用于航天器貯箱的復合材料層合板低速沖擊損傷及其滲漏規律研究

顧佳輝，楊子涵，劉德博，崔 浩，趙振強

(1.西北工業大學航空學院，西安 710072；2.北京宇航系統工程研究所，北京 100076；3.陜西省沖擊動力學及工程應用重點實驗室，西安 710072；4.西北工業大學民航學院，西安 710072)

0 引言

得益于比傳統金屬材料更高的比強度和比剛度等力學性能優勢，復合材料能夠顯著減小航天器的結構質量，并有效提高航天器的性能指標等，已成為新一代航天器的重點應用材料。燃料貯箱作為火箭等航天運載設備動力系統和結構的重要部件，其往往占箭體結構質量的50%以上，其輕量化設計水平對設備主要性能指標有著極大的影響[1-2]。目前，燃料貯箱的復合材料化已經成為航天工業的主要發展趨勢之一[1]。已有研究表明，碳纖維復合材料貯箱相比于金屬材料可實現20%～40%的減質[3]。因此，大型航天運載器的復合材料貯箱設計被公認為下一代航天器的重要特征和競爭焦點。

在實際服役過程中，復合材料貯箱可能因低溫環境、外載作用等原因產生燃料滲漏現象，對設備結構安全和人員安全造成隱患，很大程度上限制了復合材料貯箱的發展和應用。20世紀90年代，美國X-33火箭發射計劃曾嘗試使用復合材料低溫貯箱，但壓力載荷作用導致貯箱內部液氫發生滲漏，最終發生破壞[4]。因此，特定載荷下復合材料貯箱的滲漏問題吸引了國內外相關學者關注。

2003年，美國Stokes等[5]率先針對碳纖維增強雙馬來酰亞胺基復合材料層合板進行了加載滲漏檢測研究，結果表明在均勻面內應力作用下材料的損傷從表面向內部擴展，最終產生貫穿性裂紋從而造成滲漏。此后，俄羅斯赫魯尼切夫國家航天科研生產中心[6]和美國NASA蘭利研究中心[7]開展了相關研究，發現循環載荷和高低溫循環均會促使層合板內部裂紋萌生并擴展，增大材料的滲漏速率。為進一步揭示鋪層方式對于復合材料損傷滲漏機理的影響，Yokozeki等[8]提出利用三點彎曲加載對不同角度交叉鋪層的復合材料預制0°層預制基體裂紋，而后對試樣進行單軸拉伸結合原位氦質譜滲漏檢測，結果表明θ層和0°損傷層交叉角度越小，會導致基體裂紋路徑越簡單，滲漏速率越快。劉佳音等[9]對于縮比復合材料燃料貯箱的液氮低溫高壓抗滲漏測試，結合聲發射和氦質譜檢測發現，內壓和液氮低溫共同作用時，箱體的收縮膨脹會產生局部的纖維--基體界面損傷。上述研究表明，外部載荷所引發的復合材料內部損傷起始與擴展，對復合材料的滲漏行為有著顯著的影響。

上述準靜態載荷作用下的復合材料滲漏性能研究，極大地推動了對復合材料滲漏機理的認識。然而復合材料貯箱屬于典型的大型薄壁結構，其在加工、轉運、組裝和服役過程中，往往不可避免地遭受地面設備碰撞、維修工具跌落等意外沖擊情況。此時，復合材料層合結構內部很可能已產生不易發現的分層、基體裂紋、纖維斷裂等宏微觀損傷，可能會使得復合材料貯箱的密封性減弱。為保證人員和設備安全兼顧資源的充分利用，受沖擊后的復合材料貯箱對于結構承載力評估和滲漏情況判定有著迫切需求。針對該問題，Nettles等[10]率先提出了一種評估量化滲透率--撞擊后結果的方法，發現受沖擊后的正交層合板存在目視不可見損傷，但依然表現出明顯的滲漏現象。陳琪等[11]對復合材料貯箱結構進行了低速沖擊試驗，發現基體損傷和分層損傷構成的貫穿通路使得貯箱發生明顯滲漏，且沖擊能量的滲漏門檻值在23～25 J之間。此外，Zhang等[12]發現其滲漏門檻沖擊能量值一般為層合板厚度值的6.75倍。相較于準靜態載荷工況，目前針對低速沖擊損傷造成的復合材料滲漏問題的研究依然匱乏，對于層合板滲漏機理和規律有待深入研究。

在外部載荷無法避免的情況下，如何提升復合材料貯箱的抗滲漏性能，顯得尤為重要。復合材料的滲漏是多種因素耦合的結果，因此國內外學者從不同角度進行了相關的創新性研究，目前主流方法可分為為抗滲漏材料體系研發[13-15]、成型工藝優化[16-17]和復合材料鋪層方式改進等。抗滲漏材料體系主要通過對于復合材料尤其是樹脂基體的增韌改性，提高其低溫下的斷裂韌性，降低基體與纖維的熱膨脹系數差異，從而抑制材料內部微裂紋的萌生擴展以實現抗滲漏目的。而成型工藝優化方法則重點關注降低材料內部成型時的孔隙率，以減小孔隙對于復合材料內部微裂紋擴展的誘導作用。改進復合材料鋪層方式是通過改變層合板鋪層的方式或引入密封性材料如金屬、聚合物層等，從而實現抗滲漏效果。其在工藝和材料體系上具有連貫性，能夠實現更加可控簡便的工程應用，因而備受業界關注。

早在2003年，日本宇宙科學研究所便對鋁箔內襯和碳纖維增強復合材料外殼組合而成的液氫貯箱進行了多次運載火箭驗證飛行[18]，證實了其在抗滲漏、重復使用、熱循環和應力循環等方面的優勢。Ogasawara等[19]研究發現，將0.05 mm和0.1 mm的鈦合金箔分別嵌入正交鋪層復合材料層板中能夠顯著提升材料在拉伸載荷下的抗滲漏特性，甚至直至最終失效也未觀察到氦氣泄漏。Mcvay等[20]通過在鋪層中間引入鍍鋁聚酯薄膜，結果表明在極端低溫和小于7 J的低能量沖擊下，嵌薄膜層合板表現出了顯著的抗滲漏能力，但該方法為層合板制備和層間性能帶來了新的挑戰。除上述引入異質層方法外，對于同質復合材料的鋪層結構優化也是一種重要的抗滲漏方式。Kumazawa等[21-22]對于面內雙軸加載下不同鋪層方式的復合材料層合板進行了系統地原位加載滲漏行為研究，結果表明，相比于常規正交鋪層，薄層正交鋪層能夠抑制貫穿性裂紋萌生，具有更好的防滲性能，而準各向同性鋪層更容易發生滲漏。Hamori等[23]也得出了相似的研究結論。Choi等[24]對比了低溫循環下紡織復合材料和復合材料層合板的防滲漏性能，發現紡織復合材料的纖維束交織阻礙了低溫循環萌生的基體微裂紋相互連接，從而使得材料整體的滲漏性被抑制。上述研究表明，復合材料的滲漏行為與材料鋪層方式直接相關，織物形式的引入可能會提升外載荷下復合材料抗滲漏性能，但尚缺乏進一步評估。

綜合上述研究現狀，本文針對一種用于復合材料貯箱的含表面機織層的復合材料層合板開展了低速沖擊損傷下的滲漏規律研究。通過對層合板試樣的正反兩面分別進行不同能量的低速沖擊試驗，試驗后采用氦質譜滲漏檢測系統對不同能量下的試樣進行滲漏檢測，獲取沖擊損傷后的層合板滲漏速率，得到層合板在承受不同方向及不同能量沖擊后的臨界滲漏門檻值。同時，使用超聲波C掃描對試驗后復合材料層合板的分層損傷進行了表征，并從C掃描特征波形和目視損傷形貌角度討論了層合板的臨界滲漏判定方法。本文旨在研究一種含有表面機織層的復合材料層板的低速沖擊損傷及滲漏規律，為復合材料貯箱的抗沖擊設計提供數據支撐。

1 研究對象與方法

1.1 研究對象

層合板試樣由21個單向鋪層和1個碳纖維機織布層構成，單層厚度約0.15 mm，總厚度約3.4 mm，采用熱壓罐工藝固化成型，鋪層順序為[12/-12/90/90/-45/45/90/90/65/-65/0/-65/65/90/90/45/-45/90/90/-12/12/機織布]。試樣由水切割技術加工。為便于區分，將有碳纖維布的一面記為A面，另一面則稱為B面，試樣尺寸及表面如圖1所示。

圖1 層合板試樣的尺寸及其上下表面圖Fig.1 Size and surface pictures of laminate specimens

1.2 研究方法

本研究的主要過程分為3個部分：復合材料層合板低速沖擊試驗、復合材料層合板沖擊損傷無損檢測、含沖擊損傷層合板的滲漏檢測試驗。為有效獲取沖擊損傷滲漏門檻值，針對該目標擬定的技術路線如圖2所示。擬定初始沖擊能量為5 J，并根據同一能量下沖擊后的實際損傷和滲漏檢測情況逐漸增加或減小沖擊能量。

圖2 復合材料層合板沖擊損傷后的滲漏規律研究技術路線Fig.2 Research technical route of leakage law of composite laminates after impact damage

低速沖擊試驗參考ASTM D7136 《測量纖維增強聚合基復合材料對落錘沖擊事件的損傷阻抗的標準試驗方法》在配有防止二次沖擊裝置的Instron 9250HV落錘試驗機上完成，其加載精度為±1%。試樣表面支持夾具的夾持寬度為25 mm，沖擊區域尺寸 (75±1)mm×(125±1)mm，試驗時使用4個夾頭在沖擊時對試樣進行約束，如圖3(a)所示。沖頭選用直徑16 mm的半球狀沖頭，其自身質量及相應配質共計5.607 kg。試樣沖擊面的4個角上由對稱分布的橡膠頭夾持，防止產生較大的面外位移。

分層損傷檢測使用美國物理聲學公司生產的超聲波C掃描設備(POCKET-UT)結合雙軸自動掃查器進行，探測頻率為5 MHz，步進長度為0.33 mm，如圖3(b)所示。滲漏檢測擬采用力熱耦合環境下材料滲漏測試表征平臺[25]進行，如圖3(c)所示。檢測時將層合板放置在滲漏平臺的下腔體上表面，通過聚四氟乙烯密封環密封后將下腔體抽真空，進入上腔體的氦氣通過層合板滲漏至下腔體后由氦質譜檢漏儀檢測。檢測方向為由無碳纖維布一側向有碳纖維布一側滲漏(由B面向A面)，檢測壓力為0.4 MPa，保壓5 min后檢測滲漏情況，當漏率超出1×10-6[(Pa·m3)/s]時即視為發生泄漏，當滲漏速率超出設備量程時，漏率顯示為1。

(a)Instron 9250HN落錘試驗機及其夾具

2 結果與討論

2.1 層合板低速沖擊響應

針對復合材料層合板A面和B面分別進行了能量為2～10 J和5～50 J范圍的低速沖擊試驗，在同一能量下進行了至少2次重復性測試。為便于對比分析，分別將上述各能量下低速沖擊的載荷-時間曲線、能量-時間曲線和載荷-撓度曲線繪于圖4。

(a)A面沖擊載荷--時間曲線

圖4(a)中，載荷時間曲線均表現為3個階段：接觸力線性上升段、載荷峰值段和沖頭被反彈時的載荷下降段。A面受沖擊時復合材料層合板的整體沖擊響應時間均為6.5 ms左右，當能量低于5 J時，曲線形狀近似為順滑對稱的正弦曲線，表明沖擊過程中層合板整體表現為彈性響應，幾乎沒有損傷發生。當沖擊能量高于5 J時，能量越高，載荷曲線在峰值附近震蕩越劇烈，原因是層合板內的損傷擴展以及層合板和沖頭摩擦程度加劇。圖4(b)中，低能量下B面受沖擊時響應趨勢與A面情況相似，但沖擊能量大于45 J時，載荷達到峰值后出現明顯的驟降，且卸載段時間增大，其原因在于試樣內大面積的分層、纖維斷裂、基體開裂等造成層合板面外剛度急劇退化，減小了作用于沖頭的加速度。

圖4(c)(d)中能量--時間曲線代表了沖擊過程中的不同能量轉化階段。曲線上升段時，沖頭從接觸層合板直至位移最低點時，沖頭的全部動能轉變為層合板的應變能、內部損傷擴展導致的斷裂能與摩擦耗散。在卸載階段，沖頭開始回彈伴隨著試樣的彈性卸載，但能量耗散，加之已損傷試樣的彈性應變能減小，均使得沖頭回彈動能小于總能量，從而在卸載末端形成拐點，該拐點處能量值代表了能量耗散值。可以看出，沖擊能量越大，耗散能量也越大。A面和B面受較低能量沖擊時，隨著沖擊能量增大，能量耗散逐漸增大但都低于5 J。當B面受大于35 J的沖擊時，試樣能量耗散明顯增加至11.3 J，表明損傷模式發生了轉變，這將在后續損傷表征中進一步說明。

圖4(e)(f)中，當A面受沖擊能量小于4 J時和B面受沖擊能量小于35 J時，曲線在達到最大載荷之后的卸載段路徑幾乎和加載時一致，表明試樣幾乎完全處于彈性狀態。當A面和B面的沖擊能量高于上述值后，損傷引發的載荷震蕩卸載和殘余變形使得加載和卸載曲線圍成一個不規則形狀。可以發現，B面的最大面外位移達到了A面的2倍，但兩者卸載后的殘余變形均小于1 mm，這表明了試樣依然具有一定的承載力和面外剛度。

2.2 沖擊損傷表征

2.2.1 損傷分布規律

針對低速沖擊后的試樣，采用超聲波C掃描探傷設備檢測的分層損傷結果和損傷面積如圖5所示。不難看出，當A面受沖擊能量達到4 J時，層合板開始出現明顯可檢測到的沖擊區域局部損傷，且隨著沖擊能量由5 J增加至10 J時，損傷區域面積由0.4 cm2增加至5.2 cm2，損傷區域均在沖擊點呈圓形分布，與沖頭形狀近似，表明了損傷主要集中在沖擊區域附近。B面受沖擊則表現出更弱的分層損傷阻抗，僅在5 J能量沖擊下就出現約3.7 cm2的橢圓形損傷，隨著沖擊能量的增大，損傷區域面積迅速增加；在沖擊能量超過30 J時，分層損傷擴展至板的寬度方向邊緣處，且面積由22.5 cm2增加到75.6 cm2，即試樣總面積的一半以上。對比兩種沖擊方向，在5 J和10 J相同能量沖擊下，B面受沖擊時產生的分層損傷面積均略大于A面受沖擊，這是因為B面受沖擊時背部的機織層與相鄰的12°層的剛度不匹配，引起的層間剪應力大于A面受沖擊時背部12°與-12°層的剪應力。

(a)沖擊面為A

2.2.2 沖擊后損傷形貌

采用VHX-950F超景深三維顯微系統對沖擊后層合板上下表面進行顯微觀察，如圖6所示。對于A面受沖擊，在最大能量10 J沖擊后，層合板上下表面并無明顯的凹坑或其他可見損傷。B面受沖擊從25 J時開始出現可觀察的明顯損傷，背面表現為機織層的少量纖維束劈裂。其原因在于B面受沖擊時，機織層所承受的面內張力主要由纖維束承擔，試樣的長寬比決定了寬度方向纖維束所承受的纖維方向拉伸載荷更大，進而形成沿長度方向的纖維束斷裂。但此時沖擊正面無可見裂紋，且圖5(b)中C掃描結果表明分層損傷仍局限于材料面內的局部沖擊區域。而在B面受沖擊能量為50 J時，沖擊面受到沖頭直接擠壓出現明顯的壓縮損傷，且背面機織層出現纖維束的斷裂和大面積的基體開裂。此外，從側視圖可以看出，厚度方向上整個層合板出現大量分層損傷，且靠近上表面部分由于壓縮屈曲而出現多層的壓潰，繼而形成包含基體開裂、纖維斷裂和分層的貫穿性復雜斷裂面。

圖6 不同方向沖擊后的試樣典型損傷形貌Fig.6 Typical damage morphologies of specimens in different impact directions

(a)A面受沖擊

2.3 滲漏規律分析

層合板損傷后的氦氣泄漏速率與沖擊能量的關系如圖7所示。隨著沖擊能量的增大，層合板的滲漏速率快速增長。A面受沖擊時發生滲漏的臨界沖擊能量為2 J以上，B面的臨界滲漏沖擊能量為30 J以上。可以看出，不同沖擊方向對于層合板的滲漏性能影響很大。當A面受沖擊時機織層受沖頭直接沖擊擠壓，交織的纖維束復合材料內部很容易出現局部的基體開裂和纖維束與基體界面開裂等，而各單向層在彎曲載荷下很容易萌生沿纖維方向的基體微小裂紋，并進一步擴展、聯結為貫穿厚度方向的微裂紋帶，從而形成厚度方向上的滲漏路徑[26]，進而導致層合板的氣密性降低，而其微小尺寸往往難以被C掃描設備和光學顯微鏡表面觀察得知。而B面受沖擊時其背部機織層所具有的織物結構具有較好的損傷容限水平，基體微裂紋被限制在纖維束內[24]，從而阻礙了單向帶層的微裂紋帶沿厚度方向的擴展，且層合板的剩余面外剛度進一步促進了沖擊后試樣的撓度恢復和內部裂紋閉合，這些都使得高壓氦氣難以形成有效的滲漏路徑，從而提高了試樣發生滲漏的臨界沖擊能量值。

根據A面2 J沖擊和B面30 J沖擊后的C掃描結果，分別提取其損傷區域內外的掃描超聲波形，如圖8所示。其中，橫軸為時間，縱軸為歸一化處理后的相對振幅。針對A面受2 J能量沖擊時，超聲波C掃描均沒有探測到明顯的損傷區域，其超聲波形表現為明顯的兩道波峰，從左往右分別代表試樣的表面回波和底面回波，但此時試樣已被視為滲漏。B面受沖擊在損傷區域外與A面受沖擊波形類似，但在損傷區域內波形的表面回波和底面回波不再清晰分明，而是出現重疊交叉，這表明層合板內部出現分層損傷，從而導致多個底面回波相互干涉疊加，可視為損傷的特征波形。這表明試樣A面受沖擊時，只要出現損傷特征波形，即可視為滲漏；但試樣B面受沖擊后，即使檢測到分層損傷特征波形也不能直接作為判斷是否滲漏的依據，但可以通過顯微觀察或目視機織層是否存在可見損傷作為判定依據。

圖8 臨界滲漏沖擊能量的試樣C掃描波形Fig.8 C-scanning waveform of specimens with critical-leakage impact energy

3 結論

本文以貯箱用碳纖維鋪層復合材料為研究對象，通過低速沖擊試驗、無損檢測和滲漏檢測，研究了不同沖擊方向下表面機織層對試樣的宏觀響應、損傷特性和滲漏的影響規律，分別確定了其發生臨界滲漏時的沖擊能量門檻值，獲得的主要結論為：

1)在同一能量下不同方向沖擊時，層合板的宏觀響應沒有明顯區別，但A面受沖擊時臨界滲漏沖擊能量為2 J以上，而B面的臨界滲漏沖擊能量為30 J以上。機織布層置于沖擊背側時，能夠抑制裂紋擴展，從而提高臨界滲漏能量門檻值。

2)A面受沖擊發生臨界滲漏時，并沒有檢測到分層損傷和目視可見損傷，但B面發生臨界滲漏時，已經產生了較大面積的分層損傷和背部目視可見裂紋。超聲C掃描特征波形可適用于A面受沖擊后滲漏的判定條件，而B面可通過對背部的機織層目視觀察來判定。

3)本研究得到的試驗結果表明了在復合材料層合板的背側增加一層織物層可以有效提高其沖擊滲漏門檻值，同時通過對試驗結果的分析揭示了該層合板結構在低速沖擊載荷下的損傷機理和滲漏機制，相關結論可以用于指導復合材料貯箱結構的抗沖擊設計。此外，還獲取了層合板結構臨界滲漏情況對應的無損檢測波形，可以為復合材料貯箱結構的檢測和維修提供參考依據。