萬玉敏，張 發(fā)，竺鋁濤

（1.東華大學(xué)紡織學(xué)院，上海201620；2.中國石化上海石油化工股份有限公司，上海200540）

0 引 言

泡沫夾層復(fù)合材料具有高比剛度、高比強(qiáng)度、低密度等特點，在有效吸收沖擊載荷的同時又能通過選擇合適的面板、芯材和粘接劑來滿足特定條件下的使用要求，因此在運載火箭、航空、船舶、列車機(jī)車、風(fēng)力發(fā)電機(jī)等領(lǐng)域得到了大量應(yīng)用［1-4］。泡沫夾層復(fù)合材料的芯材一般采用輕質(zhì)材料，以大幅減輕構(gòu)件的質(zhì)量，并通過高效結(jié)構(gòu)設(shè)計達(dá)到每種材料的臨界最優(yōu)性能［5］。相對于實心復(fù)合材料層合板來說，泡沫夾層復(fù)合材料能夠在質(zhì)量相同的條件下較大幅度提高材料的剛度［6］。泡沫夾層復(fù)合材料在制造和使用中常常會受到各種沖擊，其抗低速沖擊的能力取決于纖維面板、芯材的材料，以及面板與芯材的粘接性能［7］。面板在生產(chǎn)、使用和維護(hù)過程中受到低速沖擊作用后，破壞形式主要為纖維斷裂、基體開裂和分層等，芯材的破壞形式則以壓潰、剪切破壞或與面板脫粘為主。

國內(nèi)外學(xué)者對不同性能泡沫夾層復(fù)合材料的動態(tài)沖擊性能，尤其是低速沖擊性能進(jìn)行了廣泛而深入的研究［8-13］，并分析了影響其沖擊性能的因素，但很少有人對泡沫夾層復(fù)合材料和復(fù)合材料層合板的抗沖擊性能進(jìn)行比較，為此，作者對比研究了它們在低速條件下的沖擊性能，并進(jìn)行了理論分析。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

泡沫夾層復(fù)合材料的面板由8層USN125B碳纖維單向預(yù)浸布制成，厚為1mm，其性能指標(biāo)如表1所示。

芯材選用厚度為10mm的PMI（聚甲基丙烯酰亞胺）泡沫ROHACELL?51IG/IG-F，其力學(xué)性能如表2所示。

USN125B預(yù)浸布的鋪層結(jié)構(gòu)分別采用單向［0°］8和正交［0°，90°］2s兩種方式，制得的泡沫夾層復(fù)合材料分別記為SU試樣和SC試樣。為了保證層與層之間的良好粘合，并使樹脂均勻分布，采用真空加壓、烘箱加熱的方法固化制備復(fù)合材料。在壓力為0.1MPa的條件下，從室溫升高到90℃，保持40min；然后再升溫至125℃，保持1h；之后再降至60℃，壓力恢復(fù)到大氣壓，降溫至室溫，完成固化。在固化過程中，試樣的頂面和底面分別放置一層脫膜紙，以保證試樣表面平整光滑。泡沫夾層復(fù)合材料的面板和泡沫芯材之間用環(huán)氧樹脂粘合。

表1 USN125B預(yù)浸布固化后的力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of cured USN125B prepreg

表2 PMI泡沫ROHACELL?51IG/IG-F的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of PMI foam of ROHACELL? 51IG/IG-F

用相同的預(yù)浸料按單向［0°］16和正交［0°，90°］4s兩種鋪層結(jié)構(gòu)經(jīng)相同的固化工藝制備16層復(fù)合材料層合板（厚2mm）分別記為LU試樣和LC試樣。

泡沫夾層復(fù)合材料（厚12mm）是在2mm厚的復(fù)合材料層合板中間加入了10mm厚的泡沫芯材。

1.2 試驗方法

用Instron-Dynatup 9250HV型落錘沖擊試驗機(jī)分別對泡沫夾層復(fù)合材料和復(fù)合材料層合板進(jìn)行不同能量的沖擊試驗，沖頭為鋼制半球面，直徑為12.7mm，沖頭質(zhì)量為11.4kg，泡沫夾層復(fù)合材料試樣的尺寸為150mm×28mm×12mm，復(fù)合材料層合板試樣的尺寸為150mm×28mm×2mm，夾持距離為120mm。通過調(diào)整沖頭的下落高度控制沖擊能量和沖擊速度，沖擊能量分別為1，3，10J，每個能量下分別測試3個試樣，計算在每個沖擊能量下試樣的平均載荷-位移曲線。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 低速沖擊性能

由圖1（a～b）可以看出，SU試樣和SC試樣的載荷-位移曲線呈現(xiàn)類似的變化趨勢，在1J沖擊能量下，只出現(xiàn)了一個載荷峰值，而后載荷下降到某一值。不同的是，SC試樣使沖頭發(fā)生一定程度的回彈。這說明沖擊頭只是破壞了SU試樣的上層面板，并未穿透上層面板；SC試樣經(jīng)受住了1J的沖擊能量。在3J沖擊能量下，載荷-位移曲線出現(xiàn)了類似于1J沖擊能量下沖擊頭沖破試樣上面板時出現(xiàn)的第一個載荷峰值，而后載荷急劇下降到某一值，此時沖擊頭穿過泡沫夾層，當(dāng)沖擊頭接觸到試樣下層面板時，載荷又開始上升，但下層面板還未被穿透。在10J沖擊能量下，隨著沖擊頭逐漸接觸試樣，載荷呈平穩(wěn)增大的趨勢，當(dāng)沖擊頭沖破上層面板時，出現(xiàn)第一個載荷峰值，而后載荷急劇降到某一值，此時沖擊頭穿過泡沫夾層，當(dāng)沖擊頭接觸到試樣下層面板并沖破它時，第二個載荷峰值出現(xiàn)，此時試樣完全穿透，結(jié)構(gòu)失效。

由圖1（c～d）可以看出，LU試樣和LC試樣載荷-位移曲線的變化趨勢相同，即在1J沖擊能量下，出現(xiàn)載荷峰值后，載荷緩慢下降到某一值，這說明此時復(fù)合材料層合板沒有完全失效；在3J和10J的沖擊能量下，隨著沖擊頭逐漸接觸試樣，載荷呈平穩(wěn)增大的趨勢，當(dāng)沖擊頭沖破試樣時，出現(xiàn)載荷峰值，而后載荷急劇下降到某一值，此時復(fù)合材料層合板試樣完全失效。

圖1 不同復(fù)合材料在不同沖擊能量下的載荷-位移曲線Fig.1 Load versus displacement plot for different composites at different impact energies：（a）SU sample；（b）SC sample；（c）LU sample and（d）LC sample

另外，對于同種復(fù)合材料來說，沖擊能量越高，載荷-位移曲線上的沖擊載荷峰值越高，沖擊損傷程度越大。

由圖2可以看出，各復(fù)合材料的極限沖擊載荷均隨沖擊能量的增加而增大，泡沫夾層復(fù)合材料的趨勢更為明顯。由于正交鋪層在橫縱向都有纖維增強(qiáng)，這種結(jié)構(gòu)比單向鋪層具有更好的各向同性，因此無論是泡沫夾層復(fù)合材料還是復(fù)合材料層合板，正交鋪層結(jié)構(gòu)能承受的極限沖擊載荷都比單向鋪層結(jié)構(gòu)的高。由于泡沫夾層的存在，泡沫夾層復(fù)合材料的比剛度和比強(qiáng)度都比復(fù)合材料層合板的高，所以泡沫夾層復(fù)合材料能承受的最大沖擊載荷比復(fù)合材料層合板能承受的高近50%。

2.2 破壞形貌

由圖3可以看出，在1J沖擊能量下，正交面板泡沫夾層復(fù)合材料上層面板的破壞形貌為部分層間分層和基體開裂，呈正方形破壞；在3J沖擊能量下，上層面板完全破壞，破壞形貌為層間分層、基體開裂和纖維斷裂；在10J沖擊能量下，上層面板和3J沖擊能量下的破壞形貌相同，但下層面板出現(xiàn)了部分層間分層，并且在最后一層預(yù)浸布上出現(xiàn)了纖維抽拔現(xiàn)象。

圖2 不同復(fù)合材料在不同沖擊能量下極限沖擊載荷的比較Fig.2 Comparison of limit compact load of different composites at different impact energies

由圖4可以看出，在不同的沖擊能量下，單向面板泡沫夾層復(fù)合材料的上層面板承受了最大程度的破壞，出現(xiàn)了基體開裂和纖維斷裂，主要沿纖維方向呈狹長的正方形破壞，但由于相鄰層間的纖維方向一致，并沒有出現(xiàn)層間分層現(xiàn)象；在10J沖擊能量下，下層面板沿纖維方向劈裂破壞。

由圖5可以看出，在1J沖擊能量下，單向結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層合板的部分層出現(xiàn)了破壞，但并未完全失效；在3J和10J沖擊能量下，由于相鄰層間纖維

的方向一致，主要以樹脂沿纖維方向發(fā)生劈裂破壞為主，同時位于沖頭中間的纖維出現(xiàn)了斷裂，最終材料完全失效，而且纖維斷裂的寬度明顯比泡沫夾層復(fù)合材料的小，這表明泡沫夾層復(fù)合材料的纖維利用率高。所以16層單向結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層合板所能承受的最大載荷比泡沫夾層復(fù)合材料8層上面板所能承受的小，而泡沫夾層復(fù)合材料的質(zhì)量相對復(fù)合材料層合板卻增加很少。

圖3 不同沖擊能量作用下正交面板泡沫夾層復(fù)合材料的破壞形貌Fig.3 Failure morphology of the impact surface（a-c）and cross-section（d-f）of the foam sandwich composite with cross-ply face sheets at different impact energies

圖4 不同沖擊能量下單向面板泡沫夾層復(fù)合材料的破壞形貌Fig.4 Failure morphology of the impact surface（a-c）and cross-section（d-f）of the foam sandwich composite with unidirectional face sheets at different impact energies

從圖6可以看出，在1J沖擊能量下，正交結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層合板沒有發(fā)生破壞，而是處于彈性范圍內(nèi)，載荷最大值與泡沫夾層復(fù)合材料的相近，如圖2（d）所示；在3J和10J沖擊能量下，材料沿寬度方向折斷。這與泡沫夾層復(fù)合材料的破壞形式完全不同。正交面板泡沫夾層復(fù)合材料在3J和10J沖擊能量下，上層面板不僅發(fā)生了局域性正方形破壞，而且斷裂纖維區(qū)域比復(fù)合材料層合板的更大?？梢?，高剛度泡沫芯材使得復(fù)合材料在承受沖擊載荷時，纖維的利用率和能量吸收能力得到大幅提高。

圖5 不同沖擊能量下單向結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層合板的破壞形貌Fig.5 Failure morphology of the unidirectional laminates at different impact energies

圖6 不同沖擊能量下正交結(jié)構(gòu)復(fù)合材料層合板的破壞形貌Fig.6 Failure morphology of the cross-ply laminates at different impact energies

3 結(jié) 論

（1）無論是泡沫夾層復(fù)合材料，還是復(fù)合材料層合板，其正交鋪層結(jié)構(gòu)比單向鋪層結(jié)構(gòu)的沖擊載荷峰值高，沖擊損傷程度小，抗沖擊能力好。

（2）在兩種鋪層方式下，泡沫夾層復(fù)合材料的沖擊載荷峰值比復(fù)合材料層合板的高，沖擊損傷程度小，抗沖擊能力好。

［1］張廣成，何禎，劉良威，等.夾層結(jié)構(gòu)復(fù)合材料低速沖擊試驗與分析［J］.復(fù)合材料學(xué)報，2012，29（4）：170-177.

［2］WANG J，WAAS M A，WANG H.Experimental and numerical study on the low-velocity impact behavior of foam-core sandwich panels［J］.Composite Structures，2013，96：298-311.

［3］ZHOU J，HASSAN M Z，GUAN Z W，et al.The low velocity impact response of foam-based sandwich panels［J］.Composites Science and Technology，2012，72（14）：1781-1790.

［4］IVANEZ I，SANTIUSTE C，BARBERO E，et al.Numerical modelling of foam-cored sandwich plates under high-velocity impact［J］.Composite Structures，2011，93（9）：2392-2399.

［5］譚年富，陳秀華，法洋洋，等.泡沫夾層復(fù)合材料的低速沖擊損傷及剩余強(qiáng)度的數(shù)值模擬［J］.機(jī)械工程材料，2012，36（8）：89-94.

［6］HOSUR M V，ABDULLAH M，JEELANI S.Manufacturing and low-velocity impact characterization of foam filled 3-D integrated core sandwich composites［J］.Composite Structures，2005，69（2）：167-181.

［7］ATAS C，SEVIM C.On the impact response of sandwich composites with cores of balsa wood and PVC foam［J］.Composite Structures，2010，93（1）：40-48.

［8］KIM C G，JUN E J.Impact resistance of composite laminated sandwich plates［J］.Journal of Composite Materials，1992，26（15）：2247-2261.

［9］CANTWELL W J，KIRATISAEVEE H，HAZIZAN，M A.Impact loading of lightweight structures［J］.International Journal of Impact Engineering，2008，35（1）：61-63.

［10］HAZIZAN M A，CANTWELL W J.The low velocity impact response of foam core sandwich structure［J］.Composites B：Engineering，2002，33（3）：193-204.

［11］HOSUR M V，MOHAMMED A A，ZAINUDDIN S，et al.Impact performance of nanophased foam core sandwich composites［J］.Materials Science and Engineering：A，2008，498（1/2）：100-109.

［12］鄭曉霞，鄭錫濤，屈天驕，等.縫紉泡沫夾芯夾層結(jié)構(gòu)低速沖擊損傷分析［J］.西北工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2010，28（5）：774-779.

［13］YOON S H，KWON Y W，CLAWSON L A，et al.Experimental investigation on low energy impact behavior of foam cored sandwich composites［J］.KSME International Journal，1997，11（2）：136-142.