摘要

 

高能量大面積鈍物沖擊(HEWABI)會導致復合材料飛機結構內部發生嚴重損傷，但在機身外部幾乎目視不可見，從而會對飛機運營安全帶來較大的威脅。采用不同形狀的剛性沖頭和橡膠沖頭對層合板進行高能量準靜態加載試驗，隨后建立了基于連續介質損傷力學(CDM)的仿真分析模型。結果表明：建立的仿真分析模型可有效預測在剛性和橡膠沖頭下的響應和損傷情況。當載荷達到40 kN時，剛性沖頭下的層合板會發生嚴重的分層損傷；而橡膠沖頭在加載過程中發生大變形，降低了層合板的局部應力，直至90 kN時仍未對層合板產生任何損傷。層合板損傷情況受剛性沖頭形狀影響較大，橡膠沖頭形狀則幾乎無影響。

 

碳纖維復合材料由于具有比強度高和比剛度高等特點廣泛應用于航空航天領域[1]。雖然復合材料具有較好的面內強度和剛度，但其面外性能明顯較弱，在受到橫向沖擊時，往往會產生分層、基體開裂以及纖維斷裂等損傷[2]。飛機在日常運營過程中，可能受到地面服務車輛(GSE)的碰撞，GSE速度一般在0.5~1 m/s，但由于GSE的質量在3000~15000 kg之間，使得碰撞時產生的能量可達375~7500 J[3]。由于GSE通常配有橡膠緩沖器，當復合材料機身受此類沖擊后可能導致機身內部結構嚴重損傷，而機身表面未出現明顯損傷痕跡，使損傷的目視檢出概率相對較低，此類沖擊被稱為高能量大面積鈍物沖擊(High-energy wide-area blunt impact，HEWABI)[4]。為此，FAA于2016年發布政策聲明PS-ANM-25-20[5]，要求在復合材料飛機運營中要考慮HEWABI對機身結構的影響。

 

目前，針對復合材料的沖擊損傷研究主要集中于低速低能量或高速高能量沖擊。對于低速低能沖擊，要通過仿真與試驗的方式開展沖擊能量、沖擊位置、材料與鋪層、沖頭特征等因素的影響性研究[6-7]。對于復合材料高速沖擊主要為鳥撞損傷研究[8]。

 

對HEWABI的沖擊響應和損傷特性研究相對較少。Chen等[9]在FAA支持下通過試驗與仿真分析研究了復合材料機身的HEWABI損傷特性，結果表明沖擊位置位于桁條間時易導致更嚴重且外部不可見的損傷。Heimbs等[10]研究了在橡膠沖頭低速沖擊下三維編織復合材料的變形和損傷情況。結果表明橡膠沖頭在回彈后仍然保留了90%以上的動能。Mikulik等[11]在EASA支持下研究了HEWABI對機身復合材料金屬混合結構的損傷特性，結果表明剪切帶是最先失效的部位。Ding等[12]研究了層壓板在不同形狀剛性沖頭下的響應和損傷特性，結果表明平端沖頭下的損傷起始門檻值遠高于半球形沖頭。Nam[3]通過試驗和仿真研究發現可采用扁平橡膠墊代替扁平中空橡膠緩沖器可降低計算成本和增加穩定性。HEWABI屬于低速沖擊，許多學者[13-15]通過試驗研究表明采用準靜態壓縮試驗和低速沖擊試驗產生的損傷和響應是等效的。

 

本文采用剛性和橡膠沖頭對DE710-T700S復合材料層合板開展高能量準靜態壓縮試驗，利用ABAQUS/Explicit建立有限元仿真分析模型，對層合板的沖擊響應、損傷情況等進行分析，研究復合材料層合板受不同形狀的剛性和橡膠沖頭高能量低速沖擊后的損傷和響應差異，為HEWABI損傷特性的系統研究和結構設計改進提供參考。

 

1.   層合板鈍頭體高能量準靜態加載試驗

 

1.1   試驗準備

 

復合材料層合板尺寸為660 mm×460 mm，材料為DE710-T700S，鋪層順序為[45/−45/0/90]3s。在試驗中，復合材料層合板試驗件的平均厚度為5 mm，單向板材料力學性能參數如表1所示，層合板層間參數如表2所示。為研究在不同形狀剛性和橡膠沖頭下高能量低速沖擊后的損傷特性，分別設計加工D形鋼、半球形鋼、D形橡膠和半球形橡膠沖頭，并分別記為SD、SH、RD和RH，尺寸如圖1所示。剛性沖頭的材料為45號鋼；橡膠沖頭材料采用三元乙丙橡膠(EPDM)，試驗時將橡膠粘接到材料為45號鋼的固定板上。

1.   層合板鈍頭體高能量準靜態加載試驗

 

1.2   試驗過程

 

使用 WANCE ETM105D型試驗機進行準靜態壓縮試驗。試驗件由上下兩剛性夾具固定，加載區域為500 mm×300 mm的區域，夾具材料為45號鋼，由螺栓連接，夾具支撐在試驗臺上，如圖2所示。沖頭固定試驗機上，以2 mm/min的速度加載。試驗終止判據為層合板出現掉載或加載到試驗機最大載荷的90%，即90 kN。試驗結束后采用MISTRAS UPK-T36HS水浸超聲波C掃描儀檢查層合板內部損傷情況。

 

 

 

2.   層合板高能量低速沖擊仿真模型

 

在高能量低速沖擊下復合材料層合板的損傷主要為層內損傷和層間損傷。層內損傷包括纖維斷裂和基體破壞，層間損傷為分層，橡膠沖頭則會出現大變形。本文采用Hashin失效準則模擬層內損傷，引入Cohesive界面單元來預測層間分層損傷，采用Ogden模型作為橡膠材料本構。

 

2.1   層內失效分析

 

Hashin失效準則[16]可預測纖維拉伸、纖維壓縮、基體拉伸和基體壓縮4種破壞形式。為準確模擬層合板的力學響應和損傷情況，采用3D Hashin準則判斷層合板的損傷起始，表達式如下：

其中：Xt、Xc、Yt、Yc、Sl和St分別代表縱向拉伸強度、縱向壓縮強度、橫向拉伸強度、橫向壓縮強度、縱向剪切強度和橫向剪切強度；α為剪切應力對拉伸初始損傷的貢獻因子，本文中取值為1；σ11、σ22、σ33、τ12、τ13和τ23分別為復合材料等效應力張量的分量。

 

滿足損傷起始準則后，采用基于受損材料剩余彈性模量定義的損傷變量描述復合材料的本構關系，損傷纖維和基體整體損傷狀態變量分別由df、dm表示[17]：

 

其中：dft為纖維拉伸損傷變量；dfc為纖維壓縮損傷變量；dmt為基體拉伸損傷變量；dmc為基體壓縮損傷變量。當Fft?1時dft=1；Ffc?11時dfc=1；Fmt?1時dmt=1；Fmc?1時dmc=1。

 

2.2   層間失效分析

 

內聚力模型(Cohesive zone model，CZM)[18-19]能夠有效預測層間分層損傷的起始和演化過程。本文采用內聚力單元模擬和預測層合板層間損傷。

 

Cohesive單元模擬的損傷分為兩個階段：損傷起始和損傷擴展。本文采用Camanho提出的二次應力準則[20]作為層間損傷起始準則，如下式所示：

 

 

 

 

2.3   橡膠本構模型

 

橡膠具有高彈性、黏彈性和不可壓縮性，其彈性模量很小，受力后產生大變形。Ogden模型能避免橡膠高應變導致的模型不收斂問題，實現穩定計算。應變能密度函數W表達式如下[23]：

 

2.4   有限元仿真模型

 

結合試驗利用Abaqus/Explicit建立有限元仿真分析模型，使用Fortran語言編寫三維Hashin 失效判據的VUMAT子程序。層壓板網格類型為8節點減縮積分體單元(C3D8R)，網格尺寸為9 mm，內聚層單元網格類型為COH3D8。橡膠材料的Ogden模型參數參考文獻[9]，如表3所示。有限元模型如圖3所示，沖頭速度設置為1 m/s，上下夾具均固支，夾具與層壓板之間建立通用接觸。

3.   結果與分析

 

3.1   載荷-位移曲線試驗與仿真結果對比

 

圖4為剛性沖頭對應的試驗和仿真的載荷-位移曲線。可以看出仿真曲線與試驗曲線結果吻合較好。試驗中SD和SH沖頭加載下分別在51.39 kN和40.1 kN處出現掉載，并發出明顯的爆破聲，表明層合板開始出現損傷。此外可見SD沖頭在相同載荷下的位移比SH沖頭更小，這是由于SD沖頭與層壓板為線接觸，接觸面積比SH沖頭更大，局部接觸應力較小。

 

橡膠沖頭對應的試驗與仿真的載荷-位移曲線如圖5所示。仿真得到的載荷-位移曲線與試驗結果的一致性較好，驗證了該分析模型的有效性。由于橡膠沖頭在壓縮過程的前期發生大變形，與層合板的接觸面積不斷增大，使載荷上升較為緩慢；隨著橡膠沖頭變形至極限，載荷迅速增加至90 kN。

 

 

 

3.2   層合板損傷試驗與仿真結果對比

 

圖6為剛性沖頭對應的層合板試驗后的形貌。SD和SH沖頭對應的層合板受沖面分別出現橢圓形和圓形凹坑，背面均無目視可見的損傷。

圖7分別為SD、SH、RD和RH沖頭加載后的層合板超聲C掃結果。當沖頭為剛性時，會導致明顯的內部分層損傷，SD和SH沖頭導致的損傷中心面積分別為6070 mm2、5208 mm2。其中SD沖頭下還伴隨出現−45°方向的內部分層，這是由于失效瞬間的動態載荷導致的。當沖頭為橡膠時，在90 kN載荷下未發現表面可見損傷和內部分層損傷。

 

在仿真分析中橡膠沖頭沖擊后層壓板同樣未出現任何損傷。圖8為剛性沖頭沖擊后層合板累計損傷仿真結果， SD和SH沖頭沖擊下的累計損傷面積分別為5767.3 mm2、4775.5 mm，與試驗結果相比誤差分別為5.0%和8.3%。

 

 

3.3   橡膠沖頭變形試驗與仿真結果對比

 

圖9給出了仿真與試驗中橡膠沖頭的變形情況對比圖。可以看出，隨著載荷逐漸增加，橡膠逐漸壓縮至扁平狀，與試驗中橡膠變形過程基本一致。

 

 

 

3.4   層合板變形仿真結果分析

 

圖10給出了仿真中不同沖頭在載荷均為40 kN時層合板的整體位移云圖。SD、SH、RD、RH沖頭沖擊下層合板的最大位移分別為20.1 mm、21.6 mm、16.6 mm和17.5 mm。SD、SH沖頭沖擊下層壓板的最大位移分別是RD、RH沖頭沖擊下的1.21倍和1.23倍。

 

 

分析可見，SH沖頭使層合板局部變形最大，是由于其與層合板接觸面積最小，局部應力較大導致的，且呈圓形。SD沖頭與層合板之間為線接觸，面積稍大，接觸載荷稍小且局部變形呈橢圓形。

 

對于橡膠沖頭，橡膠大變形后與層合板的接觸面積大大增加，局部應力較低，因此層合板的位移較小。此外可見，不同形狀的橡膠沖頭使層合板產生的位移云圖不存在明顯差異。

 

圖11給出了通過仿真分析得到的不同沖頭下層合板的載荷-最大位移曲線對比。當沖頭為橡膠時，橡膠通過大變形增加了與層合板的接觸面積，從而減小了局部接觸應力和層合板局部變形，使層合板能夠承受更高的載荷而不會出現損傷。

 

 

 

3.5   層合板內能-位移曲線分析

 

圖12給出了不同類型沖頭對應的層合板內能-位移曲線對比。結合試驗結果可知：SD和SH沖頭對應的層合板在能量分別在440 J和310 J時出現損傷，沖頭輸入的能量通過層合板變形和損傷被吸收；RD、RH沖頭在加載能量分別達到1360 J、970 J (約為剛性沖頭的3.1倍)時，仍未對層合板造成任何形式的損傷，能量通過彈性應變能的形式存儲在層合板中。卸載后，隨著層合板形狀的復原，存儲的能量被釋放。

 

 

4.   結 論

 

(1)在剛性沖頭和橡膠沖頭下的載荷位移曲線、損傷形狀和尺寸的試驗與仿真結果較為一致，驗證了建立的仿真分析模型的有效性。

 

(2)當載荷達到40 kN時，剛性沖頭下的層合板已產生較大的變形和較嚴重的分層損傷。而橡膠沖頭在加載過程中被壓縮至扁平狀，增加了接觸面積，使得局部應力減小，載荷直至90 kN時層合板仍未產生任何損傷。

 

(3)對于剛性沖頭而言，層合板變形和損傷情況受沖頭形狀影響較大；橡膠沖頭沖擊下沖頭形狀對層合板變形和損傷影響較小。

 

(4) D形鋼、半球形鋼沖頭加載下層合板分別在440 J和310 J能量下就出現嚴重損傷，而橡膠沖頭加載下能量為剛性沖頭的3.1倍時，仍不會對層合板造成任何損傷。

 

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