亓 昌，付利榮，孫 勇，魏文濤，楊 姝*

（1.工業(yè)裝備結構分析國家重點實驗室（大連理工大學），大連 116024，中國；2.清華大學，汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084，中國）

纖維金屬層板由金屬材料與纖維增強復合材料交替鋪疊而成，且兼有兩者性能優(yōu)點的超混雜結構[1]，已被廣泛用做航空航天領域的機身蒙皮、腹板、貨倉地板等結構[2]。根據(jù)樹脂基不同，纖維金屬層板分為熱固性和熱塑性2 類，其中熱塑性纖維金屬層板具有成型固化時間短、力學性能優(yōu)良、可回收利用等優(yōu)點[3-4]，現(xiàn)已成為該領域的研究熱點。

飛機在服役和維修過程中難免會遭遇外界物體的沖擊，進而導致層合板發(fā)生不同程度的損傷，如：金屬塑性變形、金屬與纖維分層損傷、纖維斷裂、基體開裂等[5]。尤其層合板內(nèi)部產(chǎn)生損傷時會導致結構整體承載能力大幅降低，給飛機運行帶來諸多安全隱患。因此，研究熱塑性纖維金屬層板（thermoplastic fiber reinforced metal laminates，TFMLs）低速沖擊損傷與吸能特性非常重要[6]。

目前，國內(nèi)外學者主要研究了聚丙烯基TFMLs 的低速沖擊損傷及吸能特性[7-9]，而聚酰胺熱塑性樹脂具有更高的機械強度和韌性，將其應用于TFMLs 能夠提高整體結構的抗沖擊性能。國內(nèi)學者的研究主要集中在TFMLs 制備方法、力學性能[10-12]以及對單獨熱塑性復合材料的沖擊損傷研究[13-14]，對聚酰胺熱塑基TFMLs 在低速沖擊下的損傷特性及相關影響因素分析研究較少。

本文利用熱模壓成型機制備了聚酰胺熱塑性纖維金屬層板，采用落錘沖擊試驗探究TFMLs 在低速沖擊下的損傷模式以及碰撞力。通過材料拉伸試驗測定所用復合材料的力學性能參數(shù)并建立有限元模型。將數(shù)值仿真結果與試驗結果進行對比以驗證其可靠性。并采用數(shù)值仿真模型研究沖擊器形狀、纖維鋪層角度對TFMLs 損傷情況及吸能效果的影響，進而指導TFMLs在實際應用中的結構設計。

1 實驗

1.1 聚酰胺基TFMLs 的成型制備

金屬層采用2024-T3 鋁合金，其密度為2.77 g/cm3，彈性模量為73 GPa，極限彈性應變?yōu)?.2，其表層致密氧化膜被打磨后用丙酮溶液去除。復合材料層采用連續(xù)玻璃纖維增強改性聚酰胺6 單向帶，其密度為1.72 g/cm3，玻璃纖維含量為60%。因聚酰胺類材料吸水率較高[15]，故在成型前將該樹脂基預浸料放于干燥箱中，在100 ℃下烘干2h，待自然冷卻至室溫后取出以防回潮。

將鋪設好的材料放置在熱模壓機中進行熱壓成型，如圖1 所示。固化成型分為兩個階段，第1 階段溫度為180 ℃，壓強為2 MPa。第2 階段溫度為240 ℃，壓強為3 MPa，每一段保溫時間均設定為20 min。加熱結束后，層合板在模具中自然冷卻至室溫后，再將其取出。本文所研究的TFMLs 樣件尺寸為140 mm×140 mm×3.3 mm，其中每層鋁合金薄板厚度為0.3 mm，玻璃纖維增強改性聚酰胺6 預浸料單層厚度為0.25 mm，聚乙烯膠膜厚度為0.1 mm。其結構鋪層示意圖如圖2 所示。

圖1 材料熱壓成型

圖2 TFMLs3/2 結構正交鋪層樣件示意圖

1.2 低速沖擊試驗

根據(jù)ASTM D7136 標準，采用落錘沖擊試驗機對TFMLs 樣件進行低速沖擊試驗。如圖3 所示。沖頭為直徑50 mm、質(zhì)量4.3 kg 的鋼性圓柱體，沖擊時與錘頭連接的支架會一起掉落，支架質(zhì)量91 kg，沖擊總質(zhì)量95.3 kg，受沖擊區(qū)域為110 mm×110 mm 的正方形。

圖3 層合板低速沖擊

沖擊過程中，力傳感器采集試驗碰撞力數(shù)據(jù)并傳到顯示器。為防止時TFMLs 發(fā)生移動，設計夾具將層合板固定在滑軌兩端，層合板四周完全約束。試驗過程中分別對單向鋪層樣件與正交鋪層樣件進行1.6 m/s低速沖擊試驗，觀察兩種不同鋪層樣件損傷情況，分析沖擊過程中的碰撞力。

1.3 低速沖擊試驗結果與討論

落錘低速沖擊試驗結束后，觀察不同鋪層方向TFMLs 的損傷情況，如圖4 所示。試驗中2 種不同鋪層角度樣件所受碰撞力與時間關系如圖5 所示。

圖4 層合板低速沖擊損傷試驗圖像

圖5 不同鋪層樣件122 J 低速沖擊試驗力

通過圖4 可以看到，在122 J 沖擊能量下，單向鋪層樣件在錘頭沖擊區(qū)域產(chǎn)生凹坑，沿纖維方向發(fā)生整體斷裂。沖擊能量通過鋁板塑性變形、斷裂和復合材料內(nèi)部損傷吸收。正交鋪層樣件在沖擊區(qū)域正面出現(xiàn)圓形凹坑，背面產(chǎn)生凸起，表面未產(chǎn)生裂紋，沖擊能量主要通過層合板整體塑性變形、復合材料內(nèi)部損傷吸收。通過圖4 對比發(fā)現(xiàn)，在相同沖擊能量下正交鋪層TFMLs 比單向鋪層樣件損傷破壞程度更小。

由圖5 可知：在碰撞前3 ms，2 種不同鋪層樣件所受沖擊力基本一致。在3 ms 以后，正交鋪層樣件所受碰撞力開始高于單向鋪層樣件，直至正交鋪層樣件所受峰值力為28.98 kN，單向鋪層樣件所受峰值力為14.89 kN，約為正交鋪層樣件碰撞峰值力一半。

正交鋪層樣件在受到?jīng)_擊時碰撞力先以較大速率上升，達到峰值后以較大速率平滑下降至0。而單向鋪層樣件碰撞力上升至峰值后，下降速率較慢并且分階段進行。同時，在6～16 ms 間，碰撞力下降速率較慢，這個階段層合板表面產(chǎn)生了輕微裂紋并且累積擴展，在16 ms 后，碰撞力下降速率明顯加快，此階段層合板整體發(fā)生明顯斷裂，承載能力迅速下降。

通過2 種不同鋪層樣件碰撞力的變化特征可知：單向鋪層的層合板樣件發(fā)生了斷裂。裂紋的產(chǎn)生和擴展致使整個沖擊過程變長，單向鋪層樣件整體碰撞時間為23.69 ms，相較于正交鋪層樣件的沖擊時間增長58%。由于通過落錘低速沖擊試驗只能觀察層合板表面宏觀損傷情況，其內(nèi)部復合材料損傷與吸能機理無法確定，為此本文結合有限元仿真手段共同探究。

2 有限元分析模型及驗證

2.1 有限元模型

基于顯示動力學分析軟件LS-DYNA 建立TFMLs低速沖擊有限元仿真模型。為了降低模型計算時間，將鋼性沖擊器長度尺寸縮小至50 mm，同時增加質(zhì)量點使其總體質(zhì)量等于95.3 kg。層合板抗沖擊性能受非沖擊區(qū)域影響較小，中心沖擊區(qū)域進行網(wǎng)格細化處理，網(wǎng)格尺寸設定為0.1 mm；網(wǎng)格尺寸沿四周逐漸擴大，邊緣網(wǎng)格尺寸為0.5 mm。層合板四周節(jié)點被完全約束，并賦予沖擊器初始速度，建立單向鋪層和正交鋪層TFMLs3/2 樣件，落錘低速沖擊仿真模型如圖6 所示。

圖6 TFMLs3/2 低速沖擊有限元模型

2.2 材料模型及參數(shù)

Johnson-Cook 是一種對應變率和溫度敏感的塑性材料模型，經(jīng)常用于塑性變形中溫度升高使材料變軟從而使絕緣溫度上升和材料應變率變化較大的情況。在沖擊過程中，由于沖擊器總質(zhì)量較大，沖擊能量較大，故TFMLs 的應變率變化和熱效應不能忽略。本文在仿真模擬中采用MAT-15 號材料模型模擬鋁合金損傷失效行為，鋁合金材料的各項材料參數(shù)如表1 所示。

表1 鋁2024-T3 仿真模擬材料參數(shù)

玻璃纖維增強改性聚酰胺6 復合材料為各向異性材料，纖維方向具有很高的強度，能夠承受很大的拉伸載荷，與纖維排布垂直的方向強度則大大降低。單層玻璃纖維增強復合材料的應力-應變關系如式(1)所示，共有9 個剛度參數(shù)。當材料厚度與平面尺寸比值小于1/10時，可將其簡化為殼單元[16]，簡化后殼單元模型的應力-應變關系如式(2)所示，剛度參數(shù)降低至4 個。

在沖擊過程中，復合材料的損傷模式十分復雜，主要包括纖維拉伸、壓縮;基體拉伸、壓縮[17]4 種不同失效模式。仿真模型中，采用MAT-54 號材料模型模擬復合材料的4 種不同損傷形式，通過Chang-Chang失效準則判定材料損傷起始[18]，如公式(3)-(6)所示：

式(3)—(6)中：ef、ec、em、ed是歷史變量，它們分別代表纖維方向上的拉伸和壓縮強度以及基體方向拉伸和壓縮強度的變化過程。Xt為纖維方向拉伸強度，Xc為纖維方向壓縮強度，Yt為基體方向拉伸強度，Yc為基體方向壓縮強度，Sc為單層復合材料剪切強度，σaa表示沿纖維方向所受應力，σbb表示沿基體方向所受應力，σab表示面內(nèi)剪切應力。

當復合材料層所受應力達到式(3)—(6)任一失效情況時，相應單元開始損傷，剛度進行折減；當應變大于材料極限應變時，單元剛度降為0，不再具有承載能力，相應網(wǎng)格單元被刪除。本文仿真模型中玻璃纖維增強復合材料各項參數(shù)如表2 所示。

表2 玻璃纖維增強改性聚酰胺6 復合材料仿真模擬材料參數(shù)

采用CONTACT-AUTOMATIC-ONEWAY-SURFACETO-SURFACE-TIEBREAK 內(nèi)聚力接觸行為模擬金屬與復合材料層間聚乙烯膠膜的粘接作用。內(nèi)聚力接觸行為由圖7 表述。圖7 中：OM為線彈性階段，斜率代表層間剛度，當層間接觸應力達到σmax時，判定損傷開始發(fā)生，此時對應的應變?yōu)棣?。MN段為損傷演化階段，當層間分離達到N點時，材料極限失效應變?yōu)棣膄，接觸行為不再具有承載能力，被斷定為失效，發(fā)生分層現(xiàn)象[19]。

圖7 內(nèi)聚力雙線性模型圖

2.3 數(shù)值模擬方法驗證

將建立的落錘低速沖擊有限元仿真模型計算得到的碰撞力與試驗結果進行對比，如圖8 所示。

圖8 數(shù)值仿真與試驗碰撞力結果對比圖

由圖8 可知：數(shù)值模擬中碰撞力的趨勢與試驗過程相一致。在整個沖擊模擬過程中，可以分為2 個階段：第1 階段為沖擊過程：當沖擊器開始接觸到層合板時，碰撞力開始增加，沖擊器的動能轉化為層合板內(nèi)能，直至層合板變形位移最大時碰撞力達到峰值，同時層合板具有最大內(nèi)能。第2 階段為層合板的彈性變形恢復過程：沖擊器發(fā)生反彈，此時層合板彈性變形的內(nèi)能轉化為沖擊器的動能，碰撞力以較快的速率下降，層合板整體變形位移降低，直至沖擊器與層合板完全分離，碰撞過程結束。

將仿真中碰撞峰值力（fmax）、碰撞峰值力出現(xiàn)時刻（tmax）、碰撞總時間（Δt）與試驗結果進行對比，結果及誤差如表3 所示。在仿真模擬過程中，沖擊器會發(fā)生反彈，試驗過程中錘頭與支架由于重力作用掉落在層合板上，反彈現(xiàn)象不明顯，并且試驗過程中力傳感器存在一定的反應時間，綜合上述原因?qū)е略诜抡婺M過程中峰值力出現(xiàn)時刻比實際試驗過程早。以上對比分析說明數(shù)值仿真模型的準確性。

表3 數(shù)值仿真與試驗結果及誤差

2.4 沖擊過程分析

沖擊試驗為瞬間動態(tài)過程，通過查看仿真模型中變形與損傷情況可以有效分析層合板的沖擊損傷行為。本小節(jié)以正交鋪層樣件為例，詳細分析在122 J 沖擊能量下層合板的變形情況與吸能效果。在前處理軟件中設置模型運算總時間為14.5 ms，計算結束后將模型導入LS-PrePost 后處理軟件中并將其沿中間切開以便觀察層合板內(nèi)部截面損傷情況，層合板在沖擊過程中整體有效應力分布情況如圖9 所示。

圖9 122 J 沖擊能量下正交鋪層樣件沖擊過程

由圖9 可知：在沖擊開始時應力主要集中在層合板四周約束區(qū)域，隨著沖擊繼續(xù)進行，應力逐漸向中心擴散。當碰撞時刻約為8 ms 時層合板整體應力最大，通過與圖5 對比發(fā)現(xiàn)，此時碰撞力達到最大值。通過觀察截面變形情況發(fā)現(xiàn)在整個沖擊過程中層合板內(nèi)部未發(fā)生分層損傷。查看每層材料的應力分布情況發(fā)現(xiàn)：沖擊結束后應力主要集中在受沖擊區(qū)域，與沖擊器邊緣接觸的部分所受應力最大。

3 影響層合板抗沖擊性能因素分析

3.1 沖擊器形狀對層合板抗沖擊性能影響

采用上述的建模方法進行相關模型的建立與分析。選用沖擊器的質(zhì)量為8 kg，形狀分為平頭、圓頭、尖頭3 種來模擬不同尖銳程度的物體對層合板的撞擊情況，如圖10 所示。選定TFMLs2/1 結構進行3 m/s 低速沖擊模擬，TFMLs 中各組成部分的材料參數(shù)按照表1、2所示設定。

圖10 3 種不同形狀沖擊器

仿真結果見圖11。由圖11可知：在沖擊前1.2 ms，層合板沖擊響應差異較??；在2 ms 后，沖擊器形狀對層合板沖擊結果的影響開始逐漸明顯，平頭沖擊器沖擊時碰撞力增加速率明顯高于圓頭與尖頭沖擊器。當沖擊器開始反彈時，平頭沖擊器沖擊時碰撞力下降速率最快，整體碰撞時間最短。

通過數(shù)值仿真得出TFMLs2/1 結構層合板在3 種不同形狀沖擊器36 J 沖擊能量下的沖擊情況。在沖擊模擬過程中，3 種形狀沖擊器均出現(xiàn)了反彈情況。碰撞力（f）、層板內(nèi)能（U）、層板變形位移（D）隨時間變化的曲線如圖11 所示；碰撞總時間（Δt）、能量吸收率（γ，吸收的能量與沖擊能量之比）的仿真模型計算結果如表4 所示。

圖11 3 種不同形狀沖擊器仿真結果

表4 3 種沖擊器數(shù)值仿真結果

不同形狀沖擊器沖擊時層合板平均應力分布對比如圖12 所示。

圖12 3 種不同形狀沖擊器層合板平均應力分布

由表4 可知：沖擊器形狀越尖銳碰撞峰值力越低，尖頭沖擊器沖擊時峰值力相較于平頭沖擊器降低了46.5%。由于尖銳的物體與層合板接觸面積較小，層合板受沖擊區(qū)域應力較大、整體變形位移較大。

由圖12 可知：層合板受到?jīng)_擊器沖擊時，應力主要集中在沖擊區(qū)域和四周約束區(qū)域。平頭沖擊器沖擊時，層合板平均應力最小，相較尖頭沖擊器沖擊時層合板的平均應力下降11.3%，但其應力分布區(qū)域較大。

通過層合板內(nèi)能變化曲線發(fā)現(xiàn)：采用3 種形狀沖擊器沖擊層合板時最大內(nèi)能基本一致，沖擊能量幾乎全部轉換為層合板內(nèi)能。當沖擊過程進入第2 階段時，層合板部分內(nèi)能轉換為沖擊器動能，沖擊器發(fā)生反彈。層合板最終吸能（γ）情況不僅與碰撞力在變形位移上的積分有關，同時取決于層合板內(nèi)部纖維與基體的損傷。仿真模擬后發(fā)現(xiàn)：當采用圓頭與尖頭沖擊器沖擊時層合板沖擊響應基本一致，其整體發(fā)生塑性變形，內(nèi)部復合材料層受沖擊區(qū)域先發(fā)生基體壓縮失效，而后又發(fā)生纖維拉伸失效。

通過對比發(fā)現(xiàn)：圓頭與尖頭沖擊器沖擊時復合材料層均發(fā)生損傷并且受沖擊區(qū)域部分單元被刪除，導致層合板最終吸能基本一致。

3.2 纖維鋪層角度對纖維金屬層板抗沖擊性能影響

本節(jié)將對比研究4 種不同鋪層角度：單向鋪層[0°,0°,0°,0°]、正交鋪層[0°,90°,90°,0°]、斜向鋪層[45°,-45°,-45°,45°]以及準各向同性鋪層[0°,45°,-45°,90°]的TFMLs2/1 低速沖擊響應。不同鋪層角度的層合板均采用圓形沖擊器進行3 m/s 低速沖擊測試，TFMLs2/1 除中間纖維鋪層角度不同，其余各項參數(shù)均相同。通過仿真計算對比4 種不同鋪層角度TFMLs 的沖擊結果如表5 所示。

本節(jié)沖擊仿真模擬過程中，所有層合板沖擊面出現(xiàn)凹坑，背面產(chǎn)生凸起，整體發(fā)生塑性變形并無裂紋產(chǎn)生。通過表5 對比發(fā)現(xiàn)：在相同沖擊載荷下正交鋪層TFMLs碰撞峰值力最大，層合板吸收的內(nèi)能最少，更多的能量轉化成沖擊器動能，并且層合板整體塑性變形位移最小。通過后處理軟件檢查內(nèi)部復合材料層損傷情況時發(fā)現(xiàn)玻璃纖維預浸料層均發(fā)生基體壓縮與纖維拉伸損傷。斜向鋪層時損傷面積最大為正交鋪層損傷面積的2.1 倍。

表5 4 種鋪層角度TFMLs 數(shù)值仿真結果

表5 表明：在垂向沖擊時 [0°,90°,90°,0°]正交鋪層的TFMLs 抗沖擊性能最好，但存在峰值力較高的弊端。當考慮外界載荷對結構的沖擊情況時，應選擇正交鋪層順序，能夠有效降低結構吸收的內(nèi)能，減小結構內(nèi)部損傷，適合應用于飛機蒙皮、貨艙地板等結構中。[45°,-45°,-45°,45°]斜向鋪層的TFMLs 抗沖擊性最弱，但是能夠有效降低碰撞峰值力。同時通過對比各層應力分布情況可以發(fā)現(xiàn)，層合板背面鋁層所受應力大于正面鋁層；鋁層間四層預浸料的應力分布存在方向性，從受沖擊區(qū)域沿著纖維排布方向逐漸減小，垂直于纖維排布方向的應力主要集中在沖擊區(qū)域內(nèi)。當考慮對行人保護時，可以采用斜向鋪層設計，通過結構的內(nèi)部損傷吸收更多的沖擊能量，達到保護行人的目的，適合應用于汽車發(fā)動機罩蓋、保險杠等吸能結構。

4 結論

本文采用熱模壓機制作2 種不同鋪層角度的TFMLs3/2 樣件并進行122 J 落錘低速沖擊試驗。針對正交鋪層樣件建立低速沖擊有限元仿真模型，研究沖擊器形狀與纖維鋪層角度對熱塑性纖維金屬層板（TFMLs）抗沖擊性能的影響，所得結論如下：

1）在122 J 沖擊能量下，單向鋪層件出現(xiàn)了脆性斷裂，主要靠鋁板塑性變形、斷裂與復合材料基體斷裂吸收能量；正交鋪層件在沖擊面產(chǎn)生凹坑、背面產(chǎn)生凸起，并未產(chǎn)生明顯裂紋。正交鋪層時層合板吸收的沖擊能量最少，能夠有效減小內(nèi)部纖維與基體損傷。

2）鋁層受沖擊區(qū)域應力最大并沿著四周逐漸減小，纖維復合材料層應力分布沿著纖維排布方向逐漸減小。沖擊器形狀尖銳時可以降低碰撞力同時層合板通過整體變形吸收更多的沖擊能量。