不同噴鋁參數(shù)對復(fù)合材料雷擊防護(hù)性能模擬

盧 翔,趙 淼,單澤眾

（中國民航大學(xué) 航空工程學(xué)院，天津 300300）

雷擊電流是一種瞬態(tài)電荷，通常在50~200 s的時間尺度上注入雷擊附著點，會對飛機(jī)造成極大的威脅，據(jù)統(tǒng)計，飛機(jī)平均每飛行1000~3000 h會遭遇一次雷擊，多雷雨地區(qū)幾乎每年遭受一次雷擊[1]。復(fù)合材料相比于傳統(tǒng)的金屬材料，具有良好的比剛度、比強(qiáng)度、疲勞性能及耐腐蝕等特點，但基體和纖維導(dǎo)電性能差，在雷電流直接作用下，更容易產(chǎn)生損傷[2]。基于MSG-3思想的閃電/高強(qiáng)度輻射場（lighting/high intensity radiated field，L/HIRF）防護(hù)分析邏輯，對雷擊防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的燒蝕損傷特征進(jìn)行研究，可為國產(chǎn)民機(jī)的雷擊防護(hù)設(shè)計提供一定的參考[3]。

雷電流對于復(fù)合材料的直接影響是一個涉及多物理場耦合的復(fù)雜過程，且雷電流峰值高、持續(xù)時間短、作用積分大[4]。Ogasawara等[5]通過假定復(fù)合材料厚度方向?qū)щ娐孰S溫度的線性變化，建立了復(fù)合材料雷擊損傷仿真模型，結(jié)果表明，雷擊產(chǎn)生的焦耳熱顯著影響雷擊損傷；Hirano等[6]利用實驗的方法研究不同峰值雷電流對CFRP的損傷，通過無損檢測技術(shù)研究CFRP的損傷形式，結(jié)果表明：CFRP的雷擊損傷形式主要有纖維斷裂、基體消融及層間分層三種模型，且雷電流參數(shù)對其損傷形式有較大的影響；付尚琛等[7]利用實驗的方法研究A波形雷電流對IM600/133碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的損傷情況，仿真結(jié)果與實驗結(jié)果表現(xiàn)相同的變化規(guī)律，但損傷面積誤差達(dá)到了56%。

在復(fù)合材料雷擊防護(hù)方面，Lepetit等[8]考慮防護(hù)系統(tǒng)涂料爆炸沸騰對復(fù)合材料損傷的影響，研究了雷擊對測試材料板的機(jī)械損傷；Fu等[9]針對雷擊作用下LSP系統(tǒng)的介電擊穿現(xiàn)象，建立了不同先進(jìn)LSP系統(tǒng)復(fù)合材料在雷擊作用下的熱-電耦合有限元模型；Wolfrum等[10]通過加入碳納米管來提高膠黏劑的導(dǎo)電性，對環(huán)氧基復(fù)合材料結(jié)構(gòu)進(jìn)行了強(qiáng)雷擊的研究，結(jié)果表明：結(jié)構(gòu)損傷主要是淺表損傷，只有很小的區(qū)域受到嚴(yán)重破壞；本課題組[11-13]基于國產(chǎn)民機(jī)和直升機(jī)的L/HIRF項目研究，在復(fù)合材料雷擊損傷方面已取得一些成果，由于目前國內(nèi)對于防護(hù)系統(tǒng)下的復(fù)合材料在雷電環(huán)境中的損傷特征研究較少，本工作對防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料在雷電流作用下的損傷規(guī)律進(jìn)行研究。

目前雷擊防護(hù)系統(tǒng)主要采用鋁或銅材料，本工作根據(jù)雷電通道與飛機(jī)表面間相互作用的理論，對雷擊損傷過程和燒蝕機(jī)理進(jìn)行分析，并引入雷擊燒蝕損傷指數(shù)DI。在此基礎(chǔ)上，在ABAQUS軟件中建立復(fù)合材料基準(zhǔn)件、全噴鋁和局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料層合板雷擊電-熱耦合有限元模型，并對其損傷特征進(jìn)行對比分析。

1 雷擊損傷過程

雷電環(huán)境下電場將空氣電離成正粒子、負(fù)粒子和中性粒子，形成等離子體放電通道，大量的能量被迅速傳遞，電離通道以超音速擴(kuò)展，如果沖擊波遇到堅硬的表面，動能轉(zhuǎn)化為壓力，導(dǎo)致材料結(jié)構(gòu)破碎。同時，電阻加熱導(dǎo)致溫度升高，進(jìn)而通過熱解引發(fā)樹脂分解。如果燃燒樹脂產(chǎn)生的氣體被困在基底中，則可能發(fā)生爆炸，對結(jié)構(gòu)造成損傷[14-15]。為了減少雷擊造成的損傷，通常采用雷擊防護(hù)（LSP）系統(tǒng)對復(fù)合材料進(jìn)行防護(hù)，雷電流放電與防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的作用機(jī)理如圖1所示。

1.1 放電通道電場分布

根據(jù)麥克斯韋電荷守恒方程確定導(dǎo)電材料的電場分布。放電通道在各層底面的電流與頂面電流及各層電流降的關(guān)系為[16]：

其中，電流降為：

電流密度為：

防護(hù)層金屬鋁屬于各向同性材料，對于各向同性媒質(zhì)，極化強(qiáng)度矢量P與電場強(qiáng)度E成正比，相應(yīng)的矢量關(guān)系為：

雷電環(huán)境中存在金屬和復(fù)合材料兩種媒質(zhì)時，雷電流產(chǎn)生的場會對媒質(zhì)中的電荷產(chǎn)生作用，故引入電位移矢量D[17]。

根據(jù)焦耳定律，電流通過復(fù)合材料產(chǎn)生的熱量為：

式中：D為電位移矢量。

1.2 能量平衡方程

對于微元體，根據(jù)能量守恒定律，在任一時間間隔內(nèi)有以下熱平衡關(guān)系：

導(dǎo)入微元體的總熱流量+微元體內(nèi)熱源的生成熱=導(dǎo)出微元體的總熱流量+微元體熱力學(xué)能（即熱能）的增量

其中，內(nèi)熱源代表單位時間內(nèi)單位體積中產(chǎn)生或消耗的熱能（產(chǎn)生為正，消耗為負(fù)）。

所以，熱傳導(dǎo)可由式（8）所示[17]：

其中，熱能為：

1.3 燒蝕機(jī)理

在雷擊附著點處釋放的能量由雷電流、放電通道末端和電弧根部的陰極或陽極電壓降產(chǎn)生，溫度可達(dá)到30000 ℃。當(dāng)雷擊放電通道平滑地掃過一段沒有鋁涂層的復(fù)合材料表面時，雷電效應(yīng)會在其表面形成對稱的腐蝕斑。通常放電通道不能完全自由移動，一般保持在1A和2A區(qū)的金屬涂層的附著點上，導(dǎo)致附著點上的金屬熔化。在機(jī)翼后緣的1B和2B區(qū)，放電通道會持續(xù)更長的時間，流經(jīng)材料的大電流通量瞬間轉(zhuǎn)化為焦耳熱，融化掉大量金屬。對于噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下的復(fù)合材料，產(chǎn)生的熱量會導(dǎo)致鋁熔化、燒蝕和汽化。由于金屬在高溫下會快速汽化，故認(rèn)為汽化是主要的燒蝕機(jī)理[18-19]。可以采用Hertz-Knudsen（H-K）模型預(yù)測鋁涂層和CFRP層的汽化（燒蝕）速率。H-K模型[18]：

式中：β是黏附系數(shù)；m為材料的相對原子質(zhì)量；kB是玻爾茲曼常數(shù)；ρ是材料的密度；LV是材料的汽化潛熱；T是溫度；TBT是材料在p0壓力下沸騰的瞬變溫度。

2 有限元模型的建立

2.1 材料屬性

采用 CFRP材料類型為 T700/3234，150 mm×100 mm，單層板厚度為 0.125 mm，共 8 層，鋪層方式為 [45°/0°/–45°/90°]S。通過基準(zhǔn)件、全噴鋁和兩種不同方式的局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)4種方式研究雷擊對復(fù)合材料的燒蝕損傷。由于復(fù)合材料層合板T700/3234與IM600/133的材料組成均為碳纖維和環(huán)氧樹脂，且碳纖維體積含量相同，所以近似認(rèn)為其材料物理性能相同，鋁和CFRP的熱電物理性能參數(shù)如表1、表2、表3[16]。

表1 不同溫度下鋁材料參數(shù)的熱物理性能Table 1 Thermal-physical properties of the aluminum at different temperatures

表2 復(fù)合材料密度、比熱和熱導(dǎo)率Table 2 Density，specific heat and thermal conductivity of composites

表3 復(fù)合材料電導(dǎo)率Table 3 Electrical conductivity of composites

2.2 邊界條件

材料表面與周圍環(huán)境之間傳熱形式主要分為兩種形式：熱傳導(dǎo)與熱輻射。雷電流在極短的時間內(nèi)可釋放大量的電阻熱，與周圍環(huán)境形成較大的溫度差，故材料結(jié)構(gòu)表面與周圍環(huán)境之間傳熱以熱輻射為主。采用熱傳遞第三類邊界條件[20]：

在仿真模擬過程中，采用與實驗相同的外部條件[16]，側(cè)面與底面電勢為0 V。頂面與側(cè)面熱傳遞采用第三類邊界條件，熱輻射率為0.9。復(fù)合材料底面溫度變化幅度不大，設(shè)定為絕熱，采用第二類邊界條件，熱流密度為0 W/m2，空氣溫度為25 ℃。

雷擊作用是自然界中的電流在很短時間（< 1 ms）內(nèi)的放電現(xiàn)象，復(fù)合材料的雷擊損傷是在瞬間產(chǎn)生和擴(kuò)展的，所以可忽略與外界環(huán)境的熱交換。

2.3 有限元模型的建立

利用ABAQUS有限元軟件，按照SAE-ARP-5414標(biāo)準(zhǔn)對2B雷擊區(qū)域加載D波形電流，根據(jù)雷擊通道半徑采用多節(jié)點分步加載雷電流的方式在層合板中心進(jìn)行電-熱耦合分析。根據(jù)熱傳遞邊界條件，熱輻射率ε= 0.9，電勢E= 0 V，環(huán)境溫度T=25 ℃。網(wǎng)格類型采用3D電熱耦合單元DC3D8E，網(wǎng)格個數(shù)為27648。有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元模型Fig. 2 Finite element model

當(dāng)溫度達(dá)到300 ℃時，環(huán)氧樹脂開始熱解，溫度達(dá)到600 ℃時，樹脂基體完全融化，認(rèn)為層合板已經(jīng)燒蝕損傷，溫度達(dá)到3316 ℃時，碳纖維升華斷裂。仿真中假設(shè)溫度可持續(xù)上升，無最高限制。本工作引用一種二維損傷指數(shù)（DI），反映CFRP的損傷程度[9]。當(dāng)CFRP的溫度低于300 ℃時DI為0，溫度高于300 ℃ 低于600 ℃ 時，DI為溫度高于600 ℃時，DI為1。即

2.4 模型有效性的驗證

為了驗證噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下有限元模型的有效性，選取鋁涂層厚度為0.1 mm，雷擊電流波形為10/350，峰值電流為31.3 kA，分別對全噴鋁和局部噴鋁模型進(jìn)行雷擊模擬，并與文獻(xiàn)[16]實驗結(jié)果進(jìn)行對比，鋁涂層燒蝕云圖如圖3所示。

從圖3可以看出，全噴鋁和局部噴鋁防護(hù)的雷擊模擬結(jié)果與實驗結(jié)果均有著相同的發(fā)展趨勢。因為雷電流主要沿著鋁涂層傳導(dǎo)出去，復(fù)合材料層合板出現(xiàn)的燒蝕損傷主要是鋁涂層的熱傳遞致使復(fù)合材料層合板溫度上升，所以全噴鋁模型進(jìn)行雷擊模擬時，損傷區(qū)域從中心呈圓形分布，局部噴鋁模型進(jìn)行雷擊模擬時，損傷區(qū)域從中心沿鋁涂層呈“十字形”分布，驗證了模型的有效性。

圖3 0.1 mm鋁涂層實驗和仿真燒蝕損傷對比圖 （a）全噴鋁防護(hù)；（b）局部噴鋁防護(hù)；（1）實驗；（2）仿真Fig. 3 Comparison of ablation damage of 0.1 mm aluminum coating （ a） full-scale spraying aluminum protection system；（b）partial spraying aluminum protection system；（1）experiment；（2）simulation

3 結(jié)果分析

3.1 復(fù)合材料基準(zhǔn)件損傷分析

為了對比復(fù)合材料基準(zhǔn)件和噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料雷擊燒蝕損傷面積，選取10/350波形50 kA峰值雷電流對復(fù)合材料基準(zhǔn)件進(jìn)行雷擊沖擊模擬，每層的燒蝕損傷模擬結(jié)果如圖4所示。

從圖4可以看出，復(fù)合材料基準(zhǔn)件的溫度場為“葫蘆”形狀，損傷區(qū)域為橢圓形狀。CFRP表面最高溫度超過3316 ℃，每層的DI均為1，說明極短的時間內(nèi)傳導(dǎo)大量的雷擊電流，焦耳熱造成CFRP每一層均有損傷，即復(fù)合材料被擊穿。隨著溫度持續(xù)增加，由式（10）可知，纖維燒蝕速率加快，發(fā)生纖維斷裂。復(fù)合材料基準(zhǔn)件是正交各向異性，纖維方向的電導(dǎo)率遠(yuǎn)大于厚度和垂直方向的電導(dǎo)率[21]，雷擊電流主要沿纖維方向傳導(dǎo)，故在焦耳熱效應(yīng)下形成的溫度場也主要沿纖維方向擴(kuò)展。

在雷擊通道內(nèi)某一節(jié)點位置的溫度分布如圖5所示。從圖5可以看出，雷擊電流附著在復(fù)合材料表面時，溫度迅速上升到最高溫度，隨著分析步時間的增加，保持最高溫度不變。

3.2 全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)損傷分析

鋁涂層可有效降低復(fù)合材料雷擊燒蝕損傷影響。鋁涂層越厚，導(dǎo)電能力越強(qiáng)，復(fù)合材料層合板雷擊燒蝕損傷區(qū)域越小，但是其相應(yīng)的結(jié)構(gòu)重量隨之增加。鋁涂層厚度與結(jié)構(gòu)重量成線性變化，故鋁涂層重量可通過厚度衡量[22]。

為了研究全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)對復(fù)合材料層合板的雷擊損傷影響，在雷擊電流波形為10/350峰值電流為50 kA時，對0.1 mm厚度的全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料層合板進(jìn)行雷擊模擬，前兩層的損傷模擬結(jié)果如圖6所示。

圖4 復(fù)合材料基準(zhǔn)件的燒蝕損傷模擬結(jié)果 （a）~（h）為第一層~第八層Fig. 4 Ablation damage simulation results of composite material reference specimen （a）-（h）1st layer - 8th layer

圖5 復(fù)合材料基準(zhǔn)件某節(jié)點溫度分布Fig. 5 Temperature profile at a node of composite materialreference specimen

圖6 全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下 CFRP 前兩層損傷模擬結(jié)果（a）第一層；（b）第二層Fig. 6 Damage simulation results of the first two layers of CFRP with full-scale spraying aluminum protection system （a）1st layer；（b）2nd layer

從圖 6（a）可以看出，CFRP 在 0.1 mm 厚度的全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下，復(fù)合材料損傷主要從中心呈圓形分布，主要發(fā)生在第一層，最高溫度達(dá)到2594 ℃，DI為 1，從圖 6（b）可看出，CFRP第二層未發(fā)生損傷，DI為 0。根據(jù)電-熱耦合能量方程式（6）和（7）可知，在一定時間內(nèi)高的峰值電流產(chǎn)生較高的熱量，高溫使纖維燒蝕損傷面積加大，鋁材料導(dǎo)電性明顯大于復(fù)合材料，雷擊作用時間短，雷電流主要沿著鋁涂層傳導(dǎo)出去，復(fù)合材料層合板出現(xiàn)的燒蝕損傷主要是因為鋁涂層的熱傳遞致使復(fù)合材料層合板溫度上升，故以雷電流為中心的圓形區(qū)域出現(xiàn)了燒蝕損傷[15]。

全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料在雷擊通道內(nèi)某一節(jié)點位置的溫度分布如圖7所示。從圖7中可以看出，雷擊電流附著在復(fù)合材料表面時，節(jié)點溫度隨著分析步時間的增長而逐步上升到最高溫度。

圖7 全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下 CFRP 某節(jié)點溫度分布Fig. 7 Temperature profile at a node of CFRP with full-scale spraying aluminum protection system

3.3 局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)損傷分析

為了研究局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)對復(fù)合材料層合板的雷擊損傷影響，按照技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)Q/3A76S30—2010，并參照美國汽車工程師委員會（SAE）給出的飛機(jī)雷擊實驗方法標(biāo)準(zhǔn)SAE-ARP-5416和雷擊分區(qū)標(biāo)準(zhǔn)SAE-ARP-5414A，選用全噴鋁和局部噴鋁方式進(jìn)行復(fù)合材料雷擊防護(hù)。針對復(fù)合材料層合板的雷擊防護(hù)，做了兩種不同的局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)，在雷擊電流波形為10/350、峰值電流為50 kA、噴鋁面積一定時，對0.1 mm厚度的局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料層合板進(jìn)行雷擊模擬，局部噴鋁試件的幾何平面圖如圖8和圖9所示。局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1的前兩層損傷模擬結(jié)果如圖10所示。

圖8 局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng) 1 的幾何尺寸Fig. 8 Geometric dimensions of partial spraying aluminumprotection system 1

圖9 局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng) 2 的幾何尺寸Fig. 9 Geometric dimensions of partial spraying aluminumprotection system 2

圖10 局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1下CFRP損傷模擬結(jié)果 （a）第一層；（b）第二層Fig. 10 Damage simulation results of CFRP with partial spraying aluminum protection system 1 （ a） 1st layer；（b）2nd layer

從圖10中可以看出，損傷主要發(fā)生在CFRP第一層。從圖10（a）可以看出，由于鋁的導(dǎo)電率高于復(fù)合材料，故雷電流主要沿十字形噴鋁層寬度方向傳導(dǎo)，造成的雷擊損傷也呈對稱狀，產(chǎn)生的焦耳熱通過鋁層迅速傳到復(fù)合材料，表面最高溫度超過3316 ℃，達(dá)到鋁的沸點溫度2793 ℃，鋁層會因焦耳熱效應(yīng)熔融，發(fā)生劇烈的汽化現(xiàn)象，雷電流便直接作用在CFRP上，導(dǎo)致CFRP基體熔融、汽化、燒蝕，纖維升華、斷裂，CFRP表面形成以附著點為中心的橢圓形燒蝕區(qū)域[23]。從圖10（b）中可以看出，第二層的溫度高于全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下CFRP第二層的溫度，表明全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)的防雷擊效果高于局部噴鋁系統(tǒng)。

局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1下復(fù)合材料在雷擊通道內(nèi)某一節(jié)點位置的溫度分布如圖11所示。從圖11中可以看出，雷擊電流附著在復(fù)合材料表面時，節(jié)點溫度隨著分析步時間的增加而增長到最高溫度，鋁涂層和CFRP因焦耳熱效應(yīng)熔融、汽化，故隨著時間的繼續(xù)增長，溫度稍有降低而后保持穩(wěn)定不變。

圖11 局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1下CFRP某節(jié)點溫度分布Fig. 11 Temperature profile at a node of CFRP with partial spraying aluminum protection system 1

局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2的損傷模擬結(jié)果如圖12所示。從圖12中可看出，損傷主要發(fā)生在CFRP第一層，損傷面積接近矩形，因為電流加載在局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2的中心時，電流不能向上下方向傳導(dǎo)，但電流加載在局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1的中心時，電流可以向四周方向傳導(dǎo)，故復(fù)合材料的燒蝕損傷面積大于局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1。

圖12 局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2下CFRP損傷模擬結(jié)果 （a）第一層；（b）第二層Fig. 12 Fig.10 Damage simulation results of CFRP with partial spraying aluminum protection system 2 （a）1st layer；（b）2nd layer

局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2下復(fù)合材料在雷擊通道內(nèi)某一節(jié)點位置的溫度分布如圖13所示。節(jié)點溫度的變化趨勢與全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)相同，隨著分析步時間的增長而逐步上升到最高溫度，但局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2下的復(fù)合材料最高溫度高于全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)。

圖13 局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2下CFRP某節(jié)點溫度分布Fig. 13 Temperature profile at a node of CFRP with partial spraying aluminum protection system 2

3.4 對比分析

為了對比復(fù)合材料基準(zhǔn)件和噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料雷擊燒蝕損傷面積，根據(jù)飛機(jī)維修手冊分別對復(fù)合材料基準(zhǔn)件、不同厚度全噴鋁和局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下的復(fù)合材料層合板進(jìn)行雷擊模擬，只考慮由于焦耳熱效應(yīng)而產(chǎn)生的損傷面積，計算損傷面積時，考慮到熱傳導(dǎo)過程會使溫度傳導(dǎo)受阻，且內(nèi)部損傷是熱效應(yīng)等綜合的結(jié)果，對文獻(xiàn)[11]進(jìn)行改進(jìn)，采用矩形判定法計算損傷面積。擬合不同鋁涂層厚度與復(fù)合材料層合板燒蝕損傷面積的關(guān)系，其結(jié)果如圖14所示。

圖14 噴鋁防護(hù)系統(tǒng)損傷面積對比Fig. 14 Comparison of damage area of aluminum spraying protection system

從圖14中可以看出，鋁涂層厚度為0.5 mm時，全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的損傷面積大幅度降低，損傷面積約為復(fù)合材料基準(zhǔn)件的五分之一，局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1下復(fù)合材料損傷降低幅度小于全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)；隨著鋁涂層厚度增加，兩種防護(hù)系統(tǒng)下的損傷面積均平緩降低，鋁涂層厚度為0.2 mm時，全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的損傷幾乎為零；0.125 mm厚度鋁涂層的局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)和0.075 mm厚度鋁涂層的全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)的雷擊防護(hù)效果相當(dāng)。

圖14中，橫坐標(biāo)為鋁涂層厚度h，縱坐標(biāo)為CFRP的燒蝕損傷面積S。對結(jié)果進(jìn)行函數(shù)擬合，發(fā)現(xiàn)兩者滿足冪函數(shù) S =ahb的函數(shù)關(guān)系，全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)的函數(shù)關(guān)系為 S =0.291h?2.367，擬合度達(dá)到99.3%；局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1的函數(shù)關(guān)系為S=1.841h?2.132，擬合度達(dá)到98.7%。

為了對比不同的雷擊防護(hù)系統(tǒng)對復(fù)合材料雷擊的損傷影響，對0.1 mm厚度的復(fù)合材料基準(zhǔn)件、全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)和不同的兩種局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下的復(fù)合材料層合板在雷擊電流波形為10/350時，分別施加 40 kA、50 kA 和 60 kA 的峰值電流進(jìn)行雷擊模擬，損傷面積結(jié)果如圖15所示。

從圖15中可以看出，峰值電流為40 kA時，全噴鋁和兩種局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的損傷面積幾乎相同；峰值電流為50 kA時，局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2的損傷面積約為復(fù)合材料基準(zhǔn)件的一半；峰值電流為60 kA時，局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2的損傷面積接近復(fù)合材料基準(zhǔn)件的一半，全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)和局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1的損傷面積幾乎相同。

對比不同防護(hù)系統(tǒng)下節(jié)點的溫度曲線，從圖5、圖7、圖11和圖13對比可以看出，雷電流作用時，復(fù)合材料基準(zhǔn)件的溫度上升速率遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于三種不同的噴鋁防護(hù)系統(tǒng)，且最后穩(wěn)定溫度也高于噴鋁防護(hù)系統(tǒng)，局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)的穩(wěn)定溫度高于全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)，故全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)的防雷擊效果優(yōu)于局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)，但結(jié)構(gòu)質(zhì)量也會增大，實際應(yīng)用中需均衡考慮各種因素。

4 結(jié)論

（1）對雷擊過程的損傷機(jī)理進(jìn)行了分析，建立了復(fù)合材料雷擊防護(hù)的能量平衡模型，對雷擊燒蝕損傷特征分析時引入了雷擊燒蝕損傷指數(shù)DI。

（2）電-熱耦合對比分析表明：鋁涂層厚度為0.5 mm時，全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的損傷大幅度降低，損傷面積約為復(fù)合材料基準(zhǔn)件的五分之一。

（3）電-熱耦合對比分析表明：局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料損傷降低幅度小于全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)，鋁涂層厚度為0.2 mm時，全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的損傷幾乎為零；0.125 mm厚度鋁涂層的局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)和0.075 mm厚度鋁涂層的全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)的雷擊防護(hù)效果相當(dāng)。

（4）不同的雷擊防護(hù)系統(tǒng)下復(fù)合材料的損傷分析表明：峰值電流為50 kA時，局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)2的損傷面積約為復(fù)合材料基準(zhǔn)件的一半；峰值電流為60 kA時，全噴鋁防護(hù)系統(tǒng)和局部噴鋁防護(hù)系統(tǒng)1的損傷面積幾乎相同。