伍悅玥 吳 鎧 王 萍 張 巖

蘇州大學(xué) 紡織與服裝工程學(xué)院,江蘇 蘇州 215000

紡織復(fù)合材料因其輕質(zhì)、高強等特點[1],正逐步代替金屬等硬質(zhì)材料,被廣泛運用于軍工[2-3]、車輛[4-5]、航空航天[6-7]等領(lǐng)域。提高復(fù)合材料的抗低速沖擊性能有利于延長復(fù)合材料的使用壽命,擴大其應(yīng)用領(lǐng)域。芳綸作為典型的高性能纖維,具有強度和模量高、抗沖擊性能優(yōu)異、密度較小等特點,常用作抗沖擊防護領(lǐng)域的增強材料[8-10]。

研究表明,紡織結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的抗沖擊性能受纖維品種、織物結(jié)構(gòu)、復(fù)合方式等因素的影響[11-12]。其中,纖維原料或織物結(jié)構(gòu)的混雜可以發(fā)揮不同材料或結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢,顯著提升紡織結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的抗沖擊性能[13-14]。孫穎等[15]制備了不同混雜結(jié)構(gòu)的碳-芳綸二維編織復(fù)合材料,分析混雜結(jié)構(gòu)的沖擊載荷、沖擊吸收能量以及損傷形貌等特性,探究不同混雜結(jié)構(gòu)對落錘抗沖擊性能的影響。結(jié)果表明,芳綸/高強聚乙烯纖維混雜復(fù)合材料層板載荷峰值均大于2種單一纖維復(fù)合材料層板,且試樣前后面均為芳綸的層間混雜層板的沖擊載荷峰值最大。Karamooz等[16]利用Kevlar機織物和玄武巖機織物,設(shè)計制作了6種不同的堆疊結(jié)構(gòu),并探討了不同混雜結(jié)構(gòu)對試樣抗低速沖擊性能的影響。結(jié)果表明,Kevlar機織物和玄武巖機織物交替堆疊時,試樣具有較好的抗低速沖擊性能。常見的機織物組織結(jié)構(gòu)有平紋、斜紋和緞紋。3種組織結(jié)構(gòu)中,平紋織物因交織頻率最高,其整體性與韌性最好。而非織造布相對其他類型的織物而言制作成本較低且工藝流程短?？梢詫⑵郊y機織物與非織造布兩種織物結(jié)構(gòu)混雜,以結(jié)合這兩種結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢?；谀壳暗难芯窟M展,本文主要探究芳綸平紋機織物與芳綸非織造布混雜結(jié)構(gòu)復(fù)合材料在低速沖擊條件下的力學(xué)響應(yīng)及失效機制。

目前已有的復(fù)合材料力學(xué)性能研究主要是通過大量試驗進行影響規(guī)律方面的探索,不僅耗時費力,而且具有一定的局限性。有限元分析方法是分析材料力學(xué)響應(yīng)特征的有效手段之一[17-18]。Stephen等[19]采用有限元分析和人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)相結(jié)合的方法,預(yù)測了增強聚合物復(fù)合材料的抗沖擊性能。結(jié)果表明,含較多Kevlar層的復(fù)合材料層合板表現(xiàn)出更好的抗沖擊性能,且神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)預(yù)測結(jié)果與有限元分析結(jié)果吻合較好。本文通過觀察固化后紗線的真實截面形狀,建立能夠真實反映平紋預(yù)制件細(xì)觀結(jié)構(gòu)的模型。為簡化模型并減少運算成本,對非織造布層進行均質(zhì)化處理。本文建立的混雜結(jié)構(gòu)復(fù)合材料模型可用于預(yù)測材料損壞的類型和形態(tài),對縮短試驗周期和探索復(fù)合材料損傷失效機制具有重要意義。

1 試驗

1.1 材料與儀器

試驗用芳綸平紋機織物由線密度為166.67 tex的Kevlar29長絲織造而成,織物面密度為200 g/m2,厚度為0.4 mm;非織造布由Kevlar29短纖維經(jīng)針刺工藝制成,面密度為100 g/m2,厚度為0.8 mm。采用真空樹脂輔助成型工藝制備出6種不同鋪層順序的芳綸平紋機織物/芳綸非織造布混雜結(jié)構(gòu)復(fù)合材料。復(fù)合材料鋪層方案如表1所示,其中,▲表示芳綸非織造布,■表示芳綸平紋機織物。

表1 復(fù)合材料鋪層方案Tab.1 Layering modes of composite materials

使用Instron CEAST 9650型低速沖擊試驗機,根據(jù)ASTM D 7136標(biāo)準(zhǔn)進行低速沖擊試驗。試樣尺寸為150 mm×100 mm,對不同鋪層方式的復(fù)合材料試樣分別施加3種沖擊能量(5、10和15 J)進行低速沖擊試驗,每個試樣重復(fù)測試5次。

本文采用工程軟件CATIA建立復(fù)合材料模型,采用ABAQUS軟件進行有限元模擬。

1.2 幾何模型建立

根據(jù)芳綸平紋機織物/芳綸非織造布織物尺寸,本文采用CATIA軟件對6種不同鋪層方式的芳綸平紋機織物/非織造復(fù)合材料進行幾何建模。復(fù)合材料低速沖擊有限元模型包含4個部件,分別為落錘、平紋機織物、非織造布均質(zhì)板及樹脂。為簡化計算,節(jié)約計算資源,本文采用1/4細(xì)觀模型,各鋪層方式的復(fù)合材料低速沖擊1/4細(xì)觀有限元模型如圖1所示。針對這些細(xì)觀有限元模型,作如下假設(shè):每個牽引中心線為曲線坐標(biāo)系中的正弦曲線;絲束截面的形狀遵循交織絲束的路徑;復(fù)合材料固化成型良好且無內(nèi)部缺陷;樹脂與非織造布均質(zhì)板為各向同性材料且纖維束為橫觀各向同性材料;纖維/樹脂界面為理想黏結(jié)且忽略纖維間的摩擦。為使用ABAQUS軟件準(zhǔn)確模擬復(fù)合材料的低速沖擊行為,需對復(fù)合材料中的樹脂、浸膠纖維束及非織造布均質(zhì)板分別賦予材料屬性。其中,非織造布均質(zhì)板的材料屬性通過試驗獲取。浸膠纖維束由纖維和樹脂混合而成,其材料屬性可在樹脂和纖維材料參數(shù)的基礎(chǔ)上通過微觀力學(xué)模型計算得到。表2為純非織造布增強復(fù)合材料試樣拉伸試驗后得到的材料屬性參數(shù)。試驗可獲得純非織造布增強復(fù)合材料的名義應(yīng)力(σ0)和名義應(yīng)變(ε0),進而根據(jù)式(1)和式(2)可計算純非織造布增強復(fù)合材料的真實應(yīng)力(σ)與真實應(yīng)變(ε)。

σ=σ0(1+ε0)

(1)

ε=ln(1+ε0)

(2)

圖1 各鋪層方式復(fù)合材料低速沖擊1/4細(xì)觀有限元模型Fig.1 1/4 meso-finite element models of low-velocity impact of composites with different layering modes

表2 純非織造布增強復(fù)合材料的屬性參數(shù)

根據(jù)計算出的非織造布增強復(fù)合材料斷裂前真實應(yīng)力與真實應(yīng)變數(shù)據(jù),繪制如圖2所示的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖2可得,當(dāng)真實應(yīng)力小于6.73 MPa時,非織造布增強復(fù)合材料表現(xiàn)出彈性響應(yīng),且該階段試樣的線性行為符合胡克定律;當(dāng)真實應(yīng)力為6.73 MPa時,試樣開始屈服;當(dāng)真實應(yīng)力超過6.73 MPa時,非織造布增強復(fù)合材料進入硬化階段,材料在真實應(yīng)力達96.65 MPa時被完全破壞。

圖2 純非織造布增強復(fù)合材料拉伸真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 True tensile stress-stain curve of pure nonwovens reinforced composites

在高應(yīng)變率下,純非織造布鋪層復(fù)合材料表現(xiàn)出明顯的彈塑性特性和率相關(guān)性。本文在非織造布增強復(fù)合材料的塑性行為中應(yīng)用各向同性硬化規(guī)則。在ABAQUS軟件中,樹脂的塑性硬化特性可以通過硬化曲線描述,該硬化曲線描述了真實應(yīng)力與真實塑性應(yīng)變之間的關(guān)系。根據(jù)圖2所示的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線,可計算得硬化階段對應(yīng)載荷的真實塑性應(yīng)變εI,計算式如式(3)所示。

(3)

表3列出了根據(jù)式(3)獲得的非織造布增強復(fù)合材料的多組真實應(yīng)力與真實塑性應(yīng)變數(shù)據(jù)。在ABAQUS軟件中設(shè)置表3中的參數(shù)以描述樹脂的塑性行為。

表3 純非織造布增強復(fù)合材料的塑性參數(shù)

分別沿復(fù)合材料的長度、寬度和厚度方向,建立圖3所示的全局坐標(biāo)系。其中,1方向為紗線軸向,沿著復(fù)合材料的長度方向,2和3方向為紗線的經(jīng)向,2沿著復(fù)合材料的寬度方向,3沿著復(fù)合材料的厚度方向。

圖3 全局坐標(biāo)系Fig.3 Overall coordination system

由于在復(fù)合材料制備過程中,樹脂會滲透至紗線間隙中,故固化成型后的紗線所占體積為紗線與紗線纖維間隙樹脂集合體的總體積。復(fù)合材料中浸膠纖維束的材料屬性并不等同于芳綸纖維束,故需計算浸膠纖維束的材料屬性。計算出的浸膠纖維束性能參數(shù)如表4所示。其中:E11、E22、E33分別為材料在坐標(biāo)軸1、2、3方向上的彈性模量;G12、G13、G23定義了各方向的剪切模量;12、13、23定義了各方向的泊松比。

表4 浸膠纖維束性能參數(shù)Tab.4 Performance parameters of impregnated fiber bundle

試驗中落錘沖頭是直徑為12.7 mm的半球形圓柱體沖頭,沖頭質(zhì)量為6.441 kg,沖擊能量的調(diào)節(jié)可以通過改變沖頭高度實現(xiàn),具體抬升高度與沖擊能量可根據(jù)式(4)計算得。

EI=mgh

(4)

式中:EI為沖擊能量,J;m為落錘質(zhì)量,kg;g為重力加速度,g=9.81 m/s2;h為落錘抬升高度,m。

落錘試驗機在沖擊過程中通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)得到載荷-時間曲線、載荷-位移曲線及能量-時間曲線。

相關(guān)計算式如式(5)～式(7)所示。

(5)

式中:v(t)為t時刻落錘的速度,m/s,落錘開始接觸試樣時t=0;v0為落錘開始接觸試樣時的速度,m/s;F(t)為t時刻落錘沖頭接觸力,N。

(6)

式中:d(t)為t時刻落錘的位移,m。

(7)

式中:Ea(t)為t時刻復(fù)合材料吸收的能量,J。

將低速沖頭設(shè)置為剛體,選定節(jié)點設(shè)置為沖頭的參考點,設(shè)置參考點沿復(fù)合材料厚度方向分別以1.22、1.72 和2.10 m/s的速度向復(fù)合材料移動,對應(yīng)于5、10和15 J沖擊能量下的碰撞。約束低速沖頭的平移與旋轉(zhuǎn)自由度,僅保留沿復(fù)合材料厚度方向的平移自由度,確保沖頭僅在復(fù)合材料的厚度方向上移動。約束復(fù)合材料的兩端,使其無法平移或轉(zhuǎn)動(U1=U2=U3=0,UR1=UR2=UR3=0,U1、U2、U3分別為復(fù)合材料沿x、y、z軸的平移自由度,UR1、UR2、UR3分別為復(fù)合材料沿x、y、z軸的轉(zhuǎn)動自由度),將復(fù)合材料開放的兩端設(shè)置為對稱邊界條件。將x軸上的邊所在的平面設(shè)置為與坐標(biāo)y軸垂直,即U2=UR1=UR3=0;y軸上的邊所在的平面設(shè)置為與坐標(biāo)x軸垂直,即U1=UR2=UR3=0。

本文在探討沖頭與復(fù)合材料接觸的同時,考慮紗線與紗線、樹脂等的接觸,因此,模型的接觸設(shè)置將對有限元求解時間和精度產(chǎn)生重要影響。沖頭與復(fù)合件的接觸采用“面-面”的方式,而復(fù)合材料的網(wǎng)格比沖頭更精細(xì),因此將沖頭的表面作為主面,復(fù)合材料的表面作為從面。紗線和樹脂接觸是以紗線為從面、樹脂為主面的理想黏結(jié)狀態(tài)。由于紗線在斷裂時會產(chǎn)生相互作用的壓力,因此將紗線間的接觸界定為自接觸,其接觸特性為光滑無摩擦。將非織造布均質(zhì)板與樹脂、紗線的接觸定義為黏性接觸。

由于復(fù)合材料有限元模型中,非織造布和平紋機織物均質(zhì)板尺寸規(guī)整,因此,將紗線劃分為計算速度快且計算精度高的C3D8R實體單元網(wǎng)格。樹脂基體中穿插著紗線通道孔且紗線交界處基體體積小,對其進行劃分時很難采用六面體網(wǎng)格,故采用精度較低的C3D4實體單元網(wǎng)格。

2 有限元模擬結(jié)果與分析

2.1 低速沖擊有限元模擬結(jié)果

本文以6種不同鋪層方式的復(fù)合材料為研究對象,將有限元仿真計算結(jié)果與低速沖擊試驗的載荷-位移曲線進行對比,結(jié)果如圖4～圖6所示。由圖4～圖6總體可以看出,6種不同鋪層方式的復(fù)合材料的有限元計算結(jié)果與低速沖擊試驗結(jié)果的吻合度較高,且有限元模型準(zhǔn)確捕捉到了物理沖擊試驗呈現(xiàn)的材料響應(yīng),包括峰值載荷、損傷擴展和回彈過程。峰值載荷是低速沖擊響應(yīng)的一個重要參數(shù),將有限元仿真峰值載荷與試驗峰值載荷進行對比,結(jié)果如表5所示。計算可得,6種不同鋪層方式復(fù)合材料的仿真峰值載荷與試驗峰值載荷比值(LFEM/LEXP)的方差為0.002 9,表明有限元計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合度較高。同時,由圖4～圖6還可以看出,有限元計算結(jié)果和試驗結(jié)果也存在一些差異:6種復(fù)合材料的有限元計算結(jié)果均略高于試驗結(jié)果。這可能是因為有限元模擬中,忽略了試樣制備過程中產(chǎn)生的一些缺陷,如復(fù)合材料中存在氣泡、樹脂未完全浸潤的紗線,以及試樣存在部分樹脂富集區(qū)等,導(dǎo)致有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果不完全一致。

2.2 低速沖擊損傷機制分析

圖7為3種不同沖擊能量(5、10和15 J)下6種不同鋪層方式復(fù)合材料的正反面損傷圖。由圖7可知,沖擊面為非織造布鋪層時,沖擊正面呈點狀損傷,該損傷變形主要集中在落錘下方的圓形區(qū)域內(nèi),點狀損傷面積隨著沖擊能量的增加而增大。

圖4 5 J沖擊能量下的載荷-位移試驗仿真對比Fig.4 Simulation comparison of load-displacement test under 5 J impact energy

圖5 10 J沖擊能量下的載荷-位移試驗仿真對比Fig.5 Simulation comparison of load-displacement test under 10 J impact energy

圖6 15 J沖擊能量下的載荷-位移試驗仿真對比Fig.6 Simulation comparison of load-displacement test under 15 J impact energy

純非織造布鋪層復(fù)合材料在沖擊作用下產(chǎn)生“閃電型”裂紋,由于非織布內(nèi)部纖維排布無序,裂紋的方向也各不相同,“閃電型”裂紋隨著沖擊能量的增加而向外延伸,并在15 J的沖擊能量下被擊穿,形成貫穿性裂紋。平紋機織物鋪層復(fù)合材料在較低沖擊能量下表面出現(xiàn)“十字”損傷,以沖擊點為中心出現(xiàn)局部凹坑變形,復(fù)合材料以分層形式被破壞。隨著沖擊能量的增加,“十字”損傷逐漸演化為圓形損傷,這是因為平紋機織物中經(jīng)紗與緯紗相互交織,載荷在紗線交織處可由緯紗向經(jīng)紗轉(zhuǎn)移。此外,在平紋機織物沖擊處的正反面均未觀察到明顯的纖維斷裂和纖維拉出現(xiàn)象。對于(NW2)3鋪層方式的復(fù)合材料,由于其非織造布層下的平紋機織物層剛度大,阻止了非織造布層的穿透,其破壞形態(tài)僅表現(xiàn)為損傷面積增大。此外,由于非織造布層與平紋機織物層界面的樹脂含量較高,混雜結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的平紋脫黏損傷面積較純平紋機織復(fù)合材料的小。從混雜結(jié)構(gòu)復(fù)合材料正反面損傷圖可以看出,以非織造布作為沖擊面能有效阻止損傷的延續(xù)。

表5 不同沖擊能量下試驗與有限元仿真載荷峰值的對比Tab.5 Comparison of load peaks values between test and finite element simulation under different impact energies

圖7 不同沖擊能量沖擊后復(fù)合材料試樣的損傷圖Fig.7 Damage diagrams of composite samples after impact with different impact energies

混雜復(fù)合材料的損傷包括樹脂損傷、紗線損傷及非織造布均質(zhì)板層損傷[20-22]。圖8～圖13為6種鋪層方式復(fù)合材料在3種不同沖擊能量(5、10和15 J)下達到峰值載荷時的應(yīng)力云圖。對比各鋪層方式復(fù)合材料在不同沖擊能量作用下的失效形態(tài)可以發(fā)現(xiàn),隨著沖擊能量的增大,復(fù)合材料凹陷程度增加,表明復(fù)合材料的破壞程度隨著沖擊能量的增加而增大。

由圖8～圖13可知,在受到?jīng)_擊作用時,平紋機織物為沖擊面層的試樣的主要承力部分為紗線,隨著沖擊能量的增加,樹脂層逐漸失效,紗線承受著較大的應(yīng)力,且應(yīng)力主要集中在沖擊點附近,同時背面承受的應(yīng)力較正面更大。沖擊面為非織造布層的試樣在壓縮應(yīng)力作用下出現(xiàn)凹坑型損傷,沖擊面為平紋機織物層的凹坑則不明顯。(W2N)3試樣的樹脂層損傷明顯大于(NW2)3試樣,在15 J沖擊能量下紗線的部分網(wǎng)格失效,表明其出現(xiàn)了局部損傷。值得注意的是,(W2N)3試樣非織造布層的應(yīng)力較(NW2)3試樣非織造布層的減小,原因可能是平紋機織物具有優(yōu)異的抗剪切性能,其能夠阻止應(yīng)力在厚度方向上的擴散。N3W6試樣的非織造布層在受到?jīng)_擊作用后留下了較深的凹坑,原因是低速沖擊有限元損傷圖呈現(xiàn)的是載荷所能達到的最大值,且在沖頭回彈階段,非織造布層沒有發(fā)生韌性回彈。增大沖擊能量,N6試樣沖擊面背面的拉伸應(yīng)力隨之增大,在15 J的沖擊能量下,試樣出現(xiàn)破壞損傷并被擊穿。由圖8～圖13還可以看出,樹脂與紗線脫黏、纖維束部分受損,以及非織造布層損傷是復(fù)合材料主要的失效模式,這與真實沖擊損傷情況較符合。

圖8 (NW2)3的有限元仿真損傷圖Fig.8 Finite element simulation damage diagrams of (NW2)3

試驗與有限元計算的沖擊后凹坑深度對比如圖14所示。由圖14可以看出,復(fù)合材料的凹坑深度隨著沖擊能量的增加而增加。其中,以非織造布作為沖擊面時的凹坑深度較以平紋機織物作為沖擊面的小,純平紋機織物鋪層復(fù)合材料以塑性變形為主,沖擊后變形大;層間交替鋪層復(fù)合材料初始模量較大,結(jié)合試樣沖擊后表面損傷形貌可知:在低速沖擊載荷作用下,層間交替鋪層復(fù)合材料的損傷程度最小且產(chǎn)生了最輕微的沖擊后變形。該現(xiàn)象進一步表明,層間交替鋪層復(fù)合材料通過材料損傷和塑性變形耗散的能量低于其他結(jié)構(gòu)配置的復(fù)合材料。

圖9 (W2N)3的有限元仿真損傷圖Fig.9 Finite element simulation damage diagrams of (W2N)3

圖11 W6N3的有限元仿真損傷圖Fig.11 Finite element simulation damage diagrams of W6N3

圖12 W12的有限元仿真損傷圖Fig.12 Finite element simulation damage diagrams of W12

圖13 N6的有限元仿真損傷圖Fig.13 Finite element simulation damage diagrams of N6

圖14 試驗與有限元計算的沖擊后凹坑深度Fig.14 Test and finite element calculation of post-impact pitting depth

3 結(jié)論

本文設(shè)計了6種不同鋪層方式的芳綸平紋機織物/芳綸非織造布混雜結(jié)構(gòu)復(fù)合材料,并對6種結(jié)構(gòu)復(fù)合材料進行低速沖擊試驗和有限元模擬,得到下述結(jié)論。

(1)通過對比有限元分析與試驗得到的不同沖擊能量下的載荷-位移曲線圖和沖擊后的凹坑深度,發(fā)現(xiàn)有限元模擬計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合度較高,證實了所建立的復(fù)合材料模型的準(zhǔn)確性。利用該復(fù)合材料模型可準(zhǔn)確預(yù)測混雜復(fù)合材料在低速沖擊下的力學(xué)響應(yīng)。

(2)由有限元分析得到的復(fù)合材料試樣受沖擊后的凹坑深度與表面損傷形貌可知:在低速沖擊載荷作用下,層間交替鋪層復(fù)合材料的損傷程度和變形程度最小,表明層間交替鋪層復(fù)合材料通過材料損傷和塑性變形耗散的能量低于其他結(jié)構(gòu)配置的復(fù)合材料,其抗低速沖擊性能更好。

(3)根據(jù)有限元仿真模擬不同沖擊能量下各鋪層方式復(fù)合材料的損傷形貌,發(fā)現(xiàn)樹脂與紗線脫黏、纖維束部分受損,以及非織造布層損傷是復(fù)合材料主要的失效模式,芳綸平紋機織物優(yōu)異的抗剪切性能可阻止損傷的擴展并提高復(fù)合材料的損傷容限。