冰雹冲击复合材料层合板仿真研究

汪洋，李玉龙

(1.上海飞机设计研究院强度设计研究部，上海 201210;2.西北工业大学航空学院，西安 710029)

冰雹冲击复合材料层合板仿真研究

汪洋1，李玉龙2

(1.上海飞机设计研究院强度设计研究部，上海 201210;2.西北工业大学航空学院，西安 710029)

针对飞机空中受冰雹撞击会造成复合材料结构分层或损伤问题，用有限元软件ANSYS/LS－DYNA对复合材料的抗冰雹冲击行为进行分析。采用光滑质点流体动力学方法(Smooth Particle Hydrodynamic，SPH)模拟冰雹冲击刚性平板的高度非线性力学行为。通过对比模拟结果与实验数据知两者吻合较好，验证冰雹模型的准确性。将该模型引入冰雹冲击复合材料结构模型，采用粘聚区模型(Cohesive Zone Model，CZM)预测复合材料结构的分层损伤，获得合理计算结果;并分析冰雹撞击层合板损伤情况及不同参数对层合板损伤影响。

冰雹;高速冲击;复合材料层合板;分层;光滑质点流体动力学方法;粘聚区模型

飞机在空中遭遇的冰雹撞击属低能量冲击(高速、低质量)，对复合材料主要为目视不可检隐形损伤。该损伤对承载结构非常危险，会使材料压缩强度明显下降。对此，美国FAR、欧洲JAR及我国CCAR均对飞机结构提出专门要求以保证其受冰雹撞击后仍能安全飞行及着陆。Dcoge等［7］研究冰雹质量、速度对铝板变形影响。Singh等［8］通过设计的动态测量装置获得冰雹冲击力。Pan等［8］研究靶板曲率对冰雹群撞击影响。Kima等［11］用球形冰模拟冰雹撞击碳/环氧树脂板件。Kim等［12］结合实验结果［11］进行数值模拟，利用DYNA3D显式有限元方法建立冰弹Lagrange模型，但与实验结果相差较大。Anghileri等［13］对所建三种不同数值冰雹模型Lagrange有限元模型、ALE模型及SPH模型比较发现，Lagrange有限元模型计算结果较实验相对误差最小，但计算时间较长，且无法模拟冰雹撞击的力学行为及特征;ALE模型能较精确描述冰雹撞击过程及力学行为，但较实验结果相对误差稍大;SPH模型能较好描述冰雹撞击过程及力学行为，CPU用时最少，且精度较高。Anghileri等［14］分别用无网格方法SPH、EFG发展冰雹数值模型，建立复合材料结构的分层模型，模拟冰雹冲击复合材料平板，但未给出计算与实验对比。

以上文献对冰雹冲击复合材料结构缺乏相应模型验证及相关参数研究。本文用有限元软件ANSYS/LSDYNA分析复合材料的抗冰雹冲击行为。

1 有限元模型

1.1 冰雹有限元模型

冰雹撞击不同于金属子弹，主要因冰雹特性所致。由文献［1－11，16］知，冰弹与应变率有较强依赖关系，由低应变率增至高应变率时冰的力学行为从韧性转变为脆性。轴向压缩强度增大。压力较大(23.5 GPa)时会由固体变为液体。冰弹高速撞击与高速水滴冲击相似，在大变形下会完全破裂。

冰弹模型所用SPH(Smoothed Particle Hydrodynamics)［15］方法即光滑粒子流体动力学法为无网格拉格朗日计算方法，与传统基于网格的有限元法不同，其用一系列具有物理量粒子质点代表整个连续物体，通过“核函数”积分进行“核函数估值”，求得流场中不同位置、时刻的各种动力学量。该方法无网格，可避免传统有限元方法中网格缠绕及扭曲问题，因而广泛用于大型结构断裂及大变形问题的数值计算分析。

由于普通金属弹塑性材料模型不适用于SPH方法，因此计算中冰雹采用弹－塑性水动力材料模型(LS－Dyna MAT 10)。该模型用双线性应力应变曲线，因其材料模型要求一个状态方程(EOS)，计算中用水的多项式状态方程。材料模型有两失效判据，即①用与拉伸应力相关的失效判据表征，达到拉伸失效应力时偏应力分量置零且材料只能保持压缩应力;②为失效应变，单元超过失效应变时删除。比较发现前者能模拟冰雹撞击开裂后类似流体的行为特性，故用第一个失效判据。冰弹材料参数见表1。

表1 冰弹材料参数Tab.1 Hail material parameters

1.2 冰雹撞击力测试装置有限元模型

为验证冰雹数值模型，建立冰雹撞击力测试装置模型测量冰雹在冲击刚性靶板过程中撞击力脉冲。有限元模型见图1。因撞击力测试装置变形较小，故用简单塑性动态模型*MAT 003 MAT－PLACTIC－KINECTIC，材料参数见表2。用8节点体单元划分力测试装置，板中心网格细化。载荷传感器底板四角固支，并限制底板z方向位移。

表2 撞击力测试装置材料参数Tab.2 The material parameters of the force pulse transducer

图1 冰雹撞击力测试装置有限元模型Fig.1 FE model of the hail impact the force pulse transducer

1.3 复合材料层合板有限元模型

复合材料层合板损伤主要有层内损伤与分层两种形式。本文复合材料单层板失效准采用Chang－Chang理论。对层合结构而言，由于层间强度相对纤维及基体弱，因此裂纹易在层间产生及扩展。用粘聚区模型分析复合材料分层，在分层界面布设一层粘聚单元，采用基于连续介质的应力－位移等场变量确定界面单元刚度、强度等属性，给出界面单元本构关系。粘聚单元在载荷作用下应力逐渐升高，达到强度极限后刚度开始退化，直至完全失去承载力时粘聚单元失效，产生扩展新裂纹。为分析方便，本文采用双线性本构模型，见图2，其中K0为初始单元刚度;σ0为材料强度极限; (1－D)K0为材料含损伤后刚度。

图2 双线性粘聚区本构模型Fig.2 Interface stress－displacement function

建立三维300 mm×300 mm正方形复合材料层合板模型，四边固支。铺层顺序为［45，－45，0，0，－45，0，90，0，45，0，0，45，0，0，－45，90，－45，0，0，45，0，0，45，0，90，0，－45，0，0，－45，45］，用8节点六面体实体单元划分复合材料单层板，在每单层板间均放置一层粘聚单元模拟层合结构中树脂基界面层。粘聚单元厚度0.001 mm，与上下实体单元共节点。将板中间主要撞击区域网格细化为2 mm×2 mm。冰弹直径42.7 mm，SPH粒子间隔2 mm。复合材料有限元模型见图3。具体材料参数见表3、表4。

图3 复合材料层合板有限元模型Fig.3 FE model of the composite laminate

表3 层合板材料参数Tab.3 Material parameters of the composite laminate

表4 界面层材料参数Tab.4 Material parameters of the composite interface

2 计算结果与讨论

2.1 冰雹冲击撞击力测试装置

图4为42.7 mm冰弹以170 m/s速度撞击测试力装置的变形历程，与实验［21］一致，说明此模型能正确模拟冰雹冲击时类似流体特性。图5为冰弹撞击力－时间历程比较，仿真撞击力用冰雹与钛合金板接触的撞击力合力。由图5看出，此模型输出的撞击力峰值与试验［21］非常吻合，能模拟冰雹材料硬化性质，但仿真脉冲较实验小，到达峰值力时间短。

图4 冰弹撞击测试力装置变形历程Fig.4 Hail impacting the force plus transducer

图5 冰雹撞击力－时间历程仿真与试验［21］比较Fig.5 Comparison of simulation and experiment force－time curves

2.2 冰雹冲击复合材料层合板

图6为冰雹撞击复合材料平板的位移图(D=25.4 mm，v0=150 m/s)，撞击时间分别为0，0.1 ms，0.2 ms，0.5 ms。

图6 冰雹撞击复合材料平板位移云图Fig.6 Displacement contours for hail impact on the composite panel

由图6看出，冰雹撞击复合材料平板的变形与实验［21］相近。分层损伤主要发生在14与15、20与21及27与28层之间，两层间分层形状呈花生状，扩展方向沿纤维方向，见图7。

图7 复合材料层合板分层损伤(单位:mm)Fig.7 Delamination damage

2.3 影响冰雹撞击层合板损伤

采用以上计算模型分析

冰雹撞击层合板过程中各参数变化对复合材料损伤，尤其分层影响。

2.3.1铺层角

选4种典型铺层方式，即［0°/45°］4s、［0°/90°］4s、［－45°/45°］4s、［0°/45°/－45°/90°］2s，冲击速度均为120 m/s。4种不同铺层复合材料层合板冲击后分层形状见图8。由图8看出，铺层角对复合材料层合板分层面积、分层形状影响较大。抗冰雹冲击性能最好为［0°/45°］4s铺层，最差为［0°/90°］4s铺层。由此可见在不改变原板质量情况下通过选取各层铺层角，可明显改善层合板抵抗冰雹冲击能力。

图8 不同铺层方式层合板分层面积Fig.8 Delamination damage for different layup

2.3.2冰雹尺寸及入射速度

为考察冰雹尺寸及入射速度对层合板损伤影响，选直径25.4 mm及42.7 mm冰雹模型、入射速度为100～240 m/s之间。复合材料层合板分层、面内失效示意图见图9、图10。由二图看出，随初始速度增大层合板分层面积明显增加。D=42.7 mm冰雹初始速度达140 m/s时层合板内部基体开裂;达160 m/s时冰雹将层合板贯穿。D=25.4 mm冰雹入射速度v0达160 m/s时层合板开始出现分层;v0=200 m/s时层合板分层面积有所增加，接近D=42.7 mm，v0=120 m/s情况;v0=240 m/s时层合板内部出现纤维断裂。因此，冰雹尺寸下降时因质量减少造成层合板相同损伤所需入射速度大大增加。由图11看出，在相同冲击能量下小尺寸冰弹造成的分层面积更大，原因为冰弹直径越小与复合材料层合板初始接触面积越小，应力更集中、更易产生分层。

图9 层合板分层示意图Fig.9 Delamination damage

图10 层合板面内失效示意图Fig.10 In－ply failure

图11 不同冲击能量下层合板分层区域最大长度Fig.11 Delamination lengths for different impact energey

3 结论

本文用光滑质点流体动力学方法与粘聚区模型结合预测冰雹冲击引起的复合材料结构分层损伤并获得合理计算结果。通过分析冰雹撞击层合板失效模式、对比不同参数对层合板损伤影响，结论如下:

(1)分层为复合材料层合板受冰雹撞击后的主要失效模式。

(2)改变层合板铺层角及冰雹入射速度、尺寸均会影响层合板分层面积。

(3)四种典型铺层中，抗冰雹冲击性能最好为铺层［0°/45°］4s，最差为铺层［0°/90°］4s;不改变原板质量而改变各铺层角可明显改善层合板抵抗冰雹冲击能力。

(4)冰弹尺寸越小造成层合板相同损伤所需入射速度越大;相同冲击能量，小尺寸冰弹造成的分层面积更大。

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Modeling of high velocity hailstone impact onto composite material panel

WANG Yang1，LI Yu－long2
(1.Stress Department of Shanghai Aircraft Design and Research Institute，Shanghai 201210，China; 2.School of Aeronautics，Northwestern Polytechnical University，Xi＇an 710072，China)

The impact of hailstones on aircraft with cruise velocity is probable to cause damage or delamination in composite structures.In order to analyze the hail resistant behavior of composite materials，the numerical simulation on the process of hail impacting composite panels were carried out by using finite element analysis software ANSYS/LS－DYNA. The Smooth Particle Hydrodynamic(SPH)approach was used to capture the highly complex and non－linear behavior of the hailstone impacting on a rigid target.Then a validated hail model was introduced in modeling of hailstone impact on composite structures，in which the delamination was also considered using cohesive zone methodology(CZM).Good agreement can be stated between the simulation and experiment.Based on this，the influence of different parameters on the damage of panels were analysed.

hailstone;high velocity impact;composite panel;delamination;smooth particle hydrodynamic; cohesive zone model

TB330.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.02.033

2013－09－03修改稿收到日期:2013－12－24

汪洋女，硕士，助理工程师，1988年生