用于航天器貯箱的復(fù)合材料層合板低速?zèng)_擊損傷及其滲漏規(guī)律研究

顧佳輝，楊子涵，劉德博，崔 浩，趙振強(qiáng)

(1.西北工業(yè)大學(xué)航空學(xué)院，西安 710072；2.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；3.陜西省沖擊動(dòng)力學(xué)及工程應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072；4.西北工業(yè)大學(xué)民航學(xué)院，西安 710072)

0 引言

得益于比傳統(tǒng)金屬材料更高的比強(qiáng)度和比剛度等力學(xué)性能優(yōu)勢(shì)，復(fù)合材料能夠顯著減小航天器的結(jié)構(gòu)質(zhì)量，并有效提高航天器的性能指標(biāo)等，已成為新一代航天器的重點(diǎn)應(yīng)用材料。燃料貯箱作為火箭等航天運(yùn)載設(shè)備動(dòng)力系統(tǒng)和結(jié)構(gòu)的重要部件，其往往占箭體結(jié)構(gòu)質(zhì)量的50%以上，其輕量化設(shè)計(jì)水平對(duì)設(shè)備主要性能指標(biāo)有著極大的影響[1-2]。目前，燃料貯箱的復(fù)合材料化已經(jīng)成為航天工業(yè)的主要發(fā)展趨勢(shì)之一[1]。已有研究表明，碳纖維復(fù)合材料貯箱相比于金屬材料可實(shí)現(xiàn)20%～40%的減質(zhì)[3]。因此，大型航天運(yùn)載器的復(fù)合材料貯箱設(shè)計(jì)被公認(rèn)為下一代航天器的重要特征和競(jìng)爭(zhēng)焦點(diǎn)。

在實(shí)際服役過(guò)程中，復(fù)合材料貯箱可能因低溫環(huán)境、外載作用等原因產(chǎn)生燃料滲漏現(xiàn)象，對(duì)設(shè)備結(jié)構(gòu)安全和人員安全造成隱患，很大程度上限制了復(fù)合材料貯箱的發(fā)展和應(yīng)用。20世紀(jì)90年代，美國(guó)X-33火箭發(fā)射計(jì)劃曾嘗試使用復(fù)合材料低溫貯箱，但壓力載荷作用導(dǎo)致貯箱內(nèi)部液氫發(fā)生滲漏，最終發(fā)生破壞[4]。因此，特定載荷下復(fù)合材料貯箱的滲漏問(wèn)題吸引了國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者關(guān)注。

2003年，美國(guó)Stokes等[5]率先針對(duì)碳纖維增強(qiáng)雙馬來(lái)酰亞胺基復(fù)合材料層合板進(jìn)行了加載滲漏檢測(cè)研究，結(jié)果表明在均勻面內(nèi)應(yīng)力作用下材料的損傷從表面向內(nèi)部擴(kuò)展，最終產(chǎn)生貫穿性裂紋從而造成滲漏。此后，俄羅斯赫魯尼切夫國(guó)家航天科研生產(chǎn)中心[6]和美國(guó)NASA蘭利研究中心[7]開(kāi)展了相關(guān)研究，發(fā)現(xiàn)循環(huán)載荷和高低溫循環(huán)均會(huì)促使層合板內(nèi)部裂紋萌生并擴(kuò)展，增大材料的滲漏速率。為進(jìn)一步揭示鋪層方式對(duì)于復(fù)合材料損傷滲漏機(jī)理的影響，Yokozeki等[8]提出利用三點(diǎn)彎曲加載對(duì)不同角度交叉鋪層的復(fù)合材料預(yù)制0°層預(yù)制基體裂紋，而后對(duì)試樣進(jìn)行單軸拉伸結(jié)合原位氦質(zhì)譜滲漏檢測(cè)，結(jié)果表明θ層和0°損傷層交叉角度越小，會(huì)導(dǎo)致基體裂紋路徑越簡(jiǎn)單，滲漏速率越快。劉佳音等[9]對(duì)于縮比復(fù)合材料燃料貯箱的液氮低溫高壓抗?jié)B漏測(cè)試，結(jié)合聲發(fā)射和氦質(zhì)譜檢測(cè)發(fā)現(xiàn)，內(nèi)壓和液氮低溫共同作用時(shí)，箱體的收縮膨脹會(huì)產(chǎn)生局部的纖維--基體界面損傷。上述研究表明，外部載荷所引發(fā)的復(fù)合材料內(nèi)部損傷起始與擴(kuò)展，對(duì)復(fù)合材料的滲漏行為有著顯著的影響。

上述準(zhǔn)靜態(tài)載荷作用下的復(fù)合材料滲漏性能研究，極大地推動(dòng)了對(duì)復(fù)合材料滲漏機(jī)理的認(rèn)識(shí)。然而復(fù)合材料貯箱屬于典型的大型薄壁結(jié)構(gòu)，其在加工、轉(zhuǎn)運(yùn)、組裝和服役過(guò)程中，往往不可避免地遭受地面設(shè)備碰撞、維修工具跌落等意外沖擊情況。此時(shí)，復(fù)合材料層合結(jié)構(gòu)內(nèi)部很可能已產(chǎn)生不易發(fā)現(xiàn)的分層、基體裂紋、纖維斷裂等宏微觀損傷，可能會(huì)使得復(fù)合材料貯箱的密封性減弱。為保證人員和設(shè)備安全兼顧資源的充分利用，受沖擊后的復(fù)合材料貯箱對(duì)于結(jié)構(gòu)承載力評(píng)估和滲漏情況判定有著迫切需求。針對(duì)該問(wèn)題，Nettles等[10]率先提出了一種評(píng)估量化滲透率--撞擊后結(jié)果的方法，發(fā)現(xiàn)受沖擊后的正交層合板存在目視不可見(jiàn)損傷，但依然表現(xiàn)出明顯的滲漏現(xiàn)象。陳琪等[11]對(duì)復(fù)合材料貯箱結(jié)構(gòu)進(jìn)行了低速?zèng)_擊試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)基體損傷和分層損傷構(gòu)成的貫穿通路使得貯箱發(fā)生明顯滲漏，且沖擊能量的滲漏門檻值在23～25 J之間。此外，Zhang等[12]發(fā)現(xiàn)其滲漏門檻沖擊能量值一般為層合板厚度值的6.75倍。相較于準(zhǔn)靜態(tài)載荷工況，目前針對(duì)低速?zèng)_擊損傷造成的復(fù)合材料滲漏問(wèn)題的研究依然匱乏，對(duì)于層合板滲漏機(jī)理和規(guī)律有待深入研究。

在外部載荷無(wú)法避免的情況下，如何提升復(fù)合材料貯箱的抗?jié)B漏性能，顯得尤為重要。復(fù)合材料的滲漏是多種因素耦合的結(jié)果，因此國(guó)內(nèi)外學(xué)者從不同角度進(jìn)行了相關(guān)的創(chuàng)新性研究，目前主流方法可分為為抗?jié)B漏材料體系研發(fā)[13-15]、成型工藝優(yōu)化[16-17]和復(fù)合材料鋪層方式改進(jìn)等。抗?jié)B漏材料體系主要通過(guò)對(duì)于復(fù)合材料尤其是樹(shù)脂基體的增韌改性，提高其低溫下的斷裂韌性，降低基體與纖維的熱膨脹系數(shù)差異，從而抑制材料內(nèi)部微裂紋的萌生擴(kuò)展以實(shí)現(xiàn)抗?jié)B漏目的。而成型工藝優(yōu)化方法則重點(diǎn)關(guān)注降低材料內(nèi)部成型時(shí)的孔隙率，以減小孔隙對(duì)于復(fù)合材料內(nèi)部微裂紋擴(kuò)展的誘導(dǎo)作用。改進(jìn)復(fù)合材料鋪層方式是通過(guò)改變層合板鋪層的方式或引入密封性材料如金屬、聚合物層等，從而實(shí)現(xiàn)抗?jié)B漏效果。其在工藝和材料體系上具有連貫性，能夠?qū)崿F(xiàn)更加可控簡(jiǎn)便的工程應(yīng)用，因而備受業(yè)界關(guān)注。

早在2003年，日本宇宙科學(xué)研究所便對(duì)鋁箔內(nèi)襯和碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料外殼組合而成的液氫貯箱進(jìn)行了多次運(yùn)載火箭驗(yàn)證飛行[18]，證實(shí)了其在抗?jié)B漏、重復(fù)使用、熱循環(huán)和應(yīng)力循環(huán)等方面的優(yōu)勢(shì)。Ogasawara等[19]研究發(fā)現(xiàn)，將0.05 mm和0.1 mm的鈦合金箔分別嵌入正交鋪層復(fù)合材料層板中能夠顯著提升材料在拉伸載荷下的抗?jié)B漏特性，甚至直至最終失效也未觀察到氦氣泄漏。Mcvay等[20]通過(guò)在鋪層中間引入鍍鋁聚酯薄膜，結(jié)果表明在極端低溫和小于7 J的低能量沖擊下，嵌薄膜層合板表現(xiàn)出了顯著的抗?jié)B漏能力，但該方法為層合板制備和層間性能帶來(lái)了新的挑戰(zhàn)。除上述引入異質(zhì)層方法外，對(duì)于同質(zhì)復(fù)合材料的鋪層結(jié)構(gòu)優(yōu)化也是一種重要的抗?jié)B漏方式。Kumazawa等[21-22]對(duì)于面內(nèi)雙軸加載下不同鋪層方式的復(fù)合材料層合板進(jìn)行了系統(tǒng)地原位加載滲漏行為研究，結(jié)果表明，相比于常規(guī)正交鋪層，薄層正交鋪層能夠抑制貫穿性裂紋萌生，具有更好的防滲性能，而準(zhǔn)各向同性鋪層更容易發(fā)生滲漏。Hamori等[23]也得出了相似的研究結(jié)論。Choi等[24]對(duì)比了低溫循環(huán)下紡織復(fù)合材料和復(fù)合材料層合板的防滲漏性能，發(fā)現(xiàn)紡織復(fù)合材料的纖維束交織阻礙了低溫循環(huán)萌生的基體微裂紋相互連接，從而使得材料整體的滲漏性被抑制。上述研究表明，復(fù)合材料的滲漏行為與材料鋪層方式直接相關(guān)，織物形式的引入可能會(huì)提升外載荷下復(fù)合材料抗?jié)B漏性能，但尚缺乏進(jìn)一步評(píng)估。

綜合上述研究現(xiàn)狀，本文針對(duì)一種用于復(fù)合材料貯箱的含表面機(jī)織層的復(fù)合材料層合板開(kāi)展了低速?zèng)_擊損傷下的滲漏規(guī)律研究。通過(guò)對(duì)層合板試樣的正反兩面分別進(jìn)行不同能量的低速?zèng)_擊試驗(yàn)，試驗(yàn)后采用氦質(zhì)譜滲漏檢測(cè)系統(tǒng)對(duì)不同能量下的試樣進(jìn)行滲漏檢測(cè)，獲取沖擊損傷后的層合板滲漏速率，得到層合板在承受不同方向及不同能量沖擊后的臨界滲漏門檻值。同時(shí)，使用超聲波C掃描對(duì)試驗(yàn)后復(fù)合材料層合板的分層損傷進(jìn)行了表征，并從C掃描特征波形和目視損傷形貌角度討論了層合板的臨界滲漏判定方法。本文旨在研究一種含有表面機(jī)織層的復(fù)合材料層板的低速?zèng)_擊損傷及滲漏規(guī)律，為復(fù)合材料貯箱的抗沖擊設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)支撐。

1 研究對(duì)象與方法

1.1 研究對(duì)象

層合板試樣由21個(gè)單向鋪層和1個(gè)碳纖維機(jī)織布層構(gòu)成，單層厚度約0.15 mm，總厚度約3.4 mm，采用熱壓罐工藝固化成型，鋪層順序?yàn)閇12/-12/90/90/-45/45/90/90/65/-65/0/-65/65/90/90/45/-45/90/90/-12/12/機(jī)織布]。試樣由水切割技術(shù)加工。為便于區(qū)分，將有碳纖維布的一面記為A面，另一面則稱為B面，試樣尺寸及表面如圖1所示。

圖1 層合板試樣的尺寸及其上下表面圖Fig.1 Size and surface pictures of laminate specimens

1.2 研究方法

本研究的主要過(guò)程分為3個(gè)部分：復(fù)合材料層合板低速?zèng)_擊試驗(yàn)、復(fù)合材料層合板沖擊損傷無(wú)損檢測(cè)、含沖擊損傷層合板的滲漏檢測(cè)試驗(yàn)。為有效獲取沖擊損傷滲漏門檻值，針對(duì)該目標(biāo)擬定的技術(shù)路線如圖2所示。擬定初始沖擊能量為5 J，并根據(jù)同一能量下沖擊后的實(shí)際損傷和滲漏檢測(cè)情況逐漸增加或減小沖擊能量。

圖2 復(fù)合材料層合板沖擊損傷后的滲漏規(guī)律研究技術(shù)路線Fig.2 Research technical route of leakage law of composite laminates after impact damage

低速?zèng)_擊試驗(yàn)參考ASTM D7136 《測(cè)量纖維增強(qiáng)聚合基復(fù)合材料對(duì)落錘沖擊事件的損傷阻抗的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法》在配有防止二次沖擊裝置的Instron 9250HV落錘試驗(yàn)機(jī)上完成，其加載精度為±1%。試樣表面支持夾具的夾持寬度為25 mm，沖擊區(qū)域尺寸 (75±1)mm×(125±1)mm，試驗(yàn)時(shí)使用4個(gè)夾頭在沖擊時(shí)對(duì)試樣進(jìn)行約束，如圖3(a)所示。沖頭選用直徑16 mm的半球狀沖頭，其自身質(zhì)量及相應(yīng)配質(zhì)共計(jì)5.607 kg。試樣沖擊面的4個(gè)角上由對(duì)稱分布的橡膠頭夾持，防止產(chǎn)生較大的面外位移。

分層損傷檢測(cè)使用美國(guó)物理聲學(xué)公司生產(chǎn)的超聲波C掃描設(shè)備(POCKET-UT)結(jié)合雙軸自動(dòng)掃查器進(jìn)行，探測(cè)頻率為5 MHz，步進(jìn)長(zhǎng)度為0.33 mm，如圖3(b)所示。滲漏檢測(cè)擬采用力熱耦合環(huán)境下材料滲漏測(cè)試表征平臺(tái)[25]進(jìn)行，如圖3(c)所示。檢測(cè)時(shí)將層合板放置在滲漏平臺(tái)的下腔體上表面，通過(guò)聚四氟乙烯密封環(huán)密封后將下腔體抽真空，進(jìn)入上腔體的氦氣通過(guò)層合板滲漏至下腔體后由氦質(zhì)譜檢漏儀檢測(cè)。檢測(cè)方向?yàn)橛蔁o(wú)碳纖維布一側(cè)向有碳纖維布一側(cè)滲漏(由B面向A面)，檢測(cè)壓力為0.4 MPa，保壓5 min后檢測(cè)滲漏情況，當(dāng)漏率超出1×10-6[(Pa·m3)/s]時(shí)即視為發(fā)生泄漏，當(dāng)滲漏速率超出設(shè)備量程時(shí)，漏率顯示為1。

(a)Instron 9250HN落錘試驗(yàn)機(jī)及其夾具

2 結(jié)果與討論

2.1 層合板低速?zèng)_擊響應(yīng)

針對(duì)復(fù)合材料層合板A面和B面分別進(jìn)行了能量為2～10 J和5～50 J范圍的低速?zèng)_擊試驗(yàn)，在同一能量下進(jìn)行了至少2次重復(fù)性測(cè)試。為便于對(duì)比分析，分別將上述各能量下低速?zèng)_擊的載荷-時(shí)間曲線、能量-時(shí)間曲線和載荷-撓度曲線繪于圖4。

(a)A面沖擊載荷--時(shí)間曲線

圖4(a)中，載荷時(shí)間曲線均表現(xiàn)為3個(gè)階段：接觸力線性上升段、載荷峰值段和沖頭被反彈時(shí)的載荷下降段。A面受沖擊時(shí)復(fù)合材料層合板的整體沖擊響應(yīng)時(shí)間均為6.5 ms左右，當(dāng)能量低于5 J時(shí)，曲線形狀近似為順滑對(duì)稱的正弦曲線，表明沖擊過(guò)程中層合板整體表現(xiàn)為彈性響應(yīng)，幾乎沒(méi)有損傷發(fā)生。當(dāng)沖擊能量高于5 J時(shí)，能量越高，載荷曲線在峰值附近震蕩越劇烈，原因是層合板內(nèi)的損傷擴(kuò)展以及層合板和沖頭摩擦程度加劇。圖4(b)中，低能量下B面受沖擊時(shí)響應(yīng)趨勢(shì)與A面情況相似，但沖擊能量大于45 J時(shí)，載荷達(dá)到峰值后出現(xiàn)明顯的驟降，且卸載段時(shí)間增大，其原因在于試樣內(nèi)大面積的分層、纖維斷裂、基體開(kāi)裂等造成層合板面外剛度急劇退化，減小了作用于沖頭的加速度。

圖4(c)(d)中能量--時(shí)間曲線代表了沖擊過(guò)程中的不同能量轉(zhuǎn)化階段。曲線上升段時(shí)，沖頭從接觸層合板直至位移最低點(diǎn)時(shí)，沖頭的全部動(dòng)能轉(zhuǎn)變?yōu)閷雍习宓膽?yīng)變能、內(nèi)部損傷擴(kuò)展導(dǎo)致的斷裂能與摩擦耗散。在卸載階段，沖頭開(kāi)始回彈伴隨著試樣的彈性卸載，但能量耗散，加之已損傷試樣的彈性應(yīng)變能減小，均使得沖頭回彈動(dòng)能小于總能量，從而在卸載末端形成拐點(diǎn)，該拐點(diǎn)處能量值代表了能量耗散值?？梢钥闯觯瑳_擊能量越大，耗散能量也越大。A面和B面受較低能量沖擊時(shí)，隨著沖擊能量增大，能量耗散逐漸增大但都低于5 J。當(dāng)B面受大于35 J的沖擊時(shí)，試樣能量耗散明顯增加至11.3 J，表明損傷模式發(fā)生了轉(zhuǎn)變，這將在后續(xù)損傷表征中進(jìn)一步說(shuō)明。

圖4(e)(f)中，當(dāng)A面受沖擊能量小于4 J時(shí)和B面受沖擊能量小于35 J時(shí)，曲線在達(dá)到最大載荷之后的卸載段路徑幾乎和加載時(shí)一致，表明試樣幾乎完全處于彈性狀態(tài)。當(dāng)A面和B面的沖擊能量高于上述值后，損傷引發(fā)的載荷震蕩卸載和殘余變形使得加載和卸載曲線圍成一個(gè)不規(guī)則形狀?？梢园l(fā)現(xiàn)，B面的最大面外位移達(dá)到了A面的2倍，但兩者卸載后的殘余變形均小于1 mm，這表明了試樣依然具有一定的承載力和面外剛度。

2.2 沖擊損傷表征

2.2.1 損傷分布規(guī)律

針對(duì)低速?zèng)_擊后的試樣，采用超聲波C掃描探傷設(shè)備檢測(cè)的分層損傷結(jié)果和損傷面積如圖5所示。不難看出，當(dāng)A面受沖擊能量達(dá)到4 J時(shí)，層合板開(kāi)始出現(xiàn)明顯可檢測(cè)到的沖擊區(qū)域局部損傷，且隨著沖擊能量由5 J增加至10 J時(shí)，損傷區(qū)域面積由0.4 cm2增加至5.2 cm2，損傷區(qū)域均在沖擊點(diǎn)呈圓形分布，與沖頭形狀近似，表明了損傷主要集中在沖擊區(qū)域附近。B面受沖擊則表現(xiàn)出更弱的分層損傷阻抗，僅在5 J能量沖擊下就出現(xiàn)約3.7 cm2的橢圓形損傷，隨著沖擊能量的增大，損傷區(qū)域面積迅速增加；在沖擊能量超過(guò)30 J時(shí)，分層損傷擴(kuò)展至板的寬度方向邊緣處，且面積由22.5 cm2增加到75.6 cm2，即試樣總面積的一半以上。對(duì)比兩種沖擊方向，在5 J和10 J相同能量沖擊下，B面受沖擊時(shí)產(chǎn)生的分層損傷面積均略大于A面受沖擊，這是因?yàn)锽面受沖擊時(shí)背部的機(jī)織層與相鄰的12°層的剛度不匹配，引起的層間剪應(yīng)力大于A面受沖擊時(shí)背部12°與-12°層的剪應(yīng)力。

(a)沖擊面為A

2.2.2 沖擊后損傷形貌

采用VHX-950F超景深三維顯微系統(tǒng)對(duì)沖擊后層合板上下表面進(jìn)行顯微觀察，如圖6所示。對(duì)于A面受沖擊，在最大能量10 J沖擊后，層合板上下表面并無(wú)明顯的凹坑或其他可見(jiàn)損傷。B面受沖擊從25 J時(shí)開(kāi)始出現(xiàn)可觀察的明顯損傷，背面表現(xiàn)為機(jī)織層的少量纖維束劈裂。其原因在于B面受沖擊時(shí)，機(jī)織層所承受的面內(nèi)張力主要由纖維束承擔(dān)，試樣的長(zhǎng)寬比決定了寬度方向纖維束所承受的纖維方向拉伸載荷更大，進(jìn)而形成沿長(zhǎng)度方向的纖維束斷裂。但此時(shí)沖擊正面無(wú)可見(jiàn)裂紋，且圖5(b)中C掃描結(jié)果表明分層損傷仍局限于材料面內(nèi)的局部沖擊區(qū)域。而在B面受沖擊能量為50 J時(shí)，沖擊面受到?jīng)_頭直接擠壓出現(xiàn)明顯的壓縮損傷，且背面機(jī)織層出現(xiàn)纖維束的斷裂和大面積的基體開(kāi)裂。此外，從側(cè)視圖可以看出，厚度方向上整個(gè)層合板出現(xiàn)大量分層損傷，且靠近上表面部分由于壓縮屈曲而出現(xiàn)多層的壓潰，繼而形成包含基體開(kāi)裂、纖維斷裂和分層的貫穿性復(fù)雜斷裂面。

圖6 不同方向沖擊后的試樣典型損傷形貌Fig.6 Typical damage morphologies of specimens in different impact directions

(a)A面受沖擊

2.3 滲漏規(guī)律分析

層合板損傷后的氦氣泄漏速率與沖擊能量的關(guān)系如圖7所示。隨著沖擊能量的增大，層合板的滲漏速率快速增長(zhǎng)。A面受沖擊時(shí)發(fā)生滲漏的臨界沖擊能量為2 J以上，B面的臨界滲漏沖擊能量為30 J以上?？梢钥闯?，不同沖擊方向?qū)τ趯雍习宓臐B漏性能影響很大。當(dāng)A面受沖擊時(shí)機(jī)織層受沖頭直接沖擊擠壓，交織的纖維束復(fù)合材料內(nèi)部很容易出現(xiàn)局部的基體開(kāi)裂和纖維束與基體界面開(kāi)裂等，而各單向?qū)釉趶澢d荷下很容易萌生沿纖維方向的基體微小裂紋，并進(jìn)一步擴(kuò)展、聯(lián)結(jié)為貫穿厚度方向的微裂紋帶，從而形成厚度方向上的滲漏路徑[26]，進(jìn)而導(dǎo)致層合板的氣密性降低，而其微小尺寸往往難以被C掃描設(shè)備和光學(xué)顯微鏡表面觀察得知。而B(niǎo)面受沖擊時(shí)其背部機(jī)織層所具有的織物結(jié)構(gòu)具有較好的損傷容限水平，基體微裂紋被限制在纖維束內(nèi)[24]，從而阻礙了單向帶層的微裂紋帶沿厚度方向的擴(kuò)展，且層合板的剩余面外剛度進(jìn)一步促進(jìn)了沖擊后試樣的撓度恢復(fù)和內(nèi)部裂紋閉合，這些都使得高壓氦氣難以形成有效的滲漏路徑，從而提高了試樣發(fā)生滲漏的臨界沖擊能量值。

根據(jù)A面2 J沖擊和B面30 J沖擊后的C掃描結(jié)果，分別提取其損傷區(qū)域內(nèi)外的掃描超聲波形，如圖8所示。其中，橫軸為時(shí)間，縱軸為歸一化處理后的相對(duì)振幅。針對(duì)A面受2 J能量沖擊時(shí)，超聲波C掃描均沒(méi)有探測(cè)到明顯的損傷區(qū)域，其超聲波形表現(xiàn)為明顯的兩道波峰，從左往右分別代表試樣的表面回波和底面回波，但此時(shí)試樣已被視為滲漏。B面受沖擊在損傷區(qū)域外與A面受沖擊波形類似，但在損傷區(qū)域內(nèi)波形的表面回波和底面回波不再清晰分明，而是出現(xiàn)重疊交叉，這表明層合板內(nèi)部出現(xiàn)分層損傷，從而導(dǎo)致多個(gè)底面回波相互干涉疊加，可視為損傷的特征波形。這表明試樣A面受沖擊時(shí)，只要出現(xiàn)損傷特征波形，即可視為滲漏；但試樣B面受沖擊后，即使檢測(cè)到分層損傷特征波形也不能直接作為判斷是否滲漏的依據(jù)，但可以通過(guò)顯微觀察或目視機(jī)織層是否存在可見(jiàn)損傷作為判定依據(jù)。

圖8 臨界滲漏沖擊能量的試樣C掃描波形Fig.8 C-scanning waveform of specimens with critical-leakage impact energy

3 結(jié)論

本文以貯箱用碳纖維鋪層復(fù)合材料為研究對(duì)象，通過(guò)低速?zèng)_擊試驗(yàn)、無(wú)損檢測(cè)和滲漏檢測(cè)，研究了不同沖擊方向下表面機(jī)織層對(duì)試樣的宏觀響應(yīng)、損傷特性和滲漏的影響規(guī)律，分別確定了其發(fā)生臨界滲漏時(shí)的沖擊能量門檻值，獲得的主要結(jié)論為：

1)在同一能量下不同方向沖擊時(shí)，層合板的宏觀響應(yīng)沒(méi)有明顯區(qū)別，但A面受沖擊時(shí)臨界滲漏沖擊能量為2 J以上，而B(niǎo)面的臨界滲漏沖擊能量為30 J以上。機(jī)織布層置于沖擊背側(cè)時(shí)，能夠抑制裂紋擴(kuò)展，從而提高臨界滲漏能量門檻值。

2)A面受沖擊發(fā)生臨界滲漏時(shí)，并沒(méi)有檢測(cè)到分層損傷和目視可見(jiàn)損傷，但B面發(fā)生臨界滲漏時(shí)，已經(jīng)產(chǎn)生了較大面積的分層損傷和背部目視可見(jiàn)裂紋。超聲C掃描特征波形可適用于A面受沖擊后滲漏的判定條件，而B(niǎo)面可通過(guò)對(duì)背部的機(jī)織層目視觀察來(lái)判定。

3)本研究得到的試驗(yàn)結(jié)果表明了在復(fù)合材料層合板的背側(cè)增加一層織物層可以有效提高其沖擊滲漏門檻值，同時(shí)通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的分析揭示了該層合板結(jié)構(gòu)在低速?zèng)_擊載荷下的損傷機(jī)理和滲漏機(jī)制，相關(guān)結(jié)論可以用于指導(dǎo)復(fù)合材料貯箱結(jié)構(gòu)的抗沖擊設(shè)計(jì)。此外，還獲取了層合板結(jié)構(gòu)臨界滲漏情況對(duì)應(yīng)的無(wú)損檢測(cè)波形，可以為復(fù)合材料貯箱結(jié)構(gòu)的檢測(cè)和維修提供參考依據(jù)。