分層損傷和完好復合材料薄壁加筋板的后屈曲承載能力及破壞形式

謝紫龍，尚柏林，常 飛，楊 哲，尹俊杰

（空軍工程大學航空航天工程學院，西安710038）

0 引 言

纖維增強樹脂基復合材料薄壁加筋板是先進飛機中應用較為廣泛的一種結構，在飛機機翼和尾翼的翼面、梁腹板以及機身蒙皮上都有應用。當它們受面內壓縮、剪切等載荷作用時，常見的失效模式為屈曲失穩［1］。通常，復合材料結構在屈曲以后并不會馬上失效，仍舊具有很大的承載能力，即后屈曲強度較高［2］。據此對復合材料薄壁加筋板結構采用后屈曲設計是一種充分利用后屈曲承載能力的合理設計方法，有助于在保證安全的前提下減輕結構質量和節約成本，對提高經濟效益具有重要意義。但是，復合材料結構在制造和使用過程中會遇到工具墜落或飛鳥、設備撞擊等低能沖擊，導致結構出現損傷，特別是在背面會出現較大的分層損傷，致使結構強度大幅降低［3］。因此，對復合材料薄壁加筋板結構沖擊后的性能進行試驗研究具有重要的工程價值。國內外學者對復合材料沖擊損傷后的壓縮及拉伸剩余強度進行了大量研究［4－8］，但有關分層損傷對剪切承載能力影響的相關文獻還沒有看到。為此，作者針對某型飛機垂尾復合材料薄壁加筋板，先通過沖擊試驗在蒙皮中央預制分層損傷，然后對完好試樣和分層損傷試樣進行剪切試驗，分析了它們的結構破壞形式以及屈曲、后屈曲承載能力，以期為該結構在工程中的使用提供參考。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

試驗所用試樣為具有四根桁條的正方形復合材料薄壁加筋板結構，其中蒙皮材料為中溫固化環氧碳纖維織物預浸料CF3031，桁條為“工”字型中溫環氧碳纖維預浸料CCF300。試樣尺寸為770mm×770mm，加筋板厚度為2.8mm，其四邊設計了612mm×79mm的邊框，用于與對角拉伸的夾具相連。試驗采用1塊完好試樣（W1），3塊分層損傷試樣（S1、S2、S3），損傷位于蒙皮中央。

采用TANHOR自由落體落錘沖擊試驗臺對以上復合材料薄壁加筋板預制分層損傷，沖頭直徑為8mm，沖擊能量設定為21J。沖擊時，試樣四邊為簡支狀態，沖擊點為試樣中心位置。蒙皮沖擊損傷形貌如圖1所示，沖擊凹坑最大深度為1.1mm。沖擊后使用IUCS－Ⅱ型便攜式數字超聲C掃描系統對沖擊后試樣的損傷區域進行探測，圖2中外圍淺色區域為未損傷狀態，顏色深度與之不同的區域分別表示不同程度的分層損傷。

1.2 試驗方法

定制的四連桿框架試驗夾具由銷釘連接的整體雙層框架組成，每根連桿上鉆有兩排螺釘孔。夾具連桿有足夠的剛度，防止在加載過程變形。剪切試驗加載方式如圖3所示，加載時四連桿框架將作用在平板的一條對角線上的拉力轉換為剪切力。試樣正、反面對稱粘貼15×2組應變花，貼片位置見圖3。除沖擊點所在的中心位置外，距離沖擊點位置最近的四組應變花標記為①、②、③、④。每組應變花由三個應變計組成，應變計兩兩之間夾角為45°，用以測量和對比研究測點不同方向的應變情況，花片中間應變計的方向與對角拉伸的拉力方向相同，定義圖3中位置①處的應變計F1（R1）、F2（R2）、F3（R3）所在的方向分別為0°，90°，45°。采用 MTS多通道液壓伺服系統加載設備對試樣進行分級加載，先以設計載荷的5%（35kN）為級差加載至設計載荷的67%（470kN），再以設計載荷的2%（15kN）為級差加載直至破壞。通過TEST3826型靜態應變測試系統測量應變，并實時記錄試樣上各位置的應變值。

圖3 加載方式及應變片布置示意Fig.3 Loading mode and layout of strain gauges

2 試驗結果與討論

由于損傷試樣在中心沖擊點位置處未能布置應變花，為了探討分層損傷對復合材料薄壁加筋板承載能力的影響，以損傷附近的測量點為研究對象，并根據加筋板結構和載荷具有的對稱性，選擇圖3中①、②位置的測量結果進行討論。作出W1和S1試樣在①、②兩個位置處應變花的應變曲線，如圖4所示。

從圖4（a），（b）可以看出，在開始加載階段，W1試樣正反兩面對稱應變計的應變值以近似相同的數值均勻變化，這表明在此階段試樣只在面內發生變形，應變曲線均在載荷約為420kN時發生分離，并在此后呈非線性變化，這說明此時應變計所處位置的加筋板發生了屈曲，此后加筋板能繼續承載，直至載荷達到755kN時突然破壞，應變值在此時發生突變。據此可知W1試樣的屈曲失穩載荷為420kN，未發生明顯的局部屈曲；其后屈曲承載載荷為420～755kN。

以損傷試樣S1為例，如圖4（c），（d）所示，由其載荷－應變曲線可以看出，S1試樣的整體屈曲失穩載荷為240kN，但從F5和R5這對應變計的應變曲線可以看出，在載荷為140kN時曲線已發生分離，即此時這里已發生局部屈曲。其后屈曲承載載荷為240～312kN。

圖4 W1，S1試樣上①和②位置處的載荷－應變曲線Fig.4 Load－strain curves of the position① and②on different samples：（a）S1sample，at the position of①；（b）W1sample，at the position of②；（c）S1sample，at the position of①and（d）S1sample；at the position of②

由表1可知，損傷試樣的整體屈曲失穩載荷較完好試樣的降低了50%左右，而且在較小的載荷下就可能發生局部屈曲；其后屈曲承載載荷只有完好試樣的25%左右，最終破壞載荷則降低了55%左右。

表1 不同試樣的局部屈曲載荷、屈曲失穩載荷、后屈曲承載載荷和破壞載荷Tab.1 Local bucking load，bucking load，post－bucking load and failure load of different samples

從圖4還可以看出，在試樣未發生屈曲失穩之前，各應變計的應變值隨載荷增加近似呈線性增加，對屈曲之前的應變曲線進行線性擬合，可以得出各試樣正面①、②兩個位置處各應變計應變曲線的近似斜率，結果如表2所示。

表2 不同試樣在屈曲失穩之前正面①、②兩個位置處載荷－應變曲線的近似斜率Tab.2 Approximate slope of load－strain curves of the position of①and②on front side of different samples before bucking

由表2可知，在屈曲失穩之前，損傷試樣上各應變計載荷－應變曲線的斜率普遍比完好試樣的大，即其應變值的變化比完好試樣的快，這說明分層損傷會降低復合材料薄壁加筋板的剛度。對于90°方向應變計（F3，F6）載荷－應變曲線的近似斜率，各試樣的差異不大，而對于0°方向應變計（F1，F4）載荷－應變曲線的近似斜率來說，W1試樣的很小，即在W1試樣屈曲之前的應變變化緩慢，0°方向的應變很小，而各損傷試樣與W1試樣的差異較大，如在載荷同為140kN時，W1，S1，S2，S3試樣的F1應變計的應變值分別為55，330，328，198。通過對比說明分層損傷會導致應力在試樣內部重新分布，使結構內部應力的分布方向和大小都發生改變，從而導致結構最后的極限承載能力和破壞形式較完好試樣的都有所不同。

由圖5可見，由于復合材料薄壁加筋板結構以及施加的剪切載荷具有對稱性，完好試樣的破壞區域較為分散，各個區域的承載能力幾乎都完全發揮出來，直至破壞，所以其破壞載荷、后屈曲承載能力很大。而蒙皮中央具有分層損傷的三塊試樣的主要破壞路徑都是經過中心損傷處貫穿加筋板的蒙皮斷裂，其它區域的破壞程度都較輕，其承載載荷遠遠低于其所具備的破壞載荷，所以中心處的分層損傷不僅會使損傷附近區域極易發生局部屈曲，還會導致加筋板過早整體破壞，從而使加筋板的屈曲失穩載荷、后屈曲承載載荷和破壞載荷都大為降低。

圖5 不同試樣破壞后的正面形貌Fig.5 Front images of different samples after failure：（a）W1sample；（b）S1sample；（c）S2sample and（d）S3sample

3 結 論

（1）分層損傷降低了復合材料薄壁加筋板的剛度，并改變了板內的應力分布。

（2）分層損傷會改變復合材料薄壁加筋板的破壞模式，使損傷試樣在剪切過程中出現明顯的局部屈曲模態，并使加筋板的屈曲失穩載荷、后屈曲承載載荷和破壞載荷都大為降低。

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