薄面板復合材料蜂窩夾層結構沖擊穿透試驗與失效機理

呂新穎，劉龍權，趙淑媛

(1.上海交通大學航空航天學院，上海 200240；2.哈爾濱工業大學特種環境復合材料技術國家級重點實驗室，哈爾濱 150080)

蜂窩夾層板憑借其輕質高強及良好的吸能特性等優點在航空航天領域應用廣泛。由于其結構特點，通常蜂窩夾層結構的面板較薄，因此對在服役期間所遭受的冰雹、跑道碎石以及工具掉落產生的沖擊損傷十分敏感。沖擊損傷不僅能降低結構的強度和剛度[1]，還極易產生穿透損傷。面板穿透后會導致蜂窩芯體暴露在外部環境中，易受雨水腐蝕。較高的沖擊能量還可能貫穿整個夾層結構，進而對機體內部結構或控制系統產生影響，影響飛行安全[2]。

近年來眾多研究學者對復合材料層壓板的穿透沖擊行為進行了研究。Xu等[3]研究了碳纖維復合材料層壓板在準靜態和低速沖擊載荷下的穿透阻抗。Baucom等[4]以及彭剛等[5]分別通過準靜態加載試驗和高速沖擊試驗，研究了復合材料層壓板的穿透損傷模式以及抗擊穿機理。而對于夾層結構，由于芯體的支撐及吸能作用，其穿透失效機理有所不同。例如，Xie等[6]通過實驗和數值模擬方法研究了復合材料蜂窩夾層板在動態沖擊作用下的力學行為，發現面板厚度對蜂窩夾層版的沖擊阻抗影響較大，蜂窩密度對結構剛度也有顯著影響。Ozen等[7]研究了碳纖維復合材料熱塑性蜂窩夾層結構在不同沖擊能量下的低速沖擊響應問題，發現在一定能量下，蜂窩方向和蜂窩型式對夾層結構損傷和穿透有明顯影響。Mines等[8]通過靜壓痕以及動態沖擊試驗研究了復合材料夾層板穿透阻抗，發現芯體的密度對沖擊損傷擴展具有重要影響。Fatt等[9]對蜂窩夾層結構受球形沖頭和柱形沖頭的穿透沖擊過程進行了研究，主要研究穿透行為的能量耗散機制，發現下面板在穿透過程中所吸收的能量較多。Raju等[10]利用不同直徑的球形沖頭對不同厚度面板和芯體的蜂窩夾層板進行了沖擊試驗，發現沖頭直徑越小、面板越薄且芯體越厚的試件越易產生面板穿透。然而這些研究主要通過試驗評估和確定夾層結構的抗沖擊性能，對面板穿透行為的損傷過程及機理缺乏詳細的分析。

而國內在復合材料蜂窩夾層板沖擊方面的研究主要集中在引起面板分層損傷或面板與芯體脫粘的低速沖擊。例如，李娜等[11]開展了蜂窩夾層板在外來小質量物體沖擊下的接觸力分析，考慮了面板分層等損傷模式。程小全等[12]和謝宗蕻等[13]分別對復合材料蜂窩夾層板的低速沖擊損傷及損傷擴展行為進行了試驗研究，沖擊能量較低，損傷模式主要是面板分層和少量纖維斷裂損傷，并不涉及較高速度沖擊所產生的侵徹及穿透行為。張俊琪等[14]對薄面板復合材料蜂窩夾層結構進行了多種能量的落錘式沖擊試驗，研究了沖頭速度、沖擊能量以及面板厚度對沖擊響應的影響，但主要通過試驗分析了不同參數對沖擊結果的影響，沒有對失效過程及失效機理進行詳細研究。

為了確定薄面板蜂窩夾層復合材料的抗擊穿能力，促進薄面板復合材料蜂窩夾層板的應用，有必要從機理上對其穿透失效過程和失效特征進行更深入的研究。在理論分析的基礎上，現結合試驗和數值模擬，研究薄面板蜂窩夾層復合材料的沖擊失效機理，對比分析不同能量沖擊失效結果，以及面板和夾層板整體穿透與否對沖擊響應的影響。為進一步確定復合材料蜂窩夾層結構的抗擊穿性能，繼而為指導復合材料蜂窩夾層板的設計提供基礎。

1 試驗

1.1 試驗件描述

復合材料面板蜂窩夾層結構試驗件尺寸參數如圖1所示。試驗件總體的鋪層順序為[(±45)3/芯材/(±45)2]。面板與蜂窩之間通過牌號為CMS-AD-105的高強度膠膜粘接。面板是平面編織復合材料，其中上面板有3個鋪層，下面板有2個鋪層，每個單層的厚度為0.216 mm。芯體是Nomex正六邊形蜂窩，蜂格尺寸為3.2 mm，高度為20 mm，其名義密度為48 kg/m3。蜂窩壁的單層和雙層厚度分別為0.06 mm和0.12 mm。面板所用編織復合材料與文獻[15]所用材料一致，其材料參數及Nomex蜂窩紙的材料參數如表1所示，其中蜂窩紙的密度根據芯體的相對密度計算得到。

圖1 Nomex蜂窩夾層板試驗件

表1 材料屬性[11]

1.2 試驗設置

所有沖擊試驗按照ASTM D3763沖擊試驗標準[16]，在Instron Ceast 9350落錘式沖擊試驗機上完成。試驗設置如圖2所示。試驗件由兩個夾持環(clamp rings)固定，并對上夾持環施加5 N的力避免其滑動。以直徑為12.7 mm的鋼質半球形沖頭對夾層板試驗件進行多種能量的沖擊，不同沖擊工況的參數設置如表2所示。沖頭與試件的接觸力及沖頭位移數據通過安裝在沖頭上端的力及位移傳感器測得，采樣頻率為100 Hz。

圖2 沖擊試驗示意圖

表2 沖擊試驗參數

2 試驗結果分析

2.1 損傷狀況

觀察沖擊后試驗件的損傷情況，其中1號試驗件表面無凹坑產生，2號及3號試驗件表面有輕微凹坑，而4號及5號試驗件上面板產生了明顯的穿透損傷，6號試驗件的上、下面板均產生了穿透損傷，即整個夾層板發生了貫穿損傷。

超聲C掃描無損檢測結果顯示，0.79 J能量沖擊雖沒產生目視可見損傷，但上面板沖擊點處有少量分層。而對于1.67 J和2.7 J能量沖擊，試驗件面板沖擊點周圍除產生分層損傷外，還有少量的纖維斷裂損傷，損傷區域呈十字形分布，沖擊完成后表面有輕微殘余凹坑，蜂窩芯體有少量皺曲產生。對于這3組試驗，由于沖擊能量較低，損傷與復合材料低速沖擊損傷特征一致。

圖3為4.15 J及9.88 J能量沖擊后蜂窩夾層結構試件的損傷圖像。對于4.15 J能量沖擊，沖擊區域面板呈花瓣狀裂開，且花瓣根部有纖維斷裂損傷，上面板總體的纖維斷裂損傷呈田字形分布，如圖3(a)所示；同時面板下方蜂窩芯體產生壓潰，如圖3(b)所示。對于4.90 J能量沖擊，損傷模式與4.15 J類似，但凹坑深度相對較深。9.88 J能量沖擊使得上、下面板均發生穿透并呈花瓣狀裂開，同時蜂窩芯體由于沖頭的擠壓作用還會發生蜂窩壁的斷裂損傷，如圖3(e)所示；蜂窩芯體與下面板界面發生脫粘，如圖3(f)所示。此時沖頭已經完全貫穿夾層板試驗件。對于所有能量的沖擊，目視所觀察到的外部損傷均比無損檢測到的內部損傷面積小。

圖3 蜂窩夾層板試驗件沖擊后損傷圖像

2.2 沖擊響應

圖4為各種能量沖擊的沖擊接觸力-時間關系曲線，圖5為沖擊接觸力-沖頭位移關系曲線。其中圖5(a)為1～4組試驗的對比，顯示了僅上面板是否穿透之間的區別；圖5(b)為5、6組試驗的對比，顯示了上面板已穿透而下面板是否穿透之間的區別。

沖擊能量的提高使得沖擊持續時間增大，同時沖擊接觸力上升也更快。對于0.79 J能量沖擊，接觸力平穩上升至600 N左右后緩慢下降至0。而對于1.67、2.70以及4.15 J能量沖擊，接觸力在達到一個門檻值約700 N后，便不再穩定上升，而是維持在700 N上下震蕩波動。當面板未穿透時，沖頭易反彈并脫離接觸；而沖擊能量是4.15 J時，面板產生穿透致使沖擊位置剛度大幅下降，接觸力也減小并呈現下降臺階，如圖4所示，之后再緩慢下降但較難回到0，表明沖頭不回彈。

圖4 沖擊接觸力-時間關系曲線

圖5 沖擊接觸力-沖頭位移關系曲線

根據圖5，發現盡管沖擊能量不同，但載荷增長路徑卻較為一致，表明本試驗的速度閾值內速度大小對試件整體剛度影響不大。沖擊能量越大，沖頭的最大位移也越大。注意到當接觸力持續增大到220 N附近時，即圖5(a)中A點位置，接觸力-位移曲線的斜率略有下降，表明沖擊點處試件剛度略有下降。對于1.67、2.70以及4.15 J的能量沖擊，接觸力在到達B點位置產生突降，這表明此時夾層板沖擊位置處剛度突然降低。而對于4.15 J能量沖擊，沖頭位移至圖5(a)中C點處，接觸力隨沖頭位移的增加緩慢下降，這表明此時沖頭與夾層板接觸區域剛度進一步下降，最終在沖頭位移達到7.9 mm時接觸力迅速下降。

圖4及圖5(b)顯示，上下面板都穿透時，沖擊接觸力有兩個峰值，波峰之間的接觸力約為150 N，此時是沖頭已經穿透上面板并侵徹蜂窩芯體階段，蜂窩壁受擠壓并產生斷裂。

3 數值分析

利用LS-DYNA有限元軟件建立以下有限元模型計算并與試驗結果進行對比。

3.1 網格、邊界條件及接觸定義

模型的網格劃分如圖6所示。考慮到受沖擊時蜂窩上部位變形較大，設置蜂窩上端網格尺寸小，向下逐漸遞增，最下端尺寸與最上端尺寸之比為5∶1，如圖6(b)所示。編織材料的面板、沖頭以及上下夾持環均采用Solid單元模擬，蜂窩結構采用Shell單元建立蜂窩的細觀結構模型。

圖6 有限元模型

固定上、下夾持圈并約束沖頭的x、y方向上的平動和轉動，僅允許其在z方向上平動。給沖頭施加相應的初始速度，以獲得所需的沖擊能量。

分別考慮沖擊過程中沖頭、面板、蜂窩以及夾持環之間可能發生的各種接觸，建立以下接觸關系：①將蜂窩節點與所接觸的面板進行綁定；②建立沖頭與面板的侵徹接觸；③建立沖頭與蜂窩壁間的面面接觸；④建立面板上下表面與上下夾持環之間的面面接觸；⑤建立面板與蜂窩壁之間的自接觸。根據鋼、復合材料以及Nomex紙之間的摩擦因數[17-18]，取以上②、③、④、⑤接觸關系中的摩擦因數均為0.1。

鋼質沖頭以及夾持環均選用Mat-Rigid材料模型，面板材料的材料參數如表1所示，其失效模型如3.2節描述。Nomex蜂窩紙采用理想彈塑性材料模擬[18]，即在LS-DYNA中選用Mat_Plastic_Kinetic材料模型，設置屈服應力σy=0.086 GPa。

3.2 編織復合材料失效模型

平面編織復合材料受沖擊會產生纖維斷裂、基體開裂以及層間分層等損傷模式。基于Yen失效準則[19]以及Matzenmiller等[20]提出的損傷擴展準則，考慮了編織復合材料面內剪切非線性應力應變關系，利用LS-DYNA提供的子程序開發接口UMAT開發了編織復合材料漸進失效模型。

3.2.1 損傷起始

依據Yen失效準則，當滿足以下表達式[21]時，面板發生損傷起始。

(1)經向、緯向纖維拉伸斷裂失效。

(1)

(2)

(2)經向、緯向纖維壓縮失效。

(3)

(4)

(3)面外基體壓潰失效。

(5)

(4)基體面內剪切失效。

(6)

(5)分層失效。

(7)

式中：ds為面內剪切非線性損傷因子；ε為材料的工程應變；〈〉為麥考林符號。其他符號含義如表1所示。

3.2.2 面內剪切非線性本構關系

試驗件所用編織復合材料的面內剪切應力應變關系曲線[15]如圖7所示。有限元計算時，采用非線性損傷因子ds將剪切非線性引入本構方程中[21]。在材料面內剪應力未達到剪切強度前，有如下關系：

(8)

(9)

式中：上標i表示第i個增量步；α為非線性常數。

(10)

通過MATLAB擬合，如圖7所示，當取材料剪切非線性常數α=30時，模型的應力應變關系曲線與試驗結果一致。

圖7 面內剪切應力應變關系曲線

3.2.3 損傷擴展準則及剛度折減方案

依據Matzenmiller等[20]提出的損傷擴展準則，引入以下函數針對每種損傷模式計算其損傷變量di，表達式為

(11)

式(11)中：ri、di(i=1，2，…，7)分別為式(1)～式(7)的損傷閾值及相應的損傷變量；mi為與復合材料的損傷類型相關的參數，反映了材料的損傷擴展特性。對不同損傷類型取符合損傷擴展特性的損傷擴展系數[22]，設置m1=m2=m3=m4=1，m5=0.5，m6=20，m7=0.2。

剛度折減方案如下：

η1=1-dfill-d5，η2=1-dwarp-d5，η3=1-dz，η4=1-d6*，η5=1-dwarp-dz，η6=1-dfill-dz。

其中ηj(j=1，2，…，6)為剩余剛度系數，dfill=1-(1-d1)(1-d3)，dwarp=1-(1-d2)(1-d4)，dz=1-(1-d5)(1-d7)分別表示經向、緯向以及厚度方向上的損傷變量。取M(d)=diag{1/η1，1/η2，1/η3，1/η4，1/η5，1/η6}，則損傷柔度陣S*=M(d)S,其中S為初始柔度陣，損傷剛度陣為C*=S*-1。

更新應力為

σ=C*ε

(12)

式(12)中:σ=[σ1σ2σ3σ12σ23σ31]T，ε=[ε1ε2ε32ε122ε232ε31]T。

為防止材料失效而產生的剛度折減為0時計算過程中可能出現的奇異性而導致的計算異常，設置剩余剛度系數ηimin=0.01(i=1，2，…，6)。

3.2.4 單元刪除

為模擬層合板開裂以及穿透現象，同時為避免層合板單元變形劇烈而引起的負體積效應而使計算意外終止，設定當單層板經向或緯向材料拉伸應變大于0.2時，單元開始刪除，單元刪除將導致此材料點對其任意方向的剛度貢獻為0。

4 結果驗證及損傷擴展分析

利用所描述模型，分別對1.67 J及4.15 J能量沖擊進行模擬，并對比模擬和試驗結果。圖8為模擬與試驗的沖擊響應結果對比，二者具有良好的一致性。試驗結果顯示，沖擊接觸力在面板開始產生斷裂損傷后至面板穿透之間達到最大值，而模擬所得的最大接觸力略小于試驗值，這是由于面板單元部分刪除后致使剛度下降，接觸力也略低于真實值。

圖8 試驗與數值模擬沖擊響應對比

表3給出了試驗與數值模擬得到的蜂窩芯體失效情況對比，結果顯示只有夾層板中心區域蜂窩有變形。由于沖擊后蜂窩能夠部分恢復變形，試驗后直接觀察到的蜂窩變形程度相對模擬結果較小，但二者變形區域及模式卻較為一致。對于1.67 J能量沖擊，沖擊區域蜂窩失效以皺曲為主；而4.15 J能量沖擊時，蜂窩失效較為嚴重，產生了塌陷。對于不宜進行切割檢測的蜂窩夾層板，可利用以上數值模擬方法預測蜂窩芯體的失效情況。

表3 試驗與數值模擬的蜂窩芯體失效情況對比

5 結論

(1)對于薄面板復合材料蜂窩夾層結構沖擊，上面板穿透或整體貫穿時面板均呈花瓣狀裂開，前者蜂窩以壓潰損傷為主，后者則額外產生蜂窩芯體與下面板間的界面脫粘以及蜂窩壁的斷裂損傷。

(2)無面板穿透時，沖擊接觸力將保持纖維斷裂損傷閾值力大小(即B點接觸力大小)直至沖頭回彈；面板穿透則使沖擊區域剛度下降，接觸力隨之下降，其中板整體貫穿時接觸力會出現兩個峰值。

(3)薄面板復合材料蜂窩夾層結構沖擊穿透過程中的主要能量耗散在復合材料面板的纖維拉伸斷裂，蜂窩的壓潰和斷裂過程也消耗部分能量。