热塑性纤维金属层板的抗低速冲击性能

2022-10-11付利荣魏文涛

汽车安全与节能学报 2022年3期

亓昌，付利荣，孙勇，魏文涛，杨姝*

（1.工业装备结构分析国家重点实验室（大连理工大学），大连 116024，中国；2.清华大学，汽车安全与节能国家重点实验室，北京 100084，中国）

纤维金属层板由金属材料与纤维增强复合材料交替铺叠而成，且兼有两者性能优点的超混杂结构[1]，已被广泛用做航空航天领域的机身蒙皮、腹板、货仓地板等结构[2]。根据树脂基不同，纤维金属层板分为热固性和热塑性2 类，其中热塑性纤维金属层板具有成型固化时间短、力学性能优良、可回收利用等优点[3-4]，现已成为该领域的研究热点。

飞机在服役和维修过程中难免会遭遇外界物体的冲击，进而导致层合板发生不同程度的损伤，如：金属塑性变形、金属与纤维分层损伤、纤维断裂、基体开裂等[5]。尤其层合板内部产生损伤时会导致结构整体承载能力大幅降低，给飞机运行带来诸多安全隐患。因此，研究热塑性纤维金属层板（thermoplastic fiber reinforced metal laminates，TFMLs）低速冲击损伤与吸能特性非常重要[6]。

目前，国内外学者主要研究了聚丙烯基TFMLs 的低速冲击损伤及吸能特性[7-9]，而聚酰胺热塑性树脂具有更高的机械强度和韧性，将其应用于TFMLs 能够提高整体结构的抗冲击性能。国内学者的研究主要集中在TFMLs 制备方法、力学性能[10-12]以及对单独热塑性复合材料的冲击损伤研究[13-14]，对聚酰胺热塑基TFMLs 在低速冲击下的损伤特性及相关影响因素分析研究较少。

本文利用热模压成型机制备了聚酰胺热塑性纤维金属层板，采用落锤冲击试验探究TFMLs 在低速冲击下的损伤模式以及碰撞力。通过材料拉伸试验测定所用复合材料的力学性能参数并建立有限元模型。将数值仿真结果与试验结果进行对比以验证其可靠性。并采用数值仿真模型研究冲击器形状、纤维铺层角度对TFMLs 损伤情况及吸能效果的影响，进而指导TFMLs在实际应用中的结构设计。

1 实验

1.1 聚酰胺基TFMLs 的成型制备

金属层采用2024-T3 铝合金，其密度为2.77 g/cm3，弹性模量为73 GPa，极限弹性应变为0.2，其表层致密氧化膜被打磨后用丙酮溶液去除。复合材料层采用连续玻璃纤维增强改性聚酰胺6 单向带，其密度为1.72 g/cm3，玻璃纤维含量为60%。因聚酰胺类材料吸水率较高[15]，故在成型前将该树脂基预浸料放于干燥箱中，在100 ℃下烘干2h，待自然冷却至室温后取出以防回潮。

将铺设好的材料放置在热模压机中进行热压成型，如图1 所示。固化成型分为两个阶段，第1 阶段温度为180 ℃，压强为2 MPa。第2 阶段温度为240 ℃，压强为3 MPa，每一段保温时间均设定为20 min。加热结束后，层合板在模具中自然冷却至室温后，再将其取出。本文所研究的TFMLs 样件尺寸为140 mm×140 mm×3.3 mm，其中每层铝合金薄板厚度为0.3 mm，玻璃纤维增强改性聚酰胺6 预浸料单层厚度为0.25 mm，聚乙烯胶膜厚度为0.1 mm。其结构铺层示意图如图2 所示。

图1 材料热压成型

图2 TFMLs3/2 结构正交铺层样件示意图

1.2 低速冲击试验

根据ASTM D7136 标准，采用落锤冲击试验机对TFMLs 样件进行低速冲击试验。如图3 所示。冲头为直径50 mm、质量4.3 kg 的钢性圆柱体，冲击时与锤头连接的支架会一起掉落，支架质量91 kg，冲击总质量95.3 kg，受冲击区域为110 mm×110 mm 的正方形。

图3 层合板低速冲击

冲击过程中，力传感器采集试验碰撞力数据并传到显示器。为防止时TFMLs 发生移动，设计夹具将层合板固定在滑轨两端，层合板四周完全约束。试验过程中分别对单向铺层样件与正交铺层样件进行1.6 m/s低速冲击试验，观察两种不同铺层样件损伤情况，分析冲击过程中的碰撞力。

1.3 低速冲击试验结果与讨论

落锤低速冲击试验结束后，观察不同铺层方向TFMLs 的损伤情况，如图4 所示。试验中2 种不同铺层角度样件所受碰撞力与时间关系如图5 所示。

图4 层合板低速冲击损伤试验图像

图5 不同铺层样件122 J 低速冲击试验力

通过图4 可以看到，在122 J 冲击能量下，单向铺层样件在锤头冲击区域产生凹坑，沿纤维方向发生整体断裂。冲击能量通过铝板塑性变形、断裂和复合材料内部损伤吸收。正交铺层样件在冲击区域正面出现圆形凹坑，背面产生凸起，表面未产生裂纹，冲击能量主要通过层合板整体塑性变形、复合材料内部损伤吸收。通过图4 对比发现，在相同冲击能量下正交铺层TFMLs 比单向铺层样件损伤破坏程度更小。

由图5 可知：在碰撞前3 ms，2 种不同铺层样件所受冲击力基本一致。在3 ms 以后，正交铺层样件所受碰撞力开始高于单向铺层样件，直至正交铺层样件所受峰值力为28.98 kN，单向铺层样件所受峰值力为14.89 kN，约为正交铺层样件碰撞峰值力一半。

正交铺层样件在受到冲击时碰撞力先以较大速率上升，达到峰值后以较大速率平滑下降至0。而单向铺层样件碰撞力上升至峰值后，下降速率较慢并且分阶段进行。同时，在6～16 ms 间，碰撞力下降速率较慢，这个阶段层合板表面产生了轻微裂纹并且累积扩展，在16 ms 后，碰撞力下降速率明显加快，此阶段层合板整体发生明显断裂，承载能力迅速下降。

通过2 种不同铺层样件碰撞力的变化特征可知：单向铺层的层合板样件发生了断裂。裂纹的产生和扩展致使整个冲击过程变长，单向铺层样件整体碰撞时间为23.69 ms，相较于正交铺层样件的冲击时间增长58%。由于通过落锤低速冲击试验只能观察层合板表面宏观损伤情况，其内部复合材料损伤与吸能机理无法确定，为此本文结合有限元仿真手段共同探究。

2 有限元分析模型及验证

2.1 有限元模型

基于显示动力学分析软件LS-DYNA 建立TFMLs低速冲击有限元仿真模型。为了降低模型计算时间，将钢性冲击器长度尺寸缩小至50 mm，同时增加质量点使其总体质量等于95.3 kg。层合板抗冲击性能受非冲击区域影响较小，中心冲击区域进行网格细化处理，网格尺寸设定为0.1 mm；网格尺寸沿四周逐渐扩大，边缘网格尺寸为0.5 mm。层合板四周节点被完全约束，并赋予冲击器初始速度，建立单向铺层和正交铺层TFMLs3/2 样件，落锤低速冲击仿真模型如图6 所示。

图6 TFMLs3/2 低速冲击有限元模型

2.2 材料模型及参数

Johnson-Cook 是一种对应变率和温度敏感的塑性材料模型，经常用于塑性变形中温度升高使材料变软从而使绝缘温度上升和材料应变率变化较大的情况。在冲击过程中，由于冲击器总质量较大，冲击能量较大，故TFMLs 的应变率变化和热效应不能忽略。本文在仿真模拟中采用MAT-15 号材料模型模拟铝合金损伤失效行为，铝合金材料的各项材料参数如表1 所示。

表1 铝2024-T3 仿真模拟材料参数

玻璃纤维增强改性聚酰胺6 复合材料为各向异性材料，纤维方向具有很高的强度，能够承受很大的拉伸载荷，与纤维排布垂直的方向强度则大大降低。单层玻璃纤维增强复合材料的应力-应变关系如式(1)所示，共有9 个刚度参数。当材料厚度与平面尺寸比值小于1/10时，可将其简化为壳单元[16]，简化后壳单元模型的应力-应变关系如式(2)所示，刚度参数降低至4 个。

在冲击过程中，复合材料的损伤模式十分复杂，主要包括纤维拉伸、压缩;基体拉伸、压缩[17]4 种不同失效模式。仿真模型中，采用MAT-54 号材料模型模拟复合材料的4 种不同损伤形式，通过Chang-Chang失效准则判定材料损伤起始[18]，如公式(3)-(6)所示：

式(3)—(6)中：ef、ec、em、ed是历史变量，它们分别代表纤维方向上的拉伸和压缩强度以及基体方向拉伸和压缩强度的变化过程。Xt为纤维方向拉伸强度，Xc为纤维方向压缩强度，Yt为基体方向拉伸强度，Yc为基体方向压缩强度，Sc为单层复合材料剪切强度，σaa表示沿纤维方向所受应力，σbb表示沿基体方向所受应力，σab表示面内剪切应力。

当复合材料层所受应力达到式(3)—(6)任一失效情况时，相应单元开始损伤，刚度进行折减；当应变大于材料极限应变时，单元刚度降为0，不再具有承载能力，相应网格单元被删除。本文仿真模型中玻璃纤维增强复合材料各项参数如表2 所示。

表2 玻璃纤维增强改性聚酰胺6 复合材料仿真模拟材料参数

采用CONTACT-AUTOMATIC-ONEWAY-SURFACETO-SURFACE-TIEBREAK 内聚力接触行为模拟金属与复合材料层间聚乙烯胶膜的粘接作用。内聚力接触行为由图7 表述。图7 中：OM为线弹性阶段，斜率代表层间刚度，当层间接触应力达到σmax时，判定损伤开始发生，此时对应的应变为δ1。MN段为损伤演化阶段，当层间分离达到N点时，材料极限失效应变为δf，接触行为不再具有承载能力，被断定为失效，发生分层现象[19]。

图7 内聚力双线性模型图

2.3 数值模拟方法验证

将建立的落锤低速冲击有限元仿真模型计算得到的碰撞力与试验结果进行对比，如图8 所示。

图8 数值仿真与试验碰撞力结果对比图

由图8 可知：数值模拟中碰撞力的趋势与试验过程相一致。在整个冲击模拟过程中，可以分为2 个阶段：第1 阶段为冲击过程：当冲击器开始接触到层合板时，碰撞力开始增加，冲击器的动能转化为层合板内能，直至层合板变形位移最大时碰撞力达到峰值，同时层合板具有最大内能。第2 阶段为层合板的弹性变形恢复过程：冲击器发生反弹，此时层合板弹性变形的内能转化为冲击器的动能，碰撞力以较快的速率下降，层合板整体变形位移降低，直至冲击器与层合板完全分离，碰撞过程结束。

将仿真中碰撞峰值力（fmax）、碰撞峰值力出现时刻（tmax）、碰撞总时间（Δt）与试验结果进行对比，结果及误差如表3 所示。在仿真模拟过程中，冲击器会发生反弹，试验过程中锤头与支架由于重力作用掉落在层合板上，反弹现象不明显，并且试验过程中力传感器存在一定的反应时间，综合上述原因导致在仿真模拟过程中峰值力出现时刻比实际试验过程早。以上对比分析说明数值仿真模型的准确性。

表3 数值仿真与试验结果及误差

2.4 冲击过程分析

冲击试验为瞬间动态过程，通过查看仿真模型中变形与损伤情况可以有效分析层合板的冲击损伤行为。本小节以正交铺层样件为例，详细分析在122 J 冲击能量下层合板的变形情况与吸能效果。在前处理软件中设置模型运算总时间为14.5 ms，计算结束后将模型导入LS-PrePost 后处理软件中并将其沿中间切开以便观察层合板内部截面损伤情况，层合板在冲击过程中整体有效应力分布情况如图9 所示。

图9 122 J 冲击能量下正交铺层样件冲击过程

由图9 可知：在冲击开始时应力主要集中在层合板四周约束区域，随着冲击继续进行，应力逐渐向中心扩散。当碰撞时刻约为8 ms 时层合板整体应力最大，通过与图5 对比发现，此时碰撞力达到最大值。通过观察截面变形情况发现在整个冲击过程中层合板内部未发生分层损伤。查看每层材料的应力分布情况发现：冲击结束后应力主要集中在受冲击区域，与冲击器边缘接触的部分所受应力最大。

3 影响层合板抗冲击性能因素分析

3.1 冲击器形状对层合板抗冲击性能影响

采用上述的建模方法进行相关模型的建立与分析。选用冲击器的质量为8 kg，形状分为平头、圆头、尖头3 种来模拟不同尖锐程度的物体对层合板的撞击情况，如图10 所示。选定TFMLs2/1 结构进行3 m/s 低速冲击模拟，TFMLs 中各组成部分的材料参数按照表1、2所示设定。

图10 3 种不同形状冲击器

仿真结果见图11。由图11可知：在冲击前1.2 ms，层合板冲击响应差异较小；在2 ms 后，冲击器形状对层合板冲击结果的影响开始逐渐明显，平头冲击器冲击时碰撞力增加速率明显高于圆头与尖头冲击器。当冲击器开始反弹时，平头冲击器冲击时碰撞力下降速率最快，整体碰撞时间最短。

通过数值仿真得出TFMLs2/1 结构层合板在3 种不同形状冲击器36 J 冲击能量下的冲击情况。在冲击模拟过程中，3 种形状冲击器均出现了反弹情况。碰撞力（f）、层板内能（U）、层板变形位移（D）随时间变化的曲线如图11 所示；碰撞总时间（Δt）、能量吸收率（γ，吸收的能量与冲击能量之比）的仿真模型计算结果如表4 所示。

图11 3 种不同形状冲击器仿真结果

表4 3 种冲击器数值仿真结果

不同形状冲击器冲击时层合板平均应力分布对比如图12 所示。

图12 3 种不同形状冲击器层合板平均应力分布

由表4 可知：冲击器形状越尖锐碰撞峰值力越低，尖头冲击器冲击时峰值力相较于平头冲击器降低了46.5%。由于尖锐的物体与层合板接触面积较小，层合板受冲击区域应力较大、整体变形位移较大。

由图12 可知：层合板受到冲击器冲击时，应力主要集中在冲击区域和四周约束区域。平头冲击器冲击时，层合板平均应力最小，相较尖头冲击器冲击时层合板的平均应力下降11.3%，但其应力分布区域较大。

通过层合板内能变化曲线发现：采用3 种形状冲击器冲击层合板时最大内能基本一致，冲击能量几乎全部转换为层合板内能。当冲击过程进入第2 阶段时，层合板部分内能转换为冲击器动能，冲击器发生反弹。层合板最终吸能（γ）情况不仅与碰撞力在变形位移上的积分有关，同时取决于层合板内部纤维与基体的损伤。仿真模拟后发现：当采用圆头与尖头冲击器冲击时层合板冲击响应基本一致，其整体发生塑性变形，内部复合材料层受冲击区域先发生基体压缩失效，而后又发生纤维拉伸失效。

通过对比发现：圆头与尖头冲击器冲击时复合材料层均发生损伤并且受冲击区域部分单元被删除，导致层合板最终吸能基本一致。

3.2 纤维铺层角度对纤维金属层板抗冲击性能影响

本节将对比研究4 种不同铺层角度：单向铺层[0°,0°,0°,0°]、正交铺层[0°,90°,90°,0°]、斜向铺层[45°,-45°,-45°,45°]以及准各向同性铺层[0°,45°,-45°,90°]的TFMLs2/1 低速冲击响应。不同铺层角度的层合板均采用圆形冲击器进行3 m/s 低速冲击测试，TFMLs2/1 除中间纤维铺层角度不同，其余各项参数均相同。通过仿真计算对比4 种不同铺层角度TFMLs 的冲击结果如表5 所示。

本节冲击仿真模拟过程中，所有层合板冲击面出现凹坑，背面产生凸起，整体发生塑性变形并无裂纹产生。通过表5 对比发现：在相同冲击载荷下正交铺层TFMLs碰撞峰值力最大，层合板吸收的内能最少，更多的能量转化成冲击器动能，并且层合板整体塑性变形位移最小。通过后处理软件检查内部复合材料层损伤情况时发现玻璃纤维预浸料层均发生基体压缩与纤维拉伸损伤。斜向铺层时损伤面积最大为正交铺层损伤面积的2.1 倍。

表5 4 种铺层角度TFMLs 数值仿真结果

表5 表明：在垂向冲击时 [0°,90°,90°,0°]正交铺层的TFMLs 抗冲击性能最好，但存在峰值力较高的弊端。当考虑外界载荷对结构的冲击情况时，应选择正交铺层顺序，能够有效降低结构吸收的内能，减小结构内部损伤，适合应用于飞机蒙皮、货舱地板等结构中。[45°,-45°,-45°,45°]斜向铺层的TFMLs 抗冲击性最弱，但是能够有效降低碰撞峰值力。同时通过对比各层应力分布情况可以发现，层合板背面铝层所受应力大于正面铝层；铝层间四层预浸料的应力分布存在方向性，从受冲击区域沿着纤维排布方向逐渐减小，垂直于纤维排布方向的应力主要集中在冲击区域内。当考虑对行人保护时，可以采用斜向铺层设计，通过结构的内部损伤吸收更多的冲击能量，达到保护行人的目的，适合应用于汽车发动机罩盖、保险杠等吸能结构。