纤维增强复合材料因其高比强度、比刚度和优秀的抗疲劳性能而被广泛应用于航空航天、汽车船舶、军事防护等领域。然而，该材料在使用中存在韧性较差、易产生裂纹和分层等问题。纤维混杂是提高复合材料力学性能的有效途径之一。通过使用两种或更多种纤维作为增强相，可以结合不同纤维的优点，获得比传统复合材料更好的断裂韧性和抗冲击性，还有助于降低重量或成本[1-3]。根据纤维排布方式的不同，混杂复合材料可分为层间混杂复合材料和层内混杂复合材料：层间混杂复合材料是由不同纤维织物逐层堆叠再与基体结合形成的；而层内混杂复合材料是由不同纤维组分在同一层内混杂再与基体结合形成的。近年来，纤维混杂复合材料的研究主要通过高刚度纤维的力学性能优势和韧性纤维的优异抗冲击性的结合，优化复合材料的冲击响应行为。
对于层间混杂复合材料，Sarasini等[4]研究了芳纶-玄武岩层间混杂复合材料的低速冲击性能，发现层间混杂结构具有更好的能量吸收能力和更强的损伤容限。Wang等[5]用凯夫拉纤维层代替非冲击侧的碳纤维层，制备了不同纤维比例的碳-凯夫拉纤维混杂复合材料，发现凯夫拉的加入使复合材料比碳纤维复合材料具有更强的韧性，加入适当的小比例凯夫拉既可以有效避免在非冲击侧发生拉伸断裂，又可以通过保持较高的碳纤维含量来承受足够的冲击载荷。Nisini等[6]对比了不同芯层混杂复合材料的性能，分别使用玄武岩和亚麻纤维与碳纤维进行层间混杂，进行了拉伸、弯曲、层间剪切强度和落锤冲击测试，结果表明玄武岩与亚麻层的嵌套有利于提高弯曲强度和层间强度。杨猛[7]将碳纤维与玄武岩纤维进行混杂，发现合理的铺层设计可以弥补碳纤维脆性较大及玄武岩纤维强度较弱的缺陷，提升材料的整体性能，从而扩展了复合材料在汽车领域的应用。
对于层内混杂复合材料，Akhbari等[8]研究了玻璃-聚酯纤维层内混杂增强聚酯基体复合材料的低速冲击性能和冲击后的屈曲行为。层内混杂织物的使用不仅增加了屈曲力，而且提高了受冲击试样的残余强度，且有助于阻止试样在完全屈曲后解体。Dehkordi等[9]发现尼龙/玄武岩纤维含量显著影响复合材料的冲击性能以及损伤的类型和大小。Valença等[10]利用凯夫拉织物和凯夫拉-玻璃纤维混杂织物分别对环氧树脂进行增强，发现凯夫拉-玻璃纤维层内混杂复合材料有着更强的机械强度和冲击能量吸收能力。Zhao等[11]对碳-Dyneema(超强聚乙烯)纤维层内混杂复合材料的冲击性能进行了测试，发现混杂复合材料的冲击性能比单一纤维复合材料明显提高，Dyneema纤维在冲击过程中抑制了试件背面的分裂。Hu等[12-13]的试验和仿真研究结果显示，层内混杂有助于抑制损伤扩展、提高损伤容限。张辰[14]通过冲击试验发现混杂比对层内混杂复合材料抗冲击性能影响较大，纤维断裂是导致层合板失效的主要因素，层内混杂结构具有降低纤维损伤的作用。
综上所述，大量研究表明纤维混杂可以实现多种材料的优势结合，有效提升纤维复合材料的抗冲击性能。然而，相关研究大多集中于层间混杂方面，对层内混杂涉及较少，且没有考虑混杂机织结构的抗冲击性能。
本文的主要研究对象是不同织物结构的碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料。采用真空辅助树脂灌注(vacuum assisted resin infusion，VARI)成型工艺制备了碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料，通过落锤低速冲击试验，研究纤维层内混杂对复合材料的增强效应以及织物结构对碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料力学特性和抗冲击性能的影响。
1 试验研究
1.1 试验样品
本文使用了两种织物结构和两种纤维材料，织物结构包括平纹(plain)和斜纹(twill)，纤维材料包括碳纤维(carbon fiber, CF)和凯夫拉纤维(Kevlar fiber, KF)。为方便分析，对各试件进行编号，各织物与编号对照见表 1。以编号P-CK/CK为例，首字母P代表织物结构为平纹，中间的CK代表织物经纱使用碳纤维和凯夫拉两种纱线交替排布，后边的CK代表纬纱使用碳纤维和凯夫拉两种纱线交替排布。平纹CK交替(P-CK/CK)、平纹经C纬K(P-CC/KK)、斜纹CK交替(T-CK/CK)、斜纹经C纬K(T-CC/KK) 4种层内混杂纤维布由质量比1∶1的碳纤维和凯夫拉纤维机织而成。此外，设置了平纹碳纤维织物(P-C)作为对照组。各纤维材料皆由无锡彬旺纤维制品有限公司提供。各纤维织物的单层面密度相同，均为200 g/m2。各纤维织物如图 1所示。基体所用材料为通用型液体双酚A型E51低黏度环氧树脂，配合593环氧树脂固化剂使用。
1.2 落锤冲击试验
落锤冲击试验按照ASTM D7136/D7136M标准执行。试验在Instron CEAST9350冲击试验机上进行，试验系统如图 3所示。所用冲击器的几何形状为圆柱形，直径为16 mm，末端为半球形。安装在设备下部的止动器会在冲击器撞击试样后立即弹出，以防止反弹后下落的冲击器再次撞击试样。用4个夹子夹住试样，夹子末端有橡胶阻尼器，以吸收冲击引起的振动。
从方形复合材料上切割出150 mm×100 mm的矩形试件，P-CC/KK和T-CC/KK试件的经纱(即碳纤维纱线)的方向与矩形长边的方向保持一致。试件夹持平台矩形切口区域尺寸为125 mm×75 mm。在本研究中，分别采用30、60 J两种冲击能量，通过调整冲击器质量改变冲击能量，以确保不同能量下冲击速度相近。在室温下进行低速冲击试验，每次冲击后，数据采集系统记录各参数值。表 3显示了冲击试验中的参数设置，包括冲击器的能量、质量、冲击速度等。
表 3 冲击试验相关参数 |
| 冲击能量/J | 冲击速度/(m·s-1) | 冲击器质量/kg | 每组样品测试次数 |
| 30 | 3.31 | 5.482 | 3 |
| 60 | 3.38 | 10.482 | 3 |
2 仿真研究
2.1 有限元建模
2.2 材料模型和层间失效模型
2.2.1 机织纤维复合材料模型
表 4 VUMAT使用的纤维复合材料力学性能参数 |
| 参数 | 取值 |
| 密度，ρ/(g·cm-3) | 1.50 |
| 当tr(ε)≥0时沿纤维方向1的Young's模量E1+/GPa | 24.69* |
| 当tr(ε)≥0时沿纤维方向2的Young's模量E2+/GPa | 9.64* |
| 当tr(ε)≥0时Poisson比ν12+ | 0.3 |
| 剪切模量G12/GPa | 6 |
| 当tr(ε) < 0时沿纤维方向1的Young's模量E1－/GPa | 24.69* |
| 当tr(ε) < 0时沿纤维方向2的Young's模量E2－/GPa | 9.64* |
| 当tr(ε) < 0时Poisson比ν12- | 0.3 |
| 沿纤维方向1的拉伸强度X1+/MPa | 597.14* |
| 沿纤维方向1的压缩强度X1-/MPa | 816 |
| 沿纤维方向2的拉伸强度X2+/MPa | 342.22* |
| 沿纤维方向2的压缩强度X2-/MPa | 185 |
| 面内剪切强度S/MPa | 90 |
注：*表示该值通过试验获得。 |
2.2.2 层间失效模型
表 5 cohesive单元力学参数设置[21] |
| 参数 | 取值 |
| 弹性模量 | En=Es=Et=5 000 MPa |
| 强度 | Tn=Ts=Tt=30 MPa |
| 断裂能 | |
3 结果与分析
3.1 试验结果分析
落锤冲击结果如表 6所示。表中时间、位移都是指达到峰值载荷时所对应值；出现穿透的试件不存在最大挠度，在表中标注为“—”。
表 6 落锤冲击试验结果 |
| 冲击能量/J | 试件 | 峰值载荷/kN | 时间/ms | 位移/mm | 最大挠度/mm | 吸收能量/J | 状态 |
| 30 | P-C | 1.91 | 1.92 | 6.30 | — | 12.73 | 穿孔 |
| P-CK/CK | 2.50 | 4.64 | 13.23 | — | 29.54 | 穿透 | |
| P-CC/KK | 3.30 | 6.85 | 15.47 | 15.84 | 25.34 | 回弹 | |
| T-CK/CK | 2.95 | 2.85 | 8.78 | — | 21.01 | 穿孔 | |
| T-CC/KK | 1.60 | 3.10 | 9.70 | 24.74 | 28.87 | 回弹 | |
| 60 | P-C | 1.86 | 1.94 | 6.44 | — | 14.08 | 穿孔 |
| P-CK/CK | 2.73 | 3.91 | 12.39 | — | 30.67 | 穿孔 | |
| P-CC/KK | 3.68 | 8.71 | 22.47 | 25.44 | 55.57 | 回弹 | |
| T-CK/CK | 3.41 | 2.98 | 9.66 | — | 23.50 | 穿孔 | |
| T-CC/KK | 3.30 | 3.84 | 11.88 | 31.92 | 59.65 | 回弹 |
3.1.1 载荷-位移曲线分析
各试件在30和60 J落锤能量冲击下的载荷-位移曲线如图 5所示。
由于抗冲击强度不同，不同试件的载荷-位移曲线可分为两种类型：
1) 发生回弹的试件，包括P-CC/KK和T-CC/KK两种试件。其载荷-位移曲线可分为3个阶段：载荷上升、高位振荡、回弹卸载阶段。在载荷上升阶段，冲击器与试件发生接触后，顶着试件移动，冲击器的动能以弹性能的形式传递给试件，接触力快速上升，在此过程中复合材料内部开始出现裂纹，裂纹扩展引起基体损伤和分层。载荷上升直到损伤转换点(Dt)[21]后会发生突降，之后迅速回升，进入高位振荡阶段。随着冲击器继续向下移动，复合材料内部的基体损伤和分层损伤不断发展，载荷持续振荡，在此过程中到达峰值载荷，直到冲击器下落速度降到零，即达到最大位移。在这一过程中，部分能量被试件吸收(冲击时的耗散能量)，剩余的弹性能(冲击时的非耗散能量) 被消耗来反弹冲击器。进入回弹阶段，载荷迅速下降，且下降趋势逐渐平缓，最终载荷归零，形成闭合曲线。
2) 发生穿孔破坏的试件，包括P-CK/CK、T-CK/CK和P-C 3种试件。这些试件的载荷-位移曲线也可分为3个阶段：载荷上升、振荡、载荷下降阶段。在载荷达到峰值后曲线会突然下降，表示发生穿孔破坏。在30 J能量下，P-CK/CK试件最终截停了冲击器并有轻微回弹，而T-CK/CK和P-C试件则被冲击器直接贯穿。这些试件的载荷-位移曲线在下降阶段末期会出现持续低位振荡，表示冲击器穿过试件破孔过程中与试件发生的摩擦。
对比各试件峰值载荷可以发现，在30 J能量下，峰值载荷最大的是P-CC/KK试件，在位移15.47 mm时达到3.30 kN，此时已接近其最大挠度15.84 mm，比峰值载荷最小的P-CC/KK试件(1.60 kN)提高了106.25%，这两种都是发生反弹的试件。在60 J能量下，峰值载荷最大的也是P-CC/KK试件，在冲击器位移22.47 mm时达到3.68 kN，比峰值载荷最小的P-C试件(1.86 kN)提高了97.85%。对比回弹试件最大挠度，30和60 J能量下挠度最大的都是T-CC/KK试件，分别达到了24.74和31.92 mm。
3.1.2 载荷-时间曲线与吸收能量-时间曲线
各试件在30和60 J落锤能量冲击下的载荷-时间和吸收能量-时间曲线如图 6所示。其中：实线代表载荷曲线，虚线代表吸收能量曲线。
不同试件在两种能量冲击下的载荷-时间曲线存在明显差异，可分为两种类型：
2) 发生穿孔破坏的试件，包括P-CK/CK、T-CK/CK和P-C。在30 J能量下，P-CK/CK试件的载荷-时间曲线与载荷-位移曲线相似，仅在后期因轻微回弹而有所不同。其他穿孔试件的载荷-时间曲线与载荷-位移曲线高度一致。
对比各试件的峰值载荷可以发现，在30 J能量下，P-CC/KK试件的峰值载荷最高，达到3.30 kN，比峰值载荷最小的P-CC/KK试件的1.60 kN高出106.25%。在60 J能量下，P-CC/KK试件的峰值载荷同样最高，达到3.68 kN，而P-C试件的峰值载荷为1.86 kN。
从吸收能量曲线来看，在30 J能量下，P-CK/CK试件吸收能量最多，达29.54 J。在60 J能量下，T-CC/KK试件吸收能量最多，达59.65 J。
综合对比各试件可以发现，P-C试件在30 J能量下直接发生穿孔，吸收的冲击能量最低，表明碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料的低速冲击性能较纯碳纤维复合材料更好。在CK/CK与CC/KK结构的对比中，T-CK/CK和P-CK/CK试件发生穿孔破坏，而P-CC/KK和T-CC/KK试件发生回弹。尽管P-CK/CK试件吸收了更多能量，但自身严重失效，表明CC/KK结构具有更好的抗冲击性能。在平纹与斜纹结构的对比中，P-CK/CK试件虽发生穿孔破坏但最终截停了冲击器，抗冲击性能优于被直接穿透的T-CK/CK试件。P-CC/KK和T-CC/KK试件均发生回弹，但P-CC/KK试件的峰值载荷更高，吸收的冲击能量较低，表明其损伤程度较轻，抗冲击性能优于T-CC/KK试件。因此，可以得出平纹结构在低速冲击性能方面优于斜纹结构的结论。这里所指的抗冲击性能是指试件抵抗冲击损伤的能力，而非能量吸收能力。在60 J能量下的对比结果与30 J能量下的相符。
综上所述，不同试件在30和60 J能量下的冲击性能表现存在明显差异。P-CC/KK试件在两种能量下均表现出较好的抗冲击性能，而P-C试件在30 J能量下直接发生穿孔，抗冲击性能较差平纹结构相对于斜纹结构在低速冲击性能方面表现更优。这些研究结果对于设计和选择低速冲击条件下应用的复合材料结构具有一定的指导意义。例如，在飞机鸟撞防护、个体防暴护甲、汽车碰撞防护等领域，碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料可以替代纯碳纤维复合材料，实现更优的防护效果。
3.1.3 损伤分析
不同试件损伤形貌如图 7所示。P-C试件在两种能量下都发生了穿孔破坏，背面出现了拉长撕裂和劈裂，形成金字塔状的凸起[13]，穿孔处可观察到拉伸断裂的碳纤维。碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料试件在穿孔后，凯夫拉纤维的韧性拉伸断裂与碳纤维的脆性断裂形成了明显的差异，背凸比P-C试件更大。在30 J能量下，P-CK/CK试件虽然发生了背面撕裂，但未形成大的穿孔，表明未被冲击器穿透。P-CC/KK和T-CC/KK试件在两种能量下都发生了回弹，正面有明显的冲击器压痕，基体发生破裂，损伤沿着织物主纱扩展形成白色条带。在60 J能量下，T-CC/KK试件出现了更严重的损伤，背面基体破裂和凯夫拉纤维断裂失效，永久背凸变形也更大。凯夫拉纤维断裂导致了T-CC/KK试件载荷曲线的突降，这是由于凯夫拉纤维的弯曲强度和模量较低，更易在冲击下发生纬向快速弯曲并引起背面凯夫拉纤维的拉伸失效。与此同时，碳纤维仍能保持较高的强度，使得试件能够维持振荡。
3.2 仿真结果分析
仿真研究选取的对象为在低速冲击试验中有优异性能的P-CC/KK纤维层内混杂复合材料。利用Abaqus/explicit中的显式求解器对建立的P-CC/KK纤维层内混杂复合材料进行了落锤冲击模拟。30 J能量下数值模拟得到的载荷-时间、载荷-位移曲线与试验结果的对比如图 8所示。从载荷-时间曲线趋势看，二者吻合度较高，在上升阶段，两条曲线几乎重合，有限元模型在6.46 ms (高位振荡阶段)时达到峰值载荷，为3.6 kN，比试验结果(3.3 kN)高9.09%；之后由于回弹，载荷下降并归零。下降阶段数值模拟的曲线相比于试验结果存在明显的波动，这可能是因为数值模拟中将失效单元删除，使得在回弹时复合材料内应力传递连续性变差，导致载荷波动。根据载荷-位移曲线，有限元模型最大挠度为15.03 mm，与试验结果(15.84 mm)之间的误差为5.24%。
图 9是60 J能量下数值模拟得到的载荷-时间、载荷-位移曲线与试验结果的对比。在60 J冲击能量下，有限元模型的峰值载荷为4.1 kN，比试验结果(3.68 kN)高8.96%。有限元模型的最大挠度为24.89 mm，与试验结果(25.44 mm)之间的误差为2.21%。随着冲击能量增大，复合材料变形增大，弯曲变形后纤维拉伸(面内响应) 逐渐占据主导地位，因此数值模拟结果与试验结果的误差减小。
由于纤维层内混杂复合材料中两种不同的纤维对超声波的反射率不同，因此无法使用复合材料常用的超声C扫描检测复合材料的内部损伤[13]，而数值模拟方法可以直观地体现层内损伤和层间损伤[17, 23]。由图 10可知，复合材料两个方向上的纤维拉伸和压缩损伤变量均未达到1，因此未发生明显的失效。面内剪切损伤显示试件正面有明显的剪切损伤并且沿主纱向外扩展，这也与试验后试件正面形貌一致。根据截面图像对比，数值模型冲击后永久弯曲变形小于试验试件，与载荷-位移曲线结果对应，数值模型的损伤预测小于试验结果，复合材料在受到冲击后更易恢复原状。图 10g和10h通过cohesive单元失效情况展示了试件的分层损伤区域[13]。在30 J冲击能量下试件中的纤维并未发生失效，主要通过基体主导的面内剪切和分层等行为吸收冲击能量；60 J能量冲击下，复合材料并未出现纤维拉伸与压缩损伤，但面内剪切损伤更为严重，与试验结果较为吻合；分层区域最大尺寸达到34.61 mm，比30 J能量下扩大了46.90%。
4 结论
本文对碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料进行了落锤冲击试验和数值仿真，对各试件的冲击响应和抗冲击性能进行了对比分析，得到的结论如下：
1) 从吸收能量曲线来看，碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料试件吸收能量比P-C试件大幅提升。在30 J冲击能量下P-CK/CK试件刚好将冲击器截停，吸收能量比P-C试件提升了132%；而在60 J冲击能量下T-CC/KK试件通过更大的弯曲变形和内部损伤吸收能量最多，比P-C试件提升了324%。
2) 碳-凯夫拉纤维层内混杂复合材料试件低速冲击性能比P-C试件大幅提高。P-CC/KK试件的峰值载荷最高，T-CC/KK试件的挠度最大。CC/KK结构比CK/CK结构拥有更好的抗低速冲击性能，平纹结构抗低速冲击性能优于斜纹结构。
3) 对P-CC/KK纤维层内混杂复合材料进行的落锤冲击仿真研究表明，本文建立的有限元模型具有较高的准确性，能够较好地反映未穿透情况下复合材料的面内损伤。
