混雜復(fù)合材料口蓋機(jī)械沖擊破壞機(jī)理研究

劉 峰，陳威楊，周建國(guó)，張夢(mèng)濤

(中國(guó)民用航空飛行學(xué)院航空工程學(xué)院， 四川 廣漢 618307)

1 引言

復(fù)合材料具有比強(qiáng)度高、比剛度高、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。近年來對(duì)各種形式層合復(fù)合材料口蓋的研究較多。傳統(tǒng)機(jī)械式發(fā)射口蓋比較笨重，存在開蓋時(shí)間長(zhǎng)、配套的動(dòng)力系統(tǒng)和傳動(dòng)裝置較為復(fù)雜等問題。爆破式發(fā)射口蓋在長(zhǎng)時(shí)間預(yù)位狀態(tài)下存在火工品過期失效、電氣部件老化等問題[3]。用層合復(fù)合材料制作的具有預(yù)制薄弱環(huán)節(jié)的機(jī)械沖擊破壞口蓋相對(duì)于前述的口蓋具有較大的優(yōu)勢(shì)。DOANE[4]利用玻璃纖維復(fù)合材料制作了一種薄膜蓋，可在彈頭的輕微沖擊下開裂為四瓣。周光明等[5-7]研制了多種復(fù)合材料發(fā)射口蓋。通過改變加貼層的搭接長(zhǎng)度和搭接厚度來對(duì)薄弱區(qū)進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)了沿預(yù)設(shè)軌跡多瓣開蓋。李緒東等[8]研制了一種平板型復(fù)合材料口蓋。通過在環(huán)向和徑向設(shè)計(jì)帶V型凹槽的薄弱區(qū)，使得口蓋受到破壞壓力后齊根斷裂成四瓣。魏鳳春等[9]設(shè)計(jì)制作了一種拓?fù)渥枣i結(jié)構(gòu)的復(fù)合材料發(fā)射蓋。在內(nèi)部受到較小沖擊力時(shí)解除拓?fù)浠ユi約束，實(shí)現(xiàn)開蓋。

一些輕型飛機(jī)如SR20配置有全機(jī)傘降系統(tǒng)[10]，傘降系統(tǒng)中層合復(fù)合材料口蓋的設(shè)計(jì)制造對(duì)降落傘牽引彈體的順利發(fā)射和傘包拋出有很大的影響。在飛機(jī)進(jìn)行應(yīng)急拋傘降落后，需要對(duì)拋傘口蓋進(jìn)行維修，恢復(fù)結(jié)構(gòu)的適航狀態(tài)并保證下次應(yīng)急拋傘的可靠性。但飛機(jī)的相關(guān)手冊(cè)中并未提供口蓋結(jié)構(gòu)的維修恢復(fù)方案，導(dǎo)致傘降后的機(jī)體結(jié)構(gòu)只能整體報(bào)廢，帶來了較大的經(jīng)濟(jì)損失。為了解決該問題，本研究設(shè)計(jì)了一種具有預(yù)制切口玻璃纖維鋪層的混雜復(fù)合材料沖擊口蓋；制作了口蓋試件并進(jìn)行不同能量的沖擊實(shí)驗(yàn)；使用FASTCAMSA-Z型高速攝像機(jī)對(duì)沖擊開蓋過程進(jìn)行了拍攝記錄；建立了混雜復(fù)合材料層合口蓋結(jié)構(gòu)的有限元分析模型，對(duì)不同能量的沖擊實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了開蓋過程中具有預(yù)切口薄弱環(huán)節(jié)的口蓋結(jié)構(gòu)破壞機(jī)理，計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合。

2 沖擊實(shí)驗(yàn)

2.1 口蓋結(jié)構(gòu)材料

選用164環(huán)氧樹脂作為基體材料，東麗T300平紋雙向碳纖維布作為口蓋和邊框增強(qiáng)材料，選用南京玻纖院SW100A-100a高強(qiáng)度雙向玻璃纖維布作為具有預(yù)制切口薄弱環(huán)節(jié)的密封鋪層。材料性能參數(shù)如表1、表2所示。

表1 碳纖維復(fù)合材料性能參數(shù)

表2 玻璃纖維復(fù)合材料性能參數(shù)

其中:E為彈性模量;μ為泊松比；G為剪切模量；X、Y、Z為材料各方向拉伸和壓縮強(qiáng)度；S為剪切強(qiáng)度。

2.2 口蓋試件設(shè)計(jì)與制備

設(shè)計(jì)了小尺寸口蓋試件，主要尺寸如圖1所示，鋪層結(jié)構(gòu)如圖2所示。邊框外廓尺寸：150 mm×100 mm，口蓋尺寸105 mm×70 mm。邊框和口蓋碳纖維鋪層為[(±45°)/(0°/90°)]S，含薄弱環(huán)節(jié)的玻璃纖維鋪層為[(0°/90°)]。玻璃纖維層的AD邊材料保持完好狀態(tài)，AB、BC、CD邊以等距間隔方式在50%的長(zhǎng)度上預(yù)制切口薄弱環(huán)節(jié)，如圖1～圖2中的虛線所示。邊框碳纖鋪層用以模擬機(jī)體開口周圍的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)，口蓋用碳纖鋪層可以提高剛度，激化玻璃纖維鋪層薄弱環(huán)節(jié)的應(yīng)力集中。受沖擊后薄弱環(huán)節(jié)破壞形成C形開口。沖擊頭材料為Cr12MoV合金鋼，端部加工成直徑16 mm的半球面，質(zhì)量5.5 kg。

圖1 口蓋試件構(gòu)型示意圖Fig.1 Cover specimens structure

圖2 口蓋試件鋪層結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Cover specimens laminate configuration

采用濕法施工方式，常溫真空加壓固化工藝制作口蓋試件。將固化成型的碳纖維板使用水刀切割出邊框和口蓋，并與預(yù)制好C形薄弱環(huán)節(jié)的玻纖密封鋪層進(jìn)行二次固化，由二次固化膠層實(shí)現(xiàn)玻纖薄弱切口的密封，從而得到完整的口蓋試件。

2.3 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)裝置如圖3所示，將口蓋試件放置在具有矩形開口(125 mm×75 mm)的鋼性簡(jiǎn)支平臺(tái)上，平臺(tái)開口略大于口蓋。用4個(gè)夾子將試件邊框固定，沖擊頭沿不銹鋼軌道自由落下，沖擊口蓋。沖擊位置如圖1所示。將口蓋試驗(yàn)件噴上一層白漆增亮以符合高速攝像機(jī)的拍攝要求。使用高速攝像機(jī)拍攝沖擊開蓋過程。共進(jìn)行了9組不同沖擊能量的實(shí)驗(yàn)，如表3所示，其中第2組5.5 J沖擊能量是前期數(shù)值分析得到的成功開蓋能量閾值。為了對(duì)沖擊開蓋過程進(jìn)行更全面的分析研究，第9組沖擊能量值相對(duì)較高，用以分析口蓋被穿透而無法打開的工況。

圖3 實(shí)驗(yàn)裝置場(chǎng)景圖Fig.3 Experimental equipment

表3 實(shí)驗(yàn)組別Table 3 Experimental group

2.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

通過高速攝像機(jī)PFV軟件對(duì)實(shí)驗(yàn)圖像數(shù)據(jù)進(jìn)行后處理，以沖擊頭與口蓋初始接觸的時(shí)間點(diǎn)作為沖擊頭位移測(cè)量的時(shí)間起點(diǎn)，從而得到?jīng)_擊頭時(shí)間-位移曲線，如圖4所示。位移曲線斜率變化量較小表明沖擊開蓋能量消耗較低。

t/ms圖4 時(shí)間位移曲線Fig.4 Time displacement curve

口蓋承受沖擊后的狀態(tài)有3種，如圖5所示。第1組沖擊未能打開口蓋，通過高速攝像機(jī)圖像判斷沖擊頭有反彈現(xiàn)象，如圖5(a)所示。沖擊點(diǎn)背面與C形薄弱區(qū)產(chǎn)生了明顯的分層損傷。第2組～第8組沖擊能量適中，口蓋成功地沿著設(shè)計(jì)的預(yù)制C形薄弱環(huán)節(jié)打開，沖擊點(diǎn)背面形成一個(gè)白色分層區(qū)域，線狀分布的C形薄弱區(qū)發(fā)生了纖維的拉伸斷裂、纖維抽離、基體拉伸斷裂破壞，如圖5(b)所示。由于薄弱環(huán)節(jié)是等距離預(yù)制的切口，因此在邊框和口蓋的薄弱區(qū)出現(xiàn)了波紋狀分層損傷，符合口蓋薄弱環(huán)節(jié)設(shè)計(jì)的應(yīng)力集中分布規(guī)律，如圖5(d)所示。第9組較高能量沖擊導(dǎo)致口蓋被直接貫穿，口蓋未能按照預(yù)設(shè)薄弱區(qū)路徑打開，沖擊處形成了一個(gè)孔洞。主要原因是沖擊能量較高，沖擊點(diǎn)出現(xiàn)穿透損傷后降低了薄弱環(huán)節(jié)區(qū)域的應(yīng)力水平，導(dǎo)致開蓋失敗。但薄弱區(qū)范圍內(nèi)依然存在應(yīng)力集中造成的損傷，如圖5(c)所示。由實(shí)驗(yàn)可知，沖擊能量在一定的范圍內(nèi)能夠?qū)崿F(xiàn)成功開蓋，且口蓋不穿透。能量過小只會(huì)造成沖擊點(diǎn)的損傷，無法開蓋；能量過高則會(huì)導(dǎo)致口蓋穿透，同樣無法成功開蓋。因此工程中設(shè)計(jì)口蓋時(shí)需要建立有限元模型對(duì)沖擊過程進(jìn)行分析，力求通過數(shù)值模擬獲得初步的沖擊開蓋能量閾值，繼而利用小樣本試驗(yàn)來對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，以提高設(shè)計(jì)效率，降低研制成本。

圖5 沖擊后口蓋試件狀態(tài)照片F(xiàn)ig.5 The situation of the cover specimens after impact

3 有限元分析

3.1 有限元建模

建立混雜復(fù)合材料層合口蓋機(jī)械沖擊有限元模型。邊框、口蓋、玻纖鋪層和沖擊頭均采用C3D8R單元(八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元)劃分網(wǎng)格，二次固化膠層采用COHESIVE單元(COH3D8)劃分網(wǎng)格。預(yù)制切口位置將對(duì)應(yīng)單元屬性設(shè)定為基體。由高速攝像機(jī)拍攝的沖擊過程可知沖擊開蓋過程在4 ms以內(nèi)完成，因此有限元分析時(shí)長(zhǎng)設(shè)定為5 ms，以沖擊頭與口蓋接觸的時(shí)間點(diǎn)為計(jì)算起點(diǎn)。邊界約束條件為：口蓋在4個(gè)夾子固定處的單元約束6個(gè)自由度，其余邊框部分的單元只約束線自由度，如圖6所示。

圖6 口蓋試件網(wǎng)格及約束條件示意圖Fig.6 Finite element mesh and constraint condition of the cover specimens

3.2 失效判據(jù)

本研究采用HASHIN失效準(zhǔn)則[11]來判斷層合復(fù)合材料口蓋中纖維的拉伸失效和壓縮失效，失效判據(jù)如下：

纖維拉伸失效(σ11>0)：

(1)

纖維壓縮失效(σ11<0)：

(2)

使用PUCK準(zhǔn)則[12]判斷基體的拉伸失效、壓縮失效，失效判據(jù)如下：

基體拉伸失效(σ22+σ33>0)：

(3)

基體壓縮失效(σ22+σ33<0)：

(4)

在式(1)～式(4)式中，σij為各個(gè)材料主方向上的應(yīng)力分量，材料的拉伸和壓縮強(qiáng)度分別用下標(biāo)t和c表示。X1t、X2t和X3t分別表示3個(gè)材料主方向上的拉伸強(qiáng)度。X1c、X2c和X3c分別為3個(gè)材料方向上的壓縮強(qiáng)度。S12、S13和S23分別為材料的3個(gè)剪切強(qiáng)度。當(dāng)D≥1時(shí)判定材料發(fā)生對(duì)應(yīng)的失效模式。纖維拉伸失效時(shí)，刪除單元；纖維壓縮失效時(shí)，剛度矩陣乘以系數(shù)0.17；基體拉伸失效時(shí)，剛度系數(shù)C11、C22、C33、C12、C23、C13乘以系數(shù)0，C44、C55、C66乘以系數(shù)0.1；基體壓縮失效時(shí)，剛度系數(shù)C11、C22、C33、C12、C23、C13乘以系數(shù)0.25，C44、C55、C66乘以系數(shù)0.625。

使用二次應(yīng)力準(zhǔn)則判斷COHESIVE單元的初始損傷，BENZEGG-AGH-KENANE(BK)準(zhǔn)則[13-14]模擬膠層的性能退化。具體的表達(dá)形式如下：

二次應(yīng)力準(zhǔn)則：

(5)

〈tn〉定義為：

(6)

BENZEGGAGH-KENANE(BK)準(zhǔn)則：

(7)

表4 COHESIVE單元材料參數(shù)

圖7說明了COHESIVE單元在復(fù)合損傷模式下的力學(xué)響應(yīng)[15]：在2個(gè)垂直坐標(biāo)平面的非陰影三角形分別代表純拉伸和純剪切變形的響應(yīng)，中間的陰影三角形表示混合損傷模式的響應(yīng)。

圖7 COHESIVE單元混合損傷模式響應(yīng)示意圖Fig.7 COHESIVE element mixed damage mode response

3.3 VUMAT計(jì)算流程

通過編寫VUMAT子程序?qū)崿F(xiàn)材料損傷準(zhǔn)則的自定義，VUMAT計(jì)算流程如圖8所示。

圖8 VUMAT自定義損傷計(jì)算流程框圖Fig.8 VUMAT customized damage calculation process

3.4 計(jì)算結(jié)果分析

通過顯式動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算，對(duì)整個(gè)沖擊過程進(jìn)行了分析。圖9為第1組～第4組實(shí)驗(yàn)沖擊頭位移/時(shí)間曲線與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對(duì)比情況，圖10為第5組～第8組實(shí)驗(yàn)沖擊頭位移/時(shí)間曲線與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對(duì)比情況。高速攝像機(jī)數(shù)據(jù)后處理存在一定誤差，沖擊過程中不可避免存在能量熱耗散，這些因素均會(huì)影響數(shù)值仿真結(jié)果與真實(shí)物理過程的吻合度。從其中可以看到，實(shí)驗(yàn)曲線相對(duì)于仿真曲線在后半段有一定程度的下降，即數(shù)值仿真的系統(tǒng)阻尼低于實(shí)際物理過程。第1組～第8組數(shù)據(jù)在5 ms時(shí)的位移誤差分別為7.2%、14.8%、14.4%、4.8%、9.3%、13.4%、15.1%、16.8%。建立的有限元數(shù)值分析模型能較為準(zhǔn)確地模擬沖擊過程。

圖9 第1組～第4組沖擊頭位移曲線Fig.9 Displacement curve of impact head for groups 1 to 4

圖10 第5組～第8組沖擊頭位移曲線Fig.10 Displacement curve of impact head for groups 5 to 8

第2組沖擊頭速度/時(shí)間曲線如圖11(其他組曲線趨勢(shì)類似)。沖擊頭速度初始呈現(xiàn)小斜率下降，對(duì)應(yīng)口蓋彈性變形階段；開蓋過程中由于產(chǎn)生了能量耗散，沖擊頭速度呈現(xiàn)分段階梯式下降，對(duì)應(yīng)著薄弱環(huán)節(jié)的逐步撕裂；同口蓋脫離接觸后沖擊頭保持恒速前進(jìn)。

圖11 第2組數(shù)值仿真速度-時(shí)間曲線Fig11.Group 2 numerical simulation speed-time curve

圖12給出了沖擊能量為33 J時(shí)不同時(shí)刻的實(shí)驗(yàn)和仿真開蓋狀態(tài)：接觸0～1 ms期間口蓋主要產(chǎn)生彈性變形，撓度變大，口蓋薄弱區(qū)未產(chǎn)生明顯損傷。接觸1～5 ms期間口蓋沿著C形薄弱區(qū)路徑從前往后逐步打開口蓋，在相同的時(shí)間點(diǎn)，仿真與實(shí)驗(yàn)的開蓋狀態(tài)基本吻合。

圖12 33 J實(shí)驗(yàn)—仿真沖擊過程示意圖Fig.12 33 J Experiment-simulationimpact process comparison

圖13給出了5 ms時(shí)刻，沖擊能量分別為33 J、38.5 J下沖擊點(diǎn)附近區(qū)域碳纖口蓋的基體拉伸損傷分布。圖13中心位置白色間隙為VUMAT子程序判定失效而被刪除的單元，單元?jiǎng)h除的標(biāo)準(zhǔn)為纖維拉伸破壞或單元積分點(diǎn)名義主應(yīng)變大于1.0或小于-0.8，即認(rèn)為單元在應(yīng)力作用下發(fā)生了嚴(yán)重畸變。由圖13可知，沿口蓋厚度方向，距離沖擊接觸表面越遠(yuǎn)的鋪層損傷區(qū)域越大。沖擊能量增大時(shí)，基體拉伸損傷面積也有所增加。因?qū)雍蠌?fù)合材料的各向異性特征，復(fù)合材料各鋪層的基體拉伸損傷分布各異[16-17]。但損傷區(qū)的延展方向與鋪層纖維方向夾角基本為90°，符合單層板的損傷規(guī)律。

圖13 碳纖層基體拉伸損傷照片F(xiàn)ig.13 Tensile damageof carbon fiber layer matrix

C型薄弱區(qū)的纖維和基體起著連接邊框與口蓋的作用，在受到?jīng)_擊時(shí)薄弱區(qū)會(huì)產(chǎn)生較為嚴(yán)重的應(yīng)力集中，達(dá)到單元損傷標(biāo)準(zhǔn)時(shí)子程序會(huì)刪除對(duì)應(yīng)單元從而實(shí)現(xiàn)開蓋模擬。第2組試件的玻璃纖維鋪層基體拉伸損傷如圖14所示，伸損傷主要集中在C型薄弱區(qū)和沖擊點(diǎn)附近區(qū)域，與圖5中試件的波紋狀損傷狀態(tài)吻合，表明數(shù)值分析模型是可靠的。

圖14 玻璃纖維板基體拉伸損傷照片F(xiàn)ig.14 Tensile damage of glass fiber layer matrix

定義膠層剛度退化率SDEG(stiffness degradation)如式(8)所示：

(8)

碳纖維口蓋與玻璃纖維鋪層間的分層損傷主要集中在薄弱區(qū)以及沖擊點(diǎn)周圍，由圖15可知：當(dāng)沖擊能量增大時(shí)，距離開蓋邊界較近的薄弱區(qū)膠層剛度退化較為嚴(yán)重，白色區(qū)域?yàn)槟z層失效被刪除的單元。各組試件計(jì)算結(jié)果的COHESIVE膠層總損傷面積如圖16所示，由于第1組沖擊未能開蓋，薄弱區(qū)附近未產(chǎn)生大量分層損傷，分層損傷面積最小。第2組～第8組中除第5組分層損傷面積有小幅度降低，損傷面積基本穩(wěn)定在2 750 mm2左右。

圖15 膠層剛度退化云圖Fig.15 Stiffness degradation cloud map of adhesive layer

圖16 分層損傷面積直方圖Fig.16 Delamination damage area

圖17～圖18為成功開蓋的第2組～第8組試件沖擊頭接觸面所有節(jié)點(diǎn)接觸壓力的合力CFNM(magnitude of total force due to contact pressure)隨時(shí)間變化的曲線。圖19給出了各組試件沖擊頭與口蓋的接觸時(shí)間。由圖可知，0～0.5 ms階段，口蓋發(fā)生了彈性變形，CFNM快速上升至50N后呈現(xiàn)小幅波動(dòng)狀態(tài)。從0.5 ms開始，CFNM快速上升達(dá)到峰值，此時(shí)口蓋薄弱環(huán)節(jié)開始撕裂；之后載荷迅速下降，此時(shí)預(yù)制薄弱環(huán)節(jié)開始順序撕裂，口蓋進(jìn)入了快速開蓋過程；最終沖擊頭與口蓋脫離，CFNM下降到零。隨著沖擊能量增大，第2組～第5組沖擊接觸時(shí)間逐漸減少，但CFNM峰值差異不大。這表明能量越高，開蓋速度越快，但開蓋的臨界CFNM是基本恒定的。距離沖擊點(diǎn)位置越遠(yuǎn)的薄弱區(qū)，載荷越低，由此實(shí)現(xiàn)了按照預(yù)定路徑開蓋。第6組～第8組試件出現(xiàn)了沖擊頭與口蓋的二次接觸，主要原因是沖擊初期存儲(chǔ)在口蓋結(jié)構(gòu)中的彈性勢(shì)能釋放導(dǎo)致沖擊頭與口蓋出現(xiàn)首次脫離，之后仍處于運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的沖擊頭與口蓋發(fā)生了二次接觸，口蓋完全打開后再次脫離。

圖17 CFNM-時(shí)間關(guān)系曲線Fig.17 CFNM-time curve

圖18 CFNM-時(shí)間關(guān)系曲線Fig.18 CFNM -time curve

圖19 沖擊接觸時(shí)間曲線Fig.19 Impact contact time curve

圖20所示為不同初始沖擊能量下，沖擊頭在開蓋過程中的動(dòng)能耗散值，其數(shù)值為計(jì)算結(jié)果中沖擊頭初始動(dòng)能與脫離接觸后的動(dòng)能之差。由圖20可知，不同初始能量下，開蓋過程中消耗的動(dòng)能不同；初始動(dòng)能與動(dòng)能損耗間呈現(xiàn)非線性特征。

圖20 第2組～第8組沖擊頭動(dòng)能損耗Fig.20 Impact heads Dynamic energy dissipation for 2 to 8 groups

纖維增強(qiáng)型復(fù)合材料承受高速?zèng)_擊時(shí)破壞模式對(duì)應(yīng)變率具有較高的敏感性[18]，為了對(duì)口蓋被沖擊頭穿透但未按預(yù)制薄弱環(huán)節(jié)打開的情況進(jìn)行分析，在第9組實(shí)驗(yàn)中采用了較高的沖擊能量。沖擊過程中破壞模式發(fā)生了變化，由拉伸破壞為主轉(zhuǎn)變?yōu)槔炫c剪切混合破壞模式[19]。沖擊產(chǎn)生的應(yīng)力還沒來得及使口蓋薄弱區(qū)的纖維因應(yīng)力集中發(fā)生拉伸斷裂損傷，沖擊頭即已率先貫穿口蓋，隨后沖擊接觸力下降導(dǎo)致開蓋失敗。由于本文有限元分析模型本構(gòu)中沒有考慮應(yīng)變率的影響，且高速攝像機(jī)圖像后處理存在一定的誤差，第9組實(shí)驗(yàn)沖擊頭位移/時(shí)間曲線與數(shù)值計(jì)算結(jié)果誤差相對(duì)較大，如圖21所示，5 ms時(shí)誤差為22.4%。但貫穿口蓋形貌基本相似，如圖22所示。

圖21 時(shí)間位移曲線Fig.21 Time displacement curve

圖22 貫穿損傷照片F(xiàn)ig.22 Penetrate damage

由上分析可知，在口蓋設(shè)計(jì)時(shí)首先需建立初始的計(jì)算模型，對(duì)開蓋能量閾值進(jìn)行估算。之后再通過有限的試驗(yàn)對(duì)開蓋能量進(jìn)行驗(yàn)證，從而修正有限元分析模型。最終通過分析獲得開蓋的能量范圍，防止出現(xiàn)沖擊頭反彈或口蓋貫穿，保證能夠沿著預(yù)制的薄弱環(huán)節(jié)成功開蓋。

4 結(jié)論

1) 對(duì)于在玻璃纖維密封層預(yù)制切口薄弱環(huán)節(jié)的口蓋，沖擊能量低于開蓋閾值時(shí)，沖擊頭會(huì)反彈，開蓋失??；沖擊能量高于開蓋閾值且低于貫穿閾值時(shí)，能夠成功沿預(yù)制薄弱環(huán)節(jié)開蓋；沖擊能量高于貫穿閾值時(shí)，口蓋被穿透，開蓋失敗。

2) 在成功開蓋的沖擊能量范圍內(nèi)，沖擊能量越高，沖擊頭與口蓋的接觸時(shí)間越短，接觸壓力的合力最大值有下降趨勢(shì)。

3) 通過在玻璃纖維密封層上預(yù)制切口薄弱環(huán)節(jié)，并將沖擊點(diǎn)置于初始開口附近，可以使薄弱環(huán)節(jié)按照預(yù)定路徑破壞，實(shí)現(xiàn)成功開蓋。

4) 以等間距方式在50%長(zhǎng)度的開蓋路徑上預(yù)制切口薄弱環(huán)節(jié)，開蓋能量閾值為5.5 J，成功開蓋的試驗(yàn)組中沖擊頭位移計(jì)算值與試驗(yàn)值的最大誤差為16.8%，開蓋過程與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，本文的口蓋沖擊有限元模型能夠較為可靠地對(duì)沖擊物理過程進(jìn)行模擬。

5) 沖擊能量過高時(shí)，沖擊壓力的合力在口蓋貫穿后迅速下降，導(dǎo)致薄弱環(huán)節(jié)峰值應(yīng)力較低，開蓋失敗。