復合材料沖擊壓縮研究

1、不對稱錐型先進樹脂基層合板的沖擊和沖擊后壓縮實驗的數(shù)值模擬摘 要本篇文章闡述了一種借助離散模型來獲得錐型復合材料層合板沖擊和沖擊后壓縮實驗的數(shù)值模擬的方法。三種損傷模式：基體開裂，分層，纖維斷裂在該模型中被考慮到。由于應力場中鋪層的不連續(xù)性現(xiàn)象，導致了模擬的困難。在兩種實驗中，對模擬結果的分析用來理解損傷和失效機制。模擬得到的力-位移曲線，分層形貌，沖擊后壓縮位移場，剩余壓縮強度與實驗結果對比發(fā)現(xiàn)，沖擊實驗模擬結果與實驗結果吻合較好，剩余壓縮強度預測值偏低，且依賴于過渡區(qū)網(wǎng)格劃分的質(zhì)量。本篇文章重點突出了沖擊模擬時內(nèi)層基體開裂的建模方法。1 緒論復合材料的沖擊損傷容限在結構設計中非常重要，沖擊

2、損傷的主要特征是基體開裂，分層和纖維斷裂，這三種特征通常在沖擊點下方沿四周傳播。此類損傷主要出現(xiàn)在層合板內(nèi)部，外部很難檢測到，1,2即使是低速低能沖擊，剩余壓縮強度也會受到嚴重影響。對于薄層合板，目測可視損傷對應的能量閾值對于剩余壓縮強度是非常重要的損失3,4由于一些航空結構更傾向于關注在服役生涯中的一些工具下落和碎片造成的撞擊情況，所以航空當局設定的要求和規(guī)則中包含了沖擊損傷容限的概念。厚度的減小通常被用來降低復合材料結構的重量，由此導致了在層合板底層鋪設樹脂的方法的出現(xiàn)。由于材料的不連續(xù)性和連續(xù)板的局部曲率，最終的結構可能會在靜載荷和疲勞載荷的作用下過早失效。5,9基體開裂和分層形式的損傷

3、主要有由層合板所受的高壓應力引起。在文獻中，許多作者建立了復合材料沖擊損傷數(shù)值模型。根據(jù)其復雜程度，這些模型可以再現(xiàn)部分或所有的損傷類型：基體開裂，分層和纖維斷裂。最初由Ladevèze和Allix 引入的中尺度水平能夠真實再現(xiàn)沖擊損傷類型。15根據(jù)材料定律，失效損傷力學通常用于模擬層內(nèi)損傷。基于損傷模型的彈性能量單元在許多工作中被用來模擬離散失效如分層，17,18一些作者也用它來模擬基體開裂并定義了基體開裂和分層的間接耦合?；趯κＳ鄩嚎s強度的預測，分析模型20,22和有限元23,25模型都被提出，在一些文章中，初始沖擊損傷在模擬壓縮之前在模型中被引入，其他作者24,25則更信賴兩

4、步模型：沖擊損傷先被模擬，然后再進行壓縮測試的模擬。就我們所知，對于錐型復合材料，不管是沖擊損傷模擬還是剩余壓縮強度模擬都沒有在文章中被報道過。本篇研究基于Bouvet等的研究工作，旨在提出一種離散層模型來預測沖擊容限，模擬沖擊和沖擊后壓縮。也是一種對業(yè)已提出了的錐形層壓板的低速沖擊響應的分析的延伸和拓展。26這篇文章揭示了錐型層合板與平板損傷模式的強烈一致性。在這篇文章中，離散層模型用來模擬錐型層合板的沖擊和沖擊后壓縮，模擬的結果與實驗結果對比，依次來驗證模型的有效性和揭示損傷機制。2 數(shù)值模擬模擬方法基于Bouvet等的研究工作，27他們建立了一種在微觀尺度層面上對復合材料沖擊損傷進行模擬

5、的離散的三維有限元模型，后來又被推廣至沖擊后壓縮實驗的模擬。24在這篇文章中，模型的功能被拓展至同時模擬多層層合板的沖擊損傷和沖擊后壓縮試驗。為了達到這個目的，一種對于層合板內(nèi)部耦合的網(wǎng)格劃分方法被提出來，同時相比之下，一些材料定律也會發(fā)生變化。2.1網(wǎng)格劃分圖1a離散層模型示意圖層合板的網(wǎng)格劃分如圖1a所示，層合板按C3D8模型劃分，每個單元在厚度方向上表示具有相同取向的兩個層。層板單元與零厚度彈性單元連接以模擬分層和橫向基體開裂。為減輕層間連接，結點網(wǎng)格需要在整個鋪層中是均勻的，這樣會導致45°和-45°層單元的扭曲（圖1b）。層合板中0°和90°方

6、向的單元尺寸是1.25×1.25mm2。圖1b 建立沖擊模型的難點之一在于揭示各損傷模型間復雜的交互作用，在離散層模型中，橫向基體開裂和分層間的耦合關系通過層合板網(wǎng)格劃分被建立，而它是模型中重要的建筑模塊之一?；w開裂的內(nèi)聚單元方向與層合板纖維方向平行，同時定義在每個體積元之間。結果，體積元在基體開裂的情況下沿層合板橫向方向不連續(xù)，像這類幾何不連續(xù)性可用來間接模擬基體開裂和分層間的耦合作用。下降層區(qū)域的模型如圖2a所示，網(wǎng)格表示層板落下區(qū)域的子層壓板如圖2b所示。圖2這個模型中，編號為2的鋪層在中間中斷，但編號為1和3的鋪層是連續(xù)的，在較厚的截面上，層間彈性單元終止于下降層的端部。然

7、后，一組新的彈性單元在較薄的截面上用來連接連續(xù)層。注意到在樹脂楠中沒有剛性單元和彈性單元，這個假設類似于假設這個區(qū)域在沖擊之前已經(jīng)損壞。實際上，由于固化殘余應力，預應力會更高。因此，為了避免模型過于復雜和過長的計算時間，沒有必要為區(qū)域建立詳細的網(wǎng)格劃分策略。在文獻中，相同的假設也被用在錐型層合板受面內(nèi)負載的情況中。在沖擊作用的影響下，假設更為有效，因為重點在于分層的傳播而不在于引發(fā)。2.2材料定律沖擊模擬采用Abaqus®6.11顯式/動態(tài)解算器，并且所有的材料定律在用戶子程序VUMAT中被定義。這部分描述了三種損傷機制：基體開裂，分層，纖維斷裂的非線性模型。2.2.1纖維斷裂沖擊損

8、傷模擬的纖維斷裂模型需要特別考慮，事實上，纖維可能在拉應力或壓應力的作用下發(fā)生斷裂，在這種情況下，一種高量值的能量如材料性質(zhì)所示（表1）會被釋放，這種纖維能量釋放速率需要在計算模型中的能量耗散時被考慮到表1事實上，纖維斷裂時一種離散現(xiàn)象，它可以用界面單元通過失效損傷力學來計算。但是此類選擇會顯著增加模型的自由度，因此，優(yōu)選使用網(wǎng)格尺寸獨立公式管理體積元內(nèi)的纖維失效能量擴展速率。此類公式已經(jīng)被Bazantand和 Oh通過裂紋帶理論被建立起來。在模型中，能量擴展速率通過基于Bouvet等計算得到的八個體積單元積分點按比例擴散。14,34在沖擊模擬中，可能會出現(xiàn)內(nèi)表面分層后，單層板的屈曲。換句話說

9、，一些積分點會受到張力，但另一部分會受到壓力。因此，在張力和壓力作用下的單元損傷演化機制不能被單獨制定，兩種失效模式的耦合應該被考慮。受此類載荷的能量擴散，用實驗測量非常困難?；诖耍环N能量擴展速率的線性計算公式2-1在模型中被使用:Gi,ltGi,lC,t+Gi,lcGi,lC,c1 （2-1） 其中，Gi,lC,t，Gi,lC,c是模型在縱向受拉力（壓力）時的能量擴展速率，Gi,lt，Gi,lc是模型在橫向受拉力（壓力）時的能量擴展速率，具體定義如下：Gi,lt=1S0lt,lHllt(1-d)<l>+dl.dV （2-2） Gi,lc=1S0lc,lHllc(l-lp)&l

10、t;l>+dl.dV 其中，l，1是縱向拉力（壓力），<x>+， <x>-是x的正負值。V表示體積單元，S是垂直于縱向的截面，lt,l，lc,l是單元在拉伸（壓縮）失效時的縱向應變，d是損傷變量，H是均勻剛度矩陣，Hllt，Hllc是縱向的拉力和壓力。 單元的縱向剛度的退化是由由單個變量d控制，如公式2-1定義的不等式可以用來預測單元的失效。由于一些積分點可能受拉，一些積分點可能受壓，而材料的拉伸失效應變與壓縮失效應變不同，用相對應變的形式來定義損傷變量更為方便，在拉伸中將相對應變e定義為llt,0，在壓縮中定義為llc,0。lt,0，lc,0分別是材料縱向失效拉

11、應力，壓應力。此時d可如公式2-3定義，來獲得單元縱向壓力下的線性演化，直到失效。d=e1(emax-e0)emax(e1-e0) （2-3）式中emax=8maxi=1(ei) (2-4)ei是單元積分點處無量綱的應力，e0是損傷起始點的積分點所受的最大相對應力，e1是單元失效時（由公式1計算確定）積分點所受的最大相對應力，可以發(fā)現(xiàn)e0小于1，因為因為根據(jù)單元節(jié)點處的應變計算失效的啟動，以更好地考慮恰當?shù)膹澢Ｔ诶爝^程中，縱向應力計算公式：如果l>0，l=Hllt1-dl+Hlt1-dlt+Hlz1-dlz (2-5)其中，矩陣剛度分量?？梢宰⒁獾?，由于復合材料不對稱彈性行為，Hll

12、與拉力Hllt和壓力Hllc不同，在壓縮過程中，應力的計算更加復雜，因為在失效后，纖維斷裂需要通過彈性定律來建模。如果壓應力用公式4的方法來計算，當定律從損傷力學變?yōu)樗苄粤W時，將存在縱向塑性應變的不連續(xù)性。為了解決這個問題，在損傷演化過程中，一個等效塑性變形被提出。以便于單元仍然滿足公式1的條件。通過識別，等效塑性變形在損傷演化機制中的計算如公式2-6：如果l<0，lp=dl (2-6)之后，壓應力的計算公式如公式2-7：如果l<0，l=Hllcl-p+Hlt1-dlt+Hlz1-dlz (2-7)在破壞過程中，使用屈服函數(shù)f(公式8)和名義破壞應力1crush來確定塑性應變,這

13、種屬性已經(jīng)被Israr等人測量。31 在原位實驗測試中：lp，以便f=+(l-1crush)0。 （2-8）圖3總結了沿纖維方向體積元的表現(xiàn)形式，該例展示了一部分能量消耗在拉伸過程中，另一部分消耗在壓縮過程中。圖3 體積元在纖維方向的表現(xiàn)2.2.2基體開裂基體開裂由內(nèi)層彈性單元表示，因此單元位置由網(wǎng)格尺寸確定，注意，該模型不旨在再現(xiàn)在沖擊層壓體內(nèi)通常觀察到的稠密的網(wǎng)絡裂紋。因此，它不能用來估計基體開裂時的能量損耗，該模型的目標在于表示由較大裂紋產(chǎn)生的不連續(xù)性，并同時引發(fā)分層，基體開裂的標準由內(nèi)部體積元來計算，它基于Hashin的失效準則：(t+trupt)2+(lt)2+(tz)2(ltrup

14、t)21 （2-9）其中，t+，lt，tz表示橫向應力，而lt和tz表示剪切應力。trupt，ltrupt表示橫向（剪切）破壞應力。當在體積元中滿足標準時，剪切強度和拉伸強度在相鄰的彈性單元中消失，然而，需要保持壓縮強度以防止體積元素相互穿透。此外，在基體開裂單元中施加永久性壓痕。該方法基于碎片的容納而導致的基質(zhì)裂紋無關閉。建議讀者參考文獻34,35，其中有詳細的介紹和有關定律的驗證。2.2.3分層分層由減小層間彈性單元的剛度來實現(xiàn)，單元的損傷由將模型I，II和III考慮在內(nèi)的二次應力準則確定。裂縫形成由斷裂力學控制?？紤]與模式II和III相同的能量釋放速率，使用三個模式的線性貢獻。GIGIC

15、+GIIGIIC+GIIIGIIIC=1 （2-10）3 實驗裝置3.1材料和試樣使用由T700GC/M21體系的碳-環(huán)氧樹脂體復合材料制成的錐型試樣，該試樣由0.25mm厚的單向預浸料提供。材料的力學性能在表1中被列出，樣品根據(jù)制造商的建議在高壓釜中固化。本文采用不對稱的錐型樣本，單側面是錐形的，而相反的一側保持平面。（表2）表2在厚度方向連續(xù)按452，02，-452，02，902，02s，然后，按0度方向連續(xù)鋪設4層，然后，開始在試樣的中間平面中脫落鋪層，以此形成錐度，此時按452，-452，02，902s鋪層。此過程中，厚度由6mm減至4mm，總共鋪設24層。從上可看出，層被成對地分組以

16、減少接口的數(shù)量和數(shù)值模型的大小，中間同一組的層，沿厚度方向同比例下降，層組被終止于散布構型，如表2所示，兩個連續(xù)下降之間的階梯間距為5mm。試樣的長度比常規(guī)低速沖擊試樣（100mm×10mm）長100mm，以便在其每個末端為調(diào)整片分配空間。調(diào)整片的在測試剩余壓縮強度的過程中是必要的，可以此來補償厚端和薄端厚度的不同。（圖4，圖5）過渡部分位于距離薄部邊緣125mm處，如圖4圖4 沖擊邊界條件示意圖3.2測試程序沖擊測試在液壓重力試驗臺上進行，沖擊落錘重4kg, 具有直徑為16mm的半球形壓頭。兩個試樣用30J的能量沖擊，沖擊力的變化過程由鑲入在沖擊頭中的壓電傳感器測量，沖擊初始速度由

17、光學傳感器測量，沖擊數(shù)據(jù)采集在250 kHz的頻率下進行。這些數(shù)據(jù)會被用來繪制力-位移曲線。沖擊在試樣的側面進行，錐形側面由125×75mm 2的錐形矩形開口支撐，邊界條件與專門為航空試樣制定的1-0010航空標準很像，36沖擊實驗原理圖如圖4所示。在沖擊試驗后，沖擊面被繪制成黑白相間的斑點樣式，以此來用圖像相關系統(tǒng)測量永久壓痕。斑點圖案在剩余壓縮強度測試中也被用來測量變形，然后，分層由C掃面技術從沖擊面開始測量獲得?？紤]到剩余壓縮強度測試的邊界條件，（圖5）在每個側邊距離邊界10mm處都提供一個縱向支撐，以防止彎曲。圖5 CAI測試邊界條件示意圖在錐型側面，支撐只施加在厚截面處，注

18、意，過渡區(qū)域兩側的試樣中線的間隙在其在平面內(nèi)加載時產(chǎn)生彎曲耦合，如果試樣用AITM 10010標準或ASTM D7137/7137M標準來測試，37試樣會過早破壞，因為在邊界上缺乏轉(zhuǎn)動約束。4 結果比較和分析4.1沖擊力-位移曲線圖6給出了沖擊模擬的整體效果，曲線的相似性說明模型可以再現(xiàn)錐型試樣的全局響應。很有趣的是，我們發(fā)現(xiàn)樹脂囊的選取，并不會嚴重影響結果。圖6力-位移曲線比較從實驗曲線當中可以識別三個不同的階段，在初始階段，板顯示出彈性動態(tài)響應，直到載荷達到3.75KN，然后，板的彎曲剛度的損失導致產(chǎn)生諸如基體開裂和分層之類的損傷。當載荷達到7.8KN時，由于纖維斷裂，彎曲剛度迅速下降。因

19、為三種損傷都有出現(xiàn)，這些測試表明能夠很好的評估模型的性能?？紤]到數(shù)值圖，模型很好的預測了分層的發(fā)生，在第二階段，力的演化過程也被很好的揭示，然而，力在位移為4.6mm時的下降在模擬中顯得尤為重要，預示著該模型對纖維斷裂的預測值過高，結果，數(shù)值圖在最后階段比實驗實際值低1KN，這可能是由于平均破碎應力的平衡或者ERR或者壓縮纖維斷裂引起。增加任何其中一個參數(shù)，都會提高纖維斷裂時的集中力。注意到，測量能量釋放速率是個非常復雜的實驗，臨界斷裂能量釋放速率的值由T300/913材料體系獲得，壓縮試驗在7種不同沖擊能量作用下得到的試樣上進行。144.2沖擊分層如圖7所，內(nèi)層的分層（圖7a，b）由C掃面獲

20、得，與模擬得到的結果（圖7d）比較。數(shù)值模擬以相同的色譜進行處理以獲得等效的C掃描輸出，實驗顯示分層散射度較低，注意，過渡區(qū)域任一側的厚度變化可以改變給定界面的顏色。例如，鋪層方向為0/90的內(nèi)層的顏色由墨綠色變?yōu)榫G色。分層曲線，如圖圖7圖7所示，有助于分析實驗結果?？紤]到分層的脫落，和下降層的脫落，分層擴展的方向始終跟隨下一層板的鋪層方向，同時，連續(xù)版的內(nèi)層諸如0/90，-45/0更容易達到臨界狀態(tài)。由模型預測得到的分層形態(tài)與實驗結果吻合較好，實驗得到分層面積約為2650mm2（圖7a）和2920 mm2(圖7b)，而模擬得到的結果為3000 mm2(圖7d)。因此，模型足夠合適來提供對分層

21、形貌的預測，盡管過渡區(qū)域會產(chǎn)生擾動。實驗測試僅能夠為損傷機制提供有限的信息，得益于數(shù)值模擬，很多附加信息可以被收集到。例如，在圖8中，在沖擊過程中的分層進展通過數(shù)值模擬被展示出來，圖像展示了四種不同的沖擊狀態(tài)，圖8a，b在主纖維破裂之前分別以3.2和4.1mm的偏移量進行。起初，分層沿各方向以相同速率擴展，然后，厚截面上的分層傳播到錐型斜面上時速度會下降。同時橫向擴展也很重要，在圖8c，d中，纖維斷裂的擴展阻止了分層的橫向傳播和最外面的界面（0/45，-45/-45）分圖8沖擊期間分層的擴展層的觸發(fā)。4.3沖擊能量的耗散沖擊力和能量耗散的變化如圖9所示，圖中清楚顯示了沖擊過程中的損傷機制，總損

22、耗耗散圖對應于分層和纖維斷裂消耗的能量的總和。它等于17J，約為沖擊能量的46%，這個值要比實際測試中損耗的20-21圖9沖擊過程中能量損耗的變化J的能量稍低，該能量由力-位移曲線與坐標系圍成的面積計算得來。壓縮過程中的力-位移曲線如圖6所示，曲線下方的面積比模擬得到的要小，在模型中，板的沖擊后動能是可忽略（小于0.1J），大約12.6J的能量被重新傳遞給沖頭，雖然該模型不考慮基體開裂中的能量耗散，但是這個貢獻本身不能補償在測試和模型之間的3至4J的差異。實際上這個差異可被歸結于纖維斷裂的臨界能量釋放速率太慢，或者說用永久壓縮的模擬影響了能量釋放。在模擬當中，大約一半的能量在分層中耗散，另一半

23、在纖維斷裂中耗散。同時可以確認，在第一階段，絕大部分能量的耗散由分層引起，只有一小部分是由于沖頭下方的纖維斷裂引起。在第二階段，分層的擴展速率不變，同時伴隨大量的纖維斷裂，此外，接觸力的下降與纖維斷裂造成的能量耗散的增加相一致。圖10分層耗散能量的擴展圖10展示了每個模型分層消耗能量的擴展，它主要是裂紋模式II和III，它是混合模式附近的樣品邊緣具有50貢獻的模式。這些數(shù)據(jù)揭示了在沖擊過程中剪切和張開模型存在的必要性。4.4剩余壓縮強度實驗力-位移曲線剩余壓縮強度測試的模擬使用與已經(jīng)成功實現(xiàn)沖擊模擬相同的模型，一些振動和剛體運動在施加壓縮載荷之前需要被消除。因此，為了達到這個目標，所有自由度將

24、被自由，鎖定循環(huán)使用。在隱式模型中，在每一個周期內(nèi)，先被鎖定10-6s，然后會被自由使用10-4s。然后，壓縮測試模擬將以位移速度為0.2m/s的速度進行。對應的，在顯式模型中，一個較高的載荷速度有必要被使用。但是，我們發(fā)現(xiàn)這樣并不能在模擬的結果中誘導任何顯著的動態(tài)效應。圖11對比了剩余壓縮強度的實驗力-位移曲線和兩種不同的數(shù)值模擬得到的曲線。模型2與比模型1在過渡區(qū)域有更平滑的網(wǎng)格，（圖12 b）但是依然沒有匹配真實的形狀，（圖12 c）對于兩個實驗曲線，在載荷為40KN之前，響應都是線性的，在載荷達到69KN處，發(fā)生失效。實驗曲線和模擬曲線在初始時非常接近，但數(shù)值模擬預測的失效載荷低于實驗

25、值。對于模型1，失效發(fā)生在圖12不同模型的網(wǎng)格劃分方式圖11剩余壓縮強度的實驗力-位移曲線和數(shù)值模擬曲線對比58KN處，同時我們發(fā)現(xiàn)在模擬中，力在達到失效前出現(xiàn)較明顯平臺期，這在實驗曲線中可略微觀察到。模型2網(wǎng)格的修改，將預測得到的失效強度提高到62.5KN。除了這個差別，兩個模型在沖擊和剩余壓縮強度的模擬中得到的結果都非常相似。這也是我們?yōu)槭裁慈斡媚Ｐ?來分析結果的原因。4.5沖擊后壓縮失效實驗的位移場在實驗過程中，一個圖像系統(tǒng)被用來分析試樣的沖擊損傷：分層。內(nèi)表面的應變和曲率可從采集得到的數(shù)據(jù)中計算出來。 圖13a比較了外表面的實驗位移場和模擬得到的位移場（模型1）。注意到，IC數(shù)據(jù)被限制

26、在一個60×130mm2的矩形當中，因為樣品的邊緣被其支撐物隱藏，外表面位移場的預測結果與實驗結果保持一致。在初始階段，一個局部屈曲出現(xiàn)在薄層上，該屈曲朝向受沖擊側并且由錐形的不對稱性驅(qū)動。在模型中，試樣的兩側都像實驗中一樣朝著相同的方向移動。屈曲隨著實驗的繼續(xù)不斷擴展，這也解釋了在力 - 位移曲線中觀察到的非線性。圖13表面應變（圖13 b）由重要的空間變化來得到，它是由薄層和厚層之間的厚度變化以及試樣的局部屈曲引起的。在模擬中，與IC測量相比，在過渡區(qū)域的初始階段觀察到較高的縱向應變。這個區(qū)域高度不安，因為在模型中由層板下降引起的應變不連續(xù)性太重要。4.6沖擊后壓縮失效機制在沖擊

27、后壓縮實驗測試中，失效損傷情況的識別是相當復雜的，有很多可能的失效模型：屈曲，分層擴展和纖維斷裂。由于缺乏關于內(nèi)部層的信息，因此不利于分析，而數(shù)值模擬的使用將會有巨大的幫助。在本篇研究中，在實驗最后階段觀察到的表面表現(xiàn)形貌與模擬結果類似。在兩種情況中，試樣一側都顯示出明顯的局部屈曲。（圖14）圖像顯示了實驗中當載荷在65-69KN，模擬中載荷在55-57KN時，即在失效之前，外表面位移的增加。在模型中存在子疊層的開口，其在過渡區(qū)域中與分層的擴展相關聯(lián)，如圖14樣品破壞前面外位移增量的比較。圖15沖擊后壓縮時分層失效的演變圖15所示。這種新的分層會使層合板失穩(wěn)，同時導致樣品由于0°層的

28、破壞而失效。需要關于0°內(nèi)層的應變場的數(shù)據(jù)來證實由于分層導致的失效，這些數(shù)據(jù)很難從實驗中獲得，為了部分地解決該問題，可以使用Mindlin板理論（公式2-10）38通過表面應變和曲率場來計算變形。注意這個公式只有在未損傷區(qū)域才能用，因此不完全滿足我們的情況。xxz=xxzext-z-zext×2wx2(zext) (3-1)靠近薄層沖擊面的0°連續(xù)層的計算如圖16，再65KN時，在沖擊點處達到-0.0125的縱向壓縮失效應變。然而由于可能存在著初始的纖維斷裂，所以該影響應該被保留，因為第一個界面是分層的，同時，Mindlin理論的使用條件在此處也不適用。圖16展示

29、了在試樣失效前預測得到的0°層應變場。由于沖擊點周圍的分層，該組板層經(jīng)受彎曲，導致更復雜的應變場。應變與層合板某些區(qū)域的縱向失效應變的值相近。圖16第一個0°內(nèi)層的縱向應變的比較因此，外部位移場的預測與實驗相關。實驗當中的確發(fā)生了分層，盡管它可以被纖維斷裂觸發(fā)。在模擬當中，當分層導致樣品失效時，纖維接近失效。因此，該模型可以預測復雜的失效場景，預測得到的失效載荷偏低。實驗跟模擬之間的對比，提高了對剩余壓縮輕度實驗的理解。屈曲和過渡區(qū)分層的引發(fā)預測是重要的，而這種預測的精度可以通過更可靠的過渡區(qū)模型和能夠模擬單層的彎曲的模型得到改善。5 總結這篇文章全面報道了關于錐型層壓板沖

30、擊和剩余壓縮強度的數(shù)值模擬。離散層模型方法的使用，能夠有效模擬測試樣品的沖擊損傷和剩余壓縮強度。在研究中，樹脂袋區(qū)域被認為在沖擊之前被損壞，因此，因此，不需要任何特定的網(wǎng)格劃分方法的修改。材料定律考慮了三種損傷形式：基體開裂，分層，纖維斷裂。沖擊模擬的結果跟實驗非常接近，包括全面的接觸力和分層的形狀都被很好的預測。在沖擊后壓縮實驗模擬中，模擬得到的失效應力偏低，但是基本預測到了失效場景。得益于成功的實驗和模擬及之間的對比，該模型有助于理解沖擊損傷和沖擊后壓縮的失效場景?？偟膩碚f，這項研究表明單向?qū)訅喊鍝p傷模擬的建模方法的有效性。盡管存在不連續(xù)的下降層合板，還是得到了較好的結果。就作者所知，這是

31、第一次報道嘗試模擬下降層合板的沖擊和沖擊后壓縮實驗，得到的結果讓人欣慰。致謝作者衷心感謝SOGETI HIGH TECH對該博士項目的財務支持。參考文獻1 Abrate S. Impact on composite structures. Cambridge University Press; 2005.2 CantwellW,MortonJ.The impact resistance of composite materialsareview. Composites 1991;22:34762. 3 de Freitas M, Reis L. Failure mechanisms on co

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