鄧云飛 尹湲 周春萍 王軒

摘 要：纖維增強(qiáng)樹(shù)脂材料層合板對(duì)外來(lái)物的沖擊非常敏感，為解決其應(yīng)用隱患，需要研究玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層合板低速?zèng)_擊損傷機(jī)理和動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。本文采用三種頭部形狀沖頭以6種沖擊能量進(jìn)行落錘試驗(yàn)，分析沖擊過(guò)程中載荷與吸收的能量變化規(guī)律。結(jié)果表明，沖擊能量對(duì)層合板損傷形貌與載荷響應(yīng)影響比較小，而沖頭形狀對(duì)層合板損傷形貌和載荷響應(yīng)影響較大。沖頭形狀越鈍，層合板的載荷峰值就越大；反之，層合板最大沖擊位移和最大沖擊時(shí)間越長(zhǎng)，沖擊損傷程度越大。本研究可為復(fù)合材料層合板工程應(yīng)用提供一定的試驗(yàn)基礎(chǔ)和參考依據(jù)。

關(guān)鍵詞：復(fù)合材料； 低速?zèng)_擊； 損傷機(jī)理； 動(dòng)態(tài)響應(yīng)； 失效模式

中圖分類(lèi)號(hào)：V258 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A DOI：10.19452/j.issn1007-5453.2023.04.011

基金項(xiàng)目： 航空科學(xué)基金（201918067001）

增強(qiáng)樹(shù)脂復(fù)合材料具有輕質(zhì)、力學(xué)性能良好、絕緣和抗腐蝕性能優(yōu)異等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車(chē)、化工、土木建筑等領(lǐng)域[1-3]。然而，纖維增強(qiáng)樹(shù)脂材料層合板對(duì)外來(lái)物的沖擊非常敏感，沖擊作用易使層合板產(chǎn)生嚴(yán)重的斷裂及分層損傷，從而使其強(qiáng)度發(fā)生驟降甚至失效[4-5]。

為解決復(fù)合材料層合板應(yīng)用隱患，研究其低速?zèng)_擊的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能及損傷機(jī)理尤為重要[6-7]。王念[8]通過(guò)數(shù)值仿真與試驗(yàn)的方法詳細(xì)分析了層合板沖擊歷程的損傷特點(diǎn)和損傷機(jī)理，并全面揭示了基體開(kāi)裂和纖維斷裂等損傷形式的形成原因及擴(kuò)展規(guī)律。H. Ulus[9]研究了沖擊能量與吸收能量之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)大部分沖擊能量被產(chǎn)生的沖擊損傷所吸收，一部分能量由于彈塑性變形和摩擦而耗散。R. C. Batra等[10]用數(shù)值仿真分析了層合板在低速?zèng)_擊下的損傷發(fā)生、損傷拓展和失效過(guò)程的變化歷程。蔣萬(wàn)樂(lè)等[11]用落錘對(duì)玻璃纖維復(fù)合材料層合板進(jìn)行了不同能量的沖擊試驗(yàn)。結(jié)果表明，隨著沖擊能量的增大，載荷—時(shí)間曲線的沖擊載荷峰值逐漸增大，層合板失效時(shí)間變短，并且載荷—位移曲線的沖擊行程越長(zhǎng)，其沖擊損傷越大。

復(fù)合材料層合板沖擊過(guò)程復(fù)雜，影響因素眾多，其中沖擊物形狀對(duì)其沖擊性能存在明顯的影響。劉逸眾等[12]用圓形和錐形沖頭對(duì)T700/DS1202層合板進(jìn)行了低能量沖擊試驗(yàn)。結(jié)果表明，沖頭形狀對(duì)層合板的貫穿閾值存在影響，錐形沖頭相比圓形沖頭可以在更小的沖擊能量下貫穿層合板，且錐形沖頭造成的損傷更集中，損傷程度更嚴(yán)重。T. Mitrevski等[13]通過(guò)落錘試驗(yàn)以4J和6J的能量沖擊試件，對(duì)比半球形、卵形和錐形沖頭下的層合板力學(xué)響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)沖頭形狀對(duì)于能量耗散、峰值沖擊力和沖擊接觸時(shí)間具有顯著影響。屈天驕等[14]采用Abaqus軟件研究了復(fù)合材料層合板低速?zèng)_擊下的損傷特性。研究表明，沖擊能量及沖頭形狀對(duì)復(fù)合材料層合板抗沖擊能力影響顯著，沖頭形狀越尖銳，層合板損傷面積越小，越容易出現(xiàn)侵入現(xiàn)象。M. Habibi等[15]采用半球形和圓錐形沖頭以4～14J沖擊能量開(kāi)展了低速?zèng)_擊試驗(yàn)，研究沖頭形狀和沖擊能量對(duì)復(fù)合材料層合板抗沖擊損傷特性，以及剩余拉伸性能的影響。結(jié)果表明，使用圓錐形沖頭的損傷程度更為嚴(yán)重，層合板主要發(fā)生基體開(kāi)裂、纖維斷裂、分層等損傷模式，而這些損傷對(duì)復(fù)合材料的剩余拉伸性能有顯著影響。

通過(guò)現(xiàn)有文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn)，針對(duì)層合板抗外來(lái)物形狀特性的研究，大多限于層合板受到低能量沖擊后的損傷特性，而在實(shí)際應(yīng)用中沖擊能量經(jīng)常遠(yuǎn)超過(guò)層合板的承載能力，故缺乏層合板受到不同形狀沖頭的高能量擊穿破壞后損傷定性、定量的描述及驗(yàn)證。因此，本文利用三種形狀沖頭以較高的沖擊能量開(kāi)展落錘試驗(yàn)，揭示出平紋編織玻璃纖維層合板在低速?zèng)_擊下的損傷形貌及動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律，為玻璃纖維層合板工程應(yīng)用的損傷評(píng)估以及防護(hù)設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試件材料與制備

試件材料選用Solvay公司生產(chǎn)的MXB7701/220體系的平紋編織玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂預(yù)浸料，表1所示為材料參數(shù)[16]。單層預(yù)浸料厚度為0.114mm，面密度為295g/m2。層合板鋪層順序?yàn)閇0/90]3s，共12層，總厚度約為1.37mm。

層合板制備采用真空袋熱壓成形工藝，把預(yù)浸料按預(yù)定的角度和層數(shù)鋪貼，鋪貼完成后依次覆蓋隔離膜、上均壓板、電熱毯和透氣氈，使用真空袋和密封膠條進(jìn)行密封，然后通過(guò)真空泵連接熱補(bǔ)儀將真空袋內(nèi)抽真空，如圖1所示。當(dāng)真空度到達(dá)90kPa以上，熱補(bǔ)儀按照預(yù)設(shè)固化曲線調(diào)控電熱毯溫度，如圖2所示。固化結(jié)束后把層合板切割成125mm×125mm的沖擊試件。

1.2 低速?zèng)_擊試驗(yàn)系統(tǒng)

低速?zèng)_擊試驗(yàn)在Instron 9350落錘試驗(yàn)機(jī)上完成，如圖3所示，沖擊裝置主要由配重塊、載荷傳感器、氣動(dòng)夾具及防回彈裝置等組成，沖擊物總質(zhì)量為5.30kg。沖擊總質(zhì)量保持不變，通過(guò)調(diào)節(jié)沖頭沖擊速度，從而得到不同的沖擊能量。通過(guò)載荷傳感器、時(shí)間與速度測(cè)量裝置采集數(shù)據(jù)，由CEAST軟件處理，即可得到實(shí)時(shí)的沖擊時(shí)間、速度、載荷、位移和能量吸收等重要參數(shù)。

1.3 沖擊試驗(yàn)方案

為揭示沖擊能量和沖頭形狀對(duì)玻璃纖維層合板抗沖擊性能的影響，沖頭直徑為20mm，形狀為平頭形、半球形和圓錐形，如圖4所示。沖擊能量選取15J、30J、50J、100J、150J和200J，試驗(yàn)工況共18組。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 層合板低速?zèng)_擊損傷特性

圖5給出了平頭形沖頭沖擊下層合板的損傷形貌。沖頭能量對(duì)層合板損傷模式影響很小，當(dāng)沖擊能量為15J時(shí)，層合板正面發(fā)生剪切斷裂，形成直徑為20mm的圓形壓痕以及接近垂直的直線裂紋，斷口處存在纖維拔出和分層現(xiàn)象，而層合板背面呈現(xiàn)不規(guī)則撕裂。當(dāng)沖擊能量達(dá)到30J以上，層合板損傷區(qū)域發(fā)生壓潰失效，并且層合板損傷面積與裂紋長(zhǎng)度隨著沖擊能量的增加而增加。玻璃纖維層合板基體強(qiáng)度明顯低于纖維強(qiáng)度，因此，基體產(chǎn)生開(kāi)裂并沿纖維方向擴(kuò)展，而且層合板在沖頭的擠壓力作用下產(chǎn)生了斜向壓潰折痕，最終形成規(guī)則五角形破片。

圖6給出了半球形沖頭沖擊下層合板的損傷形貌。當(dāng)沖擊能量為15J時(shí)，層合板未被穿透，層合板正面受到?jīng)_頭擠壓產(chǎn)生塑性變形，并形成了深度約為4mm的凹坑，以及長(zhǎng)度約為55mm的十字形裂紋。當(dāng)沖擊能量為30J時(shí)，層合板已被穿透，層合板產(chǎn)生了更大的塑性變形，層合板正面和背面均呈現(xiàn)出長(zhǎng)度約為20mm的規(guī)則菱形損傷區(qū)域，以及4條長(zhǎng)度約為15mm的直線裂紋，且菱形損傷區(qū)域四周有明顯的折斷痕跡?；w在沖擊區(qū)域沿著0°和90°花瓣開(kāi)裂狀拉伸斷裂，斷口邊緣呈鋸齒狀，并且存在纖維拔出現(xiàn)象。當(dāng)沖擊能量達(dá)到50J以上時(shí)，沖擊斷口位置纖維束和基體發(fā)生脫黏，甚至產(chǎn)生弧形破片沖塞，形成了更為嚴(yán)重的分層現(xiàn)象。

圖7給出了圓錐形沖頭沖擊下層合板的損傷形貌。當(dāng)沖擊能量為15J時(shí)，其損傷形貌與半球形沖頭情況相似，但是由于圓錐形沖頭頂部形狀尖銳，十字裂紋中心點(diǎn)被貫穿形成小圓孔。當(dāng)沖擊能量為30J時(shí)，層合板正面呈現(xiàn)圓形損傷區(qū)域，背面出現(xiàn)菱形損傷區(qū)域，且損傷主要集中在沖頭沖擊區(qū)域，存在輕微纖維拔出現(xiàn)象。當(dāng)沖擊能量為50J以上時(shí)，破片邊緣呈鋸齒狀，纖維產(chǎn)生拉伸斷裂破壞，基體產(chǎn)生開(kāi)裂，并存在分層現(xiàn)象。當(dāng)沖擊能量達(dá)到200J時(shí)，由于沖擊能量較大，層合板受到?jīng)_擊后產(chǎn)生弧形破片沖塞，并且損傷區(qū)域由菱形區(qū)域擴(kuò)展為直徑達(dá)30mm的圓弧區(qū)域。

采用光學(xué)顯微鏡觀測(cè)了不同形狀沖頭沖擊后的層合板微觀損傷形貌，如圖8所示。層合板發(fā)生以纖維斷裂和基體破碎為主的損傷破壞模式，同時(shí)圓錐形沖頭相較于半球形沖頭在沖擊時(shí)，層合板產(chǎn)生更加明顯的分層損傷現(xiàn)象。

圖9為層合板受到不同形狀沖頭沖擊的損傷機(jī)理示意圖。當(dāng)平頭沖頭沖擊接觸層合板時(shí)，層合板在沖頭邊緣處受到環(huán)向剪切力，纖維和基體發(fā)生剪切斷裂，隨著沖頭擠壓力的持續(xù)作用，層合板沿厚度方向壓潰，并形成大面積的五角形破片。當(dāng)半球形沖頭沖擊接觸層合板時(shí)，沖頭與層合板會(huì)形成一個(gè)球弧形接觸面，球面內(nèi)部產(chǎn)生擠壓力，擠壓作用會(huì)導(dǎo)致纖維拉伸斷裂和基體擠壓破碎。層合板背面受到壓縮產(chǎn)生拉伸應(yīng)力波，拉伸應(yīng)力波作用在層合板背面首先形成十字形裂紋，隨著沖頭的侵徹?cái)D壓作用，裂紋逐漸轉(zhuǎn)變成花瓣開(kāi)裂狀斷口。當(dāng)圓錐形沖頭接觸層合板時(shí)，其損傷機(jī)理與半球形沖頭相似。值得注意的是，隨著圓錐形沖頭的持續(xù)侵徹作用，圓錐形沖頭損傷區(qū)域是由點(diǎn)到面逐漸遞增的，當(dāng)沖頭頂部完全貫穿層合板后，其產(chǎn)生的損傷形貌與半球形沖頭相似。此外，由于圓錐形沖頭頂部形狀尖銳，更易造成應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致接觸點(diǎn)纖維和基體提前失效。

2.2 層合板低速?zèng)_擊動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線分析

圖10為平頭形沖頭沖擊層合板的載荷動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線。在不同能量沖擊下，載荷趨勢(shì)基本相似，曲線可分為載荷隨位移上升階段和載荷驟降階段。上升階段載荷表現(xiàn)出小幅度波動(dòng)，這是由于層合板在沖擊過(guò)程中不斷發(fā)生基體開(kāi)裂、分層及纖維斷裂等多種形式的損傷。當(dāng)沖擊載荷達(dá)到峰值時(shí)，纖維和基體達(dá)到承載極限而發(fā)生完全失效，導(dǎo)致層合板壓剪斷裂，載荷迅速下降。

圖11為半球形沖頭沖擊層合板的載荷動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線。采用Savitzky-Golay濾波器對(duì)所有的曲線進(jìn)行了平滑處理，階段上升載荷表現(xiàn)出小幅度震蕩但總體呈線性的特點(diǎn)，線性增長(zhǎng)表示層合板整體發(fā)生了彈性變形。載荷達(dá)到峰值后，曲線呈先驟降后鋸齒狀緩慢下降的趨勢(shì)。載荷驟降是因?yàn)閷雍习鍞嗔咽Ш蟪休d能力降低，沖頭和層合板摩擦力產(chǎn)生的載荷小于層合板承載力與摩擦力共同作用產(chǎn)生的載荷。最后，隨著斷口開(kāi)裂程度逐漸增大，沖頭和層合板之間的摩擦力逐漸減小，載荷緩慢下降。

圖12為圓錐形沖頭沖擊層合板的載荷動(dòng)態(tài)響應(yīng)曲線。采用Savitzky-Golay濾波器對(duì)所有的曲線進(jìn)行了平滑處理?？梢园l(fā)現(xiàn)，載荷曲線呈現(xiàn)出兩個(gè)階梯狀平臺(tái)階段。第一個(gè)平臺(tái)階段位于曲線初期且沖擊載荷很小，其主要原因是圓錐形沖頭的頂部形狀尖銳，導(dǎo)致層合板撞擊中心處在承受很小的載荷下便已發(fā)生失效破壞。隨著沖頭的侵徹作用，層合板損傷范圍由點(diǎn)逐漸轉(zhuǎn)化成面，圓錐形沖頭與層合板的接觸面積逐漸增大，沖擊載荷不斷增大。當(dāng)沖擊位移達(dá)到約17mm時(shí)，即沖頭圓錐頂部剛好完全穿過(guò)層合板，載荷曲線會(huì)在峰值載荷范圍穩(wěn)定一段距離，呈現(xiàn)出第二個(gè)平臺(tái)階段。此階段載荷是由沖頭側(cè)壁與層合板開(kāi)裂斷口擠壓和摩擦產(chǎn)生的，但沖頭側(cè)壁橫截面積不變，其損傷范圍不會(huì)擴(kuò)展，僅會(huì)造成斷裂處開(kāi)裂程度擴(kuò)大，即沖頭與層合板開(kāi)裂口接觸面積比較穩(wěn)定，故載荷比較穩(wěn)定。最后，當(dāng)層合板承載達(dá)到極限，并且斷口開(kāi)裂面積大于沖頭橫截面積時(shí)，沖頭側(cè)壁和斷口處因接觸作用減弱而使摩擦力減小，故載荷快速下降。

綜上所述，沖頭形狀對(duì)載荷響應(yīng)曲線存在顯著影響。沖頭形狀越尖銳，載荷曲線中的沖擊載荷會(huì)明顯減弱，同時(shí)沖擊時(shí)間和沖擊位移均有顯著增加。但是，當(dāng)相同形狀沖頭沖擊層合板時(shí)，沖擊能量對(duì)載荷—位移曲線影響較小，沖擊位移和沖擊載荷隨能量的增大沒(méi)有明顯的變化。

2.3 層合板低速?zèng)_擊動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律

最大沖擊載荷和最大吸能是評(píng)估夾芯結(jié)構(gòu)在低速?zèng)_擊下防護(hù)性能的重要指標(biāo)[17]。圖13對(duì)比了不同形狀沖頭沖擊下的最大載荷，發(fā)現(xiàn)平頭形沖頭的最大載荷最高，其次為半球形沖頭，圓錐形沖頭最低，而且平頭形沖頭沖擊的最大載荷比圓錐形和半球形沖頭分別提高約900%和200%。這是由于平頭沖頭頂部橫截面積最大，沖擊損傷的面積相應(yīng)最大，并且沖擊響應(yīng)時(shí)間短，其造成的最大載荷最高。圓錐形沖頭的頂部尖銳，其侵徹破壞能力較強(qiáng)，導(dǎo)致層合板在很小的載荷下就已經(jīng)失效。此外，沖擊能量變化對(duì)最大載荷影響比較小。

圖14對(duì)比了層合板在不同形狀沖頭沖擊下的最大吸能，發(fā)現(xiàn)沖頭形狀對(duì)層合板的最大吸能影響不明顯。隨著沖擊能量的增大，層合板在不同形狀沖頭沖擊下的最大吸能僅有小幅度上升的趨勢(shì)，這是因?yàn)閷雍习宓拇┩搁撝的芰坑善浔旧聿牧咸匦詻Q定，穿透閾值能量為層合板背面剛好處于斷裂時(shí)的沖擊能量[18]，即當(dāng)沖擊能量大于其穿透閾值能量時(shí)，層合板最大吸能也僅能穩(wěn)定在其穿透閾值能量附近。

沖頭形狀對(duì)層合板最大位移及最大沖擊響應(yīng)時(shí)間有顯著影響，如圖15所示。隨著沖擊能量的增加，三種形狀沖頭的最大沖擊位移均穩(wěn)定在較小的范圍內(nèi)，而且圓錐形沖頭沖擊的最大位移約為平頭形沖頭最大位移的5倍，圓錐形沖頭沖擊的最大位移約為半球形沖頭最大位移的1.4倍。此外，層合板最大沖擊時(shí)間隨沖擊能量的增加呈減小的趨勢(shì)，如圖16所示?？傮w而言，圓錐形沖頭的沖擊位移和沖擊時(shí)間均最長(zhǎng)，其次為半球形沖頭，最短為平頭形沖頭。

3 結(jié)論

通過(guò)試驗(yàn)研究了玻璃纖維層合板在沖頭低速?zèng)_擊下的損傷形貌及機(jī)理，分析了沖擊能量和沖頭形狀對(duì)玻璃纖維層合板動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響規(guī)律，得到了以下結(jié)論：

（1） 沖頭形狀對(duì)層合板損傷形貌及機(jī)理存在顯著影響。平頭形沖頭沖擊時(shí)，纖維發(fā)生剪切斷裂，基體受到?jīng)_頭擠壓形成破片。半球形沖頭和圓錐形沖頭沖擊下層合板損傷形貌相似，基體主要產(chǎn)生擠壓開(kāi)裂，纖維發(fā)生拉伸斷裂，隨著沖擊能量的增加，層合板損傷形貌由十字形裂紋轉(zhuǎn)變?yōu)榛ò觊_(kāi)裂狀斷口。

（2） 沖頭形狀對(duì)沖擊載荷響應(yīng)存在明顯的影響。當(dāng)沖頭形狀為平頭時(shí)，沖擊載荷呈先波動(dòng)上升后驟降的趨勢(shì)。當(dāng)沖頭形狀為半球形時(shí)，沖擊載荷在載荷下降階段表現(xiàn)出先線性驟降后鋸齒狀緩慢下降的趨勢(shì)。當(dāng)沖頭形狀為圓錐形時(shí)，載荷響應(yīng)曲線呈現(xiàn)出兩個(gè)特殊的平臺(tái)階段。此外，沖擊能量的大小對(duì)層合板載荷響應(yīng)曲線的趨勢(shì)影響比較小。

（3） 對(duì)于沖擊動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性規(guī)律，沖頭形狀越鈍，層合板的載荷峰值就越大；沖頭形狀越尖銳，層合板最大沖擊位移和沖擊時(shí)間越大。隨著沖擊能量的增大，層合板的最大沖擊位移比較穩(wěn)定。此外，層合板穿透后，最大吸能會(huì)穩(wěn)定在其穿透閾值能量附近。

參考文獻(xiàn)

[1]劉萬(wàn)雷，常新龍，張曉軍，等. 基于改進(jìn)Hashin準(zhǔn)則的復(fù)合材料低速?zèng)_擊損傷研究[J]. 振動(dòng)與沖擊，2016，35（12）： 209-214. Liu Wanlei， Chang Xinlong， Zhang Xiaojun， et al. Lowvelocity impact analysis of composite plates based on modified Hashin criterion[J]. Journal of Vibration and Shock， 2016， 35（12）： 209-214. （in Chinese）

[2]馮鵬. 復(fù)合材料在土木工程中的發(fā)展與應(yīng)用[J]. 復(fù)合材料科學(xué)與工程，2014（9）： 99-104. Feng Peng. Development and application of composite in civil engineering[J]. Composites Science and Engineering， 2014（9）： 99-104. （in Chinese）

[3]Zhang X， Mohammed I K， Zhang G， et al. Temperature effects on the low velocity impact response of laminated glass with different types of interlayer materials[J]. International Journal of Impact Engineering， 2019， 124： 9-22.

[4]任毅如，鄧亞斌. 基于非線性鋪設(shè)角復(fù)合材料層合板的抗低速?zèng)_擊性能研究[J]. 航空科學(xué)技術(shù)，2021，32（12）： 84-90. Ren Yiru，Deng Yabin. Research on low-velocity impact resis‐tance of composite laminates with non-linear angle based la‐yups[J]. Aeronautical Science & Technology， 2021， 32（12）： 84-90.（in Chinese）

[5]張溫馨，張迪，齊江偉，等. 預(yù)載荷對(duì)纖維復(fù)合材料低速?zèng)_擊性能影響研究[J]. 航空科學(xué)技術(shù)，2021，32（12）： 91-97. Zhang Wenxin， Zhang Di， Qi Jiangwei， et al. Effect of preload‐ing on the low speed impact resistance for carbon fiber/epoxy resin composite laminates[J]. Aeronautical Science & Technol‐ogy， 2021， 32（12）： 91-97.（in Chinese）

[6]胡靜，鞏翰林，司曉亮，等. 碳纖維復(fù)合材料雷電防護(hù)特性仿真及試驗(yàn)研究[J]. 航空科學(xué)技術(shù)，2022，33（1）： 98-106. Hu Jing， Gong Hanlin， Si Xiaoliang， et al. Simulation and ex‐perimental research on lightning protection characteristics of carbon fiber composites[J]. Aeronautical Science & Technolo‐gy， 2022， 33（1）： 98-106.（in Chinese）

[7]肖琳，王冠輝，邱思，等. 聚合物基復(fù)合材料低速?zèng)_擊損傷的研究進(jìn)展[J]. 材料科學(xué)與工藝，2017，25（6）： 1-8. Xiao Lin， Wang Guanhui， Qiu Si， et al. Development on damage of low velocity impact on polymer matrix composites[J]. Materi‐als Science and Technology， 2017， 25（6）： 1-8. （in Chinese）

[8]王念. 復(fù)合材料層合板沖擊損傷及損傷容限研究[D]. 南京：南京航空航天大學(xué)，2014. Wang Nian. Research on impact damage and damage tolerance of composites laminates[D]. Nanjing： Nanjing University of Aeronautics and Astronautics， 2014. （in Chinese）

[9]Ulus H， Ustun T， Sahin O S， et al. Low-velocity impact behavior of carbon fiber/Epoxy multiscale hybrid nanocomposites rein‐forced with multiwalled carbon nanotubes and boron nitride nano‐plates[J]. Journal of Composite Materials， 2016， 50（6）：761-770.

[10]Batra R C， Gopinath G，Zheng J Q. Damage and failure in low energy impact of fiber-reinforced polymeric composite lami‐nates[J]. Composite Structures， 2012， 94（2）：540-547.

[11]蔣萬(wàn)樂(lè)，孫耀寧，王國(guó)建，等. 玻璃纖維層合板低能量沖擊試驗(yàn)研究[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造，2019（5）： 18-21. Jiang Wanle， Sun Yaoning， Wang Guojian， et al. Experimental study on low energy impact of glass fiber laminate[J]. Machin‐ery Design & Manufacture， 2019（5）： 18-21. （in Chinese）

[12]劉逸眾，李敏，陳律. 沖頭形狀對(duì)層合板低能量沖擊損傷尺寸及剩余壓縮強(qiáng)度的影響[J]. 復(fù)合材料科學(xué)與工程，2018（7）： 89-92. Liu Yizhong， Li Min， Chen Lyu. Effect of plunger on damage dimensions and residual compressive strength of laminates sub‐jected to low-energy impact[J]. Composites Science and Engi‐neering， 2018（7）： 89-92. （in Chinese）

[13]Mitrevski T， Marshall I H， Thomson R， et al. The effect of im‐pactor shape on the impact response of composite laminates[J]. Composite Structures， 2005， 67（2）：139-148.

[14]屈天驕，鄭錫濤，范獻(xiàn)銀，等. 層合板低速?zèng)_擊損傷影響因素分析[J]. 航空材料學(xué)報(bào)，2011，31（6）： 81-86. Qu Tianjiao， Zheng Xitao， Fan Xianyin， et al. Exploration of several influence factors of low-velocity impact damage on composite laminates[J]. Journal of Aeronautical Materials， 2011， 31（6）：81-86. （in Chinese）

[15]Habibi M， Laperrière L. Influence of low- velocity impact on residual tensile properties of nonwoven flax/epoxy composite[J]. Composite Structures， 2018， 186： 175-182.

[16]Menna C， Asprone D， Caprino G， et al. Numerical simulation of impact tests on GFRP composite laminates[J]. International Journal of Impact Engineering， 2011， 38（8）： 677-685.

[17]Wang H， Ramakrishnan K R， Shankar K. Experimental study of the medium velocity impact response of sandwich panels with different cores[J]. Materials & Design， 2016， 99：68-82.

[18]孫杰. 環(huán)氧基CFRP的制備及低速?zèng)_擊性能研究[D]. 青島：青島理工大學(xué)，2022. Sun Jie. Preparation of epoxy-based CFRP and research on low-velocity impact properties[D]. Qingdao：Qingdao Universi‐ty of Technology， 2022. （in Chinese）

Study on the Influence of Drop Hammer Impactor Shape and Impact Energy on Dynamic Properties of Glass Fiber Laminates

DengYunfei1， Yin Yuan1， Zhou Chunping2， Wang Xuan1

1. Civil Aviation University of China， Tianjin 300300， China

2. Aeronautical Science Key Lab for High Performance Electromagnetic Windows， AVIC Research Institute for Special Structures of Aeronautical Composite， Ji’nan 250023， China

Abstract： Fiber reinforced resin laminates are sensitive to the impact of foreign objects. In order to solve the hidden danger of its application， the low-velocity impact damage mechanism and dynamic response characteristics of glass fiber reinforced composite laminates， drop weight tests are carried out with three kinds of impactor heads and six kinds of impact energy， and the changes of load and absorbed energy during impact are analyzed. The test results show that the impact energy has little effect on the damage morphology and load response curve of laminates， but the shape of the impactor has a great influence on the damage morphology and load response of the laminate. And the load peak value of the laminate is larger as the shape of impactor becomes blunter. Moreover， the maximum impact displacement and maximum impact time is longer， and the impact damage degree is greater as the shape of impactor become sharper. This study can provide some experimental basis and reference for the practical application of composite laminates.

Key Words： composites； low-velocity impact； damage mechanism； dynamic response； failure mode