1 引言

纤维缠绕复合材料壳体结构因其具有优异的比强度、比刚度性能, 广泛应用于航空、航天、导弹武器、化工等重要战略领域。然而, 与以往采用的金属材料结构不同, 复合材料结构对机械冲击载荷非常敏感, 即使在冲击能量较低, 结构外表面未留下任何可视损伤的情况下, 也会在其内部发生基体开裂、分层和纤维断裂等损伤, 使得结构强度大幅降低。在实际的使用过程中, 纤维缠绕复合材料壳体不可避免地受到外来物体的冲击, 例如工具坠落、设备碰撞、溅石撞击以及其它离散源冲击等。受到低能量冲击后, 产品结构尤其是应用于武器装备、航空航天领域的战略性产品, 是否能够继续承载, 剩余强度如何, 成为工程界迫切需要解决的问题。

近些年来, 许多学者针对复合材料结构低速冲击损伤容限和结构完整研究性问题进行了大量研究^[1~3]。Lopes等^[4]研究了铺层顺序对复合材料层合板冲击性能的影响规律。Bouvet等^[5~7]研究了复合材料层合板在低速冲击作用下的响应规律, 并分析了冲击损伤对层合板压缩强度的影响。杨宇等^[8]研究了含冲击损伤复合材料层合板的压缩破坏机理；程小全等^[9]采用试验方法研究了编织复合材料低速冲击损伤与剩余拉伸强度之间的关系；毛春见等^[10]研究了缝合复合材料低速冲击损伤和剩余压缩强度之间的关系。

上述文献采用的试验方法需要消耗大量人力物力, 且由于复合材料低速冲击的影响较多, 试验方法难以穷尽所有可能, 因此许多学者寻求建立一种可靠、有效的数值方法分析预测复合材料低速冲击后的剩余强度。Suemasu等^[11]建立了含分层损伤的复合材料层合板剩余压缩强度的有限元模型, 将分层损伤的形状简化为圆形并通过Cohesive单元放置于层间, 在模型中同时考虑了结构不稳定和分层损伤的扩展问题。Rivallant等^[12]建立了重点考虑纤维断裂和分层损伤的复合材料冲击有限元模型, 利用其对复合材料冲击后剩余强度进行了仿真计算, 计算结果与试验结果较为一致。张华山等^[13]采用复合材料细观力学有限元模型对层压板低速冲击过程进行模拟, 借助ABAQUS有限元分析软件将细观力学本构模型、单层板的最大正应力破坏准则以及单层板破坏后的刚度衰减模式编制成用户材料子程序VUMAT, 从而实现层压板的冲击承载能力分析。崔海波等^[14]针对复合材料层压扳的冲击及冲击后的压缩破坏过程提出了一种全程分析方法。在该方法中, 崔海波等采用三维有限元模型预测复合材料层压板在冲击载荷作用下的损伤, 并且将损伤直接应用于随后的剩余压缩强度研究中, 从而提高了结果的准确性。

以往文献中的研究对象是编织/纺织结构、飞机舱段用薄壁层合结构等, 作为在航天领域普遍采用的典型结构形式, 纤维缠绕复合材料壳体结构与以上其它形式的结构, 在制造工艺、细观结构、损伤模式和破坏机理等方面有着完全不同的特点^[15~18]。鉴于此, 本文以纤维缠绕复合材料典型的壳体结构为研究对象, 采用试验方法对不同冲击部位、不同冲击能量下壳体结构的冲击响应规律和剩余强度进行了分析, 并建立了复合材料壳体冲击后剩余强度的一体化仿真模型, 研究了不同因素对纤维缠绕复合材料壳体结构低速冲击后剩余强度的影响规律。

2 壳体冲击后剩余强度试验 2.1 壳体低速冲击试验

缠绕复合材料壳体结构件是采用T700碳纤维和BA202环氧树脂在卧式缠绕机上经湿法缠绕制成的, 缠绕角度为[±28°/90°₂]₃, 壳体直径为150mm, 壳体筒段厚度平均值为2.2mm, 壳体封头段厚度随当地纬度圆半径连续变化, 两边开孔直径均为60mm。图 1（a）为试验中使用的缠绕复合材料壳体试件及试验夹具。图 1（b）为纤维缠绕复合材料壳体尺寸和冲击部位示意图, 其中三个冲头分别代表实际试验过程中壳体表面的三个不同冲击位置（“1#”代表壳体筒段中心位置；“3#”代表封头赤道圆位置；“2#”代表“1#”和“3#”的中间位置）。

壳体结构的低速冲击试验均在INSTRON Dynatup 9250HV落锤试验机上进行, 采用的半球形冲头直径为12.7mm, 配重加冲头的总质量为6.5kg。为了研究不同冲击能量、不同冲击部位对纤维缠绕复合材料壳体结构的影响规律, 共设计开展了5J, 15J, 25J三种不同能量和三个不同部位下（冲击部位如图 1（b）所示）的冲击试验。在试验开始之前, 对所有试件进行目视检测, 并随机抽取部分试件进行超声A扫描检测, 确保试件在试验前不存在初始缺陷或损伤。

2.2 冲击后水压爆破试验

针对冲击后的纤维缠绕复合材料壳体进行水压爆破试验, 研究不同冲击能量和不同冲击部位对纤维缠绕复合材料壳体爆破压强和失效模式的影响规律。在树脂基体和纤维力学性能的基础上, 为考核成型后复合材料综合性能, 并且尽可能模拟发动机壳体的受力状态, 实际中经常采用冲击后的爆破压力这一指标来表征壳体的抗冲击性能。水压试验方法:在水压试验过程开始前, 壳体内部放入橡胶内衬（起到密封作用）, 壳体内部压力由0MPa开始缓慢加压, 直至壳体发生破坏为止。图 2为水压爆破试验示意图。

3 壳体冲击后剩余强度仿真模型 3.1 壳体有限元模型

本文中建立的缠绕复合材料壳体模型全长216mm, 壳体筒段壁厚均值为2.2mm, 封头为2:1的椭球型, 封头处的厚度随当地纬度圆半径的变化而变化。复合材料壳体筒段的缠绕角度为[±28°/90°₂]₃, 即缠绕方式为3纵6单环。由于封头处的厚度和角度变化十分复杂, 在有限元建模中, 为了计算方便, 将封头等分为10部分, 分别赋予相应的铺层角度和厚度。根据复合材料壳体对称性, 建立1/2的有限元模型, 如图 3所示。

复合材料壳体筒段部分采用C3D8R单元进行网格划分, 层与层之间通过网格偏移嵌入Cohesive单元用于模拟冲击过程中出现的层间分层；复合材料壳体封头部分采用S4R单元进行网格划分；冲击仿真过程中不考虑冲头变形, 冲头采用刚体建模。冲头与复合材料壳体之间的接触采用通用接触, 冲头与复合材料之间的摩擦系数设为0.3。对复合材料壳体施加轴对称约束, 对冲头施加初始速度和约束, 保证其沿给定方向运动。模型中所采用的材料属性参数如表 1所示。

3.2 改进Hashin准则和刚度退化方案

复合材料在冲击过程中产生的损伤主要包括层内损伤和层间分层, 本文采用改进的Hashin失效准则^[19]作为层内损伤的判据；采用线性的牵引-分离准则模拟层间分层损伤。由于复合材料结构的破坏通常是一个损伤积累的过程, 故采用弹性模量的退化来模拟复合材料壳体低速冲击过程中的损伤演化。在有限元分析中, 结构刚度的降低是根据不同的失效模式进行的, 具体方案如表 2所示。为避免冲击过程中的网格畸变问题并增强计算的稳定性, 仿真过程中采用最大应变能准则判断单元的最终失效。

3.3 冲击后剩余强度仿真流程

缠绕复合材料壳体冲击仿真完成后, 通过设置预定义场变量将冲击后各个单元的初始状态导入剩余强度仿真模型, 然后对模型施加内压载荷, 进行剩余强度分析, 具体流程如图 4所示。剩余强度分析中的边界条件为:沿轴线两个侧边的约束为周期对称约束, 在柱坐标系下的约束条件为θ=0, 封头一端固定, 一端限制除轴向变形外的所有自由度。

3.4 仿真与试验结果对比

采用前文建立的冲击后剩余强度仿真模型, 开展不同冲击能量、不同冲击部位下的复合材料壳体低速冲击和冲击后剩余强度的仿真计算, 并与相应的试验结果进行对比验证。

图 5中对比了15J时不同冲击部位下的冲击响应曲线仿真和试验结果。由图 5（a）中的冲击力-时间响应曲线可知, 仿真曲线和试验曲线一致性较好。不同部位的冲击力-时间曲线表明:冲击过程中1#部位在1kN附近出现初始损伤, 3#部位在1.5kN附近出现初始损伤, 2#部位的初始损伤介于两者之间；冲击过程中1#部位的最大冲力为2.2kN, 3#部位的最大冲力为2.8kN；1#部位的冲击持续时间最长, 2#次之, 3#最短。同时从图 5（b）中的中心位移-时间曲线中可以分析得出, 冲击过程中1#部位的变形最大, 3#部位的变形最小。

上述分析表明复合材料壳体的冲击响应与冲击部位密切相关, 不同部位的抗冲击性能也不相同。由冲击力与试件刚度的关系可知, 1#部位的刚度较小, 3#部位的刚度较大, 因此出现了1#冲击部位接触力小于3#部位, 而中心位移却大于3#部位的现象。同时由图 5可以得知仿真结果与试验结果较为一致, 表明该模型适用于复合材料壳体的冲击仿真计算。

在低速冲击仿真的基础上, 对不同冲击部位、不同冲击能量下（5J, 10J, 15J, 20J, 25J）的复合材料壳体进行冲击后剩余强度仿真计算, 将计算结果与试验结果进行对比, 如图 6所示。由图 6中分析可知, 随着冲击能量的增大, 冲击后剩余强度不断降低, 剩余强度与冲击能量近似呈线性关系。相同冲击能量下, 1#和2#部位的冲击后剩余强度大致相当, 2#部位略低, 3#部位的冲击后剩余强度明显低于前两者。冲击后剩余强度仿真结果与试验结果一致性较好, 表明该模型可以用于预测壳体的冲击后剩余强度。

4 不同因素对壳体冲击后剩余强度的影响

由前文可知冲击部位对复合材料壳体冲击后剩余强度影响显著, 除此之外冲头质量和形状、冲击时壳体的受载情况等均会对冲击后剩余强度产生影响, 而逐一开展试验研究耗费巨大, 因此采用第三节中建立的冲击后剩余强度仿真模型对各种因素进行仿真计算并分析其影响规律。

4.1 冲击部位的影响

由第三节中的试验结果可知, 复合材料壳体不同冲击部位的冲击响应和冲击后剩余强度不尽相同, 为了更好地揭示冲击部位对冲击后剩余强度的影响规律, 选取五个不同冲击部位进行能量为15J下的冲击后剩余强度仿真计算。其中1#~4#部位分别位于复合材料壳体筒段（以筒段中心为坐标原点, 以赤道圆处为终点, 沿轴向均匀分布）, 5#位于壳体封头中间部位。

由图 7的仿真计算结果分析可知:相同冲击能量下, 在封头部位的冲击对复合材料壳体的强度影响最小；对比壳体筒段不同部位的冲击后剩余强度可以发现, 沿着筒体轴线, 越靠近封头赤道部位, 冲击后剩余强度越低, 直到封头赤道圆处达到极值。这与复合材料壳体容器的结构密切相关, 封头赤道圆处为纤维厚度和角度的过渡区, 该处受到冲击作用后, 更容易出现应力突变, 导致其强度明显降低。从吸收能量随冲击部位的变化曲线中分析可知, 1#部位吸收的能量最多, 而冲击后剩余强度却比2#, 3#, 4#部位大, 这说明冲击后剩余强度与能量的吸收并不是线性关系。5#部位由于位于封头处, 其内部存在钢质堵盖, 所以该部位冲击后剩余强度并未出现明显降低。

4.2 壳体内压的影响

在缠绕复合材料壳体实际工作中, 其内部常常存在液体或气体介质, 即存在内压载荷作用, 基于此, 设计开展8组（4~28MPa）不同内压下的复合材料壳体冲击后剩余强度的仿真计算, 计算中的冲头质量为6.5kg, 冲击能量为15J。仿真计算的结果如图 8所示, 分析剩余强度随内压变化曲线可知:当内部压力小于16MPa时, 冲击后壳体剩余强度随着内压的增加而增大；当内压大于16MPa时, 冲击后壳体剩余强度随着内压的增大而不断降低。导致这一现象的原因是内压作用对壳体整个结构起到了支撑作用, 在一定程度上增强了壳体抵抗冲击的能力, 这可以从吸收能量随内压变化曲线上中得到验证。当内压进一步增大时, 壳体抵抗冲击的能力降低, 这是当内压超过一定值时, 壳体的纤维处于高应力状态, 受到较低能量冲击时就会造成严重的纤维损伤, 从而使冲击后剩余强度比空载时更低。

4.3 冲头尺寸的影响

由以往的层合板分析结果可知, 冲头的尺寸和质量对复合材料冲击损伤具有一定影响, 鉴于此, 在冲击能量固定为15J时, 设计开展了8组不同尺寸冲头作用下壳体冲击后剩余强度的分析计算, 计算结果如图 9所示。冲头尺寸越小, 冲击后剩余强度越低, 吸收能量越少；冲头越大, 冲击后剩余强度越高, 吸收能量随之增大。这是因为冲头尺寸较小时, 虽然壳体的损伤面积较小, 但是局部损伤较为严重, 而壳体剩余强度恰恰是由最薄弱部位的强度决定的, 所以出现了冲击后剩余强度随冲头尺寸减小而降低的现象。

5 结论

通过本文研究, 得出以下结论:

（1）缠绕复合材料壳体低速冲击后的剩余强度与冲击部位密切相关, 当冲击部位位于壳体筒段中部时, 低速冲击对壳体的剩余强度影响最小；封头赤道圆处为壳体最薄弱的冲击部位, 当冲击能量为25J时, 壳体剩余强度降低了约60%。

（2）相比于壳体空载冲击后的剩余强度, 不同内压作用下壳体的冲击后剩余强度呈现先增加后降低的趋势。当壳体内压小于16MPa时, 壳体冲击后剩余强度随内压增加而增大；当壳体内压大于16MPa时, 冲击后剩余强度随内压增大而迅速降低。

（3）冲击能量不变的前提下, 当冲头直径在8~ 16mm变化时, 冲头尺寸越小, 冲击过程中造成的壳体局部损伤越严重, 导致壳体冲击后剩余强度随冲头尺寸的减小而降低。