Debris cloud characteristics of graded-impedance shields under hypervelocity impact
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摘要: 碎片云特性是影响空间碎片防护结构防护性能的重要因素。通过实验对比了相同面密度波阻抗梯度材料、铝合金材料的碎片云特性，并借助数值模拟进行了更深入的研究，结果表明，当弹丸分别撞击波阻抗梯度材料、铝合金材料时，碎片云结构中弹丸的破碎特征明显不同。撞击波阻抗梯度材料时，弹丸头部破碎更加充分，弹丸侧向扩展程度提高；在高速段（6.5 km/s），受阻抗梯度及材料熔化效应的共同作用，波阻抗梯度材料碎片云头部出现分层现象。研究结果表明，超高速撞击波阻抗梯度材料碎片云特性的变化是其防护性能优于相同面密度铝合金的重要因素之一。Abstract: Graded-impedance shield is a kind of structure against space debris with excellent protection performance verified by experiments. Graded wave impedance material is used as its core buffer. In order to further optimize the design of graded wave impedance material and promote the engineering application of graded-impedance shield, it is necessary to deeply understand the protection mechanism of the shield against hypervelocity impact. The difference of debris cloud characteristics is an important factor affecting the protection performance of shields against space debris. Further study on the debris cloud characteristics of graded-impedance shield and comparison with aluminum alloy Whipple shield with the same areal density can deepen the understanding of the protection mechanism of graded-impedance shield against hypervelocity impact. In this paper, the hypervelocity impact experiments were carried out at 3.5, 5.0 and 6.5 km/s for the graded-impedance shield and aluminum alloy Whipple shield with the same areal density. The characteristics of the debris cloud formed by the projectile impacting the graded wave impedance material and aluminum alloy material with the same areal density were compared after the experiment, and the characteristics of debris cloud fragmentation was quantitatively analyzed and compared through numerical simulation, including the characteristics of cloud mass, quantity and temperature distribution. As results, it is shown that the fragmentation characteristics of projectile fragments in debris cloud structure are obviously different when the projectile impacts the graded wave impedance material and aluminum alloy material, respectively. When the impact wave impedance gradient material is used, the projectile head is broken more fully, and the projectile lateral expansion degree is increased. In the high-speed section (6.5 km/s), due to the joint action of impedance gradient and material melting effect for the graded wave impedance material, the delamination phenomenon appears in the head of debris cloud. The results show that the change of debris cloud characteristics under hypervelocity impact is one of the key factors that the protective performance of graded wave impedance material is better than that of the aluminum alloy with the same areal density.
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飞机在飞行过程中, 机翼、尾翼前缘、机身前段以及发动机吊舱等都容易受到冰雹撞击。复合材料在飞机结构中的应用日益广泛, 而冰雹撞击对复合材料结构所造成的损伤主要为目视不可检损伤, 这种内部损伤会大大降低结构的剩余强度, 对结构的承载能力造成很大影响。由于冰雹撞击实验费用高、难度大, 因此利用数值模拟手段模拟冰雹撞击过程, 评价影响结构性能的各项参数, 对复合材料结构的抗冰雹撞击设计具有重要的指导意义。
在冰雹撞击试验和数值模拟方面, 已有了大量研究并取得了较多成果。S.Singh等[1]设计了一种动态测量装置, 得到了冰雹撞击的撞击力。M.Lavoie等[2]建立了一个简单的冰的弹性光滑质点流体动力学(smoothed particle hydrodynamics, SPH)模型。H.Kim等[3]用球形冰模拟冰雹撞击碳/环氧树脂板件, 发现撞击力峰值与能量呈线性关系。H.Kim等[4]采用带失效的弹塑性材料模型模拟冰雹的力学性能。M.Anghileri等[5]发现, 相对于Lagrange模型和ALE模型, 冰雹的SPH模型能更好地描述冰雹撞击过程及其力学行为, 且具有最小的计算时间和较高的计算精度。T型接头是复合材料机翼或加筋板中最常见的结构单元。D.D.R.Cartié等[6]利用黏聚区模型(cohesive zone model, CZM)预测了复合材料T型接头在拉伸载荷下的失效。崔浩等[7]利用CZM模拟了T型结构根部填充区的随机裂纹扩展, 研究了T型接头的拉伸失效行为。但迄今为止, 对于冰雹撞击复合材料T型接头的研究仍然较少。
本文中, 利用高速空气炮进行冰雹撞击复合材料T型接头的实验, 采用SPH与CZM相结合的方法, 建立冰雹撞击复合材料T型接头的数值模型, 实验结果用于对数值模型结果的验证, 并运用验证后的数值模型研究影响复合材料T型接头损伤的因素。
1. 实验
T型接头由3个层合板共固化而成, 如图 1所示, 层合板材料为T700/ Q Y8911。接头长200 mm(x轴), 高120 mm(z轴), 宽50 mm(y轴)。接头根部填充区为圆弧过渡区, 内部由单向带填充。其中子层1与子层2的弧形区半径为5 mm, 铺层数为13层, 铺层间方向错开, 顺序为-45°、0°、45°、90°、-45°、0°、90°、0°、45°、90°、-45°、0°、45°, 子层3的铺层为16×2层, 铺层顺序为45°、0°、-45°、90°、0°、45°、0°、-45°、90°、0°、45°、0°、-45°、0°、45°、-45°, 复合材料单层厚度为0.125 mm。
接头夹持方式如图 2所示, T型接头沿x轴方向两端各有一个夹板, 用螺栓将接头与夹具固定于试验台上, 固支边界的长度为两端各25 mm。冰球直径为25.4 mm。撞击部位为T型接头子层3的中心位置, 运用载荷(压力)传感器、位移传感器、应变片分别测量试验件在撞击过程中的载荷、位移和应变。
2. 数值计算模型
2.1 冰雹的SPH模型
冰雹在高速撞击情况下会呈现流体特性, 所以冰雹的材料模型需要充分考虑冰雹在撞击变形后的流体性质。SPH是一种无网格算法, 基本思想是:将连续的流体(或固体)离散为多个相互作用具有质量的质点, 通过求解质点组的动力学方程及每个质点的运动轨道, 求得整个系统的力学行为。选用LS-DYNA中一种弹塑性流体动力学材料模型MAT10作为冰雹的本构模型, 材料的力学参数分别为[5]:密度为846 kg/m3, 剪切模量为3.46 GPa, 屈服强度为10.30 MPa, 塑性硬化模量为6.89 GPa, 拉伸失效应力为-4.00 MPa。汪洋[8]通过冰雹试验及数值模拟的结果对比, 证明了该材料模型的有效性。
2.2 黏聚区模型
近年来, 黏聚区模型越来越多地用于模拟复合材料结构层间分层损伤的起始和演化过程。黏聚区模型中, 将材料分为连续体及连续体之间的黏聚层, 层间失效由黏接面的分离即黏聚层单元的失效描述。在黏聚区模型中, 裂纹前端的黏聚区由损伤起始阶段和损伤扩展阶段两部分组成, 黏聚单元的应力随着裂尖张开位移的增大而逐渐增大, 当达到强度极限后开始出现刚度退化, 最终直至完全失去承载能力, 黏聚单元失效, 如图 3所示。
黏聚区模型的本构方程一般由黏聚单元的应力和裂尖张开位移的关系式给出。本文中采用双线性本构模型, 如图 4所示[9]:K为黏聚单元的初始刚度,
为材料的强度极限(即拉伸强度T、剪切强度S),
为单元达到强度极限时的位移,
为黏聚单元完全失效时的位移, (1-d)K为单元包含损伤后的刚度, 曲线下的面积GI/shear代表断裂过程中耗散的能量。
2.3 有限元模型
复合材料单层板采用八节点六面体实体单元(Solid 164), 雹撞击过程中T型接头内部的分层损伤, 可由各铺层之间的黏聚单元的失效及删除模拟, 分层面积可通过被删除的黏聚单元尺寸确定。观察试验件的失效模式发现:分层主要出现于填充区附近各子层与填充物以及各子层之间的胶接界面上, 因此只在上述界面定义厚度为0.01 mm的黏聚单元, 如图 5所示。在冰雹撞击区域及填充区内网格划分较密集, 其他区域网格逐渐变粗, 最终建立的有限元模型中八节点六面体实体单元数为336 735, SPH冰雹粒子数为17 256。复合材料单层板和黏聚单元的材料模型分别为增强复合材料损伤模型和黏聚混合材料模型, 具体的材料参数分别为:T700/QY8911复合材料单层板, ρ=1.6 t/m3, E11=125 GPa, E22=10.4 GPa, ν12=0.34, G12=6.120 GPa, G23=6.0 GPa, G31=6.0 GPa; 黏聚单元, ρ=1.24 t/m3, EN=108 MPa, ET =108 MPa, GIC=504 J/m, GIIC=1.33 kJ/m, T=15 MPa, S=25 MPa。填充物为单向带, 其力学性能与T700/QY8911单层板的材料参数一致。撞击过程中系统的沙漏能和系统阻尼能基本为零, 总能量基本保持不变, 从能量角度来看计算是收敛的。
3. 结果与讨论
3.1 接头损伤分析
通过对撞击后试验件的超声波C扫描, 可以得到结构内部的分层损伤情况。本文中通过x轴方向子层3与子层1、2以及填充物间胶接层损伤的长度, 描述分层损伤的尺寸, 图 6为某试验件在直径为25.4 mm的冰雹撞击后的C扫描图。
图 7给出了冰雹撞击T型接头的实验和数值模拟结果, 可见当速度低于74 m/s时, 冰雹撞击不会对接头造成明显分层损伤, 而随着冰雹速度的提高, 所造成的分层损伤尺寸也逐渐增大。冰雹速度为161 m/s时, 数值分析和实验得到的结果差别较大, 通过对相应C扫描图分析发现, 损伤缺陷在接头的筋条两侧分布明显偏向一侧, 说明实验中冰雹撞击位置出现偏差, 撞击能量多被接头的蒙皮吸收, 因此实验结果远大于数值模拟结果。
图 8为典型的黏聚单元失效删除过程, 可以看出在冰雹撞击下, 损伤最先出现于圆弧区, 随后扩展至填充物的边缘, 并沿着子层1、2与子层3的界面扩展, 在撞击时间0.445 ms后, 基本不再出现黏聚单元失效。
3.2 位移比较
实验中通过激光位移传感器记录了T型接头筋条顶点处的位移历程。图 9为上述试验件的实验和数值结果对比曲线。在实验中, 在t=0.44 ms时T型接头筋条顶点处的位移为3.01 mm, 在t=0.55 ms时位移达到最大值3.30 mm。在数值模拟中, 当t=0.44 ms时, T型接头筋条顶端的位移达到最大值3.31 mm。数值模拟的位移变化趋势及峰值与实验结果较一致, 只是数值模拟中峰值出现时间比实验中稍早一些。
图 9 试验件筋条顶点处z方向位移曲线Figure 9. Displacement in z direction at the top of fillet of the specimen3.3 影响冰雹撞击损伤的因素
有限元模拟结果与实验结果的比较表明, 采用所建立的分析模型能够较准确地模拟冰雹撞击复合材料T型接头的过程。因此, 可以应用该模型进一步研究冰雹的撞击能量和入射角度对T型接头分层损伤尺寸的影响。
3.3.1冰雹撞击能量
冰雹的撞击能量与冰雹的尺寸(质量)及初始撞击速度有关。图 10给出了直径为25.4和42.7 mm的冰雹在不同撞击能量下的数值模拟结果, 可以看出: T型接头内部在长度方向上的分层长度与冰雹的撞击能量之间呈近似线性关系, 分层长度随着撞击能量的增大而增大, 但当撞击能量在某一阈值以下时, 撞击不会产生明显的分层现象。相同撞击能量下, 尺寸较小速度较高的冰雹造成的分层面积相对更大, 损伤更严重, 这是因为冰雹的直径越小, 与T型接头的撞击区域越小, 应力会更加集中, 更容易产生分层。
图 10 冰雹接头在x方向的分层长度与撞击能量关系Figure 10. Delamination length in x direction versus impact energy3.3.2冰雹的入射角
冰雹与复合材料撞击面之间的夹角为入射角。飞机在实际飞行过程中, 很多情况下冰雹的入射角都小于90°, 因此有必要研究冰雹入射角对结构损伤的影响。由于T型接头形状的特殊性, 相同撞击角下不同形式的速度矢量对结构造成的损伤也有所差异, 因此在分析入射角的影响时, 将冰雹的入射速度矢量固定在yz平面内, 通过调整冰雹在y、z方向上的速度分量控制入射角度。模拟中采用的入射角分别为30°、45°、60°, 冰雹撞击速度固定为143 m/s。图 11给出了3种入射角下的计算结果, 撞击角越大, 分层面积也越大, 当撞击角为90°时达到最大值, 即正撞击对结构造成的损伤是最严重。图 12为撞击角为60°时T型接头的分层情况, 可看出沿y轴负向一侧的损伤远大于正向一侧。
图 12 撞击角为60°时黏聚单元失效情况Figure 12. The failure and deletion of cohesive elements when the impact angle is 60°4. 结论
(1) 进行了冰雹高速撞击复合材料T型接头结构的实验, 并在LS-DYNA中建立了相应的数值模型。针对T型接头在撞击后的内部分层损伤, 应用该数值模型可以获得与实验较吻合的结果, 这证实了该模型的准确性。
(2) 复合材料T型接头受到冰雹撞击后的损伤主要是分层损伤, 主要集中在填充区与3个子层的胶接界面处, 且损伤最早起始于填充区圆弧胶接面处。
(3) T型接头长度方向上的分层长度与撞击能量之间呈近似线性关系。撞击能量小于某阈值时, 并不会产生明显分层; 相同撞击能量下, 尺寸较小的冰雹造成的分层损伤更严重。
(4) 冰雹入射角越大, 分层尺寸也越大, 入射角为90°时对结构造成的损伤最严重。
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图 1 波阻抗梯度材料样品（左）及横断面SEM图（右）
Figure 1. Sample of wave impedance gradient material (left) and SEM image of cross section (right)
图 3 两种防护结构在三个速度点下的典型碎片云图像
Figure 3. Typical debris cloud images of two shields at three velocity points
图 4 近似相同时刻（约28 μs）两种防护结构碎片云形貌示意图
Figure 4. Debris cloud morphologies of two shields at approximately the same time (about 28 μs)
图 5 近似相同时刻（约20 μs）两种防护结构碎片云形貌示意图
Figure 5. Debris cloud morphologies of two shields at approximately the same time (about 20 μs)
图 6 近似相同时刻（约15 μs）两种防护结构碎片云形貌示意图
Figure 6. Debris cloud morphologies of two shields at approximately the same time (about 15 μs)
图 7 两种防护结构碎片云无量纲头部速度和弹丸碎片径向扩展速度随撞击速度变化规律
Figure 7. Variation of normalized head velocity and radial propagation velocity of projectile fragments with impact velocity for two shields
图 8 相同工况条件下（5 km/s，20 μs时刻）两种防护结构数值模拟结果与实验结果对比
Figure 8. Comparison of numerical simulation and experimental results of two shields under the same conditions (5 km/s, 20 μs)
图 9 两种防护结构碎片数量随速度变化规律曲线
Figure 9. Variation curve of debris quantity with velocity for two kinds of protective structures
图 10 三种速度条件下两种防护结构碎片云质量分布
Figure 10. Mass distribution of debris cloud of two shields under three velocity conditions
图 12 两种防护结构弹丸观察点冲击压力时间历史曲线
Figure 12. History curves of impact pressure at observation points of two shields
图 13 6.5 km/s速度条件下2 μs时刻弹丸撞击两种防护结构示意图
Figure 13. Schematic diagrams of projectile impacting two shield at 2 μs under 6.5 km/s
图 14 两种防护结构碎片云温度分布分析选取区域示意图
Figure 14. schematic diagram of temperature distribution of debris cloud of two protective structures
图 15 两种防护结构所选区域碎片云温度分布曲线
Figure 15. Temperature distribution curves of debris cloud in the selected area for two shields
表 1 波阻抗梯度材料结构参数
Table 1. Structural parameters of graded-impedance material
等效厚度 编号 材料组成 各层厚度/mm 总厚度/mm 1.5 mm铝合金 TAM Ti6Al4V 0.3 1.8 Al2024-T4 0.2 AZ31B 1.3 
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表 2 超高速撞击实验参数与结果
Table 2. Experimental parameters and results of hypervelocity impact
实验编号 缓冲屏材料 撞击速度/（km·s−1） 弹丸直径/mm 后墙损伤情况 后墙失效与否 shot 1-1 TAM 3.440 4.25 鼓包 未失效 shot 1-2 TAM 3.473 4.51 鼓包、穿孔、剥落 失效 shot 1-3 Al 3.596 3.50 鼓包 未失效 shot 1-4 Al 3.480 4.00 鼓包、临界穿孔、剥落、层裂 失效 shot 2-1 TAM 4.951 4.99 鼓包 未失效 shot 2-2 TAM 4.819 5.24 鼓包 未失效 shot 2-3 TAM 4.827 5.25 鼓包、穿孔 失效 shot 3-1 TAM 6.400 6.00 鼓包 未失效 shot 3-2 TAM 6.412 6.27 鼓包、剥落 失效 shot 3-3 Al 6.518 4.50 鼓包 未失效 shot 3-4 Al 6.442 5.00 穿孔、剥落、鼓包 失效
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表 3 材料的Tillotson状态方程参数
Table 3. Parameters of Tillotson state equations for titanium and aluminum
材料 A/GPa B/GPa a b α β e0/(MJ·kg−1) e1/(MJ·kg−1) e2/(MJ·kg−1) TI6%AL4%V钛 103 50 0.5 0.6 5 5 7.0 3.5 12.5 AL2024-T4铝 75 65 0.5 1.63 5 5 5.0 3.0 15.0
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表 4 材料的Steinberg Guinan本构模型参数
Table 4. Parameters of Steinberg Guinan models for titanium and aluminum
材料 Y0/GPa Ymax/GPa b h β G0/GPa Tm/K TI6%AL4%V钛 1.33 2.12 0.48 0.1 12 41.9 2110 AL2024-T4铝 0.29 0.68 1.86 0.185 310.0 27.6 1220
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表 5 AZ31B镁Puff状态方程参数
Table 5. Parameters of Puff state equation for AZ31B magnesium
材料 A1/GPa A2/GPa A3/GPa Grüneisen系数 膨胀系数 升华能/(MJ·kg−1) AZ31B镁 103 50 0.5 0.6 5 7.0
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