碳/玻混杂夹层板低速撞击损伤特性试验研究

朱镕鑫，白雪飞，梅志远，周军

海军工程大学舰船与海洋学院，湖北武汉430033

0 引 言

复合材料层合板与传统钢质板材相比，强度高、可设计性强、耐腐蚀性强，在航空航天、土木工程以及船舶制造领域具有较广泛的应用［1-6］；但其在受到面外撞击载荷作用时，极易出现层合板内部基体开裂甚至层间分层现象［7-9］，削弱了复合结构的承载性能。因此有必要探讨复合材料层合板在低速撞击下的损伤机理和响应规律。

玻璃纤维层合板作为较为经典的复合材料层合板，对其的研究已经非常充分，应用也十分广泛。沈真等［10］在1991 年进行了较为系统的低速冲击试验，得出外观及内部损伤形态随冲击能量变化会出现状态变化。随着众多学者对层合板材料选型的深入研究，碳纤维层合板的刚度强度特性得到了关注。张子龙等［11］对特定铺层设计的碳纤维层合板进行了低速冲击试验，验证了沈真“损伤形貌与纤维铺设角度有关”的结论；易美琦［12］通过仿真计算，研究了预置分层损伤形貌、角度、沿厚度方向的位置对冲击后碳纤维层合板剩余强度的影响规律及影响程度。但碳纤维自身延伸率低、与玻璃纤维相比韧性较差的特性也限制了其应用。于是，考虑将2 种纤维混杂，兼顾并充分发挥两者的力学特性。

碳/玻混杂的目的是同时利用碳纤维的强度、刚度优势及玻璃纤维的韧性优势。但碳纤维与玻璃纤维的力学性能差异较为明显，层间混杂所带来的变形不协调使得2 种纤维界面处极易产生损伤。除了利用传统的面内强度测试反映剩余承载性能外，有学者提出了利用模态参数反映分层损伤对层合板影响程度的方法［13］。

模态参数一般包括振型、频率以及阻尼3 个参数。在层合板损伤分层的早中期阶段，即损伤面积不大于50%时［13］，分层板与无损板的振型无明显区别；低阶模态对应的频率改变也不明显，仅表现出5%以内的偏差，对于判断是否产生分层损伤没有实质性作用；而冲击加载所带来的基体损伤、层间分层甚至纤维断裂，会在层合板内部形成新的自由面，使得层合板振动时因新的自由面互相接触摩擦而耗能，外部表现为阻尼的急剧增加，即低阶模态下的阻尼特性对损伤程度变化的反应较灵敏。本文拟参考文献［13］的观点，选取层合板在损伤前、后的一阶模态阻尼比的增长规律对损伤程度进行评价。

目前对混杂层合板低速冲击损伤特性的研究，大多集中在材料层面，试件尺寸及冲击能量取值较小，单纯进行损伤机理分析［14-15］，对工程应用的指导作用不够直接。本文将通过落锤冲击法模拟玻璃纤维/3201 手糊层合板以及碳/玻混杂夹层板受不同能级低速撞击载荷作用，对比两者的耐撞击特性，测量冲击加载后平板的分层区域直径D、冲击凹坑深度s 及凹坑直径d，来描述冲击损伤形态及一阶模态阻尼，以明确碳/玻混杂夹层板与玻璃纤维层合板的损伤模式及其演变规律的不同之处。此外，在碳/玻混杂夹层板冲击面贴敷柔性覆盖层，将此作为优化和保护途径，探讨其对碳/玻混杂夹层板耐撞击特性的优化效果。

1 试验方案设计

1.1 试件方案

本文研究对象有玻璃纤维层合板、碳/玻混杂夹层板以及碳/玻混杂夹层单侧贴敷橡胶复合板（橡胶贴敷厚度20 mm）3 种，其中碳/玻混杂夹层板铺层参数如表1 所示。玻璃纤维层合板铺层方式为0°/90°正交铺层，为保证2 种试件的起始刚度相同，玻璃纤维层合板厚度设计为15 mm。

表1 碳/玻混杂夹层板铺层参数Table 1 Ply parameters of hybrid carbon-glass fiber sandwich panel

1.2 撞击试验加载工况设计

参考美国ASTM D30 复合材料委员会审定的测量纤维增强聚合物基复合材料对落锤冲击事件的损伤阻抗的标准试验方法（ASTM D7136）试验标准，确定冲击试验平板长、宽均为250 mm；冲头设计为直径20 mm 的半球形，冲击点位于平板面内几何中心。确定工况前，通过仿真计算得到试件在准静态加载工况下产生初始损伤时对应的载荷，取经验系数放大载荷得到产生撞击损伤所需的载荷，对应冲击能量起始值为137.2 J，试验冲头起始质量为7 kg，冲头距试件净高2 m，每2 个冲击载荷能量之间相差137.2 J，即每档能量倍增，本文试验具体工况设置如表2 所示。

表2 冲击试验设计工况Table 2 Designed conditions of the impact test

落锤冲击试验平台如图1 所示。实际使用吊装高度为2 m，与文献［16］采用同一试验平台。

图1 冲击试验平台Fig.1 Impact test platform

使用游标卡尺测量冲击凹坑深度和直径，使用超声C 扫描仪测量冲击损伤区域直径，后者可成像后自动读数。

1.3 模态阻尼特性试验设计

分别对损伤前、后玻璃纤维层合板、碳/玻混杂板和碳/玻混杂单侧贴敷橡胶复合板进行振动测试。

试验中模态识别采用了多点激励单点拾振法。为尽量得到接近实际的振动响应结果，激励点分布在整个板面，板正面均布25 个激励点（图2（a）），采用力锤激励。为突出冲击点附近因损伤带来的振动响应变化，在板背面中心布置1 个加速度响应拾振点；不同的边界条件会引起平板响应特性的明显变化，为使响应更加明显，板的边界条件确定为一边固支。试验测量系统由贴敷于层合板表面的加速度传感器、动态采集器、力锤及计算机等组成，实际组装效果如图2（b）所示。最终得到平板在力锤敲击下的频响特性曲线，进而分析得到一阶模态下的阻尼值。

图2 模态阻尼特性试验激励点分布及工装Fig.2 Distribution of excitation points and rig of modal damping characteristic test

2 试验结果及分析

2.1 试验结果

2.1.1 低速撞击试验

基于给定工况C1～C4，对3 种平板进行冲击试验。各种平板冲击损伤的表观形态如图3 所示，对平板的超声C 扫描示意图如图4 所示。

对比图3 和图4 的损伤形貌可以看出：玻璃纤维层合板的迎撞面呈现明显的圆形冲击凹坑以及较小的十字形裂纹扩展；碳/玻混杂夹层板则呈现出更为明显的十字形坑。在背撞面上，随着冲击能量增大，玻璃纤维层合板出现了损伤形态的变化，当冲击能量达到411.6 J 时，背撞面开始出现花瓣状的纤维断裂区域；而碳/玻混杂夹层板在试验设定的能量范围内主要表现为目视可见的内部分层区域的扩大，板背面并没有出现基体开裂及纤维断裂。

由图4 可以看出，各平板面内的损伤区域形状均为近似圆形。在厚度方向，玻璃纤维层合板的损伤区域形状为近似倒置喇叭状，损伤区域直径最大值位于整个损伤区域最靠近板背面的位置；碳/玻混杂夹层板的损伤区域沿厚度方向无规则分布。扫描结果显示：沿厚度方向有4 个直径较大的“损伤区域”，但结合扫描仪的工作原理，图中的Ⅱ～Ⅳ区域实际都是探伤声波到达Ⅰ区域后反射形成的虚像，即实际探得的损伤区域仅有Ⅰ区域，也就是说碳/玻混杂夹层板沿厚度方向的损伤区域主要集中在Ⅰ区域，其对应的深度为碳纤维与E800 玻璃纤维之间的界面。

图3 不同平板冲击损伤表观形态图Fig.3 Different plate impact damage appearance

表3 所示为不同工况下玻璃纤维层合板与碳/玻混杂夹层板损伤程度对比结果，对比参数包括损伤区域直径最大值D、损伤区域直径最大值所在深度h、冲击凹坑深度s、凹坑直径d。

图4 冲击损伤试件超声C 扫描示意图Fig.4 Schematic digram of ultrasonic scanning of impact damage test piece

冲击加载后的碳/玻混杂单侧贴敷橡胶复合板无明显的冲击凹坑，所以用于对比其与碳/玻混杂夹层板损伤形态的特征参量仅有损伤区域最大直径。对比2 种平板的损伤区域最大直径，得到单侧贴敷橡胶板相对纯碳/玻混杂夹层板损伤区域直径的减小幅度rdec，具体数值如表4 所示。

2.1.2 模态阻尼特性试验

对3 种层合板进行振动试验，将采集的时域信号转变为频域信号，在模态分析时选择一阶固有频率附近可识别的信号点，通过软件计算得到玻璃纤维层合板和碳/玻混杂夹层板的一阶模态阻尼比，如表5 所示。表中rg为一阶模态阻尼比。碳/玻混杂+单侧橡胶复合板激振响应太过微弱，低于传感器的接收范围下限，所以在冲击试验后将橡胶层清除再进行一阶模态阻尼测量。

表3 玻璃纤维层合板与碳/玻混杂板损伤特征参数对比Table 3 Comparation of damage characteristic parameters between GFRP and hybrid carbon-gless fiber sandwich panel

表4 碳/玻混杂板与碳/玻混杂+单侧橡胶复合板损伤特征参数对比Table 4 Comparation of damage characteristic parameters between hybrid carbon-gless fiber sandwich panel and rubber pasted hybrid carbon-gless fiber sandwich panel

表5 一阶模态阻尼比测量值Table 5 Measurment data of first-order modal damping ratio

2.2 试验结果对比及分析

2.2.1 低速撞击试验结果对比及分析绘制

根据表3 数据，绘制损伤形貌特征参数随冲击能量变化图，如图5～图7 所示。

由图4 和表3 可知，玻璃纤维层合板与碳/玻混杂夹层板的损伤模式存在差异：玻璃纤维层合板的损伤区域最大直径所在深度随冲击能量增大向板背面偏移，直至损伤区域贯穿整个板厚方向；碳/玻混杂夹层板的损伤区域最大直径所在深度基本保持在碳纤维与E800 纤维的界面处。损伤区域最大直径所在深度的变化规律也表明碳纤维与E800 纤维交界处界面强度小于E800 纤维、碳纤维各自内部的层间粘接强度，所以出现层间分层集中在2 种纤维交界处的现象。

图5 损伤区域直径随冲击能量的变化Fig.5 Variation of diameter of the damage zone with respect to impact energy

图6 冲击凹坑深度随冲击能量的变化Fig.6 Variation of depth of impact pit with respect to impact energy

图7 冲击凹坑直径随冲击能量的变化Fig.7 Variation of diameter of impact pit with respect to impact energy

由图5～图7 可见，2 种平板的损伤特征参数随冲击能量的增大均单调增长，且碳/玻混杂夹层板的损伤区域直径最大值始终大于玻璃纤维层合板，也证明了2 种纤维接触界面处的强度小于单一种类玻璃纤维编织层之间的界面强度；而碳/玻混杂夹层板的冲击凹坑尺寸普遍小于玻璃纤维层合板，也即碳纤维层的刚度大于玻璃纤维，且冲击弯断后的短切碳纤维在局部可以对剩余结构进行加强。

通过表4 中2 种板材的对比结果可以看出，贴敷橡胶对冲击载荷能量有着明显的吸收作用，但随着冲击能量的增大，橡胶的防护作用会削弱。在冲击能量不太大时，橡胶贴敷层可以较为理想地保护碳/玻混杂层合部分；而在工况C4 时橡胶层减轻损伤的作用仅剩2.46%。也就是说在单纯考虑局部损伤的背景下，橡胶贴敷需考虑环境工况予以调整，以实现防护功能。

2.2.2 模态阻尼特性试验结果对比及分析

观察3 种平板的一阶模态阻尼比随冲击载荷能量的变化趋势（图8），可以看出，3 种平板的一阶模态阻尼比随着冲击能量增大均呈现了非线性单调递增趋势。相比玻璃纤维层合板，不论碳/玻混杂夹层板是否贴敷橡胶，其一阶模态阻尼比的绝对值和涨幅都更低。在冲击能量相同的情况下，前者承载性能对分层损伤的敏感程度弱于后者。由表4 可见，在工况C2 时贴敷橡胶的碳/玻混杂夹层板损伤区域直径最大值大于工况C1 时未贴敷橡胶的碳/玻混杂夹层板，但图8 所示前者的一阶模态阻尼比小于后者；结合低阶模态阻尼表征层合板损伤程度的原理分析可知，未贴敷橡胶碳/玻混杂夹层板产生的冲击凹坑和板正面的裂纹扩展会使损伤区域的接触阻尼变大，所以对一阶模态阻尼比的提高有一定影响。

图8 平板一阶模态阻尼比随冲击能量的变化趋势Fig.8 Variation of the first-order modal damping ratio of the panel with respect to impact energy

由图9 可见，在冲击能量较低时，贴敷橡胶前、后的碳/玻混杂夹层板的一阶模态阻尼比明显下降，降幅达到52.21%；随着冲击能量的增大，虽然一阶模态阻尼比降幅同样增大，但随着分层损伤程度增大，一阶模态阻尼比出现更加急剧的非线性增长，在工况C4 时阻尼比的降幅已经减小至39.01%，贴敷橡胶对一阶模态阻尼比的降低作用随着冲击能量增大而相对弱化，这与之前观察分层损伤区域时得到的贴敷橡胶防护作用随冲击能量增大而迅速减弱的结论一致。

3 结 论

本文采用落锤法对碳/玻混杂夹层板、玻璃纤维层合板以及碳/玻混杂夹层单侧贴敷橡胶复合板等3 型平板的低速耐撞击性能进行对比试验研究，得到以下主要结论：

1）同等冲击能量下，碳/玻混杂夹层板与玻璃纤维层合板的损伤模式存在差异。碳/玻混杂夹层板的层间损伤主要产生在碳纤维与E800 玻璃纤维2 种纤维的界面，玻璃纤维层合板的损伤模式呈现较为规则的圆台形；前者分层损伤区域直径始终大于后者。

2）随着冲击能量的增大，3 种平板的一阶模态阻尼比均呈现非线性单调递增，碳/玻混杂夹层板的剩余承载性能及其对分层损伤的敏感程度均优于玻璃纤维层合板；贴敷橡胶使得碳/玻混杂夹层板的剩余承载特性得到了一定程度的优化。

3）在冲击能量增大的起始阶段，橡胶贴敷层对碳/玻混杂夹层板的防护作用就已经出现了较为明显的削弱，随着冲击能量增大最终稳定在较低水平。