一些研究人员发现冲头参数对层压板的冲击行为和剩余拉伸强度有明显的影响。比如，Delaney等[8]调查了冲头半径对复合材料层压板冲击凹坑深度和损伤投影面积的影响，发现了小半径的冲头更容易产生明显的表面损伤(比如表面凹坑)，而较大半径的冲头更容易产生大面积的内部分层，因此层压板冲击损伤的目视可检性高度依赖于冲头半径，而层压板内部损伤的严重程度不能只依据目视检查确定。文献[9-13]和文献[14]分别对层压板和夹层结构进行了研究，指出被尖锐冲头冲击的结构吸收更多的冲击能量，造成的损伤也更集中，以纤维断裂为主；而半球形冲头产生了更高的冲击力和更短的接触时间，造成的损伤以分层为主。实际上冲击威胁源通常多种多样，对应的冲头形状也多种多样，但一般可以归结为3种主要形式：尖角形、条刃形和半球形。然而之前的研究通常更多地关注于半球形冲头对层压板冲击行为的影响，而对尖角形和条刃形冲头的研究相对较少，尤其是对冲击后拉伸强度的研究则屈指可数。此外，尚缺少对一般的冲头形状进行系统的几何学分析。因此，需要进一步系统地研究这些冲头形式对层压板冲击行为和冲击后拉伸强度的影响。
此外，也有一些研究调查了铺层比例对冲击行为及剩余强度的影响。Mili和Necib[15]通过落锤冲击实验调查发现在低速冲击情况下层压板的铺层比例对冲击响应没有明显的影响。而文献[16-17]却得出了不同的结论，认为当相邻的铺层角度一致时会对层压板的冲击损伤阻抗能力产生不利的影响。文献[18-20]对二维织物增强复合材料层合板的研究也表明不同铺层比例的层合板低速冲击后拉伸的损伤扩展规律不同，且其冲击后拉伸强度下降均大于50%。可以看出，不同的研究人员对铺层比例的影响得出的结论尚不一致，因此有必要进一步地补充实验研究。
冲击损伤的表征及其与剩余拉伸强度的关系也是一项重要的研究内容。文献[21-23]发现凹坑深度与冲击能量呈正相关的关系，而损伤投影面积与冲击能量没有明显的关系。而文献[24-26]也尝试建立冲击能量和剩余拉伸强度的关系，但结果表明难以找到冲击能量和剩余拉伸强度的简单而直接的关系。此外，文献[27]对碳纤维/环氧树脂层压板的冲击后拉伸行为做了一些研究，发现一些小的冲击损伤反而使层压板的剩余拉伸强度增加了18%，即冲击损伤与剩余拉伸强度表现出了相反的关系。此外，文献[17]还发现了冲击凹坑深度与分层损伤投影面积呈负相关的关系，且凹坑深度是影响冲击后拉伸强度的重要变量。这些研究在损伤表征和剩余拉伸强度方面呈现了一些有参考意义的结论，但可以看出损伤的表征和剩余拉伸强度的关系尚不非常明确，至少还有一些模糊的地方。因此，有必要继续深入地研究冲击损伤表征之间的关系及其与剩余拉伸强度的关系。
本文通过落锤冲击实验进一步研究了冲头类型和铺层比例对复合材料层压板冲击响应的影响。为了评估试件的损伤，测量了凹坑深度、损伤投影面积、冲击力、冲击能量转化和剩余拉伸强度等指标，并分析了冲击能量、损伤表征和剩余拉伸强度之间的关系。
1 实验材料及方法 1.1 试件 试件原材料为Hexcel公司生产的M21/IMA碳纤维/环氧树脂预浸丝束，其固化后单层名义厚度为0.187 mm。采用自动丝束铺放工艺(AFP)铺贴试板，试板共有2种铺层比例，如表 1所示。将铺贴后的试板放入热压罐中进行高温固化，并采用水切割方法将固化后的试板切割成尺寸为620 mm×125 mm的试件。试件名义厚度均为3.740 mm。此外，试件2端还黏接有加强片，加强片长度为100 mm，如图 1所示。
表 1 试件铺层 Table 1 Layup of test specimens
| 代码 | 铺层顺序 | 名义厚度/mm |
| L1 | [45/-45/90/45/-45/45/-45/0/45/-45]S | 3.740 |
| L2 | [45/0/-45/0/90/0/45/0/-45/0]S | 3.740 |
| 注：s表示铺层对称。 | ||
表选项
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| 图 1 试件尺寸 Fig. 1 Dimensions of test specimen |
| 图选项 |
1.2 夹具和冲头 冲击实验夹具主要由支撑基座和压钳组成，其中支撑基座中间有125 mm×75 mm的开口，而压钳用于固定试件，以防止冲击过程中试件移动或弹起，如图 2所示。
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| 图 2 冲击试件夹持 Fig. 2 Fixture of impact test specimen |
| 图选项 |
制造了5种不同类型的冲头以研究其对层压板冲击行为的影响，包括3种尺寸的半球形冲头，以及条刃形冲头和立方角形冲头。其中，半球形冲头的直径分别为12.7 mm、16 mm和25.4 mm(见图 3(a))；条刃形冲头的刃口长度为16 mm，倒圆半径为2 mm(见图 3(b))；立方角形冲头3条边夹角均为90°，边缘倒角为2 mm(见图 3(c))。
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| 图 3 冲头 Fig. 3 Impactors |
| 图选项 |
1.3 实验方法 按照ASTM D7136/D7136M-15[28]开展落锤冲击实验，冲击实验机型号为INSTRON 8802。冲击物的总重量为7.50 kg。分别采用35 J、50 J和60 J的冲击能量进行冲击调查实验，以研究冲击能量、冲击损伤及剩余拉伸强度的关系。冲击过程中，采用力传感器和数据采集设备记录冲击时刻的速度和冲击力-时间曲线。并依据该曲线推导出冲击转化能量-时间曲线和冲击力-位移曲线。推导方法如下：
当数据采集间隔非常小时，可以近似认为冲击力在该采集间隔内是线性变化的。假设在ti时刻冲击力为Fi，那么根据冲量定理，在ti时刻冲头速度vi为
 | (1) |
在ti时刻冲头位移di为
 | (2) |
在ti时刻试件吸收的冲击能量Ei为
 | (3) |
式中：m为冲击物的总重量; E0为初始冲击能量。此外，初始冲击速度
冲击结束后，采用数字千分表立即测量冲击点的凹坑深度。测量前先在远离冲击点的位置对千分表进行调零，然后将其测量探针移至冲击点附近缓慢移动，读取凹坑深度的最大值，如图 4所示。此外，在冲击点附近还产生了内部损伤，这些损伤包含了纤维断裂、分层和背面丝束劈裂等。采用超声C扫设备记录试件损伤的数字二维图像，并根据图像的色差自动计算了损伤面积，该面积主要为分层面积，并计入了背面丝束劈裂的情况，如图 5所示。
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| 图 4 凹坑深度测量方法 Fig. 4 Methods for measuring dent depth |
| 图选项 |
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| 图 5 超声C扫二维图像 Fig. 5 Two-dimensional image of ultrasonic C scan |
| 图选项 |
对试件开展准静态拉伸实验，实验方法参照ASTM D3039/D3039M-14[29]，拉伸速率为2 mm/min。拉伸实验机的型号为MTS-370，试件的夹持部分采用砂纸防滑。拉伸实验结束后观察并记录了试件断裂面的形貌。冲击和拉伸实验安排如表 2所示。
表 2 实验安排 Table 2 Test arrangement
| 铺层代码 | 冲头代码 | 冲头描述 | 冲击能量/J | 备注 |
| L1 | N/A | N/A | N/A | 拉伸实验 |
| H12.7 | 半球形冲头，Ф=12.7 mm | 35, 50, 60 | 冲击后拉伸实验 | |
| H16 | 半球形冲头，Ф=16 mm | 35, 50, 60 | 冲击后拉伸实验 | |
| H25.4 | 半球形冲头，Ф=25.4 mm | 35, 50, 60 | 冲击后拉伸实验 | |
| L2 | Strip | 条刃形冲头 | 35, 50, 60 | 冲击后拉伸实验 |
| Corner | 立方角形冲头 | 35, 50, 60 | 冲击后拉伸实验 | |
| H16 | 半球形冲头，Ф=16 mm | 35, 50, 60 | 冲击后拉伸实验 | |
| 注：N/A表示不适用。 | ||||
表选项
2 结果与讨论 2.1 冲击行为分析
2.1.1 冲击损伤结果 试件冲击后的凹坑深度和损伤投影面积汇总结果如表 3所示。试件冲击后的表面凹坑损伤形貌如图 6(a)所示，用于表征试件内部损伤状态的超声C扫图像如图 6(b)所示。基于这些冲击实验结果，分析了冲头类型和铺层比例对复合材料层压板冲击损伤的影响。
表 3 冲击实验结果汇总 Table 3 Summary of impact test results
| 铺层代码 | 冲头代码 | 凹坑深度/mm | 损伤投影面积/mm2 | |||||
| 35 J | 50 J | 60 J | 35 J | 50 J | 60 J | |||
| H12.7 | 1.038 | 2.110 | 穿透 | 1 629 | 2 285 | 2 969 | ||
| L1 | H16 | 0.379 | 1.274 | 2.454 | 1 232 | 1 985 | 2 639 | |
| H25.4 | 0.246 | 0.434 | 0.861 | 972 | 1 806 | 2 165 | ||
| Strip | 0.207 | 2.584 | 穿透 | 2 000 | 2 754 | 3 021 | ||
| L2 | Corner | 1.940 | 2.117 | 2.530 | 1 046 | 1 696 | 1 961 | |
| H16 | 0.363 | 1.051 | 1.636 | 1 196 | 2 050 | 2 723 | ||
表选项
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| 图 6 试件损伤 Fig. 6 Specimen damage |
| 图选项 |
层压板的凹坑深度主要与2种因素相关：一是冲击接触面的压强，即在相同的冲击接触面积下，冲击力越大则造成的凹坑深度越大；而在相同的冲击力下，冲击面积越大则对应的凹坑深度越小[30]; 二是层压板本身的损伤阻抗能力，例如在相同的冲击条件下，不同的铺层比例可能表现出不同的凹坑深度[31]。
层压板的分层主要是由2种原因造成[32-33]：一是在冲击点附近层压板会发生局部的弯曲变形，而弯曲变形会造成层间剪切应力，当层间剪切应力达到层间剪切强度时则会引起层间损伤或破坏；二是冲击造成的应力波沿层压板厚度方向传递，当应力波传递到层压板的背面时会发生反射产生拉伸应力波，从而造成层间拉伸应力，而层间拉伸应力达到层间拉伸强度时则会引起层间损伤起始或扩展。
1) 冲头类型的影响
由表 3可以看出，对于半球形冲头，在相同的冲击能量下，小直径的冲头产生了更深的凹坑和更大的损伤投影面积，而较大直径的冲头则相反。该现象似乎与文献[17]的研究相悖，该文献指出通常较小直径的冲头产生较小的损伤投影面积。然而通过图 6(b)所示的冲击损伤超声C扫图片可以看出，在35 J、50 J和60 J 3种冲击能量下，小直径的冲头在45°方向产生了较长的丝束劈裂，其占总损伤投影面积的比例达60%左右，而较大直径的冲头则不易产生丝束劈裂现象。这是因为在较高的冲击能量下，小直径的冲头更容易造成厚度方向的损伤，从而使层压板背面产生明显的丝束劈裂区域，增大了损伤投影面积。但需要注意的是，丝束劈裂损伤对剩余强度的影响通常较小。
此外，在相同的冲击能量下，条刃形冲头造成的损伤投影面积最大，而立方角形冲头除35 J时由于背面劈丝增加了损伤投影面积，从而比25.4 mm的半球形冲头造成的损伤投影面积稍大外，其他情况下其造成的损伤投影面积最小。这是因为条刃形冲头的冲击接触面积更大，从而造成了更大面积的损伤。而立方角形冲头的冲击接触面积相对较小，从而造成了更集中的损伤。由于立方角形冲头造成的损伤更为集中，因此在厚度方向损伤严重，试件背面更容易产生劈丝。这一点可以从图 6(b)试件的C扫图片上较为直观地印证。
当冲击能量变化时，不同冲头造成的凹坑深度的变化规律不同。H12.7半球形冲头和立方角形冲头最先产生较深的凹坑，但H12.7半球形冲头随着冲击能量增加很快发生穿透(如图 6(a)所示，出现边缘整齐的断裂带)，而立方角形冲头随着冲击能量增加凹坑深度的变化量则在减少。条刃形冲头也较为典型，其在初始冲击能量下的凹坑深度最小，但随着冲击能量增加很快发生了穿透。这说明随着冲击能量增加，不同的冲头使层压板产生凹坑的能力不同。
由于凹坑深度主要与冲击接触面的压强有关，因此从几何学方面研究了不同冲头对应的冲击接触面投影面积和凹坑深度的函数关系(见图 7)，并详细分析了本文中的5种冲头对应的冲击接触面投影面积与凹坑深度的关系曲线(见图 8), D为直径，d为冲头尖部至阴影面积的距离，S为阴影部分面积，L为长度。显而易见，对于本文中的5种冲头，冲头对应曲线的斜率与其使层压板产生凹坑的能力呈负相关性，即冲头对应曲线的斜率越大，则其越不容易使层压板产生凹坑；反之，冲头对应曲线的斜率越小，则其越容易使层压板产生凹坑。由图 8可以看出，当凹坑深度(冲击能量)较小时，立方角形冲头对应曲线的斜率最小，H12.7冲头、H16冲头和H25.4半球形冲头依次次之，而条刃形冲头对应曲线的斜率最大。这说明在凹坑深度(冲击能量)较小时，立方角形冲头最容易使层压板产生凹坑，而条刃形冲头则最不容易使层压板产生凹坑。这与表 3中35 J冲击能量下凹坑深度相一致。此外，由图 8还可以看出，当随着凹坑深度(冲击能量)增加时，立方角形冲头对应曲线的斜率逐渐增大，而H12.7半球形冲头和条刃形冲头对应曲线的斜率最先达到了0。这说明随着凹坑深度(冲击能量)增加，立方角形冲头使层压板凹坑深度继续增加的能力逐步变小，而H12.7半球形冲头和条刃形冲头使层压板凹坑深度继续增加的能力逐步变大，并会迅速使层压板发生穿透。这与表 3中凹坑深度的变化规律相一致。
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| 图 7 不同冲头类型对应的冲击接触面投影面积和凹坑深度的函数关系 Fig. 7 Function relationship of projection area of impact contact surface with dent depth corresponding to different impactor types |
| 图选项 |
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| 图 8 5种冲头对应的冲击接触面投影面积与凹坑深度的关系 Fig. 8 Relationship of projection area of impact contact surface with dent depth corresponding to five impactors |
| 图选项 |
2) 铺层比例的影响
由表 3可以看出，对于H16冲头的情况，L1铺层产生的凹坑深度分别为0.379 mm、1.274 mm和2.454 mm，比L2铺层产生的凹坑深度分别大4.4%、21%和50%。这很可能是因为L1铺层试件的弯曲刚度比L2铺层试件的弯曲刚度小，因此在相同的冲击能量下L1铺层的试件更容易在局部产生更大的弯曲变形，从而产生更显著的凹坑。然而与凹坑深度差异显著所不同的是，在相同的冲击能量下L1铺层试件产生的损伤投影面积(分别为1 232 mm2、1 985 mm2和2 539 mm2)与L2铺层产生的损伤投影面积(分别为1 196 mm2、2 050 mm2和2 723 mm2)最大差异仅为6.7%。因此可以认为，铺层比例对损伤面积虽然有影响，但该影响十分有限。
2.1.2 冲击力 图 9为不同冲头在3种冲击能量下的冲击力-时间历程曲线。为了消除环境信号的干扰，采用快速傅里叶变换方法(FFT)对其进行了滤波处理。可以看出，不同冲头产生的冲击力-时间曲线完全不同。图 9(a)是典型的冲击力-时间历程曲线，在冲击的初始阶段，冲击力随时间线性增加，在达到特征冲击力FⅠ时试件刚度发生了明显的改变，此时试件内部开始产生分层损伤[17, 20]。随着冲击力不断增大，分层也不断增加，并在达到最大冲击力FⅡ后试件刚度发生剧烈地下降，此时试件内部产生纤维断裂[17, 20]。因此通过冲击力曲线的2个特征冲击力(FⅠ和FⅡ)可以判断试件的分层和纤维断裂发生的时刻。
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| 图 9 不同冲头的冲击力-时间曲线 Fig. 9 Impact force-time curves of different impactors |
| 图选项 |
由图 9(a)~(c)可以看出，3种半球形冲头造成层压板初始分层损伤所需要的冲击力FⅠ均在6 kN左右，没有显著的差别；而3种冲头产生的最大冲击力FⅡ却显著不同。H12.7冲头在3种冲击能量下产生的冲击力在13 kN左右时出现了剧烈地下降，这时层压板内部产生了明显的纤维断裂。H16冲头在35 J的冲击能量下最大冲击力约为13 kN，但没有出现剧烈地下降，而在冲击能量为50 J和60 J时，最大冲击力FⅡ在14 kN左右，并出现剧烈下降，说明此时层压板开始产生纤维断裂。而H25.4冲头在最大冲击力为17 kN左右时冲击力曲线尚未剧烈下降，说明此时层压板尚未出现纤维断裂。可以看出，半球形冲头的直径越大，其造成层压板纤维损伤所需要的冲击力就越大。
由图 9(d)可以看出，条刃形冲头造成层压板初始分层损伤所需要的冲击力FⅠ为10 kN左右，高于其他的冲头，可见条刃形冲头需要更大的冲击力才能使层压板产生初始分层。而条刃形冲头造成纤维断裂所需的冲击力FⅡ在15 kN左右，与H16冲头相近，但其出现纤维断裂后冲击力剧烈下降至不到1 kN，说明此类冲头一旦造成纤维断裂则层压板很快发生穿透现象。
由图 9(e)可以看出，立方角形冲头在3种冲击能量下表现出了相似的冲击行为，其造成层压板初始分层损伤和纤维断裂损伤所需要的冲击力分别为不到2 kN(对应FⅠ)和8 kN左右(对应FⅡ)，均远低于其他冲头。可见此类冲头更容易使层压板产生初始分层和纤维断裂。这是因为该类冲头较为尖锐，冲击力较小时试件内部即会造成初始分层和纤维断裂。此外，还观测到了此类冲头特有的冲击行为，即在试件出现纤维断裂造成冲击力陡降后又出现了新的冲击力峰值FⅢ。这与2.1.1节对该冲头的几何分析相一致，虽然立方角形冲头更容易使层压板产生初始分层和纤维断裂，但随着冲击能量增加，其几何特征决定了其在冲击过程的后期会遭遇更大的阻力。
对比图 9(b)和图 9(f)可以看出，在H16冲头情况下，L2铺层的初始分层损伤所需要的冲击力FⅠ为6 kN左右，与L1铺层无显著差异；而L2铺层的纤维断裂损伤所需要的冲击力FⅡ为15 kN左右，比L1铺层高约8%，说明L2铺层的纤维断裂损伤阻抗能力略高于L1铺层。该现象与L2铺层的凹坑深度略低于L1铺层的凹坑深度相一致。
2.1.3 冲击能量 图 10为不同冲头在3种冲击能量下的试件吸收能量-时间历程曲线。可以看出，不同冲头产生的试件吸收能量-时间曲线完全不同。图 10(a)是典型的试件吸收能量-时间历程曲线，在冲击的初始阶段，冲头的动能随时间一部分转化为试件的弹性势能，另一部分用于产生分层和纤维断裂等损伤。在达到最大转化能量Emax时，冲头的动能变为0 J，试件存储的弹性势能开始再次转化为冲头的动能，并在某一能量水平下与冲头发生分离。此时最大转化能量Emax与冲头动能之差即为试件最终吸收的冲击能量Eab。该能量主要用于产生试件的损伤，包括凹坑、分层和纤维断裂等。因此通过观察试件吸收的冲击能量Eab可以判断试件损伤的严重程度。
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| 图 10 不同冲头对应的试件吸收能量-时间曲线 Fig. 10 Specimen absorbed energy-time curves of different impactors |
| 图选项 |
由图 10(a)~(c)可以看出，在冲击能量为35 J时，H12.7冲头对应的能量吸收量为27.1 J，明显高于H16冲头的19.2 J和H25.4冲头的12.7 J。这也再次印证了H12.7冲头造成的试件损伤更严重，产生了较多的纤维断裂，这与图 9(a)中对冲击力曲线的分析相一致。随着冲击能量增加至50 J，H12.7冲头对应的能量吸收量为40.4 J，仍高于H16冲头的39.9 J和H25.4冲头的24.2 J。且随着冲击能量增加，同一冲头的能量吸收率也增加。当冲击能量继续增加至60 J时，H12.7冲头对应的能量吸收率接近100%，此时冲头已经穿透试件并嵌入其中，因此冲击能量几乎全部用于产生试件的损伤，与图 9(d)中冲击力曲线的急剧下降相一致。此外，其他2种冲头的冲击能量吸收率也进一步提高。
由图 10(d)可以看出，在冲击能量为35 J时，条刃形冲头对应的能量吸收量为12.3 J，能量吸收率也相对较低，说明此时试件主要产生了分层损伤，与图 9(d)中冲击力曲线没有出现陡降现象相一致。随着冲击能量增加至50 J，条刃形冲头的能量吸收率接近100%，此时试件虽然未被完全穿透但冲头已经嵌入了试件且几乎没有发生回弹，因此冲击能量被完全吸收。当冲击能量继续增加至60 J，冲击转化能量在50 J左右即开始平稳，此时试件已经被穿透，冲头继续前进与试件断裂面摩擦吸收冲击能量，因此冲击能量吸收较为缓慢，在7 ms左右才达到峰值60 J。随后冲头根部的挡块接触试件后使试件产生一定的弯曲变形，随后与试件一起产生轻微的回弹，随着弹性势能的释放，试件最终吸收的冲击能量为57.7 J。
由图 10(e)可以看出，立方角形冲头在3种冲击能量下表现出相似的冲击能量吸收行为，且能量吸收率均介于77%~84%之间。由于立方角形冲头较为尖锐，冲击力较小时试件内部即出现了严重的纤维断裂，因此能量吸收率一直相对较高。当冲击能量增大时，由于冲击接触面积的显著增加，试件纤维断裂情况不像H12.7和条刃形冲头一样迅速增加，因此最终的冲击能量吸收率并没有非常显著的改变。
对比图 10(b)和图 10(f)可以看出，在冲击能量为35 J时，L1铺层对应的能量吸收量为19.2 J，而L2铺层对应的能量吸收量为15.0 J，L1铺层略高于L2铺层。此时2种铺层对应的主要损伤形式均为分层，由表 3可知L1铺层试件的分层面积比L2铺层试件略高，与能量吸收情况基本相一致。随着冲击能量增加至50 J，L1铺层对应的能量吸收量为39.9 J，而L2铺层对应的能量吸收量为23.3 J，L1铺层明显高于L2铺层，说明L2铺层的冲击损伤阻抗能力高于L1铺层。根据2.1.2节中对冲击力曲线的分析可知，此时L1铺层试件产生了纤维断裂，而L2铺层试件仍以分层为主，因此L1铺层试件吸收的冲击能量显著高于L2铺层试件。当冲击能量继续增加至60 J时，L1铺层和L2铺层对应的冲击能量吸收量分别为50.1 J和53.8 J，能量吸收率均较高且无显著差异。根据2.1.2节中对冲击力曲线的分析，此时2种铺层试件均产生了严重的纤维断裂，因此两者均吸收了较多的冲击能量。
2.2 剩余拉伸强度分析
2.2.1 拉伸断裂结果 试件冲击后剩余拉伸强度汇总结果如表 4所示，而未冲击试件的拉伸强度为533 MPa。试件的剩余拉伸强度主要与内部纤维断裂程度有关，内部纤维断裂程度越严重，则剩余拉伸强度越低，反之则剩余拉伸强度越高。
表 4 拉伸实验结果汇总 Table 4 Summary of tensile test results
| 铺层代码 | 冲头代码 | 剩余拉伸强度/MPa | ||
| 35 J | 50 J | 60 J | ||
| H12.7 | 357 | 355 | 337 | |
| L1 | H16 | 404 | 372 | 357 |
| H25.4 | 459 | 399 | 367 | |
| Strip | 427 | 305 | 286 | |
| L2 | Corner | 388 | 369 | 355 |
| H16 | 1 021 | 928 | 824 | |
表选项
对比3种半球形冲头可以发现，在3种冲击能量下，H12.7冲头对应的剩余拉伸强度均低于H16冲头和H25.4冲头。显然，这说明了H12.7冲头造成了更严重的纤维断裂，因此对应的剩余拉伸强度也越低。
对于条刃形冲头，在冲击能量为35 J时，试件剩余拉伸强度为427 MPa，高于H12.7冲头和H16冲头，但略低于H25.4冲头。在低能量时条刃形冲头的冲击接触面积相对较大，因此试件损伤相对较小，剩余拉伸强度相对较大。随着冲击能量增加至50 J，试件剩余拉伸强度剧烈下降至305 MPa。根据前述冲击力和冲击能量分析可知，此时试件出现了严重的纤维断裂，因此剩余拉伸强度急剧下降。当冲击能量继续增加至60 J时，剩余拉伸强度缓慢下降至286 MPa。说明对于条刃形冲头情况，试件内部出现明显的纤维断裂后，继续增加冲击能量对剩余强度的影响逐渐降低。
对于立方角形冲头，在冲击能量为35 J时，剩余拉伸强度为388 MPa，相对较低。这是因为立方角形冲头相对较尖锐，在较低冲击能量时即产生了较严重的纤维断裂，从而造成较低的剩余拉伸强度。而随着冲击能量继续增加至50 J和60 J，试件的剩余拉伸强度降低至369 MPa和355 MPa，下降幅度相对较小。这是因为随着凹坑深度增加，立方角形冲头的几何特征决定了其会遭遇更大的阻力，因此其使试件继续产生纤维断裂的能力降低，从而试件剩余拉伸强度的变化也不显著。
对比L1铺层和L2铺层的试件剩余拉伸强度可以看出，在相同的冲击能量下，L1铺层对应的剩余拉伸强度均小于L2铺层对应的剩余拉伸强度。这是因为L2铺层的0°铺层比例更高，而拉伸强度主要由0°铺层的纤维提供，因此L2铺层表现出更高的拉伸强度。此外，可以看出L1铺层的剩余拉伸强度下降率比L2铺层平缓。这主要是因为L2铺层的0°铺层比例更高，试件内部出现纤维断裂后，其在拉伸载荷下表现出更高的应力集中，从而剩余拉伸强度下降也越明显。2种铺层试件的典型拉伸断裂形貌如图 11所示。可以看出，L1铺层的断裂面主要发生在±45°方向，而L2铺层的断裂面主要在横截面方向。这主要是因为L1铺层的±45°方向的铺层比例较高，其失效主导了试件的整体失效，因此试件断裂面为±45°方向；而L2铺层的0°方向的铺层比例相对较高，其失效主导了试件的整体失效，因此试件断裂面为横截面方向。
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| 图 11 试件典型拉伸断裂形貌 Fig. 11 Typical tensile fracture morphology of test specimens |
| 图选项 |
2.2.2 拉伸应力-位移曲线 图 12为不同冲头对应的冲击后拉伸应力-位移曲线。可以看出，这些曲线在5 mm左右存在一个斜率转折点，即在转折点之前近似为线弹性阶段，到达转折点之后试件刚度发生明显变化。
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| 图 12 不同冲头条件下的拉伸应力-位移曲线 Fig. 12 Tensile stress-displacement curves under different impactor conditions |
| 图选项 |
在线弹性阶段内，虽然不同的冲头和冲击能量造成的试件损伤程度各不相同，但试件的拉伸刚度却几乎没有差异。这是因为冲击损伤纤维断裂区域与试件尺寸相比仍然较小，而拉伸刚度反映试件的整体特性，因此在线弹性阶段，不同情况下的拉伸刚度几乎一致。
曲线在转折点之后斜率发生下降，即试件刚度发生了一定程度的下降，这说明试件在加载至一定应力水平时发生了塑性变形。这些塑性变形很可能是试件内部的纤维断裂由冲击点处向两边逐步扩展造成的，因为试件刚度主要由承载的纤维数量决定，所以承载的纤维数量减少导致了试件刚度的降低。此外，这些曲线没有发生显著的陡降现象，这说明纤维断裂的过程是相对稳定的。
3 结论 本文通过实验方法研究了M21/IMA复合材料层压板在不同冲头类型和不同冲击能量下的冲击行为及冲击后剩余拉伸强度。得出了以下结论：
1) 在较高的冲击能量下，层压板背面产生劈丝时，不同冲头产生的凹坑深度与损伤面积不一定呈负相关的关系。而由于小直径的冲头通常造成更严重的劈丝，因此通常其造成的损伤面积也更大。但当不考虑劈丝情况时，小直径的冲头造成的损伤面积通常较小，而造成的凹坑更为严重。
2) 在较高的冲击能量下，立方角形冲头造成的损伤集中且损伤面积较小，对应的拉伸强度也更高，因此其通常不是关键的冲击威胁情形。而条刃形冲头造成的影响较大，其比相似尺寸的半球形冲头更容易造成层压板穿透，且对应的层压板拉伸强度下降剧烈，因此其是关键的冲击威胁情况。
3) 在相同冲击条件下，铺层比例对层压板的纤维损伤阻抗能力有显著影响，弯曲刚度较大的层压板的纤维损伤阻抗能力更高。但铺层比例对损伤面积的影响十分有限。
4) 冲击过程中试件的纤维断裂消耗较多的冲击能量，而分层损伤消耗的冲击能量相对较少。因此计算能量吸收率也可以作为估计层压板损伤的一种方法。
5) 铺层比例影响了层压板的拉伸断裂形貌，±45°铺层比例较高的层压板，其拉伸断裂面为±45°方向；而0°方向铺层比例较高的层压板，其拉伸断裂面为横截面。
6) 在线弹性范围内，冲击损伤几乎不会影响复合材料层压板的刚度，但在达到一定的拉伸应力时冲击损伤会发生缓慢地扩展，从而使层压板发生塑性变形，刚度也随之发生较明显的改变。
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