引发方式、铺层对纤维增强复合材料圆柱壳吸能特性影响的冲击试验研究

王 璠，何一帆，宋 毅，龙翔云

（暨南大学力学与土木工程系，教育部重大工程灾害与控制重点实验室，广东 广州510632）

引 言

结构耐撞性在汽车、火车、飞机及电梯等的设计中极具重要性。早期的吸能结构、元件主要采用金属材料，但是结构偏重，由于轻量化的要求，迫使人们将目光转向轻质材料［1］。随着复合材料在工程领域逐渐深入地应用，将复合材料壳体作为吸能结构成为国内外学者关注的焦点。在复合材料管吸能特性的研究方面，吴文科，秦瑞芬采用有限元分析程序对管形件冲击试验过程进行了计算机仿真分析［2］，李道奎等对轴压含脱层的复合材料圆柱壳的稳定性问题进行了试验研究，设计了具有针对性的试验方案，对含各种深度脱层与不含脱层的圆柱壳进行了试验，并进行了精度分析［3］。刘瑞同等发现设计合理的复合材料对称元件可以比金属元件吸收更多的冲击能量［4］。Tabiei和Bisagni等对复合材料对称试件的研究表明，复合材料对称试件是通过弹性变形之后的后续压溃阶段来达到吸收能量的目的，特殊的对称结构可以更好的引发破坏，并且使破坏的过程更加易于控制［5，6］。梁希、张会杰、杨秋红等通过对复合材料圆柱壳轴向压缩试验研究了复合材料结构的缓冲吸能特性［7～9］。

吸能元件经破坏形式耗散冲击能量的过程称为能量吸收。复合材料圆柱壳受冲击载荷的压缩过程中表现为复杂的脆性破坏，其破坏吸能模式与纤维的排布方式、纤维的体积分数、纤维／基体的界面性能等都有关系，表现出很强的各向异性和非线性。

宋毅、王璠等已经通过静态试验研究玻璃纤维／聚酯树脂基体复合材料圆柱壳的吸能特性［10］，并进行了数值模拟。

1 试件材料及尺寸

试件委托广州玻璃钢厂制备，以玻璃纤维为增强相，聚酯树脂为基体的复合材料圆柱壳，［±θ］5铺层结构，其尺寸规格如图1所示：底面半径50 mm，壁厚2.5 mm，高度100 mm。材料制备中标准试件的引发方式为如图1所示直角无花纹。

2 冲击试验的装置及试验方法

2.1 试验仪器

试验采用美国INSTRON落锤冲击试验机，型号DYNATUP 9250 HV，外观如图2所示。

由于仪器的原装冲头没有合适的冲击平面，所以重新加工专用冲头，冲头装配位置见图3，冲头形状如图4。左侧冲头的材质是铝合金的，右侧的材质是合金钢的，圆形的冲击平面的半径大于试件半径，为40 mm。

图1 样品尺寸Fig.1 Sample size

图2 INSTRON落锤冲击试验机Fig.2 The INSTRON drop hammer impact test machine

图3 冲头安装位置Fig.3 The position of the punch

图4 冲头Fig.4 The punch

2.2 试验方法及分析

试验分组：①按照铺层角度分，分为45°，60°，70°，75°，90°，共5组；②按照4种引发方式分，分为内倒角、外倒角、圆角、尖角，共4组。试验以5个同类型规格的试件为一小组进行分组试验。在冲击试验中，采用4 m／s的低速冲击动态加载。数据结果按每组平均值作比较，以研究铺层方式和引发方式对吸能效果的影响。

3 正交各向异性材料的偏轴弹性特性

3.1 偏轴弹性常数

复合材料最常用和最基本的量是4个沿轴工程常数E1，E2，ν12，G12。试件的材料常数如表1［4］。

表1 玻璃纤维／环氧树脂复合材料的性能参数Tab.1 The parameters of the glass fiber／epoxy composites

按照复合材料宏观力学的基本理论，偏轴弹性模量Ex，Ey，Gxy。

则本试验所采用的玻璃纤维增强聚酯树脂基体复合材料Ex，Ey，Gxy三个偏轴工程常数随θ角度的变化如图5所示。

从图5可以看到：θ＝0°的时候，Ex有极大值，θ＝90°，Ex有极大值，但在θ＝60°附近时，Ex有极小值。为了说明这一现象，对式（1）求导

得sin2θ＝0，即θ＝0°和90°，－3.68cos2θ＋0.94＝0，解得θ＝59.64°。

图5 材料的偏轴工程常数与θ的关系Fig.5 Relationship between the off－axis of the material engineering constants andθ

通过计算反应了偏轴工程常数Ex的特性，Ey的特点基本与Ex一致，而Gxy关于θ＝45°对称分布。

3.2 偏轴耦合系数

为了使离轴柔度具有明显的物理意义，定义离轴工程耦合系数ηxy，x为仅由σx引起的νxy与εx的比值：

以表达正交异性单层的宏观弹性性能耦合现象。工程常数ηxy，x，ηxy，y随θ角的变化为：

其中：

图6为本试验所采用的玻璃纤维增强聚酯树脂基体复合材料工程常数ηxy，x，ηxy，y随θ角的变化曲线。

图6 工程常数ηxy，x，ηxy，y 随θ角的变化情况Fig.6 The engineering constantsηxy，x ，ηxy，y with angleθ changes

4 试验结果及分析

4.1 纤维层铺层角度对吸能效果的影响

图7为铺层角为45°，60°在4 m／s的轴向冲击荷载作用下的破坏试件，从破坏的形式看到，铺层为45°，60°的试件的破环形式为基体断裂、纤维脱粘，纤维很少发生断裂，整体脆断。

这是因为角度设置较小的铺设纤维主要起到圆柱壳的轴向增强作用，大量的裂纹首先在强度较低的周向生成，并且随着冲击载荷的增加，管壁内大量平行纤维方向的基体裂纹在单层或相邻层内沿纤维方向扩展，基体的周向开裂使纤维沿周向开裂成分离的层束，试件破环，试件停止吸能，吸能效果较差。

铺层角度为70°，75°，90°在4 m／s的轴向冲击荷载作用下的破坏试件如图8所示，其破坏形式主要表现为横向剪切模式。

70°，75°，90°的纤维缠绕角度使此类元件圆柱壳周向刚度和强度相较45°，60°的元件要大，裂纹沿轴向扩展，管壁发生剪切破坏，纤维大量断裂。基体和纤维的断裂吸收了大量的能量，产生很多细小的碎片。因此此类元件比吸能较高，能承受更好的冲击能量，并且不容易整体失效。

此外，45°，60°元件表现出的破坏形式比较复杂，它的破坏模式、吸能效果与试件的成型工艺、加载速率、缺陷分布及均匀度、压缩时的边界条件（如端部有无润滑）等相关。其压溃过程中可能出现稳态、非稳态或混合模式，任何参数的变化都可能导向不同的现象。

从图7与图8的对比可以看到45°，60°元件与70°，75°，90°元件有着不同的破坏模式，原因与铺层角度造成横向刚度、竖直刚度、剪切模量等工程常数有关。从图5和图6中数据可以发现，竖直弹性模量Ex在60°附近有明显升高、通过理论推导发现θ＝59.64°时Ex才有极小值，剪切模量Gxy在60°附近有明显下降，工程常数ηxy，y在θ＝60°附近的数值在0的附近，由负值变化为正值，这些都是元件在60°左右破坏形式发生改变的原因。

图9为不同铺层角度下玻璃纤维增强聚酯树脂圆柱壳在4 m／s的轴向冲击荷载作用下的位移—荷载曲线。从中可以看到铺层角为70°时，载荷位移曲线包含的面积最大，为了清楚地说明吸能效果，用比吸能（单位质量吸收的能量）柱图表示在图10中。

纤维铺层方向这一影响因素有些特殊，对于不同的材料而言，纤维取向的影响趋势是不同的。对于纤维缠绕成型的［±θ］n复合材料圆柱壳，随着缠绕角从45°变化到90°，试件的破坏模式经历层束弯曲、局部屈曲、横向剪切中一种或者多种模式混合的破环模式。复合材料圆柱壳的比吸能随纤维层方位的改变而变化，其主要原因是由于纤维缠绕角度的不同引起的壳体轴向刚度的不同，由此在轴向冲击的情况下导致了破坏模式和损伤机理的不同。

图7 铺层为45°，60°试件的破环形式Fig.7 The broken form of the specimen which ply is 45°and 60°

图8 铺层为70°，75°，90°的试件破坏形式Fig.8 The broken form of the specimen which ply is 70°，75°and 90°

图9 不同铺层角度位移－荷载曲线Fig.9 The displacement－load curve with the different plies angle

图10 不同铺层的比吸能Fig.10 The energy absorbed per unit mass with different plies

4.2 倒角引发形式对吸能的影响

复合材料圆柱壳结构作为缓冲吸能元件，一般要求在不减少比吸能的情况下有较长的引发阶段和较低的载荷峰值。研究表明，对复合材料管端部进行削弱处理，可以引导渐进破坏过程并降低初始载荷。将铺层角度为75°的玻璃纤维增强聚酯树脂基圆柱壳试件经过内倒角、外倒角处理，并进行4 m／s的轴向冲击动态试验，得到载荷位移曲线，图11为引发方式对荷载位移曲线的影响。

通过图11可以清晰地看到，经过管端部倒角处理的试件对于降低载荷峰值有着很好的效果，如经过管端部内倒角处理试件的载荷峰值从65 000 N左右降低到40000 N以下，下降了38.5%左右。

端部的倒角是否会对试件的吸能效果产生影响，图12是标准件与倒角试件吸能的比较图。

从图12可以发现倒角结构对吸能的影响是微小的。内、外倒角与无倒角处理对壳体缓冲吸能影响的差异值如表2所示。

表2 倒角结构对吸能的影响Tab.2 Chamfer structure affects energy absorption

从上表可以看到试件的倒角对试件的吸能效果的影响不大，控制在5%以内，所以对倒角处理是合理的，既可以起到降低载荷峰值的作用，又不影响到试件的吸能效果。

图11 倒角与标准件的荷载—位移曲线比较Fig.11 The displacement—load curve with the chamfer specimen and standard specimen

图12 标准件与倒角试件比吸能比较Fig.12 The energy absorbed per unit mass with the chamfer specimen and standard specimen

图13 ［±75°］5的两种特殊引发方式Fig.13 Two special trigger mode of［±75°］5

图14 尖角、圆角引发方式对破坏模式的影响Fig.14 The effect of miter，round trigger mode on failure mode

4.3 特殊引发结构对吸能的影响

正是由于复合材料层合结构对初始缺陷非常敏感，采用何种引发方式可以更有效地引发破坏，并且使得破坏过程更易于控制成为了目前的研究热点。本试验设计了铺层方式为［±75°］5的两种引发方式：尖角型、圆角型，如图13所示。尖角型和圆角型高度均为98 mm，引发结构部分的最高点到最低点距离均为15 mm，结构呈轴对称分布。

由图14中可以看出，无论是尖角型还是圆角型的引发方式，破坏模式均与［±75°］5的标准件类似。以下从试验数据探讨这两种特殊引发方式对吸能效果的影响，其典型载荷—位移曲线如图15所示。

图15 倒角与标准件的荷载－位移曲线比较Fig.15 The displacement－load curve with the chamfer specimen and standard specimen

由图15可以清晰地看到经过重新切削处理管端部的特殊的引发方式，对于降低载荷峰值有着很好的效果，载荷峰值从66.6 k N降低到30 k N左右，比倒角的效果更明显，下降了57%左右。而且从图15可以发现，这种特殊的引发方式可以降低荷载上升的坡度，减缓峰值到达最高点的时间，作为缓冲元件，可以更好的保护其他主要元件。通过图16可以看这到两种特殊的引发结构对比吸能的值有较大的影响。

从表3可见，圆角、尖角特殊的引发结构试件的吸能效果比标准的试件增加了约80%。

由上述数据可以看到，无论是尖角型还是圆角型引发方式，破坏模式与［±75°］5的标准件相同，荷载的峰值降低了，荷载的增加速度减缓了，吸能效果增加了。

经过重新切削处理管端部使得冲头与试件端部的接触更加平滑，端部的刚度会明显降低，在冲击过程中刚度逐渐变大，减缓峰值到达最高点的时间。同样的，能量吸收的过程通过变缓，材料的纤维得到更多时间进行形变吸能，使试件整体的吸能效果得到提升，如图16所示。

表3 特殊引发结构对吸能的影响Tab.3 The effect of special trigger mode on energy absorption

图16 标准件与倒角试件比吸能比较Fig.16 The energy absorbed per unit mass with the chamfer specimen and standard specimen

4.4 讨论分析

以上试验是采用铝合金冲头完成的，考虑到使用的冲头的材料是铝合金的，材料质地软，密度低，冲压情况下，有可能通过自身变形，吸收部分能量，对试验的数据造成一定的影响，采用合金钢冲头进行试验。图17是合金钢冲头、铝合金冲头试验结果的对比。

由图18可以看到，整体上说冲头的材质对试件的吸能效果还是有一定影响的，但是影响不大，控制在2%～5%以内，在合金钢冲头冲击下的试件吸收的能量大于铝合金的。说明铝合金材质软吸收了的能量比合金钢冲头多，所以选用硬度大一些的冲头对试验的影响会小一些。

图17 不同冲头下的荷载－位移曲线Fig.17 The displacement－load curve in different punch

图18 冲头材质对吸能结果的影响Fig.18 The effect of material of punch on energy absorption

5 结 论

（1）复合材料层合结构虽然有较好的吸能特性，但是如果不经处理，较高的初始峰值很可能会伤及被保护的物件，因此也不能称为理想的缓冲结构。各种引发方式，无论是内、外倒角还是尖角型和圆角型，都能达到降低初始峰值的作用，对被保护物件起到很好的保护作用。

（2）铺层45°，60°与铺层70°，75°，90°的破坏方式不同，铺层45°，60°在冲击下容易整体失效，而没有充分吸收能量。铺层70°，75°，90°的试件吸能效果明显高于铺层45°，60°的试件。在60°附近竖直弹性模量Ex有明显升高、Ex为极值点，剪切模量Gxy明显下降，工程常数ηxy，y数值在0的附近，由负值变化为正值。

（3）在各种引发方式的对比中，尖角型和圆角型的引发方式能极大地延长到达峰值所需的压溃位移长度，比吸能比标准试件有所提高。

（4）倒角的引发方式的加工仅需对原有试件进行略微的处理就可达到较为满意的结果，尖角型和圆角型的引发方式则必须对原件做大规模的设计改动。因此，倒角的处理模式可以方便地得到广泛应用。然而，尖角型和圆角型的引发方式具有强大的可设计性，破坏进程的可控性更强，比吸能还有很大的提升空间，因此值得进一步的研究探索。

（5）使用硬质的冲头要比使用软材质的冲头对试验的影响要小，本试验中使用合金钢冲头对试验的影响会小一些。

［1］ 张平，桂良进，范子杰.编织复合材料圆管准静态轴向压缩吸能特性的试验研究［J］.复合材料学报，2007，24（1）：146—150.ZHANG Ping，GUI Liangjin，FAN Zijie.Experimental investigation on the energy absorption characteristic of braided composite circular tubes subjected to quasistatic axial compression［J］.Acta Materiae Compositae Sinica，2007，24（1）：146—150.

［2］ 吴文科，秦瑞芬.复合材料管形件冲击试验仿真［J］.直升机技术，2006，147（3）：37—40.WU Wen－ke，QIN Rui－fen.Simulating of composite materials pipes impact experimentation［J］.HELICOPTER TECHNIQUE，2006，147（3）：37—40.

［3］ 李道奎.脱层复合材料圆柱壳屈曲的试验研究［J］.试验技术与试验机，2006，1：5—8.Li Daokui.Testing study for buckling of composite cylindrical shell with delaminations［J］.Test Technology and Testing Machine，2006，1：5—8.

［4］ 刘瑞同，林建平，王鑫伟.复合材料对称元件的缓冲吸能性能研究［J］.热固性树脂，2004，19（3）：39—46.LIU Rui－tong，LIN Jian－ping，WANG Xin－wei.Study on enegy－absorption capability of symmetrical composite elements［J］.Thermosetting Resin，2004，19（3）：39—46.

［5］ Tabiei A，Aminjikurai S B.A stain－rate dependent micro－mechanical model with progressive post－failure behavior for predicting impact response of unidirectional composite laminates［J］.Composite Structures，2009，88（1）：65—82.

［6］ Bisagni C，Di Pietro G，Fraschini L，et al.Progressive crashing of fiber－reinforced composite structural components of a formula one racing car［J］.Composite Structures，2005，68（4）：491—503.

［7］ 梁希，李慧剑，何长军，等.空心玻璃微珠／环氧树脂复合材料简支冲击试验研究［J］.试验力学，2010，25（5）：561—567.LIANG Xi，LI Hui－jian，HE Chang－jun，et al.Experimental impact study of simple－supported material made of epoxy resin filled with hollow glass bead［J］.Journal of Experimental Mechanics，2010，25（5）：561—567.

［8］ 张会杰，唐志平，李丹.T iN i相变圆柱壳的径向压缩特性试验研究［J］.试验力学，2009，24（6）：525—531.ZHANG Hui－jie，TANG Zhi－ping，LI Dan.Experimental investigation on radial compression characteristics of TiNi cylindrical shell［J］.Journal of Experimental Mechanics，2009，24（6）：525—531.

［9］ 杨秋红，王瑞，徐磊.织物结构对2.5维织物复合材料冲击动态力学性能的影响［J］.玻璃钢／复合材料，2010，3：44—47.YANG Qiu－hong，WANG Rui，XU Lei.Effect of fabric stucture on the impact dynamic mechanical properties of 2.5D woven fabric composites［J］.Fiber Reinforced Plastics／Composites，2010，3：44—47.

［10］宋毅，王璠.复合材料层合圆柱壳体缓冲吸能的试验模拟［J］.华南理工大学学报，2008，37（12）：140—145.Song Yi，Wang Fan.Test and simulation of cushioning energy－absorbing property of composite－laminated cylindrical shells［J］.Journal of South China University of Technology，2008，37（12）：140—145.

［11］沈观林，胡更开.复合材料力学［M］.北京：清华大学出版社，2006.

［12］张双寅，刘济庆.复合材料结构的力学性能［M］.北京：北京理工大学出版社.1992.

［13］吴人洁.复合材料［M］.天津：天津大学出版社.2000.

［14］段勇，陈前.软内壁颗粒阻尼器阻尼特性试验研究［J］.振动工程学报，2011，24（2）：215—220.DUAN Yong，CHEN Qian.Experimental investigation of damping properties of the particle dampers with soft lining［J］.Journal of Vibration Engineering，2011，24（2）：215—220.

［15］胡保全，牛晋川.先进复合材料［J］.北京：国防工业出版社，2006.

［16］杜善义，王彪.复合材料细观力学［M］.北京：科学出版社，1988.