李曉峰+曲貴民

摘 要：采用不同沖擊能量對玻璃纖維增強鋁合金層合板（GLARE層合板）進行落錘低速沖擊試驗，得到了沖擊載荷、位移和能量與時間的關(guān)系曲線。在不同沖擊能量下，對層合板的沖擊響應(yīng)以及沖擊過程中的損傷演化進行了分析。結(jié)果表明，不同沖擊能量下基體壓縮損傷面積隨著沖擊能量的增大而增大， 而沖擊能量相同時，受沖擊面方向的第一、二層基體拉伸損傷面積遠大于第三、四層，玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料的鋪層順序以及方向是影響層合板抗沖擊性能的主要因素?；贏BAQUS建立了GLARE層合板的低速沖擊有限元分析模型，數(shù)值模擬結(jié)果說明：在低能量沖擊時采用延性損傷準(zhǔn)則作為鋁合金材料的損傷判據(jù)是合理的。

關(guān)鍵詞：GLARE層合板；低速沖擊；能量；有限元分析；損傷

DOI：10.15938/j.jhust.2017.06.027

中圖分類號： V257

文獻標(biāo)志碼： A

文章編號： 1007-2683（2017）06-0140-07

Abstract：Through the drop weight tests on Glass fiber reinforced aluminum laminates being performed with different impact energy at low speed， the curve of impact load， deflection， and energy histories for each tests were obtained. The dynamic response and impact damage evolution of GLARE laminates under different impact energy were analyzed. The results show that the damage area of matrix compression under different impact energy increases with the increase of impact energy. At the time of same Impact energy， the tensile damage area of the first and second substrate of the hit plan was far greater than the third and fourth floors， and glass fiber/epoxy resin layer sequence and direction of presoak material were the main factors influencing the laminates lowspeed Impact Resistance. The finite element analysis model of lowspeed impact of laminates was built based on ABAQUS. The numerical simulation results show that in low energy impact by means of the criterion of ductile damage as a damage criterion of aluminum alloy material is reasonable.

Keywords：GLARE laminates； lowspeed impact； energy； finiteelement analysis； damage

玻璃纖維增強鋁合金層合板（glass fiber reinforced aluminum laminates，GLARE層合板）是將玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料與高強度的鋁合金薄板交替鋪層，在特定的溫度和壓力下固化成型。GLARE層合板同時具備鋁合金薄板以及玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料的優(yōu)點。與鋁合金薄板相比，GLARE層合板具有更高的損傷容限、更好防火性能、更低的密度以及抗腐蝕性能，并且，在沖擊和疲勞方面尤為凸顯。GLARE層合板更易于加工及切割是與玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料相比的優(yōu)勢。正因為這些優(yōu)良的機械性能，GLARE層合板被廣泛運用于航空領(lǐng)域。在空客A380 的機身上部外殼和尾翼的主邊緣使用了大約5000平方英尺GLARE層合板材料[1-2]。

GLARE層合板結(jié)構(gòu)具有層狀特點，在低速沖擊載荷的作用下，比如冰雹、維修工具等撞擊可能使其結(jié)構(gòu)內(nèi)部各層間以及纖維預(yù)浸料內(nèi)產(chǎn)生大量的損傷，存在潛在的危險。由于這種低能量沖擊損傷的隱蔽性和危害性，對層合板低速沖擊損傷特性的研究具有一定的理論和實際意義。

文[3]等對GLARE層合板的低速沖擊響應(yīng)進行了研究，其研究結(jié)果表明，在一個特定類型的纖維金屬層合板中發(fā)生初始裂紋時的單位能量比2024T3鋁合金高大約10%。馬玉蛾[4]等對GLARE層合板進行了落錘低速沖擊試驗，并對試驗仿真分析，結(jié)果顯示FMLs內(nèi)部的分層面積并不沿著沖擊方向依次增大，而是在鋁層上方。文[5-6]等考慮材料和沖頭尺寸以及沖擊位置等影響因素，研究了復(fù)合材料層合板抗沖擊性能等問題，其研究表明隨著堆疊層數(shù)和沖頭尺寸增大，最大應(yīng)力不斷增大，且得知低速沖擊下的損傷通常是由基體內(nèi)板開裂、纖維失效和脫層組成，穿透能隨著纖維層數(shù)和板材厚度增大而增大。陳勇[7]等對纖維金屬層合板落錘低速沖擊試驗進行數(shù)值仿真，該文章改進了傳統(tǒng)的連續(xù)損傷力學(xué)CDM模型，可以較好的預(yù)測FMLs在低能量沖擊載荷下的動態(tài)響應(yīng)，并得到FML第二層復(fù)合材料發(fā)生纖維拉伸斷裂損傷情況比第一層更嚴(yán)重的結(jié)論。藺曉紅[8]等根據(jù)JohnsonCook模型以及Hashin準(zhǔn)則和脫層損傷準(zhǔn)則，應(yīng)用三維動態(tài)理論，對碳纖維增強鋁合金層板的抗低速沖擊性能進行研究，結(jié)果表明在沖擊能量的增加時，該層合板吸能由彈性能和塑性能擴展到斷裂能，能量吸收率提高。文[9]等以復(fù)合材料層合板的脫層面積為評估標(biāo)準(zhǔn)，考慮到纖維鋪層角度及連續(xù)相同角度的鋪層等鋪層參數(shù)，分析了復(fù)合材料層合板抗沖擊性能。endprint

本文采用低能量對GLARE層合板進行低速沖擊試驗，并運用ABAQUS軟件建立低速沖擊分析模型，采用延性損傷準(zhǔn)則作為鋁合金層損傷判據(jù)以及基于斷裂耗散能的損傷擴展模式進行損傷演化模擬，并對有限元分析模型的可靠性進行驗證，來分析GLARE層合板在低能量沖擊荷載作用下的響應(yīng)以及判斷延性損傷判據(jù)的合理性。

1 低速沖擊試驗及設(shè)備

采用2024T3鋁合金薄板及HS2Glas/Epoxy預(yù)浸料制作成GLARE層合板試件，其鋪層方式及材料厚度見表1。

采用Inston9250HV落錘沖擊試驗機，如圖1所示，進行GLARE層合板的低速沖擊試驗。在試驗開始之前，通過機器自身稱重得到落錘重量為12.250kg。圖2是試驗中的沖擊卡具以及沖頭的示意圖。試驗機的落錘底部是一個直徑為12.6mm的半球體，正方形的雙層氣動卡具安裝在試驗機的底座，卡具中間鏤空一個直徑為76mm的圓形區(qū)域作為沖擊區(qū)，通過自由落體運動落錘作用在試件上。按照表2試驗分組對GLARE層合板進行低速沖擊試驗，并采集試驗過程中沖擊載荷、能量、位移與時間的關(guān)系曲線。

2 有限元分析模型

試驗中所用單層玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料板的厚度是0.15mm，該厚度尺寸遠小于XY平面內(nèi)的尺寸76mm。于是，在兩個方向的尺寸相比小于等于1/10時，將此單層板看作為殼單元。本文判斷其起始失效采用Hashin失效準(zhǔn)則[10]，同時，對受損傷范圍的材料剛度進行相對應(yīng)的退化是在斷裂耗散能的線性損傷擴展模式下進行。即認為，預(yù)浸料單層板內(nèi)的應(yīng)力大于損傷判據(jù)所設(shè)定的應(yīng)力大小時，被視為材料發(fā)生了破壞，單元失去了承載能力，并被自動刪除[11]。采用Hashin失效準(zhǔn)則形式如下：

考慮到鋁合金受沖擊后損傷形式及其材料屬性，本文有限元分析采用延性損傷準(zhǔn)則Ductile Damage[1-2]作為鋁合金層損傷判據(jù)以及基于斷裂耗散能的損傷擴展模式，其模型如圖3所示。延性損傷準(zhǔn)則能夠預(yù)測由于延性金屬內(nèi)部空隙成核、成長、集結(jié)引起的損傷萌生。該模型假定損傷萌生時的等效塑性應(yīng)變是三軸應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變率的函數(shù)，當(dāng)達到起始損傷后，損傷擴展采用斷裂耗散能進行控制。有限元計算模型如圖4所示。

有限元計算與試驗中所用玻璃纖維增強鋁合金層合板參數(shù)相同。其鋁合金層采用三維實體單元建模，單元類型為8節(jié)點實體單元（C3D8R）。鋁合金材料為各向同性彈塑性材料2024T3鋁合金，材料屬性及損傷模型參數(shù)詳見表2與表3。該層合板中的玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料層同樣采用三維實體單元建模，而單元類型采用采用8節(jié)點連續(xù)殼單元（SC8R）。有限元計算中，沖頭采用解析剛體建模，模型為半球體，沖頭直徑為12.6mm，并且在剛體沖頭頂端設(shè)置參考點，攜帶沖擊落錘重量12.250kg，通過施加初始速度來模擬落錘沖擊試驗。不考慮應(yīng)變率效應(yīng)，采用的HS2Glass/Epoxy預(yù)浸料的材料參數(shù)與損傷模型參數(shù)詳見表4。單層板每層之間將其接觸屬性設(shè)置為內(nèi)聚力單元（Cohensive element）來模擬GLARE層合板中的粘結(jié)劑。GLARE層合板的周圍施加完全固定邊界條件，沖頭與層合板的每一層的表面均設(shè)定為通用接觸。而摩擦在斜碰撞問題中對剩余速度的影響較大，在正碰撞問題中摩擦影響有限，在計算中不考慮摩擦影響[14]。

3 試驗結(jié)果與討論

在所有試件受到?jīng)_擊的過程中，均未出現(xiàn)穿透現(xiàn)象。從試件表面觀察，外層鋁合金薄板僅僅發(fā)生了塑性變形，并且在表面形成一個小坑，如圖5所示。在受到不同沖擊能量的作用后，GLARE層合板的非沖擊面皆出現(xiàn)凸起，圖中圈起的區(qū)域是層合板變形區(qū)。隨著沖擊能量的增大，變形區(qū)域面積逐漸增加。

圖6為GLARE層合板在落錘低速沖擊試驗過程中的沖擊載荷-時間曲線圖。沖擊開始后，40J能量的載荷-時間曲線中，首先在0.503ms處達到第一處波峰，并且在0.691ms處達到第一處谷底?？疾爝@四種沖擊能量，隨著沖擊能量的逐漸減小，各種沖擊能量曲線達到第一處波峰所消耗的時間逐漸延長。10J能量的載荷-時間曲線需要1.016ms達到第一處波峰，在1.260ms處形成第一處曲線谷底。

曲線通過第一處曲線谷底后，載荷隨著沖擊時間推移而逐漸增大；各曲線也表示出隨著沖擊能量的逐漸增大，載荷-時間曲線的斜率逐漸變大，沖擊達到的最大載荷逐漸增大。在試驗條件下，四種不同沖擊能量下GLARE層合板外層的鋁合金薄板均未出現(xiàn)任何破壞，只是發(fā)生塑性變形。在此階段，玻璃纖維增強鋁合金層合板主要是依靠鋁合金的塑性變形來吸收沖擊能量，而層合板內(nèi)部的玻璃纖維斷裂以及層間損傷所吸收的能量較少，所以載荷-時間曲線成為比較光滑的曲線。同時可見，當(dāng)沖擊能量逐漸提高時，玻璃纖維增強鋁合金層合板的沖擊響應(yīng)所需要的時間逐漸縮短。比較各種沖擊能量，在10J沖擊能量最小時，玻璃纖維增強鋁合金層合板的響應(yīng)過程需要時間最長。

在圖7中，給出了沖擊能量隨著時間的變化曲線。在沖頭與GLARE層合板接觸以后，落錘所攜帶的動能逐漸轉(zhuǎn)化為GLARE層合板的內(nèi)能。當(dāng)沖擊能量上升到最大值后，又稍降低在一定穩(wěn)定值上，這時，大部分沖擊能量轉(zhuǎn)化為GLARE層合板損傷變形所需要的內(nèi)能。顯示了鋁合金薄板優(yōu)異的吸能能力，對抑制GLARE層合板的分層損傷及裂紋損傷發(fā)揮了作用，只有沖擊能量的一小部分轉(zhuǎn)化為沖頭反彈時所需要的動能。在此可以觀察到隨著沖擊能量的逐漸增大，沖頭反彈所需要的動能逐漸增多。

如圖8所示，位移隨時間的變化曲線。顯然，各個位移-時間曲線中沖擊能量越大時層合板中的位移峰值越大，達到最大位移所用的時間在逐漸減少，在沖擊能量為40J時產(chǎn)生的位移值最大，此時，層合板的響應(yīng)過程所用時間比于其它三種沖擊能量要少。

圖9給出了GLARE層合板在沖擊過程中的載荷-位移曲線。由圖可見，在相同的沖擊載荷時，當(dāng)沖擊能量越大，層合板中產(chǎn)生的最大位移以及永久位移越大?？梢苑譃樗膫€階段來描述載荷-位移曲線。如沖擊能量10J曲線，在0～A階段，隨著載荷增大，GLARE層合板中的位移在逐漸增大，四種沖擊能量的載荷-位移斜率基本相同，曲線未出現(xiàn)波動，在此階段GLARE層合板依靠整體性能抵抗外來載荷；在A～B階段，四種沖擊能量曲線中，載荷均有輕微的波動且有下降的趨勢，這主要由于試件內(nèi)部的預(yù)浸料層出現(xiàn)了初始損傷，玻璃纖維層內(nèi)部最先發(fā)生纖維斷裂損傷，且以鋁合金薄板與預(yù)浸料之間的剝離為主要的損傷形式，導(dǎo)致整個層合板的承載能力下降；第三階段B～C，載荷開始持續(xù)增加，位移明顯增大，但曲線斜率與第一階段0～A相比有明顯的降低，說明載荷的增長速度有所減緩，結(jié)構(gòu)內(nèi)的鋁合金薄板產(chǎn)生塑性變形，但是并未達到層合板的極限強度。此后，隨著載荷增大層合板的位移相應(yīng)增大，當(dāng)達到C點時，各個能量的沖擊載荷分別達到最大值；在最終階段C～D，經(jīng)過C點后，沖擊過程處于卸載階段，沖擊能量的很小部分轉(zhuǎn)化為沖頭回彈的動能，GLARE層合板中的損傷停止擴展，此時，層合板變形量彈回到固定值后不再發(fā)生變化。endprint

4 數(shù)值模擬與試驗結(jié)果對比

對不同沖擊能量的GLARE層合板沖擊試驗結(jié)果（TEST）與有限元數(shù)值模擬結(jié)果（FEA）進行了對比，以30J和40J為例，圖10～13表示沖擊曲線對比情況，實驗值與模擬值的誤差如表7所示。

從對比圖以及誤差表中可以看出，沖擊試驗曲線與數(shù)值模擬曲線吻合較好，數(shù)值模擬得到的最大載荷均略低于實驗值，最大位移均略大于實驗值。造成這種結(jié)果的原因，首先在測量中鋁合金和預(yù)浸料的厚度誤差以及缺陷，同時，在GLARE層合板的制作過程中工藝的限制造成誤差。其次，是由于GLARE層合板中玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料層均采用SC8R連續(xù)殼單元進行建模計算，當(dāng)受到?jīng)_擊荷載作用后，材料在厚度方向會發(fā)生較大變形，也是造成誤差的原因所在。但整體來說數(shù)值模擬結(jié)果比較理想，說明該有限元模型可以良好的描述低速沖擊響應(yīng)過程，驗證了該數(shù)值模擬的可靠性。

玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料采用Hashin失效準(zhǔn)則建模，基體拉伸失效和基體壓縮失效是其中兩種損傷形式。如圖14所示的是沿著受沖擊面方向所鋪設(shè)的第一層玻璃纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料層，在受到不同沖擊能量作用后基體壓縮的損傷圖。材料在發(fā)生破壞后，相應(yīng)單元的應(yīng)力分量會被視為零，該失效單元會被自動刪除?？梢钥闯鲭S著沖擊能量的增大，損傷區(qū)域的面積逐漸增大，而刪除單元的面積也在逐漸增多。圖15是在40J沖擊能量作用時，沿著

受沖擊面方向不同預(yù)浸料層基體拉伸的損傷圖。沖擊能量相同時，一二層損傷及失效單元面積遠大于三四層，而這種情況是由于預(yù)浸料層的鋪層順序以及鋪層方向不同所作用的結(jié)果。

5 結(jié) 論

1） 玻璃纖維增強鋁合金層合板（GLARE層合板）受低速沖擊過程中，隨著沖擊能量的增大其變形區(qū)域面積逐漸增加，層合板受低速沖擊作用的響應(yīng)時間逐漸減短，而峰值載荷及峰值位移逐漸增大，位移變形回彈的百分比在逐漸減小。

2） 應(yīng)用ABAQUS有限元軟件建立了GLARE層合板低速沖擊的三維有限元分析模型，其中鋁合金層與玻璃纖維/環(huán)氧樹脂浸料層分別采用延性損傷準(zhǔn)則以及Hashin失效準(zhǔn)則。數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好，驗證了該有限元模型的可靠性，并說明在低能量沖擊時采用延性損傷準(zhǔn)則作為損傷判據(jù)是合理的。

3） 在不同沖擊能量下，基體壓縮損傷面積隨著沖擊能量的增大逐漸增大且失效單元面積在逐漸增多。而沖擊能量相同時，沿著受沖擊面方向，第一、二層基體拉伸損傷及失效單元面積遠大于第三、四層。預(yù)浸料的鋪層順序以及方向是影響層合板抗沖擊能力的主要因素。

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（編輯：王 萍）endprint