纤维金属层合板的抗爆性能及失效机理

张磊 马小敏 李如江 李鑫 吴桂英

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纤维金属层合板的抗爆性能及失效机理

    作者简介: 张 磊(1994-),男,硕士研究生,主要从事复合材料力学行为研究. E-mail: 1073268909@qq.com;
    通讯作者: 吴桂英, wgy2005112@163.com
  • 中图分类号: O382.1

Anti-explosion Performance and Failure Mechanism of Fiber-Metal Laminates

    Corresponding author: WU Guiying, wgy2005112@163.com
  • CLC number: O382.1

  • 摘要: 采用爆炸冲击摆锤系统,对玄武岩纤维-铝合金层合板和碳纤维-铝合金层合板进行了爆炸加载实验。实验中通过改变炸药质量获得不同的加载冲量,分析了载荷冲量、结构组合形式以及纤维类型对纤维金属层合板变形/失效模式的影响。实验中观察到分层、基质失效、金属撕裂、塑性大变形等典型的变形失效模式。实验结果表明:随着冲量的增加,纤维金属层合板中铝合金层的塑性变形以及纤维层的损伤区域不断增大;纤维金属层合板相对于单一的金属层合板具有更优异的抗冲击性能。
  • 图 1  真空辅助成型工艺说明

    Figure 1.  Illustration of vacuum bagging process

    图 2  弹道摆锤系统

    Figure 2.  Four-cable ballistic pendulum system

    图 4  在13.13 N·s冲量下A/B2/A/B2/A 的变形/失效模式

    Figure 4.  Deformation/failure pattern of A/B2/A/B2/A under the impulse of 13.13 N·s

    图 5  不同冲量下碳纤维铝合金层合板A/C2/A前后面板变形/失效模式

    Figure 5.  Deformation/failure modes of front and back faces of carbon fiber aluminum-alloy laminate A/C2/A under different impulses

    图 6  不同冲量下A/B2/A和A/C2/A/C2/A背面铝板变形剖面

    Figure 6.  Deformation profile of back aluminum face of A/B2/A and A/C2/A/C2/A under different impulses

    图 7  纤维-铝合金层合板背面铝层变形轮廓

    Figure 7.  Deformation profile of aluminum layer on the back of fiber-aluminum alloy laminate

    图 3  FML典型的变形/失效模式(A/B2/A,I=5.42 N·s)

    Figure 3.  Typical deformation/failure modes of FML(A/B2/A,I=5.42 N·s)

    图 8  铝合金层合板A3的变形/失效模式( I=5.07 N·s)

    Figure 8.  Deformation/failure modes of A3 under impulse I=5.07 N·s

    图 9  单位质量FML后面板残余挠度

    Figure 9.  Specific deflection of FML with different impulses

    表 1  材料属性

    Table 1.  Mechanical property of materials

    Material Type ρ/(g·m–2) σb/GPa E/GPa h/mm σs/MPa ε/% ν
    Aluminum alloy Al-6061 810 0.124 68.9 0.30 103 12.0 0.33
    Carbon fiber cloth HexForceTM 282 197 4.654 231 0.26 1.8
    Basalt fiber cloth FGMW0002 210 4.300 100 0.15 3.1
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    表 2  FML爆炸实验结果

    Table 2.  Experimental results of FMLs

    Sample configuration ms/g H/mm me/g I/(N·s) γ/mm
    A3 218.2 0.94 5.0 5.07
    A/B2/A 223.8 0.95 5.0 5.42 36.95
    A/B2/A 203.2 0.91 3.0 4.32 29.96
    A/B2/A 214.8 0.94 1.0 1.16 5.01
    A/C2/A 220.2 1.02 5.0 5.35 32.55
    A/C2/A 225.3 1.07 3.0 4.23 26.64
    A/C2/A 214.8 1.05 1.0 1.69 4.36
    A/B2/A/B2/A 424.6 1.71 9.0 13.13 28.41
    A/B2/A/B2/A 398.5 1.67 7.0 8.39 17.57
    A/B2/A/B2/A 406.2 1.67 5.0 5.31 8.21
    A/C2/A/C2/A 349.4 1.86 9.0 12.96 24.88
    A/C2/A/C2/A 348.5 1.85 7.0 8.32 21.35
    A/C2/A/C2/A 348.6 1.84 5.0 5.06 6.24
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出版历程
  • 收稿日期:  2018-05-18
  • 录用日期:  2018-08-17
  • 网络出版日期:  2019-01-17
  • 刊出日期:  2019-02-01

纤维金属层合板的抗爆性能及失效机理

    作者简介:张 磊(1994-),男,硕士研究生,主要从事复合材料力学行为研究. E-mail: 1073268909@qq.com
    通讯作者: 吴桂英, wgy2005112@163.com
  • 1. 太原理工大学力学学院,山西 太原 030024
  • 2. 中北大学化工与环境学院,山西 太原 030051

摘要: 采用爆炸冲击摆锤系统,对玄武岩纤维-铝合金层合板和碳纤维-铝合金层合板进行了爆炸加载实验。实验中通过改变炸药质量获得不同的加载冲量,分析了载荷冲量、结构组合形式以及纤维类型对纤维金属层合板变形/失效模式的影响。实验中观察到分层、基质失效、金属撕裂、塑性大变形等典型的变形失效模式。实验结果表明:随着冲量的增加,纤维金属层合板中铝合金层的塑性变形以及纤维层的损伤区域不断增大;纤维金属层合板相对于单一的金属层合板具有更优异的抗冲击性能。

English Abstract

  • 随着高新技术的发展以及材料一体化设计新理念的日趋成熟,同时具备高比强度、高比刚度以及优良耐腐蚀和耐疲劳性等特性的超混杂复合材料在航空航天、汽车工业、国防科技等高新技术领域得到了广泛应用。纤维-金属层合板(Fiber Metal Laminates,FML)是金属或合金材料与纤维复合材料通过交替层铺,在特定温度和压力作用下结合而成的新型超混杂复合材料。近年来,结构在爆炸载荷作用下的动力响应逐渐成为热点问题,然而对于轻质材料或复合材料在爆炸载荷作用下动力响应的实验报道却较少。FML结合了纤维的抗疲劳性和高比强度以及金属的高断裂韧性和优良的抗冲击性能的特点[1-5],在许多高新技术领域得到了广泛应用。纤维-金属层合结构的概念早在1950年就被提出,经过几十年的发展,人们已经对其基本静力学行为和低速冲击下的动力学行为有了一定的了解[6-7],但是强动载荷下的动力学行为研究却相对较少[8-10]。Lemanski等[11-12]研究了玻璃纤维铝合金层合板在局部爆炸加载下的动力响应,探究了层叠方式对结构响应的影响。Fleisher[13]研究了FML行李箱的抗爆性,发现它可以承受空难级别的爆炸,显示了复合材料结构的巨大潜力。Bikakis等[14]利用ANSYS/LS-DYNA软件分析了不同等级铝合金对FML冲击损伤响应的影响,并与实体板的抗弹性能进行对比,发现采用7075-T6铝合金作为金属层时FML具有最佳弹道性能。Yaghoubi等[15]通过实验和数值模拟研究了不同厚度的GLARE 5纤维金属梁的弹道冲击性能,结果表明弹道极限相对于金属体积分数和试样厚度呈抛物线趋势变化,同时GLARE 5梁中铝层弯曲、拉伸以及界面脱粘等失效模式对冲击能量的吸收起到重要作用。Sitnikova等[16]通过Abaqus/Explicit创建FML有限元模型,研究了FML在局部爆炸载荷下的穿孔失效,模拟中得到了基于薄GFPP(Glass Fiber Reinforced Polypropylene)层的FML动态失效模式,例如拉伸撕裂以及铝层与GFPP层之间的多重剥离,揭示了背面铝的模拟失效与GFPP损伤模式之间的相关性。古兴瑾等[17]推导了复合材料应变率相关的三维本构关系,并将其用于复合材料层板高速冲击损伤的数值模拟。马小敏[18]通过Kevlar/Epoxy复合材料层合板的平头弹冲击实验和有限元数值模拟,分析了其在不同冲量下的变形失效模式以及不同结构的抗冲击性能。李鑫等[19]对玄武岩纤维/铝合金层合板进行了弹道实验,发现在质量相当的情况下,其抗弹性能与芳纶纤维/铝合金层合板相当。陈琪等[6]对GLARE层板的基本力学性能、抗冲击性能、挤压性能、疲劳性能等研究现状进行了综述,指出目前关于GLARE动力学特性研究的不足,需要进行系统深入的探讨。

    本研究采用冲击摆锤系统对玄武岩纤维-铝合金层合板以及碳纤维-铝合金层合板进行爆炸加载实验。实验中通过改变炸药质量获得不同的加载冲量,对不同冲量作用下FML的变形失效模式进行分析,探讨不同配置FML的动力响应,并对比碳纤维和玄武岩纤维对FML抗爆性能的影响。

    • 实验中所采用的玄武岩纤维布由德国Incotelogy公司提供,型号FGMW0002;碳纤维布由美国Hexcel公司提供,型号HexForceTM 282;铝合金薄板材料为Al-6061。3种材料的力学性能见表1,其中:ρ为面密度,σb为抗拉强度,E为杨氏模量,h为厚度,σs为屈服强度,ε为断裂伸长率,ν为泊松比;碳纤维布和玄武岩纤维布的σbEε均对应其单纤维的材料属性。

      Material Type ρ/(g·m–2) σb/GPa E/GPa h/mm σs/MPa ε/% ν
      Aluminum alloy Al-6061 810 0.124 68.9 0.30 103 12.0 0.33
      Carbon fiber cloth HexForceTM 282 197 4.654 231 0.26 1.8
      Basalt fiber cloth FGMW0002 210 4.300 100 0.15 3.1

      表 1  材料属性

      Table 1.  Mechanical property of materials

      实验中所用FML采用真空辅助成型方法制作,如图1所示。先将Al-6061铝合金板进行表面清洗,均匀涂抹底涂剂(Primer94,3M),增加与复合材料的粘结强度;固化剂与5015环氧树脂按照3∶10的比例进行混合并搅拌均匀,放入真空干燥机中抽真空20 min,去除搅拌时混入的气泡;然后将铝板和纤维布进行叠层铺设,其中平纹编织玄武岩纤维布和碳纤维布的铺层方向相同,并且纤维方向与铝板边缘平行;将树脂均匀涂抹在每层中,在真空袋中抽真空去除多余树脂,并进行24 h常温固化,随后放入80 ℃恒温箱中进行16 h的固化;为了适应实验所用的夹具,对加工好的试件进行水切割,得到尺寸为300 mm×300 mm的FML。为便于对比,采用相同方法制作具有相同厚度的3层铝合金层板。试件编号、质量(ms)及厚度(H)列于表2,其中:A代表铝合金,B代表玄武岩纤维,C代表碳纤维,角标代表纤维布或铝板层数,me为炸药质量。

      图  1  真空辅助成型工艺说明

      Figure 1.  Illustration of vacuum bagging process

      Sample configuration ms/g H/mm me/g I/(N·s) γ/mm
      A3 218.2 0.94 5.0 5.07
      A/B2/A 223.8 0.95 5.0 5.42 36.95
      A/B2/A 203.2 0.91 3.0 4.32 29.96
      A/B2/A 214.8 0.94 1.0 1.16 5.01
      A/C2/A 220.2 1.02 5.0 5.35 32.55
      A/C2/A 225.3 1.07 3.0 4.23 26.64
      A/C2/A 214.8 1.05 1.0 1.69 4.36
      A/B2/A/B2/A 424.6 1.71 9.0 13.13 28.41
      A/B2/A/B2/A 398.5 1.67 7.0 8.39 17.57
      A/B2/A/B2/A 406.2 1.67 5.0 5.31 8.21
      A/C2/A/C2/A 349.4 1.86 9.0 12.96 24.88
      A/C2/A/C2/A 348.5 1.85 7.0 8.32 21.35
      A/C2/A/C2/A 348.6 1.84 5.0 5.06 6.24

      表 2  FML爆炸实验结果

      Table 2.  Experimental results of FMLs

    • 实验装置采用自行设计的弹道冲击摆锤系统,如图2所示,系统主要由前端夹具、中部的工字型钢梁及尾部的平衡配重组成。夹具为正方形,其外部边长为400 mm,内部边长为250 mm。为了保证在运动过程中摆锤能够保持平动,整个系统由4根钢丝悬挂在空中。试件由8根螺栓固定在前端的夹具上。圆柱形塑性炸药和起爆雷管放置在试件正前方,距离试件50 mm,起爆点位于炸药正后方。在摆锤尾部设置激光位移传感器(Micro-Epsilon LD1625-200),通过记录摆锤运动过程的位移时程曲线计算出摆锤所受冲量,进而根据试件的受载面积计算出试件受到的冲量(I[20]。试件被夹具固定之后,爆炸冲击波的有效加载面积为250 mm×250 mm。

      图  2  弹道摆锤系统

      Figure 2.  Four-cable ballistic pendulum system

    • 实验中共测试了5组试件,包括2/1、3/2的玄武岩纤维-铝合金层合板和碳纤维-铝合金层合板以及3层纯铝板。实验结束后,使用轮廓仪测得试件的最终挠度γ,实验结果列于表2

    • 实验中发现大部分试件出现类似的变形/失效模式,图3给出了试件A/B2/A在5.42 N·s冲量下典型的变形/失效模式,可见试件可分为3个变形区域。

      (1)夹持区域:此区域被夹持,由于夹具与FML之间的摩擦力较小,在结构变形过程中并不能保证完全固支,两者会发生相对面内滑动,因此在此区域有时会发生局部颈缩/屈曲。

      (2)整体变形区域:在爆炸载荷作用下,试件裸露部分形成轴对称塑性大变形,同时在对角线方向出现明显的塑性绞线。

      (3)局部变形区域:在载荷强度较大的中心区域,当爆炸加载时会观察到损伤,如铝合金层的局部凸起、纤维与金属的分层剥离、内部复合材料层的基质开裂、纤维断裂等。

      本实验所得变形/失效模式与Langdon等[12]在GLARE层板爆炸实验所得结果存在一定区别,主要原因是本实验采用空中爆炸加载而非接触爆炸加载,因此结构中心所受最大载荷明显减小,不会出现中心区域的局部严重破坏,包括纤维的大量断裂、金属撕裂等。而在空中爆炸加载下,结构受载面积增大,结构表现出明显的整体变形模式。

      图4给出了冲量为13.13 N·s时,A/B2/A/B2/A层合板的前后面板、复合材料层及横截面的变形/失效模式。可以看到,层合板的整体变形/失效模式与图3相似,由于厚度增加,在弯曲和法向拉伸波的共同作用下,铝合金层出现塑性大变形,背面铝层产生了比前铝层更大的塑性变形;粘结层完全失效,铝板与背面复合材料层之间发生剥离;复合材料层并未发生明显的整体变形,局部中心在爆炸载荷下出现了明显的基质失效,但是纤维因其高拉伸强度并未出现明显断裂。

      图  4  在13.13 N·s冲量下A/B2/A/B2/A 的变形/失效模式

      Figure 4.  Deformation/failure pattern of A/B2/A/B2/A under the impulse of 13.13 N·s

    • 图5给出了A/C2/A前、后面板在不同冲量(1.69、4.23、5.35 N·s)加载下的变形失效模式。当冲量较小时,由于炸药量较少,雷管没有全部熔化,因此层合板出现了较多破片穿透的孔洞;随着药量的增大,雷管破片在高温高压起爆过程中被熔融消耗,因此层合板上破片穿孔数量明显减少。当冲量为1.69 N·s时,可以看到层合板仅出现较小的塑性变形,塑性铰线不明显;当冲量增大到4.23 N·s时,层合板出现较大的整体变形,对角区域出现明显的塑性铰线,靠近边界处发生剪切变形,同时在边界区域出现一定的颈缩现象;随着冲量增加至5.35 N·s,试件整体变形继续增大,塑性绞线沿对角线逐渐向板中央移动。铝板局部变形区域出现凸起,呈现不规则多边形,这一现象与Langdon等[12]在GLARE板的爆炸实验中所观察到的结果一致,主要由试件后面板和复合材料层完全分离所导致。

      图  5  不同冲量下碳纤维铝合金层合板A/C2/A前后面板变形/失效模式

      Figure 5.  Deformation/failure modes of front and back faces of carbon fiber aluminum-alloy laminate A/C2/A under different impulses

      图6分别给出了不同冲量下A/B2/A试件和A/C2/A/C2/A试件的横截面变形剖面。从图6中可以看到:层合板的变形具有连续性和对称性,两种试件均在局部爆炸加载区域出现铝合金层的塑性变形和粘结层的失效,未发生侵彻破坏。随着冲量的增加,可以观察到A/B2/A试件的整体变形区域范围和最终挠度增大,如图6(c)(冲量为5.42 N·s时A/B2/A的剖面放大图)所示,可见FML内部出现复合材料层的基质失效;A/C2/A/C2/A试件的损伤区域范围增加,后铝板层的最终残余挠度增大,铝合金层与复合材料层的分层损伤由中心向两端延伸,整体变形区域和夹持区域的分层逐渐明显。

      图  6  不同冲量下A/B2/A和A/C2/A/C2/A背面铝板变形剖面

      Figure 6.  Deformation profile of back aluminum face of A/B2/A and A/C2/A/C2/A under different impulses

      图7给出了不同层合板背面的变形轮廓。从图7中可以观察到,玄武岩纤维-铝合金层合板和碳纤维-铝合金层合板的后面板均表现出:中心区域的局部变形最大,逐渐向两边延伸;随着冲量的增大,两端出现剪切变形,纤维-铝合金层合板的损伤区域逐渐增大。从表2中的最终挠度可以看到,在相同冲量加载下,相同配置的碳纤维-铝合金层板的整体变形小于玄武岩纤维-铝合金层板,表现出更优异的抗爆性能。

      图  7  纤维-铝合金层合板背面铝层变形轮廓

      Figure 7.  Deformation profile of aluminum layer on the back of fiber-aluminum alloy laminate

      从变形/失效模式可以看出,FML在爆炸载荷作用下的主要能量耗散方式是:铝合金层的塑性大变形以及局部破坏、纤维复合材料层的基质失效和纤维断裂、复合材料层的内部分层以及金属层和复合材料层的剥离。实验中所观察到的FML动态失效模式与Sitnikova等[16]的模拟结果相同,进一步验证了FML在爆炸载荷作用下的能量耗散方式。在小冲量作用下,FML因其较高的强度,没有发生明显的变形,因此其耗散能量较少;随着冲量的增加,上述变形失效方式将逐渐参与到能量耗散过程中,直至结构完全破坏。

    • 图8为冲量5.07 N·s时A3(3层铝板)的变形失效模式。可以看出:A3试件的铝合金层已经被穿透,整体变形区域出现塑性大变形且向下凹陷,局部变形区域金属失效,呈现出三角形撕裂区域。对比图3,A/B2/A试件中的铝合金层发生塑性大变形,整体变形区域沿对角线向下凹陷,局部变形区域铝合金层未撕裂,出现一个不规则多边形凸起,该损伤由铝合金层与复合材料层剥离所致。

      图  3  FML典型的变形/失效模式(A/B2/A,I=5.42 N·s)

      Figure 3.  Typical deformation/failure modes of FML(A/B2/A,I=5.42 N·s)

      图  8  铝合金层合板A3的变形/失效模式( I=5.07 N·s)

      Figure 8.  Deformation/failure modes of A3 under impulse I=5.07 N·s

      图9给出了不同冲量下单位质量FML后面板最终残余挠度的对比。从图9中可以看到,随着冲量的增加,FML后面板的最终挠度不断增加,单位质量碳纤维-铝合金层合板的最终挠度相对较小,表现出较好的抗冲击性能。但是由于碳纤维复合材料的弹性模量与铝合金相差较大,变形过程中界面应力较大,从而更容易发生脱胶并出现局部大变形(中间凸起)。

      图  9  单位质量FML后面板残余挠度

      Figure 9.  Specific deflection of FML with different impulses

    • 采用冲击摆锤系统对FML在爆炸载荷作用下的变形失效模式进行实验研究,分析了不同面板配置、不同冲量下玄武岩纤维-铝合金层合板和碳纤维-铝合金层合板的抗爆性能,得到以下主要结论:

      (1)在爆炸载荷下试件可分为3个变形失效区域,即夹持区域、整体变形区域和局部变形区域,其能量耗散方式包括金属塑性大变形、金属纤维间的分层和剥离、基质破裂和纤维断裂等;

      (2)随着载荷冲量的增加,试件的整体变形区域范围和最终挠度增大,局部塑性变形也逐渐增大,层合板的内部出现分层、剥离、基质失效等;

      (3)由于碳纤维的抗拉强度高、密度小,因此碳纤维-铝合金层合板比玄武岩纤维-铝合金层板具有更优异的抗爆性能。

参考文献 (20)

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