板的平板和曲面板結構在爆炸載荷作用下的動態失效行為進行了對比分析，強調了結構曲率對動態響應的重要影響。Huang[12]、Avachat等[13]研究了水下沖擊載荷作用下層合板的動態行為和失效機理。Schiffer等[14]采用水下沖擊加載模擬裝置，對層合板在高強度水下沖擊載荷作用下的響應進行研究，建立了復合材料層合板動態響應理論分析模型。為了降低對復雜空氣爆炸實驗的依賴，利用泡沫彈高速撞擊形成的沖擊載荷來模擬空氣爆炸載荷是當前的一種常規有效手段[15-17]。目前這種加載方式下層合梁的動態響應和失效研究公開文獻較少。

本工作針對碳纖維增強復合材料層合板在泡沫鋁子彈撞擊產生的沖擊載荷加載下的動態響應和失效模式，利用高速攝影系統，研究層合板在不同沖擊強度下的動態響應特性和抗沖擊性能。

1 實驗方法

1.1 實驗材料

本實驗所用的層合板為T700碳纖維增強環氧樹脂基復合材料，層合板所采用的鋪層順序為[0/90/0/90/0]2s，總厚度為 2.4 mm。

T700碳纖維復合材料單層板的材料屬性：縱向剛度E1= 100 GPa，橫向剛度E2= 80 GPa，泊松比ν12= 0.21，剪切模量G12= 4 GPa，縱向拉伸強度XT= 2 100 MPa，縱向壓縮強度XC= 700 MPa，橫向拉伸強度YT= 42 MPa，橫向抗壓強度YC= 160 MPa，層間剪切強度S= 104 MPa，密度ρ= 1 500 kg/m3。

為了獲得碳纖維增強環氧樹脂基復合材料（CFRP/Epoxy）層合板在不同沖擊強度下的動態響應特點與失效模式，本實驗通過采用密度為460 kg/m3的泡沫鋁子彈以不同速度進行加載。泡沫鋁彈體的屈服強度σy= 3.4 MPa，平臺應力σp= 2.16 MPa，壓實應變εD= 0.74。泡沫鋁彈體為 ? 39.6 mm ×50 mm的圓柱體。層合板在實驗前被切割成幾何尺寸為240 mm × 42 mm的梁結構。

1.2 實驗裝置

實驗裝置主要由一級輕氣炮、激光測速裝置、實驗靶艙、固定支架以及高速相機等組成，如圖1所示。通過控制一級輕氣炮氣室高壓氣體壓力，達到控制泡沫彈初始速度的目的。實驗過程中，利用Photron Fastcam Sa-Z高速攝影機捕捉泡沫彈沖擊復合材料層合梁的全過程，高速相機采樣頻率為60 000幀每秒，分辨率為896 × 368像素。層合板梁采用螺栓固定的方式緊固于固定支架上。

圖1 高速沖擊加載實驗裝置(a)及固定夾具裝置(b)示意圖（單位：mm）Fig.1 Schematics of (a) the experimental set-up and (b) the clamped device (Unit: mm)

1.3 實驗工況

為了研究層合板梁動態響應與失效隨沖擊強度的變化，采用5種不同的彈體沖擊速度，初始速度分別為 50.1、71.4、138.8、173.5和 204.2 m/s，對應的量綱一沖量（見下文）分別為 0.24、0.33、0.67、0.83和0.99。

2 實驗結果與討論

與金屬梁結構在局部沖擊載荷下形成的兩個動態塑性鉸鏈不同，復合材料層合板受沖擊后無塑性變形發生。層合板的橫向變形是在彎曲波的驅動下發生的，這種隨著彎曲波傳播而發生的橫向變形過程在一定沖擊強度下與塑性鉸的運動形式基本相似[12]。然而，無塑性變形的碳纖維層合板的沖擊響應也必然與金屬梁的響應存在不同。

泡沫彈加載形成的初始沖量為I0=mv0，其中m為泡沫彈質量，v0為彈體初始速度。本研究采用量綱一沖量其中ρ和σ分別為層合板的密度與拉伸強度，L為梁的半跨長度。碳纖維增強層合板由于無剩余變形，結構在沖擊變形過程中的橫向變形是評估其抗沖擊性能的重要參數。

2.1 層合板失效模式和機理

在金屬鋁泡沫彈的局部沖擊載荷加載下，CFRP/Epoxy層合板隨著沖擊強度的變化會發生一系列的變形和失效。由于邊界簡支，層合板梁的中心加載區域受到由彎曲/拉伸導致的最大應力。柱形泡沫彈在與層合板梁接觸的邊緣由于入射壓縮應力波和彎曲波的作用會形成局部褶皺和橫向變形。壓縮應力波經由層合板背面反射形成拉伸波，當拉伸波強度足夠大時，層合板出現纖維與基體之間的層裂。在足夠大的初始沖擊強度下，隨著橫向變形和軸向拉伸的增加，層合板發生基體和纖維的斷裂失效。

2.2 層合板梁動態響應過程

以初始沖擊速度為138.8 m/s、量綱一沖量為0.67的泡沫鋁彈體的沖擊加載為例，圖2展示了泡沫彈加載過程中層合板梁結構的動態變形和失效過程。整個變形過程可以分為兩個典型階段：(1)由中心局部加載形成的彎曲波向兩端傳播，直至到達端點處；(2)層合板在拉伸/彎曲下開始發生結構整體變形。這與金屬梁受局部載荷作用的典型響應階段相同。包括后續脫離靶架的運動過程，整個響應階段的持續時間大約為2.00 ms。由圖2可見，彎曲波在0.30 ms達到兩端后，層合板的變形輪廓在彈體兩側呈直線，直到0.80 ms后脫離靶架。這種直線的變形在固定端約束的情況下，使得層合板在中心彈體加載位置發生明顯的對折現象，進而導致基體和纖維拉伸斷裂的發生。在1.26 ms，層合板已發生明顯的對中折斷。

圖2 CFRP/Epoxy層合板梁在= 0.67沖擊下的動態響應過程Fig.2 Sequence of high-speed photographs of the CFRP/Epoxy laminate subjected to= 0.67

層合板在變形過程中的變形呈較好的對稱性，以下半跨長度為L的層合板上不同位置點隨時間變化繪制層合板變形輪廓時程曲線，如圖3(a)所示。可以清晰地看到沖擊載荷作用下隨著彎曲波的運動，層合板從局部變形到結構整體變形的過程。結合圖2可以發現，由于層合板梁變形輪廓呈近似直線，在彈體裝置位置未與彈體頭部完全貼合時，整個變形在彎曲波到達左側端點后開始以中點和端點兩點為“鉸”，發生軸向拉伸，最終發生對折失效。圖3(b)所示的中點隨時間的變形過程中可見在0.47 ms前是線性增長，在0.47 ms后由于固支端的作用，曲線斜率有所下降，直至0.68 ms開始逐步脫離夾具，隨彈體向靶艙壁運動。

圖3 CFRP/Epoxy層合板梁在 = 0.67沖擊下的變形輪廓(a)和中點變形(b)Fig.3 Histories of deformation profiles (a), and midpoint deflection (b) of the CFRP/Epoxy laminate subjected to = 0.67

圖4為上述泡沫彈撞擊下碳纖維/環氧樹脂層合板梁的失效模式。層合板從中間斷裂為兩等分的同時，可以看到在中心撞擊位置處層合板發生了明顯的沿厚度方向的壓縮失效。與此同時，泡沫彈撞擊端也有一定的壓縮發生。而泡沫彈端部的嚴重不對稱壓縮的主要原因是加載過程中彈體的輕微偏轉以及以此姿態發生的與靶艙緩沖墊的二次撞擊，如圖2所示。從圖4（c）所示的齊整斷裂面可以看到明顯的基體和纖維脆性斷裂、層裂、基體裂紋和纖維撥出等失效模式，并且在加載區域兩側，由于層合板的彎曲，也出現了明顯的層裂失效。

圖4 CFRP/Epoxy層合板梁在= 0.67沖擊下的失效模式Fig.4 Failure mode of the CFRP/Epoxy laminate subjected to = 0.67

2.3 加載強度的影響

為了研究不同加載強度對層合板動態響應過程和抗沖擊性能的影響，本研究開展了另外4組不同初始沖擊強度加載的實驗研究。泡沫彈體質量基本相同，沖擊初始速度和量綱一加載強度如上所述。圖5為不同初始沖擊強度下層合板梁的動態變形和失效過程，呈現出明顯不同的變形機制：低于中等沖擊強度（v0= 138.8 m/s）加載時，層合板梁的變形以結構整體的橫向變形為主；高于中等沖擊強度時，層合板的變形出現明顯的局部化，并且局部化區域隨著加載強度的增加而減小。出現這種局部化效應的主要原因可以歸結為在強沖擊載荷作用下碳纖維層合板的橫向變形速度大于彎曲波在層合板中沿徑向的傳播速度。在較低沖擊強度加載下，層合板隨著整體變形的進行，在泡沫彈作用下呈現明顯的平臺，如圖5（a）中0.43 ms圖像，并隨著變形的持續增加，最終呈整體圓拱狀。強沖擊作用下，層合板在發生局部明顯橫向變形的初始時刻便發生了明顯的基體和纖維斷裂等失效，尤其當彈體沖擊速度為204.2 m/s時，在0.33 ms時便出現清晰的纖維基體破碎，在0.73 ms時基本完全失效。

圖5 不同沖擊強度下層合板動態變形和失效Fig.5 Dynamic deformation and failure of CFRP/Epoxy laminate under different impulses

圖6（a）對比了最低和最高兩種沖擊強度下的變形輪廓線隨時間變化關系，顯示了明顯的變形局部化的特點。當彈體以204.2 m/s速度沖擊時，層合板兩側部分始終沿著徑向滑移，未發生橫向變形；在距離中點20～50 mm段的變形較??；在靠近中心的40 mm段則發生急劇的變形增長。低速沖擊時，在0.13 ms之后，結構發生整體變形。取不同沖擊強度下層合板的中點變形，得到如圖6（b）所示的時程曲線。隨著結構變形的增加，最終靶板脫離夾具，繼續以一定的動能運動（見圖5，以空心點的形式表示）。隨著沖擊強度的增加，曲線斜率明顯增加，中點響應速度增加而靶板脫離夾具的時間減小。這種沖擊強度的影響在沖擊速度為50.1～138.8 m/s時明顯地大于沖擊速度為138.8～204.2 m/s。當沖擊強度較小時，結構整體響應時間長，并在停止前發生了較明顯的變形恢復階段。當沖擊強度增加時，隨著響應速度的增加和局部化失效的發生，層合板的最大變形在138.8 m/s時達到最大的67.2 mm后開始降低。

圖6 層合板在不同沖擊強度下的中點變形(a)和變形輪廓線(b)Fig.6 Midpoints-deflection histories (a) and deformation profiles (b) of CFRP laminates under impulsive loadings

當彈體沖擊速度小于138.8 m/s時，層合板主要發生彈性變形，在層合板表面無明顯失效發生。在彈體沖擊速度達到或超過138.8 m/s時，層合板隨沖擊強度的增加，發生折斷失效。速度到達204.2 m/s時層合板完全破碎，如圖7所示。

圖7 CFRP/Epoxy層合板失效模式與能量耗散比的關系Fig.7 Failure modes versus specific energy absorption of the CFRP/Epoxy laminate

2.4 層合板能量吸收

由獲得的動態變形過程中的圖像可以發現，泡沫彈在與層合板撞擊過程中的變形較小，其主要變形發生在與靶艙的二次碰撞。因此，本研究忽略泡沫彈的變形吸能。層合板在泡沫彈沖擊加載下的能量耗散方式主要有結構變形和層合板失效兩種。層合板的耗能Ed可以通過彈體初始動能E0和靶板與彈體脫離夾具時獲得的剩余動能Er之差來獲取。在實驗過程中，靶板在拔出之前與固支部分及夾具發生摩擦，但是由于作用時間短，做功相較于前后動能很小，本研究將此忽略。在彈體沖擊下，靶板和彈體同步向初始速度方向運動，在不考慮靶板速度沿跨長分布的情況下，假定在脫離靶板后，層合板和泡沫彈以相同速度向前運動。因此，Ed=E0?Er。其中剩余能量和vr是靶板和彈體的總質量和共同速度。而碳纖維層合板材料的能量耗散比可記為 S EA=Ed/ρ。如圖7所示，層合板能量耗散比隨初始沖擊強度增加呈上升趨勢，并呈現出明顯的3個階段，表現出與層合板失效模式的直接對應關系。在低速撞擊情況下，層合板發生以彈性變形為主的失效，能量耗散比上升較快；隨著中心折斷失效的發生，能量耗散伴隨著更大面積的基體和纖維斷裂而有所增加，但增加幅度明顯降低；在最大沖擊強度下，層合板整體在初始撞擊時刻便發生嚴重的大面積失效，致使能量耗散有了明顯的增加。

3 結 論

采用泡沫鋁子彈撞擊形成的沖擊載荷，對等厚度的碳纖維增強復合材料層合板的抗沖擊性能展開了實驗研究，討論了沖擊強度對層合板的動態失效過程、變形輪廓、中點變形、失效模式及能量耗散比的影響。

（1）低于該臨界加載強度時，層合梁的變形以整體的橫向變形為主，在彈體撞擊位置呈較為明顯的平臺；高于該臨界加載強度時，層合梁的變形發生明顯的局部化，并且局部化區域隨著加載強度的增加而減小。

（2）中點的變形響應速度隨沖擊強度的增加而增加。隨著響應速度的增加和局部化失效的發生，層合梁臨界沖擊速度下的最大變形開始降低。層合梁的彈性最大變形不能作為一個獨立的抗沖擊性能評價參數。

（3）隨著沖擊強度的增加，層合梁的失效主要分為低速沖擊下的彈性變形、中等強度沖擊下的對折斷裂以及高強度沖擊下的完全破碎。層合梁能量耗散比隨沖擊強度的增加而增加，并展現出與這3類結構失效模式直接關聯的3個不同階段。