朱 飛， 還大軍， 肖 軍， 李 勇

(南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 210016)

X-cor夾層結(jié)構(gòu)低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究

朱 飛， 還大軍， 肖 軍， 李 勇

(南京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，南京 210016)

X-cor泡沫夾層結(jié)構(gòu)是一種通過(guò)Z-pin技術(shù)增強(qiáng)泡沫夾芯的新型高性能夾層結(jié)構(gòu)。在低速?zèng)_擊下，X-cor夾層結(jié)構(gòu)損傷失效機(jī)制復(fù)雜，通過(guò)在不同能量階段對(duì)X-cor夾層結(jié)構(gòu)失效行為進(jìn)行分析，討論Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)和泡沫芯材密度對(duì)失效行為的影響。低速?zèng)_擊試樣規(guī)格為Z-pin直徑0.5 mm、植入角度為22°，分別改變泡沫類型和Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明：6 J沖擊能量下，沖擊能量主要由面板分層承擔(dān)，相對(duì)于未植入Z-pin試樣，隨著Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的升高，面板分層面積最多減少了45.1%，而泡沫密度對(duì)分層面積影響不大；12 J沖擊能量下，部分Z-pin發(fā)生失效，通過(guò)剩余壓縮強(qiáng)度比發(fā)現(xiàn)，隨著Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的增加，剩余壓縮強(qiáng)度比先增大后減小，植入體積分?jǐn)?shù)為0.42%時(shí)最高，而此時(shí)泡沫密度增加，剩余壓縮強(qiáng)度比也隨之增加；當(dāng)能量到達(dá)18 J時(shí)，芯材開始出現(xiàn)剪切裂紋，同時(shí)吸收大部分能量，較弱的芯材剩余壓縮強(qiáng)度比大，而Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)越大，剩余壓縮強(qiáng)度比反而越小。采用數(shù)值模擬的方法建立低速?zèng)_擊模型，并將沖擊后的結(jié)果直接傳遞應(yīng)用于剩余壓縮強(qiáng)度模型中，得到的結(jié)果比實(shí)驗(yàn)值偏高25%～29%。

低速?zèng)_擊；分層面積；X-cor夾層結(jié)構(gòu)；剩余壓縮強(qiáng)度；數(shù)值模擬

復(fù)合材料泡沫夾層結(jié)構(gòu)由于其輕質(zhì)、高強(qiáng)、成型工藝簡(jiǎn)單等優(yōu)勢(shì)，近年來(lái)廣泛應(yīng)用于航空航天、軌道交通、船舶及海洋工程等領(lǐng)域。由于泡沫夾層結(jié)構(gòu)在厚度方向上力學(xué)性能薄弱，主要用于次承力結(jié)構(gòu)部件，因此，利用Z-pin三維增強(qiáng)X-cor夾層結(jié)構(gòu)提高夾層結(jié)構(gòu)厚度方向力學(xué)性能和損傷容限[1-2]成為一個(gè)重要研究方向。X-cor夾層結(jié)構(gòu)在泡沫中植入X狀Z-pin，并使得Z-pin端部露出部分插入上下面板形成整體結(jié)構(gòu)。這項(xiàng)技術(shù)最早由美國(guó)Atex公司提出，利用Z-pin三維增強(qiáng)技術(shù)來(lái)強(qiáng)化泡沫夾層的面外性能。研究表明[3]，X-cor 泡沫夾層復(fù)合材料結(jié)構(gòu)代替具有相同壓縮和剪切強(qiáng)度的蜂窩夾層結(jié)構(gòu)可使結(jié)構(gòu)減重10%～15%，曾成功應(yīng)用于RAH-6科曼奇武裝直升機(jī)[4]。

近年來(lái)，大多數(shù)研究集中于X-cor夾層結(jié)構(gòu)的拉壓、剪切、彎曲性能方面。文獻(xiàn)[5-11]論述了X-cor夾層結(jié)構(gòu)在壓縮、剪切、拉伸等方面的性能研究，并提出了理論壓縮、剪切、拉伸模型剛度的相關(guān)計(jì)算公式，而關(guān)于X-cor夾層結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能的研究并不多。早期，Vaidya[12-13]的低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)研究表明，Z-pin植入角度偏離厚度方向越小的試件在低速?zèng)_擊的實(shí)驗(yàn)條件下抗沖擊能力越強(qiáng)，他通過(guò)CAI試驗(yàn)測(cè)試了其損傷容限，發(fā)現(xiàn)與泡沫夾層結(jié)構(gòu)相比，低速?zèng)_擊所造成的損傷主要出現(xiàn)在pin密集部位。Palazotto[14]通過(guò)擺錘低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)對(duì)兩種不同植入角度的X-cor增強(qiáng)泡沫夾層結(jié)構(gòu)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明失效機(jī)制為pin穿出、pin周圍分層和脫粘，偏離豎直方向角度越低的試樣沖擊門檻能量值越高，超聲C掃描可以看出pin穿出后的分層現(xiàn)象。

許多學(xué)者采用有限元分析的方法[15-19]對(duì)復(fù)合材料夾層結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬研究。Liu等[18]通過(guò)理論分析和有限元模擬的方法對(duì)X-cor夾層結(jié)構(gòu)的三點(diǎn)彎曲性能進(jìn)行研究，分析了四種壓塌失效機(jī)制，并繪制了失效機(jī)制圖，發(fā)現(xiàn)相對(duì)弱的泡沫對(duì)于pin增強(qiáng)的夾層結(jié)構(gòu)更有效，但是并未討論其他參數(shù)對(duì)失效機(jī)制的具體影響。譚年富等[19]對(duì)泡沫夾層結(jié)構(gòu)低速?zèng)_擊及沖擊后剩余壓縮強(qiáng)度進(jìn)行了全過(guò)程數(shù)值模擬，由于該方法避免了以往學(xué)者對(duì)沖擊后夾層板損傷狀態(tài)所做的人為假設(shè)，把沖擊后的預(yù)測(cè)損傷直接傳遞用于剩余強(qiáng)度研究，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

本工作通過(guò)數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)，分析了X-cor夾層結(jié)構(gòu)在不同沖擊能量下的失效模式，就3種不同失效行為下，對(duì)比了不同Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)和不同泡沫密度試樣的分層損傷面積和剩余壓縮強(qiáng)度比，并用有限元進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得到的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)較為吻合。

1 實(shí)驗(yàn)材料

1.1 實(shí)驗(yàn)材料與設(shè)備

實(shí)驗(yàn)用的X-cor夾層結(jié)構(gòu)由面板、Z-pin、泡沫芯材3部分組成，面板由山東威海光威公司US12500單向預(yù)浸料鋪疊而成，名義厚度為1 mm，鋪層方式為[0/90]2s；Z-pin由昆山裕博公司FW-125環(huán)氧樹脂和日本東麗公司T3003(3k)碳纖維拉擠而成，直徑0.5 mm；泡沫芯材為德國(guó)Evonik Degussa公司3種PMI泡沫Rohacell-71IG，51IG，31IG，厚度為12 mm。實(shí)驗(yàn)中X-cor參數(shù)規(guī)格為Z-pin植入角度為22°，植入密度5 mm×5 mm，7 mm×7 mm，10 mm×10 mm分別對(duì)應(yīng)Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)為0.84%，0.42%，0.21%。

實(shí)驗(yàn)設(shè)備為平板熱壓機(jī)，低速落錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)，新三思萬(wàn)能試驗(yàn)拉伸機(jī)，歐普仕PI450紅外熱像儀。

1.2 性能測(cè)試

實(shí)驗(yàn)方法參考ASTMD 7136M—05標(biāo)準(zhǔn)，試樣尺寸100 mm×100 mm，沖擊頭為半球形沖頭，直徑25 mm、質(zhì)量2.25 kg，試樣置于含75 mm×50 mm的方形孔的工作臺(tái)上，實(shí)驗(yàn)用的落錘試驗(yàn)機(jī)和夾持裝置如圖1所示。試樣支持夾具的四個(gè)夾子在沖擊時(shí)對(duì)試樣進(jìn)行約束，夾子的夾緊力不小于1100 N。沖擊頭做自由落體運(yùn)動(dòng)，垂直沖擊試樣中心，沖擊能量為落錘勢(shì)能為沖頭重量和下落高度的乘積，采用3個(gè)沖擊能級(jí)分別為6 J，12 J，18 J 。

圖1 落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)及夾具Fig.1 Drop hammer impact test machine and impact clamp

圖2 CAI實(shí)驗(yàn)裝置Fig.2 CAI test machine

對(duì)沖擊后試樣進(jìn)行紅外無(wú)損檢測(cè)，使用Matlab平臺(tái)圖像處理功能，經(jīng)過(guò)采集圖像-圖像平滑-圖像增強(qiáng)-邊緣檢測(cè)-圖像分割-二值去噪，最后以外輪廓為邊界，統(tǒng)計(jì)像素?cái)?shù)目，獲取圖像面積。

沖擊后的試樣的剩余強(qiáng)度大小是檢測(cè)其損傷容限的重要指標(biāo)。本實(shí)驗(yàn)參照ASTM D7137—07進(jìn)行剩余壓縮強(qiáng)度測(cè)試，如圖2所示，將試樣上下兩邊夾緊固支，上壓頭向下加載，加載速率為1 mm/min，力學(xué)試驗(yàn)機(jī)記錄載荷-位移曲線。

試樣剩余壓縮強(qiáng)度σb可由式(1)進(jìn)行計(jì)算：

(1)

式中：Pmax為壓縮破壞的最大載荷，N；h為夾芯結(jié)構(gòu)的厚度，mm；d為夾芯結(jié)構(gòu)的寬度，mm。

(2)

式中：σ0是試樣未沖擊情況下的壓縮強(qiáng)度值。

2 有限元模擬分析

2.1 模型的建立

X-cor夾層結(jié)構(gòu)低速?zèng)_擊及CAI模型如圖3所示，沖擊頭為半球形剛體，半徑12.5 mm，表1和表2中給出了模型各部分參數(shù)。本模擬采用的相關(guān)參數(shù)來(lái)源于文獻(xiàn)[12]和文獻(xiàn)[18]。

圖3 X-cor夾層結(jié)構(gòu)低速?zèng)_擊(左)及CAI模型(右)Fig.3 Low velocity impact and CAI model of X-cor sandwich structure

ABAQUS數(shù)值傳遞技術(shù)是通過(guò)將原始分析的數(shù)據(jù)結(jié)果傳遞到后續(xù)分析中的手段[20]。因此，在不做人為假設(shè)破壞的情況下直接引入沖擊分析的結(jié)果進(jìn)行沖擊后剩余壓縮強(qiáng)度分析。通過(guò)ABQUS/Explict準(zhǔn)靜態(tài)分析對(duì)沖擊后的試樣進(jìn)行沖擊后剩余壓縮強(qiáng)度的模擬，加載條件見文獻(xiàn)[19]。

模擬試樣采用四邊固支，尺寸為100 mm×100 mm，沖擊區(qū)域網(wǎng)格細(xì)化。泡沫夾心厚度為12 mm，采用C3D8R單元，引入Crushable Foam材料模型對(duì)

表1 材料力學(xué)性能

表2 德固賽芯材力學(xué)性能

其模擬，塑性硬化曲線由真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線轉(zhuǎn)化得到。上下面板厚度均為1 mm，對(duì)沖擊區(qū)域細(xì)化單元，采用S4C8R單元，面板層間界面采用0厚度Cohesive單元模擬，這種單元主要起模擬連接上下兩個(gè)單層的作用，采用BK開裂準(zhǔn)則，通過(guò)這個(gè)模型來(lái)模擬分層失效的本構(gòu)。Z-pin單元采用B32單元,Z-pin直徑為0.5 mm，植入角度為22°，通過(guò)Embedded技術(shù)嵌入整體模型中，模型總單元數(shù)為64127個(gè)。

2.2 失效準(zhǔn)則

模型中面板與Z-pin均采用了Hashin失效準(zhǔn)則，其考慮了4種不同的損傷起始機(jī)制：纖維拉伸、纖維壓縮、基體拉伸、基體壓縮。損傷起始準(zhǔn)則有如下的表達(dá)形式：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

上式中σ是真實(shí)應(yīng)力，M是損傷算子：

(6)

df，dm，ds是分別代表纖維、基體和剪切損傷分量，由損傷變量dft，dfc，dmt，dmc推導(dǎo)得到，用于對(duì)應(yīng)先前所討論的四個(gè)模式，如下：

(7)

(8)

ds=1-(1-dft)(1-dfc)(1-dmt)(1-dmc)

(9)

2.2.1 損傷演化

然而，復(fù)合材料在損傷起始后并不馬上破壞，而是本構(gòu)關(guān)系發(fā)生改變，即發(fā)生所謂的損傷演化。損傷演化開始之前材料是線彈性，有一個(gè)平面應(yīng)力各向異性材料的剛度矩陣。此后，材料行為依據(jù)式(10)計(jì)算：

σ=Cdε

(10)

式中：ε是應(yīng)變；Cd是損傷彈性矩陣，其形式是：

(11)

式中：D=1-(1-df)(1-dm)ν12ν21；E1是1方向的彈性模量；E2是2方向的彈性模量；G是剪切模量；V12和V21是泊松比。

2.3 泡沫本構(gòu)

圖4 3種泡沫應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.4 Stress and strain curves of three kinds of foam

泡沫夾芯是彈塑性的材料，ABAQUS中的Crushable Foam模型能很好地模擬PMI，PVC等泡沫。通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得3種不同密度的泡沫壓縮真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖4所示，經(jīng)過(guò)轉(zhuǎn)換可得到ABAQUS中泡沫塑性應(yīng)力應(yīng)變值。

3 結(jié)果與討論

沖擊能量由低到高，X-cor夾層結(jié)構(gòu)失效模式并不相同，可以將其分為3個(gè)階段的失效：(1)面板失效：包括面板分層失效、面板基體破裂、面板纖維斷裂；(2)Z-pin失效：包括Z-pin穿出、Z-pin斷裂；(3)泡沫芯材失效：包括夾芯壓縮塑性變形、芯材剪切。這3個(gè)階段的失效模式并不單獨(dú)出現(xiàn)，但在不同能量下，都有其主導(dǎo)的失效模式。

3.1 面板分層失效

沖擊能量為6 J時(shí)，試樣表面損傷往往目視不可見，此時(shí)，沖擊能量主要由面板分層承擔(dān)。圖5表示了未植入Z-pin的與植入Z-pin密度為7 mm×7 mm的3種類型泡沫基體對(duì)比，由圖5可以明顯看出，在低能量下，泡沫密度的改變對(duì)分層損傷面積的影響很小。圖6是芯材為71IG泡沫，不同Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的X-cor夾層結(jié)構(gòu)損傷面積對(duì)比，從圖6可以看出，隨著Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的升高，損傷分層面積逐漸減少，這主要是因?yàn)橹踩朊姘宓腪-pin起到了一定的橋聯(lián)作用，抑制了面板分層[2]。

圖5 沖擊能量為6 J下不同泡沫類型的試樣分層面積Fig.5 Delamination area of specimen with different foam types under 6 J impact energy

3.1.1 有限元分析

圖7中對(duì)比了Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)為0.84%不同泡沫類型的試樣在實(shí)驗(yàn)(左)和模擬(右)的面板分層面積，隨著泡沫密度增加，紅外無(wú)損檢測(cè)得到的分層面積與模擬出的分層損傷面積相差不大。表3反映的是6 J沖擊能量下，植入體積分?jǐn)?shù)為0%，0.21%，0.42%，0.84%，泡沫類型為71IG泡沫的試樣損傷分層面積實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比。從表3可以看出Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)越大，模擬值與實(shí)驗(yàn)值偏差越大，主要是模擬值偏高，這是因?yàn)閆-pin植入體積分?jǐn)?shù)越大，Pin針間植入間距越小，Z-pin產(chǎn)生的橋聯(lián)作用[2]越大，由于橋聯(lián)機(jī)制的存在面板的實(shí)際分層面積會(huì)比模擬值更低。

圖6 沖擊能量為6 J下不同Z-pin植入體積分?jǐn)?shù) 試樣分層面積Fig.6 Delamination area of specimen with different volume fraction of Z-pin under 6 J impact energy

圖7 沖擊能量為6 J下不同泡沫類型面板分層面積實(shí)驗(yàn)與仿真對(duì)比 (a-1)71IG沖擊實(shí)驗(yàn)； (a-2)71IG沖擊模擬；(b-1)51IG沖擊實(shí)驗(yàn)；(b-2)51IG沖擊模擬; (c-1)31IG沖擊實(shí)驗(yàn)；(c-2)31IG沖擊模擬Fig.7 Experiment and simulation comparison of impact delamination area with different foam style under 6 J impact energy (a-1)71IG in impact experiment;(a-2)71IG in impact simulation；(b-1)51IG in impact experiment; (b-2)51IG in impact simulation；(c-1)31IG in impact experiment;(c-2)31IG in impact simulation

volumefractionofZ?pinExperimentresult/kNFEAresult/kNDeviation0165．20170．4↑3．15%0．21%134．20158．4↑18．0%0．42%127．04144．2↑13．5%0．84%113．86121．2↑6．45%

3.2 Z-pin失效

當(dāng)沖擊能量到達(dá)12 J時(shí)，X-cor夾層結(jié)構(gòu)的失效模式發(fā)生了明顯的變化，面板的分層失效產(chǎn)生的分層面積到達(dá)一定值后不再顯著變化，這種情況下其沖擊后剩余壓縮強(qiáng)度的大小表征X-cor夾層結(jié)構(gòu)失效更為合適。當(dāng)沖擊應(yīng)力波傳遞到與面板連接的Z-pin上時(shí)，Z-pin開始承載，通過(guò)歐拉公式[8]可得：

(11)

式中：P為Z-pin發(fā)生屈曲的臨界載荷；Ep為Z-pin彈性模量；Ip為Z-pin的截面慣性矩；k為壓桿發(fā)生屈曲時(shí)形成的半正弦波個(gè)數(shù)；β為泡沫彈性模量，對(duì)壓桿起支撐作用；μ為壓桿的長(zhǎng)度因素；l為Z-pin在泡沫內(nèi)的長(zhǎng)度。

如果Z-pin桿的臨界屈曲載荷P大于面板與Z-pin端部的結(jié)合部位提供的黏結(jié)力f時(shí)，Z-pin端部將會(huì)脫粘，穿出面板，形成如圖8(a)所示的損傷形式；如果Z-pin桿的臨界屈曲載荷P不大于f時(shí)，Z-pin將發(fā)生屈曲失效，導(dǎo)致Z-pin折斷，形成如圖8(b)所示的損傷形式。由于制造工藝的限制，每根Z-pin的P和f并不可能完全一致，所以可能會(huì)導(dǎo)致Z-pin出現(xiàn)穿出和斷裂兩種失效模式。

圖8 Z-pin失效模式 (a)Z-pin穿出；(b)Z-pin斷裂Fig.8 Z-pin failure map (a)Z-pin piercing; (b)Z-pin breaking

圖9 沖擊能量為12 J下不同Z-pin植入體積分?jǐn)?shù) 的試樣剩余壓縮強(qiáng)度比Fig.9 Residual compressive strength ratio of specimens with different volume fraction of Z-pin under 12 J impact energy

當(dāng)沖擊能量為12J時(shí)，由于31IG泡沫已經(jīng)出現(xiàn)泡沫剪切失效，對(duì)剩余壓縮強(qiáng)度的影響較大，故在51IG和71IG泡沫基體下對(duì)不同植入體積分?jǐn)?shù)Z-pin的試樣進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示，植入Z-pin體積分?jǐn)?shù)對(duì)于剩余壓縮強(qiáng)度呈現(xiàn)一種先上升后下降的趨勢(shì)，先上升是因?yàn)閆-pin的存在對(duì)沖擊能量的吸收起到了一定的作用，減少了沖擊能量對(duì)面板的損傷。但當(dāng)Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)增加到0.84%的時(shí)候，此時(shí)受沖擊影響的Z-pin數(shù)增加，因而失效的Z-pin數(shù)目也會(huì)相應(yīng)增加，失效的Z-pin對(duì)面板會(huì)造成一定的損傷，如圖8(a)穿出面板的Z-pin對(duì)面板造成了一定的破壞，所以造成了剩余壓縮強(qiáng)度的下降。

單獨(dú)考慮泡沫類型對(duì)Z-pin失效的影響，可以從圖10中得出結(jié)論，無(wú)論是6J還是12J沖擊能量，泡沫芯材越強(qiáng)，剩余壓縮強(qiáng)度比越大，這說(shuō)明泡沫作為彈性基體對(duì)Z-pin起到了橫向支撐的作用，變相地提高了Z-pin的抗彎剛度。

圖10 沖擊能量為12 J下不同泡沫類型的試樣剩余 壓縮強(qiáng)度比Fig.10 Residual compressive strength ratio of specimen with different foam types under 12 J impact energy

3.2.1 有限元分析

利用數(shù)值傳遞技術(shù)對(duì)X-cor夾層結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元模擬，圖11(a)是模擬失效失效云圖，可以看出失效是從沖擊損傷區(qū)域擴(kuò)展成橫向裂紋，圖11(b)中可以看出實(shí)驗(yàn)過(guò)程中試樣的失效模式同樣也是從損傷 區(qū)域發(fā)生屈曲形成橫向裂紋擴(kuò)展，圖11(c)為有

限元模擬的上面板基體壓縮損傷，紅色部分為失效區(qū)域，圖11(d)中為實(shí)驗(yàn)中上面板基體斷裂的裂紋，可以看出有限元模擬的失效模式與實(shí)驗(yàn)失效較為吻合。有限元模擬的峰值力的大小與實(shí)驗(yàn)值相差較大，表4為不同泡沫密度的側(cè)壓峰值力在實(shí)驗(yàn)和有限元模擬下的對(duì)比，由表4可知，在12J的沖擊能量下，當(dāng)植入Z-pin體積分?jǐn)?shù)為0.84%，不同泡沫密度下，實(shí)驗(yàn)峰值力與模擬值平均偏差26.84%。這可能是由于在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中泡沫發(fā)生了大量的剪切失效，以及裂紋擴(kuò)展，導(dǎo)致試樣在側(cè)壓過(guò)程中失效較快，而模擬中的泡沫發(fā)生的是塑性變形，并未考慮剪切裂紋擴(kuò)展，造成了實(shí)驗(yàn)值相對(duì)于模擬值偏低的情況。

圖11 沖擊能量為12 J下CAI實(shí)驗(yàn)與模擬圖對(duì)比 (a)剩余壓縮強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)有限元模擬；(b)剩余壓縮強(qiáng)度實(shí)驗(yàn) (c)有限元模擬基體壓縮破壞；(d)實(shí)驗(yàn)中基體壓縮破壞Fig.11 Comparison of CAI experiment and simulated image under 12 J impact energy (a)finite element simulation of CAI; (b)test of CAI；(c)finite element simulation of matrix compression failure;(d)matrix compression failure in experiment

FoamstylesExperimentalresults/kNFEAresults/kNDeviation31IG7．149．25↑29．55%51IG9．7012．21↑25．88%71IG13．2716．60↑25．09%

3.3 芯材失效

當(dāng)沖擊能量超過(guò)12 J時(shí)，失效模式逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樾静氖В蛷?qiáng)度的泡沫在12 J就已經(jīng)出現(xiàn)泡沫剪切失效。對(duì)比18 J下泡沫類型為71IG，不同Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的剩余壓縮強(qiáng)度比，圖12為18J沖擊能量下不同Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)試樣的剩余壓縮強(qiáng)度比。從圖12可以看出，隨著Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的增大，與圖9不同的是剩余壓縮強(qiáng)度比一直下降，這是由于Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)越大，在高沖擊能量下完全失效時(shí)對(duì)整體結(jié)構(gòu)本身的破壞也增多，造成了剩余壓縮強(qiáng)度比的下降；同樣，圖13為沖擊能量為18 J時(shí)不同泡沫類型試樣的剩余壓縮強(qiáng)度比。從圖13可以看出，當(dāng)Z-pin體積分?jǐn)?shù)都為0.84%時(shí)， 31IG泡沫芯材剩余壓縮強(qiáng)度比最高，這是因?yàn)檩^弱的泡沫芯材吸能能力好，當(dāng)能量較高時(shí)，較弱的泡沫芯材在強(qiáng)沖擊力下局部變形嚴(yán)重內(nèi)部發(fā)生剪切失效，大部分能量由泡沫吸收從而減小了對(duì)面板的損傷，因而在剩余壓縮實(shí)驗(yàn)中面板損傷較小的剩余壓縮強(qiáng)度比越大。

圖12 沖擊能量為18 J下不同Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的 試樣剩余壓縮強(qiáng)度比Fig.12 Residual compressive strength ratio of specimens with different volume fraction of Z-pin under 18 J impact energy

圖13 沖擊能量為18 J下不同泡沫類型的試樣剩余 壓縮強(qiáng)度比Fig.13 Residual compressive strength ratio of specimen with different foam types under 18 J impact energy

3.3.1 有限元分析

從前文可知，X-cor夾層結(jié)構(gòu)發(fā)生芯材失效與泡沫芯材的強(qiáng)弱和沖擊能量的大小有關(guān)。當(dāng)沖擊能量到達(dá)18 J時(shí)，屬于多種失效模式的混合狀態(tài)，其中芯材的失效吸收能量最多，圖14為有限元模擬的沖擊過(guò)程中能量轉(zhuǎn)換曲線，其中ALLKE為沖頭動(dòng)能，ALLPE為泡沫吸收的能量，ALLDMD是面板損傷耗散能，ALLFD是摩擦能，ALLSE是可恢復(fù)應(yīng)變能，如圖14所示，沖擊時(shí)間為3.5 ms時(shí)，沖擊速度為0，此時(shí)動(dòng)能為0，泡沫吸收能量最大，占33.2%。

圖14 仿真分析中沖擊過(guò)程中能量轉(zhuǎn)換Fig.14 Energy conversion during impact in process of simulation analysis

4 結(jié) 論

(1)在低能量下，面板分層是主要的失效模式，隨著Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的增加，分層損傷面積逐漸減??；泡沫密度對(duì)分層失效面積的影響不大。

(2)隨著沖擊能量的升高，Z-pin開始失效，并且隨著植入Z-pin體積分?jǐn)?shù)增加，剩余壓縮強(qiáng)度比先增大后減小，當(dāng)Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)為0.42%的時(shí)候，剩余壓縮強(qiáng)度比最大。

(3)在高能量階段，芯材承擔(dān)了很大一部分能量的吸收，結(jié)果表明：芯材越弱，吸能能力越強(qiáng)，剩余壓縮強(qiáng)度比也越高；而隨著Z-pin植入體積分?jǐn)?shù)的增加，X-cor夾層結(jié)構(gòu)的剩余壓縮強(qiáng)度反而降低。

(4)利用有限元對(duì)X-cor夾層結(jié)構(gòu)沖擊以及沖擊后壓縮進(jìn)行全程模擬，模擬的失效模式與實(shí)驗(yàn)較為接近，但峰值力結(jié)果偏高。

[1] ZHENG Y Y，XIAO J，DUAN M F，etal. Experimental study of partially-cured Z-pins reinforced foam core composites：K-cor sandwich structures[J]．Chinese Journal of Aeronautics，2014，27(1)：153-159.

[2] 褚奇奕，肖軍，李勇，等．碳纖維增強(qiáng)環(huán)氧Z-pin拔脫性能[J]．航空學(xué)報(bào)，2015，36(4)：1312-1319.

(CHU Q Y，XIAO J，LI Y，etal．Pullout performance of carbon fiber/epoxy Z-pins[J]．Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2015，36(4)：1312-1319．)

[3] CARSTENSEN T，COURNOYER D，KUNKEL E，etal．X-Cor advanced sandwich core material[C]∥Proceedings of the 33rd international SAMPE technical conference．Seattle：International Sampe Technical Conference, 2001．

[4] RICE M，F(xiàn)LEISCHER C A ，PAN M Z ．Study on the collapse of pin-reinforced foam sandwich panel cores[J]．Experimental Mechanics，2006，46：197-204．

[5] MARASCOA A I，CARTIE D D R，PARTRIDAGE I K，etal．Mechanical properties balance in novel Z-pinned sandwich panels: out-of-plane properties[J]．Composites Part A: Applied Science and Manufacturing，2006，37(2)：295-302．

[6] 李勇，肖軍，譚永剛，等．X-cor 夾層結(jié)構(gòu)壓縮性能研究[J]．航空學(xué)報(bào)，2009，30(3)：557-561．

(LI Y，XIAO J，TAN Y G，etal．Study on compressive properties of X-cor sandwich structures[J]．Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2009，30(3)：557-561．)

[7] 杜龍．X-cor 夾層復(fù)合材料力學(xué)性能研究[D]．西安： 西北工業(yè)大學(xué)，2007．

(DU L．A study on mechanical properties of X-cor sandwich[D]．Xi′an：Northwestern Ploytechnical University，2007．)

[8] 郝繼軍，張佐光，李敏，等．X-cor 夾層復(fù)合材料平壓性能分析 [J]．航空學(xué)報(bào)， 2008，29(4)：1079-1083．

(HAO J J，ZHANG Z G，LI M，etal．Compression property analysis of X-cor sandwich composites[J]．Acta Aeronautica et Astronautica Sinica．2008，29(4)：1079-1083．)

[9] 郝繼軍，張佐光，孫志杰，等．X-cor 泡沫夾層結(jié)構(gòu)側(cè)壓性能實(shí)驗(yàn)研究[M]．北京：國(guó)防工業(yè)出版社，2008．

(HAO J J，ZHANG Z G，SUN Z J，etal．Experimental study on edgewise compression of X-cor sandwich construction[M]．Beijing：National Defence Industry Press，2008．)

[10] 郝繼軍，張佐光，張蕾，等．Z-pin 植入?yún)?shù)對(duì) X-Cor 夾層復(fù)合材料力學(xué)性能的影響[J]．航空學(xué)報(bào)，2008， 29(3)：763-768.

(HAO J J，ZHANG Z G，ZHANG L，etal．Effects of Z-pin inserting parameters on X-cor sandwich mechanical propert[J]．Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2008，29(3)：763-768．)

[11] 黨旭丹． X-cor夾層結(jié)構(gòu)制備與力學(xué)性能研究，[D]．南京：南京航空航天大學(xué)，2009．

(DANG X D．Preparation and mechanical properties of X-cor sandwich composites[D]．Nanjing：Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，2009．)

[12] VAIDYA U K，KAMATH M V，HOSUR M V．Low velocity and compression-after-impact response of pin-reinforced sandwich composites[J]. Journal of Engineering Materials and Technology，2000，122(4)： 434-442.

[13] VAIDYA U K，KAMATH M V，HOSUR M V，etal．Low-velocity impact response of cross-play laminated sandwich composites with hollow and foam-filled Z-pin reinforced core[J]．Journal of Composite Technology and Research，1999， 21(2)：84-97．

[14] PALAZOTTO A N，GUMMADI L N B，VAIDYA U K，etal．Low velocity impact damage characteristics of Z-fiber reinforced sandwich panels-an experimental study[J]．Composite Structures，1999，43：275-288．

[15] ABDI B，AZWAN S．Flatwise compression and flexural behavior of foam core and polymer pin-reinforced foam core composite sandwich panels[J]．International Journal of Mechanical Sciences，2014，138-144．

[16] HALDAR S．Flexural behavior of singly curved X-Cor_ sandwich composite structures: experiment and finite element modeling[J]．Composite Structures，2015，129：70-79．

[17] 謝宗蕻，劉海涵，田江．復(fù)合材料泡沫夾層板準(zhǔn)靜態(tài)壓痕實(shí)驗(yàn)的有限元模擬[J]．材料工程，2014(2)：13-17．

(XIE Z H，LIU H H，TIAN J．Finite element simulation of quasi-static indentation tests on foam core sandwich composites[J]．Journal of Materials Engineering，2014(2)：13-17．)

[18] TAO L，ZI C D，TIAN J L，etal．Analytical modeling and finite element simulation of the plastic collapse of sandwich beams with pin-reinforced foam cores[J]．International Journal of Solids and Structures，2008，45： 5127-5151．

[19] 譚年富，陳秀華，法洋洋，等．泡沫夾層復(fù)合材料的低速?zèng)_擊損傷及剩余強(qiáng)度的數(shù)值模擬[J]．機(jī)械工程材料，2012，36(8)：89-94．

(TAN N F，CHEN X H，F(xiàn)A Y Y，etal．Numeral analysis on low-velocity impact damage and residual strength of foam sandwich composites[J]．Material for Mechanical Engineering，2012，36(8)：89-94．)

(責(zé)任編輯：徐永祥)

Experimental and Numeral Investigation on X-cor Sandwich Structure under Low-velocity Impact

ZHU Fei， HUAN Dajun， XIAO Jun， LI Yong

(College of Material Science and Technology, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China)

X-cor sandwich is a new kind of foam sandwich reinforced by Z-pin techniques. Under low velocity impact damage, failure mechanism of X-cor sandwich structure is complex. Failure behavior of X-cor sandwich structure at different energy stages was analyzed, and the effects of the volume fraction of Z-pin implant and the density of the foam core on the failure behavior were also discussed. Z-pin diameter of specimens in low speed impact test was 0.5 mm, and the implantation angle was 22°, and the type of foam and Z-pin implant volume fraction in the experiment was variable .The results show that under 6 J impact energy, the impact energy is mainly absorbed by the panel’s delamination. The sandwich contained Z-pin is beneficial to reduce the delamination area, while the delamination area of blank sample increases by 45.1%. The foam density has little effect on the delamination area. The Z-pin fails under 12 J impact energy. The residual compressive strength ratio increases first and then decreases with the increase of volume fraction of Z-pin. The sample has the highest residual compressive strength ratio when the volume fraction reaches 0.42%. As the foam density increases, the residual compressive strength ratio increases. When the energy reaches 18 J, shear crack appears in the foam core, and the crack absorbs most of the energy. The weaker the foam core, the larger the residual compressive strength ratio is, and the more the volume fraction of Z-pin implanted, the lower the residual compressive strength ratio is. The low velocity impact model is also established by numerical simulation, and the result of impact damage is directly transferred and applied to study the residual strength model; the result obtained is 25%～29% higher than the experimental value.

low-velocity impact；delamination area；sandwich；residual strength；numerical simulation

2016-11-08；

2016-12-13

航空科學(xué)基金項(xiàng)目(2015ZE52049)

還大軍(1981—)，男，博士，講師，主要研究方向：先進(jìn)復(fù)合材料自動(dòng)化成型工藝及其設(shè)備、先進(jìn)復(fù)合材料三維增強(qiáng)成型及性能，(E-mail) huandj@nuaa.edu.cn。

10.11868/j.issn.1005-5053.2016.000187

TB332

A

1005-5053(2017)02-0028-10